超大噸位轉(zhuǎn)體斜拉橋墩梁構(gòu)造關(guān)鍵技術(shù)研究

姚君芳,徐升橋,焦亞萌

(中鐵工程設(shè)計咨詢集團有限公司,北京 100055)

1 概述

樂凱大街南延工程位于保定市區(qū)西南部，道路等級為城市主干路，主線設(shè)計時速60 km。全線控制性工程——樂凱大街上跨保定南站主橋為145 m+240 m+110 m子母塔[1]單索面混凝土斜拉橋，全長495 m，斜交正做，雙向8車道，兩側(cè)各2 m人行道，總寬39.7 m。主橋跨越京廣鐵路保定南站，京廣鐵路為雙線電氣化鐵路，保定南站為鐵路編組站，跨越處共21條股道，客貨運繁忙。為保證鐵路運營安全，減小對鐵路運營的影響，采用子母塔墩底雙向平面轉(zhuǎn)體[2-3]、中間合龍施工方案。母塔轉(zhuǎn)體質(zhì)量為4.6 ×104t，轉(zhuǎn)體長度為135 m+128.6 m，轉(zhuǎn)體角度為52.4°；子塔轉(zhuǎn)體質(zhì)量為3.5 ×104t，轉(zhuǎn)體長度為102 m+102 m，轉(zhuǎn)體角度為67.4°。轉(zhuǎn)體質(zhì)量和轉(zhuǎn)體長度[4-5]均為目前同類型橋梁之最。主橋?qū)嵕耙妶D1，主橋布置見圖2。

總體設(shè)計采用單索面，主梁采用大懸臂箱梁[6-7]結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)不但具有方便墩塔轉(zhuǎn)體、造價較低的優(yōu)點，且避免了鋼結(jié)構(gòu)或鋼混結(jié)合梁[8]定期養(yǎng)護的缺點，拉索檢修也可在箱內(nèi)完成，對本橋跨越運輸繁忙的鐵路站場的干擾較小。

圖1 樂凱大街上跨保定南站主橋?qū)嵕?/p>

圖2 樂凱大街上跨保定南站主橋布置(單位：m)

1.1 橫梁

母塔的塔、墩、梁采用固結(jié)形式[9-10]，子塔處塔梁固結(jié)，塔墩分離。對于子塔處的超寬單索面結(jié)構(gòu)，由于橫梁承擔(dān)了子塔自重及斜拉索傳遞的所有豎向力，已建成相近類型橋梁做法基本是橫向設(shè)置3排或3排以上支座，如江門市禮樂河大橋(65+110+65) m雙塔單索面矮塔斜拉橋[11]、沈陽市富民橋(89+242+89) m雙塔單索面斜拉橋[12]均采用橫向三支座；清遠市北江四橋(100+218+100) m雙塔單索面混合梁斜拉橋橫向采用雙排八支座[13]。設(shè)置多排支座帶來的問題是：第一，中支座受力過大，邊支座無法有效分擔(dān)豎向力。以清遠市北江四橋為例，中支座反力約為邊支座的3倍。第二，多支座易產(chǎn)生支座脫空現(xiàn)象，各支座受力具有不確定性。

為使支座受力明確，高效發(fā)揮所有支座的作用，子塔橋墩與主梁間設(shè)置橫向雙排支座。同時為減小主梁順橋方向在子塔處的彎矩峰值，提供梁的豎向轉(zhuǎn)動約束，縱向也設(shè)置雙排支座，子塔合計4個支座。

另外，本橋子塔橫梁中心高度3.5 m，從表1可以看出，即使與設(shè)置了多支座橫梁的橋梁相比，本橋橫梁結(jié)構(gòu)高度依然較低。

綜合上述結(jié)構(gòu)特點，有必要對子塔橫梁運營階段與施工階段開展結(jié)構(gòu)設(shè)計與應(yīng)力狀態(tài)研究，確保結(jié)構(gòu)合理可靠。

表1 國內(nèi)部分單索面斜拉橋統(tǒng)計

1.2 橋墩

橋墩選型與橋塔造型密切相關(guān)，并需考慮墩底轉(zhuǎn)體布置的需要。表2列出了近年來代表性轉(zhuǎn)體施工橋梁，這些轉(zhuǎn)體橋梁多采用實體墩，或依據(jù)橋塔造型選擇實體框架墩或三柱墩，并在墩底設(shè)置足夠高度的實體段，結(jié)構(gòu)自重較大。本橋橋塔截面為縱向長橫向窄的矩形截面，綜合橫向穩(wěn)定與橫向布置支座的需要，并考慮到橋墩相對于橋塔高度較低，采用矩形墩與橋塔匹配較為協(xié)調(diào)。為了減輕轉(zhuǎn)體質(zhì)量，擬采用空心矩形墩。以本橋主墩為例，采用空心墩相對于實體墩質(zhì)量可減小約1 862 t。

表2 轉(zhuǎn)體橋梁統(tǒng)計

在本橋施工前，轉(zhuǎn)體噸位最大的兩座橋——唐山市二環(huán)路跨津山鐵路斜拉橋與山東鄒城跨京滬鐵路斜拉橋，轉(zhuǎn)體系統(tǒng)實體部分高度分別為6.5,8.1 m。考慮到實體段高度增加直接導(dǎo)致橋墩自重加大，以本橋主墩為例，實體段高度每增加1 m，橋墩質(zhì)量增加約893 t。因此本橋橋墩采用較薄上轉(zhuǎn)盤方案，轉(zhuǎn)體系統(tǒng)實體部分高度為4.8 m，轉(zhuǎn)體過程為未封固狀態(tài)，上轉(zhuǎn)盤厚為3.4 m。此外，本橋轉(zhuǎn)體質(zhì)量遠大于唐山與鄒城的兩座橋，為了控制上轉(zhuǎn)盤應(yīng)力，上轉(zhuǎn)盤設(shè)置預(yù)應(yīng)力鋼束。

對于本橋的超大噸位轉(zhuǎn)體施工，在轉(zhuǎn)體工況中，僅依靠轉(zhuǎn)鉸支撐整個轉(zhuǎn)體部分橋梁質(zhì)量，且在稱重頂升過程中，需在墩底上轉(zhuǎn)盤施加足夠起頂力使轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生微小轉(zhuǎn)動。如何保證轉(zhuǎn)體過程的安全，是設(shè)計成敗的關(guān)鍵。秦寰宇[14]針對轉(zhuǎn)體時上轉(zhuǎn)盤頂部中心主拉應(yīng)力進行分析，認為增加墩底實體段可有效加強墩底混凝土對上轉(zhuǎn)盤的約束作用，從而減小轉(zhuǎn)體工況下產(chǎn)生的主拉應(yīng)力。王文俊[15]針對鄒城市上跨京滬鐵路轉(zhuǎn)體斜拉橋橋塔下塔柱選型，對倒梯形、矩形兩種框架實體墩形進行了計算分析。對于空心截面轉(zhuǎn)體理論研究、實踐經(jīng)驗尚較少。因此有必要對本橋的空心截面橋墩的局部應(yīng)力進行詳細分析，從而指導(dǎo)設(shè)計。

2 墩梁關(guān)鍵技術(shù)研究

2.1 子塔橫梁

2.1.1 主梁及子塔橫梁構(gòu)造

主梁設(shè)計采用大懸臂“W”形腹板截面設(shè)計[16-17]，主梁截面示意如圖3所示。截面類似于桁梁受力特點，頂板與內(nèi)腹板受拉，外腹板及底板受壓，達到受力平衡。頂板設(shè)置橫肋，橫肋間距2.5 m。

主梁采用縱、橫、豎三向預(yù)應(yīng)力體系，縱向預(yù)應(yīng)力束采用19-φ15.2 mm和15-φ15.2 mm的高強低松弛預(yù)應(yīng)力鋼絞線。橫向頂板采用5-φ15.2 mm預(yù)應(yīng)力鋼絞線，內(nèi)、外腹板束分別采用9-φ15.2 mm、5-φ15.2 mm預(yù)應(yīng)力鋼絞線。

圖3 主梁斷面形式(單位：cm)

子塔處采用塔梁固結(jié)、墩梁間設(shè)置支座的形式，橫梁順橋向厚11 m，設(shè)置過人孔。橫向設(shè)置雙排支座，每排2個支座。同時為提高全橋抗震安全性能，在子塔橋墩、邊墩處設(shè)橫向黏彈性消能阻尼器。支座布置見圖4。子塔橫梁需要承受子塔自重以及斜拉索傳遞的豎向力，橫向類似簡支結(jié)構(gòu)。子塔處橫梁截面構(gòu)造見圖5。

圖4 子塔橫梁支座平面布置(單位：cm)

圖5 子塔橫梁截面構(gòu)造(單位：cm)

按照等代荷載法，配置預(yù)應(yīng)力鋼束，見圖6。頂板鋼束M1、M2間隔布置，采用5-φ15.2 mm，外腹板鋼束M3采用5-φ15.2 mm。橫梁梁體預(yù)應(yīng)力上層鋼束N1采用5-φ15.2 mm。中間第一層短曲線束N2、N3間隔布置，采用35-φ15.2 mm。第二層長曲線束N4與底板束N5間隔布置，采用35-φ15.2 mm。除M1～M3與N1交錯單端張拉外，其余均為兩端張拉。子塔橫梁預(yù)應(yīng)力布置見圖6。

圖6 子塔橫梁預(yù)應(yīng)力布置(單位：mm)

2.1.2 子塔橫梁有限元模型

為分析子塔橫梁的受力狀態(tài)，采用有限元程序ANSYS建立三維有限元分析模型，見圖7。根據(jù)圣維南原理[18]，從Midas整體計算模型中取出內(nèi)力，將梁端內(nèi)力等效地加在局部模型的主梁及子塔分段處[19]。采用SOLID45單元模擬混凝土，Link8單元模擬預(yù)應(yīng)力鋼束。預(yù)應(yīng)力鋼束單元與混凝土單元之間的共同作用采用節(jié)點耦合技術(shù)實現(xiàn)。計算中通過設(shè)置初應(yīng)變方式施加預(yù)應(yīng)力，并考慮預(yù)應(yīng)力損失，利用多荷載步方式模擬預(yù)應(yīng)力張拉順序。

圖7 子塔橫梁模型

計算中考慮了如下工況：

(1)典型運營工況：人行荷載+橫向風(fēng)荷載+恒載+活載+溫度組合；

(2)施工過程：預(yù)應(yīng)力筋分批張拉過程、轉(zhuǎn)體最大懸臂階段及各個調(diào)索階段。

2.1.3 子塔橫梁計算結(jié)果分析

(1)典型運營工況

典型運營工況主壓應(yīng)力計算結(jié)果見圖8。除去支座處應(yīng)力集中點，主壓應(yīng)力均小于10.3 MPa。

圖8 主壓應(yīng)力分布云圖(單位：Pa)

橫梁中心底板、頂板主拉應(yīng)力、主壓應(yīng)力、橫橋向正應(yīng)力見圖9、圖10。在正常使用狀態(tài)下頂?shù)装逯行臑槭軌籂顟B(tài)。底板最大主拉應(yīng)力為1.08 MPa，橫向最大正應(yīng)力為0.62 MPa，最大主壓應(yīng)力為8.00 MPa。頂板最大主拉應(yīng)力為2.31 MPa，橫向最大正應(yīng)力為0.92 MPa，最大主壓應(yīng)力為15.41 MPa。橫梁頂?shù)装孱A(yù)應(yīng)力儲備比較足，應(yīng)力均滿足規(guī)范要求。

圖9 底板沿橫橋向應(yīng)力(橫梁中心)(單位：Pa)

注：S1—主拉應(yīng)力；S3—主壓應(yīng)力；SZ—正應(yīng)力。圖10 頂板沿橫橋向應(yīng)力(橫梁中心)(單位：Pa)

如圖11所示，最大主拉應(yīng)力出現(xiàn)在橫梁外表面，為4.0 MPa，深度約4 cm。主要原因是橫梁兩端軸向壓力過大，通過腹板傳遞至橫梁實體部分，將實體表面壓至外鼓變形，從而導(dǎo)致拉應(yīng)力超標。此部分超標范圍有限，且位于隔板外表面，深度較淺，設(shè)計中應(yīng)在橫梁表面加強普通鋼筋配置。橫梁主拉應(yīng)力水平剖切見圖12。

圖11 主拉應(yīng)力分布(單位：Pa)

圖12 主拉應(yīng)力水平剖切(僅顯示正值)(單位：Pa)

(2)施工過程

考慮施工過程中橫梁承擔(dān)力的變化，以及橫梁預(yù)應(yīng)力鋼束的分批張拉，對橫梁進行應(yīng)力狀態(tài)分析，具體施工模擬階段如下。

階段1：施加橫梁及已澆筑部分橋塔自重，塔僅澆筑至10 m高度位置，此時未施加預(yù)應(yīng)力、未掛斜拉索；

階段2：張拉頂板M1、M2預(yù)應(yīng)力及外側(cè)腹板豎向M3預(yù)應(yīng)力；

階段3：張拉橫梁N1預(yù)應(yīng)力；

階段4：張拉橫梁N4預(yù)應(yīng)力；

階段5：張拉橫梁N5預(yù)應(yīng)力；

階段6：塔、梁澆筑完畢，未合龍，未掛斜拉索；

階段7：張拉橫梁預(yù)應(yīng)力N3；

階段8：掛斜拉索，施加主梁最大懸臂狀態(tài)的外力；

階段9：張拉橫梁預(yù)應(yīng)力N2；

階段10：主梁最大懸臂狀態(tài)，第一次索力調(diào)整；

階段11：施加二期恒載后，第二次索力調(diào)整。

各施工階段主拉應(yīng)力、主壓應(yīng)力、橫橋向正應(yīng)力極值結(jié)果見圖13。從結(jié)果可以看出，最大主拉應(yīng)力為2.76 MPa，最大主壓應(yīng)力為10.7 MPa，最大橫橋向正應(yīng)力為1.51 MPa，均滿足規(guī)范要求?？梢婎A(yù)應(yīng)力鋼束張拉順序是合理的，施工過程應(yīng)力可控。

圖13 橫梁各施工階段應(yīng)力極值(單位：MPa)

2.2 母塔橋墩

2.2.1 母塔橋墩構(gòu)造

母塔橋墩與主梁、橋塔固結(jié)，總高10.2 m，為火炬基座造型。為與圓形的轉(zhuǎn)體系統(tǒng)更好地匹配，橋墩外輪廓采用矩形加楔形幫寬形式，見圖14。為降低橋墩自重，標準截面采用格子形，形成空心9室截面。外輪廓12 m(縱向)×17 m(橫向)，外壁與內(nèi)壁厚度均為1 m。橋墩下為轉(zhuǎn)體時上轉(zhuǎn)盤結(jié)構(gòu)，上轉(zhuǎn)盤采用多邊形，轉(zhuǎn)體后封固，總高4.3 m。

圖14 母塔橋墩構(gòu)造(單位：cm)

在墩頂布置一層15-φ15.2 mm的縱橫向預(yù)應(yīng)力網(wǎng)，間距1 m，墩底上轉(zhuǎn)盤布置上下兩層15-φ15.2 mm的縱橫向預(yù)應(yīng)力筋網(wǎng)，縱橫向間距1 m，豎向間距0.5 m。在承臺圓形部分、頂升接觸面位置，布置一層13-φ15.2 mm的通長縱向預(yù)應(yīng)力，間距0.5 m，避開中心定位軸位置。母塔預(yù)應(yīng)力筋布置見圖15。

圖15 母塔橋墩預(yù)應(yīng)力筋布置(單位：cm)

預(yù)應(yīng)力鋼束均采用單端張拉，逐根交錯張拉。錨下張拉控制應(yīng)力為1 300 MPa。從兩端向中間張拉，鋼束張拉后，用C50干硬性補償收縮混凝土封端。

2.2.2 母塔橋墩轉(zhuǎn)體前工況分析

母塔上轉(zhuǎn)盤構(gòu)造如圖16所示。轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)的平衡由撐腳來確保，撐腳沿圓周均勻布置6組。稱重時，起頂千斤頂布置在滑道位置，距離球鉸中心8 m。

圖16 母塔橋墩上轉(zhuǎn)盤輪廓(單位：cm)

(1)轉(zhuǎn)體前稱重頂升工況

轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)體前稱重頂升[20]，是指在轉(zhuǎn)體前后，在球鉸前后，用千斤頂向上施加一個頂力，由于轉(zhuǎn)動面是球面，結(jié)構(gòu)繞球面中心會發(fā)生一個微小的轉(zhuǎn)動，進而測定結(jié)構(gòu)摩擦系數(shù)、重心位置等參數(shù)，以及對結(jié)構(gòu)空間位置狀態(tài)進行調(diào)整。

通常采用墩底施加單個頂力進行稱重。稱重試驗時，轉(zhuǎn)動體球鉸在沿梁軸線的豎平面內(nèi)發(fā)生逆時針、順時針方向微小轉(zhuǎn)動，即微小角度的豎轉(zhuǎn)。摩阻力矩為摩擦面每個微面積上的摩擦力對球鉸中心豎轉(zhuǎn)法線的力矩之和，見圖17。

圖17 轉(zhuǎn)動體球鉸計算示意

dMZ=RcosθdF

dF=μ0σdA，dA=2πrds

r=Rsinθ，ds=Rdθ，σ=σ豎cosθ

則

dMZ=2πR3μ0σ豎sinθcos2θdθ

(1)

式中 dF——微面積上的摩擦力，kN；

dA——微面積，m2；

ds——微段長度，m；

dMZ——微面積上的摩阻力矩，kN·m；

MZ——摩阻力矩，kN·m；

μ0——靜摩擦系數(shù)；

α——球鉸邊緣距離球鉸中心的角度，rad；

dθ——微角度，rad；

θ——微面積距離球鉸中心的角度，rad；

R——球鉸平面半徑，m；

r——撐腳半徑，m；

σ——球鉸徑向應(yīng)力，kPa；

σ豎——球鉸豎向應(yīng)力，kPa；

N——轉(zhuǎn)體重力，kN。

母塔轉(zhuǎn)體重力N為4.6×105kN，球鉸平面半徑R為33 m，撐腳半徑r為3.24 m，一般情況下，改性四氟滑片的靜摩擦系數(shù)為0.02～0.025，動摩擦系數(shù)為0.005～0.015，根據(jù)以往的稱重經(jīng)驗，實測的摩擦系數(shù)一般均小于0.03，稱重起頂時摩擦系數(shù)按0.03考慮。由式(1)算得球鉸滑動時摩阻力矩Mz為4.554×105kN·m。

假定自重偏心0.15 m，則自重偏心彎矩

Mg=N×0.15=69 000 kN·m

總彎矩Mz+Mg=524 400 kN·m

母塔轉(zhuǎn)盤稱重力臂L1=8.0 m，

F1=(Mz+Mg)/L1=65 550 kN

式中F1——千斤頂布置在撐腳滑道處時需施加的頂力，kN；

Mg——自重偏心彎矩，kN·m；

L1——母塔轉(zhuǎn)盤稱重力臂，m。

(2)轉(zhuǎn)體前墩身偏心與風(fēng)力共同作用工況

轉(zhuǎn)體過程基本風(fēng)速取22.2 m/s，考慮主梁、橋墩、橋塔、斜拉索承受的風(fēng)荷載，根據(jù)計算，墩身在順橋向偏心與風(fēng)力共同作用工況下最不利，風(fēng)力彎矩為109 259 kN·m，疊加自重偏心0.15 m時的彎矩Mg后，單組撐腳最大彎矩為178 259 kN·m。最不利情況下，所有的彎矩由單組撐腳承受，單組撐腳最大豎向內(nèi)力為22 282 kN。

2.2.3 母塔橋墩有限元模型

采用有限元程序ANSYS建立三維有限元分析模型，如圖18所示?；炷敛捎肧olid45單元模擬，預(yù)應(yīng)力鋼束采用Link8單元模擬。預(yù)應(yīng)力鋼束單元與混凝土單元之間的共同作用采用節(jié)點耦合技術(shù)實現(xiàn)。對預(yù)應(yīng)力的模擬采用對預(yù)應(yīng)力單元施加初應(yīng)變的方法。轉(zhuǎn)體工況下，墩底部轉(zhuǎn)盤接觸面施加豎向彈簧。

圖18 母塔橋墩模型

計算中考慮了如下3種主要工況：

(1)最大懸臂階段，即轉(zhuǎn)體工況；

(2)轉(zhuǎn)體前稱重頂升工況；

(3)轉(zhuǎn)體前墩身偏心與風(fēng)力共同作用工況。

2.2.4 母塔橋墩計算結(jié)果分析

(1)最大懸臂階段，即轉(zhuǎn)體工況

主拉、主壓應(yīng)力分布見圖19～圖21。從結(jié)果可以看出，橋墩的最大主拉應(yīng)力為2.68 MPa，滿足規(guī)范要求，位于橋墩內(nèi)室底面中心。除去最大值，內(nèi)室底面其余區(qū)域的主拉應(yīng)力值小于2.17 MPa。內(nèi)室頂面的最大主拉應(yīng)力值為1.75 MPa。最大主壓應(yīng)力為13.2 MPa，出現(xiàn)在底板轉(zhuǎn)鉸接觸面上。

圖19 內(nèi)室底面主拉應(yīng)力分布(單位：Pa)

圖20 內(nèi)室頂面主拉應(yīng)力分布(單位：Pa)

圖21 橋墩主壓應(yīng)力分布云圖(單位：Pa)

(2)轉(zhuǎn)體前稱重頂升工況

在環(huán)道(稱重位置起頂位置)施加65 550 kN的向上頂力，考慮千斤頂布置空間，作用面積5.0 m×0.6 m，見圖22。

圖22 母塔橋墩千斤頂位置示意(單位：cm)

結(jié)構(gòu)主拉、主壓應(yīng)力云圖分別見圖23、圖24。最大主拉應(yīng)力為3.5 MPa，位于上轉(zhuǎn)盤底部，超規(guī)范限值。最大主壓應(yīng)力為20.0 MPa，位于頂升力施加位置，以及對側(cè)轉(zhuǎn)鉸邊緣，滿足規(guī)范要求。

圖23 結(jié)構(gòu)主拉應(yīng)力云圖(單位：Pa)

圖24 結(jié)構(gòu)主壓應(yīng)力云圖(單位：Pa)

(3)墩身偏心與風(fēng)力共同作用工況

考慮在墩身偏心與風(fēng)力共同作用工況下，轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)順橋向彎矩由單組撐腳承受，計算結(jié)果見圖25、圖26。除去應(yīng)力集中點，最大主拉應(yīng)力為1.14 MPa，位于上轉(zhuǎn)盤預(yù)應(yīng)力張拉端。最大主壓應(yīng)力為19.9 MPa，位于與轉(zhuǎn)鉸接觸處。均滿足規(guī)范要求。

圖25 橋墩主拉應(yīng)力云圖(單位：Pa)

圖26 橋墩主壓應(yīng)力云圖(單位：Pa)

2.2.5 轉(zhuǎn)體前稱重頂升方案優(yōu)化

考慮到轉(zhuǎn)體前稱重頂升工況墩底千斤頂?shù)牟贾糜幸欢ɡщy，且主拉應(yīng)力存在超限情況，為了保證轉(zhuǎn)體前稱重頂升的安全性和可實施性，提出了兩點協(xié)同稱重方案。即在梁端增設(shè)輔助頂力F2。由于F2較大的力臂長度，可以大大降低墩底起頂力F1。通過梁端和墩底2個點位的協(xié)同頂力，實現(xiàn)轉(zhuǎn)體主梁的稱重和姿態(tài)調(diào)整[21]，見圖27。

圖27 兩點協(xié)同稱重方案示意(單位：m)

考慮到主梁結(jié)構(gòu)承受能力，經(jīng)過試算，在梁端可施加起頂力F2=2 000 kN。梁端稱重力臂L2=133.2 m，墩底轉(zhuǎn)盤稱重力臂L1=8.0 m。

則墩底反力

F1=(Mz+Mg-F2×L2)/L1

F1降低至32 250 kN，相比原方案減少了50.8%。

采用此方案后，稱重頂升工況計算結(jié)果見圖28、圖29，上轉(zhuǎn)盤底面最大主拉應(yīng)力降低至0.69 MPa，位于轉(zhuǎn)鉸區(qū)域，最大主壓應(yīng)力為15.8 MPa，位于頂升力施加點的對側(cè)轉(zhuǎn)鉸邊緣處。均滿足規(guī)范要求。

圖28 頂升方案優(yōu)化后主拉應(yīng)力云圖(單位：Pa)

圖29 頂升方案優(yōu)化后主壓應(yīng)力云圖(單位：Pa)

3 結(jié)論

(1)在正常使用狀態(tài)下子塔橫梁頂?shù)装孱A(yù)應(yīng)力儲備比較足，應(yīng)力均滿足規(guī)范要求。

(2)子塔橫梁外表面產(chǎn)生4.0 MPa的主拉應(yīng)力。主要原因是橫梁兩端軸向壓力通過腹板傳遞至橫梁實體部分，將實體表面壓至外鼓變形導(dǎo)致的。此部分超標范圍有限，且位于隔板外表面，深度較淺，設(shè)計中應(yīng)在橫梁表面加強普通鋼筋配置。

(3)子塔橫梁在各施工階段主拉應(yīng)力、主壓應(yīng)力、橫橋向正應(yīng)力均滿足規(guī)范要求?？梢婎A(yù)應(yīng)力張拉順序是合理的，施工過程應(yīng)力可控。

(4)轉(zhuǎn)體工況下，母塔橋墩的最大主拉應(yīng)力為2.68 MPa，位于橋墩內(nèi)室底面中心；最大主壓應(yīng)力為13.2 MPa，出現(xiàn)在底板轉(zhuǎn)鉸接觸面上。均滿足規(guī)范要求。

(5)母塔橋墩如采用單點稱重方案，最大主壓應(yīng)力為20.0 MPa，主拉應(yīng)力最大值達3.5 MPa，不滿足規(guī)范要求，且千斤頂布置較困難，實現(xiàn)難度大。建議采用兩點協(xié)同稱重方案，墩底反力相比原方案減少50.8%，可有效降低應(yīng)力水平，并優(yōu)化千斤頂布置。該方案在超大噸位轉(zhuǎn)體橋梁結(jié)構(gòu)中優(yōu)勢明顯。

(6)在墩身偏心與風(fēng)力共同作用工況下，轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)順橋向彎矩由單組撐腳承受，最大主拉應(yīng)力為1.14 MPa，位于承臺預(yù)應(yīng)力張拉端；最大主壓應(yīng)力為19.9 MPa，位于與轉(zhuǎn)鉸接觸處。均滿足規(guī)范要求。

2019年7月30日，樂凱大街跨保定南站主橋成功轉(zhuǎn)體[22]。2020年1月15日，主橋竣工通車。

本文的相關(guān)計算結(jié)論驗證了橫向雙排支座的低高度預(yù)應(yīng)力橫梁及上轉(zhuǎn)盤較薄的預(yù)應(yīng)力空心墩在大跨度轉(zhuǎn)體斜拉橋設(shè)計中具有良好的適用性，為橋梁的轉(zhuǎn)體及運營階段提供了數(shù)據(jù)支撐。