CN203625762U - 一种设有双排支座体系的多塔斜拉桥 - Google Patents

Abstract

本实用新型公开了一种设有双排支座体系的多塔斜拉桥，属于桥梁技术领域。本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在多塔斜拉桥上布置有多个索塔，所述索塔的顶部通过拉索连接主梁，在索塔顺桥方向的两侧间隔一定距离设置有塔梁竖向支座，使索塔两侧对主梁支撑。本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在汽车活载作用下，双排支座体系的主梁竖向位移以及塔顶纵向位移和塔梁固结体系基本一致，解决了弱塔结构多塔斜拉桥的主梁竖向刚度问题；漂浮型双排支座体系在温度荷载作用下的塔底弯矩远小于塔梁固结体系，同时也小于半漂浮体系，双排支座体系有效避免了采用塔梁固结体系存在的，索塔温度荷载受力过大的问题。

Description

一种设有双排支座体系的多塔斜拉桥

技术领域

本实用新型涉及桥梁技术领域，尤其是一种采用双排支座体系的多塔斜拉桥。

背景技术

多塔斜拉桥随着索塔数量的增加其力学行为将发生一定的变化，为深入研究多塔斜拉桥的主要受力特点，以嘉绍大桥基本结构模型，分析当索塔数量从2个（普通双塔斜拉桥）逐渐增加到6个时，结构在汽车荷载、温度等荷载下的塔顶位移内力、主梁位移等荷载响应的变化规律。各个塔数的多塔斜拉桥有限元模型中，索塔、拉索及主梁构造取嘉绍大桥结构方案，塔梁结构体系均采用半漂浮体系。

⑴汽车活载响应规律：

汽车活载取《公路桥涵设计通用规范》里规定的公路一级汽车荷载，按双向八车道布置，横向折减系数取0.5，纵向折减系数取0.96，并考虑1.15的偏载系数。不同索塔数量的多塔斜拉桥在汽车活荷载作用下的主梁跨中挠度值、塔顶水平位移和塔底弯矩值与双塔斜拉桥的数值比例进行比较结果见图1，图中塔顶水平位移和塔底弯矩指中间塔，跨中挠度指最中跨主梁。

由图1计算结果可以看出：多塔斜拉桥随着塔数的增加，在汽车荷载作用下塔底活载弯矩逐渐递增，同时索塔刚度在逐渐下降，塔顶水平位移在不断的递增、桥梁主跨挠度值都有显著的增加，即结构的整体刚度随着塔数的增加在逐渐的降低，索塔活载受力也在不断增大。在本桥算例中，当塔数超过3时，主梁竖向挠度均超过规范允许的L/400（L为主跨跨径）。如表1所示。

表1汽车荷载作用下跨中挠度值比较  单位：m

⑵温度荷载响应规律

温度荷载取值：钢结构部分：体系升温按25℃考虑，体系降温-37.4℃考虑；混凝土结构部分：体系升温按13.7℃考虑，体系降温-21.2℃考虑。各种索塔数量的多塔斜拉桥结构在整体升温、整体降温两种工况下的梁端温度变形，以及索塔温度内力计算结果见图2、图3。由计算结果可见，在温度荷载作用下，主梁梁端变形以及外塔柱塔身内力以及塔底内力都随着塔数增加和主梁的延长而显著的提高。当索塔数量达到6个，主梁连续长度为2680m，在整体降温37度时，梁端温度变形可达0.5m，过大的主梁温度变形将直接影响边塔的索塔塔身及基础的受力安全。

长主梁温度变形对多塔斜拉桥结构的不利影响具体体现在：a)外侧塔塔身应力过大，混凝土配筋难度较大；b)塔底内力较大，使得基础规模增大。由于温度变形量是固有的，即使局部增大索塔构造尺寸，索塔刚度的有限增加同样伴随着索塔温度内力的增加，使得整个问题解决呈恶性循环趋势。以嘉绍大桥六塔斜拉桥设计方案为例，索塔采用独柱式，主梁为连续结构（跨中不设伸缩缝），通过最不利荷载组合下（含温度工况）塔身混凝土构件配筋设计结果论证温度荷载对六塔斜拉桥的影响。计算过程中同时尝试了两种解决措施：一是局部增大索塔截面尺寸，提高惯性矩以降低名义应力水平；二是局部减小塔柱壁厚来减小结构刚度，而减少塔的内力水平，以减少截面总配筋数量降低索塔塔柱刚度，使得索塔在索梁塔三者之中内力分配相对减小，进而减小中塔柱内力值。计算分析了以下几种模型：模型A：按照推荐方案索塔构造图纸建模，主梁连续跨中不设置伸缩缝；模型B：截面外轮廓均不变，上塔柱壁厚不变，中塔柱壁厚由2m改为2.5m；分析最不利荷载组合下索塔控制截面的名义拉压应力，为了研究增大截面尺寸是否能降低塔截面名义拉应力，对模型A和模型B的索塔计算结果进行比较，模型B相当于在模型A的基础上增加索塔尺寸和刚度。比较结果见表2。

表2最不利组合作用下索塔控制截面内力对比表

从上表中可以看出塔身在最不荷载组合下的名义拉应力达8.34MPa，增大截面尺寸名义应力水平反而增大。根据应力公式虽然截面惯性矩增加的幅度11％大于弯矩增长的幅度9.7％，使得弯矩引起的应力下降，但是面积增加的幅度12.7％大于轴力增加的幅度2.5％，这样截面的压应力储备下降，叠加起来名义拉应力反而增加，而名义压应力有所下降。在表2-5计算得到的高达8-9MPa的名义拉应力最不利荷载组合效应影响下，索塔的截面配筋设计均无法达到规范要求。

通过前面对多塔斜拉桥力学行为特点的分析可以总结得到多塔斜拉桥设计需解决的两大结构问题：

1)多塔斜拉桥由于随着索塔数量的增加，在汽车活载作用下索塔的内力和变形增大，主梁竖向刚度也随之逐渐下降。而且距离边跨越远的中间侧索塔，上述不利影响表现的更加突出。其根本原因是多塔斜拉桥的中间索塔两侧均无辅助墩和过渡墩，索塔承受的斜拉索纵向不平衡荷载不能利用边跨桥墩提供的边界条件进行辅助受力，直接导致索塔汽车活载内力增加，主梁竖向刚度下降，甚至不能满足规范要求。

2)多塔斜拉桥随着索塔数量的增加，主梁的连续长度也随之增长，所带来的不利影响是结构的温度荷载效应也不断递增，在嘉绍大桥六塔斜拉桥结构中，已经成了控制索塔设计的控制因素。

上述两个多塔斜拉桥力学问题成为这种桥型结构体系的关键技术问题。如何解决？根据国内外多塔斜拉桥的工程实践经验，若结构体系仍然采用传统漂浮或半漂浮体系，可采用超大规模索塔和基础形式，通过提高索塔自身能力直接抵抗主梁温度荷载变形引起的内力。嘉绍大桥在方案论证阶段提出采用灯笼型索塔，根据总体有限元计算结果可以得出，在最不利荷载组合下下塔柱名义拉应力控制在4MPa以内，通过适当配筋能满足受力要求。

直接采用大规模索塔在嘉绍大桥特殊的建设条件下是不适用的，嘉绍大桥处于强涌潮水域，桥梁设计方案应牢牢把握两个基本原则：1)尽可能控制下部结构阻水率，减少桥梁施工对涌潮的影响；2)采用施工风险小的基础形式，减少恶劣水文环境对桥梁施工的影响。而这两个原则出发，虽然从结构层面，采用大规模索塔，如灯笼形索塔与独柱索塔方案相比，解决了结构受力问题，但这种索塔施工风险大，阻水率增加，对钱塘江涌潮的影响大，因而无法适应嘉绍大桥的建设条件。在工程造价方面，索塔形式方案比实际采用的独柱形索塔方案大大提高，根据测算，其造价增加可达8.58亿。

实用新型内容

本实用新型的发明目的在于：针对上述存在的问题，提供一种设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在汽车活载作用下，双排支座体系的主梁竖向位移以及塔顶纵向位移和塔梁固结体系基本一致，解决了弱塔结构多塔斜拉桥的主梁竖向刚度问题；漂浮型双排支座体系在温度荷载作用下的塔底弯矩远小于塔梁固结体系，同时也小于半漂浮体系，双排支座体系有效避免了采用塔梁固结体系存在的，索塔温度荷载受力过大的问题。另一方面双排支座体系塔梁完全分离，避免了塔梁固结在构造处理上的困难；在双排支座体系的X托架支座垫石横桥向两侧安装牛腿，约束塔梁之间的侧向相对变形以及绕塔竖轴的转动变形；在支座对应梁段实施压重，约束塔梁绕横桥向水平轴的转动变形。

本实用新型采用的技术方案如下：本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在多塔斜拉桥上布置有多个索塔，所述索塔的顶部通过拉索连接主梁，在索塔顺桥方向的两侧间隔一定距离设置有塔梁竖向支座，使索塔两侧对主梁支撑。

由于采用了上述结构，可适用于塔数为3以上的多塔斜拉桥，在多塔斜拉桥上使用双排支座体系，也即在斜拉桥的索塔顺桥向两侧间隔一定距离设置塔梁竖向支座，从而同时实现塔梁之间的竖向约束和转动约束。由于塔梁竖向支座设置有一定间距，在力学上双排支座体系表现为“带刚域”塔梁固结受力方式，可接近塔梁固结，以提供比普通塔梁固结构造更强大的塔梁约束；而构造上表现为塔梁分离，便于施工。双排支座体系汽车活载响应：单结构体系采用双排支座体系时，主梁跨中活载变形计算结果和塔梁固结体系对比见表3。各索塔塔顶纵向活载变形见表4。

表3主梁跨中竖向汽车活载变形表  单位：m

表4索塔塔顶纵向汽车活载变形表  单位：m

从表3、表4计算结果可见，在汽车活载作用下，双排支座体系的主梁竖向位移以及塔顶纵向位移和塔梁固结体系基本一致，采用双排支座体系解决了弱塔结构多塔斜拉桥的主梁竖向刚度问题。

表5给出了双排支座体系与半漂浮体系以及塔梁固结体系，在汽车活载作用下中塔塔底活载弯矩对比。

表5中塔汽车活载弯矩值  单位：kN.m

从表5计算结果可见，在汽车活载作用下，固结型双排支座体系和塔梁固结结构体系计算结果相接近，漂浮型双排支座体系和半漂浮型结构体系计算结果相接近。

双排支座体系温度荷载响应特征：表6给出了在温度荷载作用下漂浮型双排支座体系和半漂浮体系和固结体系计算结果对比。

表6各支承体系下边塔塔底塔温度荷载弯矩  单位:kN.m

从表6计算结果可见，漂浮型双排支座体系在温度荷载作用下的塔底弯矩远小于塔梁固结体系，同时也小于半漂浮体系，双排支座体系有效避免了采用塔梁固结体系存在的，索塔温度荷载受力过大的问题。另一方面双排支座体系塔梁完全分离，避免了塔梁固结在构造处理上的困难。

由此可见，采用本实用新型中双排支座体系的多塔斜拉桥，在汽车活载作用下，双排支座体系的主梁竖向位移以及塔顶纵向位移和塔梁固结体系基本一致，解决了弱塔结构多塔斜拉桥的主梁竖向刚度问题；漂浮型双排支座体系在温度荷载作用下的塔底弯矩远小于塔梁固结体系，同时也小于半漂浮体系，双排支座体系有效避免了采用塔梁固结体系存在的，索塔温度荷载受力过大的问题。另一方面双排支座体系塔梁完全分离，避免了塔梁固结在构造处理上的困难。

本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，所述索塔采用独柱形索塔，使所述索塔的塔身呈“1”字形，所述独柱形索塔上设有对双幅钢箱梁提供支撑的X托架；在X托架的四个角上分别设置有塔梁竖向支座，使X托架将对主梁的竖向支撑布置于塔轴中心线两侧。

以嘉绍大桥为例，其地理地形独特，本实用新型为实现在涨落潮不同流向的投影面上均能有效控制阻水面积，降低基础规模，控制施工风险，索塔采用独柱形式，其中的塔身呈“1”字形结构，其上塔柱的断面为四周带倒角的矩形断面，上塔柱顶部断面尺寸横桥向8.8m、顺桥向为10.0m，底部断面尺寸横桥向8.8m、顺桥向为13.5m；下塔柱顶部断面尺寸横桥向11.5m、顺桥向为16.0m，底部断面尺寸横桥向14.0m、顺桥向为18.0m。塔柱由上至下为直线变化。索塔高度为172.524m～175.948m。其独柱形索塔，使得独柱形索塔的下部结构较小，阻水率较小，从而减少了桥梁施工对涌潮的影响；其中独柱形索塔需要封闭打围施工的面积较小，大大地降低了施工风险小，同时减少了恶劣水文环境对桥梁施工的影响。本实用新型中斜拉索的四个索面均锚固在一个塔柱上，斜拉索塔端锚固方式采用钢锚箱构造；解决多塔斜拉桥采用小刚度索塔情况下，通过结构体系的途径解决中间塔的受力以及主梁竖向刚度问题。

双排支座体系的施工实践：

以嘉绍大桥为例，采用独柱形索塔，钢箱梁按两个行车方向采用左右分幅，为从构造上实现双排支座体系的力学行为，索塔两侧设置间隔一定间距的塔梁竖向支座，索塔采用X形托架提供对双幅钢箱梁的支撑；对双排支座结构体系仍然有更多的力学性能需要进一步研究，其中包括如何处理索塔支座出现竖向负反力，以及如何控制支撑托架的受力等等，而这些问题均与双排支座体系的一个重要体系参数有关，即两排竖向支座的间距，

为了进一步研究双排支座体系的力学特征，提供这种结构体系的应用指导，以嘉绍大桥为基本模型，分析在不同支座间距下桥梁结构在汽车活载、温度荷载作用下的力学行为。双排支座间距D分别取16m、26m、36m、46、56m五种情况。双排支座体系支座间距变化对结构响应的影响规律汇总见表7、图10和图11。

表7双排支座体系支座间距变化对结构响应的影响规律

从表7、图10和图11汇总分析结果可见，对多塔斜拉桥双排支座体系力学性能而言：

1)增大双排支座体系支座间距对改善多塔斜拉桥结构体系刚度以及控制索塔内力有利，但效果不明显。2)双排支座体系在温度和汽车荷载作用下，支座可出现负反力，支座间距增加有利于控制支座负反力和支座总竖向力，但是当支座间距达到一定大小时，这种减缓趋势已经不明显，3)随着支座间距增大，支座托架根部的弯矩则会显著增大。

根据上述影响规律综合分析结果，可知在双排支座体系工程应用实践中，应对其重要体系参数，即支座间距进行优化论证。其中支座间距对改善索塔受力和提高结构体系刚度影响较小，支座间距的选取主要是从控制支座负反力及控制支座支撑托架的弯矩内力考虑；通过实际的参数优化分析，嘉绍大桥多塔斜拉桥双排支座体系的支座间距取为46m，当将本实用新型中双排支座体系运用到其它的多塔斜拉桥中，“纵向双排支座体系”体系中双排支座间距对结构各力学响应的影响，提出顺桥向双排支座的合理间距，该支座间距（也即顺桥向上同一索塔两侧的塔梁竖向支座之间的距离）可根据具体的斜拉桥而具体计算选取，使其适用范围极广。

本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在所述X托架包括四个连接于塔身上的支架，所述四个支架呈“X”字形对称布置；其中每个支架上均设有支座垫石，所述支座垫石上安放有塔梁竖向支座，使得顺桥方向的两塔梁竖向支座之间间隔一定距离；在所述支座垫石的横桥向两侧，分别设有约束塔梁之间的侧向相对变形和绕塔竖轴的转动变形的牛腿。

由于采用了上述结构，X托架主要由四个支架组成，其中四个支架与塔身制为一体，确保其结构完整可靠；四个支架相互对称布置呈“X”字形结构，各个支架上通过支座垫石支撑塔梁竖向支座，使得顺桥方向的两塔梁竖向支座之间间隔一定距离，从而形成了双排支座体系，其不仅改善了多塔斜拉桥的成桥受力，对施工阶段的多塔斜拉桥受力也非常由利。由于双排支座体系将索塔对主梁的支撑延伸到索塔两侧，利用这个体系特点，可以为斜拉桥提供更强大的塔梁临时约束；在施工阶段斜拉桥塔梁临时约束需提供塔梁六个自由度的约束，由于索塔采用设置X托架的独柱形索塔，塔梁临时约束对六个自由度的约束处理：1)索塔周围与钢箱梁内侧腹板之间张拉四根规格为7-55的平行钢丝拉索，约束塔梁纵向相对位移；2)在索塔两侧安装抗风支座，在X托架支座垫石的横桥向两侧安装牛腿，约束塔梁之间的侧向相对变形以及绕塔竖轴的转动变形。同时，施工过程中，在侧向风荷载作用下，单个牛腿受力最大荷载出现在工况二（横桥向6度攻角，悬臂单侧主梁满载，另侧主梁风荷载减半），从而形成有大悬臂结构，若没设置牛腿则容易造成安全事故，本实用新型设置牛腿，可对大悬臂起到支撑和限制作用，其中在最大单悬臂状态下牛腿最大受力为386t；该牛腿构造经适当处理可满足受力要求，可有效地避免发生施工安全事故。可见，双排支座体系提供了斜拉桥强大的塔梁临时约束，即使在考虑百年最不利工况风荷载的作用下，斜拉桥在施工状态的安全性仍能得到保证，从而避免了斜拉桥在施工过程中设置临时墩进行辅助受力，这对于有多个索塔同时进行悬臂施工，且无边跨辅助受力的多塔斜拉桥而言，其意义是十分重大的。

本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在所述塔梁竖向支座对应的主梁上实施压重，其中在边塔和次边塔支座区域的压重为100T，在中塔支座区域的压重为160T。

由于采用了上述结构，在汽车荷载及温度荷载作用下，双排支座体系的支座反力可出现负反力，为防止支座出现拉力，需通过在支座区域实施对等压重来平衡负反力，对支座实施压重后，实际施加在支座上的反力值为支座正负反力之和；支座对应梁段实施压重，约束塔梁绕横桥向水平轴的转动变形；因此以嘉绍大桥为例的六塔斜拉桥中，在在边塔和次边塔支座区域的压重为100T，在中塔支座区域的压重为160T。

本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在所述主梁的跨中设置有伸缩缝，所述伸缩缝两侧的主梁通过刚性铰连接，在次中塔上可设置起纵向约束的塔梁纵向限位支座。

由于采用了上述结构，如图21所示，塔梁之间采用双排支座体系，解决了多塔斜拉桥中间塔受力问题；在多塔斜拉桥主梁跨中设置释放主梁纵向变形的刚性铰构造，刚性铰是一种替代过渡墩的主梁伸缩缝位置的自身传力构件，解决了长主梁温度变形问题；在次中塔上可设置起纵向约束的塔梁纵向限位支座，控制刚性铰的动力、静力变形，改善刚性铰的工作环境。

本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在所述独柱形索塔的塔身及X托架上均设有通风管。由于采用了上述结构，可实现独柱形索塔内部与外部的通风，避免温差变化对索塔内部带来的巨大变化，使索塔内外的温差达到平衡。

综上所述，由于采用了上述技术方案，本实用新型的有益效果是：

1、本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，，在汽车活载作用下，双排支座体系的主梁竖向位移以及塔顶纵向位移和塔梁固结体系基本一致，解决了弱塔结构多塔斜拉桥的主梁竖向刚度问题；

2、本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，漂浮型双排支座体系在温度荷载作用下的塔底弯矩远小于塔梁固结体系，同时也小于半漂浮体系，双排支座体系有效避免了采用塔梁固结体系存在的，索塔温度荷载受力过大的问题。

3、本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，另一方面双排支座体系塔梁完全分离，避免了塔梁固结在构造处理上的困难；在双排支座体系的X托架支座垫石横桥向两侧安装牛腿，约束塔梁之间的侧向相对变形以及绕塔竖轴的转动变形；在支座对应梁段实施压重，约束塔梁绕横桥向水平轴的转动变形。

附图说明

本实用新型将通过例子并参照附图的方式说明，其中：

图1是索塔数量和跨中挠度、塔顶水平位移和塔底弯矩关系曲线；图2是整体降温37.4℃时各边塔弯矩值图；图3是整体降温37.4℃时梁端水平位移值图；图4是本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥的布置图；图5是本实用新型中索塔的结构示意图；图6是本实用新型中X形托架的结构示意图；图7是图6中的K-K剖视图；图8是图7中F的局部放大图；图9是图7中的A-A剖视图；图10是不同支座间距下各支座负反力（汽车活载）；图11是不同支座间距下托架根部弯矩（汽车活载）；图12是双排支座体系不同支座间距汽车活载变形比较图；图13是双排支座体系不同支座间距下中塔塔底汽车活载弯矩图；图14是整体降温工况下边索塔弯矩图；图15是不同支座间距下各支座负反力（温度荷载）；图16是不同支座间距下各支座正负反力绝对值之和（汽车活载）；图17是不同支座间距下各支座正负反力绝对值之和（温度荷载）；图18不同支座间距下托架根部弯矩（汽车活载）；图19不同支座间距下托架根部弯矩（温度荷载）；图20是索塔支座垫石两侧安装约束牛腿的示意图；图21是“双排支座+刚性铰”多塔斜拉桥结构体系。

图中标记：1-底座，2-下塔柱，3-主梁，4-上塔柱，5-塔顶，6-X托架，7-拉索，8-通风管，9-中塔柱，10-塔梁竖向支座，11-牛腿，6-1-架体，6-2-支架，6-3、6-8-支座垫石，6-4-人洞挡水坎、6-5-支架后段、6-6-支架前段、6-7-检修入口。

具体实施方式

本说明书中公开的所有特征，或公开的所有方法或过程中的步骤，除了互相排斥的特征和/或步骤以外，均可以以任何方式组合。

本说明书（包括任何附加权利要求、摘要）中公开的任一特征，除非特别叙述，均可被其他等效或具有类似目的的替代特征加以替换。即，除非特别叙述，每个特征只是一系列等效或类似特征中的一个例子而已。

本实用新型中多塔斜拉桥的结构体系进行深入研究，研究结果表明多塔斜拉桥由于中间塔两侧无辅助墩和过渡墩，与传统双塔斜拉桥相比，斜拉索对索塔纵向变形的约束较小，导致中间索塔的纵向刚度小，在活载作用下塔顶变形增大，塔底内力也增大，中间主梁的竖向刚度小。而且上述规律随着多塔斜拉桥索塔数量的增加，呈放大趋势。以嘉绍大桥多塔斜拉桥的结构尺寸为基础，分析表明，索塔数量超过3个时，主梁在活载作用下产生的挠度已经超过规范允许值，必须采取措施加以解决。

设置辅助索在香港汀九桥（三塔斜拉桥）中有所应用，但分析表明，对于三塔以上的大规模多塔斜拉桥，辅助索效果有效，不足以解决多塔斜拉桥的体系刚度问题。

提高索塔刚度可直接改善多塔斜拉桥结构体系刚度，对于多塔斜拉桥的长主梁温度变形问题，也可通过采纳超大规模索塔来加以解决。但是采用大刚度索塔同时也带来一个新问题，即索塔体量增加，同时基础受力增加，基础规模也随着增大。对于嘉绍大桥而言，受到钱塘江恶劣水文环境的限制，为避免下部结构基础施工影响涌潮，也为了控制强涌潮增加下部基础的施工风险，不适宜采用直接增大索塔刚度的措施。因此多塔斜拉桥在采用弱塔结构的情况下，如何解决好中间塔结构受力、结构体系刚度以及避免长主梁温度变形对结构的影响，是嘉绍大桥能否顺利实施的关键。

其中大跨径斜拉桥的梁的竖向支承体系，大致可分成全飘浮体系、半飘浮体系和固结体系。其中，全飘浮体系是指塔梁之间不设置竖向支座。该体系的优点是梁的变形和内力比较匀称，塔柱处主梁负弯矩较小，温度、混凝土收缩徐变等附加内力较小。半飘浮体系是指塔梁直接在索塔中心线位置设置竖向支座，该体系主梁在主塔处可出现负弯矩峰值。塔梁墩固结体系是指塔梁的六个相对自由度完全约束，优点是结构刚度大，纵向和侧向位移均较小，但主塔处主梁弯矩极大，并且在温度作用下结构受力很不利，因此在大跨度斜拉桥中很少采用。另外，在小跨径斜拉桥中还有塔梁固结、塔墩分离的体系。

为研究支承体系对多塔斜拉桥结构力学行为的影响，以嘉绍大桥六塔斜拉桥为基本模型，改变主梁与索塔的连接方式，分析各种体系下多塔斜拉桥的力学行为。

汽车荷载：活载取《公路桥涵设计通用规范》里规定的公路一级汽车荷载，按双向八车道布置，横向折减系数取0.5，纵向折减系数取0.96，并考虑1.15的偏载系数。

温度荷载：体系整体升降温取值为：钢结构部分：体系升温按25℃考虑，体系降温--37.4℃考虑；混凝土结构部分：体系升温按13.7℃考虑，体系降温21.2℃考虑。

有限元计算结果选取中跨跨中挠度、次边跨跨中挠度、边跨跨中挠度以及各个桥塔的塔顶水平位移和塔底弯矩进行分析。

⑴汽车活载计算结果

各体系在活荷载作用下的结构响应分析结果如表8、表9、表10所示。

表8各支承体系下六塔斜拉桥跨中挠度  单位:cm

表9各支承体系下六塔斜拉桥塔顶水平位移  单位:cm

表10各支承体系下六塔斜拉桥桥塔塔底活载弯矩单位:kN.m

⑵温度荷载计算结果

温度荷载下各体系的边塔弯矩计算结果见表11。

表11各支承体系下边塔塔底塔温度荷载弯矩单位:kN.m

⑶计算结果分析

由表8-表10计算结果可以得出：塔梁结构尺寸相同，不同的塔梁约束体系下多塔斜拉桥的汽车活载响应不同，当结构为漂浮或半漂浮体系时，主梁跨中活载挠度较大，不满足规范要求，而结构为塔梁固结体系时，主梁跨中活载挠度可满足规范要求。同时采用塔梁固结体系还可以有效降低中塔塔底的活载弯矩。因此，在索塔刚度较小的情况下，采用塔梁固结结构体系是改善中间塔的活载受力，解决多塔斜拉桥结构体系刚度问题的一种有效途径。

由表11计算结果可见，由于塔梁固结方式同时将塔与梁在纵向相对变形上也进行了约束，这使得在温度荷载影响下，索塔及基础的受力将大大增加。塔梁固结体系在温度荷载作用下塔底弯矩内力是漂浮体系的将近4倍。

塔梁固结在构造上处理难度也较大，尤其当塔和梁采用不同材料时，如索塔采用混凝土材料，主梁采用钢结构材料时，塔梁固结处理难度更大，例如嘉绍大桥设计标准为双向八车道，主梁总宽度为55.6m，上塔柱为混凝土结构。塔柱宽度为8.8m，如图5。

基于温度受力和构造处理难度两方面的局限性，多塔斜拉桥中应用塔梁固结体系多应用于三塔斜拉桥（仅中间索塔塔梁固定），且塔梁均为同一材料，如混凝土材料。对于三塔以上更大规模的多塔斜拉桥，以及塔与梁为不同材料的情况，不适宜直接采用塔梁固结结构体系。

从上一节分析结果表面，对于采用小刚度索塔的多塔斜拉桥而言，采用塔梁固结结构体系可有效解决多塔斜拉桥的主梁竖向刚度问题，同时可大大减小中间塔塔底的活载弯矩。但是由于塔梁固结结构体系在构造上处理困难，同时受温度变形影响，塔梁固结体系对索塔基础温度受力影响较大。为此本实用新型提出了一种新型的斜拉桥结构体系：“双排支座体系”，双排支座体系是指，在斜拉桥索塔顺桥向两侧间隔一定距离设置塔梁竖向支座，从而同时实现塔梁之间的竖向约束和转动约束。该结构体系在力学行为上接近塔梁固结，而构造上表现为塔梁分离。在纵向塔梁之间即可以纵向不约束，也可以设置纵向约束，从而演变成漂浮型双排支座体系和固结型双排支座体系。

由于塔梁竖向支座设置有一定间距，双排支座体系表现为“带刚域”塔梁固结受力方式，可以提供比普通塔梁固结构造更强大的塔梁约束。双排支座体系由于构造上塔梁分离，塔梁纵向相对位移也可释放，因此这种结构体系在充分利用塔梁固结结构体系力学优点的同时，一方面克服了塔梁固结结构体系在构造上处理的困难，另一方面又避免了主梁温度变形对索塔受力的影响。

以下对本实用新型的设置有双排支座体系的多塔斜拉桥进行力学验证：以嘉绍大桥六塔斜拉桥基本模型，对双排支座体系和塔梁固结体系的力学等效性进行验证，如图4所示。

汽车荷载：活载取《公路桥涵设计通用规范》里规定的公路一级汽车荷载，按双向八车道布置，横向折减系数取0.5，纵向折减系数取0.96，并考虑1.15的偏载系数。

温度荷载：体系整体升降温取值为：钢结构部分：体系升温按25℃考虑，体系降温--37.4℃考虑；混凝土结构部分：体系升温按13.7℃考虑，体系降温21.2℃考虑。

⑴双排支座体系活载位移响应特征

单结构体系采用双排支座体系时，主梁跨中活载变形计算结果见表4；各索塔塔顶纵向活载变形见表4。

表3主梁跨中竖向汽车活载变形表  单位：m

表4索塔塔顶纵向汽车活载变形表  单位：m

从表3、表4计算结果可见，在汽车活载作用下，双排支座体系的主梁竖向位移以及塔顶纵向位移和塔梁固结体系基本一致，即采用双排支座体系解决了弱塔结构多塔斜拉桥的主梁竖向刚度问题。

⑵双排支座体系活载弯矩响应特征

表5给出了双排支座体系与半漂浮体系以及塔梁固结体系，在汽车活载作用下中塔塔底活载弯矩对比。

表5中塔活载弯矩值  单位：kN.m

从表5计算结果可见，在汽车活载作用下，固结型双排支座体系和塔梁固结结构体系计算结果相接近，漂浮型双排支座体系和半漂浮型结构体系计算结果相接近。

⑶双排支座体系温度响应特征

表6给出了在温度荷载作用下漂浮型双排支座体系和半漂浮体系和固结体系计算结果对比。

表6各支承体系下边塔塔底塔温度荷载弯矩单位:kN.m

从表6计算结果可见，漂浮型双排支座体系在温度荷载作用下的塔底弯矩远小于塔梁固结体系，同时也小于半漂浮体系，可见采用双排支座体系有效避免了采用塔梁固结体系存在的，索塔温度荷载受力过大的问题。另一方面双排支座体系塔梁完全分离，避免了塔梁固结在构造处理上的困难。

本实用新型中的索塔顺桥方向上同一索塔两侧的塔梁竖向支座之间间隔一定距离，也即双排支座结构体系支座间距的优化设计如下：

双排支座体系在索塔两侧设置间隔一定间距的塔梁竖向支座，两排竖向支座的间距是双排支座体系的重要体系参数；

为了进一步研究双排支座体系的力学特征，为这种结构体系的应用提供指导，以嘉绍大桥为基本模型，分析在不同支座间距下结构在活载、温度荷载作用下的力学行为。与前面章节相同，所有结构参数及荷载均与第二章里所用的六塔斜拉桥结构一致。双排支座间距D分别取16m、26m、36m、46、56m三种情况。

⑴跨中挠度和塔顶水平位移分析

随着双排支座支座间距的变化，六塔斜拉桥在活载的作用下，主梁竖向挠度随之发生变化，支座间距下对应的主梁跨中竖向位移值及塔顶水平位移值见表12，其随支座间距的变化曲线如图12。

表12汽车活载作用下双排支座体系不同支座间距结构变形比较  单位：m

从图表中可以看出，在汽车活载作用下主梁挠度及塔顶水平位移随支座间距的增大逐渐减小；同样可以看出，随支座间距的增大，塔顶水平偏移也在逐渐减小。

⑵索塔内力分析

分别取不同支座间距下六塔斜拉桥边塔、次边塔和中塔的中塔柱底部以及索塔底部弯矩值进行分析，其中汽车荷载下计算结果如表13和图14；温度荷载作用下的计算结果见表3-11和图3-11。

表13活载作用下双排支座体系不同支座间距索底内力表(kN.m)

表14温度荷载作用下边索塔弯矩(kN.m)

从计算分析结果可见，对于中塔的索塔底部温度及活载弯矩以及中塔柱底部截面活载弯矩随着支座间距的增大，弯矩数值都在逐渐减小，但是减小幅度都较小。

⑶支座处支反力分析

分析支座间距变化情况下，双排支座在汽车活载和温度荷载下的支座反力情况，计算结果见表15、表16。

由表计算结果可见，在汽车荷载及温度荷载作用下，双排支座体系的支座反力可出现负反力。为防止支座出现拉力，需通过在支座区域实施对等压重来平衡负反力，对支座实施压重后，实际施加在支座上的反力值为支座正负反力之和。

表15汽车活载作用下双排支座体系不同支座间距支座反力  单位：kN

表16温度荷载作用下支座反力  单位：kN

图10和图15给出了不同支座间距下各支座负反力规律，图16、图17给出了不同支座间距下各支座正负反力绝对值之和。

由上述计算结果可见，双排支座体系随着支座间距的增大，活载作用下支座负反力以及支座总的竖向力也在逐渐减小，但这种趋势在支座间距较小时较为明显，当支座间距达到一定大小时，支座反力随着支座间距增大减小的趋势逐渐减缓。温度荷载下支座反力规律与汽车活载分析结果规律相同。

⑷支撑托架根部弯矩分析

分析双排支座体系在支座间距变化情况下托架根部的汽车活载以及温度荷载弯矩计算结果见表17、表3-15和图3-16、图3-17。

表17汽车活载作用下双排支座体托架根部弯矩单位：kN.m

表18温度荷载作用下托架根部弯矩  单位：kN.m

从上述计算结果可见，在活载和温度荷载作用下，双排支座体系随着支座间距的增大，托架根部的弯矩也随着增大。

⑸双排支座结构体系合理支座间距

根据前面分析的结果，将双排支座体系支座间距变化对结构响应的影响规律汇总见下表：

表7双排支座体系支座间距变化对结构响应的影响规律

从7汇总分析结果可见，对多塔斜拉桥力学性能而言，支座间距增大对改善多塔斜拉桥结构体系刚度以及控制索塔内力有利，但效果不明显。从双排支座体系自身的力学响应角度分析，支座间距增加有利于控制支座负反力和支座总竖向力，但是当支座间距达到一定大小时，这种减缓趋势已经不明显，相反，此时支座托架根部的根据则会显著增大。根据上述影响规律综合分析结果，嘉绍大桥多塔斜拉桥双排支座体系的支座间距取为46m。根据本实用新型的原理，可相应配合计算设置适当的支座间距，该支座间距可根据具体的多塔斜拉索选取设置。

本实用新型中独柱索塔双排支座体系的托架构造设计

嘉绍大桥采用独柱形索塔，主梁为左右分幅，结构体系采用纵向双排支座，因此，两幅主梁的横向加纵向在索塔处共需要设置四个竖向支承点，同时这四个竖向支承点还要具备一定的刚度。为满足上述体系受力要求，下塔柱顶部需要设置支承托架。为确定合理的支承托架结构形式，分别比较了以下三种方案：钢桁架支承托架方案、工字形混凝土支承托架方案和X形混凝土支承托架方案。

1、工字形混凝土托架方案

“工”字形下塔柱主梁混凝土托架方案如图3-18所示。首先纵桥向从索塔两侧设置两个26m长的变截面悬臂梁，悬臂梁截面为箱形，宽为9.0m，固定端梁高10m，自由端梁高6m。再从大悬臂梁自由端横向连接两个12m长小悬臂梁，小悬臂梁截面为箱形，宽为6.0m，固定端梁高6.0m，自由端梁高4m。主梁的四个竖向支座安装在小悬臂梁顶面上。大悬臂梁与小悬臂梁内均设置预应力钢束。

独柱型索塔工字形托架局部分析

①计算模型

选择索塔纵向托架以上20m，托架以下36m建立实体模型，模型按设计尺寸模拟索塔各个部位；采用降温法施加预应力荷载。

②计算荷载及边界

总体分析时的计算荷载组合如下：

荷载组合1：恒载＋活载；

荷载组合2：恒载＋沉降＋活载＋有活载风＋体系升温＋索、塔正温差+塔左、右侧正温差+梁上下缘正温差＋制动力；

荷载组合3：恒载＋沉降＋活载＋有活载风＋体系降温＋索、塔负温差+塔左、右侧负温差+梁上下缘负温差＋制动力。

模型分析时施加的荷载为总体计算得到的三种荷载组合下的最不利内力，在支座位置按照实际受力面积进行加载。局部分析分为两种工况：

工况1：横向托架支座竖向反力和最大（抗弯性能）。

工况2：纵向托架两侧支座反力差最大（扭转性能）。

边界条件：模型底部固结，顶部按索塔最不利内力加载。

③计算结果

计算结果汇总见表19。

表19工字形托架局部空间受力对比表  单位:MPa

从计算结果分析，裸塔时最大主压应力裸塔时托架顶板S1主拉应力1MPa左右，S3主压应力12MPa左右，分布较均匀。在纵向托架与横向托架的拐点位置有18MPa的主压应力。按规范规定，持久状况下，混凝土的最大主压应力不大于混凝土抗压强度标准值的0.6倍，对于C50混凝土为19.44MPa，主拉应力为1.59MPa，受力满足规范要求。

工况1作用下，纵向托架根部底部与塔柱相交位置出现17MPa的主压应力，索塔纵向托架的腹板位置出现最大S1主拉应力1.5MPa左右，横向托架的应力水平较低，受力均能满足规范要求。

工况2作用下，索塔纵向托架的顶板和腹板位置出现1.5MPa左右的主拉应力，纵向托架根部顶板有6MPa左右压应力，纵向托架根部底部与塔柱相交位置出现14MPa的主压应力，受力满足规范要求。

2、X字形混凝土托架方案

⑴方案概述

“X”字形下塔柱主梁混凝土托架方案如图5至9所示。该方案由塔柱中心向四个方向与桥轴线成31度夹角伸出四个22m长的变截面悬臂梁，悬臂梁端部提供主梁的四个竖向支撑点，悬臂梁根部梁高10m，端部梁高6m。四个悬臂梁均设置预应力钢束。

⑵独柱型索塔X字形托架局部分析

①计算模型

选择索塔纵向托架以上20m，托架以下36m建立实体模型，模型按设计尺寸模拟索塔各个部位；采用降温法施加预应力荷载。

②计算荷载及边界

总体分析时的计算荷载组合如下：

荷载组合1恒载＋活载

荷载组合2恒载＋沉降＋活载＋有活载风＋体系升温＋索、塔正温差+塔左、右侧正温差+梁上下缘正温差＋制动力

荷载组合3恒载＋沉降＋活载＋有活载风＋体系降温＋索、塔负温差+塔左、右侧负温差+梁上下缘负温差＋制动力

索塔托架局部受力分析计算工况：模型分析时施加的荷载为总体计算得到的三种荷载组合下的最不利内力，在支座位置按照实际受力面积进行加载。边界条件：模型底部固结，顶部按索塔最不利内力加载。

③计算结果：六塔斜拉桥独柱索塔X字形混凝土托架局部应力分析结果汇总见下表。

表19X字形混凝土托架局部应力分析结果单位：MPa

裸塔时索塔托架顶板S1主拉应力1.0MPa左右，托架顶板S3主压应力9MPa左右，分布较均匀，底板S3主压应力4MPa左右。在最大支座反力作用下，托架根部顶板S3主压应力0.3MPa左右，托架根部底板与塔柱相交位置出现18MPa的主压应力，索塔托架的腹板位置出现最大S1主拉应力1.0MPa左右，托架端部最大竖向位移为1cm。按规范规定，持久状况下，混凝土的最大主压应力不大于混凝土抗压强度标准值的0.6倍，对于C50混凝土为19.44MPa，主拉应力为1.59MPa，受力满足规范要求。

钢桁架托架方案：钢桁架方案在索塔四周设置呈“米”字形的六组主受力桁架，每组主受力桁架由两片桁架组成，中间设置横向联系杆件。主受力桁架为悬臂结构，固定端高度为10m，自由端高度为4m，上下弦杆采用箱形截面，截面尺寸为0.8×0.8m，腹杆根据受力大小采用箱形和工字形截面。主受力桁架端部通过次受力桁架连接，提供主梁的竖向支承，并确保主受力桁架的稳定性，次受力桁架桁高为4.0m。

托架方案比较：将三种主梁托架方案的综合比较见表20。

表20主梁托架方案综合比较表

根据表20的综合比较，与钢桁架方案相比，混凝土托架方案受力性能好、施工简单、景观效果好、造价低。工字形混凝土托架方案和X形混凝土托架方案均能满足受力要求，考虑到X形混凝土托架方案受力明确，避免了混凝土悬臂梁的扭转受力，在施工方案上可选择悬臂施工或者满堂支架施工，施工更为简单，因此推荐采用X形混凝土托架方案。

综上所述，本实用新型以嘉绍大桥为例，讲述本实用新型的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在多塔斜拉桥上布置有多个索塔，所述索塔的顶部通过拉索连接主梁，在索塔顺桥方向的两侧间隔一定距离设置有塔梁竖向支座，使索塔两侧对主梁支撑。：所述索塔采用独柱形索塔，使所述索塔的塔身呈“1”字形，所述独柱形索塔上设有对双幅钢箱梁提供支撑的X托架；在X托架的四个角上分别设置有塔梁竖向支座，使X托架将对主梁的竖向支撑布置于塔轴中心线两侧。在所述X托架包括四个连接于塔身上的支架，所述四个支架呈“X”字形对称布置；其中每个支架上均设有支座垫石，所述支座垫石上安放有塔梁竖向支座，使得顺桥方向的两塔梁竖向支座之间间隔一定距离；在所述支座垫石的横桥向两侧，分别设有约束塔梁之间的侧向相对变形和绕塔竖轴的转动变形的牛腿。在所述塔梁竖向支座对应的主梁上实施压重，其中在边塔和次边塔支座区域的压重为100T，在中塔支座区域的压重为160T。在所述主梁的跨中设置有伸缩缝，所述伸缩缝两侧的主梁通过刚性铰连接，在次中塔上可设置起纵向约束的塔梁纵向限位支座。在所述独柱形索塔的塔身及X托架上均设有通风管。

综上所述，本实用新型中，由于中间塔两侧均无辅助墩和过渡墩，斜拉索不能为中间索塔提供有效的刚度支撑，引起中间塔在活载作用下索塔活载内力增大，体系刚度下降。由于多塔斜拉桥的上述特点，在常规斜拉桥结构体系情况下，对索塔的刚度要求较高。如何解决弱塔情况解决多塔斜拉桥的上述问题，是嘉绍大桥这种修建在强涌潮水域的多塔斜拉桥能否顺利实施的关键问题。本实用新型从不同斜拉桥结构体系下多塔斜拉桥的荷载响应特征分析着手，分析了三中斜拉桥结构体系，即全漂浮结构体系、半漂浮结构体系和固结结构体系。分析结果表明：固结结构体系对改善多塔斜拉桥在汽车活载作用下的索塔受力以及提高结构体系刚度十分有利，但是固结体系塔梁固结构造处理困难同时在温度荷载边塔的受力增大。

根据仔细研究，本实用新型提出一种新型的斜拉桥结构体系，即“双排支座体系”。双排支座体系是指，在斜拉桥索塔顺桥向两侧间隔一定距离设置塔梁竖向支座，从而同时实现塔梁之间的竖向约束和转动约束。该结构体系在力学行为上接近塔梁固结，而构造上表现为塔梁分离。通过算例证明：双排支座体系在结构体系刚度表现上接近塔梁固结体系，而在温度荷载作用下塔底弯矩远小于塔梁固结体系，同时也小于半漂浮体系，采用双排支座体系避免了采用塔梁固结体系存在的索塔温度荷载受力过大的问题。另一方面双排体系塔梁避免了塔梁固结在构造处理上的困难，因而成功解决了弱塔结构应用与多塔斜拉桥的关键技术问题，具有显著的推广价值。

本实用新型对双排支座体系的重要参数：支座间距进行详细研究。研究结果表明，双排支座体系中支座间距的增大有利于提高结构体系刚度，改善索塔受力，但趋势不是特别显著。从支座体系自身而言，支座间距的增大可减小负反力和总支反力，但是支座托架根部的弯矩将提高。基于上述分析，嘉绍大桥双排支座体系采用的支座间距为46m。

本实用新型还针对双排支座体系的构造设计进行研究，针对独柱索塔的结构特点，提出采用X托架来实现双排支座体系。

本实用新型并不局限于前述的具体实施方式。本实用新型扩展到任何在本说明书中披露的新特征或任何新的组合，以及披露的任一新的方法或过程的步骤或任何新的组合。

Claims (6)

1.一种设有双排支座体系的多塔斜拉桥，在多塔斜拉桥上布置有多个索塔，所述索塔的顶部通过拉索连接主梁，其特征在于：在索塔顺桥方向的两侧间隔一定距离设置有塔梁竖向支座，使索塔两侧对主梁支撑。

2.如权利要求1所述的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，其特征在于：所述索塔采用独柱形索塔，使所述索塔的塔身呈“1”字形，所述独柱形索塔上设有对双幅钢箱梁提供支撑的X托架；在X托架的四个角上分别设置有塔梁竖向支座，使X托架将对主梁的竖向支撑布置于塔轴中心线两侧。

3.如权利要求2所述的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，其特征在于：在所述X托架包括四个连接于塔身上的支架，所述四个支架呈“X”字形对称布置；其中每个支架上均设有支座垫石，所述支座垫石上安放有塔梁竖向支座，使得顺桥方向的两塔梁竖向支座之间间隔一定距离；在所述支座垫石的横桥向两侧，分别设有约束塔梁之间的侧向相对变形和绕塔竖轴的转动变形的牛腿。

4.如权利要求3所述的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，其特征在于：在所述塔梁竖向支座对应的主梁上实施压重，其中在边塔和次边塔支座区域的压重为100T，在中塔支座区域的压重为160T。

5.如权利要求1至4所述的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，其特征在于：在所述主梁的跨中设置有伸缩缝，所述伸缩缝两侧的主梁通过刚性铰连接，在次中塔上可设置起纵向约束的塔梁纵向限位支座。

6.如权利要求5所述的设有双排支座体系的多塔斜拉桥，其特征在于：在所述独柱形索塔的塔身及X托架上均设有通风管。

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