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1、(10)申请公布号 CN 103696356 A (43)申请公布日 2014.04.02 CN 103696356 A (21)申请号 201310688164.3 (22)申请日 2013.12.16 E01D 11/04(2006.01) (71)申请人 中交公路规划设计院有限公司 地址 100010 北京市东城区东四前炒面胡同 33 号 (72)发明人 张喜刚 王仁贵 林道锦 李鹏 孟凡超 吴伟胜 王梓夫 袁洪 林昱 (74)专利代理机构 成都九鼎天元知识产权代理 有限公司 51214 代理人 钱成岑 詹永斌 (54) 发明名称 一种设有双排支座体系的多塔斜拉桥 (57) 摘要 本发明。
2、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。 本发明的设有双排支 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。本发明的设有双 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。
3、过大的问题。 (51)Int.Cl. 权利要求书 1 页 说明书 24 页 附图 8 页 (19)中华人民共和国国家知识产权局 (12)发明专利申请 权利要求书1页 说明书24页 附图8页 (10)申请公布号 CN 103696356 A CN 103696356 A 1/1 页 2 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。
4、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。
5、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。 权 利 要 求 书 CN 103696356 A 2 1/24 页 3 一种设有双排支座体。
6、系的多塔斜拉桥 技术领域 0001 本发明涉及桥梁技术领域， 尤其是一种采用双排支座体系的多塔斜拉桥。 背景技术 0002 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。 0003 汽车活载响应规律 ： 0004 汽车活载取 公路桥涵设计通用规范 里规定的公路。
7、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。 0005 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。
8、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。 0006 表 1 汽车荷载作用下跨中挠度值比较 单位 ： m 0007 0008 温度荷载响应规律 0009 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 说 明 书 CN 103696356 A 3 2/24 页 4 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。
9、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。 0010 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。
10、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。
11、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。 0011 表 2 最不利组合作用下索塔控制截面内力对比表 0012 0013 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 。
12、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。 说 明 书 CN 103696356 A 4 3/24 页 5 0014 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 ： 0015 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。
13、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。 0016 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。 0017 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。
14、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。 0018 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。
15、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。 发明内容 0019 本发明的发明目的在于 ： 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。
16、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。 0020 本发明采用的技术方案如下 ： 本发明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。 0021 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。
17、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 说 明 书 CN 103696356 A 5 4/24 页 6 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。 0022 表 3 主梁跨中竖向汽车活载变形表 单位 ： m 0023 。
18、0024 表 4 索塔塔顶纵向汽车活载变形表 单位 ： m 0025 0026 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。 0027 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。 0028 表 5 中塔汽车活载弯矩值 单位 ： kN.m 0029 说 明 书 CN 103696356 A 6 5/24 页 7 0030 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。
19、 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。 0031 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。 0032 表 6 各支承体系下边塔塔底塔温度荷载弯矩 单位 :kN.m 0033 0034 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。 0035 由此可见， 采用。
20、本发明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。 0036 本发明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。
21、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。 0037 以嘉绍大桥为例， 其地理地形独特， 本发明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。
22、。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 发明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 说 明 书 CN 103696356 A 7 6/24 页 8 向刚度问题。 0038 双排支座体系的施工实践 ： 0039 以嘉绍大桥为例， 采用独柱形索塔， 钢。
23、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， 0040 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、。
24、 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。 0041 表 7 双排支座体系支座间距变化对结构响应的影响规律 0042 0043 0044 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 ： 0045 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， 。
25、3) 随着支座间距增大， 支座托架根部的弯矩则会显著增大。 0046 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 说 明 书 CN 103696356 A 8 7/24 页 9 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， 当将本发明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。
26、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。 0047 本发明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。 0048 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。
27、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。
28、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， 本发明设置牛 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。
29、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。 0049 本发明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。 0050 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， 。
30、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。 0051 本发明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 说 明 书 CN 103696356 A 9 8/24 页 10 座。 0052 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。
31、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。 0053 本发明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。 0054 综上所述， 由于采用了上述技术方案， 本发明的有益效果是 ： 0055 1、 本发明的设有双排支座体系的多塔斜拉桥， ，。
32、 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 ； 0056 2、 本发明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。 0057 3、 本发明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。
33、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 0058 本发明将通过例子并参照附图的方式说明， 其中 ： 0059 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 是本发明的 设有双排支座体系的多塔斜拉桥的布置图 ； 图 5 是本发明中索塔的结构示意图 ； 图 6 是本 发明中 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。
34、 ； 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。
35、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。 0060 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。 说 明 书 CN 103696356 A 10 9/24 页 11 具体实施方式 0061 本说明书中公开的所有特征， 或公开的。
36、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。 0062 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。 0063 本发明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。
37、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。 0064 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。 0065 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。
38、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。 0066 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。
39、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。 0067 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。 0068 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。
40、系数取 0.96， 并考虑 1.15 的偏载系数。 0069 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。 0070 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。 0071 汽车活载计算结果 0072 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。 0073 表 8 各支承体系下六塔斜拉桥跨中挠度 单位 :cm 说 明 书 CN 103696356 A 11 。
41、10/24 页 12 0074 0075 表 9 各支承体系下六塔斜拉桥塔顶水平位移 单位 :cm 0076 0077 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 0078 0079 温度荷载计算结果 0080 温度荷载下各体系的边塔弯矩计算结果见表 11。 0081 表 11 各支承体系下边塔塔底塔温度荷载弯矩单位 :kN.m 0082 说 明 书 CN 103696356 A 12 11/24 页 13 0083 计算结果分析 0084 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。
42、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。 0085 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。 0086 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。
43、， 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。 0087 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。 0088 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。
44、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。 为此本发明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。 0089 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。
45、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。 0090 以下对本发明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。 0091 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。
46、减系数取 0.96， 并考虑 1.15 的偏载系数。 0092 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。 0093 双排支座体系活载位移响应特征 0094 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。 说 明 书 CN 103696356 A 13 12/24 页 14 0095 表 3 主梁跨中竖向汽车活载变形表 单位 ： m 0096 0097 表 4 索塔塔顶纵向汽车活载变形表 单位 ：。
47、 m 0098 0099 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。 0100 双排支座体系活载弯矩响应特征 0101 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。 0102 表 5 中塔活载弯矩值 单位 ： kN.m 0103 0104 0105 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。
48、接近。 说 明 书 CN 103696356 A 14 13/24 页 15 0106 双排支座体系温度响应特征 0107 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。 0108 表 6 各支承体系下边塔塔底塔温度荷载弯矩 单位 :kN.m 0109 0110 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。 0111 本发明。
49、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 ： 0112 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 ； 0113 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。 0114 跨中挠度和塔顶水平位移分析 0115 随着双排支座支座间距的变化，。