浙江跨海悬索桥工程项目技术建议书

第7篇技术建议书一、对招标项目的理解XX大桥连接XX岛与XX岛，是XX市大陆连岛工程的第四座跨海特大桥，受建设条件所限，它也是XX市大陆连岛工程中具有一定的技术难度、规模最大的跨海特大桥之一。XX大桥的建设将对XX市大陆连岛工程起到极大的推动作用，标志着百万XX军民在“架千岛彩虹，圆世纪之梦”的发展之路上前进了一大步。对本项目的理解实际包括两个层面，第一个层面是对建设条件的理解，只有对建设条件进行深入地综合研究，充分理解，才能拟定出适应建设条件的桥型方案及各分项工程方案；第二个层面是对桥型方案的理解，只有在对建设条件充分理解的基础上，对桥型方案的特点进行深入地研究，拟定出较优的局部方案，才能保证桥型方案的经济性、合理性。也正是通过以上两个层面的理解，构成了我们的投标方案，再经过技术经济综合比选，形成了我们的推荐方案。㈠项目建设条件1.技术标准·公路等级：双向四车道高速公路。·计算行车速度：60km/h。·车辆荷载等级：汽车—超20级，挂车—120。·过桥管线：两根φ600mm水管；通信桥架二条，每条宽600mm×高150mm；电力桥架二条，每条宽600mm×高150mm。·标准宽度：桥梁标准宽度为22.5m，路桥同宽。横断面布置见图7-1。图7-1标准横断面2.自然条件根据招标文件提供的“原始资料”，桥位处的自然条件及相关要求具体如下：⑴气象·气象要素特征值表7-1定海站气象要素特征值表项目定海气温（℃）极端最高39.1极端最低-6.1年平均16.41月平均5.87月平均26.9降水(mm)年最大1974.0年最小603.4年平均1442.5月最大531.8风最大风速（m//s）24极大风速（m//s）>40主导风向春季SE夏季SE秋季N冬季NW、NNW台风影响月份5～11，其中7～9月月居多年平均台风影响响次数2.56蒸发量(mm)年平均1242.4雾日（d）年最多31年最少13年平均20.5相对湿度(％)1月平均727月平均86年平均79雷暴日（d）年最多44年平均28.3积雪深度(cmm)最大23·设计风速设计风速按照JTJ021-89的“全国基本风压分布图”中的定海区确定，即平坦空旷地面离地面20m高、频率1/100的10min平均最大风速——设计风速为43.8m/s。梯度风参数按照《抗风设计指南》确定。⑵水文·水道概况XX水道为西北～东南走向的水道，长约7.7km，平均宽2.5km，最窄处宽约1.9km。桥位处水面宽度约为2000m，被老虎山分为南、北两汊，南汊宽度约为1600m，最大水深达95m；北汊宽约370m，最大水深约为70m。·波浪桥址区波浪特征参考工程附近野鸭山测波站的资料来进行分析。野鸭山站测波资料表明：该区以混合浪为主，其中涌浪多为潮波和船行波所致。常浪向为SSW～W，出现频率53.9%；强浪向W～NNW。各月平均波高为0.2～0.3m，实测最大波高2.1m。·跨海大桥设计水位：表7-2设计水位表单位：（m）项目重现期（a.）2050100300设计年极值高水水位3.153.403.603.98设计年极值低水水位-2.10-2.20-2.27-2.42·水流XX水道潮流一般以不正规半日潮流为主，潮流运动形式大多为往复流。该水道流速大、且有强烈旋涡。2002年5月桥区水域大潮涨落急时段漂流观测表明：XX水道平均涨落潮漂流流速分别为1.65m/s～2.18m/s；实测最大涨落潮漂流流速达2.66m/s～3.65m/s。此外，漂流观测期间，在水道中观测到多处涡流。·设计通航水位：表7-3设计通航水位表潮位站设计最高通航水水位（m）（历史实测最高高水位）设计最低通航水水位（m）（理论最低潮面面）镇海3.28-1.59·通航净空：表7-4通航净空尺度一览表通航孔名称代表船型航道类型通航净空尺度（m）净宽净高主孔3万吨级海轮双向63044海军侦察船—<63049.5⑶工程地质·地形地貌桥位区陆地地貌为基岩裸露丘陵区，山坡坡度较大，一般15~35°，局部达45°。丘陵区植被发育，以松树、灌木及草本植物为主，一般分布有厚1.5~2.5m的残坡积层，局部厚度大于5m。水下地形以潮流冲刷槽为主，其特点为深切的槽沟与涨落潮流流路一致。如以10m等深线为界，则几乎整个XX水道均为该类地貌形态。此外，水道内存在裸露的孤丘和水下暗礁。·地震基本烈度：Ⅶ度。XX大桥起点和终点50年、100年不同超越概率、设防水准时地震计算烈度和基岩水平峰值加速度见表7-5和表7-6。表7-5起终点场地不同超越概率水平的地震烈度值场点经度纬度50年10%50年3%100年3%XX大桥起点（b5）121.9266930.071997.07.78.0终点（b6）121.9066930.055887.07.77.9表7-6起终点场地不同超越概率水平的基岩水平加速度峰值（gal）场点经度纬度50年10%50年3%100年3%XX大桥起点（b5）121.9266930.0719983.2166.1216.0终点（b6）121.9066930.0558883.1165.6215.3·地层岩性工程地质纵断面见图7-2。桥址区的地层自上而下分别为：IX层——含粘性土碎石（Qel-dl），分布于基岩面上，层厚0.8~5.3m。；X1层——强风化流纹斑岩（J3j），层厚2~4m；X2层——中风化流纹斑岩（J3j），层厚1.7~10.1m不等；X3层——微风化流纹斑岩（J3j）。各地层的物理力学性质指标见表7-7。表7-7岩土物理力学性质指标综合统计表层号岩性孔号样底深度重型(2)动探试验验N63.5岩石饱和极限抗抗压强度Rb承载力建议值地基土容许承载力[σ0]]钻孔灌注桩桩周土极限摩阻阻力τi桩侧土极限端阻阻力σRm击MPakPakPakPa=9\*ROMANIX含粘性土碎石24400140X1强风化层80090X2中等风化层GK14.341.720005509000X3微风化层GK112.5118.0400014000㈡对项目建设条件的理解1.桥型方案⑴主跨跨径首先考察工程地质纵断面图（见下图），从图中可得到桥轴线处的如下信息：图7-2工程地质纵断面图·陆域、海域全线几乎无覆盖层。·水道情况见下表7-8。表7-8桥轴线处水道宽度表单位：（m）水深北汊南汊0m等深线364157010m等深线336149620m等深线288142030m等深线196131440m等深线139107450m等深线90985根据上述信息，同时考虑水流条件，可以注意到：·本桥的主跨跨径已不由通航要求控制，而由桥位处的水文、地质条件控制。·水中基础施工难度极大，即便是近岸处搭设临时设施，其“生根”亦具有相当大的难度。因此，采用老虎山设塔、两个大跨分别跨越南北汊水道的方式是比较合适的，对减小施工难度、缩短工期、降低工程造价等都大有裨益。综合考虑两岸的地形条件（见下节）及结构构造要求后，主跨跨径宜选取为1650m。⑵桥型方案众所周知，梁式桥、拱桥、斜拉桥及悬索桥等桥型方案都有其适用的跨径范围，也是其经济跨径范围。本桥的主跨跨径已超出梁式桥、拱桥、斜拉桥的适用跨径范围，属于悬索桥的适用跨径范围，故采用悬索桥方案是合适的。悬索桥——这一古老的桥型方案具有跨越能力大、力学图式简单明确的特点，自从美国布鲁克林桥——这座现代大跨径悬索桥的建成，它重新迸发出了强大的生命力。随着各国经济水平的不断增长，建桥技术亦飞速发展、并日趋成熟，大跨径悬索桥接二连三建成，跨径不断增加，从目前国内外的成功桥例（见表7-9）看，悬索桥的适用跨径已达到了2000m，同时国内的悬索桥建桥技术已比较成熟。表7-9国内外大跨径悬索桥一览表桥名主跨跨径（m）结构体系所在地目前状态明石海峡大桥1991三跨简支日本已建成大带大桥1624三跨连续，连续续长度为26944m。丹麦已建成润扬长江大桥1490单跨简支中国·江苏建设中江阴长江大桥1385单跨简支中国·江苏已建成青马大桥1377两跨连续，连续续长度为17322m中国·香港已建成2.桥轴线布置图7-3是根据招标文件提供的“原始资料”及确定的主跨跨径形成的桥位平面图，从图中可注意到：·位于老虎山的北塔各角点均未进入陡坎区域，位置是比较合适的；·南塔的左侧塔柱基础完全入水，图中点A距0m等深线的距离约为35m，该处水深约为7m。而XX水道的水流特点就是流速大、且有强烈旋涡，虽然南塔离岸不远，水流流速减小，但水流流态更为复杂。南塔的左侧塔柱基础完全入水，基础施工难度大，这与一跨跨越南汊、从而减小施工难度的主跨跨径拟定原则是相矛盾的，因此，南塔的位置需要作适当调整。图7-3桥位平面图（根据招标文件）南塔位置进行调整有两种方式可使得南塔完全上岸：第一种方式，桥轴线位置不变，南塔顺桥轴线向南移动；第二种方式，将桥轴线适当转动、平移。第一种方式，根据桥轴线与岸线的相对关系，需要移动58m，南塔才能完全上岸，但其外侧轮廓线仍十分接近0m等深线（见图7-3）。这样主跨跨径需由1650m加大至1708m。显然，这种方式是不可取的。为此，我们对第二种方式进行了深入研究，通过南塔位置、南锚开挖量、接线等方面的综合比较（见图7-4、表7-10），拟采用桥轴线绕北塔中心逆时针方向旋转1.7°的方式调整桥轴线，使得南塔完全上岸。并得出一个结论，桥轴线不宜继续旋转或平移，否则：南接线的线形指标继续下降，无法满足车速80km/h（工可线形按此标准控制）的技术标准；B区地面标高继续增大，南锚及引道开挖量增加较多。图7-4桥位位平面图（投投标方案）表7-10桥轴线线比较表项目原桥轴线现桥轴线备注XX岛接线圆曲线半径2000m1936m缓和曲线要素A=632，LLs=2000A=539，LLs=1550A区条件距海稍远，施工工难度稍小小。距海稍近，施工工难度稍大大。南塔位置左侧塔柱基础完完全入水。完全上岸。B区条件地面标高较低，南南锚及引道道开挖量较较小。地面标高较高，南南锚及引道道开挖量较较大。但地地质条件有有所改善。XX岛接线圆曲线半径740m700m规定值为7000缓和曲线要素A=322，LLs=1440A=324，LLs=1550与锚碇的相对关关系锚碇范围内为直直线。缓和曲线伸入锚锚碇92mm，最大偏偏移值为11.24mm。锚碇IP点低于于梁底，缆缆、梁交点点处偏移值值不大，结结构能够适适应。注：表中“规定定值”为车速80km//h互通区区主线的极极限最小值值。3.结构体系系及桥跨布布置⑴结构体系北边跨（XX岛岛——老虎山）根根据前述的的建设条件件，采用加加劲梁悬吊吊的方式是是比较适宜宜的；而南南边跨，则则因桥轴线线调整后，南南塔及南锚锚均已上岸岸，南边跨跨均在岸上上，所以南南边跨宜根根据地形条条件采用引引桥或引道道方案。根据XX岛桥位位处的地形形条件，北北边跨的长长度应小于于600m，北边跨跨及主跨的的总长度应应小于22500m。表7-9所列的国国内外大跨跨径悬索桥桥的成功桥桥例表明，长长达22500m的连续加加劲梁完全全能够通过过合理地选选择加劲梁梁约束系统统来适应各各种荷载要要求，同时时提高了结结构整体性性和行车舒舒适性。我我们在对本本桥所将承承受的各种种荷载及表表7-9所列的成成功桥例进进行深入研研究、并计计算分析后后，选择了了加劲梁约约束系统（见见下文），该该系统可保保证22500m长的加劲劲梁能适应应各种荷载载要求，因因此本桥加加劲梁拟采采用两跨连连续结构。⑵桥跨布置本桥的桥跨布置置实际就是是塔、锚的的位置。前前述的“㈡2.”已明确了了南、北塔塔位置，以以下需要对对南、北锚锚的位置进进行研究，以以确定桥跨跨布置。本桥锚碇位置的的选择很大大程度上取取决于地形形条件。①北锚首先，考察北岸岸的地形（见见图7-5）。该处的地形较为为明确，锚锚碇只能布布置在图示示的范围，原原因是：如如向中跨方方向移动，则则锚碇将入入水，且水水深很快将将达到13m，如背中中跨方向移移动，锚碇碇亦将入水水。根据前前述的自然然条件，锚锚碇水中施施工将面临临临时支挡挡、封底等等诸多难点点，代价较较大。因此此，北锚应应布置在图图示范围内内，并尽量量靠近中跨跨方向，以以减小边跨跨加劲梁长长度、降低低工程造价价。按照这这一思路，北北锚布置于于图示位置置，北边跨跨长度为565m。图7-5北锚锚处地形图图②南锚再考察南边的地地形（见图图7-6）。根据锚碇的受力力特点，可可以注意到到，南边跨跨范围内有有A、B两个区域域适合布置置锚碇，两两个区域前前方均有隆隆起的山脊脊，既可以以利用山脊脊抵挡主缆缆传递到锚锚碇的巨大大拉力，又又可以减少少山体开挖挖量，这对对增加安全全度、减小小锚碇的工工程量极为为有利。图7-6南边边跨地形图图如南锚布置在AA区，则南南边跨长度度为280m，边中跨跨偏小，仅仅为0.17（如此小小的边中跨跨比尚无先先例），这这样布置虽虽然有利于于提高结构构的总体刚刚度，但不不利之处较较多，主要要有：缆力力增大较多多，背索索索股增加较较多，为38股、达23%，增加的的索股在主主鞍的锚固固难度极大大；在同等等的地形、地地质条件下下，锚碇规规模增大；；与北边跨跨的长度差差别太大，对对全桥的景景观效果影影响较大。如如南锚布置置在B区，则南南边跨长度度为485m，边中跨跨适中，为为0.29，这样布布置：结构构的总体刚刚度能够满满足要求；；背索索股股增加不多多，为2股，增加加的索股在在主鞍的锚锚固难度不不大；锚碇碇规模较AA区小；同同时与北边边跨的长度度差别不大大，全桥的的景观效果果较好。因因此，南锚锚布置于图图示的位置置，南边跨跨的长度为为485m。③结论综上所述，本桥桥的桥跨布布置为565++16500+4855m。4.加劲梁大跨径悬索桥的的加劲梁不不是主要的的承重构件件，在承受受活载方面面的功能已已蜕化为局局部性的（主主要功能只只是将活载载传给吊索索），其截截面形状及及尺寸更多多地取决于于抗风要求求、宽度及及吊索间距距，与跨度度关系不大大。本桥的宽跨比（计计入吊索区区及风嘴后后）较小，又又位处受台台风影响频频繁的地区区，风况多多、风速大大，因而对对加劲梁的的抗风要求求比较高。为为此，本次次投标着眼眼点是结构构抗风性能能，拟定了了中分带拉拉开的双箱箱断面、敞敞开式格构构的双箱断断面及单箱箱断面（见见附图）三三种断面型型式进行研研究，双箱箱断面中分分带在工程程可行性研研究的基础础上，初拟拟拉开至5m；双箱格格构断面参参照国外工工程实例，内内侧两个车车道采用敞敞开式格构构。而梁高高是借鉴同同类工程的的经验、并并结合抗风风要求拟定定的，适当当增大梁高高，以提高高加劲梁的的抗扭刚度度，中分带带拉开的双双箱断面、敞敞开式格构构的双箱断断面梁高拟拟定为3.5m，单箱断断面梁高拟拟定为5m。5.锚碇锚碇的型式多种种多样，主主要有重力力式扩大基基础锚、重重力式嵌岩岩锚、隧道道锚三类。锚锚碇型式主主要受控于于锚碇处的的地质、地地形条件，根根据锚碇处处的地质、地地形条件，我我们对三种种锚碇型式式的适用性性进行了探探讨。图7-7北锚锚处岩石状状况南锚、北锚处的的地质条件件是比较好好的，这一一点可以从从现场情况况及“原始资料”两方面得得到证实。图7-7是北锚处的现场照片，从岩石出露情况看，北锚处的岩石情况较好；图7-6中的A区前沿的山脊现有一采石场，开采出的石料可用于包括混凝土骨料的多种用途，南锚处的岩石情况与北锚相同，也是比较好的。综合“原始资料”提供的情况看，南锚、北锚处的不仅岩石情况较好，而且覆盖层薄，计入强风化岩层，厚度才3～9m，因此，可以判定南锚、北锚处的地质条件是比较好的。⑴北锚图7-8是北锚处处的纵断面面图，图中中的左、右右侧纵断面面是按照锚锚碇初拟宽宽度60m绘出的。根根据图7-8所示的地地形情况，本本桥出鞍角角的选择直直接影响北北锚的型式式。本桥的北边跨是是悬吊的，受受边跨短吊吊杆长度及及加劲梁无无索区长度度限制，锚锚碇处的IIP点须高高于桥面，入入鞍角为10.88°（与水平平线夹角，下下同）。出出鞍角一般般小于45°，否则位位于角平分分线的支墩墩将承受很很大的水平平力，实施施效果有可可能是“得不偿失”。暂且取取出鞍角为为45°，可以注注意到，右右侧纵断面面处锚体上上的覆盖部部分较薄，最最大处仅为为21.55m，据此，北北锚如采用用隧道锚，不不仅开挖时时顶部覆盖盖部分将会会挖通，同同时锚体上上的覆盖部部分“压不住”锚体。因因此北锚不不宜采用隧隧道锚。考虑到锚碇处的的IP点高于于地面较多多，最小为为29.33m，且地基基承载力较较高，北锚锚拟采用重重力式扩大大基础锚。图7-8北锚锚处的纵断断面图⑵南锚图7-9是南锚处处的纵断面面图，图中中的左、右右侧纵断面面是按照锚锚碇初拟宽宽度55m绘出的。根根据图7-6所示的地地形及路线线情况，南南锚采用重重力式扩大大基础锚显显然是不经经济、不合合理的。本桥的南边跨是是不吊的，锚锚碇处的IIP点宜尽尽量压低，这这样可尽量量减小水平平力的力臂臂，对提高高锚碇的抗抗倾覆能力力、基底应应力的均匀匀性都大有有好处，按按照初拟的的IP点位置置，入鞍角角为19.11°。与北锚锚构思相同同，出鞍角角暂按45°考虑，可可以注意到到，右侧纵纵断面处锚锚体上的覆覆盖部分仍仍然较薄，最最大处仅为为31.55m，因此该该锚位同样样不宜采用用隧道锚。而而采用嵌岩岩锚则优点点颇多，由由于锚体上上的覆盖部部分较薄，开开挖方量不不大，同时时可依照山山体走势开开挖齿坎，充充分发挥基基岩的抵抗抗力，对减减小锚碇的的规模很有有好处，因因此该锚位位宜采用重重力式嵌岩岩锚。图7-9南锚锚处的纵断断面图前文所述，南锚锚位处不宜宜采用隧道道锚的主要要原因是锚锚体上的覆覆盖部分较较薄，根据据南边跨的的地形情况况，锚位向向中跨方向向移动应可可以找到一一个位置解解决覆盖部部分较薄的的问题，可可以采用隧隧道锚方案案。经过对对南边跨地地形的深入入研究，锚锚位向中跨跨方向移动动115m，即可采采用隧道锚锚方案（见见图7-10）。此时时，南边跨跨长度为370m，边中跨跨比为0.2224，背索索索股需增加加14股，锚固固有一定难难度。图7-10南南锚处采用用隧道锚方方案布置图图对上述两个锚位位的两种锚锚碇方案，经经过工程量量计算及造造价测算，隧隧道锚方案案与嵌岩锚锚相比不占占优势；同同时，鉴于于隧道锚方方案对基岩岩的完整性性要求较高高，而目前前对南边跨跨范围内的的基岩情况况尚未摸清清，因此，本本次投标南南边跨长度度仍拟采用用485m、同时南南锚拟采用用重力式嵌嵌岩锚。6.索塔及基基础⑴索塔①索塔材料悬索桥的索塔目目前有钢塔塔和混凝土土塔两种型型式。钢塔塔自重轻，施施工快速、简简便，但造造价高、后后期维护费费用较高；；而混凝土土塔自重大大，施工速速度较慢，是是控制工期期的一个重重要因素，但但造价低、后后期维护费费用少。关关于两种索索塔材料的的比选，我我们在其他他大跨径斜斜拉桥、悬悬索桥上已已开展过多多次，认为为本桥索塔塔采用混凝凝土结构是是可行的、合合理的、经经济的。②索塔型式悬索桥的索塔型型式是由其其受力特点点决定的，一一般为门式式框架结构构。本桥的的索塔总高高度为202..98～203..48m，从塔柱柱稳定性及及其受力要要求考虑，塔塔柱之间拟拟设置三道道横向连接接。南塔是是主、引桥桥的分界点点，因此设设置了下横横梁，以布布置各种加加劲梁约束束装置；其其下塔柱高高度不大，仅31.2m，因此承台之间未设横系梁。北塔则不同于南塔，根据下文“8.加劲梁约束系统”的布置情况，北塔处未布置竖向支座及抗风支座，因而不设下横梁，仅设两个钢制牛腿，以安装抗扭阻尼器；由此，中横梁至承台顶的高度达107.48m，因此在承台之间设置横系梁。而塔柱型式的选选择主要考考虑抗风要要求及景观观效果：·抗风要求本桥的索塔按照照正常的施施工进度，施施工约需9个月，而而北塔由于于孤悬于老老虎山，施施工条件不不好，施工工周期会更更长，索塔塔施工经过过台风期的的可能性极极大。加之之索塔较高高，顶标高高为224..98m（不含主主索鞍），作作为混凝土土索塔，施施工期间裸裸塔的抗风风问题应引引起足够的的重视。裸塔的抗风问题题主要为两两个方面，一一方面是涡涡激振问题题，一方面面是塔柱的的风阻系数数问题、即即风荷载效效应问题。目目前的大量量研究及成成功桥例表表明：钢塔塔由于自重重较轻，涡涡激振问题题较为突出出，四角开开矩形缺口口的矩形断断面制振效效果较好；；混凝土塔塔自重较大大，涡激振振问题不突突出。因此此，钢塔塔塔柱多采用用四角开矩矩形缺口的的矩形断面面（见图7-11），而混混凝土塔塔塔柱则更多多地考虑尽尽量减小风风阻系数、从从而减小风风荷载，多多采用圆倒倒角的矩形形断面（见见图7-11）。图7-11钢钢塔、混凝凝土塔塔柱柱常用断面面图本桥的索塔由于于高度大、桥桥位处风速速大，目前前成功的混混凝土塔桥桥例尚未覆覆盖本桥（见见表7-11），本桥桥索塔是否否发生涡激激振问题，尚尚需在初步步设计阶段段通过索塔塔气动模型型试验进行行研究。考考虑到本桥桥的塔基支支承于质地地坚硬的基基岩，索塔塔的风荷载载效应问题题可通过适适当增加塔塔柱及基础础尺寸、适适当增加钢钢筋配置予予以解决，因因此本次投投标塔柱拟拟采用四角角开矩形缺缺口的矩形形断面。表7-11大跨径径斜拉桥、悬悬索桥混凝凝土索塔工工程类比表表桥名桥型方案索塔距水面高度度（m）基本风速V100(m/s))备注丹麦大带大桥悬索桥25431.37法国诺曼底大桥桥斜拉桥202.7？地处塞纳河口，面面临大西洋洋塞纳湾，风风力应小于于本桥。XX大桥悬索桥224.9836.6·景观要求XX市拥有两个个国家级和和两个省级级重点风景景名胜区，是是名副其实实的黄金旅旅游区，作作为连接旅旅游区与大大陆的纽带带，整个连连岛工程的的景观要求求都比较高高，连岛工工程应成为为XX一连串串新的景点点；同时，连连岛工程由由5座风格各各异的跨海海大桥组成成，本身就就是一座桥桥梁博物馆馆。作为大大陆连岛工工程的重要要组成部分分，XX大桥的的景观要求求亦较高，而而索塔造型型又是悬索索桥景观效效果的核心心，为此，我我们在广泛泛调研的基基础上，拟拟定了两种种索塔型式式，见附图图。这两种种索塔有别别于国内的的其他索塔塔型式，造造型新颖，塔塔柱尺寸从从塔底至塔塔顶以柔和和的线条逐逐渐缩小，给给人以强烈烈的提升感感，显得刚刚劲有力；；第一、二二方案的索索塔横梁简简洁明快，第第三方案的的索塔横梁梁由多根钢钢撑组成，更更加突出了了索塔的刚刚劲。⑵索塔基础本桥索塔处覆盖盖层较薄，横横桥向地形形起伏较大大，采用扩扩大基础势势必造成两两根塔柱高高度不一，这这对全桥的的景观效果果较为不利利，相比之之下，嵌岩岩桩是比较较合适的基基础型式，该该桩基可以以借鉴已完完工的桃夭夭门大桥索索塔基础施施工经验，采采用挖孔的的形式成孔孔，这对加加快施工进进度、降低低工程造价价是十分有有利的。因因此，本桥桥索塔基础础拟采用挖挖孔嵌岩桩桩基础。7.缆索系统统⑴主缆矢跨比矢跨比是悬索桥桥刚度的重重大影响因因素之一，矢矢跨比越小小，缆力就就越大，重重力刚度就就越大，活活载作用下下加劲梁的的挠度就越越小，但工工程造价就就越大（涉涉及塔高、锚锚碇规模等等）；矢跨跨比越大，则则结论相反反。主缆矢矢跨比往往往是重力刚刚度与工程程造价之间间的平衡点点，它的取取值范围一一般是1/9～1/11。本桥的塔、锚均均位于岸上上，基底落落于微风化化流纹斑岩岩，流纹斑斑岩是一种种质地较好好的岩石，缆缆力适当增增大一些，对对塔、锚的的工程规模模影响不大大，因此，本本桥主缆矢矢跨比参照照以往的工工程经验，取取为1/100.5。⑵标准吊索间距基于以下两方面面原因，本本桥标准吊吊索间距拟拟采用18m。·本桥为双向四车车道高速公公路特大桥桥，标准宽宽度为22.55m，宽度不不宽，无论论采用前述述的何种断断面型式，加加劲梁每延延米重不超超过12t，18m长的梁段段重量不超超过216t；·桥位处水深、流流急，且无无覆盖层，运运梁船难以以抛锚，需需采用动力力定位。梁梁段长度适适当加长，有有利于缩短短工期、降降低施工难难度。8.加劲梁约约束系统加劲梁在活载、温温度、风、地地震等多种种荷载作用用下，将产产生横、纵纵、竖三个个方向的位位移及扭转转变形，同同时。加劲劲梁变形的的特点是：：在温度、活活载等缓慢慢荷载作用用下，加劲劲梁的变形形较小、速速度较慢；；而在大风风、地震等等剧烈荷载载作用下，加加劲梁的变变形大、速速度快；在在一种荷载载作用下，加加劲梁可能能在多方向向上产生变变形。因此此，对加劲劲梁的约束束形式应提提高到系统统工程的角角度进行研研究，协调调横、纵、竖竖三个方向向及扭转的的约束形式式，从而选选择合理的的加劲梁约约束系统，使使得连续长长度达22155m的加劲梁梁适应各种种荷载，同同时保证结结构安全及及耐久性。⑴竖向约束本桥加劲梁可在在三个位置置设竖向支支座，即北北锚、北塔塔和南塔。本本桥加劲梁梁为两跨连连续，在北北塔处设竖竖向支座，加加劲梁将产产生很大的的负弯矩，导导致加劲梁梁无法承受受或需大大大补强，因因此，仅在在北锚和南南塔设竖向向支座。该竖向支座拟采采用双向活活动支座，以以下重点阐阐述支座横横向活动性性的考虑：：连续长度达22215m的加劲梁梁在日照温温差作用下下的变形是是比较复杂杂的，不仅仅纵向及横横向产生伸伸缩变形，同同时横向发发生侧弯，从从而在竖向向支座处产产生横向转转角位移。如如竖向支座座采用单向向活动支座座，其上、下下盆横向间间隙很小，能能适应的横横向伸缩位位移及转角角位移很小小，在日照照温差作用用下，支座座上、下盆盆互相卡住住，除影响响加劲梁的的自由伸缩缩外，长年年累月下来来，往往是是上盆被“憋”坏，国内内同类型桥桥梁中有这这样的工程程实例。因因此，本桥桥竖向支座座采用双向向活动支座座。⑵横向约束目前国内多座大大跨径斜拉拉桥、悬索索桥的横向向约束一般般都采用抗抗风支座。抗抗风支座是是球面支座座，不约束束加劲梁的的横向转角角位移及纵纵向位移，仅仅对加劲梁梁横向水平平位移进行行约束（该该约束是刚刚性约束）。本桥横向拟在北北锚和南塔塔设置抗风风支座，布布置于加劲劲梁中心线线处；在北北塔处设置置粘滞阻尼尼器，布置置于加劲梁梁两侧。具具体考虑如如下：①北锚和南塔采用抗风支座的的原因是抗抗风支座造造价低于粘粘滞阻尼器器。抗风支座布置于于加劲梁中中心线处的的原因是：：布置于加加劲梁两侧侧，抗风支支座对加劲劲梁横向的的温度变形形是刚性约约束，加劲劲梁相应部部位将产生生较大的局局部应力；；布置于加加劲梁中心心线处则不不同，加劲劲梁中心线线是横向温温度变形零零点，该处处设约束对对加劲梁横横向受力没没有影响。②北塔北塔处的加劲梁梁与索塔之之间处理成成无约束是是不可取的的，因在地地震荷载作作用下，如如加劲梁发发生一段位位移后再接接触索塔，由由于加速度度的影响，索索塔将无法法承受巨大大的地震冲冲击力。因因此，北塔塔处的加劲劲梁与索塔塔之间必须须设置横向向约束。抗风支座与粘滞滞阻尼器相相比较，设设置抗风支支座将产生生如下两个个不利之处处：·不论抗风支座布布置在加劲劲梁两侧还还是中心线线处，加劲劲梁在横向向为两跨连连续梁，在在温度荷载载作用下，北北塔处加劲劲梁将产生生横向弯矩矩，北塔亦亦需承受较较大的水平平力。·如布置于加劲梁梁两侧，加加劲梁因日日照温差发发生横向侧侧弯时，抗抗风支座的的工作状态态与竖向支支座采用单单向活动支支座时的支支座横向工工作状态类类似，将影影响抗风支支座的耐久久性。因此，北塔处不不宜设置抗抗风支座。而粘滞阻尼器则则不同，加加劲梁在温温度、活载载等缓慢荷荷载作用下下，横向位位移速度小小，此时粘粘滞阻尼器器呈自由状状态，对加加劲梁不产产生约束；；在大风、地地震等剧烈烈荷载作用用下，加劲劲梁横向位位移速度很很大，此时时粘滞阻尼尼器与荷载载作用同步步开始工作作，对加劲劲梁产生刚刚性约束，从从而将大风风、地震等等荷载传递递至索塔。粘粘滞阻尼器器可使得加加劲梁在北北塔处适应应各种荷载载要求，因因此，在北北塔处横向向拟设置粘粘滞阻尼器器。目前国国内上海卢卢浦大桥、重重庆鹅公岩岩大桥等多多座特大桥桥上已安装装该装置，见见图7-12。粘滞阻尼器布置置于加劲梁梁两侧的主主要原因是是：前述北北塔处不设设竖向支座座，如粘滞滞阻尼器布布置于加劲劲梁两侧，则则粘滞阻尼尼器可“生根”于塔柱，北北塔可取消消下横梁。图7-12重重庆鹅公岩岩大桥阻尼尼器安装图图⑶纵向约束纵向约束的目的的是限制加加劲梁的纵纵向位移及及改善伸缩缩装置的受受力状态。①纵向位移分析加劲梁纵向位移移方面主要要是风荷载载、地震荷荷载及温度度加活载三三者相比较较。风荷载载与温度加加活载相比比，已有大大量研究表表明，大跨跨径悬索桥桥的加劲梁梁在纵向风风荷载作用用下产生的的位移小于于温度加活活载产生的的纵向位移移，纵向位位移方面风风荷载不控控制。地震震荷载与温温度加活载载相比，经经计算分析析，本桥温温度加单跨跨活载产生生的纵向总总位移量最最大为1.944m，而100年超越概率2％的地震荷荷载作用下下的纵向位位移量为0.85～1.022m（因无场场地基岩的的动参数，根根据经验，采采用修正规规范谱计算），由由此看来，纵纵向位移方方面地震荷荷载亦不控控制。因此，仅从纵向向位移方面面看，本桥桥可不设纵纵向约束。②伸缩装置的受力力状态分析析伸缩装置完成纵纵向位移的的主构件是是位移箱，它它在温度、活活载等缓慢慢荷载作用用下可以逐逐步完成纵纵向位移。但但大风、地地震等剧烈烈荷载则要要求在短短短的几秒之之内完成几几十厘米的的纵向位移移，这样位位移箱较易易损坏。本桥一道2m的的伸缩装置置损坏后，更更换难度大大，同时还还需终止交交通；其造造价亦不菲菲，约509万（建安安费，下同同），是设设纵向约束束投入的约约二十倍。因因此，从伸伸缩装置的的受力状态态看，应设设纵向约束束，以改善善伸缩装置置的受力状状态，避免免伸缩装置置损坏。③结论综上所述，主要要考虑伸缩缩装置的受受力状态，本本桥加劲梁梁拟设纵向向约束。纵纵向约束拟拟采用粘滞滞阻尼器，其其理由同横横向所设的的粘滞阻尼尼器，不再再赘述。⑷扭转约束前文所述，本桥桥由于在温温度作用下下支座的工工作状态及及耐久性得得不到保证证，因而仅仅在北锚和和南塔设置置了共四个个竖向支座座，这些支支座在对加加劲梁提供供竖向约束束的同时，提提供扭转约约束。这样样的配置，使使得加劲梁梁在活载、温温度作用下下的工作状状态能满足足要求。但但在脉动风风、地震等等冲击荷载载作用，这这样的配置置就显薄弱弱了。为此此，需在北北塔处设置置液压缓冲冲器或粘滞滞阻尼器，以以缓冲脉动动风、地震震等冲击荷荷载激励下下的动力响响应，并提提供扭转约约束。图7-13是液压缓缓冲器工作作图解，丹丹麦大带大大桥（如图图7-14）希腊Rioon-Anntiriion桥就就采用液压压缓冲器。图7-13液压缓缓冲器工作作图解图7-14丹丹麦大带大大桥液压缓缓冲器液压缓冲器、粘粘滞阻尼器器两者相比比，在外形形、可维护护性、可更更换性和可可实施性等等方面具有有相似之处处，但是其其工作原理理和使用效效果是有一一定区别的的。两者约约束性能的的比较见表表7-12。表7-12两两种形式的的冲击荷载载约束性能能比较类型液压缓冲约束粘滞阻尼约束工作原理慢速位移速度小小于V1时，相相当于漂浮浮体系；当当快速位移移达到V22时，缓冲冲器产生额额定阻尼力力Rworrk，相当当于固结体体系。当结构发生纵飘飘摆动时，阻阻尼器产生生的阻尼力力迅速增加加至设计阻阻尼力；增增加了飘浮浮体系的结结构阻尼，起起到减小位位移反应和和耗能作用用。力和速度关系曲线应用实例丹麦大带大桥、希希腊Rioon-Anntiriion桥重庆鹅公岩大桥桥、上海卢卢浦大桥主要考虑目前国国内尚无液液压缓冲器器这类产品品，本次投投标在北塔塔处拟采用用粘滞阻尼尼器，以对对加劲梁在在脉动风、地地震等冲击击荷载作用用下提供扭扭转约束。⑸加劲梁约束系统统综上所述，本桥桥的加劲梁梁约束系统统布置见图图7-15。图7-15加加劲梁约束束系统布置置图9.过桥管线线布置⑴两根φ600mm水管管对应于拟定的三三种加劲梁梁断面型式式，初拟了了四个位置置进行研究究，见图7-16。双箱格格构式断面面与双箱断断面位置相相同，单箱箱断面无位位置D。图7-16水水管布置位位置比选图图①位置A位于箱梁内部，敷敷设于U型加劲肋肋或底板上上。该位置的优点是是：未改变变加劲梁的的外形、对对加劲梁的的气动性能能没有影响响。但由于于钢箱梁的的防腐要求求，两侧双双箱处理为为封闭结构构，内部设设置抽湿系系统，过桥桥水管置于于箱内，一一旦出现爆爆管，箱内内将可能充充满水而无无任何警兆兆，导致结结构破坏。从从结构安全全考虑，位位置A不可取。②位置B悬挂于梁底。由于悬挂于梁底底，改变了了加劲梁的的外形，增增大了阻风风面积，对对加劲梁的的气动性能能有一定影影响；采用用悬挂式的的固定方法法，在水管管内水的动动力荷载作作用下，紧紧固件将会会产生疲劳劳问题，因因此，紧固固件应进行行疲劳试验验，对其性性能要求较较高；因钢钢箱梁需定定期检修，梁梁底需埋设设轨道安装装检查车，平平时靠在索索塔处，悬悬挂水管后后，检查车车位置降低低，其行走走系统的强强度要求更更高；过桥桥水管悬挂挂于梁底，对对美观亦有有影响。此此外，在我我国桥梁史史上有过悬悬挂式水管管脱落伤人人的教训。综综上所述，位位置B同样不可可取。③位置C敷设于桥面中央央分隔带。水管位于桥面上上，虽然增增大了阻风风面积，对对加劲梁的的气动性能能有影响，但但与防撞护护栏重叠了了较大部分分，因而对对加劲梁的的气动性能能影响不大大；便于安安装、检修修；对结构构的影响仅仅体现为荷荷载效应，因因此安全可可靠。如对对中央分隔隔带的构造造稍做处理理，即可遮遮蔽水管，对对美观几无无影响。因因此，水管管宜安放在在位置C。④位置D穿过双箱的连接接横梁中部部。该位置的优点是是，未改变变加劲梁的的外形、对对加劲梁的的气动性能能没有影响响；对结构构的影响仅仅体现为荷荷载效应，安安全可靠；；对大桥的的景观效果果没有影响响。但破坏坏了横向连连接这一关关键构件的的整体性，同同时与位置置C相比，检检修维护、更更换的难度度增大。因因此，位置置D逊于位置置C。⑤结论综上所述，过桥桥水管拟安安放在位置置C。对于双箱断面，水水管即按图图7-16布置。对于双箱格构式式断面及单单箱断面，针针对位置CC，水管有有尚有两种种布置方式式可供选择择（见图7-17）：第一一种是高度度方向重叠叠，这样充充分利用了了1.5m的中央分分隔带净宽宽，桥宽不不需增加，但但阻风面积积较大，对对加劲梁的的气动性能能相对影响响较大；第第二种是宽宽度方向重重叠，这样样水管高度度小于防撞撞护栏高度度，阻风面面积稍有增增大，对加加劲梁的气气动性能相相对影响较较小，但桥桥宽需增加加0.6m。图7-17单单箱断面水水管布置图图鉴于结构抗风性性能是本桥桥桥型方案案是否可行行的关键所所在，高度度方向重叠叠的布置方方式无异“雪上加霜”，因此，建建议采用宽宽度方向重重叠的布置置方式，适适当增加桥桥宽，以尽尽可能减小小对结构抗抗风性能的的影响。⑵通信及电力桥架架四条通信及电力桥架架可设于钢钢箱内，三三种加劲梁梁断面型式式均有空间间可安排，见见附图。通通信桥架在在桃夭门大大桥已敷设设，施工比比较顺利。对对于电力桥桥架，鉴于于国内尚无无高压电缆缆过桥的先先例，同时时有可能存存在安全隐隐患，建议议慎重考虑虑。10.结构耐耐久性本桥处于海洋环环境，各种种材料的构构件腐蚀速速率都比较较快，结构构的耐久性性问题尤为为突出。结结构的耐久久性设计是是一个系统统工程，它它涉及到设设计方法、施施工质量、监监理控制及及管理部门门后期对结结构的养护护维修措施施等各方面面的内容，因因此，设计计、施工、监监理及业主主四方应紧紧密协作，共共同解决结结构耐久性性各项措施施的实施问问题。防腐蚀措施的选选择，应根根据构件的的重要性、使使用年限、所所处的腐蚀蚀环境、结结构部位、施施工可能性性、维护方方法以及防防腐材料来来源等，经经技术经济济比较后确确定。以下下防腐设计计方案是我我们根据经经验初拟的的，在以后后的设计阶阶段中，还还需进行更更为深入的的研究。⑴钢结构本桥采用的钢构构件主要为为加劲梁，加加劲梁位于于海洋大气气区。如不不采取防腐腐措施，其其年单面腐腐蚀速率为为0.05～0.100mm/年，加劲劲梁将很快快退出工作作，因此，加加劲梁必须须采取防腐腐措施才能能达到一定定的设计年年限。根据与海洋环境境接触的情情况，加劲劲梁防腐措措施主要分分为两类：：·封闭钢箱内部根据研究表明，当当空气中相相对湿度小小于60%时，钢材材的锈蚀可可以认为不不会发展。目目前常用的的、也是行行之有效的的措施是在在钢箱内部部安装抽湿湿系统，防防腐机理是是钢铁很难难在相对湿湿度较低的的环境下腐腐蚀。抽湿湿系统可确确保钢箱梁梁内部湿度度小于50%，保持钢钢箱梁内部部干燥，同同时投资少少、后期维维护工作量量小。因此此，本工程程钢箱内部部的防腐措措施拟采用用安装抽湿湿系统的方方法。·暴露于大气的外外表面目前常用的方法法为油漆重重防腐涂装装及电弧喷喷涂两种体体系，鉴于于电弧喷涂涂具有阴极极保护作用用强、涂层层结合力强强、防腐寿寿命预测简简单明确等等优点，本本工程加劲劲梁外表面面拟采用电电弧喷涂体体系的防腐腐措施。以上两种加劲梁梁的防腐措措施在桃夭夭门大桥已已成功实施施。⑵混凝土结构混凝土构件在海海洋环境下下存在腐蚀蚀现象，而而且有的腐腐蚀情况还还很严重。根根据我国80年代对华华南沿海的的一些港口口码头建筑筑物的调查查，这些港港口码头水水工建筑物物在建成10年左右就就开始出现现不同程度度的腐蚀现现象，如混混凝土出现现锈迹、锈锈裂、混凝凝土剥落、露露筋等现象象，甚者只只有5年的建筑筑物也已开开始出现腐腐蚀现象，如如混凝土表表面出现锈锈迹、混凝凝土保护层层出现短、细细的顺筋裂裂缝。另外外根据美国国联邦公路路管理署1997年的统计计结果表明明，混凝土土桥梁建成成后10～20年就需要要维修的情情况非常普普遍。从最近维修翻建建的五、六六十年代建建成的工程程看，工程程普遍存在在严重缺陷陷，大多工工程已进入入老化期，如如不维修随随时有垮蹋蹋的危险。从从工程的抽抽检结果来来看：在一一般环境下下，有40％左右的的钢筋混凝凝土结构已已碳化至钢钢筋表面；；在潮湿环环境下90％的混凝凝土结构的的钢筋已经经锈蚀。由由此可见普普通混凝土土的工程使使用寿命大大约为40年。因此，海洋环境境下的建筑筑物不进行行防护是不不能达到使使用寿命要要求的。本桥通过选择合合理的桥型型方案，使使得塔、锚锚均位于岸岸上，因此此绝大部分分混凝土结结构位于海海洋大气区区，仅塔、锚锚的基础会会接触到基基岩裂隙水水。为此，我我们有针对对性地采取取了如下混混凝土防腐腐蚀技术措措施：①塔、锚基础·加大混凝土中钢钢筋的保护护层厚度试验显示即使是是低水灰比比、高质量量的混凝土土，在暴露露于有氯盐盐存在的环环境中，混混凝土表面面12mm深度内的的氯离子含含量远远超超过25～50mm深度范围围内的氯离离子的含量量。因此，混混凝土保护护层的厚度度应比一般般的混凝土土保护层厚厚度要大一一些，同时时还要考虑虑施工偏差差的因素。本桥塔、锚基础础混凝土保保护层的厚厚度拟采用用7.5cmm。·控制混凝土的水水灰比通常混凝土的水水灰比越接接近最低水水灰比，混混凝土的密密实性越高高，混凝土土的抗腐蚀蚀性能越好好。本桥塔、锚基础础混凝土的的水灰比拟拟采用≤0.4。·应用阻锈剂阻锈剂能有效阻阻止或延缓缓氯离子对对钢筋钝化化膜的破坏坏。阻锈剂剂的掺量应应综合氯化化物的预期期含量、生生产厂家的的建议等多多方面的因因素确定。②大气区混凝土构构件·适当加大混凝土土中钢筋的的保护层厚厚度·混凝土表面涂层层拟采用渗透性涂涂料涂刷表表面。渗透性涂料除可可降低氯离离子渗透速速率和降低低混凝土碳碳化速率外外，还具有有渗透性，在在涂层施工工时可以渗渗透进入混混凝土一定定的深度范范围，以达达到封闭混混凝土内毛毛细孔的作作用，从而而到达降低低氯离子的的渗透率的的作用。⑶主缆主缆是大跨径悬悬索桥的主主要承重结结构，是悬悬索桥的生生命线，由由于不可更更换，因而而主缆的寿寿命对全桥桥的使用寿寿命至关重重要。随着材料科学的的发展，国国外悬索桥桥主缆涂装装防护技术术日新月异异，自1883年建成第第一座以镀镀锌钢丝为为主缆材料料的悬索桥桥（美国纽纽约布鲁克克林桥）以以来的一百百多年来，国国外基本形形成了四类类涂装防护护体系，见见表7-13。表7-13国外悬悬索桥主缆缆典型涂装装防护体系系表顺序欧美典型体系日本专利1体系系日本专利2体系系日本最新体系主缆缠丝前铅丹油膏、聚氨氨酯锌粉膏膏磷酸盐不干性密密封膏吸水高分子材料料（丙烯酸酸类）在主缆表面缠绕绕异形截面面钢丝或用用橡胶板材材进行密封封缠绕，并并在主缆空空隙进行除除湿处理主缆缠丝后醇酸、环氧、丙丙烯酸酯、聚聚氨酯类油油漆环氧底漆+聚氨氨酯面漆聚乙烯或合成橡橡胶带+含氟树脂脂涂层我国已建成或在在建的悬索索桥主缆涂涂装防护体体系除润扬扬长江大桥桥采用日本本最新体系系外，其余余均与欧美美典型体系系及日本专专利1体系相近近。事实证明表7--13所列的前前三种体系系对主缆的的防护是行行之有效的的（布鲁克克林桥距今今已一百多多年了），且且造价不高高，本桥主主缆采用传传统的涂装装防护体系系造价测算算为763万元。但但均为被动动式防护措措施，不能能完全排除除主缆内部部已有的水水汽，主缆缆钢丝腐蚀蚀程度完全全取决于施施工质量。而日本最新体系系（见图7-18、7-19）基于钢钢铁很难在在相对湿度度较低的环环境下腐蚀蚀的经验结结论，是一一种主动式式防护措施施，能从根根本上解决决主缆钢丝丝的锈蚀问问题，是主主缆防护的的发展方向向。但造价价不菲，本本桥参照润润扬长江大大桥测算主主缆采用日日本最新体体系的造价价为2587万元。图7-18日日本最新体体系S形截面钢钢丝安装图图图7-19日日本最新体体系除湿系系统布置示示意图本次投标主要考考虑传统的的涂装防护护体系行之之有效、且且日本最新新体系造价价较高，主主缆拟采用用传统的涂涂装防护体体系。⑷支座本桥的支座位于于海洋性气气候当中，要要满足大桥桥设计使用用寿命，支支座的防腐腐问题显得得尤其重要要。应当从从支座的结结构、材料料、以及外外防腐措施施等各方面面进行综合合防腐，同同时在墩顶顶留有起顶顶位置，必必要时可更更换支座。①结构方案常规的橡胶盆式式支座由于于关键部件件——橡胶块始始终存在着着老化问题题，使得盆盆式橡胶支支座的使用用寿命受到到严重的限限制，到一一定期限必必须更换盆盆式支座，从从而大大增增加了桥梁梁的维护成成本，因此此近十年来来逐渐广泛泛使用球形形钢支座。球球形钢支座座采用摩擦擦系数极小小的凹凸配配合的两个个球面实现现承载和转转动，完全全摒弃了橡橡胶块，完完全避免了了更换和维维修的问题题，通过选选择不同的的基体材料料和摩擦材材料以及防防腐措施，可可以使支座座满足使用用寿命要求求。因此，本本工程拟采采用球形钢钢支座。②支座摩擦副防腐腐在球形钢支座中中一般采用用不锈钢和和填充聚四四氟乙烯板板组成摩擦擦副，为了了满足海洋洋大气区支支座的正常常使用要求求，不锈钢钢采用在海海洋大气区区抗蚀性能能较强的不不锈钢316L，乙烯板板采用填充充聚四氟乙乙烯复合夹夹层滑板。③支座基体防腐和和外涂防腐腐由于普通的铸钢钢材料在海海洋大气环环境中的腐腐蚀不能满满足使用寿寿命要求，支支座主材必必须选用低低合金耐蚀蚀钢，推荐荐选用低合合金耐腐蚀蚀钢604，该种钢钢材的年平平均腐蚀量量仅为普通通钢的1/8～1/5，且在实实践使用中中得到考验验。同时在在铸钢表面面应涂装重重防腐涂料料，对地脚脚螺栓等用用环氧沙浆浆涂料涂装装。㈢对桥型结构的理理解1.加劲梁局局部构造⑴桥面正交异性板板大跨径悬索桥的的加劲梁在在恒活载作作用下的应应力不高，顶顶板采用12mm、底板板采用10mm的Q3455钢板已可可满足受力力要求。但但桥面正交交异性板的的刚度与桥桥面铺装的的工作性能能及使用寿寿命密切相相关，桥面面正交异性性板的刚度度大，则它它在活载作作用下的第第二、三体体系变形小小，与桥面面铺装之间间的粘接层层应力小，从从而可以极极大地改善善桥面铺装装的工作性性能、延长长其使用寿寿命。国外多座大跨径径斜拉桥、悬悬索桥的工工程经验及及国内大跨跨径斜拉桥桥、悬索桥桥桥面铺装装的调查结结果表明，桥桥面正交异异性板采用用顶板厚14mm、U形加劲肋肋厚8mm的结构构配置，刚刚度较好，其其上的桥面面铺装工作作性能较好好。我们所所作的桥面面正交异性性板、桥面面铺装的造造价分析比比较结果为为：桥面正正交异性板板采用顶板板厚14mm、U形加劲肋肋厚8mm的结构构配置，用用钢量增加加投入17600t（以双箱箱断面为例例），造价价约2206万，而桥面面铺装的造造价为37784万，在本本桥使用寿寿命内，桥桥面铺装少少更换一次次即已收回回了钢材投投入，还未未计入因更更换桥面铺铺装终止交交通的收益益。因此，我我们认为在在桥面正交交异性板适适当地加大大投入是值值得的，本本桥加劲梁梁的桥面正正交异性板板拟采用顶顶板厚14mm、U形加劲肋肋厚8mm的结构构配置。⑵双箱断面、双箱箱格构断面面的横向连连接根据结构抗风需需要，我们们采取了加加劲梁“中间透风”的措施，形形成了双箱箱断面及双双箱格构断断面，如何何在双箱之之间建立强强大的横向向连接、从从而确保加加劲梁横向向的整体性性，就成了了这两种断断面型式的的关键技术术问题。①双箱断面首先，横向两个个吊点之间间必须建立立强大的横横向连接，这这是保证加加劲梁横向向整体性的的关键。该该连接在活活载作用下下受力较为为复杂，两两幅桥对称称布载，承承受的弯矩矩最大；反反对称布载载，承受的的扭矩最大大。在风、地地震等荷载载作用下，该该连接的受受力更为复复杂。因此此，该连接接拟采用箱箱形结构，高高度与加劲劲梁相同，为3.5m，宽度为3.6m，腹板与封闭箱的横隔板连通。静力计算表明，箱形连接在活载作用下的工作状态良好。除吊点处的箱形形连接外，基基于以下三三方面原因因，在两个个箱形连接接之间增设设一道“工形”连接，其其腹板同样样与封闭箱箱的横隔板板连通。·如不增设连接，加加劲梁梁段段则呈H形。吊装装时，四点点吊的不均均匀、风载载作用等将将使得箱形形连接受扭扭，与双箱箱之间的焊焊缝易撕裂裂；增设连连接后，加加劲梁梁段段成为框架架结构，稳稳定性较好好、抗风险险能力较强强。·如不增设连接，敷敷设于桥面面的过桥水水管跨度将将达到18m，在自重重及水的作作用下，管管径60cm自身受受力是不够够的；增设设连接后，过过桥水管跨跨度为9m，管径60cm满足自自身受力要要求，壁厚厚亦不需另另外加强。·采用双箱断面的的目的是使使加劲梁上上下透风，以以提高结构构抗风性能能，因此，横横向连接构构造应尽量量减小阻风风面积。采采用“工形”连接，其其阻风面积积较小，是是比较合适适的。②双箱格构断面横向两个吊点之之间的横向连接接采用箱形形结构，原原因同双箱箱断面，不不再赘述。与双箱断面不同同的是两个个箱形连接接之间增设设三道“工形”连接，原原因是：双双箱格构断断面中央的的两个车道道为敞开式式格构，双双箱间的净净距为10.11m，即横向连连接的跨度度为10.11m，是双双箱断面横横向连接跨跨度（5m）的两倍倍，同时车车轮荷载直直接作用于于横向连接上，双箱箱格构断面面的横向连连接应更为强强大，因此此两个箱形形连接之间间增设三道道“工形”连接，其顺顺桥向间距距为3.6mm。⑶横隔板型式悬索桥加劲梁的的横隔板有有板式、桁桁架式两种种，不言而而喻，板式式横隔板用用钢量大，箱箱内通透性性较差、抽抽湿系统投投入较多，但但钢箱整体体性好、抗抗扭刚度大大；而桁架架式横隔板板虽然钢箱箱整体性及及抗扭刚度度相对稍差差，但用钢钢量小，箱箱内通透性性较好、抽抽湿系统投投入较少。横横隔板具体体采用何种种型式，应应根据加劲劲梁的构造造，进行技技术经济综综合比选后后决定。①双箱断面、双箱箱格构断面面双箱断面、双箱箱格构断面面宜采用板板式横隔板板，主要原原因如下：：·梁高不高（为33.5m），本身身用钢量就就不大，采采用桁架式式横隔板的的经济效益益不明显。同同时，板式式横隔板在在荷载作用用下，自身身的稳定性性较好，不不需增加较较多的加劲劲板。·加劲梁由两个封封闭单箱及及中间强大大的横向连连接组成，其其横向受力力要求封闭闭单箱的横横隔板与横横向连接的的腹板位置置对应，这这样传力顺顺畅。从横横向传力效效果看，板板式横隔板板优于桁架架式横隔板板，因此，横横向连接需需要连通的的横隔板采采用板式较较好。根据据横向连接接需要，双双箱格构断断面的一个个梁段5道横隔板板全连通，双双箱断面3道连通，剩剩余不连通通的横隔板板数量不多多，采用桁桁架式反而而增加了一一种构件类类型，加大大了制造难难度，意义义不大。②单箱断面梁高较高（为55m），板式式横隔板在在荷载作用用下，自身身的稳定性性较差，需需增加较多多的加劲板板，投入更更大；同时时，箱内空空间大，采采用板式横横隔板，抽抽湿系统的的投入更大大。因此，根根据结构受受力需要，采采用合适的的桁架式横横隔板经济济效益明显显，对于单单箱断面宜宜采用桁架架式横隔板板。2.主缆材料料⑴平行钢丝目前国际上大跨跨径悬索桥桥的主缆大大多采用16700MPa平行行钢丝，近近年来，我我国主缆用用平行钢丝丝的强度级级别也正逐逐步由15700MPa提高高到16700MPa，提提高强度级级别可以到到达减轻主主缆自重、从从而减小缆缆力的目的的，塔、锚锚的规模相相应地减小小，主缆索索股数减少少、施工周周期减短，由由此可带来来一定的经经济效益。日日本的明石石海峡大桥桥就采用了了17600MPaa的平行钢钢丝，该钢钢丝由神户户制钢和新新日铁专门门研制。为此，我们以单单箱断面的的第二方案案为例，进进行了主缆缆采用17600MPaa平行钢丝丝的方案设设计（见图图7-20），并对对主缆16700MPaa或17600MPaa平行钢丝丝进行了技技术经济综综合比选（见见表7-14）。经造造价测算，除除主缆外的的各分项工工程共计减减少投资590万元。经经向日本厂厂商询价，17600MPaa平行钢丝丝约为100000元/t，主缆虽虽然用钢量量减少，但但造价提高高509万元。总总的平衡下下来，如进进口17600MPaa平行钢丝丝，工程造造价将降低低81万元。图7-20主主缆采用17600MPaa平行钢丝丝主要方案案图表7-14工程数数量比较表表钢丝强度分项工程1670MPPa1760MPPa减小幅度备注锚碇方量（m33）1691521633003.5%锚固系统（套）40835213.7%不论规格大小主缆用钢量（tt）21305195778.1%索夹用钢量（tt）7146883.7%索鞍用钢量（tt）126211885.9%与此同时，我们们咨询了国国内平行钢钢丝生产商商，得到如如下情况：：·国内早已开展11760MPa平平行钢丝的的研制工作作，年内有有望投产，柳柳州红光大大桥将予采采用。·国产1760MPPa平行钢钢丝的主要要技术参数数以日本本本四连络桥桥为基础，参参照GB//T171101和法法国NFA35--035，结合我我国主要桥桥梁应用实实例制定。·国产1760MPPa平行钢钢丝每吨价价格比16700MPaa的高出约5%～10%，供货数数量、交货货期、付款款方式等的的影响另计计。综合考虑上述各各方面因素素，本次投投标主缆拟拟采用16700MPaa平行钢丝丝。建议在在以后的设设计阶段中中，对16700MPaa和17600MPaa平行钢丝丝进行更为为深入的技技术经济综综合比选。⑵平行钢丝直径悬索桥的主缆为为圆形断面面，是由紧紧缆机挤压压索股形成成的。正六六边形索股股的数目及及排列宜尽尽量接近圆圆形，这样样，主缆的的空隙率小小，从而主主缆钢丝受受力均匀、且且耐久性好好，同时挤挤压难度小小。索股的的最佳数目目为91、127、169。各座桥桥由于缆力力不同，需需要的索股股数不同，可可以调整平平行钢丝直直径使得索索股数接近近最佳值。但但在与最佳佳数目差距距相同的情情况下，宜宜采用较大大直径的钢钢丝，这样样锚固系统统的数量可可减少。本桥双箱断面的的第一方案案，钢丝直直径采用5.355mm，索股股数为167股，单箱箱断面的第第二方案，钢钢丝直径采采用5.355mm，索股股数为163股，都比比较合适。但但双箱格构构断面的第第三方案，钢钢丝直径如如采用5.355mm，则索索股数为156股，介于127、169的之间，排排列成的形形状不太理理想，因此此钢丝直径径拟采用5.1mmm，索股数数为173股，比较较合适。3.南边跨引引桥本桥的引桥不长长（为2×1440m），桥型型方案的选选择主要考考虑与大跨跨径主桥的的衔接。跨跨径70m预应力混混凝土连续续箱梁比较较合适，具具有结构受受力整体性性好、外露露面积较小小、结构耐耐久性较好好等优点；；在与主桥桥的衔接方方面，首先先，其梁高高为3.5m，与双箱断断面、双箱箱格构断面面的加劲梁梁同高（单单箱断面匹匹配较难），不不会产生梁梁高错台，其其次，跨径径较大，与与大跨径主主桥配合比比较协调，全全桥的景观观效果较好好。因此，本本桥的引桥桥拟采用跨跨径70m预应力混混凝土连续续箱梁。㈣投标方案及综合合比选1.设计参数数及结构要要点综上所述，拟定定的投标方方案及设计计参数、结结构要点见见表7-15。表7-15投标方方案设计参参数及结构构要点一览览表投标方案第一方案第二方案第三方案桥型方案主跨1650m两跨跨连续悬索索桥桥跨布置565+16550+4885m边中跨比北边跨：0.3342南边跨：0.2994锚碇型式北锚：重力式扩扩大基础锚锚南锚：重重力式嵌岩岩锚混凝土数量（mm3）北锚：1006658南锚：775540北锚：958443南锚：733009北锚：918002南锚：692665基坑挖/填数量量（m3）北锚：1791107/3378733南锚：2452260/4460077北锚：1692232/3366377南锚：2328888/4432222北锚：1642204/3341288南锚：2255583/4414155锚固系统预应力钢绞线索塔型式门式框架混凝土土结构承台以上高度（m）北塔：203..48南塔：202..98横梁北塔：2道预应应力混凝土土横梁南塔：3道预应应力混凝土土横梁北塔：2道预应应力混凝土土横梁南塔：3道预应应力混凝土土横梁北塔：1道预应应力混凝土土横梁；5道钢横撑撑南塔：2道预应应力混凝土土横梁；5道钢横撑撑基础每个塔24根挖挖孔嵌岩桩桩加劲梁断面型式中分带拉开的双双箱断面单箱断面敞开式格构的双双箱断面梁高（m）3.553.5梁宽（m）3229.128.1横隔板型式板式桁架式板式缆索系统主缆矢跨比1/10.5主缆间距（m）2925.125.1主缆直径（m）北边跨：0.8887中跨：0..871南边跨：0.8876北边跨：0.8876中跨：0..861南边跨：0.8845北边跨：0.8860中跨：0..845南边跨：0.8850索股数北边跨：1733中跨：1667南边跨：1699北边跨：1699中跨：1663南边跨：1655北边跨：1799中跨：1773南边跨：1755钢丝强度（MPPa）1670钢丝直径5.355.355.1吊索间距（m）18索夹型式骑跨式索鞍主索鞍，摆柱式式散索鞍加劲梁约束系统统北锚：2个双向向活动支座座、1个抗风支支座、2个纵向约约束粘滞阻阻尼器北塔：2个横向向粘滞阻尼尼器、2个抗扭粘粘滞阻尼器器南塔：2个双向向活动支座座、1个抗风支支座、2个纵向约约束粘滞阻阻尼器过桥水管布置水平方向重叠布布置于中央央分隔带引桥桥型方案两联2×70m预应应力混凝土土连续箱梁梁梁高（m）3.52.初步分析析成果⑴静力分析因本次招标篇幅幅的要求，静静力分析仅仅列出投标标方案关键键计算成果果。①总体计算表7-16各方案案挠度表方案活载最大挠度((m)与跨度L比值第一方案4.941/334第二方案5.141/321第三方案5.481/301表7-17各方案案吊索应力力幅表方案北边跨短吊索(MPa)北塔侧长吊索((MPa)中跨跨中短吊索索(MPa)第一方案102.9146.9101.4第二方案92.3145.392.2第三方案107.2141.8106.0②缆索系统计算经计算，各方案案主缆安全全系数均大大于2.5，吊索安安全系数均均大于4。③锚碇计算表7-18各方案案锚碇计算算结果表方案抗滑稳定性安全系数Kh抗倾覆稳定性安安全系数Kq地基应力（kPPa）施工阶段营运阶段后趾前趾后趾前趾北锚第一方案2.553.078793962611174第二方案2.553.078933892791132第三方案2.593.058694112611140南锚第一方案2.586.008501913071216第二方案2.565.988391832991159第三方案2.575.888191802741118④双箱断面、双箱箱格构断面面横向连接接局部分析析·双箱断面横向连连接图7-21工工形连接应应力图（PPa）箱形连接接应力图（Pa）·双箱格构断面横横向连接图7-22工工形连接应应力图（PPa）箱形连接接应力图（Pa）⑵抗风①基本风速、设计计基准风速速、颤振检检验风速的的确定·基本风速按照交通部部颁颁标准《公公路桥涵设设计规范》（JTJ021-89），本桥处在1200Pa等压线上，参照《公路桥梁抗风设计指南》，桥址区的基本风速为：·设计基准风速若取桥址处地表表粗糙度类类型为I类，风速剖面面指数，桥桥面高出水水面64m，则桥面面处设计基基准风速为为：施工阶段的设计计基准风速速为·颤振检验风速按《公路桥梁抗抗风设计指指南》6..1.4..1条，XX大桥桥桥位处的颤颤振检验风风速为：施工阶段的颤振振检验风速速为：②结构动力特性计计算分析根据结构总体布布置及构造造特点，采采用全桥空空间有限元元模型，加加劲梁采用用单脊骨梁梁式，桥塔塔、横梁采采用空间梁梁单元，主主缆、吊杆杆采用单向向受拉杆单单元，散索索鞍采用单单向受压杆杆单元，吊吊杆和加劲劲梁通过刚刚臂连接形形成“鱼骨式”力学计算算模型。索索夹和鞍座座用质量点点单元模拟拟，只考虑虑平动质量量。加劲梁梁横隔板和和桥面系用用质量点单单元模拟，考考虑平动质质量和质量量惯矩。边界条件处理：：塔墩在承承台顶面完完全固结；；主缆在散散索鞍处固固结；假定定主缆在塔塔顶鞍座处处不能产生生相对位移移；加劲梁梁在端部约约束竖向、横横向和绕桥桥轴线转动动方向的角角位移，在在桥塔处与与横梁相应应节点在横横桥向自由由度耦合，并并约束绕桥桥轴线转动动方向的角角位移。纵纵横向阻尼尼器对结构构只提供阻阻尼作用，在在模态分析析中不起作作用，在建建模时相应应自由度释释放。全桥桥处于全飘飘浮状态。表7-19成桥桥状态各方方案结构固固有动力特特性主要基基频比较振型特征方案一方案二方案三频率HZ频率HZ频率HZ一阶对称侧弯0.0427880.0430550.053900一阶反对称侧弯弯0.0686110.0667880.070122一阶对称竖弯0.1029330.1057440.114344一阶反对称竖弯弯0.0828440.0844660.086966一阶对称扭转0.2227880.2861990.198122一阶反对称扭转转0.2551330.3090220.174600为了进一步研究究成桥状态态结构的颤颤振稳定性性，还计算算了对应于于各主要振振型的等效效质量和等等效质量惯惯矩，计算算公式为：：、——等效质量和等效效质量惯矩矩；——对应于振型的全全桥广义质质量；——振型平方关于主主梁的积分分；、——对应于主梁的竖竖向弯曲和和扭转的振振型。③气动参数CFDD数值计算算我们采用了数值值风洞技术术进行了各各方案主梁梁断面气动动导数的计计算，为颤颤振稳定性性提供必须须的参数，从从而可在不不进行风洞洞试验的情情况下对设设计方案的的颤振稳定定性作出较较为准确的的初步判断断。计算采采用同济大大学风洞实实验室自行行开发的离离散涡方法法（DVMFFLUIDD）流场计计算程序。·主梁气动导数计计算通过CFD计算给出出了各方案案加劲梁断断面在0°攻角时气气动导数8个气动导导数（），可可用于颤振振分析。图图7-23、7-24为第一方方案气动导导数与折减减风速的关关系曲线，图7-25、7-26为第一方案加劲梁断面作扭转振动时的瞬态流场。限于篇幅要求，其他方案未示出相应成果。图7-23第一一方案加劲劲梁断面在在攻角为0度时气动动导数（）图7-24第一一方案加劲劲梁断面（加加中央稳定定板）在攻攻角为0度气动导导数（）图7-25第一一方案加劲劲梁断面的的瞬态流场场图7-26第第一方案（加加中央稳定定板）加劲劲梁断面瞬瞬态流场④颤振稳定性分析析根据结构动力特特性的分析析结果，选选取主梁竖竖向和扭转转方向的基基频及对应应振型，将将各方案成成桥状态等等效为弯扭扭两自由度度系统，然然后根据二二种方法估估算颤振临临界风速。根据CFD计算的颤颤振导数，由由经典颤振振理论确定定0攻角下颤颤振临界风风速，见表表7-20～24。按平板板近似公式式估算，见见表7-25。表7-20第一一方案加劲劲梁断面动动力特性及及成桥状态态颤振临界界风速(零偏角)=颤振风速322574392300000.1029330.2227880.5%76考虑攻角效应，取取折减系数数0.9，则成桥桥状态的颤颤振临界风风速约为69m/ss。表7-21第一一方案加劲劲梁断面（加加中央稳定定板）动力力特性及成成桥状态颤颤振临界风风速(零偏角)MI=颤振风速322574392300000.1029330.2227880.5%88考虑攻角效应，取取折减系数数0.9，则成桥桥状态的颤颤振临界风风速约为79m//s。表7-22第二二方案加劲劲梁断面动动力特性及及成桥状态态颤振临界界风速(零偏角)MI=颤振风速28.52464268300000.1057440.2861990.5%64考虑攻角效应，取取折减系数数0.9，则成桥桥状态的颤颤振临界风风速约为58m//s。表7-23第二二方案加劲劲梁断面(加中央稳稳定板及风风嘴)动力特性性及成桥状状态颤振临临界风速(零偏角)MI=颤振风速28.52464268300000.1057440.2861990.5%85考虑攻角效应，取取折减系数数0.9，则成桥桥状态的颤颤振临界风风速约为76.55m/ss。表7-24第三三方案加劲劲梁断面动动力特性及及成桥状态态颤振临界界风速(零偏角)MI=颤振风速27.518603060000.0869660.1981220.5%53考虑攻角效应，取取折减系数数0.9，则成桥桥状态的颤颤振临界风风速约为46m//s。表7-25各各方案成桥桥状态颤振振稳定性检检验表计算参数单位第一方案第二方案第三方案一阶对称竖弯频频率0.1029330.1057440.086966一阶对称扭转频频率0.2227880.2861990.198122单位长度主梁广广义质量2.574E0042.46E0441.86E044单位长度主梁广广义质量惯惯矩3.923E0062.68E0663.06E066极惯性半径12.34510.43810.213主梁半宽16.0014.2512.25桥梁与空气密度度比26.131.530.211.211.611.3颤振临界风速（平平板假定解解）80.098.0106.8颤振临界风速（CFD估算值）0°7664533°695846颤振临界风速（中央稳定板后后CFD估算值）0°8885/3°7976.5/颤振检验风速76.376.376.3⑤结论·结构动力特性分分析结果：：在成桥状状态，第一一方案与第第二方案的的一阶对称称侧弯及一一阶对称竖竖弯频率相相近，第三三方案的一一阶对称侧侧弯及一阶阶对称竖弯弯频率较前前两者大约约23%、10%；第二方方案的一阶阶对称扭转转频率最大大，而且扭扭弯比也最最大。·颤振分析结果表表明，如不不采用气动动措施，三三个方案在在成桥状态态均不满足足颤振稳定定性要求；；第一方案案在增设中中央稳定板板的气动措措施后，成成桥状态能能满足颤振振稳定性要要求；第二二方案在增增设中央稳稳定板、增增设风嘴的的气动措施施后，成桥桥状态颤振振临界风速速刚刚满足足颤振稳定定性要求；；第三方案案则差距较较大，需要要在以后的的设计阶段段中，经对对加