上海长江大桥索塔锚固区模型试验与分析研究

摘要PAGEIII摘要斜拉桥索塔锚固区是将斜拉桥上部结构自重和所承受的所有外荷载传递到索塔的重要结构。钢锚箱方案，锚固区荷载大、空间小、构造复杂、传力路径多、应力分布不均匀、破坏机理复杂。本文以正在设计研究中的长江大桥为背景，针对钢锚箱结构索塔锚固区的受力特性和极限承载能力问题进行了试验与分析研究。试验模型截取索塔典型的受力最大的节段，制作1：2.5比例的缩尺模型。模型试验表明，在1.0倍设计索力P作用下，主跨横桥向塔壁凹槽折角处最大裂缝宽度0.15mm，边跨横桥向塔壁凹槽折角处最大裂缝宽度0.12mm，钢锚箱上所布置测点均没有超过钢材屈服强度。加载到1.7P时（对应与钢锚箱是1.48P），主跨凹槽折角处实测最大裂缝宽度0.30mm，边跨凹槽折角处实测最大裂缝宽度0.24mm，钢锚箱上除侧板外，钢锚箱上其余测点均处于弹性工作状态。应用有限元方法从整体结构上分析了斜拉索索力的传递规律，定量计算了斜拉索水平分力、竖向分力在钢锚箱各板件和混凝土塔壁之间的分配关系。同时将实际索塔节段简化为平面框架模型，从理论上推导了各构件拉力分配公式，研究了各参数变化对拉力分配和塔壁控制点应力的影响。对长江大桥索塔锚固区建立空间有限元模型，研究剪力钉内力在竖向和横桥向的分布规律，比较了改变剪力钉横向间距对剪力钉受力的影响，讨论了剪力钉抗剪刚度对剪力钉受力的影响，另外采用实测剪力钉荷载位移曲线，研究剪力钉非线性刚度对剪力钉受力的影响。在索塔锚固区有限元模型中，引入接触单元，考虑钢混结合面的接触效应，研究摩擦力对塔壁和剪力钉的受力影响。分析表明，钢混结合面考虑接触对剪力钉受力影响较大，对塔壁受力的影响可以忽略。考虑接触后，剪力钉内力分布规律和不考虑接触的结果基本一致，剪力钉最大剪力减小了15％左右。在最后部分，针对线弹性有限元分析得到横桥向混凝土塔壁名义拉应力远大于混凝土抗拉强度，塔壁开裂严重的情况，考虑了混凝土开裂引起的材料非线性，采用ANSYS分析了混凝土开裂对索塔受力的影响。分析表明，采用规范建议的混凝土弹性模量0.67的折减系数来考虑混凝土开裂的影响是偏于保守的。关键词：斜拉桥、索塔锚固区、钢锚箱、有限元AbstractABSTRACTTheanchoragezonesofpylonincable-stayedbridgearesubjectedtolargeconcentratedtendonforcesandhavecomplicatedstructuraldetails.Itisveryimportanttoknowthestressdistributionofanchoragezonesundercableforces.Thispapermainlyfocusesonloadtransferringmechanismandtheultimatestrengthofthecable-pylonanchoragezoneunderstayedcableforces,basedonShanghaiChangjiangBridgeunderdesign.Thespecimensimulatesthe22thsegmentofthecable-pylonanchoragezoneofShanghaiChangjiangBridge,withascaleof1:2.5.Accordingtoexperimentresults,underthedesignedcableforces,thecrackwidthoftheconcretepylonatthemain-spansidereaches0.15mm,whilethecrackwidthattheoppositesidereaches0.12mm.Thewholesteelanchorboxworksinelasticbehavior.Underthemaximumtestsloads,whichequals1.7timesthedesignedcableforces,thecrackwidthoftheconcretepylonatthemain-spansidereaches0.30mm,whilethecrackwidthontheoppositesidereaches0.24mm.Exceptforsomestressconcentratedregionsofthebalanceplate,thesteelanchorboxworksinelasticbehavior.Finiteelementanalysisisusedtostudythespecialbehaviorofloadtransferringmechanismofsteel-concretecompositepylonunderthestayedcableforces.Thedistributionrateofhorizontalcomponentforcebetweensteelanchorboxandconcretepylonisobtained.Theformulaisderivedtocalculatethedistributionrateofhorizontalcomponentforcebetweensteelanchorboxandconcretepylonbysimplifyingthepylonsegmentasplanarframes.Andtheoreticalresultsarecomparedtothosefromfiniteelementmethod.Thewholecable-pylonanchoragezoneismodeledusingFEMtostudytheshearforcedistributionofstudconnectors.Theinfluenceoflateralspacingandstiffnessofstudsareinvestigatedalsointhischapter.Inordertoconsidertheinfluenceoffrictiononthesteel-concreteinteractionsurface,contactelementsareemployedintheFEMmodel.Analysisresultsshowthatthestressesintheconcretepylonchangeslightly.Theforcedistributionofstudconnectorsremainsalmostthesameeveniftakingintoaccountofcontacteffect,butthemaximumshearforcesofthestudsdecreaseby15%.Atlast,thethesisinvestigatedtheinfluenceofconcretecrackonanchoragezoneconsideringthematerialnonlinearityinducedbyconcretecrack.Analysisresultsshowthatthestiffnessreductioncoefficientof0.67proposedbythebridgedesigncodeisconservative.KeyWords:cable-stayedbridge,compositestructure,steelstructure,anchoragezone,steelanchorbox,FEM目录PAGE目录TOC\o"2-4"\h\z\u第1章引言 11.1大跨度斜拉桥混凝土索塔锚固区的锚固构造形式 11.1.1预应力混凝土锚固结构 21.1.2钢锚固梁锚固结构 31.1.3钢锚箱锚固结构 41.2斜拉桥混凝土索塔锚固区钢锚箱的受力特性 51.3斜拉桥混凝土索塔锚固区钢锚箱的研究现状 71.4工程背景 91.5本文的研究目的和主要内容 13第2章索塔锚固区节段静力试验 152.1模型试验理论 152.2索塔锚固区节段静力试验设计 182.2.1试验目的与内容 182.2.2试验模型设计 192.2.3试验模型与实际结构受力比较 222.2.3构件的加工制造和材料特性 292.2.4加载方案 302.2.5测点布置与测试内容 312.2.6仪器设备 362.3试验结果 362.3.1混凝土塔壁试验结果 362.3.2裂缝观测结果及分析 422.3.3钢筋应力试验结果 432.3.4斜拉索水平力分配关系 452.3.5钢锚箱试验结果 462.3.6剪力钉测试结果 542.4本章小结 57第3章索力在索塔锚固区的传力机理分析 583.1索力在索塔锚固区的分配关系分析 583.1.1斜拉索水平分力的分配关系 603.1.2斜拉索竖向分力的分配关系 613.2斜拉索水平分力分配的简化分析 633.2.1结构简化分析方法 633.2.2简化方法与有限元结果对比 663.2.3参数变化对拉力分配和控制点应力的影响 673.3本章小结 69第4章索塔锚固区剪力钉受力分析 704.1有限元模型 704.2计算结果 704.3剪力钉横向间距调整对剪力钉受力的影响 774.4剪力钉刚度取值对剪力钉受力的影响 804.5剪力钉非线性刚度对剪力钉受力的影响 844.6本章小结 87第5章索塔锚固区钢混结合面的接触分析 895.1有限元模型 895.2计算结果 895.3有限元接触理论 935.3.1接触问题分类 945.3.2接触算法 945.3.3接触刚度 955.3.4接触摩擦 965.4接触面正应力对索塔整体受力影响 975.5本章小结 99第6章索塔锚固区混凝土塔壁开裂分析 1016.1ANSYS有限元的混凝土模型 1016.1.1Solid65的破坏面 1026.1.2Solid65的本构关系 1056.1.3混凝土强度标准值 1066.1.4压碎与开裂行为 1076.2有限元模型 1096.3混凝土开裂对塔壁受力的影响 1106.4混凝土开裂对斜拉索水平力分配的影响 1146.5混凝土开裂对剪力钉受力的影响 1146.6本章小结 116第7章结论与展望 1187.1主要结论 1187.2展望 119第一章引言PAGE45第1章引言1.1大跨度斜拉桥混凝土索塔锚固区的锚固构造形式斜拉桥是由塔、梁、拉索三种基本构件组成的缆索承重组合结构，它是一种桥面系以加劲梁受压（密索体系）或受弯（稀索体系），支承体系以斜拉索受拉、桥塔受压为主的桥梁结构体系。斜拉桥的最大优点在于其造型多样而富于美学内涵：平行索面、斜索面和单索面配以各种不同形式的桥塔，形成刚性桥塔和柔性主梁相结合的双索面体系，代表一种雄伟飘逸的美学风格，如美国的P-K桥；或者采用刚性主梁和柔性桥塔相结合的单索面塔梁固结体系，代表一种稳重挺拔的美学风格，如法国的布鲁东桥。斜拉桥作为一种拉索结构，比梁式桥具有更大的跨越能力，其具有的自锚特性，不需要造价昂贵的锚锭装置，更适合于河口、海岸软土地基的要求，而且斜拉桥结构刚度相对较大，稳定和动力性能优越，在大跨度桥梁中斜拉桥更具竞争力和可行性。斜拉桥正以其跨越能力大，结构新颖美观而成为现代桥梁工程中发展最快、最具竞争力的桥型之一。自1991年挪威建成的斯卡圣德脱桥（Skarnsundet）和日本建成的鹤见航路桥（TsurumiFairway）主跨突破500m后，近年来世界各地已建主跨在500m以上的斜拉桥有十余座，1994年建成的法国诺曼第桥（Normandie）主跨达到了856m。1998年建成的日本多多罗桥（Tatara）主跨达到890m，是目前世界上已建成斜拉桥中主跨最大的桥，建设中的苏通长江公路大桥主跨为1088m，使得斜拉桥的跨径超过了1000m。斜拉桥跨度的增加导致了索塔高度增加的同时，对索塔的建材也提出更高的要求。斜拉桥主跨较小时索塔常常采用混凝土材料，通过配置预应力钢筋或采取其它一些构造措施可以满足索塔锚固区受力要求和施工要求。斜拉桥主跨很大时，由于跨径增大使得索塔上部位置的斜拉索承受较大的拉力，如果整个索塔采用混凝土材料，由于混凝土的抗拉性能较差，索塔的截面和壁厚要很大并且要配置相当数量的预应力筋才能满足受力要求，这时施工难度和工程造价随之提高。如果整个索塔采用钢材，由于钢材的受力性能比混凝土好，可以很容易使索塔锚固区满足受力要求，但采用钢材后会使得工程的造价有所提高，在目前市场条件下钢索塔要比混凝土索塔的造价高一些。如果索塔采用混凝土、锚固区采用钢材，用于斜拉桥索塔中时可以充分利用两种材料，既满足索塔的受力要求，又降低了工程的造价，因此这种混凝土索塔钢锚箱结构形式是一种较合理的结构形式。索塔与拉索的连接处，由于拉索强大的集中力作用，再加上孔洞的削弱及局部受力，因此该处应力集中现象普遍存在。拉索在索塔上的锚固区构造应综合考虑结构受力、锚固构造要求、施工工艺要求等确定。索塔上拉索的锚固构造是将拉索的局部集中力安全、均匀地传递到塔柱全截面的重要构造。它与拉索的布置、拉索的根数和形状、索塔的型式与构造、拉索索力的大小、拉索的架设与张拉等多种因素有关。设计时应尽量使力线流畅，避免出现大的应力集中现象。索塔锚固区的设计必须满足以下要求[3]：1、索力的传递和平衡应该简单、可靠，避免塔柱受扭。2、锚固构造细节的设计必须考虑拉索张拉、锚固的简易性和经济性。3、锚固区构造必须具备可接近性，使检查养护人员便于检查；必须考虑为换索提供必要条件。大跨度斜拉桥的索塔一般采用空心变截面塔柱，常见的索塔锚固型式有以下几种：预应力混凝土锚固结构、钢锚固梁结构、钢锚箱结构。1.1.1预应力混凝土锚固结构这种锚固构造是在塔柱的横桥向塔壁上预埋钢管，拉索穿过钢管锚固在塔壁内侧的凸块上，形成对称锚固构造，如图1.1.1所示，塔壁中需布置平面预应力束，用预应力束产生的外力来平衡拉索在塔壁中产生的内力。当塔柱横桥向尺寸与索力均较小，且拉索为单股索时，只需在塔柱顺桥向塔壁上设置预应力束。当塔柱横向尺寸较大、拉索为横排的双股钢索时，需在塔柱纵、横塔壁上均设置预应力束；当塔柱横向尺寸和索力均较大，且拉索为横排的双股钢索时，除在塔柱纵、横塔壁上都设置预应力束外，还应增设纵向中间隔板，具体布置如图1.2所示。图1.1.1预应力锚固构造1.1.2钢锚固梁锚固结构这种锚固构造是将钢锚固梁通过钢板和四氟滑板支承于空心塔柱横壁内侧的牛腿凸块上，拉索穿过预埋在塔壁中的钢管锚固在钢锚固梁两端的锚块上，如图1.1.2所示。图1.1.2钢锚固梁结构示意图钢锚固梁本身是一个独立和稳定构件，梁两端的刚性垂直支承可在顺桥向和横桥向作微小的移动和转动，但需在两端设纵桥向和横桥向的限位构造装置。在各种受力情况下，拉索的垂直分力由钢锚固梁的垂直支承，通过牛腿凸块传给塔柱，当塔柱两侧的拉索索力和拉索倾角相等时，拉索的水平分力由钢锚固梁的轴向受拉及量级较小的两端弯矩平衡。当塔柱两侧拉索索力不等或索力相等而倾角不等时，塔柱两侧的不平衡水平分力将通过钢锚梁下的支承摩阻力或顺桥向两端的限位挡块传给塔壁牛腿，再传给塔壁，这样使塔壁承受的水平力大大减少，相应的也减少了塔柱在平面框架内的局部荷载及剪力、弯矩。由于钢锚梁两端可做微小的自由移动和转动，由温度影响引起的约束力也将是很小的。用钢锚固梁实现拉索在空心塔柱上的对称锚固，可使混凝土塔柱在拉索锚固区段受力明确，内力减少，不会产生水平裂缝。主要缺点是锚区有很多牛腿结构，施工装模拆模繁琐。加拿大主跨465m的安娜雪丝桥和我国主跨423m的南浦大桥，东海大桥（主跨420m），闵浦大桥（主跨708m）的混凝土索塔锚固构造都采用了这种型式。1.1.3钢锚箱锚固结构工程上常用的两种混凝土索塔钢锚箱结构形式如图1.1.3和图1.1.4所示，图1.1.3中的钢锚箱是放置在索塔混凝土的内部，混凝土索塔是完整的箱形结构，称为内置式钢锚箱，图1.1.4中的钢锚箱把混凝土索塔在锚固区分成两部分，在索塔的外侧能够看到钢锚箱的一部分，称为外露式钢锚箱。图1.1.3内置式混凝土索塔钢锚箱结构形式图图1.1.4外露式混凝土索塔钢锚箱结构形式图对于内置式钢锚箱结构，斜拉索的竖向分力由焊接在锚箱两端竖向钢板的剪力钉承受，与钢锚箱相连的混凝土索塔内壁直接承受钢锚箱传来的斜拉索部分水平分力。塔壁中可设置普通钢筋控制强度及裂缝宽度，或施加预应力限制开裂。采用这种构造形式的斜拉桥有连接瑞典和丹麦的海峡大桥Øresund桥，丹麦的FarФ-Falste桥，香港昂船洲大桥，杭州湾大桥，苏通长江大桥以及沪崇苏越江通道长江大桥。对于外露式钢锚箱结构，焊接在锚箱侧板上的剪力钉既要传递索塔和钢锚箱之间沿索塔高度方向的剪力，还要传递索塔和钢锚箱之间沿顺桥向的剪力。而且为保证钢锚箱侧板和混凝土塔壁的抗剪效果及抵抗索塔的拉应力，必须在塔壁施加预应力，预应力成为结构成立不可缺少的主要因素，而且预应力度要求比较高。采用这种构造形式的斜拉桥有诺曼底大桥[33]，希腊的Rion-Antirion桥。钢锚箱锚固结构具有传力可靠，易于检测维护，便于换索等优点，正在被越来越多的大跨度斜拉桥所采用。1.2斜拉桥混凝土索塔锚固区钢锚箱的受力特性钢锚箱锚固方构造的索塔锚固区是钢与混凝土组合结构，但从受力原理上分析，与一般的组合梁有很大区别，主要表现在混凝土索塔相对于钢锚箱而言刚度较大，仍然受到较大拉力和弯矩，主要由两方面原因引起：其一是斜拉索直接的外力作用，锚箱与索塔共同变形，虽然钢锚箱弹性模量较大，但由于截面面积小，钢锚箱总体刚度不大，因此索塔仍然有较大的内力；其二是混凝土的收缩作用，在混凝土收缩时，钢锚箱的作用正好相反，阻碍混凝土收缩，也使得混凝土内部产生一定的内力。在正常使用荷载作用下，单位高度的混凝土塔壁有两种受力形态，在拉索前侧塔壁基本为纯弯构件，侧面塔壁为偏心受拉构件。简而言之，斜拉索的水平分力是按照刚度比分配到混凝土塔壁、钢锚箱侧板和横隔板上的。但是采用这种构造的大跨度斜拉桥，索力都很大（杭州湾大桥最大索力5140kN，苏通长江大桥最大索力7450kN，长江大桥远期方案最大索力11260kN）。在这种巨大索力作用下，虽然钢锚箱承担了大部分斜拉索水平分力，在不另外设置预应力筋的情况下，混凝土塔壁的开裂也是不可避免，关键在于设置足够的普通钢筋来限制裂缝宽度。问题在于，考虑混凝土开裂的弹性模量到底取多少合适？对于不同索力大小而取用同一的弹性模量折减系数，是否合理？钢锚箱与混凝土索塔之间除了斜拉索水平力外，还有竖向剪力。竖向剪力的传递途径有：1、焊接在钢锚箱端板或侧板上的剪力钉传递大部分剪力；2、锚箱最下端混凝土的竖向支承力；3、钢锚箱和混凝土结合面的摩擦力。钢锚箱与混凝土结合面不仅传递接触压应力，还传递摩擦力。对于这部分接触力，杆系有限元无法考虑，常规的板壳有限元通常认为偏与安全的而不予考虑。但到底影响有多大，不考虑接触面的压应力和摩擦力是否真的是偏与安全呢？除此之外，索塔为钢筋混凝土塔，斜拉索锚固区应力集中，混凝土为三向受力状态，配筋复杂，而且配筋量大，结构破坏机理复杂。锚固区混凝土局部区域出现较大拉应力，这种局部应力对混凝土裂缝、工作性能和承载能力的影响难以判断。钢锚箱体积小、钢板厚度大、焊接加工难度大，残余变形和残余应力难以确定。同时，残余变形和残余应力对锚箱工作性能和承载能力影响难以判断。综上所述，采用钢锚箱方案的设计构思路是：1、钢锚箱和混凝土作为组合构件共同受力。即使不考虑混凝土塔柱的共同作用，钢锚箱自身也可以承受斜拉索的全部水平分力；斜拉索竖向分力则主要通过钢锚箱端部与混凝土塔柱间的剪力键传递到混凝土塔壁，由混凝土塔柱承受，钢锚箱底部的支撑构造仅分担少量的竖向力。2、混凝土索塔即使不采用预应力，结构极限承载力和正常使用极限状态均满足规范要求。3、为了提高锚固区整体刚度并保证索塔的耐久性，避免索塔出现开裂，在索塔混凝土中仍可考虑设置预应力。1.3斜拉桥混凝土索塔锚固区钢锚箱的研究现状钢锚箱式索塔锚固区是将拉索的局部集中力安全、均匀地传递倒塔柱全截面地重要构造。由于钢锚箱构造复杂、传力路径多、应力分布不均匀、破坏机理复杂，类似结构的工程实例和试验资料较少，设计时一般采用有限元数值分析结合模型试验进行验证。如上文所述，斜拉索的水平分力是按照刚度比分配到混凝土塔壁、钢锚箱侧板和横隔板上的。因此在设计阶段，首先要分析混凝土塔壁和钢锚箱拉力的分配比例，并根据分析结果锚箱刚度和混凝土塔壁厚度作适当调整。在这方面，华新[24]和苏庆田[20]通过对混凝土塔壁和钢锚箱抗拉刚度的分析，将混凝土塔壁和钢锚箱分别简化为框架和拉杆，得到平面框架计算模型，各自推导了各构件拉力分配公式，研究了各参数变化对拉力分配的影响。平面框架模型计算快速简便，可大致得到斜拉索水平力的分配关系和混凝土塔壁主要断面的应力大小，但却无法分析钢锚箱的受力。更为准确的方法是进行索塔锚固区的空间有限元分析，混凝土塔壁用体单元模拟，钢锚箱的钢板用体单元或者有厚度的板壳单元模拟。在苏通大桥主桥设计专题报告—《索塔锚固区方案比选和设计》和同济大学提交的研究报告[9]中，都采用有限元软件ANSYS，对索塔锚固区建立了三维空间有限元模型，分析了内置式和外露式钢锚箱结构的受力，以及在塔壁内设置预应力对索塔受力的影响。文献[9]还采用3种不同方法模拟剪力钉，分析了剪力钉的内力分布。然而正如在上节锚固区受力特性中所指出，在正常使用荷载作用下，单位高度的混凝土塔壁有两种受力形态，在拉索前侧塔壁基本为纯弯构件，侧面塔壁为偏心受拉构件。受拉区混凝土一旦开裂，构件将进入带裂缝工作阶段，混凝土构件的刚度将会显著的降低。然而到目前为止，关于钢锚箱式索塔锚固区的分析，无论是平面杆系计算，还是空间有限元分析，都假定混凝土是理想弹性材料，只是将混凝土的弹性模量乘以折减系数，以考虑开裂的影响。关于折减系数的取值，一般直接参照原桥梁规范关于钢筋混凝土超静定结构变形计算时采用的刚度折减系数0.67。新版桥梁规范[14]指出，“原规范计算钢筋混凝土受弯构件的挠度时，采用开裂截面的刚度，不考虑未开裂截面对构件抗挠曲的影响，是偏保守的。”新规范根据东南大学有关研究资料，将一根带裂缝工作的受弯构件视为一根不等刚度的构件，裂缝处刚度最小，两裂缝间刚度最大，将上述变刚度构件等效为等刚度构件，采用结构力学方法，按在端部弯矩作用下构件转角相等的原则，求得等刚度受弯构件的等效刚度。等效刚度的取值于与开裂弯矩和截面上所受弯矩有关。对于静定结构，截面上所受弯矩是唯一确定的，而对于钢锚箱构造的索塔锚固区而言，混凝土塔壁上所受的弯矩不仅和外荷载有关，还和塔壁本身刚度，也就是混凝土弹性模量折减系数有关。至此，弹性模量折减系数便只能通过迭代求解了。至于直接从混凝土材料的本构关系上考虑开裂引起的非线性，从目前检索到的索塔锚固区相关资料上看，还没看到类似文献。除了混凝土弹性模量的取值，有限元建模的另一个问题就是钢锚箱与混凝土结合面如何模拟。从现有的资料上看，关于钢锚箱与混凝土结合面的模拟有两种方法：一、如果只关心钢锚箱和混凝土塔壁的受力情况，而对钢锚箱上剪力钉受力并不关注，则可以假定钢锚箱端板与混凝土塔壁是紧密接触，也就是完全不考虑剪力钉的存在。二、如果关注重点是剪力钉的内力分布，有限元建模时，采用弹簧元来模拟剪力钉，钢锚箱与混凝土塔壁之间的压力、竖向剪力和横向剪力直接由剪力钉传递，忽略钢混凝土结合面的摩擦力和接触压应力。在实际结构中，钢混结合面不仅传递接触压应力，还传递摩擦力。对于这部分接触力，因计算麻烦，常规有限元分析通常认为偏与安全的而不予考虑。但是忽略接触面应力，是否真的是偏与安全，它对于塔壁的受力有多大影响呢？目前还没有相关文献就此作过分析。除有限元理论分析外，确认索塔锚固区受力最直接的方法就是模型试验。以往国内外索塔锚固区大比例模型试验主要是模拟水平索力，而该桥索塔锚固区的实际拉索是斜向作用的，水平索力主要由钢锚箱侧板自平衡，斜拉索分解的竖向分力是锚固区传递的主要作用力，因此作用的索力需要与该索塔节段实际受力状态相同，正确模拟斜拉索的作用力的大小以及方向。杭州湾跨海大桥索塔锚固区节段模型试验研究[31]设计制作了一套自平衡式的三维加载系统，能够进行空间加载，但做试验的索塔节段一般为塔顶以下第2或第3个节段，对于由截取的试验节段以上由塔壁自重和斜拉索竖向分力产生的作用塔壁上的竖向力的影响，该试验并没有考虑。除此之外，同是钢锚箱构造的索塔锚固区，杭州湾大桥最大设计索力为5140kN，苏通长江大桥为7450kN，而本课题来源的沪崇苏越江通道长江大桥，由于远期方案要考虑轻轨过江，塔端最大设计索力达到11260kN。长江大桥的索塔锚固区的结构尺寸和苏通大桥相差无几，在如此巨大的集中索力作用下，索塔的受力性能究竟如何，实际的承载能力到底是多少，必须通过试验予以确认。1.4工程背景本研究课题来源于正在设计研究中的沪崇苏越江通道长江大桥索塔索梁锚固区节段静力试验研究科研项目。上海长江大桥是国内索力最大的斜拉桥，桥跨布置为107+243+730+243+107=1430m，采用五跨连续全飘浮体系，空间双索面布置，见图1.4.1所示。梁体采用分离式双主梁形式，两主梁间距为10.5m（施工图调整为10.0m），中间采用中间横系梁联结，箱梁结构为扁平闭口流线型钢箱。主塔为“人”字形独柱钢筋混凝土索塔，自承台顶面至塔顶总高约212m；分为桥面以下的下塔柱、锚索区的上塔柱、其间的中塔柱；主塔塔柱为钢筋混凝土箱形断面，下塔柱由两个的单箱单室渐变成一个单箱单室，塔根部单箱结构外尺寸：12m（顺桥向）×14m（横桥向）；中塔柱及上塔柱为单箱单室断面，结构外尺寸：9m×9m～7.4m×7.4m（塔顶），四角设1.2m×1.2m的倒角。斜拉索采用空间扇形双索面布置形式，全桥共192根斜拉索。长江大桥工程索塔锚固区节段总长56.55m，共23个钢锚箱节段，节段高2.3m～3.2m，节段1位于索塔锚固区的底部，节段23位于索塔锚固区的顶部。第23＃～2＃号索依次锚固在钢锚箱上，0＃、1＃号索锚固于锚固区底部混凝土上表面。图1.4.1上海长江大桥总体布置图(m)图1.4.2上海长江大桥桥塔布置图(cm)图1.4.3上海长江大桥桥塔锚固区典型断面图(mm)图1.4.4上海长江大桥桥塔锚固区节段钢锚箱立面图(mm)图1.4.5上海长江大桥桥塔锚固区节段钢锚箱平面布置图(mm)图1.4.6上海长江大桥桥塔锚固区节段剪力钉布置图一(mm)图1.4.7上海长江大桥桥塔锚固区节段剪力钉布置图二(mm)表1.4.1上海长江大桥索力（kN）索号索力索号索力索号索力索号索力Z13929Z137540B13929B136738Z24244Z147562B24245B147558Z34875Z158389B34876B158382Z44882Z168415B44883B169052Z54890Z179090B55519B179079Z65527Z189121B65529B189108Z75538Z199478B75855B199462Z85866Z209511B86340B209493Z96353Z2110366B96354B2110343Z106369Z2211226B106369B2211185Z116703Z2311267B116385B2311209Z127518B1267201.5本文的研究目的和主要内容本课题来源于正在设计研究中的沪崇苏越江通道长江大桥索塔锚固区节段静力试验科研项目。斜拉桥索塔锚固区是将斜拉桥的上部结构自重和所承受的所有外荷载传递到索塔的重要结构。钢锚箱方案，锚固区荷载大、空间小、构造复杂、传力路径多、应力分布不均匀、破坏机理复杂。由于类似结构的工程实例和试验资料较少，而本课题来源的沪崇苏越江通道长江大桥，远期方案要考虑轻轨过江，塔端最大设计索力达到11260kN，是目前国内最大索力斜拉桥。在如此巨大的集中索力作用下，索塔的受力性能究竟如何，实际的承载能力到底是多少，必须通过模型试验进行验证。本文将通过模型试验和数值计算、理论分析相结合的方法进行研究。通过这一研究计划，不仅为长江大桥的设计与施工提供可靠的实测数据和理论依据，而且可以为同类桥梁设计理论的基础研究增添宝贵的实测资料。本文主要做了以下几项工作：1．结合上海长江大桥工程，对其索塔锚固区进行试验研究。选取典型的受力最大的第22个索塔锚固节段，制作1：2.5比例的缩尺模型，测试在不同主要荷载工况和分级加载情况下，索塔混凝土、钢锚箱板件主要控制点的应力与变形，研究应力分布与大小；观察与测试锚箱与混凝土连接处的应力、变形与裂缝，确认多排剪力钉的工作状态与承载能力；观察与测试索塔混凝土在不同荷载等级下的裂缝分布及裂缝大小；确认索塔锚固区的承载能力及安全储备。采用ANSYS对试验模型建立有限元模型，并将实测数据和有限元结果做对比。2．从整体结构上分析了斜拉索索力的传递规律，分析拉索的水平分力、竖向分力如何在索塔锚固区构件中传递，定量计算了各部分构件具体分担了多少拉索水平分力和多少拉索竖向分力的比例。另外，将实际索塔节段简化为平面框架模型，从理论上对钢锚箱这种钢—混组合结构进行抗拉刚度分析，推导了各构件拉力分配公式，研究了各参数变化对拉力分配和塔壁控制点应力的影响。3、结合上海长江大桥索塔锚固区剪力钉的布置情况，对其建立空间的有限元模型，计算分析剪力钉的受力情况，研究剪力钉内力在竖向和横桥向的分布规律。根据现有的剪力钉布置情况，比较了改变剪力钉横向间距对剪力钉受力的影响。针对剪力钉性能试验得出的剪力钉抗剪刚度差异较大的情况，讨论了剪力钉抗剪刚度对剪力钉受力的影响，另外采用实测剪力钉荷载位移曲线，研究剪力钉非线性刚度对剪力钉受力的影响。4、针对索塔锚固区钢混结合面的接触问题，在有限元模型中，考虑钢混结合面的接触效应，研究摩擦力对混凝土塔壁，和剪力钉的受力影响。5．针对线弹性有限元分析得到横桥向混凝土塔壁名义拉应力远大于混凝土抗拉强度，塔壁开裂严重的情况，尝试了在ANSYS中，从混凝土的本构关系上考虑混凝土开裂引起的材料非线性，分析了混凝土开裂对索塔受力的影响。第2章索塔锚固区节段静力试验第2章索塔锚固区节段静力试验科学试验是重大工程建设中必不可缺的一环，是为结构分析提供数据和结论的主要手段之一，也是检验数值理论、解析理论和计算机分析正确性的主要依据[35,36]。国内大跨径斜拉桥索塔锚固区采用钢锚箱构造有杭州湾大桥、在建的苏通大桥和金塘大桥。杭州湾大桥最大设计索力为5140kN，苏通长江大桥为7450kN，两座大桥均针对锚固区受力进行了节段模型试验。而本课题来源的沪崇苏越江通道长江大桥，由于远期方案要考虑轻轨过江，最大设计索力达到11260kN。而长江大桥的索塔锚固区的结构尺寸和苏通大桥相差无几，在如此巨大的集中索力作用下，索塔的受力性能究竟如何，裂缝宽度能不能满足规范要求，实际的承载能力到底是多少，必须通过试验予以确认。本章主要讲述模型设计时所依循的模型试验理论，并介绍索塔锚固区节段模型的设计以及试验加载和测试，最后给出了试验测试结果并和有限元分析结果做了对比。2.1模型试验理论一．结构相似的概念[35,36]如果表征一个系统中的物理现象的全部量（如线性尺寸、力、位移等）的数值，可由第二个系统中相对应的诸量乘以不变的无量纲数得到，这两个系统的物理现象就是相似。属于力学现象的，叫做力学相似。这个无量纲常数称为相似系数，或相似比。以P和m分别表示原型和模型的物理量，则各物理量之间的相似比定义为：几何相似比：应力相似比：应变相似比：泊松相似比：，弹性模量相似比：位移相似比：，容重相似比边界力相似比：，体积力相似比：二．相似理论的三个定理[35,36]（1）相似第一定理——相似现象的性质对于两个相似现象，它们的各个相似常数之间必须满足一定的关系，相似现象的相似指标等于1。定义相似第一定理为：相似现象的相似指标等于1，或者相似判据相等。相似第一定理说明相似现象的本质，相似判据相等是两个现象相似的必要条件。相似判据把两个相似现象中的物理量联系起来，以判别两个现象是否相似并把某一现象研究所得的结果推广应用到另一相似现象中去。（2）相似第二定律——相似判据的确定相似第二定理表述为：如果一个物理现象可由n个物理量构成的物理方程描述，n个物理量中有k个独立物理量，即有k个基本物理量，则该物理现象也可以用这些量组的（n－k）个无量纲群的关系式来描述。这些无量纲群可以作为该物理现象的相似判据。设某一物理现象的物理方程为：（2-1）其中，为该物理现象的k个基本物理量，其量纲可表示为，其余（n-k）个导出物理量的量纲为：（2-2）按照相似第二定理，可以把n个物理量构成的物理方程无量纲化为（n-k）个无量纲群的关系式：（2-3）相似第一定理指出了相似现象必须满足的条件－相似判据相等。相似第二定理则指出了确定相似判据的方法。确定相似判据可采用以下两种方法：方程式分析法和量纲分析法。当研究现象中的各物理量之间的关系可以用方程式表述时，可应用方程式分析法来导出相似判据；反之，当相似现象过于复杂而无法建立表示过程的方程式时，可应用量纲分析法。（3）相似第三定理——相似现象的充分和必要条件相似第三定理表述为：在几何相似系统中如两个现象由文字结构相同的物理方程描述，且它们的单值条件相似，则两个现象相似。单值条件表述如下：（a）原型和模型的几何条件相似；（b）在所研究的过程中具有显著意义的物理常数成正比；（c）两个系统的初始状态相似；（d）在研究期间，两个系统的边界条件相似。几何相似只要模型与原型各部分按同样的比例尺缩小或放大。对于二维问题或可简化为平面问题来考虑的三维模型，只要求保持平面尺寸的几何相似而模型的厚度可按稳定条件选取。三．静力试验的相似条件[35,36]根据相似原理，进行静力模型设计时必须满足下列三方面的相似条件：（1）几何条件这一条件要求原型和模型的几何尺寸和相应的位置应保持相似。以表示几何相似常数，它是原型各部分尺寸和模型各部分尺寸的比例常数，通称模型比例。物体受荷载后将产生变形，在线性范围内，在小变形情况下，根据弹性力学中的几何方程可以定出，要保持原型、模型相似，其线变形、角应变、位移和几何尺度的相似常数必须满足（2-4）由于和都是无量纲量，因而要使原型、模型相似，应使，于是有。应当指出，是为保证模型几何尺寸严格相似应满足的要求，而不是保持几何相似就能自动满足的，要使必须对模型的尺寸、容重和弹性模量都提出要求，在许多情况下将给模型制作带来困难。在线性范围内，小变形可以不一定要求；对于大变形、大挠度、非线性稳定试验，进入塑性阶段，一般要求或接近1。（2）物理条件这里是指发生物理现象的介质的物理特性和受荷载引起的变化反应必须相似。例如加载弹性范围内用以描述材料性质的弹性模量E，剪切模量G，泊松系数，容重和应力状况，都应根据需要满足相似条件的要求。对于各向同性体，在弹性范围内，由弹性力学的物理方程可知，要原型、模型相似，必须使和应力的相似常数和等满足下列条件：，，（2-5）由于是无量纲量，在模型相似条件中应取，这一要求在脆性材料结构模型试验中一般不难达到，为此应尽量做到或接近于1。（3）边界条件相似边界条件是指物体表面所受的外力、荷载作用顺序、约束条件和初始条件等，其中约束条件必须与原型相同。至于荷载作用顺序，对于线性问题无关紧要，对于非线性问题必须考虑荷载作用顺序。结构表面作用有静态外力时，根据用应力表示的表面条件可知，表面压强p、集中力P和力矩M等的相似常数分别为：，，（2-6）2.2索塔锚固区节段静力试验设计2.2.1试验目的与内容上海长江大桥索塔锚固区采用钢锚箱式锚固结构。钢锚箱方案，锚固区荷载大、空间小、构造复杂、传力路径多、应力分布不均匀、破坏机理复杂。由于类似结构的工程实例和试验资料较少，这种局部应力对锚箱工作性能和承载能力影响难以判断，需要通过模型试验进行验证。锚箱体积小、钢板厚度大、焊接加工难度大，残余变形和残余应力难以确定。同时，残余变形和残余应力对锚箱工作性能和承载能力影响难以判断，必须通过试验确认。索塔为钢筋混凝土塔，斜拉索锚固区应力集中，混凝土为三向受力状态，配筋复杂，而且配筋量大，结构破坏机理复杂。锚固区混凝土局部区域出现较大拉应力，这种局部应力对混凝土裂缝、工作性能和承载能力的影响难以判断。因此，对斜拉索锚固区局部应力大小、主应力分布和应力流方向进行详细的分析和试验研究，需要通过模型试验确认。特别是钢锚箱与混凝土的剪力，不仅通过剪力连接键直接传递，而且通过锚箱钢板与混凝土的摩擦也会分担部分剪力。另外剪力钉受力在竖桥向和横桥向均不均匀，其不均匀规律需要通过试验验证。主要研究内容如下：(1)选取典型的受力最大的第22个索塔锚固节段，制作1：2.5比例的缩尺模型，测试在不同主要荷载工况和分级加载情况下，索塔混凝土、钢锚箱板件主要控制点的应力与变形，研究应力分布与大小；(2)观察与测试锚箱与混凝土连接处的应力、变形与裂缝，确认多排剪力钉的工作状态与承载能力；(3)观察与测试索塔混凝土在不同荷载等级下的裂缝分布及裂缝大小；(4)确认索塔锚固区的承载能力及安全储备；2.2.2试验模型设计根据《沪崇苏越江通道长江大桥索塔锚固区节段模型试验招标文件》及该模型试验方案的要求，截取索塔锚固区受力最不利的第22节段进行模型试验，模型比例1：2.5，模型高度2.944m，平面尺寸6.16×3.36m。钢锚箱结构按照1：2.5的缩尺比例加工，混凝土塔壁配筋按照配筋率相等的原则设置，剪力钉尺寸GB/T22×150。为实现斜拉索的斜向加载，在试验模型设计时通常有以下2种做法：一：设计一套自平衡式的三维加载系统。典型的如杭州湾跨海大桥索塔锚固区节段模型试验[32]，加载示意图如下图2.2.2.1所示。图2.2.2.1杭州湾跨海大桥索塔节段锚固区加载模型示意图具体做法是先用钢板加工制作一个钢反力架，再浇注一个钢筋混凝土试验台座，并将钢反力架的下部预埋在试验台座中；钢反力架的四根H形截面立柱从模型的中空孔中穿出，与上部连接；钢反力架的上部设四块反力板，分别于模型钢锚箱中对应的四块斜拉索锚垫板平行，四台大吨位千斤顶分别安装在四对平行的锚垫板与反力板之间进行顶推加载。这种加载设计通过自平衡系统由千斤顶顶推加载，省却了斜拉索的费用，但对锚箱中间的净空却提出限制条件，即锚箱中间顺桥向净距要能满足布置下2台大吨位千斤顶和钢反力架。所以这套加载系统一般仅适用于1：1的足尺模型。二、在模型底部设钢筋混凝土伸臂反力梁，拉索锚固于锚箱锚垫板，试验时在下反力梁端张拉预应力索。索塔节段和反力梁之间设置油毛毡或薄钢板，使得两者之间能够相对滑动。长江大桥索塔锚固区节段模型试验采用上述加载方式，模型试验装置如图2.2.2.2示意。图2.2.2.2索塔节段锚固区加载模型示意图这样，钢锚箱左右同时受到斜向下的索力作用，拉索的水平分力使得钢锚箱受拉，左右基本相同，由钢锚箱自身平衡；拉索的竖向分力由锚箱通过钢垫板或油毛毡传递到下反力梁。反力梁左右同时收到斜向上的索力作用，索力的水平分力使得反力梁受压，左右对称，由反力梁自身平衡；拉索的竖向分力使得反力梁在靠近索塔节段边缘处截面产生巨大的竖向剪力和弯矩，必须要在反力梁内设置强大配筋来避免在反力梁在试验节段破坏之前开裂严重而退出工作。采用这种加载方式能保证索力作用方向与实际结构完全一致。同时张拉端放在下反力梁处，因而对锚箱中间的净空几乎没有要求，适用于缩尺模型。为模拟塔壁受到的上面节段传递的竖向压力，在试验塔壁的上部设置一个与混凝土塔壁平面形状相似的反力梁，该反力梁的宽度比混凝土塔壁宽一些，并在上下反力梁间张拉精轧螺纹钢筋。为减小水平摩擦力对试验结果的影响，特分别在塔壁与上、下反力梁间设2层钢板，并在钢板之间涂刷机油。由于实桥索塔锚固区上下节段相互影响，而试验模型只截取了第22节段，试验模型中在强大索力作用下，试件底部混凝土受到水平拉力大于顶部混凝土，造成与实际结构不相符和的变形和受力。因此在试件的顶部设置小吨位的千斤顶，在平行于钢锚箱方向施加水平推力以模拟索塔节段的平面应变受力状态。这样做的结果是试验节段混凝土塔壁在1.0P索力作用时，模型索力并不是简单的由实际索力按照几何相似比的平方进行换算，而是比换算索力要小，另一部分则由辅助千斤顶来承担。两者的水平分力之和与实际结构索力的水平分力满足相似比。然而钢锚箱中主要受力板件如承压板、支承板、加劲板等其受力仅和锚头索力大小有关，辅助千斤顶因直接作用于锚箱顶部端板处，对上述板件受力影响甚微。因此当试验模型钢锚箱在1.0P索力作用时，当应力状态满足与实际结构相似时，模型索力等于实际索力按照几何相似比的平方换算后得到的索力。因此，试验模型的混凝土塔壁和钢锚箱并不是同时达到与实际结构受力相似的状态。混凝土塔壁的1.0P索力要小于钢锚箱的1.0P索力。当试验荷载达到最大值时（主千斤顶2720kN，辅助千斤顶680kN），混凝土塔壁受力与实际结构设计索力的1.7倍的受力状态相似，而钢锚箱受力仅对应与设计索力的1.48P。2.2.3试验模型与实际结构受力比较有限元模型采用大型通用有限元软件Ansys对长江大桥索塔锚固区节段试验模型建立了空间有限元模型。其中混凝土采用8节点Solid65单元模拟，混凝土塔壁平面内主要环向受力钢筋采用Link8单元模拟，其余钢筋采用Solid自带的分布钢筋模式以体配筋率的方式考虑。钢锚箱板件采用Shell63单元模拟。实际结构有限元模型见图2.2.3.1所示，试验结构有限元模型如图2.2.3.2所示。钢锚箱板件编号见图2.2.3.3所示。试验模型中锚垫板和承压板是顶紧接触，这里受力情况复杂，一方面锚垫板直接受到斜拉索锚头传来的巨大压力，另一方面锚垫板和承压板在面外压力作用下会产生变形，使得锚垫板传递到承压板上的应力分布不确定。为了有效的模拟该部位的受力，这里采用了非线性接触方法分析，即在锚垫板和承压板之间建立接触单元，通过板件间受力变形情况来判断二者的接触面积。钢混结合面之间的剪力钉采用三维弹簧单元来模拟，同时在钢混结合面间建立接触单元，以考虑结合面的摩擦力和压力传递作用。在试验模型中，混凝土塔壁与上下反力梁之间垫了2层6mm钢板，钢板之间涂刷机油，以尽可能模拟塔壁实际的边界条件。在有限元模型中，采用接触单元来模拟这一边界条件，接触面摩擦系数采用实测值。图2.2.3.1实际结构有限元模型图图2.2.3.2试验模型有限元整体模型图图2.2.3.3钢锚箱板件编号图边界条件及荷载在试验有限元模型中，将试验模型底部4根混凝土立柱底面的节点固结。在钢锚箱上，斜拉索的索力以环形面荷载的方式作用于锚垫板上，再由锚垫板传递到承压板、支承板。在下反力梁处直接以面荷载的方式加载。试验模型设计时，在试验塔壁的顶部设置小吨位的千斤顶，在平行于钢锚箱方向施加水平推力以模拟索塔节段的平面应变受力状态。在有限元模型中，改辅助千斤顶产生的顶推压力直接以面荷载的方式作用于钢锚箱端板上。试验模型中，为模拟顶部节段传递的竖向压力作用，在试验塔壁的上部和下部各设置了反力梁，并在上下反力梁间张拉精轧螺纹钢筋。有限元模型中，精轧螺纹钢筋产生的竖向压力在反力梁的相应位置以面荷载的方式加载。有限元对比结果有限元对比着重于索塔截面开裂严重的横桥向塔壁正应力，以及钢锚箱主要受力板件如支承板、侧板、横隔板、承压板的受力比较。图2.2.3.4～2.3.3.7给出了实际结构和试验模型索塔截面正应力对比情况。图2.2.3.4实际结构索塔横桥向塔壁正应力（kPa）图2.2.3.5试验模型索塔横桥向塔壁正应力（kPa）图2.2.3.6实际结构索塔顺桥向塔壁正应力（kPa）图2.2.3.7试验模型索塔顺桥向塔壁正应力（kPa）由上图可见，就试验重点关注的横桥向塔壁受力而言，虽然试验模型仅仅截取了索塔实际结构第22节段，上下边界没有相邻节段的约束作用。但由于在混凝土塔壁与上下反力梁之间垫了2层6mm钢板，钢板之间涂刷机油，以尽可能模拟塔壁实际的边界条件，而且在锚箱节段上部另设置了辅助千斤顶，尽可能使索塔节段混凝土上下受力一致。从结果来看，采用以上所述措施后，索塔节段上下受力基本一致，凹槽处最大应力也与实际结构很接近。而横桥向塔壁内侧由于上部收到辅助千斤顶作用，局部有应力集中，但即使在1.7倍索力作用下，也没有超过混凝土抗压强度。试验模型顺桥向塔壁受顶部辅助千斤顶影响较小，因此受力上下不均匀性比较明显，除拐角处有局部应力集中外，大部分区域应力大小和实际结构基本一致。图2.2.3.8～2.3.3.9给出了实际结构和试验模型钢锚箱主侧板受力的对比情况。图2.2.3.8钢锚箱侧板内侧正应力对比（kPa）图2.2.3.9钢锚箱侧板外侧正应力对比（kPa）由上图可以看出，虽然在钢锚箱上部设置了辅助千斤顶，保证了混凝土塔壁受力和实际结构基本一致。但由于辅助千斤顶位置离开锚箱侧板有些距离，大部分千斤顶作用力通过端板直接传递到混凝土塔壁，而对侧板受力影响较小。侧板受力主要由索力传递到支承板，再通过支承板与其的焊缝传递到侧板。因此试验模型中侧板受力上小下大，呈不均匀分布。但除侧板下部局部区域外，大部分受力与实际结构接近。图2.2.3.10～2.3.3.15给出了实际结构和试验模型钢锚箱其它主要受力板件的对比情况。图2.2.3.10钢锚箱横隔板水平应力对比（kPa）图2.2.3.11钢锚箱支承板平行索力方向对比（kPa）图2.2.3.12钢锚箱支承板平面内剪应力对比（kPa）图2.2.3.13钢锚箱支承板Mises应力对比（kPa）图2.2.3.14钢锚箱承压板Mises应力对比（kPa）图2.2.3.15钢锚箱加劲板平行索力方向正应力对比（kPa）由上图可以看出，钢锚箱除侧板横隔板外，其余主要受力板件仅和索力大小有关，而索塔节段边界条件对其受力影响甚微，从上面对比图也可以看出，试验模型支承板、加劲板、承压板等受力与实际结构基本一致。2.2.3构件的加工制造和材料特性索塔锚固区静力加载试验的钢锚箱由铁道部山海关桥梁工厂加工制造。各种厚度板件的弹性模量测试结果见表2.2.3.1。表2.2.3.1长江大桥索塔锚固区模型板件弹性模量测试结果编号厚度(mm)规格弹性模量E(Mpa)弹性模量均值E(Mpa)σ0.2(Mpa)σ0.2均值(Mpa)极限强度fu(Mpa)极限强度均值fu(Mpa)5-118Q345qD426.4413.4561.635558.35-2218446.7216530.4396.2547.1615-3214614.0417.7566.1006-116Q345qD202682.5211300.6258.1314.5393.917454.56-2218446.7249.7392.9456-3212772.7435.6576.5477-112Q345qD202682.5202682.5258.1258.1附注：板厚为12mm的第七组试件太细，无法做弹性模量试验，只给出部分数据供参考。板厚为18mm的5-1组弹性模量数据有些问题，故没有填入表格。在塔壁与上、下反力梁间设置的2层钢板，并在钢板之间涂刷机油后，滑动摩擦系数实测为0.056。索塔锚固区静力试验试验混凝土部分在长江大桥施工现场浇注完成，各构件混凝土的弹性模量和抗压强度由工地力学试验室测试。混凝土塔壁为C50混凝土，28天龄期时加载，实测混凝土弹性模量为4.67×104MPa，实测立方体抗压强度69.1MPa。2.2.4加载方案上海崇明越江通道长江大桥远期方案第23节段最大索力设计值最大11270kN，第22节段最大索力设计值11230kN，换算到缩尺模型，并考虑试件顶部辅助千斤顶的影响，对应的模型索力为1600kN，辅助千斤顶400kN，该数值使得混凝土塔壁的应力与实际结构在1倍设计索力作用下的受力基本一致。而钢锚箱除受拉的侧板外，其余板件受力都只和主千斤顶有关，辅助千斤顶对其受力影响甚微，因此按照模型比例换算，当模型索力为1840kN，辅助千斤顶为460kN时，钢锚箱主要板件与实际结构在1倍设计索力作用下的受力基本一致。完成上述步骤后，将试验荷载最大值取为设计索力的1.7倍（主千斤顶2720kN，辅助千斤顶680kN），该数值使得部分试件在弹塑性范围内工作，测试其在超载状态下的工作性能。（1）预载试验正式试验之前，先进行预载试验，预载最大吨位为480kN，分3级施加，每级持荷15min，然后卸载至0。各级的加载量值见表2.2.1。表2.2.1预载各级荷载加载量值(kN)加载步主千斤顶辅助千斤顶精轧螺纹钢筋1160405023208050348012050（2）正式加载试验正式加载分为24级施加，各级的加载量值见表2.2.2，除在设计索力1600kN下持荷载30min观察模型主要测点应变、位移随时间变化外，其余荷载下，参照《大跨径桥梁试验方法》持荷15min，读数并观察裂缝宽度。表2.2.2正式加载各级荷载加载量值(kN)加载步主千斤顶辅助千斤顶精轧螺纹钢筋加载步千斤顶辅助千斤顶精轧螺纹钢筋11604050141920480100232080501520005001003480120501620805201004640160501721605401005800200501822405601706960240501923205801707112028050202400600170812803205021248062017091440360502225606401701016004001002326406601701116804201002427206801701217604401002522405601701318404601002616004001702.2.5测点布置与测试内容为了叙述方便，先对测点编号原则和对应的应变片位置进行说明，见表。表2.2.5.1编号原则、应变片位置首字母CBZCCYRIBHGSTGJHNT应变片位置侧板支承板承压板加劲板横隔板剪力钉钢筋混凝土图2.2.5.1侧板贴片布置示意图图2.2.5.2侧板贴片布置示意图图2.2.5.3承压板贴片布置示意图图2.2.5.4主跨上承压板上表面贴片布置图图2.2.5.5主跨下承压板下表面贴片布置图图2.2.5.6主跨加劲肋贴片布置图图2.2.5.7横隔板贴片布置图图2.2.5.8剪力钉贴片布置图图2.2.5.9混凝土塔壁位移计布置图图2.2.5.10混凝土塔壁A-A截面贴片布置图图2.2.5.11混凝土塔壁B-B截面贴片布置图图2.2.5.12混凝土塔壁C-C截面贴片布置图试验测试内容如下：1、测试所用混凝土、钢板的力学性能指标；（混凝土：；钢板：）2、测试荷载与混凝土塔壁横向位移的变化关系；3、测试钢锚箱各主要板件的应力大小及分布；4、测试钢锚箱剪力钉剪力沿高度方向及横桥向的分布规律5、测试混凝土塔壁控制截面的应力大小及分布；6、测试塔壁内主要受力钢筋的应力大小；7、观察各级荷载作用下裂缝开展情况，观察并测量裂缝分布、宽度；8、确认锚箱结构的制作、加工与安装的合理制作流程及可行性；9、确认索塔锚固区制作与施工流程及可行性；2.2.6仪器设备YC280×150穿心式千斤顶YC70×150穿心式千斤顶箔式单向应变片（2mmx3mm型）：应变片电阻120欧，导电电阻0欧，灵敏度系数2.0；BX120-3CA应变花（2mmx3mm型）：应变片电阻120欧，导电电阻0欧，灵敏度系数2.0；千分表：输出灵敏度1000；裂缝宽度对比卡、放大镜DH3815静态应变测试箱：220V/50HZ，灵敏度1，量程20000，采样速度12点/秒，测量点数60点/台采集箱；2.3试验结果2.3.1混凝土塔壁试验结果图2.3.1.2～图2.3.1.3示出了混凝土塔壁外侧各测点的荷载位移曲线。其中奇数号测点（如测点1、3、5、7等）均为靠近塔壁节段顶部布置，而其中偶数号测点（如测点2、4、6、8等）均为靠近塔壁节段底部布置。图2.3.1.1塔壁位移测点布置示意图图2.3.1.2主跨横桥向塔壁凹槽中心荷载—位移关系曲线图2.3.1.3顺桥向塔壁中心荷载—位移关系曲线图2.3.1.4给出了钢锚箱端板与混凝土结合面的相对竖向位移荷载—位移曲线。图2.3.1.4钢混结合面相对竖向位移荷载—位移关系曲线图2.3.1.6～图2.3.1.11分别给出了在1.0P索力作用下塔壁表面的实测应力分布以及有限元计算结果。局部坐标系设在各个截面底面对称轴处，AA区局部坐标系如图2.3.1.5所示，BB区、CC区的局部坐标系同AA区。混凝土塔壁为C50，弹性模量实测值为4.67x104MPa，抗压强度标准值为69.1MPa，均远大于规范值。根据《公路钢筋混凝土及预应力桥涵设计规范》JTGD62—2004条文解释第3.1.5条：。由于实测立方体抗压强度仅测试了1组3个试件，而且各个试件实测值的离散性较大，因此下文由混凝土实测应变换算到应力时，采用的弹性模量为规范采用值3.45×104MPa。图2.3.1.5A-A区局部坐标系示意图图2.3.1.61.0P索力时混凝土塔壁A-A区实测应力分布图2.3.1.71.0P索力时混凝土塔壁A-A区有限元应力分布由上图可以看出，A-A区域即横桥向塔壁凹槽处由于混凝土开裂后应力发生重分布，实测应力凹槽处应力相对较小，反而两侧应力较大，1.0P时最大应力2.8MPa。有限元分析由于不考虑混凝土开裂引起的材料非线性，因此凹槽处应力相对最大，这里偏差较大。图2.3.1.81.0P索力时混凝土塔壁B-B区实测应力分布图2.3.1.91.0P索力时混凝土塔壁B-B区有限元应力分布图2.3.1.101.0P索力时混凝土塔壁C-C区实测应力分布图2.3.1.111.0P索力时混凝土塔壁C-C区有限元应力分布由上图可以看出，B-B区域顺桥向塔壁内侧混凝土受拉，但除截面拐角处应力集中有开裂外，其余区域开裂不明显，有限元结果和实测应力分布规律基本一致。C-C区域顺桥向塔壁外侧混凝土受压，有限元结果和实测应力吻合较好。图2.3.1.12～图2.3.1.14分别给出了在混凝土各个截面对称轴处沿着高度方向布置的3个测点实测应力随荷载增大的变化规律。图2.3.1.12混凝土塔壁A-A区部分测点荷载—应力曲线图2.3.1.13混凝土塔壁B-B区部分测点荷载—应力曲线图2.3.1.14混凝土塔壁C-C区部分测点荷载—应力曲线2.3.2裂缝观测结果及分析经过分级加载，在等效于0.3倍设计荷载下，主跨及边跨横桥向塔壁凹槽顶部折角处首次出现因顶推而产生的裂缝，随着荷载的增加，裂缝逐渐向下开展，在1倍设计索力作用下，主跨横桥向塔壁凹槽折角处实测最大裂缝宽度0.12mm，边跨横桥向塔壁凹槽折角处实测最大裂缝宽度0.10mm。试验荷载加到1.7P时，主跨凹槽折角处实测最大裂缝宽度0.25mm，凹槽中间并未发现有裂缝出现，边跨凹槽折角处实测最大裂缝宽度0.20mm，凹槽中间的2条裂缝，裂缝宽度小于0.08mm。混凝土塔壁在各级荷载作用下裂缝开展示意图见图2.3.2.1～图2.3.2.2所示。按《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》JTGD62-2004第6.4.3条，矩形、T形和I形截面钢筋混凝土构件及B类预应力混凝土受弯构件，其最大裂缝宽度可按下列公式计算：式中：C1为钢筋表面形状系数，试验模型和实际结构均为带肋钢筋，C1＝1.0；C2为作用（或荷载）长期效应影响系数；C3为与构件受力性质有关的系数，试验模型和实际结构中横桥向塔壁凹槽出均为偏心受拉构件，C3＝1.1；为受拉钢筋合力作用处钢筋的应力；d为纵向受拉钢筋的等效直径，试验模型中d＝32mm，实际结构凹槽处设置了2排232的受拉钢筋，因此d＝＝45.25mm；为纵向受拉钢筋配筋率，试验模型和实际结构基本一致，且均大于0.02，按规范，均取为0.02；由上述分析可见，。由此推算，按照1：2.5缩尺模型实测得到的裂缝宽度，换算到实际结构中，在1.0倍设计索力作用下，主跨横桥向塔壁凹槽折角处最大裂缝宽度0.15mm，边跨横桥向塔壁凹槽折角处最大裂缝宽度0.12mm。加载到1.7P时，主跨凹槽折角处实测最大裂缝宽度0.30mm，边跨凹槽折角处实测最大裂缝宽度0.24mm。图2.3.2.1主跨横桥向塔壁外表面裂缝分布示意图图2.3.2.2边跨横桥向塔壁外表面裂缝分布示意图2.3.3钢筋应力试验结果图2.3.3.1给出了塔壁内钢筋贴片布置示意图。图2.3.3.2～图2.3.3.4给出了塔壁内主要受力钢筋的加载应力曲线图2.3.3.1塔壁钢筋贴片布置示意图图2.3.3.2横桥向塔壁凹槽中心外侧受拉钢筋荷载应力曲线图2.3.3.3顺桥向塔壁中心外侧受压钢筋贴片的荷载应力曲线图2.3.3.4顺桥向塔壁中心内侧受拉钢筋荷载应力曲线2.3.4斜拉索水平力分配关系模型试验在钢锚箱上下侧板的内外侧对称轴处和横隔板对称轴处都布置了贴片，以研究斜拉索水平分力的分配关系。在表2.3.4.1中给出了在一倍索力作用下斜拉索水平分力分配比例关系。由于该处测点布置较为密集，在由测点应力计算板件分担的水平力时，假定测点之间应力线性变化，将同一位置处内外测点实测应力取平均后，得到板件中面上的平均应力，则侧板（或横隔板）对称轴上的水平力为：式中：为测点间距，为板件厚度。表2.3.4.1顶推至1.0P时模型水平力分配关系表(kN)项目侧板横隔板钢锚箱拉索平均水平分力钢锚箱承担比例试验结果2919.2323.53242.74284.775.7%由上表可知，在斜拉索力作用下，试验模型钢锚箱承担了大部分的拉索水平分力，占75％左右，另外25％由混凝土塔壁以及塔壁和上下反力梁之间的摩擦力承担。但正如在本章2.2.3节试验模型和实际结构受力对比分析中所述，由于试验模型仅截取了塔顶部第22节段，虽然采取了种种措施如设置辅助千斤顶、在试验的塔壁节段顶底面垫了2层钢板，钢板之间涂刷机油，使得试验最为关心的横桥向塔壁受力与实际结构一致，但钢锚箱侧板的受力由于没有上下相邻节段的作用，与实际结构还是有所区别。由于设置了辅助千斤顶，使得钢锚箱的一倍索力荷载与混凝土塔壁的一倍索力荷载并不相同。因此这里试验测得的在一倍索力作用下，钢锚箱承担了斜拉索水平分力的75％左右，仅仅是针对试验模型而言，对于实际结构而言是稍微偏小的。2.3.5钢锚箱试验结果图2.3.5.3～图2.3.5.4给出了支承板在1.0P索力作用下实测应力和有限元结果对比情况。图2.3.5.1主跨侧上支承板上表面贴片编号图2.3.5.2主跨侧下支承板表面贴片编号图2.3.5.3主跨上支承板上表面在1.0P索力作用下应力分布) 图2.3.5.4主跨下支承板下表面在1.0P索力作用下应力分布 图2.3.5.5～图2.3.5.6给出了支承板在1.48P索力作用下，实测的应力分布情况。图2.3.5.5主跨上支承板上表面在1.48P索力作用下应力分布图2.3.5.6主跨下支承板下表面在1.48P索力作用下应力分布图2.3.5.7～图2.3.5.8给出了下支承板同一位置内外测点的应力随外荷载的变化规律。图2.3.5.7主跨下支承板部分测点的荷载应力曲线 图2.3.5.8主跨下支承板部分测点的荷载应力曲线 图2.3.5.10给出了侧板上测点在1.0P作用下实测Mises应力分布。图2.3.5.11给出了侧板上测点在1.48P作用下实测Mises应力分布。图2.3.5.9侧板内外侧贴片布置示意图2.3.5.10侧板测点在1.0P索力作用下Mises应力分布图2.3.5.11侧板测点在1.48P索力作用下Mises应力分布图2.3.5.12～图2.3.5.13分别给出了侧板的内侧和外侧在1.0P作用下实测应力和有限元结果的对比情况。图2.3.5.12侧板内侧在1.0P作用下实测应力和有限元应力对比图2.3.5.13侧板外侧在1.0P作用下实测应力和有限元应力对比图2.3.5.14给出了侧板的CB29和CB42测点的荷载应力曲线。图2.3.5.15给出了侧板开孔圆弧过渡处内外测点CB48、CB51的荷载应力曲线。图2.3.5.14侧板CB42、CB29测点荷载—应力曲线图2.3.5.15侧板CB48、CB51测点荷载—应力曲线图2.3.5.17和图2.3.5.18分别出了上下侧板对称轴处内外测点在1倍索力作用下的实测正应力分布和有限元计算结果。图2.3.5.16侧板对称轴上测点布置图图2.3.5.17侧板对称轴处在一倍索力作用下正应力分布图2.3.5.18侧板对称轴处在一倍索力作用下有限元结果图2.3.5.19给出了加劲板在1倍索力作用下，加劲板上测点的正应力。图2.3.5.191.0P索力时加劲板实测正应力图2.3.5.20给出了在上下两块支承板间加劲板受力较大的4个测点的正应力随外荷载增长的变化规律。图2.3.5.20加劲板部分测点的荷载—应力曲线图2.3.5.21给出了横隔板对称轴上测点在1.0P索力作用下水平正应力的分布规律。图2.3.5.21横隔板在一倍索力作用下水平正应力分布图2.3.5.23-图2.3.5.24给出了承压板部分测点的应力随外荷载增长的变化规律。图2.3.5.22承压板各测点布置示意图图2.3.5.23承压板CY02、CY04荷载—应力曲线图2.3.5.24承压板CY03、CY05荷载—应力曲线2.3.6剪力钉测试结果为观察钢锚箱多排剪力钉在索力作用下的的工作状态，选取受力相对较大的2列1排剪力钉，分别在靠近剪力钉根部2cm的上表面和侧面布置了应变片，上表面贴片用于测量剪力钉在轴力和竖向剪力共同作用下的轴向应变，侧面贴片用于测量剪力钉在轴力和横向剪力共同作用下的轴向应变。因为钢锚箱端板与混凝土塔壁紧密接触，而剪力钉与混凝土仅为点接触，因此荷载主要通过端板传递到混凝土塔壁而剪力钉轴力相对较小，这一点在考虑钢混结合面接触的有限元分析中也得到了验证。因此，采用上述的贴片方式，测得的虽是综合作用下的轴向应变，却能在很大程度上反映剪力钉竖向剪力和横向剪力的分布规律。至于剪力钉剪力的具体数值却是无法得到。图2.3.6.1给出了剪力钉贴片布置图。图中STH编号代表侧面贴片，STV编号表示上表面贴片。图2.3.6.1边跨剪力钉贴片布置图图2.3.6.2～图2.3.6.3分别给出了边跨侧剪力钉的竖向剪力和横向剪力在横向分布趋势。图2.3.6.2边跨剪力钉竖向剪力横向分布趋势图2.3.6.3边跨剪力钉横向剪力横向分布趋势图2.3.6.4-图2.3.6.5分别给出了边跨侧剪力钉的竖向剪力和横向剪力在竖向的分布规律。图2.3.6.4边跨剪力钉竖向剪力竖向分布趋势（STV07～STV11）图2.3.6.5边跨剪力钉横向剪力竖向分布