王二强，刘 钊
（东南大学土木工程学院，江苏 南京 211189）
土耳其博斯普鲁斯海峡三桥（简称博三桥），亦称亚武兹·苏坦·斯莱姆桥（Yavuz Sultan Selim Bridge），桥位近邻黑海出口，如图1 所示。它是一座主跨1408 m 公铁两用的斜拉-悬索协作体系桥梁，总长2260 m，A 字形混凝土塔高322 m，采用沉井基础。桥面布置包括双向8 车道及中央2 线铁路。材料用量为混凝土9.6 万方、钢结构5.7 万吨、缆索2.8万吨，造价8 亿美元，于2016 年8 月竣工通车［1］。
由于跨越博斯普鲁斯海峡的前两座大桥均为悬索桥，博三桥从景观上要求相协调，且抗震抗风要求高（抗震设防按照三水准设计，使用状态设计平均风速为46.81 m/s），对该桥的设计和建造提出了严峻的挑战。该桥由瑞士Jean-François Klein（项目负责人）和法国Michel Virlogeux 设计。
斜拉-悬索协作体系的历史可追溯到十九世纪，罗布林在美国建造的早期悬索桥中，基本上都采用了斜向拉索来增加结构刚度，但由于其时对超静定结构求解困难，并未计算斜拉和悬索体系的协同受力，故不能算作真正意义上的斜拉-悬索协作体系；
1930s 德国学者迪辛格明确提出该体系的构想［2］，但是迄今实践尚少。博三桥是首座建成的现代大跨径斜拉-悬索协作体系，因其新颖高效的结构设计，获2018 年度IABSE 杰出结构大奖。
桥梁主跨1408 m，在其斜拉-悬索协作体系中，斜拉部分采用了自锚与地锚的组合方式，主缆吊索仅吊挂主跨的中央区段，并与斜拉索部分重叠。横桥向看，两根主缆与斜拉索双索面布置在4 个纵断面上，悬索吊索分布于桥面板纵轴线两侧，间距13.5 m。博三桥总体布置如图2 所示。
设计规范主要依据Eurocode 和美国AASHTO桥规，荷载标准也考虑了土耳其的特殊荷载要求。主要结构几何参数：主缆立面矢跨比为1/6.5，不同于一般悬索桥的范围（1/9～1/11）［3］；
主梁高度（中心高度5.5 m）与主跨（1408 m）之比为1/256；
吊杆段主梁长度792 m，占主跨1/2；
主缆的边跨/中跨比为1/3.8；
斜拉索在边跨与中跨主梁上的布置长度比为0.625。
全桥支座约束主要布置在边跨混凝土箱梁部分，图3 为其立面和平面布置。支座有三类：1）摩擦摆减隔震支座（平面图三角形位置）；
2）自由滑动盆式支座（平面图圆圈位置）；
3）横向限位支座（平面图方框位置）。
本桥的锚碇与边跨布置非常有特色，由于桥位条件限制了边跨长度，为平衡中跨荷载，将边跨结构分为混凝土连续箱梁、地梁和锚碇三部分。混凝土连续箱梁由于贴近地面，设了1 个桥墩，另有4 个支点直接支承在扩大基础上；
地梁下方设置3 个齿块，并与锚碇现浇成整体。连体的地梁与锚碇，锚固了5 对斜拉索和主缆，既形成了部分地锚式斜拉结构，巧妙地扩大了重力式锚碇的范围，减少了分体锚碇的配重和体积。
3.1 主缆与吊索
跨中两根主缆的横向间距13.5 m，直径723 mm，每根由113 根索股组成，每根索股包含127丝Ф5.4 mm 平行钢丝，标准强度为1860 MPa［1］。吊索共34 对，分布在跨中792 m 范围内，其中11 对吊索位于两侧250 m 斜拉悬索过渡区。每根由109～367 丝数量不等的Ф7 mm 钢丝组成，标准强度为1770 MPa。
3.2 加劲梁
中跨加劲梁选用流线型钢箱梁，正交异性板桥面，中心高度5.5 m，宽度58.5 m，横断面布置如图4所示。由于边跨较短，采用预应力混凝土箱梁，增加配重，每隔15m 设置一道横隔板，截面如图5 所示。钢混结合段位于主塔中跨侧24 m 处。
3.3 斜拉索
每个塔柱上布置44 对斜拉索，每束由65～151根数量不等的1960 MPa 钢绞线组成，斜拉索最长为597 m。索体采用法国弗莱西奈公司生产H2000 型钢绞线斜拉索，其锚固系统如图6 所示。
3.4 主 塔
A 字形塔顶设置两条主缆的索鞍，斜拉索锚固在上塔柱特制钢锚箱上。塔肢底部距离70 m，顶部距离8 m［4］。主梁穿过下横梁上方，桥塔布置如图7所示。
为了提高A 字形塔柱的稳定性，其截面形式为带倒角的三角形空心截面，桥塔横断面如图8所示。
桥塔壁厚t随高度升高而减小，塔底处为1.5 m，塔顶处为0.75 m。两支腿的倾斜角度为桥面板侧为84°，外侧为96.75°，如图9 所示。
为了增强两个内倾塔肢的整体性，在+60 m 高度处设置预应力混凝土下横梁；
在塔柱上部+266 m和301 m 高度处，设有两个X 形连接钢支撑（如图10所示），最后用蝴蝶形钢结构包裹（如图11 所示）。
为增强塔肢的自身刚度，在其三角形空心截面内不同位置处设置了多道横隔板。同时，也可为施工过程两塔柱间临时支撑提供支撑点。斜拉索通过预埋在塔柱中的钢锚箱，锚固在桥塔上。
3.5 边跨构造
边跨构造包括混凝土主梁、地锚梁、锚碇三部分，其中混凝土箱梁长度为284 m，锚碇为51 m，地锚梁为94 m，地锚梁与锚碇连为整体，剖面如图12 所示。地锚梁底部设置齿块，以平衡主缆和斜拉索的部分水平分力，从而减小锚碇尺寸和边跨墩柱数量，降低工程造价。斜拉索锚管沿地锚梁间隔14.4 m。
3.6 支 座
本桥位于欧亚地震带，属于地震高发地段，故抗震要求高，设计选用摩擦摆减隔震支座，其工作原理如图13所示。传统摩擦摆支座的滑动面为球形曲面，会产生较大位移。而作为公铁两用桥梁，纵横向位移限定严格，在既定的荷载及位移条件下，通过调节滑动面曲率半径很难满足要求，故研发了一种圆柱面的摩擦摆支座［5］，圆柱面摩擦摆支座组件示意如图14所示。
通过设计分析，支座所需最大竖向承载力为125MN（12500 t），纵向最大位移764 mm（如图15所示）。
当摩擦摆支座曲率半径一定时，通过调节圆柱面长度即可满足竖向承载力要求，以此减小支座重量。同时，圆柱形下座板能够限制横向位移，避免支座出现倾斜、横向偏心受压等问题。部件化支座简化了生产、运输、安装和更换工作。
当主梁产生纵向位移时，摩擦摆支座会引起主梁上升，在两侧桥台布置双向滑动盆式支座，用于提供竖向拉力。由风荷载、地震等产生的横桥向力，由布置在桥塔和桥台处的横向限位支座承担。
3.7 斜拉索固定转向器
为使加劲梁上锚固套筒能够适应斜拉索端部的角度变化，在其上部设置固定转向器。该转向器需既能满足斜拉索弯曲条件，又能抵御斜拉索产生的横向力（约100 t）。拉索采用弗莱西奈H2000 型内置固定转向器，由6 个重型楔块组成，通过特制材料和曲率导向，可适应50 mrad 的转角，并为斜拉索提供纵横向自锁功能。斜拉索固定转向器及导向原理如图16 所示。
3.8 斜拉索阻尼装置
根据抑振要求，边跨和主跨1#～8#斜拉索垂直方向附加阻尼约为4%，对9#～22#斜拉索为6%，横向为垂向的70%。这些要求转化为Scruton参数介于10～17 之间［1］。根据斜拉索长度，要求在出现第2～4 阶振动模态时，阻尼振幅不超过10 mm。据此，设计制作了一种外置式液压阻尼器，其外观如图17所示。
为适应斜拉索的较大转动和位移，阻尼器的液压活塞行程为±920 mm，且无触发效应。由于预留给外置阻尼器的空间狭小，故将阻尼器底座与水平向液压活载中部进行连接。
4.1 总体施工方案
总体施工顺序为：塔墩基础、锚碇、地锚梁→主塔、桥墩、边跨混凝土箱梁→悬拼主跨斜拉部分钢箱梁，同步安装斜拉索→采用预制平行钢丝索股法（PPWS）架设主缆［6］→吊装悬吊部分钢箱梁→桥面系。鉴于主塔和主梁施工技术的复杂性，下面详述之。
4.2 主塔施工
A 字形桥塔施工中，塔肢间先后设置5 道临时支撑。208 m 高度以下采用滑模系统施工，在此高程以上包括拉索区和主缆锚固区，采用自动爬模系统施工［4］。
滑模系统由三个工作平台组成，由上到下分别为钢筋绑扎平台、混凝土浇筑平台、检查维修平台。整个平台由多个液压千斤顶，顶升提升架进行上移。滑模系统如图18 所示。
为了保证桥塔施工的精度，防止模板绕轴线扭转，在塔柱空腔内安装一个18 m 高的导向架，其轨道系统固定在塔柱混凝土表面，与滑模系统铰接，导向架位置如图19 所示。塔柱壁厚变化通过滑模系统的模板对拉螺栓进行调节。这种滑升模板可连续作业，无模板接缝，混凝土表面平整光滑，每天混凝土浇筑高度约为2 m，在配合比设计时，需尽量减小混凝土自身黏性和模板与混凝土间的摩擦力。
自动爬升系统分为6 层，上面两层用于钢筋绑扎，中间两层用于混凝土浇筑，下面两层用于混凝土的检查维修。施工过程中，爬模系统通过预埋的爬锥进行爬升。在爬升中，整个系统分成5 个模块，可通过各自独立的液压千斤顶提升。爬模系统模块分割如图20 所示。因混凝土强度及龄期要求，1 个循环周期约为5 天。
4.3 主梁施工
4.3.1 边跨混凝土梁及锚碇施工
边跨预应力混凝土箱梁分6 个节段，采用满堂支架现浇。锚碇混凝土分25 个节段间隔浇筑，边跨地锚梁分3 个节段施工。
4.3.2 斜拉段钢梁施工
在桥塔两侧500 m 范围采用节段悬臂施工，驳船运送每个节段（长24 m，约825 t），起重机吊装就位，再安装相应的斜拉索。最大悬臂阶段（考虑10年重现期风速）和正常使用极限状态下的主梁弯矩包络如图21 所示。由图可知，主梁的施工阶段弯矩均小于运营阶段。
4.3.3 悬吊段钢梁施工
不同施工方法与架设顺序，将对结构内力、线形及工期产生很大影响。下面对主梁悬吊节段的三种施工方案进行比选［7］。
（1） 方案1
方案1 为主梁节段由跨中向两侧逐段吊装。随着吊装节段的增多，主缆中央高程逐渐下降，最终接近设计线形，施工步骤如图22 所示。
该方案能使悬臂施工和主缆悬吊施工同时进行，大幅度缩短工期。但由于主缆双吊杆在横桥向的间距较小，导致转动惯量小，风荷载会引起主梁产生较大扭转。各施工阶段的主梁一阶频率及35 m/s风速下主梁扭转斜率如表1 所示，这将造成钢箱梁安装连接非常困难，故该方案施工性较差。
表1 各施工阶段的一阶频率及风速35 m/s 时主梁扭转斜率
（2） 方案2
方案2 为主梁节段由两侧向跨中悬臂吊装，吊装过程中，21#节段与悬臂端铰接，待所有节段吊装完毕后，21#节段再与悬臂端焊接。21#节段与悬臂端的铰接方式如图23 所示，采用铰接方式能够有效降低施工过程中主梁弯矩。斜拉索、吊杆及主梁编号如图24 所示。
在安装最后节段时，自重作用下铰位置的张开角为1.4%，风荷载作用下张开角变化为±1.7%，这样，会引起铰缝两侧钢箱梁的撞击。同时，采用该施工方案，21#节段吊杆的轴力大于自身允许值，需设置临时吊杆。
（3） 方案3
方案3 为主梁节段由两侧向跨中悬臂吊装，在主梁21#，22#节段设置临时可调节吊杆，在吊装其他节段时，可通过调整临时吊杆的轴力来改善主梁和永久吊杆受力，待所有斜拉索、吊杆和主梁安装完毕后，将21#，22#节段的临时吊杆更换为永久吊杆。主跨悬吊段主要施工步骤如表2 所示。
表2 方案3 的主跨悬吊段主要施工步骤
综合考虑结构受力、操作步骤、临时设施费用和工期后，选择了方案3。
5.1 抗风性能
为评估裸塔、主梁最大悬臂、正常使用等状态的抗风稳定性及位移，米兰理工大学开展了1/180 缩尺模型风洞试验，如图25 所示。试验结果表明，在60 m/s 风速下仍具有良好的气动稳定性［8-9］。
5.2 斜拉索力学性能
5.2.1 拉伸试验
斜拉索样件由127 根1960MPa 级钢绞线和弗莱西奈H2000 型锚固系统组成，拉伸试验由美国芝加哥建筑技术实验室承担，最终破坏荷载约为36 MN。
5.2.2 单根钢绞线疲劳试验
针对斜拉索在转向器位置可能存在的疲劳问题，开展了单根钢绞线弯曲疲劳试验。对钢绞线施加125 MPa 的轴向应力幅和12 mrad 的转角振幅，并使二者峰值同步，验证了转向器构造的可行性。
5.2.3 斜拉索足尺模型试验
制作109 根钢绞线成品拉索，包括索体、H2000锚固系统、转向器、护套等，由德国不伦瑞克MPA 实验室进行疲劳测试。施加设计轴向力并伴随125 MPa 的应力幅和-3～+9 mrad 的转角振幅。经200万次循环荷载，成品试样未出现裂纹和损坏。
5.3 液压阻尼器的长期有效性
开展了大位移量液压阻尼器的长效性试验，模拟其真实位移、速度、阻尼力等参数条件，阻尼器液压活塞累计行程400 km 时，其阻尼系数仍保持稳定，且能够适应-20～60 ℃的温度变化。
博斯普鲁斯海峡三桥为世界上第一座跨径超千米的斜拉-悬索协作体系桥梁，融合了多项创新技术，其设计特色与关键技术主要有：
（1）为适应斜拉-悬索协作体系的受力需要，在主跨和边跨采用了外形一致的钢箱梁和混凝土箱梁截面，在纵立面设置了250 m 的斜拉索与吊杆重叠过渡段，在边跨因地制宜地采用了自锚和地锚相结合的形式。提高了全桥结构刚度，并实现了主梁刚度沿纵桥向的平顺过渡。
（2）A 字形塔柱便于主缆和斜拉索分成4 个索面布置，倒角的三角形截面造型美观，空心塔肢可以通过滑模和爬模两种方法分别进行下塔柱和上塔柱的施工，经济合理且稳定性好。
（3）在抑制位移及减隔震方面，为减小重载下主梁的纵向位移并兼顾桥梁减隔震作用，采用了改进型圆柱面摩擦摆支座。另外，采用大行程外置阻尼器抑制拉索振动。
（4）为减轻主梁在施工中的不利受力状态，在斜拉与悬索过渡区设置了临时吊杆，在中央悬吊段的吊装过程中，通过调节临时吊杆内力改善吊杆和主梁内力。
猜你喜欢 吊杆拉索主梁 斜拉索磁致负刚度阻尼器与黏滞阻尼器减振对比研究科学技术创新(2022年18期)2022-06-24人行悬索桥吊杆的损伤识别石家庄铁道大学学报(自然科学版)(2022年2期)2022-06-24大跨钢管混凝土拱桥吊杆破断动力响应与结构强健性分析武汉理工大学学报（交通科学与工程版）(2022年2期)2022-05-12拉索失效和主梁损伤斜拉桥静力性能退化模型试验中南大学学报（自然科学版）(2022年2期)2022-03-29中小跨径斜拉桥拉索监测方案研究城市道桥与防洪(2022年1期)2022-02-25驻车拉索固定支架断裂的故障改进研究汽车实用技术(2022年2期)2022-02-21横隔梁损伤对桥梁结构横向受力性能的影响研究吉林建筑大学学报(2021年5期)2021-11-23福州湾边大桥吊杆病害成因及处治方案分析福建交通科技(2021年12期)2021-02-28变跨架桥机箱型主梁结构设计分析筑路机械与施工机械化(2020年5期)2020-07-02大型压滤机主梁的弹性力学计算及有限元分析设计智富时代(2019年7期)2019-08-16