斜拉−连续协作体系结构性能及无索区长度分析

罗梓豪1, 2，赵华1，邵旭东1，金波1

(1. 湖南大学 土木工程学院 风工程与桥梁工程湖南省重点实验室，湖南 长沙 410082；2. 广州市市政工程设计研究总院有限公司，广东 广州 510098)

摘 要：依托广州黄埔区某斜拉桥具体工程，提出一种独塔斜拉-连续的协作体系，对比协作体系和常规斜拉桥体系在恒载、活载、温度以及风荷载作用下的结构静、动力性能，研究主跨段尾索端部无索区长度变化对协作体系的影响。研究结果表明：协作体系的整体刚度更大，能更好地适应活载和温度变化，但同时也增加了风荷载的着力范围；当L0(无索区长度)/L(主跨跨径)=0.25左右，主跨弯矩、主梁下挠挠度均较小，桥梁整体刚度得到提升，索塔弯矩、塔顶位移、边跨桥墩支反力大小均在合理范围内，为类似桥梁结构设计提供参考。

关键词：独塔斜拉-连续协作体系；常规斜拉桥体系；静、动力分析；整体刚度；无索区长度

在城市桥梁建设中，斜拉桥因其跨越能力强，美观性好，是一种较具竞争力的桥型，然而相比连续梁桥和刚构桥，斜拉桥刚度较小，且桥梁的设计建造要因地制宜，传统的斜拉桥仍有其适用范围的局限性，将斜拉桥与其他传统桥型(梁桥、拱桥、悬索桥)组合形成新的协作体系[1, 12]的提出是解决这些问题的创新方式，如2007年通车的湘潭四桥为斜拉−拱桥的协作体系[2]，1999年建成的金马大桥为斜拉和刚构桥的协作体系[3]，2015年建成的东苕溪大桥为斜拉桥与悬索桥组合的协作体系[4]，谢肖礼等[5−8]研究了斜拉桥与悬索桥、拱桥、张弦梁的协作体系的结构力学性能。20世纪80~90年代，斜拉-连续协作体系桥梁在国内外相继建成，如安徽铜陵长江大桥，广东海印大桥，天津永和大桥[12]，桂奇琦等[9−12]研究了对称和双塔斜拉−连续协作体系的静动力性能；戴利民等[13]根据斜拉桥的的基本结构特点，对斜拉−连续桥梁的设计参数进行了分析。斜拉桥的无索区长度是斜拉桥设计中不可忽视的设计参数，宋得亚等[14]对塔梁固结斜拉桥索塔附近以及边支座附近的无索区长度进行了研究分析，研究表明，近塔处和梁端处设置合理的无索区长度能有效改善斜拉桥的结构性能；蒲黔辉等[15]针对某独塔斜拉桥探讨了边中跨比和无索区长度对独塔斜拉桥静动力的影响，分析表明优化无索区长度，可以显著改善主跨的受力；李冬等[16]针对独塔对称斜拉桥进行了参数分析，得出当无索区长度控制在0.05L~0.1L(L为主跨长度)，可以同时兼顾索距和施工需要；戴利民等[13]对斜拉−连续协作体系的设计参数进行了研究，当无索区长度随跨径增大而增大时，协作体系斜拉桥主跨无索区长度一般应控制在主跨长度的1/5左右。以广州某斜拉桥具体项目为背景，对比研究了独塔斜拉−连续梁桥和常规斜拉桥在恒、活载、温度以及风荷载作用下的静力特点，并对二者的动力特征进行了比较分析，对比两者结构性能的优缺点；通过对独塔−斜拉协作体系无索区长度分析，提出较为合适的无索区长度，为类似的桥型设计提供参考。

1 工程概况

广州黄埔区某桥为一独塔双索面斜拉桥，全桥跨径布置为40 m+60 m+180 m+80 m+25 m=385 m，双向6车道，拉索采用14对抗拉标准强度为1 770 MPa 的平行钢丝斜拉索，斜拉索在索塔上的间距为2.6m，在主跨主梁上的间距为9.6 m，边跨段主梁上的间距为6 m；索塔与主梁固结，采用C50混凝土箱型截面，索塔顶部距离桥面95 m，两索塔间不额外设置横梁，桥型布置如图1所示；全桥主梁采用钢主梁，桥面板采用型钢和UHPC(超高性能混凝土)的轻型组合结构，主梁截面高度为3.34 m，截面型式如图2所示，全桥效果图如图3所示。

单位：cm

图1 桥型布置图

Fig. 1 General arrangement of bridge

单位：mm

图2 钢-UHPC组合梁截面

Fig. 2 Section of steel-UHPC composite beam

图3 桥梁效果图

Fig. 3 Design sketch of bridge

2 基本结构体系及有限元模型

将常规斜拉桥(图4(b))和梁桥部分主梁刚接，即主梁连续，形成斜拉−连续的协作体系(图4(a))，改变了桥梁约束条件，由斜拉桥和连续梁共同承担竖向荷载，理论上能提高结构的整体刚度。

采用空间杆系有限元计算软件Midas Civil 2019进行计算分析，其中主梁和索塔采用空间梁单元模拟，斜拉索采用仅受拉桁架单元模拟，钢主梁和型钢-UHPC组合桥面板按组合后的钢-UHPC组合截面考虑，采用联合截面模拟；索塔和主梁间采用刚性连接处理，拉索锚固点按实际位置建立，与主梁和主塔连接采用刚性连接，索塔底部边界条件为固结，主梁在桥墩处设置竖向支承。本文模型计算均遵循以下标准：

民众对社区矫正的认可度低，对社区矫正的参与度就更低了，像“康川新城”这样的西部偏远落后地区情况更是如此。社区居民对社区矫正的认识不足，他们不愿意与社区服刑人员接触，更不愿意参与社区矫正工作中帮助服刑人员改造，同时也鲜有社会志愿者参与社区矫正工作。

1) 汽车荷载采用公路-Ⅰ级[19]，荷载由10.5 kN/m的均布荷载和360 kN的集中荷载组成，按双向6车道进行折减并考虑1.15的偏载系数；

最近，一位老者到店里找我，他是养生爱好者，退休前在星光厂工作。他拿来一本《养生三记》，自己包的书皮，上面写着“某年某月购于南岗新华书店”。他说，这本书已读了几遍，觉得很有保留价值。今天来，是想请作者签字留念。当时我很忙，未及详谈，其实我很愿意和他交流。还有沈阳一位读者，是某单位会计，工作正忙，自己来不了，特地打发女儿和其男友前来找我，女孩母亲非常喜欢《养生三记》，买了许多本送人。这次是特意请我给她的那本签字，留作纪念，顺便买一些补品。这两个风尘仆仆的小客人还问了一些自身保健的问题。读者那份真诚与信任，让我很感动。

2) 二期恒载为144 kN/m，由铺装、绿化带、栏杆组成；

3) 整体升温25 ℃，梯度升温荷载按照《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2015)[19]选取，梯度升温图示如图5所示(t为混凝土板厚度，A为钢结构高度)，其中T1=20 ℃，T2=6.7 ℃；

4) 设计风速为26.9 m/s。

(a) 斜拉−连续协作体系；(b) 常规斜拉桥

图4 结构体系

Fig. 4 Structural systems

图5 梯度温度图示

Fig. 5 Gradient temperature diagram

联合截面难以正确模拟复杂截面的温度效应，温度作用下的结构计算分析采用双单元模型，其中整体升温采用系统温度模拟，根据《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2015)[19]，钢−混凝土组合结构梯度升降温特点(见图5)，UHPC部分梯度温度采用梁截面温度模拟，钢梁部分为等温度变化，采用单元温度模拟。有限元模型如图6所示，各材料力学性能列于表1。

2．1 TSH筛查结果百分位统计及确诊情况 209 534份新生儿血片TSH值呈偏态分布，共确诊CH及高TSH血症107例，TSH水平中位数为3．16mU／L，95%、99%分位数值分别为6．37mU／L 和9．63 mU／L。TSH频数分布结果见表1。

图6 有限元计算模型

Fig. 6 Finite element calculation model

表1 有限元模型材料力学性能

Table 1 Mechanical properties of materials of finite element model

材料类型应用结构Q345D钢主梁UHPC桥面板C50索塔高强平行钢丝斜拉索 力学性能弹性模量/MPa2.06×1054.2×1043.45×1042.0×105 抗拉强度/MPa8.1×104——1.77×103 泊桑比γ0.30.20.20.3 热膨胀系数/℃1.2×10−51.1×10−51.2×10−51.2×10−5 容重/(kN∙m−3)78.52726.578.5

联合截面以组合梁理论为基础，通过换算等效截面作为计算截面；双单元模型建模思路清晰、无须换算，能准确模拟各梁段截面刚度，在整体计算中，UHPC与钢结构采用刚性连接处理。为验证联合截面模型等效截面的正确性以及2种模型的可靠性、有效性，以联合截面和双单元2种模型互证，2种模型在恒载和汽车荷载作用下的部分计算结果如表2所示，在所选取的参量中，2种模型最大相对误差仅为1.709%，可以认为2种模型等效，具备一致性。

表2 联合截面模型与双单元模型比较

Table 2 Comparison of joint section model and double element model

项目联合截面模型双单元模型相对误差/% 协作体系恒载主跨最大下挠挠度/mm649.12644.790.667 塔底支反力/kN122 454.40122 459.100.004 汽车荷载主跨最大下挠挠度/mm86.5985.111.709 塔底支反力/kN6 753.806 762.300.126 常规斜拉桥恒载主跨最大下挠挠度/mm829.29827.290.241 塔底支反力/kN130 053.20130 112.900.046 汽车荷载主跨最大下挠挠度/mm104.64103.481.109 塔底支反力/kN7 462.307 448.400.186

3 结构静、动力特性分析

3.1 静力特性

如图7所示，恒载作用下，较1号墩和3号墩而言，协作体系2号墩顶主梁承担了较大的负弯矩，两结构体系最大正弯矩均出现在主跨，且协作体系最大正弯矩明显小于常规斜拉桥，在边跨部分，2种结构体系弯矩基本一致；从图8中可以看出，常规斜拉桥的轴力在桥梁各个位置均大于协作体系，2种体系最大轴力均出现在桥塔固结处；如图9所示，在汽车荷载(公路-Ⅰ级)[19]作用下，2种结构体系最不利下挠挠度均出现在主跨段，此时，汽车荷载均主要布置在主跨部分，协作体系和常规斜拉桥最不利下挠挠度分别为86.59 mm和104.64 mm，常规斜拉桥最不利下挠挠度约为协作体系的1.2倍，边跨处两体系最大下挠挠度基本一致，不对称斜拉桥边跨部分的刚度往往较大，协作体系具备同样的特点。

首先要选择科学合理的场址。猪场一定要选择在地势高燥、背风向阳、座南朝北、排水良好、水源、电力方便、交通快捷并远离污染的地方。如地势低洼、道路坎坷或建在人口稠密、人车嘲杂的地方，不仅阴暗潮湿，而且进出困难，最重要的是不能给生猪创造一个良好的生长环境，势必带来一定的麻烦甚至造成严重后果。

三维适形放射性治疗属于肿瘤治疗应用广泛的治疗技术，其疗效得到了患者及医生的普遍认可，其中CT模拟定位扫描技术是保证放疗质量的重要环节，进一步保证了放疗治疗中定位的精准性[1]。本次研究选取了2017年4月—2018年4月期间来我院诊治的71例肿瘤患者作为研究对象，进一步分析了三维适形放疗计划的实施情况并总结了CT模拟定位扫描技术的应用价值。

图7 恒载作用下主梁弯矩对比

Fig. 7 Comparison of bending moment of main girders under dead loads

图8 恒载作用下主梁轴力对比

Fig. 8 Comparison of axial force of main girders under dead loads

图9 活载作用下主梁最不利下挠挠度对比

Fig. 9 Comparison of the most adverse downward deflection of main girder under live loads

各个工况主要计算结果如表3所示，相比常规斜拉桥，协作体系的主梁内力、挠度以及索塔弯矩、纵向塔偏、拉索索力增幅均减小，但在横向风荷载作用下，主跨主梁横向位移增大。连续梁段的加入，提升了结构的整体刚度，有效降低恒、活载对结构产生影响，能更好地适应温度变化，但同时也增大了横向风荷载的着力范围。

3.2 动力特性

利用Lanczos法求得结构相应的自振频率和振型，限于篇幅取前4阶竖弯振型，如图10所示，2种体系竖弯频率接近，协作体系基本频率略大于常规斜拉桥，表明协作体系具有更大的整体刚度，在斜拉桥部分，2种体系的振型一致，2种体系的动力特性相似。

表3 不同工况下主要计算结果

Table 3 Main calculation results under various working conditions

项目协作体系常规斜拉桥比值(常规斜拉桥/协作体系) 恒载主梁最大正弯矩/(kN·m)209 027.4308 153.31.47 主梁最大轴力/kN50 348.1260 0371.19 主梁最大下挠度/mm649.12829.291.28 索塔最大纵向塔偏/mm321.79252.701.27 汽车荷载主梁最大下挠挠度/mm86.59104.641.2 索塔最大纵向塔偏/mm34.4941.061.28 索力最大变化值/kN508.11543.191.07 整体升温25 ℃主梁最大下挠挠度/mm9.04—— 索塔最大纵向塔偏/mm2.865.101.78 主梁梯度升温主梁最大上挠挠度/mm18.8025.921.19 索塔最大纵向塔偏/mm4.026.211.54 静风荷载索塔最大纵向塔偏/mm19.5724.131.23 索塔最大横向塔偏/mm300.20300.181.00 主梁主跨最大横向位移/mm47.9716.000.33

斜拉−连续协作体系：(a) f1=0.604 6；(b) f2=1.173 2；(c) f3=1.342 0；(d) f4=1.659 3；常规斜拉桥：(e) f1=0.6022；(f) f2=1.188 0；(g) f3=1.395 1；(h) f4=1.875 0

图10 竖弯频率对比

Fig. 10 Comparison of vertical bending frequency

4 协作体系无索区长度分析

斜拉桥主梁尾索和连续梁2号墩顶之间的无索区长度为主梁拉索弹性支撑与墩顶刚性支承的过渡区长度，起到调节结构刚度分配的作用，在前述的分析中，斜拉−连续协作体系的整体刚度比常规斜拉桥更大，如果按照常规斜拉桥思路设置无索区长度，势必浪费掉了由于连续梁的存在所提升的结构整体刚度。

当无索区长度随主跨跨径的增大而增大时，不对称独塔协作体系斜拉桥的主梁弯矩、挠度均呈现出递增的趋势[13]，而对于普通斜拉桥，仅增大拉索间距，主跨弯矩、挠度值也会随之增加，在背景工程中，跨径、拉索对数、索塔高度都已确定，通过改变拉索间距来控制无索区长度，即拉索间距越密无索区长度越长，理论上可以找到较优的结构 方案。

4.1 基本结构

以无索区长度的相对值L0/L作为衡量无索区长度的变量，其中L0为无索区长度，L为主跨跨径，调整拉索间距，使得L0在5.2~70.2 m之间变化，即L0/L=0.029~0.390，基本结构如图11所示。

图11 计算基本结构

Fig. 11 Computational basic structure

在汽车荷载作用下，主跨主梁最大弯矩和挠度主要反映了结构的跨越能力和刚度；2号桥墩墩顶主梁区域承担了大部分连续梁段和斜拉桥主跨部分的负弯矩，对结构的设计将会造成一定的难度；索塔作为斜拉桥结构的重要传力结构，其受力状态对结构的影响较大；对于非对称斜拉桥而言，当活载作用在主跨，易引起边跨支座脱空，边跨支座支反力也应着重关注。

在完成一系列基础工作之后，该社于2015年7月召开了社员大会，形成成立合作社的决议，通过合作社章程，选举产生合作社理事会、监事会以及合作社理事长，并按照法律规定完成合作社工商注册。

综上，本文选取主跨主梁弯矩、下挠挠度、2号墩墩顶负弯矩、索塔塔底弯矩、塔顶偏位、4号及5号墩支反力作为分析参量。

4.2 结果分析

由图12~14可知，主跨主梁最大弯矩、2号墩顶最大负弯矩及主跨主梁最大下挠挠度随L0/L变化均是先减小后增大，主跨主梁正弯矩和2号墩墩顶负弯矩均在L0/L=0.25附近达到最小，主跨下挠挠度在L0/L=0.30附近达到最小；在L0/L<0.25时，随着L0/L增加，拉索间距变密、倾角变大，无索区长度增大，主梁最大弯矩减小，当L0/L>0.25时，拉索间距进一步加密，此时，主跨主梁弯矩增大，增幅最大为27%。

图12 无索区长度对主跨最大弯矩的影响

Fig. 12 Effect of the length of cable-free area most on maximum bending moment of main span

图13 无索区长度对主跨最不利下挠挠度的影响

Fig. 13 Effect of the length of cable-free area on adverse downward deflection of main span

图14 无索区长度对2号墩顶最大负弯矩的影响

Fig. 14 Effect of the length of cable-free area on the maximum negative bending moment of No. 2 pier

同样地，L0/L<0.30时，主梁挠度随着L0/L增加而减小，此时，无索区长度的增加能提高桥梁的主跨刚度，当L0/L>0.30时，无索区长度进一步增大，主梁下挠挠度增加，桥梁主跨刚度减弱。

图15 无索区长度对索塔最大弯矩的影响

Fig. 15 Effect of the length of cable-free area on the maximum bending moment of pylon

图16 无索区长度对索塔塔顶最大偏位的影响

Fig. 16 Effect of the length of cable-free area on the maximum deviation of the top of pylon

从图15和图16可知，索塔底部最大弯矩、索塔塔顶最大偏位随L0/L的变化均是非单调的，呈现出先增大后减小的特点，分别在在L0/L=0.15和0.27左右达到顶峰；在L0/L<0.15区间内，最大底部弯矩值减幅较小，其值基本维持在61 000 kN·m附近，当超过0.15这一限值，最大弯矩变化趋势加剧，在0.15到0.4的区间最大减幅达到了近17%；在L0/L从0.03增加至0.27，塔顶最大偏位增加了17%，但其偏位最大仅为索塔高度的1/267 6，协作体系本身的刚度能有效地限制住索塔的偏位，可不作为主要控制设计参数[13]。

图17 无索区长度对4号墩支座反力的影响

Fig. 17 Effect of the length of cable-free area on the maximum support reaction of No. 4 pier

图18 无索区长度对5号墩支座反力的影响

Fig. 18 Effect of the length of cable-free area on the maximum support reaction of No. 5 pier

综合图17和图18，边跨4号墩和5号墩最大负支反力随L0/L都呈现出先增后减的趋势，分别在L0/L=0.25和0.27附近达到最大，在移动荷载的作用下，4号墩墩顶产生的最大负反力要远大于5号墩，几乎为其4.5倍，但4号墩与5号墩的最大负反力在L0/L<0.25的区间，其最大增幅分别为15%和7.6%，分别增加了约500 kN和60 kN。

以上分析表明，无索区长度对协作体系桥梁的静力性能影响较为全面，选取的各个分析参数随L0/L变化均不是线性的，在同类型桥梁的设计当中需要关注无索区长度的设置；持续增加无索区长度可以降低索塔偏位及弯矩，减小边跨桥墩负反力，但主梁内力和挠度均会得到大幅提升，增加了设计难度和投资成本；结构在L0/L=0.25左右的跨越能力和整体刚度均得到提升，同时，索塔偏位、弯矩、边跨桥墩负反力的相对值和增幅均较小，均处于一个合理的范围内，可不作为主要因素考虑，对于该类型桥梁，L0/L取值在0.25左右是比较合适的。

5 结论

1) 连续梁的加入使得独塔斜拉−连续协作体系相比常规斜拉桥体系，结构整体刚度更大，能有效降低恒、活载对结构的影响，能更好地适应温度变化，且二者具备相似的动力特点，但同时也增大了横向风荷载的着力范围。

2) 对于协作体系，无索区的长度对结构的影响较为全面，在类似桥型的设计当中，无索区长度设置要综合多种因素加以考虑。

随着近年来农村新产业新业态的出现及农村一二三产业融合发展，越来越多的农民回乡就业创业，大量城镇居民、非农村集体经济组织成员也选择到农村投资创业，现阶段农村宅基地对外流转条件已经成熟，应当允许农民在符合一定条件时对外流转宅基地及其上的房屋，流转的形式可以包括转让、出租、入股等多种形式，但应设定必要的限定条件，只限于在所欲流转房屋和宅基地之外有其他固定住处且宅基地流转后不再申请新的宅基地的农民。

3) 对背景工程来说，将无索区长度设置在L0/ L=0.25左右，能提升协作体系的跨越能力和整体刚度，索塔位移、边跨支反力能保持在合理范围内，为其他类似桥型的优化设计提供参考。

参考文献：

[1] 肖汝成. 桥梁结构体系[M]. 北京: 人民交通出版社, 2013. XIAO Rucheng. Bridge structural system[M]. Beijing: China Communications Press, 2013.

[2] 彭敏. 斜拉拱桥的设计参数优化研究[D]. 湘潭: 湖南科技大学, 2008. PENG Min. The research on the design parameters optimization for cable-stayed arch bridge[D]. Xiangtan: Hunan University of Science and Technology, 2008.

[3] 万其柏. 斜拉—刚构协作体系桥的静力特性研究[D].大连: 大连理工大学, 2010. WAN Qibo. Research on static characteristics of cooperative cable-stayed and rigid frame system bridge[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2010.

[4] 彭成明, 陈少林. 空间自锚式斜拉—悬索协作体系桥梁上部结构施工关键技术[J]. 施工技术, 2017, 46(11): 5−7, 66. PENG Chengming, CHEN Shaolin. Key construction technology of the superstructure for a spatial self- anchored cable-stayed and suspension bridge[J]. Construction Technology, 2017, 46(11): 5−7, 66.

[5] 谢肖礼,马骉, 李国平, 等. 千米级缆拱组合桥概念设计研究[J]. 重庆交通大学学报(自然科学版), 2019, 38(1): 7−13. XIE Xiaoli, MA Biao, LI Guoping, et al. Concept design of continuous cable-arch bridge with a span of 1 000 m scale[J]. Journal of Chongqing Jiaotong University (Natural Science), 2019, 38(1): 7−13.

[6] 晏铖. 斜拉—张弦梁协作体系静力特性研究[D]. 南宁: 广西大学, 2016. YAN Cheng. Cable-study on static characteristics of stringed beam collaboration system[D]. Nanning: Guangxi University, 2016.

[7] 唐亮, 张皓, 刘玉擎. 斜拉−悬索协作桥结合部合理设计研究[J]. 公路交通科技, 2016, 33(1): 70−75, 81. TANG Liang, ZHANG Hao, LIU Yuqing. Research on rational design of connection part for combined cable-stayed and suspension bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2016, 33(1): 70−75, 81.

[8] 唐亮, 张皓, 刘玉擎, 等. 协作桥合理成桥状态确定方法研究[J]. 公路交通科技, 2015, 32(8): 107−112. TANG Liang, ZHANG Hao, LIU Yuqing, et al. Research on method for determining reasonable completion state of a combined cable-stayed and suspension bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2015, 32(8): 107−112.

[9] 桂奇琦. 大跨度斜拉—连续协作体系桥的静动力特性研究[D]. 南昌: 华东交通大学, 2018. GUI Qiqi. Research on the static and dynamic characteristics of the longspan cable-continuous bridge [D]. Nanchang: East China Jiaotong University, 2018.

[10] 梁师俊, 朱海东. 斜拉−连续梁组合结构桥梁动力特性及地震响应分析[J]. 工程抗震与加固改造, 2018, 40(1): 76−83. LIANG Shijun, ZHU Donghai. Analysis of dynamic characteristic and seismic response for combined bridge of stayed-cable and continuous beam structure[J]. Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting, 2018, 40(1): 76−83.

[11] 庞浩然. 无背索斜拉—连续梁组合体系桥梁力学性能分析与优化研究[D]. 西安: 长安大学, 2018. PANG Haoran. Mechanical performance analysis and optimization of combination system bridge with cable-stayed without backstays and continuous beam[D]. Xi’an: Chang’an University, 2018.

[12] 赵晓晋, 贺拴海, 白鹭涛, 等. 双塔斜拉−连续梁组合体系的力学行为分析[J]. 深圳大学学报(理工版), 2016, 33(5): 492−500. ZHAO Xiaojin, HE Shuanhai, BAI Lutao, et al. Mechanical behavior analysis of double-pylon cable-stayed-continuous beam combination syste[J]. Journal of Shenzhen University (Science and Engineering), 2016, 33(5): 492−500.

[13] 戴利民, 石志源. 独塔协作体系斜拉桥设计参数分析[J]. 西安公路交通大学学报, 2000(1): 34−38. DAI Liming, SHI Zhiyuan. Analysis of design parameter on cable-stayed bridge of single-tower cooperative system[J]. Journal of Xi’an Highway University, 2000(1): 34−38.

[14] 宋得亚, 贺小卫, 袁浩允, 等. 无索区布置对独塔斜拉桥静力特性影响分析[J]. 市政技术, 2015, 33(5): 52−54. SONG Deya, HE Xiaowei, YUAN Haoyun, et al. Influence analysis of cable-free area layout on static characteristic of single tower stayed-cable bridge[J]. Municipal Engineering Technology, 2015, 33(5): 52−54.

[15] 蒲黔辉, 赵虎. 边中跨比及无索区长度对独塔斜拉桥静动力影响[J]. 重庆交通大学学报(自然科学版), 2013, 32(6): 1101−1105. PU Qianhui, ZHAO Hu. Influence of ratio of side-span to mid-span and length of unsupported deckon static and dynamic performance of single pylon cable-stayed bridges[J]. Journal of Chongqing Jiaotong University (Natural Science), 2013, 32(6): 1101−1105.

[16] 李冬, 张哲. 独塔对称斜拉桥参数分析[J]. 公路交通科技(应用技术版), 2008(3): 107−110, 131. LI Dong, ZHANG Zhe. Parameter analysis of single tower symmetrical cable-stayed bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development (Application Technology), 2008(3): 107−110, 131.

[17] 邵旭东, 吴佳佳, 刘榕, 等. 钢-UHPC轻型组合桥梁结构华夫桥面板的基本性能[J]. 中国公路学报, 2017, 30(3): 218−225, 245. SHAO Xudong, WU Jiajia, LIU Rong, et al. Basic performance of waffle deck panel of lightweight steel-UHPC composite bridge[J]. China Journal of Highway and Transport, 2017, 30(3): 218−225, 245.

[18] JTG D60—2015, 公路桥涵设计通用规范[S]. JTG D60—2015, General code for design of highway bridges and culverts[S].

[19] Aashay Arora, Asim Almujaddidi, Farrokh Kianmofrad, et al. Material design of economical ultra-high performance concrete (UHPC) and evaluation of their properties[J]. Cement and Concrete Composites, 2019(104): 1−12.

[20] Alberto M B Martins, Luís M C Simões, João H J O Negrão. Optimization of concrete cable-stayed bridges under seismic action[J]. Computers and Structures, 2019( 222): 36−47.

[21] Cyrille Denis Tetougueni, Paolo Zampieri. Structural response of cable-stayed bridge subjected to blast load[J]. Procedia Structural Integrity, 2019(18): 765−774.

[22] JTG/T D60−01−2004, 公路桥梁抗风设计规范[S]. JTG/T D60−01−2004, Wind-resistent design specification for highway bridges[S].

Analysis on structural performance and the length of cable-free area of cable-stayed-continuous beam collaboration system

LUO Zihao1, 2, ZHAO Hua1, SHAO Xudong1, JIN Bo1

(1. Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering of Hunan Province, College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China;2. Guangzhou Municipal Engineering Design and Research Institute Co., Ltd., Guangzhou 510098, China)

Abstract: Based on a specific project of a cable-stayed bridge in Huangpu District, Guangzhou, a single tower cable-stayed continuous cooperation system was proposed. The static and dynamic performance of the structure of the cooperation system and the conventional cable-stayed bridge system under the action of dead load, live load，temperature load and wind load is compared. The analysis shows that the overall stiffness of the cooperation system is stronger and it can better adapt to the change of live load and temperature, but it also increases the force range of wind load. The length change of the cable-stayed area at the end of the main span was studied. When L0 (length of cable free area)/L(span of main span) is about 0.25, the bending moment of main span and deflection of main girder are small, the overall stiffness of bridge is improved, and the bending moment of cable tower, displacement of tower top and reaction force of side span pier are all in an acceptable range, which provides a reference for designs of similar bridge structure.

Key words: single tower cable-stayed-continuous collaboration system; conventional cable-stayed bridge; static and dynamic anaysis; overall stiffness; length of cable-free area

中图分类号：U448.27

文献标志码：A

文章编号：1672 − 7029(2020)09 − 2278 − 10

DOI: 10.19713/j.cnki.43−1423/u. T20190965

收稿日期：2019−11−01

基金项目：国家自然科学基金资助项目(51978256)

通信作者：赵华(1975−)，男，湖北松滋人，副教授，从事大跨度桥梁结构设计方面教学科研工作；E−mail：[e-mail]

(编辑 涂鹏)