悬索桥锌-铝合金镀层钢丝主缆索夹抗滑试验研究

大跨悬索桥CFRP主缆-索夹界面抗滑移性能诸葛萍;章子华;汪思聪;丁勇;强士中【摘要】In order to solve the slip problem between main cable and clamp at saddles of large-span suspension bridges,the anti-slip performance of the interface between carbon fiber reinforced plastic (CFRP)cable and cable clamp was investigated. The frictional coefficient calculation formula of the interface was derived according to the equilibrium condition between the cable tension and the friction force on the interface. Based on this formula,the friction coefficient of the cable-clamp interface was obtained through laboratory model test using a cable composed of 19 CFRP tendons. Then,the test results of frictional coefficient were used to analyze the anti-slip performance of the main cable-clamp system of a CFRP cable suspension bridge with a main span of 3 500 m,where the CFRP tendons had a spirally indented surface. The results show that the friction coefficient of the CFRP main cable-cable clamp interface is up to 0.331,which is higher than that of steel cable,and meet the requirement of engineering application. Therefore,when the CFRP tendons with a spirally indented surface are applied to the main cables of large-span suspension bridges,the cable-clamp interface is good enough to meet the requirement in anti-slip performance even if the cable clamps are designed in conventional shape and with an inner surface not granulated specially.%为解决大跨悬索桥碳纤维增强复合材料（CFRP）主缆鞍座处的抗滑移问题，研究了CFRP主缆-索夹界面的抗滑移性能，根据力的平衡原理推导了CFRP索股-索夹界面的摩擦因数计算式，结合模型试验和计算式，测试了19丝CFRP索股-索夹界面的摩擦因数．利用摩擦因数实测值对3500 m跨悬索桥CFRP主缆索夹处抗滑移性能进行了实桥应用分析．结果表明：压纹类CFRP丝主缆-索夹界面的摩擦因数超过钢主缆-索夹界面，达到0．331，可满足相应的应用要求；大跨悬索桥主缆采用压纹类CFRP丝时，索夹内表面即使未作特殊处理，按常规悬索桥索夹设计方法对其进行设计也可满足抗滑移性能的要求．【期刊名称】《西南交通大学学报》【年(卷),期】2014(000)002【总页数】6页(P208-212,239)【关键词】悬索桥;索夹;主缆;CFRP;摩擦因数【作者】诸葛萍;章子华;汪思聪;丁勇;强士中【作者单位】宁波大学建筑工程与环境学院，浙江宁波315211;宁波大学建筑工程与环境学院，浙江宁波315211;宁波大学建筑工程与环境学院，浙江宁波315211;宁波大学建筑工程与环境学院，浙江宁波315211;西南交通大学土木工程学院，四川成都610031【正文语种】中文【中图分类】U444碳纤维增强复合材料(CFRP，carbon fiber reinforced plastic)具有轻质、高强、高模量、耐腐蚀及耐疲劳等优越性能［1］，在土木工程中的应用已呈越来越广的趋势. 考虑到CFRP 材料的特点，以索股的形式应用于大跨度悬索桥主缆和斜拉桥拉索具有前景良好［2-3］.但在应用过程中，相关关键技术有待解决，特别是CFRP 索股-钢材界面的抗滑移性能问题，如CFRP 主缆与鞍座、索夹间的抗滑移性能、CFRP 斜拉索塔顶索鞍处抗滑移性能(塔顶有鞍座的情况)问题等，对界面开展抗滑移性能研究有助于解决上述问题.20 世纪90 年代以来，欧美和日本开始就CFRP 材料应用于斜拉桥和悬索桥展开了研究. 文献［3］对主跨达8 400 m 的斜拉桥跨越直布罗陀海峡进行了计算分析，结果表明，尽管存在抗风及抗震问题，但该方案是可行的.法国、丹麦、瑞士及美国等发达国家在CFRP 拉索应用于小跨径斜拉人行桥方面作了尝试，效果良好［4-6］.2005 年我国建成了首座CFRP 拉索独塔斜拉人行桥，最大跨径为30 m，并对其开展了理论和试验研究［7］. 考虑到CFRP 材料耐疲劳性能优异，日本明石海峡大桥中承受反复变化荷载作用的短吊索采用了CFRC 材料(碳纤维绞线)［8］.上述研究是基于概念设计或是小跨径桥梁应用方面的尝试，对CFRP 缆索面临的锚固、弯折、断裂、抗滑移等问题缺乏研究，对具体应用过程中存在的关键技术方面的研究还只停留在理论探索阶段.在CFRP 材料抗滑移性能研究方面，文献［9］对CFRP 筋-铝(铜)界面间的滑移机制进行了试验研究后发现，极限状态下，界面的剪应力与界面压力之间呈线性关系. 文献［10］的研究表明，CFRP材料种类与接触金属的材质对摩擦性能影响很大.文献［11-12］中对CFRP 主缆在鞍座处的抗滑移性能进行了试验研究，结果表明，微压纹CFRP 丝在鞍座处摩擦因数超过0. 496. 目前主缆-索夹(鞍座)界面抗滑移性能研究主要针对钢主缆［13-14］，而CFRP 主缆索夹处的抗滑移性能研究未见报道.本文通过加载试验测得了该界面的拉力-滑移量过程曲线和摩擦因数，并对试验结果的实桥应用作了计算分析. 结果表明，大跨悬索桥主缆采用CFRP 材料时，对应索夹内表面不需作特殊处理，索夹按常规设计方法设计后，其界面的抗滑移性能可满足要求.1 试验设计大跨悬索桥CFRP 主缆索夹处的抗滑移性能需通过试验研究加以了解. 因此，本试验的设计围绕着CFRP 主缆-索夹界面摩擦因数的测定展开.1.1 CFRP 主缆材料悬索桥主缆材料采用CFRP 材料时，每股主缆由几十上百根圆形截面CFRP 丝平行排列而成.现有的CFRP 丝，其表面形式分光圆和压纹两种，如图1 所示.图1 CFRP 丝Fig.1 CFRP tendons考虑到大跨悬索桥CFRP 主缆在索夹和鞍座处需具备一定的抗滑移能力，压纹表面形式的CFRP 丝为首选材料.1.2 试验方案(1)试验模型CFRP 主缆索夹处抗滑移试验模型如图2 所示.试验模型中，CFRP 索股含19 根压纹CFRP丝，CFRP 丝的直径为5 mm.索夹内表面设计粗糙度为20 μm(钢主缆对应索夹一般为25 μm)，粗糙度检测结果为18.3 μm，索夹材质为45 号钢，索夹内表面的粗糙度通过喷砂打磨产生，索夹设置4 副高强螺栓，见图2.图2 抗滑移试验模型Fig.2 Anti-slip test setup为避免界面杂质对试验结果的影响，预先用丙酮对CFRP 丝表面和索夹内表面作了清洗处理.CFRP 索股-索夹安装见图3.图3 CFRP 索股和索夹Fig.3 CFRP cable strand and cable clamp索股的另一端用内锥式粘结型锚具［15］进行锚固，试验荷载通过穿心式千斤顶施加，各级荷载由安装在试件锚固端的压力传感器控制，夹紧力通过4 副高强螺栓施加，其大小由安装在各螺栓上的压力传感器控制，而CFRP 索股-索夹的相对滑移量由安装在索夹端部的位移传感器进行实时测量，模型的安装及加载装置见图2.CFRP 索股-索夹试件组装完后的孔隙率为式中:A 为CFRP 丝总面积;A'为夹紧后索夹内腔实际面积，A' =c2/(4π)，其中，c 为夹紧后索夹内孔周长.CFRP 索股的总面积为343.64 mm2，施加夹紧力后索夹孔面积为392. 43 mm2，则孔隙率为12.4%.(2)试验工况及加载方案界面压应力大小对界面摩擦因数测试结果可能造成影响，为消除该影响，试验模型中索夹夹紧力的大小按模型中CFRP 丝表面的线压力大小与实桥CFRP 主缆索夹处的设计线压力大小相等的原则确定.索夹设计夹紧力Ptot需满足式中:Ffc为索夹抗滑移力;k 为紧固及压力分布不均匀系数，取2.8;μ 为设计摩擦因数，取0.2.CFRP 主缆-索夹界面线压力根据大跨悬索桥吊索拉力大致确定. 文献［2］对3 500 m 跨CFRP主缆悬索桥主要部位的内力进行了计算，其中包括吊索内力，根据这些数据可计算出大跨悬索桥CFRP 主缆-索夹界面的线压力水平，结合上述原则可推算出本试验模型中索夹所需夹紧力为20.4 kN，试验中实取24 kN，该力通过4 副高强螺栓施加.试验共设置2 个试件，各试件参数相同.2 试验理论基础CFRP 索股-索夹抗滑移试验力学模型如图4所示.图4 抗滑移试验力学模型Fig.4 Mechanical model of anti-slip test假设界面接触形式为线接触，则式中:l 为索夹长度;f 为表面线压力;μj 为界面摩擦因数.由式(3)和式(4)可得以式(5)为理论基础，结合试验实测测定界面摩擦因数.3 实测结果及分析试件受力时，CFRP 索股-索夹对应的拉力-相对滑移量关系曲线见图5.图5 拉力-相对滑移量关系曲线Fig.5 Tension-slip curve图5 表明，张拉初始阶段，CFRP 索股和索夹间几乎不发生相对位移，随拉力的增加，界面开始出现微小的相对位移，滑移量未继续发展，当拉力达到一定程度时，滑移变得非常明显，此时保持力的大小，滑移量将继续发展，继续张拉时滑脱，取对应的拉力作为极限滑移力，将其代入式(5)可得界面摩擦因数，结果见表1. 滑脱后索夹内表面形态见图6.表1 界面摩擦因数测试结果Tab.1 Test results of interface frictionalcoefficient试件编号Ptot/kN Ffc/kN μ j 1 21.44 21.25 0.330试件试件2 24.00 23.90 0.332表1 结果表明，界面摩擦因数平均值为0.331，该值稍大于文献［14］有关钢主缆-索夹界面摩擦因数的实测值.由于本文实际索夹粗糙度较设计的偏小，因此，摩擦因数将会更大.从图6 可知，CFRP 索股-索夹的接触形式为线接触，说明利用式(5)作为本试验界面摩擦因数测定的理论依据是可靠的.图6 滑脱后索夹内表面形态Fig.6 Interface topography of the cable clamp after slipping对悬索桥钢主缆在索夹处的抗滑移性能进行验算时，索夹-钢丝界面摩擦因数取0. 15［14］，而CFRP 索股-索夹界面的摩擦因数远大于该值，说明CFRP 主缆在索夹处的抗滑移性能优良，当大跨悬索桥主缆采用CFRP 材料时，索夹只需采用普通钢主缆索夹即可，无需作特殊设计.4 工程应用大跨悬索桥主缆采用CFRP 材料较采用高强钢丝有诸多优势［2］，此类大型悬索桥的吊索往往承受较大的拉力作用，是否满足抗滑移性能条件下的索夹设计可行性有待验证.以主跨为3 500 m 的CFRP 主缆悬索桥为例，利用本文的研究成果对其在索夹处的抗滑移性能进行计算分析.4.1 背景实例文献［2］对主跨为3 500 m 的CFRP 主缆悬索桥进行了静力计算分析，获得了主塔、主梁、吊索及主缆等构件最不利的内力.该桥经优化计算后获得的合理结构体系参数如下:跨径布置形式，1 400 m+3 500 m+1 400 m;矢跨比，1/12;主缆面积，1.56 m2;缆索系统，双主缆+垂直吊索;加劲梁断面形式，分离双箱，双箱间距16.5 m，梁高4.5 m;加劲梁约束体系，三跨连续漂浮体系;桥塔，顺桥向独柱形混凝土桥塔.经计算，主跨桥塔处的吊索拉力最大，达到7 824.88 kN，该处索夹纵轴与竖直方向的夹角为69.3°. 该处索夹的设计参数如下:内直径为1 548.8 mm，索夹长为3 500 mm，单个索夹对应的螺杆数量为24 个，螺杆直径为52 mm，螺杆材质为40Cr 合金钢，索夹设计见图7.本文以该处索夹为例进行抗滑移性能验算.图7 索夹设计图Fig.7 Design drawing of cable clamp4.2 抗滑移分析索夹力学模型见图8.图8 索夹受力示意Fig.8 Mechanical model of cable clamp索夹夹紧力Ptot和抗滑移力Ffc分别为式中:l 为索夹长度;r 为索夹内半径;μjt为CFRP 主缆-索夹界面摩擦因数实测值;σj 为界面线压力.由式(6)、(7)可得由式(8)可知，若实际所需的抗滑移力Ffc 已知，即可求得索夹所需的总夹紧力Ptot.该索夹处Ffc =7 824.882 ×sin 21° =2 761.4 kN，而抗滑安全系数按规定需大于3，因此，所需的抗滑移力需满足Ffc≥8 284.1 kN.根据式(8)，Ptot需满足Ptot≥15 941.0 kN，单个螺杆所受拉力为664. 21 kN，对应拉应力为312.92 MPa，小于40Cr 合金钢的极限抗拉强度.因此，CFRP 索股索夹处抗滑移性能满足要求. 说明大跨悬索桥主缆采用CFRP 材料时，索夹采用普通钢主缆索夹是可行的.5 结论通过对CFRP 主缆-索夹界面的抗滑移性能进行试验实测及实际工程应用分析后可得出如下结论:(1)压纹类CFRP 丝主缆-索夹界面的摩擦因数稍大于高强钢主缆-索夹界面，达到0.331.(2)大跨悬索桥主缆采用CFRP 材料时，主缆-索夹界面抗滑移性能优良，索夹无需作特殊设计.致谢:宁波市自然科学基金项目资助(2013A610197).参考文献:【相关文献】［1］ HIROSHI F. FRP composites in Japan［J］. Concrete International，1999，21(10):29-32.［2］李翠娟. 超大跨径CFRP 主缆悬索桥合理结构体系研究［D］. 成都:西南交通大学，2011. ［3］ MEIER U，STÖCKLIN I，TERRASI G P. Making better use of the strength of advanced material in structural engineering［C］∥Proc. of the International Conference on FRP Composites in Civil Engineering.Hong Kong:Elsevier Science Ltd.，2001:41-48. ［4］ MEIER U. Structural tensile elements made of advanced composite material［J］.Structural Engineering International，1999，9(4):281-285.［5］ NOSTERNIG J F. Carbon fibre composites as stay cables for bridges［J］. Applied Composite Materials，2000，7(2/3):139-150.［6］ THOMAS K. Recent all-composite and hybrid fiberreinforced polymer bridges and buildings［J］. Progress in Structural Engineering and Material，2001，3(2):132-140. ［7］吕志涛，梅葵花. 国内首座CFRP 索斜拉桥的研究［J］. 土木工程学报，2007，40(1):54-59.LÜ Zhitao，MEI Kuihua. First application of CFRP cables for a cable-stayed bridge in China［J］. China Civil Engineering Journal，2007，40(1):54-59.［8］周孟波. 悬索桥手册［M］. 北京:人民交通出版社，2003:183.［9］ Al-MAYAH A，SOUDKI K，PLUMTREE A. Effect of sandblasting on interfacial contact behavior of carbonfiber-reinforced polymer-metal couples［J］. Journal of Composite for Construction，2005，9(4):289-295.［10］ GILTROW J P，LANCASTER J K. The role of the counterface in the friction and wear of carbon fiber reinforced thermosetting resins［J］. Wear，1970，16(5):359-374.［11］诸葛萍，强士中，任伟平，等. 悬索桥碳纤维主缆鞍座抗滑试验［J］. 深圳大学学报:理工版，2011，28(5):395-399.ZHUGE Ping，QIANG Shizhong，REN Weiping，et al.Experiment of slip behavior of CFRP cable against saddle［J］. Journal of Shenzhen University:Science of Engineering，2011，28(5):395-399.［12］侯苏伟，诸葛萍，强士中，等. 悬索桥CFRP 主缆与鞍座间摩擦学性能试验研究［J］. 西南交通大学学报，2011，46(3):391-397.HOU Suwei，ZHUGE Ping，QIANG Shizhong，etal.Experimental investigation of friction properties between CFRP main cable and saddleof suspension bridge［J］.Journal of Southwest Jiaotong University， 2011，46(3):391-397.［13］吉林，陈策，冯兆祥. 三塔悬索桥中塔主缆与鞍座间抗滑移试验研究［J］. 公路，2007(6):2-6.JI Ling，CHEN Ce，FENG Zhaoxiang. A study on slip resistance between main cable and saddle on middle tower of three-tower suspension bridge［J］. Highway，2007(6):2-6.［14］缪新耕，薛花娟. 解放路三号桥索夹抗滑试验研究［J］. 公路，2006(10):31-34.MIAO Xingeng，XUE Huajuan. Study on anti-slip test of cable clamp at Jiefang road No.3 bridge ［J］.Highway，2006(10):31-34.［15］诸葛萍，叶华文，强士中，等. 碳纤维丝股锚固体系试验研究及受力分析［J］. 工程力学，2011，28(7):165-170.ZHUGE Ping，YE Huawen，QIANG Shizhong，et al.Experiment investigation and mechanical behavior analysis of multiple CFRP tendons anchorage system［J］. Engineering Mechanics，2011，28(7):165-170.。

伶仃洋大桥2060 MPa锌铝镁多元合金镀层钢丝索股制作关
键技术
陈焕勇;宋神友;张海良;黄冬芳
【期刊名称】《桥梁建设》
【年(卷),期】2022(52)5
【摘要】为提升海洋腐蚀环境下大跨度悬索桥主缆索股的受力性能及防腐耐久性能,依托深中通道伶仃洋大桥(主跨1 666 m悬索桥),开展了新型主缆索股材料——6 mm 2 060 MPa锌铝镁多元合金镀层钢丝索股的技术开发。

经试验验证,研发、制造的锌铝镁多元合金镀层钢丝主缆索股具有优异的锚固性能、抗滑移性能和耐腐蚀性能。

对大规格主缆单元索股编制生产线进行改造,满足高强度、大规格主缆单
元索股的生产需求,编索精度大幅提升。

研制的?6 mm 2 060 MPa锌铝镁多元合
金镀层钢丝索股在深中通道伶仃洋大桥中取得较好的应用效果,在满足结构受力安
全性能的同时,降低了大桥建设成本。

【总页数】7页(P21-27)
【作者】陈焕勇;宋神友;张海良;黄冬芳
【作者单位】深中通道管理中心;上海浦江缆索股份有限公司
【正文语种】中文
【中图分类】U448.25;U443.38
【相关文献】
1.1960MPa超高强度锌铝合金镀层钢丝主缆索股静载性能试验研究
2.科学的理论和数据是评价锌—低铝—稀土镀层钢丝的依据——论锌铝合金镀层化学成
3.沪苏通大桥2000 MPa级Φ7.0 mm锌铝合金镀层钢丝质量控制
4.伶仃洋大桥锌-铝-稀土合金镀层钢丝腐蚀-疲劳耦合试验研究
5.1960 MPa锌-铝合金镀层钢丝及主缆索股抗疲劳性能试验研究
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

第４６卷 第５期金　属　制　品２０２０年１０月　Ｖｏｌ ４６ Ｎｏ ５ＭｅｔａｌＰｒｏｄｕｃｔｓＯｃｔｏｂｅｒ２０２０ ｄｏｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００３－４２２６．２０２０．０５．０１３体育场支撑环索抗滑移性能研究张海良，　何旭初，　汤　亮，　黄冬芳，　斯晓青，　金　芳，　冯　军（上海浦江缆索股份有限公司，　上海　２００１２０）摘要：使用热挤聚乙烯高强钢丝拉索ＰＷＳ取代密闭钢丝绳索ＦＬＣ，对ＰＷＳ索进行抗滑移性能试验验证。

通过对锌铝合金镀层钢丝索体带ＰＥ和剥除ＰＥ２种状态下与索夹间进行抗滑移试验方案的设计、试验实施，测量锌铝合金镀层钢丝索体与索夹间的摩擦因数。

同时得出钢丝索体与索夹间结合处填充锌板增加抗腐蚀能力、密封材料丁基橡胶不影响抗滑移性能的结论。

试验对螺栓预紧力蠕变情况进行了详细记录和统计对比，给出了蠕变随时间变化的曲线，供同类工程参考。

关键词：环索；密闭钢丝绳；锌铝合金镀层；抗滑移；滑移力；摩擦因数中图分类号：ＴＧ１７４．４ 文献标识码：Ａ 开放科学二维标识码（ＯＳＩＤ码）：Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎａｎｔｉ ｓｌｉｐｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｓｔａｄｉｕｍｓｕｐｐｏｒｔｒｉｎｇｃａｂｌｅＺｈａｎｇＨａｉｌｉａｎｇ，ＨｅＸｕｃｈｕ，ＴａｎｇＬｉａｎｇ，ＨｕａｎｇＤｏｎｇｆａｎｇ，ＳｉＸｉａｏｑｉｎｇ，ＪｉｎＦａｎｇ，ＦｅｎｇＪｕｎ（ＳｈａｎｇｈａｉＰｕｊｉａｎｇＣａｂｌｅＣｏ．，Ｌｔｄ．，Ｓｈａｎｇｈａｉ２００１２０，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：ＵｓｅｈｅａｔｅｘｔｒｕｄｅｄｐｏｌｙｅｔｈｙｌｅｎｅｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｓｔｅｅｌｗｉｒｅｃａｂｌｅＰＷＳｔｏｒｅｐｌａｃｅｃｌｏｓｅｄｓｔｅｅｌｗｉｒｅｒｏｐｅＦＬＣ，ａｎｄｃａｒｒｙｏｕｔａｎｔｉ ｓｌｉｐｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｔｅｓｔｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎｏｆＰＷＳｃａｂｌｅ．Ｔｈｒｏｕｇｈｄｅｓｉｇｎａｎｄｔｅｓｔｉｍｐｌｅｍｅｎｔａｔｉｏｎｏｆａｎｔｉ ｓｌｉｐｔｅｓｔｐｌａｎｂｅｔｗｅｅｎｚｉｎｃ ａｌｕｍｉｎｕｍａｌｌｏｙｃｏａｔｅｄｓｔｅｅｌｗｉｒｅｒｏｐｅｗｉｔｈＰＥａｎｄｓｔｒｉｐｐｅｄＰＥａｎｄｃａｂｌｅｃｌａｍｐ，ｔｈｅｆｒｉｃｔｉｏｎｆａｃｔｏｒｂｅｔｗｅｅｎｚｉｎｃａｌｕｍｉｎｕｍａｌｌｏｙｃｏａｔｅｄｓｔｅｅｌｗｉｒｅｒｏｐｅａｎｄｃａｂｌｅｃｌａｍｐｉｓｍｅａｓｕｒｅｄ．Ａｔｔｈｅｓａｍｅｔｉｍｅ，ｉｔｉｓｃｏｎｃｌｕｄｅｄｔｈａｔｊｏｉｎｔｂｅ ｔｗｅｅｎｗｉｒｅｒｏｐｅａｎｄｃａｂｌｅｃｌａｍｐｉｓｆｉｌｌｅｄｗｉｔｈｚｉｎｃｐｌａｔｅｔｏｉｎｃｒｅａｓｅｃｏｒｒｏｓｉｏｎｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ，ａｎｄｓｅａｌｉｎｇｍａｔｅｒｉａｌｂｕｔｙｌｒｕｂｂｅｒｄｏｅｓｎｏｔａｆｆｅｃｔａｎｔｉ ｓｌｉｐｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ．Ｔｈｅｔｅｓｔｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｄｅｔａｉｌｅｄｒｅｃｏｒｄｓａｎｄｓｔａｔｉｓｔｉｃａｌｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｓｏｎｃｒｅｅｐｏｆｂｏｌｔｐｒｅ ｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅ，ａｎｄｇａｖｅｔｈｅｃｕｒｖｅｏｆｃｒｅｅｐｃｈａｎｇｅｗｉｔｈｔｉｍｅｆｏｒｒｅｆｅｒｅｎｃｅｆｏｒｓｉｍｉｌａｒｐｒｏｊｅｃｔｓ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｒｉｎｇｃａｂｌｅ；ｃｌｏｓｅｄｗｉｒｅｒｏｐｅ；ｚｉｎｃａｌｕｍｉｎｕｍａｌｌｏｙｃｏａｔｅｄ；ａｎｔｉ ｓｌｉｐ；ｓｌｉｐｆｏｒｃｅ；ｆｒｉｃｔｉｏｎｆａｃｔｏｒ 卡塔尔２０２２年世界杯教育城体育场（ＱａｔａｒＥｄｕ ｃａｔｉｏｎ ｃｉｔｙＳｔａｄｉｕｍ）是大跨度索承网格结构，采用无支撑施工体系，同类结构世界第三。

d o i :10.3963/j.i s s n .1674-6066.2023.03.038悬索桥索夹滑移影响分析骆 俊(武汉市城市道路桥隧事务中心,武汉430014)摘 要: 通过对悬索桥主缆线形㊁索塔偏位㊁吊索垂直度㊁桥面线形的数据分析,评估索夹滑移对结构变位的影响㊂实测索力对比成桥索力,滑移的吊索索力减少㊁相邻吊索索力增大㊂建立有限元模型模拟索夹滑移,分析索夹滑移前后桥梁各构件的受力情况㊂关键词: 悬索桥; 索夹滑移; 有限元模型; 吊索索力I n f l u e n c eA n a l y s i s o fC a b l eC l a m p S l i p o nS u s p e n s i o nB r i d ge L U OJ u n(W u h a nR o a dB r i d ge a n dT u n n e lAf f a i r sC e n t e r ,W u h a n430014,C h i n a )A b s t r a c t : T h e i m p a c t o f c a b l e s l i p o n s t r u c t u r a l d i s l o c a t i o nw a s a s s e s s e db y a n a l y s i ng d a t a o n th e li n e a r s h a pe of t h e s u s p e n s i o nb r i dg em a i n c a b l e s ,c a b l e t o w e rd e f l e c t i o n ,c a b l ev e r t i c a l i t y a n dd e c ka l i g n m e n t .Th em e a s u r e dc a b l e f o r c e s w e r e c o m p a r e d t o t h eb ri d g e c a b l e f o r c e s ,w i t h t h e s l i p p i n g c a b l e f o r c e d e c r e a s i n g a n d t h e a dj a c e n t c a b l e f o r c e i n c r e a s -i n g .Af i n i t e e l e m e n tm o d e lw a sd e v e l o p e d t o s i m u l a t e t h e s l i p o f t h e c a b l e c l a m p a n da n a l y s e t h e f o r c e s o n t h eb r i d g e e l e m e n t sb e f o r e a n da f t e r t h e s l i p o f t h e c a b l e c l a m p.K e y wo r d s : s u s p e n s i o nb r i d g e ; c a b l e c l a m p s l i p ; f i n i t e e l e m e n tm o d e l ; s l i n g f o r c e 收稿日期:2023-03-15.作者简介:骆 俊(1976-),高级工程师.E -m a i l :24185718@q q.c o m 1 桥梁概况桥梁为单塔双索面自锚式悬索桥,桥梁全长177.5m ,跨径组合为2ˑ81m ,桥面总宽34.5m ,桥面布置为2.5m 人行道+2.5m 非机动车道+0.5m 防撞护栏+2.5m 布索区+18.5m 车行道+2.5m 布索区+0.5m 防撞护栏+2.5m 非机动车道+2.5m 人行道㊂桥面以上索塔高35m ,主缆的垂跨比为7.6/76,吊索间距5.0m㊂主缆采用预制平行钢丝索股,每股由127根直径为5.0mm 镀锌高强钢丝组成㊂主索鞍由鞍体㊁不锈钢建材世界 2023年 第44卷 第3期板㊁索鞍底座下平板㊁预埋钢板等组成,全桥共2个主索鞍㊂靠近主缆锚固位置设置散索套,全桥共4个散索套㊂吊索采用高强度镀锌钢丝平行集束,索体由ϕ7-91镀锌高强钢丝组成㊂吊索上下锚头均采用冷铸锚,上锚头由锚杯与叉形耳板销轴连接,下锚头通过锚垫板直接锚固于主梁上㊂吊索顺桥向间距5.0m,吊索横桥向间距22.0m,共D1~D28共56根吊索,吊索编号如图1所示㊂D1㊁D2㊁D27㊁D28采用刚性吊索㊂2索夹滑移情况该桥共14个索夹存在滑移,存在滑移的索夹见表1,占比25%,东侧为6个㊁西侧为8个,最大滑移量为9.5c m㊂表1索夹滑移统计汇总构件名称E D9#索夹E D10#索夹E D12#索夹E D13#索夹E D16#索夹E D18#索夹WD10#索夹WD11#索夹WD12#索夹WD15#索夹WD16#索夹WD17#索夹WD18#索夹WD19#索夹滑移量/c m0.50.52.01.02.42.01.50.51.04.09.55.76.03.53索夹滑移对结构变位的影响3.1主缆线形在主缆索夹㊁塔顶设置测点进行线形测量,每根主缆28个测点,共56个测点,表2给出了索长较长的典型吊索位置的主缆实测相对高程㊂表2典型吊索处主缆相对高程西侧吊索高程/m东侧吊索高程/m西侧减东侧差值/mmWD936.8832E D936.8921-8.9WD1039.7137E D1039.71013.6WD1142.8079E D1142.80611.8WD1246.1665E D1246.1720-5.5WD1349.7914E D1349.7935-2.1WD1453.6549E D1453.6557-0.8WD1553.6617E D1553.6700-8.3WD1649.7572E D1649.7854-28.2WD1746.1270E D1746.1825-55.5WD1842.7386E D1842.7921-53.5WD1939.6599E D1939.6939-34.0WD2036.8442E D2036.8682-24.0WD2134.3019E D2134.3256-23.7WD16~WD21索夹高程比E D16~E D21索夹高程低,高差23.7~55.5mm㊂主缆线形总体较为平顺,无明显突变,但是滑移区域的部分索夹高度会有所变化㊂3.2索塔偏位在每个索塔侧面选择4点测量相对坐标,计算垂直度[1]㊂表3给出了索塔的垂直度实测值,索塔偏位测点顺桥向及横桥向偏差值均未超过规范[2]允许偏差ɤH/1000且<20m m的要求,索夹滑移未对索塔偏位产生影响㊂表3索塔垂直度实测值位置测点编号顺桥向X/m横桥向Y/m高度H/m对比测点号相邻测点顺桥向偏差值/mm相邻测点横桥向偏差值/mm允许值/mm东侧索塔小里程面191.244527.119527.96861与2-2.0-1.47.9 291.246527.120920.11062与34.32.510.8 391.242227.11849.33903与45.73.38.5 491.236527.11510.87191与48.04.420.0西侧索塔大里程面195.21315.296728.11961与23.7-1.78.0 295.20945.298420.16402与32.0-0.910.8 395.20745.29939.37073与42.0-0.38.7与3.3吊索垂直度对吊索纵桥向及横桥向进行垂直度测量,典型吊索垂直度实测结果见表4㊂表4两侧吊索垂直度测量结果西侧吊索顺桥向垂直度/(ʎ)横桥向垂直度/(ʎ)东侧吊索顺桥向垂直度/(ʎ)横桥向垂直度/(ʎ) WD90.110.06E D90.110WD100.110.06E D100.29-0.06WD110.170.06E D110.29-0.06WD120.110.11E D120.170WD130.230.06E D130.060.06WD140.060.06E D140.060WD15-0.060.11E D15-0.060.06WD160.060.06E D16-0.110WD17-0.060.11E D17-0.110WD18-0.17-0.06E D18-0.060WD19-0.060.17E D19-0.17-0.06WD20-0.060.06E D20-0.060.11WD21-0.060.06E D210.11-0.17吊索顺桥向及横桥向垂直度偏差值最大为0.17ʎ,均未超过允许偏差ɤ0.5ʎ的要求,索夹滑移未对吊索垂直度产生影响㊂3.4桥面线形桥面线形测点布置如下:主桥按照跨径八等分点布设变形观测点,左右两侧对称布置于车行道边缘,共计34个测点㊂桥面两侧的线形拟合曲线见图2㊂桥面实测高程起伏不大,桥面线形总体较为平顺,索夹滑移未对桥面线形造成影响㊂4索夹滑移对吊索索力的影响4.1实测索力索力测试采用频谱分析法[3],利用紧固在缆索上的高灵敏度传感器,拾取缆索在环境振动激励下的振动信号,经过滤波㊁放大㊁谱分析得出缆索的自振频率,根据自振频率与索力的关系来确定索力㊂表5给出了吊索的实测索力与成桥索力的对比关系㊂1)东㊁西侧吊索实测频率㊁索力比较分析15对吊索东㊁西侧实测索力偏差率在0~10%之间,5对吊索左㊁右侧实测频率偏差率大于10%,分别为D5吊索19.56%㊁D14吊索-11.86%㊁D17吊索-11.58%㊁D18吊索-16.79%㊁D24吊索24.91%㊂2)实测索力与成桥索力对比分析31根吊索索力实测值偏差率在10%以内,9根吊索测值偏差率大于10%㊂其中7根为长索,分别为W10吊索11.44%㊁W20吊索28.88%㊁W21吊索14.19%㊁E9吊索17.01%㊁E17吊索13.45%㊁E19吊索11.72%㊁E20吊索20.13%;2根为短索,分别是W24吊索18.59%㊁E5吊索21.98%㊂3)西侧吊索总索力偏差率为4.98%,东侧吊索总索力偏差率为2.61%㊂表5吊索索力结果吊索编号实测索力/k N西侧东侧成桥索力/k N西侧东侧与成桥索力差值/%西侧东侧西㊁东侧索力差值/%D51655138416991774-2.60-21.9819.56D617131619168717571.55-7.875.83D717391789173217320.413.30-2.79D81671184717271779-3.273.81-9.54D918202022169817287.1717.01-10.00D10208618991872175211.448.429.83D1120001911181918329.944.344.62D1218721838174516967.258.371.83D1317641617165016246.93-0.449.12D141010114610671062-5.327.92-11.86D1597897810201036-4.14-5.620D161616165117721731-8.83-4.61-2.16D1718352075180518291.6413.45-11.58D1819661683181018318.61-8.0716.79D1919192043182218295.3411.72-6.07D20209419551625162728.8820.137.15D21192117911682171314.194.577.22D221749174917551773-0.37-1.380D2317891948178318120.357.53-8.17D24213117061797182918.59-6.7324.91合计索力353263465233567337464.982.61-4.2理论分析采用桥梁结构有限元分析软件M i d a sC i v i l建立整体模型,通过修改吊索顶部坐标的方式模拟索夹滑移[4],分析索夹滑移前后桥梁各构件的受力情况㊂表6给出了存在滑移的吊索内力值,滑移的吊索索力减小,其吊索索力转由相邻未滑移吊索承担㊂索力减小最多的为滑移量最大的WD16号吊索,其恒载状态下索力由滑移前的1685k N减小至滑移后的1143k N,减少了32.2%㊂吊索索力增幅最大的为WD20吊索,其恒载下的索力由1751k N增大至1943k N,增大了11.0%㊂表6索夹滑移对吊索内力的影响吊索编号滑移量/c m恒载作用下索力设计完好/k N滑移后/k N变化幅值/%基本组合作用下索力设计完好/k N滑移后/k N变化幅值/%E D90.517391656-4.823452261-3.5E D100.5173018205.2232624163.9E D12216911512-10.622602082-7.9E D131********-1.722222194-1.3E D162.416851455-13.622432013-10.3E D182********-11.722962097-8.7WD101.517301536-11.223262131-8.4WD110.5170018227.2228124035.4WD12116911562-7.622602132-5.7WD15410541046-0.814451436-0.6WD169.516851143-32.222421701-24.2WD175.7169717633.8227523412.9WD186********-10.722962113-8.0WD193.517361659-4.423412264-3.3建材世界2023年第44卷第3期5 索夹滑移对结构受力的影响5.1 主缆张力变化索夹滑移后,恒载和基本组合作用下主缆的应力变化见表7㊂表7 索夹完好状态和滑移状态主缆的应力变化荷载组合内力完好状态/M P a滑移后状态/M P a变化幅值/%恒载主缆最大张力4450244389-0.3主缆最大应力576574-0.3基本组合主缆最大张力5940159176-0.4主缆最大应力769766-0.4索夹滑移后,在恒载作用下,主缆最大应力和最大张力均减小了0.3%;在基本组合作用下,主缆最大应力和最大张力均减小了0.4%,索夹完好状态和滑移状态对主缆应力变化影响不显著㊂5.2 主梁内力变化根据荷载基本组合效应[5]分析,与完好状态相比,滑移后主梁的内力均有所变化,变化结果见表8㊂表8 索夹完好状态和滑移状态主梁的内力变化荷载组合内力完好状态滑移状态变化幅值/%恒载轴力/k N-135359-134704-0.5剪力/k N24588250581.9最大负弯矩弯矩/(k N ㊃m )-34121-33669-1.3最大正弯矩弯矩/(k N ㊃m )4775847506-0.5基本组合轴力/k N-171914-171259-0.4剪力/k N35629360241.1最大负弯矩弯矩/(k N ㊃m )-78195-846188.2最大正弯矩弯矩/(k N ㊃m )79931827493.5 索夹滑移后,在恒载作用下,主梁内力变化为-0.5%~1.9%;在荷载基本组合作用下,主梁内力变化为-0.4%~8.2%,索夹滑移对主梁内力的影响不明显㊂5.3 索塔内力变化索夹滑移后,索塔的内力变化见表9㊂表9 索夹完好状态和滑移状态索塔的内力变化荷载组合内力完好状态滑移状态变化幅值/%恒载轴力/k N6423064024-0.3索塔最大压应力/M P a9.710.47.2索夹滑移后,在恒载作用下,索塔最大轴力从64230k N 降低至64024k N ,减小了0.3%,索塔的最大压应力从9.7M P a 增大至10.4M P a ,增加了7.2%,索夹滑移对索塔的内力变化影响不显著㊂6 结 论a .从在役悬索桥的运营情况看,索夹螺杆紧固力在进入运营期后,会因车辆等荷载引起的缆索体系受力及线形变化㊁主缆内镀锌钢丝受压蠕变或重新排列等原因持续下降,其损失最终将会导致索夹松动甚至滑移㊂b .悬索桥进入运营期后,索夹滑移会造成索结构体系受力的重新分配,变化幅度在10%以内,导致线形变化㊁降低滑移处主缆密封性等病害,对悬索桥的结构受力安全带来严重影响㊂c .索夹滑移对索塔的影响不显著,但是会造成吊索索力显著变化,索夹滑移后对应的吊索索力减少,相邻吊索索力增大㊂(下转第154页)3处治建议1)病害处治宽度0.2mm以下纵向裂缝,采用环氧胶泥进行封堵;宽度为0.2~2mm的纵向裂缝,凿毛处理后灌注化学浆液;灌浆遵循少量多次的原则,灌浆压力初始用0.2M P a,逐步増加㊁最终控制在0.4 M P a为宜㊂对仰拱裂缝,考虑隧底围岩软弱,页岩遇水膨胀的特点,仰拱可能会进一步变形㊁开裂,拟采用面层补强或注浆加固㊂对局部破损㊁剥落等工艺缺陷,用环氧胶泥或水泥砂浆进行表面处治㊂综合处治后衬砌的安全系数见表1㊂该隧道处治后左㊁右线衬砌结构处于安全稳定状态㊂2)安全监测考虑隧道出口病害段围岩条件较差㊁施工期出现多次塌方和冒顶事故,强降雨条件下地表山体存在一定的滑动风险,应除病害断面外增设其它监测断面,对裂缝处理后的隧道结构及地表山体开展监测[7]㊂4结论以某山岭隧道为案例,对复杂软弱地质导致的工程病害进行综合分析,提出处治建议,实施后效果良好㊂对同类工程建设和管理的建议如下:a.山区偏压隧道建设中病害频发,地形条件和岩层产状会对偏压隧道建设全过程产生不利影响,是建设管理的重点环节,宜提前筹划做好设计和施工预案㊂b.对于衬砌出现的结构病害,需及时全面地进行调查分析,评估对于隧道结构安全和环境的影响,采取综合性措施进行治理,恢复隧道的结构安全㊂参考文献[1]崔炫,杨赞华,崔灿,等.风化岩层隧道衬砌病害及处治措施研究[J].公路,2022,67(10):453-460.[2]任会,黄达,陈立峰,等.界牌岭岩质隧道偏压病害及其处治研究[J].中外公路,2021,41(3):217-220.[3]中华人民共和国交通运输部.J T G H12 2015公路隧道养护技术规范[S].北京:人民交通出版社,2015.[4]彭自强,李小凯,葛修润.广义有限元法对动态裂纹扩展的数值模拟[J].岩石力学与工程学报,2004(18):3132-3137.[5] A l i r e z aR,M o h s e nH,M e h d iK,e t a l.N u m e r i c a lA n a l y s i s o f S e g m e n t a l T u n n e l L i n i n g s-u s e o f t h eB e a m-s p r i n g a n dS o l i d-i n t e r f a c eM e t h o d s[J].G e o m e c h a n i c s a n dE n g i n e e r i n g,2022,29(4):471-486.[6]贺志勇,钟宏武,陈振华.带裂缝隧道衬砌的安全评价及有限元分析[J].隧道建设(中英文),2019,39(S2):69-77.[7]谢全敏,马伟,杨文东.公路隧道结构健康监测系统设计与实施[J].中国安全科学学报,2022,32(7):56-62. (上接第146页)参考文献[1]程强,何丽媛,李勇.利用电子全站仪测定圆柱倾斜度[J].淮海工学院学报,2011(1):106-107.[2]J T GF80/1 2017,公路工程质量检验评定标准[S].北京:人民交通出版社股份有限公司,2017.[3]江聪聪.振动频率法检测吊杆索力试验研究[J].山西建筑,2017(43):189-191.[4]杨宗林.索拱桁架体系索夹抗滑移试验[J].计算机辅助工程,2019(1):36-39.[5]J T G TD65-05 2015,公路悬索桥设计规范[S].北京:人民交通出版社股份有限公司,2015.[6]罗改霞.某悬索桥索夹滑移原因分析与处理对策[J].交通科技,2016(3):73-75.。

悬索桥锈蚀主缆钢丝力学性能退化研究韩依璇;辛付开;张国荣;朱晓文【摘要】为研究悬索桥锈蚀主缆钢丝的力学性能退化状态,以运营使用18年的高强钢丝为对象,通过对从悬索桥截取的完整主缆进行检查,提出了最小截面积损失率的锈蚀程度评价指标.根据对服役锈蚀钢丝拉伸试验及破坏断口形貌分析,研究了锈蚀主缆钢丝的力学性能退化规律,建立了锈蚀钢丝退化模型.试验结果表明:锈蚀对钢丝弹性模量基本没有影响,但是锈蚀程度的增大会引起钢丝的延伸率和极限应变大幅度下降,同时也造成极限强度和屈服强度的降低.基于试验结果建立了最小截面积损失率小于10％的锈蚀钢丝本构关系模型,为主缆钢丝力学性能和剩余强度评估提供依据.【期刊名称】《重庆交通大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2018(037)012【总页数】7页(P11-17)【关键词】桥梁工程;主缆;高强钢丝;力学性能;拉伸试验;延性;本构关系【作者】韩依璇;辛付开;张国荣;朱晓文【作者单位】苏交科集团股份有限公司,江苏南京 211112;在役长大桥梁安全与健康国家重点实验室,江苏南京 211112;河海大学力学与材料学院,江苏南京210098;苏交科集团股份有限公司,江苏南京 211112;在役长大桥梁安全与健康国家重点实验室,江苏南京 211112;苏交科集团股份有限公司,江苏南京 211112;在役长大桥梁安全与健康国家重点实验室,江苏南京 211112【正文语种】中文【中图分类】U448.250 引言悬索桥具有跨越能力大、受力性能良好、桥型美观等特点，在桥梁建设中得到广泛应用，成为特大跨径桥梁的首选[1]。

然而在运营期间，悬索桥主缆长期受到动荷载和复杂环境的耦合作用，在几年甚至十几年时间就会出现力学性能退化的现象。

因此，掌握实桥主缆钢丝力学性能退化对悬索桥主缆强度评估具有重要的基础意义。

悬索桥主缆承载能力的降低受腐蚀、断丝以及次应力的影响[2-4]。

腐蚀是影响高强度钢丝性能退化的主要原因之一[5-6]。