美国维拉扎诺悬索桥锚碇的设计与施工＊

编译　王锋君

(浙江大学土木系道桥研究所,浙江杭州310027)

摘　要:对美国第一大跨度悬索桥———维拉扎诺海峡桥锚碇的设计和施工进行了详细的介绍,对目前国内方兴未艾的大跨度悬索桥建设有重要参考价值。关键词:悬索桥;锚碇;滑动摩擦系数;大体积混凝土中图分类号:U443.25;U445.4 文献标识码:A文章编号:1003—4714(2000)04-0001-04

＊注:本文经西南交通大学钱冬生教授校核。收稿日期:2000-07-09编译者简介:王锋君(1971-),男,教授,1998年毕业于西南交通大学土木学院桥梁与隧道工程专业,获工学博士学位,现在浙江大学土木系博士后流动站工作。 美国维拉扎诺悬索桥位于维拉扎诺海峡上,连接纽

约市的斯塔滕(Staten)岛和布鲁克林(Brooklyn)区。该

桥主跨为1298.45m,1959年8月13日动工,1964年11

月21日通车。由于维拉扎诺海峡桥锚碇史无前例的巨大规模(该桥共计12条行车道,荷载很大;虽仅比金门

桥跨度大18.25m,但它主跨的总荷载却大出2/3),因

而在其设计与施工过程中遇到了一些特殊的问题。

1　土壤调查

斯塔滕岛侧锚碇和布鲁克林侧锚碇处土壤情况通过典型钻孔探测。钻孔在1954～1961年间分两个阶段

完成,延伸到地表下120m。这些调查显示,尽管两个

锚碇的表面标高有很大差别,但两锚碇处的土壤情况是

相似的。其主要涉及的层是砂砾层1和有机粘土层2,它们分别由石榴石片岩层(在斯塔滕岛)和片麻岩层(在

布鲁克林)作底盘。两处的风化岩层构成了从2层底到

遇坚岩处的标高的过渡。每一锚碇处土壤情况的简要柱状图见图1。

层1的典型粒状土壤被称为从“棕中粗砂到细砂,

很少含粉砂”到“棕粗砂到细砂,微量到少量粉砂,微量

中粗砂到细砾”。斯塔滕岛处,这些土壤的天然密实度等级是“密实”或更密实一些。布鲁克林处,等级是“中

密”或更好一些。粒层1的密实度允许使用扩大基础。

砂砾层1的平均厚度,在基础倾斜底部以下分别是34m(斯塔滕岛)和38m(布鲁克林)。这些条件使荷载

在层1中大量扩散,并能降低锚碇荷载在层2上产生的

应力。

有机粘土层2的平均厚度在斯塔滕岛侧锚碇是19m,在布鲁克林侧则是37.8m。由于层2的“硬”天然坚

实度,两地具有很高的预应力。在布鲁克林处条件稍

差,因为很厚一部分层2土被基础水平面下的较大厚度图1　锚碇处地表下土壤情况的层1部分抵消了。

在两锚碇处层2土壤的天然含水量数据是均匀的,布鲁克林和斯塔滕岛处平均值分别为23%和35%。层

2的固结试验给出1.15MPa的自然应力状态,这说明在两个锚碇位置处,都有0.29～0.38MPa的超固结。另

外,层2的延迟固结时间也相对较短,这是由于以下3个因素的有利影响:(1)超固结状态;(2)由于挖掘操作

使土卸载;(3)在每个施工阶段,迭加的应力增量相对较

小。由此得出,由土层2引起的大部分最终固结沉降,发生在施工期间;而砂砾层层1的延迟时间相当短,因

而由此层引起的沉降全部发生在施工期间。

2　沉降估算

由于现场遇到的土层明晰,因此,基层内的应力可

由波密斯特层状体系理论来加以估算。估算时,土层等价模量比E1/E2至少取10。而对刚性基础,只要对其

平均应力情况进行分析即可。1美国维拉扎诺悬索桥锚碇的设计与施工 王锋君运用“增量深度”的分析方法,可以估算两锚碇的预

期沉降和倾斜量。这种方法可以模拟沉积物不断沉积

的连续变化过程。直接使用固结卸载—加载的应力循环,开始是从超载减去挖方应力,接着相应于每个深度

图2　锚碇基础沉降估算增量,施加对应的基础荷载。

图2综合介绍了对每个锚碇基础平面上的点的沉

降估算。与这些阶段相对应的基础压力见图3,预期的平均沉降为135～152mm,实际上,实测的沉降小于或

等于预期沉降。

3　滑动摩擦试验

尽管滑动阻力是工程设计中常遇到的一个问题,但

在工程和土力学文献中就这一问题只有有限的论述。

取一保守的安全系数,正常使用的滑动摩擦系数值范围是0.4～0.6。因为滑动阻力在锚碇结构设计中是一个

控制因素,由此,必须根据试验估算摩擦阻力,使之尽可

能接近真实值。必须模拟锚碇处的实际情况,考虑刚性底脚的作用、基础上的填土和竖向、水平方向锚碇力。

采用一种特殊的试验装置,其特点是通过一个可控

的真空来模拟填土对锚碇模型周围砂表面的约束情况。

向钢质容器装砂并压实到要求的密实度,将模块放在砂上面,然后取一薄橡皮膜展开罩住容器口,再将容器内

的空气抽空,就可以做试验了。分别以散砂和密实砂为

试验材料,做成102mm×146mm的模块,一共完成了两个系列的试验,图4为试验模型图。

图3　锚碇基础压力分布图2国外桥梁 2000年第4期 试验表明,在试验中约束作用是很重要的,可以想

象在原型中约束作用也同样重要。因为作用比0.048

MPa更大的约束力和比0.24MPa更高的正压力是不实际的,故试验结果是根据约束力与正压力之比进行理解

的。用这种方式描述试验数据,可得出如图5所示的滑

动摩擦系数与约束率的无量纲关系曲线(分别是小模型

试验和457mm×305mm模块的大模型试验)。所以,给定基础正压力与约束力之比,就可估算出滑动摩擦系数

的峰值。

图4　试验模型示意图

图5　滑动摩擦系数与约束率的关系曲线另一个重要发现是为了运用最大滑动摩擦值所要

求的水平方向相对位移相当小,因此,在锚碇前面的被动土压力不能计入。尤其当工作的滑动摩擦值是在计

入一安全系数之时。尽管因为温度效应和缆索拉力增长引起锚碇倾斜

等干扰了对锚碇位移不能精确测量,但锚碇的实际位移

在数量级上是同滑动试验结果相同的。考虑两锚碇处的约束条件,可经认为滑动摩擦系数

能达0.60～0.70。鉴于对该结构的安全,摩擦系数起控制作用,故本设计的摩擦系数取0.3。4　基本设计特色两个锚碇由大体积混凝土块组成。尾部块锚固钢

连杆以固定主缆的延伸段,前部块是支撑缆索鞍座的空心支墩。由缆索方向变化引起的力就是通过鞍座传递

给混凝土块的。因此,每个锚碇都是按抵抗因主缆锚固

在其尾部而引起的倾覆以及作用在其前部的直接压力设计的。缆索拉力的水平分力主要由锚碇与土之间的

滑动摩擦来抵抗,见图6。

图6　布鲁克林侧锚碇一般构造除一个钢纵梁跨越索股外,下层桥面行车道由锚碇

混凝土支承;上层桥面行车道则由两个2跨连续纵梁通

过钢构架而支承在锚碇圬工之上。

从锚碇内部到主缆各股眼杆暴露段及桥的下层板,由一连续的人行道和阶梯提供通道。

在锚碇的前壁和后壁都需开设通气门和通气孔以

促进通风。布鲁克林侧锚碇的前壁和后壁都设有自动门,在斯塔滕岛侧锚碇的前壁有一手工可开启的通道,

它们都容许通过载重汽车。在每个锚碇的尾部都设有

向位于桥上下板的灭火储水系统供水的电动高压灭火泵。城市供水干管网直接向灭火泵供水。

斯塔滕岛侧锚碇地面范围位于海拔+21m～+29m间,扩展基脚的斜基面在海拔+4.9m～-1.2m间变

化。锚碇的三角形突出部大约高出地面34m。在坡脚处,底面长98m、宽67m。

因邻近重要国防设施,这限制了锚碇坡脚向旁扩展,也限制其后部向岸悬伸。这些限制对锚碇底面压应

力均匀分布有不利影响。布鲁克林侧锚碇建在一个较低的水平面上,其海拔

为+10m。它的扩展的基底位于一斜面,后部海拔为-9.4m,前部海拔为-2.7m。锚碇的三角形尖顶大约3美国维拉扎诺悬索桥锚碇的设计与施工 王锋君高出地面49m。在坡脚处,底面长105m、宽70m。基

脚底面低于水面相当地深,这要求有一井点排水系统以

确保在干燥条件下施工。邻近近岸的干道限制了坡脚的扩展。

5　纺缆前的施工

锚碇施工过程被设计成分离而又独立的阶段(阶段1,见图2)。在控制应力和土承载力方面,纺缆前选择

最适宜时间将各段用键灌注成一体(阶段1和2)是很重要的方式。

锚碇下土压力由一线性变化段和依赖基础刚度的

微小扰动段组成。由于其综合压力的分布不同于锚碇重力,故内部产生较大剪力和弯矩。将结构分解成更小

的部分会减少外部反力与重力之差,从而可节省锚碇的配筋。

另外,由不同的沉降和大体积混凝土块灌注过程中

收缩产生的应力几乎可被完全消除。因为锚碇结构是先浇筑成厚度大的块件再用键灌注而成的结构,其由附

加荷载产生的应力就可保持在很低的水平上。块件分割线的选择以使分块的土支承压力与其由

主缆力所生者相反为原则(图3)。在底面之下,最终恒

载压力接近于均布。长时间沉降由此趋向相等,因而倾斜极小。

因为在键灌注以前,锚碇由彼此分离的块体组成,这就可以让灌注过程中不受约束。承包人在整个现场

可随意选用快速高效的施工顺序。但在纺缆操作期间,

为避免对纺缆的干扰,锚碇工作都应中断。

6　缆索编丝之后的施工

在缆索编丝以后,依次完成斯塔滕岛侧锚碇的施工

阶段3～阶段5及布鲁克林侧锚碇的施工阶段3～阶段6(见图3)。各阶段的设计和定时使缆索拉力的增量合

并到锚碇结构和基础的控制应力中,以此过程消除或减

小临时峰值应力。编丝期间,缆索拉力增大,锚碇的前部和中部产生

了正弯矩。施工阶段3减小了这种应力情况,但却在先前阶段1、2灌注的块体中产生负弯矩。为控制这种应

力情况,在锚碇尾部的悬伸部分下面设一孔隙以防止伸

臂的下边缘因沉降与土壤接触。在吊装悬吊结构节段时,缆索拉力将增大到其最大值的55%并减小了负弯

矩,且没有增大在结构底部的正力矩。斯塔滕岛侧锚碇的施工阶段3和布鲁克林侧锚碇的施工阶段3、4,在架

设悬吊结构的过程中完成,并因此抵消了缆索拉力增长

的影响。在初始阶段,在结构的底部设置钢筋以抵抗正力矩。抵抗负弯矩的钢筋被设置于各浇筑层的顶部。设计时假定因上层混凝土产生的附加应力被迭加到先前

应力状态上。在设计中,假定锚碇任一横截面土承载力均匀分

布,同时也假定刚性基础接触面的应力分布以边沿应力达最大。在刚性基础接触应力分布与锚碇任一横截面

上均匀土承载力分布间的差异引起的应力增大作为附

加荷载。钢筋按这两种设计假定计算得出。

7　最终的锚碇荷载

完成后锚碇上的荷载和相应的土压力在图3示出。

图2示出了长时间沉降和施工终了时的沉降估算。尽管斯塔滕岛侧锚碇的基础压力分布不如布鲁克林侧锚

碇的分布均匀,但估算的沉降相近。如前所述,滑动摩擦系数取0.3。作用于完成后的

锚碇的缆索拉力的水平分量为1062.68MN,竖直向上

的分量为345.18MN,对布鲁克林侧锚碇来讲,由锚碇大体积混凝土、锚碇上的路面板和填充在里面的砾石、

及外覆土提供的净重达3825.48MN,另外,锚碇斜底部下的土重,保守地估算也相当于222.41MN的竖向重

力,因而水平缆索拉力分量是此总重量(向下的重量减

去主缆的竖向向上分量)的29%。类似地,斯塔滕岛侧锚碇也采用约0.3的摩擦系数。

不考虑锚碇侧墙的土摩擦是因为这部分摩擦是总摩擦的很小部分且其估计值也是一个近似值。类似地,

底层锚碇前部填土的压力,也不在考虑之列。这是因为

结构发生较大位移才会产生明显被动阻力。

8　设计细节

如果假定整个主缆拉力直接由位于锚碇尾部的锚

梁传递,就可得到最有利的应力分布。为接近这种情况,在锚固眼杆上涂一层破坏粘结的涂料,将所有的突

起如眼杆头和销钉都用一种易压缩的材料裹住。尽管

如此,眼杆和混凝土间的粘结也不可能完全消除。故在设计中假定,部分缆索拉力也经由粘结住的锚杆传递给

锚碇。锚碇内部填满的砾石,增加了锚碇的重量,相应地

降低了造价。填充砾石部分宽度为14m,斯塔滕岛侧

锚碇和布鲁克林侧锚碇砾石深度分别为16m和6.4m。经密实填充之后,在其上置混凝土平板以作为工作车辆

的路面。斯塔滕岛侧锚碇深深置入土层,在估算由锚碇的倾斜底面抵抗滑动产生的向下的等效力时,发现沿底

平面的抗剪力比沿经过底面下土层的其它平面上的抗

剪力危险。斜底面下的其它破坏平面有较小的危险,是(下转第20页)4国外桥梁 2000年第4期