作者：陈阶亮
出版社：浙江大学出版社
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钱江四桥关键技术与应用试读：
前言
钱江四桥是杭州市“三纵五横”快速路主干网（中河—上塘快速路）跨钱塘江的关键工程，北端通过复兴立交桥与杭州市中河高架桥相接，南端与滨江区中兴立交桥相连，构成了一条连接市中心与江南滨江新区最便捷的通道，它也是杭州市第一座跨越钱塘江的城市桥梁。该桥的建设对缓解钱塘江两岸交通拥挤状况，完善城市路网建设，加快两岸经济发展，具有十分重要的意义。
钱江四桥气势恢宏，结构新颖，全桥集拱桥的上承式、中承式、下承式为一体，190m主跨可以看成是下承式拱桥与中承式拱桥的组合，85m副跨可以看成下承式拱桥与上承式拱桥的组合，如一组优美的彩虹，跃动在钱塘江上。
钱江四桥技术先进、工艺复杂，建设过程中克服了潮差大、潮流急、冲刷深、风浪高、工程地质条件差、水下地形复杂、台风频袭等诸多不利因素，确立了“施工决定设计”的原则，采用了多项施工新技术、新工艺、新材料、新设备，创造了多项奇迹：如国内最大吊重、最大跨径的缆索吊装系统，双层桥面标高的施工监控等。
钱江四桥设计、施工、管理者勇于探索，积极创新，在工程的设计、施工、管理等诸多阶段，针对一个个技术难题，克难攻坚，如钢管拱长效防腐涂层研究，当时国内最大的抗震球型支座研究开发等，都取得了多项自主知识产权的技术创新成果。
本书着重介绍了钱江四桥设计、施工、管理中关键技术的创新与应用，以期为其他类似工程提供有益借鉴。杭州市建设委员会主任（杨军）2011年2月于杭州彩图1钱江四桥建成图彩图2建成的钱江四桥夜景图彩图3施工栈桥彩图4施工钢围堰彩图5钢围堰抽水彩图6钢围堰混凝土封底彩图7墩身施工彩图8施工拱座彩图9建成后的拱脚段彩图10缆索吊装系统彩图11搭设中的缆索吊装系统江中塔架彩图12缆索系统地锚彩图13 6500t支座彩图14缆索及跑车彩图15 85m跨拱上立柱彩图16 85m跨拱肋吊装及扣挂彩图17拱肋法兰临时连接彩图18灌注钢管拱肋混凝土彩图19灌注拱上立柱混凝土彩图20施工85m跨系梁劲性骨彩图21安装85m跨系梁间横梁彩图22安装85m跨拱上横梁彩图23安装85m跨下层悬臂横梁彩图24安装85m跨桥面板彩图25起吊190m跨拱肋节段彩图26安装190m跨拱肋节段彩图27 190m跨拱肋临时连接彩图28安装190m跨拱肋风撑彩图29扣挂190m跨拱肋彩图30 190m跨拱肋安装合拢彩图31施工190m跨钢系梁彩图32施工190m跨下层钢横梁彩图33施工190m跨上层钢横梁彩图34桁车吊装桥面板彩图35桥面铺装沥青彩图36检修车彩图37安装下层桥面彩图38完工后的上层桥面彩图39完工后的下层桥面彩图40 190m跨夜景彩图41建成后的大桥立面彩图42詹天佑土木工程大奖彩图43新中国成立六十周年百项经典暨精品工程彩图44中国建筑工程鲁班奖
概述
项目背景
杭州市钱江四桥（复兴大桥）位于钱塘江大桥下游4.3km，北端通过复兴立交桥与杭州市中河高架路相接，南端与滨江区中兴立交桥相连，构成了一条连接杭州市中心与江南滨江新区的最便捷通道，是杭州市第一座跨钱塘江的城市桥梁。该桥的建设，对缓解跨越钱塘江交通的拥挤状况，完善城市道路网建设，沟通钱江两岸的联系，加快两岸的经济发展，尤其是南岸的经济发展，有着十分重要的意义。图1地理位置图
杭州市钱江四桥全长1376m，其主桥为多跨双层组合钢管混凝土系杆拱桥的结构，跨径组合按名义跨径为2×45.75+2×89+196+5×89+196+2×89+2×45.75m。图2钱江四桥全景图图3桥位平面图
建设条件
1.杭州气候（1）日照：平均日照时数为1800～2100小时，平均年日照百分率为41%～48%，每年最高的7、8月份，日照时数在220小时以上，冬季一般在120～150小时以下。（2）气温：常年各地平均气温15.3～17.0℃，最冷月（1月）平均气温3.0～5.0℃，最热月（7月）平均气温27.4～28.9℃，极端最低气温为-7～15℃（如1966年1月24日为-10.5℃），极端最高气温为38～43℃（如1930年8月10日为42.1℃），冬季土层冻结深度为20～230cm，基本雪压0.4 kN/m冬季最大积雪厚度23cm（1997年），年平均结冰日数为39.5天。（3）湿度：年相对湿度80%左右，月平均相对湿度以夏季最大，冬季最小，总的来说各地相对湿度变化都不太大。（4）降雨：杭州市平均年降水量在1100～1600mm，各地平均年雨日为150～160天，年最大降雨量2356.1mm（1954年），年最小降雨量954.6mm（1967年），降水以春雨、梅雨（4～6月）、台风雨（7～9月）为主，月最大降雨量为514.9mm（1954年5月）。（5）风况：7、8月份杭州常受太平洋台风影响，带来狂风暴雨，台风侵袭本流域每年约有2～3次。杭州气象站实测最大风速28m/s（1967年8月），风向为ESE，春季及冬季多北风，汛期多东南2风，最大台风达12级，风速34m/s。基本风压0.35kN/m。
2.桥址河段平面特征与断面变化
桥址北岸位于南星桥将台山、凤凰山北麓的近山前地带，桥址南岸地处堆积平原。下游多为砂石料场，上游为长河水泥厂。钱江四桥跨过南岸闻涛路，通过世纪大道、中兴路立交与滨江城和萧山区腹地相连。
桥址处钱塘江江面宽约1160m，河床底面高程-0.18～-4.04m，水深一般为4.8～7.7m，两岸地势平坦，地面高程为6.6～6.9m，北岸新修防洪堤堤顶高程10.05m，沿堤延伸的滨江大道基本建成。南岸近岸边地面高程约6.6m，沿岸闻涛路和沿桥世纪大道等已纳入滨江区总体规划，中兴路与萧山机场路已经建成，杭州萧山机场已于2000年底全面投入使用。
钱江四桥位于闻家堰至澉浦（长115km）的钱塘江河口段的上段，受径流、潮汐共同作用，河口段均处于上起闻家堰下至杭州湾乍浦的庞大沙坎范围内，河床冲淤剧烈。自然条件下，主槽平面摆动频繁，摆幅较大。由于河口环境复杂多变，钱塘江河口的构筑物受到洪水、涌潮、风浪、风暴潮、盐度等多种水文因素的影响。
四桥所处河段上游为六和塔弯道和下游七甲弯道的过渡段，受上下弯道和双向水流影响，包括径流在内的落潮流靠北岸下泄，形成落潮冲刷槽。涨潮流沿七甲弯道南岸上溯，形成涨潮冲刷槽，且随涨落潮水流强弱变化。当涨落潮流均较强时，沿南北岸分别形成涨落冲刷槽，两槽之间则为河脊或心滩，两槽窄而深。具体的河床演变特点为：a.主槽摆幅大，堤前冲淤幅度较大，北岸堤前100m的实测最大冲淤幅度达5.7m，南岸150m处实测最大冲淤幅度达8.9m。b.当涨落潮冲刷槽较为发育，两槽间形成河脊河势时，由于受河脊对落水流的压缩和导流作用，落潮冲刷紧贴北岸且窄而深，这时如再遭遇大洪水时，桥位北端塘前将出现最大冲刷深度。c.当涨潮冲刷槽较强，主槽偏向南岸时，又受观音塘边滩向上延伸的影响，北岸前沿床面淤积，南堤前冲刷。此时涌潮对南岸海塘的冲刷及破坏严重。
随着水文年的丰、平、枯，潮汐强、弱特征以及下游河势的变化，四桥河段或主要受径流控制，或主要受潮流控制，或受两者的共同作用，冲淤规律甚为复杂。由于河口段大规模的沿江围涂，江道大幅缩窄，径流作用相对加强，桥位河段河床比围涂前显著冲深。深槽的年内变化（稳定性）表现在整个河段洪冲潮淤的特点，大部分出现在落潮槽和涨潮槽区间，历年断面最低包络线如表1。
3.桥址水文与通航
根据浙江省河口海岸研究设计院（2001年04月）关于《杭州市钱江四桥工程水域条件分析及模型试验研究》及其他一些文献资料提供的桥址河段水文特征主要数据如下：（1）钱塘江流域芦茨埠水文站最大洪峰流量29000m/s（1955年6月22日）。3（2）1960年新安江水库建成后，对径流的调节作用较大，桥位断面各频率的设计流：0.2%洪峰流量36240m3/s，0.33%洪峰流量34100 m3/s，1%洪峰流量29700 m3/s。（3）桥位断面最大洪水平均流速出现在特大潮落潮时刻，0.2%最大断面平均流速3.28m/s，0.33%最大断面平均流速3.16m/s，1%最大断面平均流速2.91m/s。桥位断面的1%设计涨潮流速采用4.1m/s。（4）四桥桥位距闸口常设水文站3.3km，水位可以直接引用该站值，平均高潮位4.45m，平均低潮位3.96m，最高水位8.11m（1997年8月19日），最低水位1.24m（1954年8月10日），最大潮差3.62m（1994年8月22日），平均涨潮历时1:33，平均落潮历时10:52。由于河口段的沿江围涂，高潮位有明显提高。（5）闸口站设计高水位：0.2%为9.32m。0.33%为9.08m，1%为8.52m，2%为8.22m，设计低水位1%为1.23m，2%为1.42m。（6）桥位断面洪汛期冲刷，最大冲深为-6.80m；冬季深槽淤积，淤积最高达0.6m，年际最大冲淤幅度达7m。深泓线遍及整个断面，但2/3的最深点和主槽集中在离北岸200～400m（频率35%）和700～1000m处（频率32%）。（7）涌潮行进速度一般为4～7m/s，同一地点水位涨率可达1m/s，水位骤升时流速剧增，俗称“快水”，一般持续时间20分钟左右。（8）桥位断面最大涌潮高度在2.0～2.5m左右。年内最大潮差：1970—1977年为2.22m，1980—1988年为1.67m，1989—1996年为2.87m。涌潮潮头高度2.5m、潮向为0度时，冲击压强平均最大值为45.0kPa，最大瞬时点压强接近70kPa。（9）通航净空及通航水位：钱塘江为四级航道，通航净空不小于80m，净高10m（考虑了涌潮影响），最高通航水位6.12m，最低通航水位为2.42m。
4.桥址冲刷
桥址区域按1%洪水频率一般冲刷后水深-4.70～-9.20m左右，大桥墩部位局部冲刷14.00m左右，标高-19.00～-21.80m，小桥墩部位局部冲刷10.00m左右，标高-15.00～-18.40m。
5.桥址区岩土工程地质（1）钱江四桥桥址区水域宽约1160m，水深较浅。两岸以河流一级阶地地貌为主，覆盖层厚约30～65m，上部土质较软，以软—流塑状的黏性土和松散的粉细砂为主，下部土质较好，主要为中、密实状的砂类土和圆砾土。根据钻孔揭露，桥址区第四系地层厚度变化较大，近山前地带的北岸第四系地层较薄，厚约27.50～28.10m，底板高程为-20.60m左右，往南逐渐变厚，南岸钻孔揭露厚为54.5～59.40m，底板高程为-55.24m左右。与之相反，桥址区隐伏基岩顶板埋深则北岸浅、南岸深。
桥址区下伏基岩为侏罗系上统的火山岩层及白垩系下统朝川组的陆相碎屑沉积岩，两者呈断层
不整合接触，以钱塘江断裂为界，东南侧为白垩系下统期川组的粉砂岩，含砾砂岩，其成岩作用差、岩质软弱、工程性能差；西北侧为侏罗系上统的喷密岩—安山玢岩，主桥第3、第4跨中基岩受构造影响较重，发育有断层破碎带，差异风化显著。桥址区基岩面由杭州岸向萧山岸逐渐变深，其间略有起伏，岩面高程-20.98～-55.24m。（2）不良地质现象
a.老防洪堤与抛石：新防洪堤以北约60m处为老防洪堤，堤上填土中含不明块石。两岸近岸边有抛石层和扭土块。在北岸滨江大道人工填土下也有抛石层。
b.覆盖层中的砾砂层、卵石层：直径可达100mm以上，且分布无规律，母岩主要成分为熔结凝灰岩、石英砂岩，坚硬较难钻进。
c.由于两层桥梁桥墩所承受的上部荷载较大，桥位冲刷情况严重，桩基的长度不同，南北进入岩层的岩性强度相差较大，以及钱塘江特殊的涌潮现象，洪冲潮淤的特点，均为拱桥的下部设计和施工提出了更高的要求。
d.砂土液化：桥址区20m以上分布有亚砂土、亚砂土夹淤泥质亚黏土、亚砂土及粉砂层，按地震烈度7度近震设防考虑，桥址区亚砂土、粉砂均为严重液化土层。
e.南岸粉砂岩和含砾粉砂岩层，均为软质岩石，遇水易软化，造孔后宜速灌注砼，不宜水中长时间裸露浸泡。
f.桥位江水和潮水对长期浸泡水中的桥墩砼无腐蚀性，桥址区砂卵石层中无承压水。
建设规模
重大事件
1993—1999年，杭州市城市基础设施开发总公司开始委托中铁大桥勘测设计研究院对钱江四桥进行规划桥位的比选，进行预可行性报告的研究与编制工作，钱江四桥的研究工作全面开展。
1999年5月，中铁大桥勘测设计研究院提交了钱江四桥预可行性研究报告的初稿，研究报告提出了桥位范围以及根据城市规划和道路规划资料以及地质资料，初步推荐了相关的桥梁建设方案。1999年5月7日，杭州市城市基础设施开发总公司组织了预可行性研究报告初稿的专家论证会，预可行性报告初稿通过了专家组的论证。
1999年7月，在中铁大桥院预可行性研究报告初稿的基础上，委托杭州市城建设计研究院编制钱江四桥项目建议书的初稿。1999年9月20日，杭州市城建院的项目建议书初稿完成编制。项目建议书完成后，杭州市城市基础设施开发总公司马上将其报送给杭州市发展计划委员会，并由杭州市发展计划委员会将建议书转报浙江省发展计划委员会。浙江省发展计划委员会于1999年10月10日组织对钱江四桥项目建议书的论证。
1999年12月27日在《人民日报》等权威媒体上发布了面向全国的钱江四桥大桥方案竞赛公告。到报名截止日期中外一共有8家单位报名参加此次方案竞赛。公司会同有关专家，对报名单位提交的资料进行了资格预审，最后确定了上海市市政设计研究院、中铁大桥设计研究院、杭州市城建设计研究院3家单位为有效参赛单位。
按照钱江四桥方案竞赛的工作安排，组织了钱江四桥的现场踏勘和竞赛文件的澄清会议。组织了所有参赛单位对工程场址进行了现场踏勘，并对他们关于竞赛工作文件的疑问逐一进行了解答。
到2000年5月8日方案提交截止日期，3家单位一共提交6个参赛方案。
2000年6月，在杭州对各参赛方案进行了公众意见征询，随后邀请全国知名桥梁专家、建筑专家进行技术评审，最终确定杭州市城建设计研究院方案为中标方案。
2001年4月完成了钱江四桥的地质初勘报告、钱江四桥水文报告、钱江四桥的地震安全性评估、钱江四桥环境评估报告，并于2001年4月底通过相关管理部门的地震安全性评估、环境评估，获得了相关的批文。这些研究成果为钱江四桥的建设提供了最翔实可靠的基础资料，充分保证了钱江四桥建设的科学性、合理性。
2001年4月，浙江省发展计划委员会将钱江四桥项目建议书转报至国家计委，从此开始了钱江四桥国家立项的过程。2001年4月24日，国家发展计划委员会委托中国国际工程咨询总公司对钱江四桥项目建议书、预可行性研究报告进行评估。5月，中国国际工程咨询总公司社会事业部成立钱江四桥项目组，邀请国内知名专家参与该项目评估。6月，中咨公司专家组到杭州进行现场调研，对建议书和预可报告中的桥跨方案，断面布置提出了相关的意见，根据中咨公司专家的意见，随即对预可报告中的桥梁方案，进行了编修，并于8月份将修改好的预可报告送给专家进行审阅。
2001年09月26日，中咨公司对钱江四桥的评估报告完成。
2001年09月28日，钱江四桥评估报告通过中咨公司一级评估。
2001年10月08日，钱江四桥评估报告通过中咨公司二级评估。
2001年10月15日，中咨公司将钱江四桥评估意见转送国家计委，建议对钱江四桥进行立项。
2001年12月08日，国家发展计划委员会对钱江四桥正式批复立项。
2002年03月28日，钱江四桥主桥01标开工。
2002年04月28日，钱江四桥主桥02标开工。
2002年05月20日，总长940m的施工钢栈桥全线贯通。
2002年06月06日，第一个水中钻孔桩平台搭设完成。
2002年07月09日，第一个承台浇注混凝土。
2002年09月27日，第一个水中承台钢围堰开始下沉。
2002年12月30日，主桥水中钻孔桩全部完成。
2003年04月27日，第一个水中墩身浇注完成。
2003年04月30日，无支架缆索吊装系统开始安装。
2003年07月12日，高120m跨径700m的吊装系统完成。
2003年06月01日，第一个拱脚混凝土浇筑。
2003年11月10日，主桥钢结构加工完成。
2003年08月10日，第一段钢管拱肋吊装开始。
2003年12月30日，主桥拱肋吊装完成，主桥预制梁板安装完成。
2004年09月30日，全桥桥面、路面沥青摊铺完成。
2004年10月16日，举行通车典礼，钱江四桥通车。
第一篇 总体设计与理念创新
第一章 基础资料
第一节 通航要求
1.设计洪水位：三百年一遇：9.083m，最高通航水位6.123m。
2.通航标准：国家四级航道，净宽大于80m，通航净高10m，通航高度已考虑了涌潮的影响。
第二节 技术标准
1.设计荷载：跨径150m以内：城—A级；
跨径大于150m：汽—20，挂—100；
公交专用道按单线（内侧）汽—20设计；2
人群—4.0kN/m；
轻轨按上海明珠线标准。
2.设计车速：主桥80km/h
3.纵、横坡：纵坡：i≤4.0%；
横坡：i≤1.5%。
4.桥梁宽度：
190m跨
上层：32.0（m）=2.6（拱肋）+0.2（空隙）+0.2（栏杆）+0.5（检修道）+0.5（防撞栏杆）+11.75（车）+0.5（防撞栏杆）+11.75（车）+0.5（防撞栏杆）+0.5（检修道）+0.2（栏杆）+0.2（空隙）+2.6（拱肋）；
下层：32.0（m）=2.6（拱肋）+0.2（空隙）+0.5（栏杆）+6.5（公交专用道）+2.0（绿化）+8.4（轻轨）+2.0（绿化）+6.5（公交专用道）+0.5（栏杆）+0.2（空隙）+2.6（拱肋）；
85m跨
上层：26.4（m）=0.2（栏杆）+0.5（检修道）+0.5（防撞栏杆）+11.75（车）+0.5（防撞栏杆）+11.75（车）+0.5（防撞栏杆）+0.5（检修道）+0.2（栏杆）；
下层：26.4（m）=0.5（栏杆）+6.5（公交专用道）+2.0（拱肋及绿化）+8.4（轻轨）+2.0（拱肋及绿化）+6.5（公交专用道）+0.5（栏杆）。
5.地震烈度：基本烈度6度，按7度设防。
6.设计风速：百年一遇、十分钟最大平均风速23m/s。
7.设计温度：最高温度+45℃，最低温度-15℃。设计基准温度15℃。
8.轻轨：按《城市快速轨道交通工程项目建设标准》（试行本）确定的正线标准，车辆轴载等级按B型车标准取值，车辆最大编组数为6节。
9.涌潮压力：潮向为0度时，桥墩迎流面作用压强平均最大值为45.0kPa，最大瞬时点压强接近70.0kPa；
第三节 设计依据
1.《杭州市城市总体规划（1996—2010年）》，杭州市规划设计院，1998.3
2.《杭州市滨江城分区规划》，杭州市规划设计研究院，1998年12月
3.《滨江区路网调整规划》，杭州市规划设计研究院，1999年12月
4.《杭州市轨道交通系统越江线位专项规划研究》，杭州市规划设计院，2000.4
5.《杭州市钱江四桥（复兴大桥）工程可行性研究报告》，杭州市城建设计院，2001.4
6.《钱塘江四桥水文及江道演变分析》，浙江省河口海岸研究所，1999.12
7.《杭州市钱江四桥工程环境影响评价报告》，浙江省环境保护科学设计研究院，2001.4
8.《杭州市钱江四桥工程场地地震安全性评价工作研究报告》，浙江省工程地震研究所，2001.4
9.《钱塘江四桥工程水域条件分析及模型试验研究》，浙江省水利水电河口海岸研究设计院，2001.4
10.《杭州市钱塘江四桥工程桥墩局部冲刷试验研究》，浙江省水利水电河口海岸研究设计院，2001.8
11.《杭州市钱塘江四桥工程桥墩地质钻孔弹模试验研究报告》，中国科学院武汉岩土力学研究所，2001.8
12.《杭州市钱江四桥（复兴大桥）详勘工程地质报告》，铁道部大桥工程局勘测设计院，2001.9
13.《杭州市钱江四桥（复兴大桥）工程扩充设计》，杭州市城建设计研究院2002.1
14.《国家计委关于杭州市钱塘江四桥工程项目建议书的批复》，国家发展计划委员会文件，计投资〔2001〕2520号，2001年11月
15.《关于钱塘江四桥工程可行性研究报告的批复》，浙江省发展计划委员会文件，浙计投资〔2002〕5号，2002年01月
16.《关于钱塘江四桥工程初步设计的批复》，浙江省发展计划委员会设计文件批复，〔2002〕22号，2002.1
17.有关钱江四桥建设会议纪要
第四节 设计技术规范
一、国家标准、规范
1.钢结构设计规范（GBJ17-88）
2.混凝土构造设计规范（GBJ10-89）
3.道路交通标志和标线（GB5678-1999）
4.内河通航标准（GBJ139—90）
5.碳素结构钢技术条件（GB700-79）
6.低合金结构钢技术条件（GB1591-79）
7.桥梁建筑用热轧碳素钢技术条件（GB714）
二、地方和行业标准、规范
1.公路桥涵设计通用规范（J TJ021—89）
2.公路工程技术标准（J TJ01—97）
3.公路砖石及混凝土桥涵设计规范（J TJ022—85）
4.公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范（J TJ023—85）
5.公路桥涵地基与基础结构设计规范（J TJ024—85）
6.公路桥涵钢结构及木结构设计规范（J TJ025—86）
7.公路工程抗震设计规范（J TJ004—89）
8.公路水泥混凝土路设计规范（J TJ012—94）
9.城市道路设计规范（CJJ37—90）
10.城市快速轨道交通工程项目建设标准（试行本）
11.城市桥梁设计准则（CJJ11—93）
12.城市桥梁设计荷载标准（CJJ77—98）
13.铁路桥涵设计基本规范（TB10002.1-99）
14.铁路桥梁钢结构设计规范（TB10002.2-99）
15.铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范（TB10002.3-99）
16.铁路桥涵砌体结构设计规范（TB10002.4-99）
17.铁路桥涵地基与基础结构设计规范（TB10002.5-99）
18.钢管混凝土结构设计与施工规程（CECS 28:90）
19.桥梁用碳素钢及普通低合金钢钢板技术条件（YB168）
20.上海市地基基础设计规范（DGJ 08-11-19998）
三、参考规范
1.日本高速铁路·铁道结构物设计标准钢·组合结构
2.耐风设计基准同解说（本四连络桥公团）
3.美国公路桥梁标准规范（AASHTO）
4.上部结构设计标准及解说（本四连络桥公团）
5.英国标准BS 5400
6.公路桥梁抗风设计指南
第五节 设计补充规定
一、设计补充规定
由于钢管混凝土拱桥在我国仍处发展阶段，至今尚无钢管混凝土桥梁的设计和施工规范，其结构设计、计算理论也不成熟。目前钢管混凝土拱桥设计、施工大多是依据公路或铁路桥梁设计规范的有关条文并参照钢管混凝土结构的设计、施工规范的有关条文进行，这就给实际工作带来许多问题。为使本桥设计依据充分，有章可循，针对本桥结构的复杂性和特殊性，设计单位在征求和综合设计审查和设计监控单位的意见并达成共识后，制定了有关双层钢管混凝土拱桥设计补充条例，共同参照执行。
1.荷载折减系数
多车道汽车荷载折减在计算拱肋及系梁时按公路或城市桥梁设计规范取值；公交车道按满布人群荷载考虑，轻轨、人群荷载单项布载时均不折减。
2.温差（1）拱肋钢管与管内砼温差按5℃计。拱肋与吊索、系梁、桥面板及其余部分温差按5℃计。（2）结合梁中钢梁与桥面板温差为10℃，在设计剪力键时为10℃。
3.支座摩阻力
支座摩阻力按上部结构反力的6%分摊计算。
4.长钢轨的纵向力
长钢轨的纵向力按12.0 kN/m计算，荷载组合时按其他可变荷载考虑。
5.轻轨附加荷载
轻轨桥面附加荷载包括线路设施、电力及通讯电缆和防噪屏等，双线按53kN/m计。
6.正常使用状态荷载组合（1）基本组合：恒载+预应力+收缩徐变+吊索拉力+汽车+人群+轻轨。（2）恒载+预应力+收缩徐变+吊索拉力+挂车+轻轨+人群。（3）基本组合+温度+风力+制动力（支座摩阻力）。（4）恒载+地震。
其中各荷载组合规定适用于拱肋、系梁、拱上立柱、各横梁、桥面板、吊杆等构件。组合时按下述规定取值：（1）若构件不存在某种单项荷载作用时，则该单项荷载不进行组合（系数为零）。（2）涉及挂车的组合仅适用于190m大跨。（3）吊杆仅进行正常使用状态的检算。
7.承载能力极限状态荷载组合（1）1. 2SG+1.4S′Q+1.4SD+SH（2）0. 9SG+1.4S′Q+1.4SD+SH（3）1. 2SG+1.1S″Q+1.4SD+SH（4）0. 9SG+1.1S″Q+1.4SD+SH（5）1. 1SG+1.3S′Q+1.3（T+CR）+1.2SD+SH（6）0. 8SG+1.3S′Q+1.3（T+CR）+1.2SD+SH
本条中符号含义：
SG：永久性荷载中结构重力产生的效应。
S′Q：基本可变荷载中汽车（包括冲击力）、人群产生的效应。S″Q：平板挂车产生的效应。
SD：轻轨荷载产生的效应。T：温度变化产生的效应。
CR：混凝土收缩徐变产生的效应。SH：吊索拉力产生的效应。
8.正常使用状态和施工阶段的应力限值（1）在使用荷载下和施工阶段，与轻轨有关的构件其应力限值按铁路桥涵设计规范取值；仅与公路有关的构件其应力限值按公路桥涵设计规范取值。（2）对预应力混凝土结构，荷载组合1为不容许出现拉应力，其他组合和施工阶段容许出现拉应力，拉应力控制在2.0 MPa内。
9.钢结构的应力限值
钢结构的容许应力限值按J TJ025-86办理。Q345C容许应力考虑厚度调整系数，其值如下表1-1所示：
第六节 主要材料
使用的材料主要有混凝土、预应力钢绞线、普通钢筋及钢材。
1.混凝土
C25：Ra=14.5 MPa, Rl=1.55 MPa, E=2.85×104MPa
C30：Ra=17.5 MPa, Rl=1.75 MPa, E=3.0×10MPa4
C40：Ra=23.0 MPa, Rl=2.15 MPa, E=3.3×104MPa
C50：Ra=28.5 MPa, Rl=2.45 MPa, E=3.5×104MPa
混凝土技术标准符合J TJ023—85有关规定。
2.预应力钢绞线
钢绞线：采用按ASTM A416—90a标准生产的φj15.24高强低松弛270K级钢绞线，Rby=1860MPa, E=1.9×105MPa
镀锌钢丝：采用φ7.0高强镀锌钢丝，Rby=1670MPa, E=1.9×105MPa
精扎螺纹钢：Rby=750MPa, E=2.0×105MPa
3.Ⅰ、Ⅱ级普通钢筋
Ⅰ级钢筋：Rg=240MPa, R′g=240MPa, E=2.1×105MPa
Ⅱ级钢筋：Rg=340MPa, R′g=340MPa, E=2.0×105MPa
技术标准符合GB1499—1998的有关规定。
4.钢板、型钢
本桥采用的钢材材质主要为Q235及Q345C，技术标准符合GB700—79的有关规定，选用的焊接材料符合GB1300—77的要求。
第二章 桥型选择
第一节 桥位选择
钱塘江在杭州主城的东南侧，由西南—东北方向穿城而过。1937年10月竣工的我国第一座自行设计并监造的公铁两用大桥坐落于钱塘江州六和塔附近，1991年12月建成的钱塘江二桥在其下游13.5km处，在一桥与二桥之间距一桥8.5km处，1995年建成了钱塘江三桥。
根据杭州市中远期城市总体规划，在钱塘江上共需修建8座桥梁，形成杭州市的整体道路交通网络。拟建的钱塘江四桥距上游的一桥约4.2km，距下游的三桥约4.3km，是主城区连接滨江区的最短通道。桥址处水域平稳，河道顺直，涌潮影响相对较少。轻轨过江位置及采用与桥结合过江是由专项规划和专家会议确定的。
根据规划两岸控制点坐标分别为：北岸：四桥规划轴线与防洪堤外口线交点坐标为x=76505.525，y=81118.151；南岸：桥轴线与防洪堤外口线交点坐标为x=75494.326，y=81687.093。桥位处江面规划宽度约1160m。
第二节 桥型选择
一、设计原则
桥位所处的地理位置，北岸紧依著名的玉皇山风景区，南岸为21世纪杭州新城。根据规划红线、水文资料和地质等条件，力求采用技术先进、经济合理、造型美观的桥型结构。在满足经济、实用、安全的条件下，充分考虑美观效果，注意环境景观效益，达到较好的社会效益、经济效益和环境效益。因此，在方案设计中将把美观放在特别重要的位置，桥型方案力求做到造型新颖美观，能够与周边环境协调融合，具有时代特征并与钱塘江上既有桥梁不雷同。
二、桥型方案
1.双层方案
设计采用钢管混凝土双层拱桥方案。桥梁上层为6车道的快车道，下层为轻轨和公交专用道。为了桥梁的美观性和整体性，上、下层同宽，考虑近期有一定量的行人和自行车过江，因此近期行人和自行车与公交专用道合用，且行人和自行车过江后通过楼梯先落地。桥梁高度由通航净空和滨江路人行道净高确定，经比较梁底标高由通航净空确定，梁底标高根据通航要求不少于16.123m，设计实际高度大于16.3m。
主桥的跨径组合为2×42.25+2×85+190+5×85+190+2×85+2×42.25m（指计算跨径），其中190m跨径拱轴线形为两次抛物线，矢跨比为1/4，拱肋断面形式为桁架式，下部结构设计采用钻孔灌注桩基础，承台柱式墩。85m跨拱轴线形式为两次抛物线，矢跨比为1/7。下部结构与190m跨径相似，采用钻孔灌注桩基础，承台柱式墩。引桥上部为等高度的预应力混凝土箱梁结构，采用现浇。下部采用钻孔桩基础。形式上85m跨径可看成下承式系杆拱桥和上承式拱桥的组合，190m跨径可看成下承式系杆拱桥和中承式拱桥的组合，因此全桥包括了拱桥的下承、中承和上承三种形式。全桥总长为：2×45.25+90+89+196+5×89+196+89+90+2×45.25=1376m。公交专用道过江后落地与地面道路系统相接。上层快车道北端与复兴立交相接，南端与中兴立交相接。
桥梁横断面布置为：上层：0.45（防撞栏杆）+0.75（检修道）+11.75（车）+0.5（防撞栏杆）+11.75（车）+0.75（检修道）+0.5（防撞栏杆）=26.4m。下层：0.5（防撞栏杆）+6.5（公交专用道）+2.0（拱肋及分隔带）+8.4（轻轨）+2.0（拱肋及分隔带）+6.5（公交专用道）+0.5（防撞栏杆）=26.4m。其中大跨拱桥部分还得另加拱肋净空。
全桥总体布置立面如图2-1所示。
2.单层方案
由于招标文件规定不能与现有钱塘江上桥梁桥型相同的要求，许多桥型受到了限制。对于单层方案，轻轨和城市道路交通在同一平面内，设计主桥采用下承式钢管混凝土系杆拱桥方案，立面布置采用中间三跨大跨径拱桥与变截面连续梁组合的布置形式。为了满足结构受力的合理性和对称性，轻轨桥梁和汽车桥梁采用结构上分离、外观上整体的结构形式。经综合比较确定跨径布置为180+250+180m，其余江面采用83+120+83m跨径的变高度连续梁方案，南北各一联，剩余部分结合防洪堤和滨江路断面，采用了2×47.0m的跨径布置。主桥250m拱肋的拱轴线形式为两次抛物线，矢跨比为1/5。
断面形式为圆端形钢管。下部结构采用钻孔灌注桩基础，承台柱式桥墩，180m跨径的拱桥结构形式与250m跨类似。全桥的跨径布置为2×47+83+120+83+183+250+183+83+120+83+2×47.0=1376m。桥梁横断面布置：下游侧（轻轨）从下游开始为0.25（栏杆）+2.25（人）+4.5（轻轨）+4.0（拱肋净空）+4.5（轻轨）+1.0（检修道）=16.5m，上游侧从上游开始为0.25（栏杆）+2.25（人）+11.50（车）+4.0（拱肋净空）+11.50（车）+0.5（防撞栏杆）=30.0m，两桥之间不留空隙，因此桥梁总宽为46.5m。桥梁纵断面设计：由与复兴立交的连接点开始，设0.5%的纵坡，江南也设同样的纵坡，桥梁中间设半径为20000m的竖曲线，因此桥梁中心标高为24.651m。梁底标高根据通航要求不少于16.173m（国家高程），设计实际高度大于16.3m。全桥总体布置立面如图2-2所示。图2-1双层方案全桥总体布置装立面（单元：cm）图2-2章层方案全桥总体布置装立面
三、方案比较
1.美观方面
两方案均采用了大跨度钢管混凝土拱桥结构，气势雄伟美观，具有时代气息。但方案一采用了双层双主拱方案，大小拱肋组合巧妙，小拱可看成下承式和上承式的组合，大拱可看成中承和下承式的组合，全桥包括了上承、中承、下承三种组合形式，桥型新颖独特，为国内首创。另外由于采用了双层形式，气势更加雄伟。因此在美观方面方案一优于方案二。
2.施工方面
由于方案二的跨径达到250m，相对而言施工难度比方案一大，但方案一由于是双层结构，因此技术含量较高，施工也有一定难度。总之两方案均有一定难度，但国内已有跨径大于200m的钢管拱桥及铁路两用双层桥梁的施工经验，施工当不成问题。
3.经济方面
工程造价方面，两个方案相差不多，总造价方案一比方案二略高。
4.泄洪与通航方面
两方案均能满足泄洪和通航的要求。
5.工期方面
工期方面，两方案相差不大，方案一比方案二略长些。
四、桥型选定
综合上述比较，方案一双层方案作为本推荐的设计方案。
第三章 总体设计
第一节 路线平面线位设计
钱江四桥主桥南端通过引桥与规划中的中兴立交桥相接，北侧通过引桥与已竣工的复兴立交桥相接，考虑到规模较大，为方便建设，将其设置在直线上。
第二节 路线纵断面设计
主桥上、下层均不设纵坡，引桥上层南北段分别设2.16%和2.751%的纵坡与复兴立交和规划中的中兴立交桥相连；下层公交专用道设4.0%的纵坡落地。主桥上层桥面中心标高为32.40m；下层桥面中心标高为18.62m。
第三节 桥跨布置
桥位处江面规划宽度为1160m，桥梁设计全长1376m，桥梁高度由通航净空和滨江路人行道净空确定。钱塘江通航标准为国家四级航道，通航净高10m，净宽80m，最高通航水位为6.123m。滨江路防洪堤一侧人行道考虑到防洪抢险需要，净空应大于4.5m。经比较梁底标高应由通航净空确定，梁底标高应不小于16.123m，设计实际标高大于16.3m。
在满足最小通航要求的条件下，桥跨布置的重点是选择主孔和边孔的孔数及跨径。
在中标方案的基础上，设计时进行了双主拱与三主拱等多方案比较、细化、完善和专家咨询，考虑到与三桥的双塔斜拉桥的对应性，主孔采用了双主拱方案；考虑到施工双层拱桥的难度，确定主孔计算跨径为190m，名义跨径（主孔长度）为196m。
从满足最小通航要求出发，确定边孔计算跨径为85m，名义跨径（主孔长度）为89m。根据地质勘探结果，桥位处存在地质断层。为了避开断层和保护防洪堤，确定边孔孔数采用9孔，桥梁两端采用2×45.75m双层等高度的预应力混凝土连续箱梁桥过渡。
根据上述，全桥的跨径组合为：2×45.75+2×89+196+5×89+196+2×89+2×45.75=1376m，其中89m跨径可看成下承式系杆拱桥和上承式拱桥的组合，196m跨径可看成下承式系杆拱桥和中承式拱桥的组合，因此全桥包括了拱桥的下承、中承和上承三种形式。
拱桥的上下部连接方式采用外部静定和内部高次超静定的简支方式，拱与拱之间采用伸缩缝过渡。轻轨位置只埋预埋件不浇承轨台，不铺设钢轨。轻轨相关设备施工在轻轨一期工程设计时一并考虑。
第四节 桥梁横断面设计
桥梁上层为6车道的快车道，中间设分隔带，两侧设防撞栏杆和50cm的检修道；下层中间为双线轻轨，两侧设公交专用道，考虑游人观潮需要，两侧再设人行道。
桥梁横断面布置：
190m主跨：
上层：32.0（m）=2.6（拱肋）+0.2（空隙）+0.2（栏杆）+0.5（检修道）+0.5（防撞栏杆）+11.75（车）+0.5（防撞栏杆）+11.75（车）+0.5（防撞栏杆）+0.5（检修道）+0.2（栏杆）+0.2（空隙）+2.6（拱肋）。
下层：32.0（m）=2.6（拱肋）+0.2（空隙）+0.5（栏杆）+6.5（公交专用道）+2.0（绿化）+8.4（轻轨）+2.0（绿化）+6.5（公交专用道）+0.5（栏杆）+0.2（空隙）+2.6（拱肋）。
85m辅跨：
上层：26.4（m）=0.2（栏杆）+0.5（检修道）+0.5（防撞栏杆）+11.75（车）+0.5（防撞栏杆）+11.75（车）+0.5（防撞栏杆）+0.5（检修道）+0.2（栏杆）。
下层：26.4（m）=0.5（栏杆）+6.5（公交专用道）+2.0（拱肋及绿化）+8.4（轻轨）+2.0（拱肋及绿化）+6.5（公交专用道）+0.5（栏杆）。
主跨与辅跨横断面总体布置如图3-1和图3-2所示。图3-1主跨横断面图（单位：cm）图3-2辅跨横断面图（单位：cm）
第五节 下部结构形式
主桥共有主孔大墩4个，小孔桥墩8个。考虑到钱塘江涌潮影响很大，可采用的桥梁基础形式主要有沉井和灌注桩。经综合比较，确定桥梁基础采用钻孔灌注桩、承台和椭圆形墩柱形式。
第四章 桥梁上部结构设计
第一节 190m主跨上部结构设计
一、结构布置
196m主跨可看成下承式系杆拱桥和中承式拱桥组合结构，计算跨径为190m，桥长196m。结构布置如图4-1所示，拱桥的上下部结构连接方式采用刚拱刚梁外部静定的简支结构体系。拱脚处设置6500t盆式支座，并设置刚度很大的端横梁。拱与拱之间受力彼此独立。图4-1主跨结构布置（单位：cm）
二、拱肋设计
拱肋采用钢管混凝土结构，拱肋拱轴线型为二次抛物线，矢跨比为1/4。其断面形式为桁架，高4.5m，宽2.6m，由4根Φ950mm的钢管通过腹杆和上下平联组成。拱肋中心距29.4m，钢材采用Q345C，纵向四根钢管的壁厚在拱脚起四分点以下为24mm，以上为22mm；腹杆采用Φ400×14mm的钢管；上下平联水平向间距为2.0m，采用Φ500×10mm的钢管。上层桥面以下至拱脚，拱肋断面由横哑铃形的上下弦杆通过腹杆连接而成。纵向四根钢管和哑铃形断内灌注C50混凝土，其余腹杆为空钢管。拱肋在拱脚位置与端横梁和系梁相互连成整体。为了保证拱肋的横向稳定性，上层桥面以上设置五道桁架式横撑，横撑弦杆采用Φ900×16mm的钢管，腹杆和平联采用Φ400×10mm的钢管。在上层桥与拱肋相交处设置二道钢结构的拱肋横梁。拱肋结构如图4-2所示。图4-2拱肋结构
三、横撑
横撑包括2道拱肋横梁、5道风撑。风撑采用一字形。拱顶风撑由3片桁架组成，其余均由2片桁架组成，风撑立面及横断面参见图4-3、图4-4。桁架弦杆为φ900×16mm钢管，腹杆为φ400×10mm钢管，斜杆、竖杆与弦杆相交处留有适当间隙，保证环焊焊缝通过。拱顶风撑重99.1t，其余风撑重62.9t。图4-3风撑立面图（单位：cm）图4-4风撑横断面图
四、拱座设计
1.一般构造
拱座的构造必须满足结构总体布置的要求，同时，刚性系杆拱桥的拱座还是拱肋、系梁、横梁等关键受力构件交汇的节点，受力极其复杂。拱座构造尺寸根据桥梁的总体布置、受力、美观要求而定。为确保结构安全，拱座设计中在对拱座节点进行有限元分析的基础上，认真吸收了初步设计、施工图设计各阶段施工图审查单位审查意见、专家审查意见和相关科研单位意见，最后确定的拱座一般构造见图4-5所示。图4-5 196m跨拱座构造图
2.节点结构设计
钱江四桥190m跨为国内规模最大的双层刚性系杆拱桥，拱座节点内汇集了拱肋钢管、端横梁劲性骨架、端横梁预应力管道、系梁钢箱、系杆预埋管、施工过程拱座与墩帽间临时联结钢管等构件，加上端横梁及拱座本身的普通钢筋，使节点内构件纵横交错、非常复杂。拱座设计的总原则是保证主要受力构件，如拱肋钢管、系梁钢箱等主要构件间的可靠连接，并尽可能保证其完整和减少对其的削弱。增设节点板保证系梁钢箱与拱肋钢管间可靠焊接；在系梁钢箱上设剪力键保证钢系梁与内填、外包拱座砼的连接；在拱座段系杆、端横梁预应力布置方面尽可能少削弱拱肋钢管；采取措施保证端横梁劲性骨架与拱肋钢管可靠焊接；加强拱座内主要受力钢筋与拱肋钢管、系梁钢箱等构件的焊接质量，保证拱座普通钢筋的连续性。为加强拱座砼的抗裂性，拱座内设置与拱肋方向大致垂直的竖向预应力，竖向预应力采用φ132精轧螺纹粗钢筋，标准强度Rby=750MPa，张拉控制应力0.9Rby=675MPa。
每个190m主跨有该类拱座4个，全桥共有8个。
3.施工过程中拱座与墩帽间的临时联结
根据190m跨拱桥的施工工序，为平衡施工过程中永久系杆张拉前的部分拱肋水平推力，在拱座与墩帽间设临时联结构造，通过临时联结构造将施工过程中的拱肋部分水平力传至墩身。临时联结构造设计时遵循以下原则：（1）构造简单、施工方便；（2）拆除方便，便于施工过程中的结构体系转换；（3）要求临时联结构造仅承受水平力，不承受弯矩和竖向力；（4）施工过程中通过严格的施工控制，基本保证施工扣索张拉力与拱肋倾覆力矩平衡；临时联结构造中设少量竖向预应力，仅仅起到平衡施工过程中少量不平衡弯矩的作用。
根据190m跨加载程序，临时联结构造与临时系杆共同承受永久系杆张拉前的拱肋水平推力，其包括：拱肋空钢管、风撑、拱上立柱、拱肋吊杆锚箱及锚座砼、系梁钢箱等荷载引起的水平力。每片拱肋临时系杆最终张拉吨位为8840kN，每个拱座临时联结设计可承受水平力为4000kN。需选择合理的加载顺序，并通过适时张拉临时系杆，使施工中不平衡水平推力始终控制在临时联结及桥墩的设计承受范围之内。
临时联结构造具体构造设计为：墩帽中预埋下钢管、拱座中对应位置的上钢管与之相套，依靠钢管的抗剪承受拱肋水平力。钢管规格、根数选择时，一方面需满足水平力要求、并应适当考虑各钢管间受力不均匀系数的影响；另一方面需保证实际的受力状况与理论要求的受力体系一致，即临时联结构造仅承受水平力，不承受竖向力和弯矩。根据以上要求，每个墩帽和对应的拱座内设6根钢管，墩帽预埋钢管（下钢管）规格为Φ735×16mm，拱座内对应上钢管规格为Φ700×16mm，上下钢管内外径相差3mm的空隙，该构造措施既能保证临时联结构造仅仅承受水平力、不承受竖向力和弯矩，又能保证拱座各钢管尽早共同受力，施工中收到了较好的效果。但该构造设计对施工要求较高，要求施工时对上下钢管分别加以编号，确保相互配套，并保证钢管定位准确，以保证各钢管共同受力。为改善内外钢管接触点的应力集中，要求对接触点管口位置进行磨光处理。钢管及辅助的加劲钢板材料选用Q345c。
为平衡施工过程中的少量不平衡弯矩，拱座尾部设竖向预应力，竖向预应力采用31Φj15.24钢绞线，标准为ASTMA416-90a（270k），每个拱座设4根。竖向预应力下端采用OVM15-31P型锚具锚固于墩帽内，上端采用OVM15-31张拉端锚具锚固于拱座顶面。施工时对竖向预应力钢绞线仅张拉很小的初始力、保证各预应力束张紧并共同受力即可。竖向预应力仅用于平衡施工中可能出现的少量不平衡弯矩，要求施工过程中任何情况下竖向预应力钢绞线的应力不高于0.5Rby=930MPa。临时联结构造见图4-6。图4-6 196m跨拱座与墩帽临时联结图
4.施工过程中临时系杆设计
根据190m跨的加载顺序，综合考虑拱座与墩帽临时联结受力能力和桥墩墩身的受力能力，需在两拱座间设临时系杆，用以平衡永久系杆张拉前产生的拱肋水平力。由于拱座位置各种构件纵横交错，空间非常紧张，临时系杆锚固在端横梁与拱座交接处的实心段位置。临时系杆采用37Φj15.24钢绞线，标准为ASTMA416-90a（270k），每个拱座设2根，全桥共8根。临时系杆根据施工进程分批张拉，每根临时系杆最终张拉力为4220kN。
五、吊杆设计
在拱桥中通过吊杆将桥面系荷载传到拱肋，再由拱肋传到桥墩。因此，吊杆是主要受力构件。196m跨吊杆纵桥向间距为8m，横桥向中心距为29.4m。由强度为1670MPa的高强度镀锌钢丝外包PE套制成，为工厂生产的成品索，在现场安装。上层吊杆规格为2×55Φ7，下层吊杆为2×85Φ7。每层采用可换式双吊杆，各自将桥面悬挂于拱肋上。双吊杆在拱肋上成“十”字形布置，在拱肋锚固点位置受力复杂，采用锚箱方案。下层吊杆纵桥向布置，上层横桥向布置。上层吊杆锚具采用OVMDS（K）7-55冷铸锚。下层吊杆锚具采用OVMDS（K）7-85冷铸锚。吊杆结构如图4-7所示。
为了施工方便，吊杆可两端张拉，建议张拉端设在拱肋。根据本工程的特点，吊杆安全系数取3.5。
六、系梁设计
钱江四桥设计方案中对柔性系杆和刚性系梁两种方案进行了比较，经专家会议审查后确定采用刚性系梁方案。采用刚性系梁能大大提高结构的整体刚度，使活载作用下下层吊杆力分布更加均匀，动力性能更好。
杭州市钱江四桥190m跨系梁采用2500×2500mm的钢箱梁，钢系梁与主拱肋共同形成拱梁组合受力体系，并与下层吊杆横梁一起形成梁格体系，承受下层桥面荷载；钢系梁同时也作为预应力钢绞线成品索系杆的保护和定位装置。钢箱梁的设计标高根据下层桥面标高、拱座标高等因素综合确定，箱梁设计顶面标高18.65m、底面标高14.15m。图4-7 196m吊杆结构图
1.钢箱梁（1）一般构造
系梁钢箱纵向上分为标准段系梁和拱座段系梁两种类型，其中，跨中154m为标准段系梁，其余为拱座段系梁。标准段系梁腹板及顶底板厚为20mm，拱座段系梁腹板及顶底板厚为30mm。下层吊杆横梁对应位置，系梁底板厚度与横梁下翼缘板相匹配，分别采用30mm及50mm两种类型，顶板厚度30mm。钢系梁采用工厂分段制作，运送至现场吊装就位并临时固定，全部就位后，调整标高并焊接成整体。
拱座段系梁预埋于拱脚砼内并与主拱肋、端横梁骨架焊接成整体，形成拱梁组合体系，预埋于拱座砼内的钢系梁表面设置剪力键，以保证钢系梁与拱座外包砼的可靠连接。为便于各系梁节段的现场临时固定就位，各节段均设有吊装接头，吊装接头位置采用螺栓临时定位。为保证系梁的局部和总体稳定，系梁内设置了隔板。考虑到系梁内布置预应力钢绞线成品拉索系杆的需要，系梁内设置了预应力系杆滚轴托架，以对钢绞线成品拉索起到定位和支撑作用。吊杆横梁对应位置，既要保证系梁与吊杆横梁的可靠连接，又要保证吊杆巨大的集中力可靠地传到系梁上，因此，专门设置了吊杆锚箱构造。
系梁钢结构采用Q345c钢材，焊缝设计按GB985—85及GB986—88标准执行。要求通过工艺试验，选择合理的焊接参数，确定合理的焊接工艺。对接焊缝及重要焊缝要求达到I级焊缝标准。
系梁节段划分及一般构造见图4-8和图4-9。（2）横隔板及加劲肋构造
为保证钢系梁的局部稳定，钢系梁内设横隔板，横隔板基本间距2m。标准段系梁隔板厚度分别为16mm及20mm两种类型，钢系梁与拱座砼分界隔板厚30mm，拱座段其他隔板厚为20mm。为便于对钢箱梁的日常养护和检修，所有隔板均设有过人孔。图4-8 196m跨钢系梁一般构造图（3）吊装接头构造
设计系梁施工方案为工厂分段制作、现场安装。为便于系梁安装过程中的临时定位和标高、轴线调节，各节段端部设有吊装接头。吊装接头位置通过螺栓临时定位，钢箱梁就位并调好标高、轴线后，将钢箱梁焊接成整体并切除临时吊装接头。（4）下层吊杆锚箱及系梁与下层吊杆横梁的连接构造
下层桥面荷载首先通过桥面板传至下层吊杆横梁，由下层吊杆横梁传至钢系梁，再通过锚固于系梁钢箱上的吊杆传至主拱，因此，钢箱梁与下层吊杆横梁的连接构造及系梁与吊杆锚固构造是两个关键构造。系梁工厂制作时自系梁伸出吊杆横梁牛腿，系梁吊装就位后，将工厂制作好的吊杆横梁与系梁外伸牛腿对接施焊。为保证系梁集中力可靠地传递至吊杆，系梁与吊杆横梁交接位置设有专门的吊杆锚箱。（5）系梁工厂制作节段划分
系梁节段划分需考虑因素有：节段重量不超过施工吊装能力；节段接头位置选择在系梁弯矩相对较小的位置；节段长度过短会增加现场焊接的工作量并影响结构的整体性和美观，节段长度过长不但使节段重量过大且可能带来运输方面的困难；节段划分遵循对称、匀顺原则。根据以上原则，钱江四桥190m跨钢系梁标准段划分为19个节段，拱座段划分为4个节段，每根系梁共23个节段，标准节段长8m，标准节段每段重量约为37t。（6）系梁检修孔、进人孔设置
为便于系梁的日常检修和维护，系梁设计中考虑了系梁进人设施。系梁（除拱座砼段）隔板上均设有过人孔，每个系梁顶面设2～3个永久进人孔，进人孔直径700mm，进人孔高出系梁顶面150mm并设有活动顶盖，以方便进人检修并防止进水。图4-9 196m跨钢系梁断面图（单位：cm）（7）系梁预拱度设计
根据刚性系杆拱的受力特点，施工中系梁在竖向平面内的变位均应通过吊杆的张拉调到设计理论位置，以使系梁的受力符合以吊杆为支撑的多跨连续梁的受力特点。但综合考虑到拱肋的徐变、温度等因素，施工时根据实际温度状况在系梁跨中设6～10cm的预拱度，自跨中至拱座按二次抛物线设计。
2.系杆
系梁钢箱的另一重要作用是为钢绞线成品索系杆提供位置和定位。钱江四桥190m跨系杆采用高强度低松弛钢绞线，符合ASTMA416—90a（270k）标准，抗拉标准强度Rby=1860MPa、弹性模量为1.95×105MPa，采用环氧涂层钢绞线成品索，外包PE护套防护，并填充聚酯带、灌油脂。每个系梁内采用18根37φj15.24钢绞线，根据实际施工控制情况，设4根备用索，系杆张拉控制应力采用0.45Ry=837MPa，每根钢绞线张拉力为4335kN，采用OVMXG.T15-37可换索式系杆锚，锚固于拱座尾端。拱座砼范围内预应力预埋管道采用无缝钢管。钢绞线成品索系杆构造见图4-10所示。（1）系杆定位装置图4-10钢绞线成品索系杆构造
为使钢绞线系杆穿过，系梁隔板（包括吊杆位置隔板）在预应力管道位置开孔，同时为防止隔板开孔对成品索系杆索造成损害，隔板开孔位置设套管保护，并对套管端部进行磨光处理。考虑到施工误差及为预应力系杆伸缩留有一定的余地，套管内径比系杆成品索PE外径略大。此外，钢箱内每隔2.5～3m设系杆滚轴托架一道：滚轴托架采用φ50mm圆钢与定位板焊接，圆钢外套φ70×5.5mm钢管、钢管外套优质橡胶，系杆PE护套搁置于橡胶滚轮上，利用钢管绕圆钢的转动，可有效减少系杆张拉时受到的摩阻力。（2）系杆的张拉
系杆的作用是平衡拱肋产生的水平推力。系梁预应力束随施工过程进行分批张拉，张拉时对截面必须对称，即每次张拉2束。系梁张拉顺序、张拉吨位须结合全桥施工加载顺序及临时系杆的张拉情况进行，使系杆张拉力在整个施工过程中基本保持与拱肋水平力平衡。（3）系杆在拱座尾端的锚固
拱座范围内预埋系杆成品索管道，预埋管采用φ180×12mm无缝钢管，无缝钢管在工厂按设计线型安装于拱座段系梁内。预埋管管口伸出拱座砼范围500mm，管口设减震器。系杆穿过拱座段预埋管后，锚固于拱座尾端。考虑到美观要求，在拱座尾端系杆锚固处专门设计了不锈钢装饰罩，装饰罩在各系杆锚头位置设有开门，以便于日常养护和检修。
七、横梁设计
横梁包括下层吊杆横梁、上层吊杆横梁、拱肋横梁、拱上立柱横梁、墩上立柱横梁和端横梁6种。除端横梁和墩上立柱横梁采用预应力混凝土结构外，其余均采用钢—混凝土叠合梁结构。
1.端横梁设计
系杆拱桥端横梁起到将两片拱肋、拱座连接为整体，增加整体刚度和拱肋稳定性的作用。强大的端横梁可以大大增加结构的整体性、稳定性，改善结构的受力性能。钱江四桥端横梁横桥向长2640cm，采用预应力砼箱梁断面，箱梁宽580cm，箱梁高518～537.8cm。端横梁顶面兼作拱座位置的下层桥面结构层，其顶面标高由下层桥面标高确定，桥梁中心处端横梁顶面标高为18.528m，与拱座连接处端横梁顶面标高为18.330m，桥面横坡由端横梁顶面高度变化形成，端横梁底面标高为13.150m。端横梁两端与拱座砼连为整体，侧面设牛腿支承下层桥面板。
箱梁顶板厚60～79.8cm，底板及腹板厚60cm，与拱座相接处设厚150cm的实心段，端横梁中间支座位置设100cm厚横隔板，横隔板横向间距1240cm。端横梁侧面设牛腿支承桥面板。第一块桥面板支承于吊杆横梁和端横梁牛腿上。为加强端横梁结构的整体性并便于钢筋定位，端横梁采用型钢劲性骨架外包砼，型钢骨架在拱座位置与拱肋钢管焊接为整体。端横梁截面内对称布置8根37φj15.24钢绞线预应力束，钢绞线符合ASTMA416—90a（270k）标准，抗拉标准强度Rby=1860MPa、弹性模量为1.9×105MPa，预应力穿过或绕过拱肋钢管锚固于拱座外侧，钢绞线张拉控制力为0.65Rby=1209MPa，每根钢绞线张拉力为5247kN。端横梁采用C50砼现浇，骨架采用Q235b型钢和钢板。端横梁及拱座构造见图4-11。图4-11 196m跨端横梁构造图
2.其他横梁设计
下层吊杆横梁高1672～1870mm，工字形截面，上翼板宽800mm，下翼板宽度1000mm，腹板厚16mm，制作长度有25.9m和25.7m两种，两端与钢系梁预留接头焊接，每根横梁制作重量约25t。
上层吊杆横梁长31m，计算跨径29.4m，工字形截面，上翼板宽800mm，下翼板宽1000mm，腹板厚20mm，梁高2100～2300mm，每片梁重约31t。
拱肋横梁采用钢箱梁结构。顶底板宽均为900mm，厚30mm；腹板高2500mm，厚16mm。横向加劲肋标准间距2000mm。
拱上立柱横梁采用钢箱梁结构。顶底板宽均为1000mm，厚30mm；腹板高2240～2290mm，厚16mm。横向加劲肋标准间距2000mm。
墩上立柱横梁采用预应力混凝土结构，截面为矩形，宽900mm，高1500～700mm，配置4束9×Φj15.24的预应力钢绞线，与墩上立柱固接。
八、立柱设计
196m跨立柱分为两类：位于端横梁上的立柱和位于拱肋上的立柱，分别称之为墩上立柱、拱上立柱。在靠支点侧每侧各有一个。
考虑到墩上立柱高度较大、又位于机动车道边缘有撞击的可能，墩上立柱采用0.8×1.5m矩形断面，柱高11.86m，参见图4-12。立柱表面采用12mm钢板，横向分为3个隔仓，内部灌注C50混凝土，表层钢板仅作模板之用。为与85m跨衔接，墩上立柱横梁采用与之类似的预制混凝土梁，梁底设预埋钢板。柱顶与预埋钢板焊接，并用三角形钢板加强。柱底与端横梁上预埋钢板焊接。
拱上立柱为φ900mm钢管混凝土柱，钢管壁厚10mm。柱底通过柱脚结点与拱肋连接，结点构造参见图4-13。结点呈梯形，内部通过两纵两横隔板分为九室，隔板主要用做加劲顶板之用。由于施工困难，结点内部没有填充混凝土。结点外围钢板厚20mm，隔板厚14mm，顶板厚30mm。柱顶横梁为钢结构，立柱钢管与横梁底板直接焊接。图4-12墩上立柱立面图（单位：mm）图4-13墩上立柱结点构造（单位：mm）
九、桥面板设计
190m跨上层桥面板均为预制Π形板，下层轻轨线部分为预制空心板，两侧公交车专用道及人行道部分采用预制Π形板。预制板又分中板、边板两大类，均采用C50混凝土。
上层桥面板每块中板宽2.15m，边板宽2.35m，板长有9.65m、7.5m两种。预制板高度50cm，顶板厚10cm，腹板为倒梯形，最小厚度20cm，腹板净距1.15m，两端设横隔板，参见图4-14。横向各预制板顶板间设50cm宽的后浇湿接缝，纵向通过横梁顶50cm宽湿接缝连为一体。每个横断面共有8块中板，2块边板。Π形板最大重量11.02t，最小重量7.96t。
下层预制Π形板与上层类似，唯板宽略有变化：每块中板宽1.75m，边板宽2.35m，连接方式与上层桥面板相同。板长有3.7m、7.5m两种。每个横断面共有4块中板，4块边板。最大重量7.64t，最小重量4.0t。为加强整体性，下层预制空心板每块宽4.2m，横向仅设2块，板间通过铰缝连接，纵向连接与Π形板相同。板内设9×φ34cm圆空腔，挖空率38.9%，参见图4-15。板长分为3.7m、7.5m两种。空心板最大重量26.73t，最小重量12.82t。
全桥共用Π形板864块，空心板96块。为满足受力要求，桥面板腹板内布置了强大的钢筋骨架，顶板钢筋含量也较高。图4-14上层桥面板构造（单位：cm）图4-15下层桥面板构造（单位：cm）
第二节 85m辅跨上部结构设计
一、结构布置
如图4-16所示，89m辅跨可看成下承式系杆拱桥和上承式拱桥的组合结构，计算跨径为85m，桥长89m。拱桥的上下部结构连接方式采用刚拱刚梁外部静定的简支结构体系。图4-16 89m辅跨结构布置（单位：cm）
二、拱肋设计
拱肋拱轴线形为二次抛物线，矢跨比为1/7。拱肋采用直径为Φ1700mm、壁厚为22mm的单根钢管，钢材采用Q345C。为了增加拱肋的刚度，钢管内纵向设置6道厚22mm、高250mm的钢板加劲肋，与钢管内壁焊接，并内填C50混凝土。拱肋中心距10.4m，拱肋在拱脚位置与端横梁和系梁相互连成整体。为了保证拱肋的横向稳定性，拱肋之间设置5道直径为Φ900mm风撑。拱肋结构如图4-17所示。图4-17 89m拱肋结构图
三、横撑
每跨内设5道一字形风撑。风撑采用φ900×16mm空钢管，钢管与拱肋连接处周边设8道加劲肋。风撑布置参见图4-18所示。图4-18风撑构造（单位：mm）
四、拱座设计
1.一般构造
拱座的构造必须满足结构总体布置的要求，同时，无论刚性系杆拱桥的拱座还是拱肋、系梁、端横梁等关键受力构件交汇的节点，受力均很复杂。拱座构造尺寸根据桥梁的总体布置和受力、美观要求而确定。钱江四桥85m跨拱座位于下层桥面中间车道和两侧车行道间的分隔带上，拱座中心横桥向间距1040cm，拱座宽度200cm。根据桥梁的总体布置，存在“85m+85m”和“85m+190m”两种跨径组合，其中“85m+85m”组合为两拱座相邻，“85m+190m”为85m拱座与190m端横梁相邻。为解决各跨拱座处系梁预应力张拉空间问题，85m跨拱座设计中专门设计了预应力张拉槽构造，系梁预应力张拉完成后对张拉槽砼进行恢复浇注。
钱江四桥85m跨由于是双层桥面，且拱很坦，矢跨比达1/7，拱座受力十分特殊和复杂，拱座设计中对拱座节点进行了有限元分析，并认真吸收了初步设计、施工图设计各阶段施工图审查单位审查意见、专家意见，最后确定的拱座一般构造见图4-19所示。
2.节点结构设计
钱江四桥85m跨拱座节点内汇集了拱肋钢管、端横梁劲性骨架、端横梁预应力管道、系梁劲性骨架、系梁预应力预埋管道、施工过程中拱座与墩帽间的临时联结钢管等构件，加上端横梁及拱座普通钢筋，使节点内构件纵横交错、极其复杂。节点设计总原则是保证拱肋钢管、系梁骨架、端横梁骨架间可靠连接并尽可能少被削弱，同时，拱座主要钢筋与拱肋钢管焊接。为加强拱座砼的抗裂性，拱座内设置与拱肋方向大致垂直的竖向预应力，竖向预应力采用Φ132精轧螺纹粗钢筋，标准强度Rby=750MPa，张拉控制应力0.9Rby=675MPa。
全桥共85m跨9孔、拱座36个。图4-19 89m跨拱座构造图（单位：cm）
3.施工过程中拱座与墩帽间的临时联结
根据85m跨拱桥的施工工序，为平衡施工过程中系梁砼张拉前的拱肋水平推力，在拱座与墩帽间设临时联结构造，通过临时联结构造将施工过程中的拱肋水平力传至桥墩墩身。临时联结构造设计遵循以下原则：（1）构造简单、施工方便；（2）拆除方便，便于施工过程中的结构体系转换；（3）要求临时联结仅承受水平力，不承受弯矩和竖向力；（4）施工过程中通过严格的施工控制，基本保证施工扣索张拉力与拱肋倾覆力矩基本平衡；临时联结构造中设少量竖向预应力，仅仅起到平衡施工过程中少量不平衡弯矩的作用。
根据85m跨加载程序，临时联结构造承受永久系杆张拉前的拱肋水平推力，具体包括：拱肋空钢管、风撑、拱上立柱等荷载引起的水平力，每个临时联结构造设计水平承载力为6000kN。施工过程中，通过加载次序的合理设计和选择，使拱肋不平衡水平推力始终控制在临时联结及桥墩可承受范围之内。
临时联结具体构造设计为：墩帽中预埋下钢管，拱座中对应位置埋设上钢管与之相套，依靠钢管的抗剪承受水平力。钢管规格、根数时，一方面需满足水平力要求，并应适当考虑各钢管间受力不均匀系数的影响；另一方面需保证实际的受力状况与理论要求的受力体系一致，即临时联结仅承受水平力，不承受竖向力和弯矩。根据以上要求，每个墩帽和对应的拱座内设6根钢管，墩帽预埋钢管（下钢管）规格为Φ635×16mm，拱座内对应上钢管规格为Φ600×16mm，上下钢管内外径相差3mm的空隙，该构造措施既能保证临时联结构造仅仅承受水平力、不承受竖向力和弯矩，又能保证拱座各钢管共同受力，施工中收到了较好的效果。但该构造设计对施工要求较高，要求施工时对上下钢管分别加以编号，确保相互配套，并保证钢管定位准确，以保证各钢管共同受力。为改善内外钢管接触点的应力集中，要求对接触点管口位置进行磨光处理。钢管及加劲钢板材料选用Q345c钢材。拱座与墩帽临时联结构造见图4-20所示。图4-20 85m跨拱座与墩帽临时联结构造图（单位：mm）
为平衡施工过程中的少量不平衡弯矩，拱座尾部设竖向预应力，竖向预应力采用31Φj15.24钢绞线，标准为ASTMA416—90a（270k），每个拱座设4～6根。竖向预应力下端采用OVM15-31P型锚锚于墩帽内，上端采用OVM15-31张拉端锚具锚于拱座顶面。施工时对竖向预应力钢绞线仅张拉很小的初始力以将预应力张紧，以保证各预应力束共同受力。竖向预应力仅用于平衡施工中可能出现的少量不平衡弯矩，要求施工过程中任何情况下竖向预应力钢绞线的应力不高于0.5Rb y=930MPa。
五、吊杆设计
89m跨吊杆为单吊杆，由强度为1670MPa的高强度镀锌钢丝外包PE套制成，吊杆为成品索，工厂生产，现场安装。纵向间距为6.1m，横向中心距为10.4m，规格为109Φ7。吊杆在桥梁立面中与拱上立柱错开布置。锚具采用冷铸锚。吊杆结构如图4-21所示。图4-21 89m拱肋结构图
六、系梁设计
1.一般构造
85m跨系梁与拱肋、端横梁形成组合受力体系，并与下层吊杆横梁共同组成下层桥面梁格体系，刚性系梁可以使桥梁的整体动力性能大大改善，并可使下层桥面活载在各吊杆间分布更加均匀。系梁标高通过桥梁总体布置确定，系梁尺寸确定主要取决于桥梁总体布置、拱梁刚度比、系梁预应力布置需要，85m跨系梁顶标高18.65m、底标高16.15m，系梁中心标高17.4m；系梁截面为高250cm、宽200cm的现浇劲性骨架预应力混凝土结构，断面形式为箱形，壁厚为40cm。吊杆位置设厚80cm隔板，吊杆位置系梁设吊杆张拉槽，张拉槽平面尺寸为40×40cm。为便于吊杆锚头的检修、维护和更换，张拉槽采用活动钢板封闭，槽内注固体油脂保护吊杆锚头。系梁采用C50砼现浇。
系梁预应力采用12束31Φj15.24的钢绞线，钢绞线符合ASTMA416—90a（270k）标准，标准强度Rby=1860MPa，张拉控制应力为0.65Rby=1209MPa，按预应力混凝土A类构件设计。系梁一般构造及预应力布置主要构造见图4-22和图4-23所示。
2.劲性骨架设计
考虑到施工方便，系梁设计为劲性骨架砼。劲性骨架在系梁施工阶段应能承受系梁砼自重及施工荷载，并在构造上能够保证系梁预应力通过。每个系梁断面骨架弦杆采用8×[28c槽钢，腹杆及平联采用[14及[12.6槽钢，骨架节间配合吊杆间距设计，取为吊杆间距的一半即3.05m。为保证骨架吊装阶段能利用永久吊杆将骨架就位，专门设计了永久吊杆与劲性骨架间的连接构造。图4-22 89m跨系梁构造图（单位：cm）图4-23 89m跨系梁预应力构造图（单位：cm）
3.系梁预拱度设计
根据刚性系杆拱的受力特点，施工中系梁在竖向平面内的变位均应通过吊杆的张拉调到设计理论位置，以使系梁的受力符合以吊杆为支撑的多跨连续梁的受力特点。但综合考虑到拱肋的徐变、温度等因素，施工时根据实际温度状况在系梁跨中设5cm的预拱度，自跨中至拱座按二次抛物线设计。
4.系梁预应力的张拉顺序
系梁预应力束随施工过程进行分批张拉，张拉时遵循对称原则。灌注拱肋砼并达到设计强度后，第一次张拉系梁预应力束；现浇系梁砼并达到设计强度后第二次张拉；吊装下层吊杆横梁后，第三次张拉；吊装上下层桥面板过程中第四次张拉；桥面板吊装完成后进行第五次张拉；现浇湿接头及桥面铺装和栏杆等附属工程完成后进行第六次系梁预应力束张拉。实际施工控制过程中，根据具体的施工加载顺序对系梁预应力张拉顺序进行了进一步的细化。
七、横梁设计
横梁包括下层吊杆横梁、拱上立柱横梁、墩上立柱横梁和端横梁4种。由于拱肋横桥向中心距为10.4m，横梁挑臂很大，因此，横梁均采用预应力混凝土结构。
1.端横梁设计
根据桥梁总体布置，85m跨端横梁嵌在190m跨拱座之间，端横梁总长度为2630cm，比190m拱座间距小10cm。端横梁采用预应力砼箱梁断面，箱梁宽390cm，箱梁高337～128cm。端横梁顶面兼作拱座位置的下层桥面结构层，其顶面标高由下层桥面标高确定，桥梁中心处端横梁顶面标高为18.528m，桥面横坡由端横梁顶面高度变化形成，端横梁底面标高为15.150m。端横梁两端与拱座砼连为整体，侧面设牛腿支承下层桥面板，第一块桥面板支承于吊杆横梁和端横梁牛腿上。
箱梁顶板厚60～77.8cm，底板及腹板厚60cm，与拱座相接处设厚110cm的实心段，悬臂端设100cm厚端隔板。为加强端横梁结构的整体性并便于钢筋定位，端横梁采用型钢劲性骨架，骨架外包砼，型钢骨架在拱座位置与拱肋钢管焊接为整体。端横梁截面内对称布置6根12φj15.24钢绞线预应力束，钢绞线符合ASTMA416—90a（270k）标准，抗拉标准强度Rby=1860MPa、弹性模量为1.95×105MPa，张拉控制应力0.65Rby=1209MPa，每根钢绞线张拉力为2031kN。端横梁采用C50砼现浇，劲性骨架采用Q235b型钢及钢板。端横梁构造见图4-24所示。图4-24 89m跨端横梁构造图（单位：cm）
2.其他横梁设计
下层吊杆横梁由C50混凝土预制后，通过现浇湿接头与系梁连成整体；拱上立柱横梁为预制构件，施工时直接安装于拱上立柱上；墩上立柱横梁为现浇预应力混凝土构件。
拱上立柱横梁截面为矩形，宽900mm，高1500～700mm，配置4束12Φj15.24的预应力钢绞线，横梁与立柱固接。
墩上立柱横梁截面为矩形，宽900mm，高1500～700mm，配置4束7Φj15.24的预应力钢绞线，横梁与立柱固接。
下层吊杆横梁高1763～1000mm，土字形截面，腹板厚700mm，配置6束6、7、8、9股Φj15.24的预应力钢绞线，横梁通过现浇湿接头与系梁固接。
八、立柱设计
85m跨立柱分为两类：位于端横梁上的立柱和位于拱肋上的立柱，分别称之为墩上立柱、拱上立柱。每侧墩上立柱4个，拱上立柱12个。墩上立柱又分为两种，一种为矩形断面，另一种为圆形断面。
第一种墩上立柱采用0.8×1.5m矩形断面，柱高9.38m。立柱表面采用12mm钢板，横向分为3个隔仓，内部灌注C50混凝土，表层钢板仅作模板之用。此立柱与190m跨墩上立柱相对应。墩上立柱横梁采用预制混凝土梁，梁底设预埋钢板。柱顶与预埋钢板焊接，柱底与端横梁上预埋钢板焊接。
第二种墩上立柱采用φ800mm钢管混凝土结构，柱高9.38m。立柱表面采用20mm钢管，内部灌注C50混凝土。上部与立柱横梁梁底预埋钢板焊接。柱底与端横梁上预埋钢板焊接。
拱上立柱为φ900mm钢管混凝土柱，钢管壁厚20mm。柱底通过柱脚结点与拱肋连接，结点构造参见图4-25所示。结点呈梯形，顶板处于水平状态，内部C50填充混凝土。结点外围钢板厚20mm，顶板厚20mm。柱顶与横梁梁底预埋钢板焊接。最靠近跨中的那个立柱，由于高度较低，不设柱脚结点，直接与拱肋焊接。图4-25立柱结点构造（单位：mm）
九、桥面板设计
89m跨上层桥面板均为预制Π形板，下层轻轨线部分为预制空心板，两侧公交车专用道及人行道部分采用预制Π形板。预制板又分中板、边板两大类，均采用C50混凝土。
上层桥面板每块中板宽2.15m，边板宽2.35m，板长有4.65m和5.8m两种。预制板高度40cm，顶板厚10cm，腹板为倒梯形，最小厚度20cm，腹板净距1.15m，两端设横隔板，参见图4-26所示。横向各预制板顶板间设50cm宽的后浇湿接缝，纵向通过横梁顶30cm宽湿接缝连为一体，但与横梁间设有支座，纵向成为连续梁体系。每个横断面共有8块中板，2块边板。Π形板最大重量5.88t，最小重量4.68t。图4-26上层桥面板构造（单位：cm）
下层预制Π形板与上层类似，唯板宽略有变化：每块中板宽1.85m，边板宽2.07m，横向连接方式与上层桥面板相同，纵向则通过预埋钢筋与横梁连为一体。板长有3.3m、5.1m两种。每个横断面共有2块中板，4块边板。最大重量4.81t，最小重量3.01t。
为加强整体性，下层预制空心板每块宽4.2m，横向仅设2块，板间通过铰缝连接，纵向连接与下层Π形板相同。板内设8个24cm高度的圆端形空腔，挖空率32.1%，参见图4-27。板长分为3.3m、5.1m两种。空心板最大重量26.73t，最小重量12.82t。
全桥共用Π形板2106块，空心板252块。图4-27下层桥面板构造（单位：cm）
第五章 桥梁附属部分设计
第一节 休息平台
一、总体设计
在190m跨下层每个拱座及钢系梁外侧设行人休息平台一处，休息平台顺桥向长37m、横桥向宽6.1～3.3m，每个平台面积约为2186.7m，全桥共行人休息平台8处，行人从下层桥面人行道跨过钢系梁进入休息平台。休息平台总体布置及构造见图5-1所示。图5-1休息平台构造图
二、结构设计
休息平台结构附属于190m主跨结构。平台桥面标高由钢挑梁顶面标高及桥面板厚度决定。平台钢挑梁顶面标高与下层吊杆横梁顶面标高相同，据此原则，确定休息平台标高18.34m，并自内向外设1%横坡，以利于桥面排水。
每个平台结构设5道挑梁，自拱座或系梁钢箱挑出，挑梁上铺设人行道桥面板，以承受恒载及人群活载。除2号挑梁位置桥面板与挑梁通过现浇湿接头连为整体外，其他挑梁位置均设支座。1#、2#挑梁为预应力砼挑梁，采用C40砼现浇，与拱座砼连为整体；3～5#挑梁为工字形截面钢结构挑梁，挑梁采用Q345c钢材，钢挑梁位置与下层吊杆横梁对应。钢挑梁由工厂制作，至现场后与系梁钢箱预留挑梁牛腿焊成整体。
休息平台桥面板采用C40预制砼Π形板，板厚40cm。为加强结构的整体性，桥面板预制时板端留出铰缝，预制板就位后焊接铰缝钢筋并浇注铰缝砼。桥面铺装采用厚度2cm的大理石。
第二节 支座设计
钱江四桥190m主跨及85m边跨均为外部简支体系，拱座与墩帽间通过支座相连。其中，85m跨支座吨位3500t，采用GPZ（Ⅱ）35MN盆式支座；190m跨拱座下支座吨位6500t，采用大吨位抗震球形支座KQZ65MN。为改善结构受力，每个端横梁下设1个GPZ（Ⅱ）10MN盆式支座。主桥支座布置图见图5-2。其中KQZ65MN大吨位抗震球形支座，在国内应用较少，对其进行了专题研究。图5-2支座布置图
第三节 桥面排水系统设计
钱江四桥为双层桥面的城市桥梁，下层桥面雨水直接排入江中，上层桥面雨水通过雨水管收集后排入江中，上层桥面雨水管布设方式需考虑美观要求。对85m边跨，沿拱肋内侧布设排水主管，上层桥面雨水管作为支管沿拱上横梁、立柱布设并汇入主管，主管雨水在拱座附近位置通过预埋在系梁内的落水管排至江中；对190m主跨，上层桥面雨水管沿上层吊杆布设，至系梁顶面后由系梁与桥面板间的空隙排入江中。泄水管采用φ15cm优质PVC管。桥面排水构造见图5-3至图5-5所示。图5-3 196m跨桥面泄水孔布置图图5-4 89m跨桥面泄水孔布置图图5-5桥面泄水孔横断面布置图
第四节 主桥伸缩缝设计
主桥采用SFP型三防伸缩缝，主桥采用SFP-80、SFP-100、SFP-160三种规格的伸缩缝。其中，SFP-80型伸缩缝用于85m跨与2跨45m连续梁相接位置；SFP-100型伸缩缝用于两个85m跨相邻位置；SFP-160型伸缩缝用于85m跨与190m跨相接位置。伸缩缝遇人行道及拱座位置，用氯丁橡胶止水带设翘头，与人行道（检修道）侧石或拱座固定，以防止桥面雨水漫流。为美观起见，人行道、检修道伸缩缝顶面设铝合金盖板。
第五节 桥面铺装结构
桥面铺装厚12cm，采用8cm厚铣削钢纤维混凝土和4cm厚中粒式改性沥青混凝土，其中8cm厚现浇钢纤维混凝土计入桥面板的受力截面中。钢横梁与桥面板的横向接缝连成整体，使横梁在承受二期恒载和活载时成为钢混叠合梁。上层桥面系吊杆横梁之间设置小纵梁，纵梁采用63cI热轧工字钢，材质为Q345c。小纵梁共设置6道，设置位置离中心线分别为250cm、750cm和1250cm，全桥共用钢材约270t。
第六节 钢结构防腐设计
钱江四桥钢拱肋、钢横梁及立柱等钢结构外表面均采用电弧喷铝层防腐处理。拱肋分段涂装主要在工厂进行。钢管下料制成片段后，首先进行喷砂处理，粗糙度要求达到R Z在40～80μm之间。对于焊接预留部位则采用胶带保护，以防二次生锈，保护宽度为50～100mm。然后对其他部位用电弧喷枪喷涂铝镁合金，厚度为200±20μm，质量要求达到GB9795—88标准。构件尚有余热时刷涂环氧银铁底漆一道，厚度为40μm。
节段组装后，对焊接部位再进行上述工艺处理（喷砂—喷镀—封闭三个工序），然后对整个节段涂装一道银灰色881-YM面漆，厚度25μm，检验合格后等待发运吊装。
节段吊装完成后，对于节段焊缝及吊装破损部位严格按照上述工艺进行处理，然后对整个桥钢结构再涂装一道银灰色881-YM面漆，厚度为25μm。
一、电弧喷铝
1.基本工艺要求
钢结构电弧喷铝复合层施工前表面要进行防锈、清洁、平整处理，以利于涂层与钢基之间的牢固结合，达到防护效果。钢材表面清理与电弧喷铝非常重要，应在控制的湿度下进行，并迅速进行底层电弧喷铝。
钢材表面除锈方法和除锈等级应与设计采用的涂料相适应，喷沙达到GB8923—88标准Sa3.0级，粗糙度在R Z40～80μm之间，电弧喷铝层厚度200±20μm。
2.电弧喷涂前准备工作
[1]喷涂前工人进行技术培训和技术交底，学习工艺和操作规程，考试合格后持证上岗。
[2]编制喷涂施工工艺进行工艺试验，呈报监理工程师审批，并通过试验确定喷涂基本参数。
[3]检查电源、空压机、贮气罐、喷枪等设备的性能和运转情况。
3.喷涂环境与质量要求
喷砂必须在全天候的专用厂房内进行，喷砂房内配备除湿、吸砂、吸尘、喷砂设备。
喷砂房内湿度应≤80%。室内温度要求＞3℃，喷涂温度环境为5～35℃。未达到以上环境标准应停止作业。
喷砂砂粒为干燥、洁净钢砂，直径为16～40目。喷砂用的空气经过过滤，保证不含油质，水分不超过0.3%，空气压力大于0.6MPa。
4.喷涂、防腐材料及设备
[1]喷砂用固体颗粒、气体等应符合GB9793—1997或GB11378—89的规定。
[2]采用电弧喷铝时，应采用Φ2～3.0mm的金属丝，铝合金符合GB3190—82标准。
[3]喷砂、电弧喷铝用压缩空气，采用无油润滑空气压缩机，所产出的压缩空气符合GB9795—88标准6.1.1.2条文。
[4]喷铝主要采用电弧喷涂，具有附着力强、喷涂均匀等优点。
5.喷涂防腐施工技术要求
[1]喷砂除锈，表面显示均匀金属色泽，达到GB8923—88标准Sa3.0级，基本表面粗糙度达到GB9795—88标准R Z的40～80μm。
[2]电弧喷铝层厚度应不小于180μm。验收方法采用磁性测厚仪测定，所有工件100%检查，由施工单位记录，监理进行抽查。对表面2积大于2m的工件，每件测10处，每处测5点，取平均值记录；表面2积小于2m的工件，每件测5处，取平均值记录。各处测量值的总平均值在规定厚度的95%以上，最低值在规定厚度的85%以上为合格。
[3]钢结构喷涂后涂膜应无气泡、裂纹，无严重流挂、脱落、漏涂等缺陷，且涂层色泽一致。
[4]铝喷涂层外观和附着力检验，按有关规范、级数标准的规定进行。
[5]喷砂除锈、电弧铝涂层和面漆等每道工序完成后，应经自检、专检合格，填写质量检验报告，报监理工程师抽检确认合格，方可进入下道工序。
6.喷涂防腐施工工艺
电弧喷涂操作的技术指标主要控制好单枪喷涂厚度、喷涂间距和喷涂速度几个方面。
[1]喷涂前先进行必要的工艺试验，以便确定喷涂施工技术参数并选择合理的机械设备组合。喷涂施工技术参数主要是单枪喷涂速度、每次喷涂厚度、喷涂夹角、喷涂间距、喷嘴型号、空气压力和重叠面积等，以保证喷涂层平整、光洁、均匀，黏结性良好，并达到设计要求。
[2]利用清洁干燥的压缩空气，借助射吸式或压力式喷砂装置，或离心抛砂装置喷射冷硬铁砂，对钢结构基体表面实施清洁及粗化处理，直至基体表面呈灰白色的金属外观和均匀的粗化面。喷砂后钢管表面粗糙度应达到R Z40～80μm，且干燥无灰尘、无油污、无氧化皮、无锈迹，并达到GB8932—88的Sa3.0级，喷涂金属涂层前用干净的高压空气吹去灰尘。若达不到上述要求时，应重作喷砂处理。
[3]经喷砂后的钢管表面应尽快进行喷涂，其间隔时间愈短愈好，以免钢管表面氧化形成锈膜。晴天或不太潮湿的天气间隔时间不得超过8h，雨天潮湿或盐雾环境，间隔时间不得超过2h。
[4]电弧喷枪出口处与工件表面距离在80～200mm之间。喷枪与基体的夹角＞60°。喷枪移动速度要根据涂层厚度的要求来调整。
[5]分区域喷涂时，应注意要有50%左右的搭接幅度，电弧喷涂采用单枪一次达到设计厚度时，容易造成涂层结合力下降和厚度不均匀现象，所以喷涂厚度的形成采用多次喷涂或双枪同时喷涂来达到设计要求。
[6]喷涂过程中严格抽检制度，检查涂膜的厚度和附着力，以便发现质量问题及时处理。
[7]对后期安装焊接部位可预留局部区域，可用粘胶纸粘贴，后期安装焊接完成后补喷，补喷面积应大于预留区域，同时补喷区域外应采取隔离保护措施，避免损伤其他已喷涂部位。
[8]采取隔离等有效防护措施，防止喷砂、喷漆等四处飘散，引起污染环境或安全事故。
[9]喷涂过程中出现缺陷应立即停止喷涂，对缺陷部位重新喷砂处理。
[10]已喷涂的表面出现裂层、鼓泡、起皮、粉松及较大的流挂等缺陷，应进行喷涂后处理。此时使用扁铲铲平或局部喷砂处理，表面粗化合格后重新喷涂。
7.质量检验
[1]外观质量要求：
a.涂层外观要求均匀一致，无气孔或底材裸露的斑点，没有附着不牢固的金属熔融颗粒和影响涂层使用寿命的不合格缺陷；
b.涂层外观不允许有起皮、鼓泡、大熔滴、掉块等缺陷。
[2]内部质量检验要求：
a.厚度检查：采用磁性测厚仪测定涂层厚度，测得任何一点的厚度不得小于设计规定的最小厚度值。
b.孔隙率检查：清除喷涂层表面的油污、尘土并进行干燥，然后用浸有10g/1000ml的铁氰化钾或20g/1000ml的氯化钠溶液的大试纸覆盖在喷涂层上5～10min，试纸上出现蓝色斑点不多于1～3点为合格。
c.剥离检查：用小刀或利器削刮涂层，涂层不得成片脱落，若脱落面积占被检查面积的15%为不合格，应彻底返工。
二、封闭漆及面漆
根据设计要求和采用的涂料特性采取相应的工艺进行施工。
1.根据涂料品种的特性和删除要求选配机具、设备。
2.进行封闭漆施工前，应进行试涂。
3.使用涂料时，应搅拌均匀，如有结皮或其他杂物时应过滤清除后方可使用。
4.油漆开桶后，应密封保存。
5.涂料配制与喷涂、涂刷工具应保持干净，不得随意混用。
6.采用涂刷或喷涂施工时，涂层间应纵横交错，应先上后下，左右反复进行，达到无漏喷、无流挂和褶皱，均匀一致。前一道油漆干燥后再进行下一道施工工序。
7.用湿膜测厚仪测试膜厚度，根据测得的数据比较后进行调整，以确保涂层干厚度达到设计要求。
8.油漆涂装后不得有金属外露和油漆损伤。
9.涂装油漆的施工温度为5～35℃，相对湿度不得大于80%。
第六章 景观设计及理念创新
第一节 景观设计目标、原则
钱江四桥是一座现代化大跨双层钢管混凝土拱桥，结构新颖、造型美观，兼备汽车交通、轨道交通、人行交通等多种交通功能，类似的桥梁在国内绝无仅有。
钱江四桥横跨波涛汹涌的钱塘江，毗邻历史文化名城杭州市区，北起誉满天下的西湖风景区，南接滨江区新兴工业园，其特殊的地理位置决定了钱江四桥不仅应该是一座满足跨江交通要求的城市交通桥，还应该是一座景观桥、旅游桥、文化桥，是一座足以展示古城杭州从一座历史文化名城走向现代化国际旅游大都市的标志性建筑。
钱江四桥景观设计中，应严格遵循以下原则：
1.保证桥梁及周边使用功能的原则。所有景观设计项目不能影响桥梁的交通功能，不能侵入通航净空限界，夜景灯光照度不能影响行车、行船。
2.质量、安全第一原则，以桥梁受力结构为主体的观景建筑，不能降低结构的承载力。
3.具有开拓性，创造性，丰富的文化内涵。
4.应用现代科技成果，提升现代桥梁景观的美学效应。
5.环境保护和环境创造原则，维持区域生态平衡，保护文物和绿地，杜绝声、光、电对环境的“污染”。
6.尊重民风、民俗的原则。
7.在实现预定的景观建设目标、确保质量、创一流景观的前提下，尽量节省投资。
根据设计原则，结合桥型，桥位特点，主要设计如下项目：
1.主体结构涂装色彩设计。
2.主体结构夜景设计。
第二节 主体结构涂装及色彩设计
桥梁色彩是影响桥梁整体景观效果最直接、最重要的因素之一，桥梁色彩的选择要从视觉效果、地域文化、风俗习惯等多方面考虑。
钱江四桥横跨波涛汹涌的钱塘江，毗邻历史文化名城杭州市区，北起誉满天下的西湖风景区，南接滨江区新兴工业园。其地理位置决定了钱江四桥的色彩选择不仅要和桥梁形态相协调，更应与其特殊地理位置相协调。
一、涂装色彩的意义和作用（1）防护作用：涂装对于防止钢及混凝土腐蚀、延长结构耐久性和使用寿命具有重要作用。（2）环境协调：通过选用不同色彩，使桥梁与地点的环境和景观相协调。（3）体现形式美：指明结构的不同部分，强调桥梁的力学形态，更好地体现桥梁所追求的形式美和功能美。（4）体现地域文化：选用不同色彩体现地域文化。（5）识别性和标志性：不同色彩形成不同识别性。（6）安全性：在桥上附属设施使用安全色，防止交通事故的发生。（7）防止视觉疲劳：通过细部色彩的搭配，调节视觉效果，消除强烈的明暗对比，防止驾驶者产生视觉疲劳。
二、桥梁色彩设计的基本方针（1）表现出桥本身优美的姿态和部分之间色彩的完整统一。（2）与周边环境相协调，为杭州市自然景观增添风采。（3）表现地域性、文化性、主题性与亲切感。（4）对四季自然的色彩和日照条件进行科学分析，并根据色彩原理确定桥梁的色彩。
三、主题色彩的选定
对桥梁色彩的选定，以“象征性”、“未来性”、“亲和性”为三个基本设计主题。（1）象征性：要有强烈的时代感，能成为国际性旅游大都市——杭州的象征。（2）和谐性：与钱塘江及周边的自然景色相协调。（3）柔和性：给人以柔和、优美的感觉。
四、周边环境的色彩
对周边环境色彩分析可以了解周边环境色有以下特征：（1）在通常的天气情况下，天空水气弥漫，色调呈灰白，城市建筑在雾气中色彩灰暗不清晰。（2）天气晴好时，玉皇山和天空作为主要背景，整体环境呈现蓝、绿色调。（3）钱塘江水一年四季呈现蓝绿色。（4）城市建筑色彩不突出，呈现为杂乱的背景。（5）春夏季植物色彩暗陈，以深绿色和黄褐为主，杂以各种灰色调。
桥梁色彩的选择可以遵循“对比”原则，也可以遵循“协调”原则，二者并不冲突。在桥梁环境色偏暗的情况下，“与环境形成对比”作为基本原则，选择桥梁主体结构的主色调，然后通过明度、彩度的调整和细节色彩的搭配，使色彩突出的桥梁与环境色达到“对比中的协调”。
五、桥梁本身结构特点对选择桥梁色彩的影响
1.结构特点（1）是国内第一座双层桥面钢管拱桥；（2）钢质的连续起伏拱肋显得轻盈跳跃；（3）具有稳重的混凝土板式桥墩；（4）具有纤薄的上层桥面；（5）整齐排列的竖向拉杆。
2.色彩表现内容（1）上层结构本身具有形态美和韵律感；（2）下层结构显得坚固稳重；（3）各结构部位体积感的正确表达和调和；（4）桥梁的整体性及连续性；（5）强化桥梁的心理引诱力曲线。
六、色彩的喜好
不同阶层及不同年龄的人对色彩的喜好也各不相同。可能是受当地文化氛围及气候的影响，调查表明，杭州人大多喜好素雅的色彩。
七、桥梁本身材质特点对选择桥梁色彩的影响
钱江四桥的主要材质为钢及混凝土结构。
钢的特点是沉着、锐利、轻巧，具有机械性及都市性；混凝土的材质特点是亲切、稳重、结实、朴素，在本质上呈现出自然的延伸感。选择与材质特性相匹配的色彩，可以强化材质特征，准确引导视觉质感的表现。
八、桥梁色彩涂装设计
最终方案为蓝色系效果：主要色调蓝色与环境色相近相融；采用高彩度的色彩，又使桥梁从周围环境中凸显出来（见彩图1）。
钢管拱——蓝色；
风撑——浅蓝色渐变至蓝色；
下层桥面拱脚——蓝色；
桥墩、梁体等其他混凝土结构部分——灰白色；
防撞护栏——红色至黄色的渐变；
栏杆——灰白色；
非机动车与人行车道——红色沥青；
观潮平台铺装——灰蓝地砖。
冷色系包括青、蓝、紫、绿、白、灰等六种单色机组合色彩，其特点是清澈、宁静、高雅，是深远、理智、朝气、平安的象征。
把主拱肋渲染为蓝色，使之与梁侧混凝土的灰白本色组成蓝色系双色方案，其主色为蓝色，风撑色彩从下至上依次由浅蓝色向深蓝色渐变，色彩渐变的规律与天空的变化相协调。
在色彩学上，这个方案的主色调与环境色相近相融，可以使桥梁结构与蓝天白云、青山绿水浑然一体，给观桥游人一种宁静致远、朝气蓬勃的心理感受。
第三节 夜景照明设计
一、夜景照明设计内容
根据钱江四桥夜景照明的性质可分为功能性照明和景观性照明两大部分。
1.功能性照明是为了满足夜间行车和行人的需要所设置的路灯照明，它主要考虑路面照度、亮度、照明均匀度、眩光指数、照明诱导性、安全性等的技术条件。
2.景观性照明则更多的是从桥梁景观美学角度出发，在夜间运用不同照明器材和手法对桥梁进行二次表现，以此充分展示桥梁整体轮廓与质感美，丰富桥梁空间的深度和层次，创造美的夜间景观。
二、功能性照明设计
1.概况
钱江四桥是一座双层钢管混凝土拱桥，全长1376m，设上下两层车道，上层单向行车道宽11.75m，下层单向行车道宽6.5m，设计车速80km/h。
钱江四桥功能性照明分为上层桥面和下层桥面两个部分。2.设计的基本原则
根据《城市道路照明设计标准》及有关标准，确定以下设计原则：（1）总则：根据路面硬化所用材料及其反光特性，并考虑桥梁道路两侧等多方面因素，在设计中本着实用、经济、安全、美观的原则，着重体现功能性、装饰性、诱导性和易于维护等多方面，同时与景观性照明整体协调统一。（2）应用公式：见表6-3所示。
悬挑臂L≤1/4 H
照度计算公式：
平均照度：Eav=ΦU KN/SW
式中：
Φ—利用系数（由灯具利用系数曲线查出）；
U—灯泡光通量（单位lm）；
K—维护系数，一般在0.6～0.8范围内，计算时取0.7；
N—每个照明器内灯泡数目；
S—灯杆间距（m）；
W—路面宽度（m）。（3）照度标准：根据国家标准，结合杭州市的照明现状和要求，确定该条道路的照明标准为：平均照度≥25Lx，路面亮度不低于21cd/m，照明总体均匀度≥0.5，眩光指数G≥6。（4）照明布置：钱江四桥分为上层桥面和下层桥面两层进行布灯。
Ⅰ，上层桥面道路照明采用对称布置灯杆照明方式，灯具为截光型，光源为400W高压钠灯。由表6-3所得：
灯杆高度H=12m（公式：H≥0.5W=0.5×23.5=11.75m, H取12m）；
平均间距S=35m（公式：S≤3 H=3×12=36m, S取35m）；
悬臂L=2m（公式：L≤1/4 H=3m, L取2m）。
Ⅱ，下层桥面采用2×58W隧道荧光灯进行照明，灯具吸顶安装在下层桥面顶部，左右车道中间各安装一排，灯具间距4m，形成两条连续光带，满足照度要求且产生好的景观效果。（5）供电系统：采用10kV电压等级供电，并在桥梁两头各设置1台箱式变压器，容量315kVA。
3.桥面照明照度计算和灯具选用（1）灯具选用
路灯灯杆采用钢板制成后热浸镀锌，再进行静电喷塑处理，热浸镀锌质量符合GB2694-88的要求；圆锥形直线杆单臂灯杆，灯杆一次成型无任何横向焊缝，焊接采用自动焊，焊缝光滑平整，无凹凸状；灯杆壁厚4mm，抗风能力≥45m/s；灯杆高度12m，悬臂L=2m，仰角50°。
路灯灯具采用TRIUMPH型道路照明灯，压铸铝外壳，光源部分灯罩材料为弧形钢化玻璃，反射器采用进口的经阳极氧化处理的纯铝板，密封材料采用耐高温、耐老化的硅橡胶；光源为400W高压钠灯，光通量达50000lm，色温为2200K，有效寿命不低于24000小时（假定每开一次点燃10小时），光效有不低于120lm/W；灯具防护等级IP66，电气安全性能2级，功率因数cosφ≥0.85。（2）照度计算
根据照度计算公式验算上层桥面平均照度：
平均照度：Eav=ΦU KN/SW=0.43×56500×0.8×2/（35×23.5）=47.3lx（满足Eav≥25lx设计要求）
其中：Φ—0.45，（由灯具利用系数表查得）；
U—56500lm；
K—0. 8；
N—2；
S—35 m；
W—23. 5m.
同时可根据应用电脑软件照度计算图验证Eav=49.46lx。
4.照明控制系统
桥梁道路照明采用光电和定时控制。
控制装置采用可编程控制器，具有数据采集、处理、事件监视和显示功能，并具有多路开关控制及开关量数据采集、处理及显示功能，其内部可记录200条开关量变化事件和30条断电、通电事件，控制器设在箱型低压室内。
光电控制的开灯自然照度为2lx，关灯自然照度10lx。
定时控制随着日照的长短而调整开关灯时间。
三、景观性照明设计
1.景观性照明基本方针（1）标志性照明
钱江四桥作为杭州城市的重要景观道路和钱塘江上最重要的构筑物，是城市发展的标志，其夜景照明应强调其象征性。（2）整体性照明
钱江四桥夜景照明应与周围环境的基本照明协调统一，互相衬托，使其照明效果更具整体性。（3）特色性照明
钱江四桥夜景需要表现其滨江特色，充分展示桥梁夜景照明与钱塘江水交相辉映的艺术特点，同时突出表现具有杭州人文特色的景观性。（4）安全性照明
钱江四桥夜景照明设施布置不应给周围环境带来不利影响，应将照明工具及管线尽可能隐蔽起来，使白天景观不受影响，同时在灯具的设置中，应避免产生眩光。（5）经济性照明
钱江四桥夜景照明须考虑经济实际承受能力，注意节约能源，提倡绿色照明，注重运营维护管理的最优化设计。
2.景观性照明的主题“浓妆淡抹总相宜”。杭州因景而名，钱江因潮而扬，钱江四桥因水而美，江面波光粼粼的效果为桥梁夜景增添了生动的背景。
在钱江四桥夜景设计中，本着“以人为本”的设计理念，抓住夜景照明表现要素，有主（浓妆）有次（淡抹）地用光，渲染浓郁的钱江风情，注重灯光设计的艺术品位，形成“光、水、景”的桥梁景观照明风格。
3.景观性照明的手法（1）空间手法
根据钱江四桥的桥梁结构和需要表现的内容，在相应的位置配置不同投光、角度、功率的照明器具，营造出有层次感和立体感的桥梁夜景效果。（2）时间手法
根据季节、节假日、星期及一天内时间的变化，设置不同回路的照明器组，以创造富于光线变化的夜景效果。（3）色彩手法
利用光源的色彩特性，创造不同氛围的夜景，刻画不同的景观空间。
4.景观性照明的表现要求
在夜间景观的设计研究时，通过纯化构思，强调钢管拱桥的个性，从各视点场所能看到的角度考虑，促使富于变化的夜间景观的形成。
钱江四桥的夜景照明主要通过强调主拱、次拱的曲线，箱梁的跨线，桥墩的造型，创造出美丽的夜间景观，其具体照明要素选定为：（1）主拱：是夜景照明的主角，突出表现主拱俊秀的曲线美。（2）次拱：表现次拱连续跳跃的感觉。（3）箱梁外侧：表现远景中桥面水平的延伸感和舒展的曲线美。（4）桥腹：灯光投射到水面，加强了倒影的效果。（5）桥墩：表现桥墩的敦实、稳重的结构特点。
5.景观性照明的方案内容
主桥的主色为蓝色，为了重点表现190m主钢管拱，设置灯具于主拱钢桁架内部，将主拱照得通体发亮，如两道卧江长虹；同时采用动态的表现手法，即将主桥的主拱肋及边拱肋，用连续变色的光源，将其连续渐变的动态美表现出来——“浓妆”。
在梁侧则用白色的线光源将桥梁线形勾现出来；主桥墩用浅蓝色渲染，强化滨江临水的感觉。——“淡抹”。
每当夜色降临，整座桥就像一条彩虹在浅蓝的空际慢慢地流动，而当海潮来临时，这条长虹随着海潮的起伏跳动着，就像一条巨龙在水中游动、嬉戏（见彩图2）。
具体照明灯具布置：（1）主拱：布置150W泛光灯于钢桁架内，每个桁架节点安装两套，每拱90套，全桥共计360套，负荷64.8kW；同时，沿主拱桁架外侧上下安装可变色LED光管，长度800m，负荷16kW；照明主电缆至拱脚处穿管DN70明敷引至拱上，然后沿拱肋钢索明配。（2）次拱：次拱拱肋外侧连续安装可变色LED光管，长度共计1620m，负荷32.4kW；照明电缆沿拱肋部分明配，采用塑料卡子固定在预焊槽钢内。（3）箱梁外侧：在栏杆基座外的挂块内预埋连续安装1×36W防水支架灯，将桥梁线形和桥腹同时表现出来，全桥灯具共计1640套，负荷70.8kW；照明主电缆沿栏杆基座内预埋敷设。（4）桥墩：桥墩上安装400W泛光灯向下打光，灯具基本间距为3m，每个桥墩20套灯具，全桥共计240套，负荷为115.2kW；照明主电缆沿桥架敷设至每个桥墩上方时分电缆引出来穿钢管引至桥墩上的开关箱。
6.选用灯具
钱江四桥景观性照明灯具主要采用泛光灯、防水支架灯、LED数字变色灯管等，电缆采用YJV-交联聚乙烯绝缘聚氯乙烯护套电力电缆。这里着重介绍LED数字变色灯管和YJV型电缆。（1）LED数字变色灯管
LED数字变色灯管是近年来新开发的照明器材，具有可变色、功率小、寿命长等特点，因此在钱江四桥景观性照明方面作为重点推荐2使用。具体技术特点：工作电压DC1.5V～55V；亮度35～600mcd/m；调色码≥256色；工作环境温度≥40～80℃；防护等级IP66；平均寿命10万小时；多协议方式通信接口。可见LED数字变色灯管具有不同于传统照明灯具的诸多优点。（2）YJV型电缆
YJV型电缆具有高机械强度、耐环境应力好、优良的电气性能和耐化学腐蚀等特点。YJV电缆导体的最高额定温度为90℃（VV电缆为70℃）；短路时YJV电缆的最高温度不超过250℃（VV电缆不超过160℃），因此YJV型电缆相比VV型电缆具有额定温度高等特点，在钱江四桥夜景照明中被广泛应用。
第四节 设计理念创新
一、总体造型平面与立面变化有机结合
钱江四桥为拱梁组合体系的桥梁，十一跨大小拱如彩虹般地跳跃在钱塘江上，错落有致，高低起伏，其中190m大跨可以看成是中承式拱桥与下承式拱桥的组合，85m小跨可以看成是下承式拱桥与上承式拱桥的组合，所以包括了拱桥上、中、下承三种结构形式。在平面设计上，在190m跨下层八个拱脚外侧独具匠心地设计了八个景观休息观潮平台，使整个平面、立面线型顺畅，并在视觉上保持线型的连续性，尽量避免长直线和小偏角，并与沿线环境相协调。
二、总体设计与桥梁景观和运营管理有机结合
景观设计包括：主桥结构涂装色彩设计、主体结构夜景设计、观潮平台设计、桥上附属设施造型设计。运营管理设计包括：综合自动化系统、健康监测等。综合自动化系统内容包括：机电设备监控系统、广播系统、交通监控系统、安全警示系统、监控中心，它们对桥梁的科学管理和决策起到了重要的辅助和量化作用，同时也是保证桥梁畅通和车辆行驶安全的重要手段。健康监测对结构的关键部位布置传感器，以获取结构健康信息，实时把握桥梁整体结构的健康状态，建立健康档案，实现从传感器到数据采集设备再到监控中心的数据传递。在总体设计及结构设计中充分考虑了上述设计的可行性及预埋性，为日常运营管理创造了良好的条件。
三、结构设计与建设环境、施工工艺有机结合
钱塘江自然条件复杂，潮大浪急，采用栈桥施工下部结构及基础，下部结构设计中充分考虑防撞、防冲刷。由于上部结构拱肋合龙总体采用“缆索吊装法”施工，所以在拱肋节段的划分充分考虑了起吊重量及合龙的需要，按照应力叠加，对拱肋强度设计进行复核，每一拱肋的预拱度按照桥梁最终线型及施工流程进行正装、侧装的迭代计算。圆管拱肋的分仓及内部肋部设计充分考虑了灌注砼的施工要求。正是总体贯彻了“施工决定设计”的理念，将恶劣条件下结构的可实施性放到了结构设计之上，确保了大桥建设得以安全顺利开展，大桥建设实践也有力地说明这一理念是非常正确的。
四、结构设计与结构耐久性有机结合
钱江四桥所在地的气候环境特点可以概括为以下几点：热丰、雨富、光足；大气中含有二氧化硫；近海大气环境、近海海域污染较为严重；降水中主要酸性污染物质是SO-24，NO3，污染正在逐年加-重，酸雨污染的形势十分严峻，这样的气候环境对钢结构的腐蚀是十分严重的，因此采用二次雾化电弧喷铝技术进行长效防腐，并辅以外加环氧云铁封闭底嘴和丙烯酸聚酯面漆组合的复合涂层，通过理论计算及模拟环境的加速老化实验，确保达到结构耐久性设计的要求，从而实现“结构施工是结构耐久性的基础，运营养护是结构耐久性的保障”的理念。
第二篇 钱江四桥重大专项技术研究
第一章 钱江四桥极限承载力分析研究
第一节 概述
近年来，钢管混凝土拱桥在我国得到了迅猛的发展。目前为止，已建和在建的钢管混凝土拱桥已有百余座。尽管如此，对钢管混凝土拱桥的研究工作理论落后于实践，对于钢管混凝土拱桥的极限承载力研究还不充分，因此有必要开展进一步的研究工作。
以杭州钱江四桥建设为背景，同济大学钢和组合结构教研室开展了钢管混凝土哑铃形组合式拱肋的极限承载力试验研究，该试验于2002年9月底在同济大学桥梁工程系实验室完成。在进行拱肋极限承载力试验之前，还进行了材性试验以及钢管混凝土轴压试件的整体工作性能试验，目的在于测出拱肋模型的材料弹性模量和短柱极限承载力，为拱肋极限承载力试验以及结构计算提供依据。
此外，结合该项目的研究工作，开发了钢管混凝土拱肋极限承载力分析软件，并通过试验得到了验证，在此基础上，对钱江四桥极限承载力进行了分析。
第二节 计算理论和方法
钢管混凝土是由钢管和核心混凝土两种材料组成的组合材料，在进行钢管混凝土系杆拱桥极限承载力分析时，为了建立精细化的分析模型，对材料非线性的引入应该将两种材料分别考虑，通过空间复合梁单元来解决这个问题。
空间复合梁单元将梁根据不同的材料划分为纵向的纤维，每根纤维进行纵向分段，纵向的分段通过取若干积分点来实现，采用这样的方法可以更加全面地追踪结构极限承载力的发展过程。虽然数值积分增加了计算工作量，但是，目前计算机硬件技术的发展已经使之不成问题。复合梁单元示意图见图1-1。图1-1复合梁单元示意图
一、空间复合梁单元的切线刚度矩阵
对于几何非线性常用的描述方法为T.L.列式和U.L.列式。虽然不同的学者提出过不同的公式，但其差别一般仅在于对不同非线性因素的简化。对于综合考虑材料和几何非线性的问题，采用U.L.列式更适于描述非线性本构关系，这是由于U.L.列式每一步迭代均以前一收敛构型为参照，而前一构型的Cauchy应力为已知。较为常用的方法是直接从虚功原理出发，利用应力及其共轭应变建立平衡方程。
应用虚功原理，从T时刻到T+ΔT时刻结构的增量有限元平衡方程可以写为：
引入适当的形函数推得单元的增量平衡方程，根据T时刻的构型就可以求得T+ΔT时刻的构型。
所得到的单元基于以下基本假设：（1）单元变形后截面仍然保持为平面，但是不一定垂直于中性轴；（2）单元可以发生大的平移和转动，但服从小应变假定，即单元的长度和截面形状不发生改变；（3）钢管和混凝土之间黏结良好，二者之间不发生相对滑移。
由有限元法的基本原理，单元内任一点位移与节点位移有以下关系：
将式1.2～1.9代入式1.1，可以得到基于几何和材料非线性的复合梁单元的增量平衡方程：
二、数值积分
如果仅仅考虑几何非线性，很容易采用显式的单元刚度矩阵。但是由于复合梁要考虑材料非线性且在纵向分段，当前材料特性不仅与截面位置有关，而且因构件长度方向的不同位置而异，因此需要采用数值积分来实现。
首先将单元的截面根据不同的材料分为纵向的纤维，对单元纵向进行分段，即取高斯点，沿着梁的纵向进行一维高斯积分，有：
其中：N为纵向高斯点数的数目，y（pk）为高斯点所在层到中性轴的距离。取三个积分点依次为：p 1=0.1127，p2=0.5和p3=0.8873；相应的权系数为w 1=5/9，w 2=8/9和w 3=5/9。利用式1.11进行数值积分，可以得到单元刚度矩阵的各项。
三、材料本构关系
钢管混凝土轴心受压实验的目的在于了解面内极限承载力模型的钢管混凝土构件工作性能，验证所开发的有限元程序中采用的本构关系的正确性，为下一步拱肋面内极限承载力模型的分析打下基础。
进行钢管混凝土构件极限承载力分析的有限元模型，对复合梁单元对钢管和混凝土分别考虑。钢管采用基于Von-Mises屈服准则的本构关系模型。
对于核心混凝土，由于钢管混凝土的塑性行为取决于钢管紧箍作用的发挥，这种作用与钢管混凝土的含钢率有关，当含钢率高于一定值后，钢管能够提供足够的紧箍力，此时核心混凝土的等效一维本构关系曲线表现为没有下降段，延性大大提高。反之，钢管不能提供足够的紧箍作用而出现下降段。在钢管混凝土构件受压变形发展过程中，核心混凝土的泊松比随着应力水平的提高而逐渐增大（一般从0.1667增加到0.5左右），而钢管的泊松比则基本保持不变（约为0.3），由于二者横向变形的差异导致了紧箍作用的产生，使得核心混凝土处于三向受压状态，从而提高了整个构件的极限承载力。如果不考虑紧箍作用，就无法真实反映钢管混凝土构件的极限承载能力。
受拉区混凝土实际上也处于多向受力状态，而且由于紧箍作用的存在，轴向受拉能力也有所提高，但是目前对于这方面的研究工作尚且很不充分，因此，常常偏于安全地采用普通混凝土的受拉软化模型。
采用如下本构关系（圆钢管混凝土），其公式如下：（1）εc≤ε0时：（2）εc＞ε0时：
式中：
从上述公式可见，该核心混凝土本构关系反映了约束效应的影响。
泊松比则采用以下公式计算：
受拉区混凝土采用折线模型，图1-2所示为本试验中的轴压构件和拱肋模型的核心混凝土本构关系曲线。由于考虑钢管和核心混凝土的塑性，在分析过程中需要采用Newton-Raphson方法迭代求解。受压区核心混凝土本构关系计算方法如图1-3所示。图1-2核心混凝土本构关系图1-3核心混凝土本构关系计算
第三节 钢管混凝土拱肋面内极限承载力试验研究
一、试验模型
本试验目的在于通过对钢管混凝土哑铃形拱肋结构面内受力全过程的分析，研究钢管混凝土拱肋的荷载-变形规律，验证有限元分析的结果，以及所采用的本构关系在钢管混凝土拱肋分析中的适用性，并以此为基础分析材料非线性和几何非线性因素对结构极限承载力的影响。
1.模型的设计和制作
模型拱肋跨长950cm，高260cm。采用哑铃形断面，材料为Q345c，采用φ60/t=2mm的无缝钢管，两根钢管之间采用一块t=8mm钢板连接（见图1-4和1-5所示），钢管内灌注C50细颗粒混凝土。图1-4面内极限承载力试验模型图1-5试验模型截面（单位：mm）
2.测试内容
在L/4截面加载点处逐级施加集中荷载，观察试件的变形形态，测量结构的荷载-位移、荷载—应变关系，直至结构失效，确定在该加载方式下拱肋的极限承载力。
3.测点布置
在拱脚、四分点、3L/8断面和拱顶处布置应变测点，并设置位移计测量竖向及水平位移（图1-6）。
4.加载位置和装置
在拱肋四分点处施加集中荷载，选择反力架、千斤顶加载设备。
5.测试仪器选用
荷载测量采用力传感器、静态电阻应变仪。
应力、应变测量采用应变片及数据采集器。
挠度、变形采用百分表测量。
6.测试步骤
根据有限元计算得到的极限荷载值，进行模型拱肋面内受力全过程的分级加载。每级加载5kN，每级加载持续3～5分钟后读数，以保证结构充分变形。图1-6面内极限承载力试验荷载及测点布置（注：模型南北向放置，在靠近南侧的四分点竖向加载，从南到北的截面依次为：0、L/8、L/4、3L/8、L/2、5L/8、3L/4、7L/8和L。括号中的数字为通道号）
二、有限元模型的建立
应用所开发的钢管混凝土结构分析软件对钢管混凝土拱肋极限承载力分析时，将截面按不同的材料划分为不同的层（图1-7）。
三、实验结果分析
模型拱肋在四分点处集中荷载作用下呈现反对称变形，当荷载在65kN以下时，荷载与位移呈线性关系。继续加载，荷载位移曲线逐渐呈非线性关系，当荷载达到93kN时，结构变形急剧增大，四分点最大竖向位移达到51mm，拱肋表现出较好的延性。
1.位移图1-7计算模型截面分层示意图
图1-8反映了各阶段拱肋竖向位移的发展情况。在四分点竖向荷载的作用下，拱肋呈反对称变形，最大值发生在四分点和3L/4处，而拱顶的竖向位移很小。图1-8拱肋竖向位移图
从图1-9～图1-12可见，计算结果与试验吻合较好，说明所建立的有限元模型以及所采用的材料本构关系能够反映实际的受力情况。图1-9模型拱肋L/4截面荷载-竖向位移关系图图1-10模型拱肋L/4截面荷载-水平位移关系图图1-11模型拱肋L/2截面荷载-竖向位移关系图图1-12模型拱肋L/2截面荷载-水平位移关系图
荷载超过75kN后，开始进入塑性工作阶段，结构的变形表现出快速增长趋势，此时计算荷载值略大于实测值。
2.纵向应变
从纵向应变计算值和实验值的比较（图1-13～图1-17）可见，除了拱脚截面和L/4截面下缘相差较大外，其余测点吻合较好。图1-13拱脚截面下缘（CH165）荷载—纵向应变关系图图1-14 L/4截面上缘（CH180）荷载—纵向应变关系图图1-15 L/4截面下缘（CH185）荷载—纵向应变关系图图1-16 L/2截面上缘（CH200）荷载—纵向应变关系图图1-17 L/2截面下缘（CH205）荷载—纵向应变关系图
结构的屈服从加载点截面开始，逐渐向拱脚和拱顶发展，结构表现为面内的反对称失稳，塑性区出现在拱脚、4/L截面、拱顶，这与理论分析的结果相吻合。在此类桥梁的设计中考虑到非对称加载的工况时，应该注意结构的这个特点。
随着拱脚、四分点塑性区的出现和塑性的发展，拱肋逐渐进入极限承载阶段，图1-15为加载点处下缘钢管的荷载—应变关系，此时下缘钢管已经屈服，下缘混凝土已经开裂。在实验过程中发现，此时即使荷载不变，拱肋的变形依然在发展，应变片已经无法使用，达到承载力极限时，曲线接近水平，可见钢管混凝土拱肋具有很好的延性。
将钢管混凝土拱肋模型割开发现，在加载点处上缘并未发生明显的压碎现象，但是下缘已经产生多道横向裂缝，也说明计算模型和复合梁单元能够很好地模拟钢管混凝土材料的应力发展以及混凝土的开裂。
3.环向应变
钢管混凝土材料的工作特性主要取决于紧箍作用的发挥，在实验中采用环向应变片来测量钢管的环向应变，可以发现在拱脚和四分点处，拱肋钢管已经发挥紧箍作用，以加载一侧拱脚为最大，达8000με，已进入屈服阶段，而其他部位钢管的环向应变较小。因此，在钢管混凝土拱桥设计时应考虑拱脚部位拱肋的加强。图1-18拱脚截面下缘（CH235）荷载—环向应变关系图图1-19 L/4截面上缘（CH250）荷载—环向应变关系图图1-20 L/4截面上管下缘（CH252）荷载—环向应变关系图图1-21 L/4截面下缘（CH255）荷载—环向应变关系图图1-22 L/2截面上缘（CH270）荷载—环向应变关系图图1-23 L（拱脚）截面下缘（CH313）荷载—环向应变关系图图1-24 L（拱脚）截面上缘（CH310）荷载—环向应变关系图
四、进一步分析
1.平截面假设
通过对拱脚截面、四分点和拱顶截面正应变分布的分析发现，截面正应变基本服从平截面假设（见图1-25～图1-27所示）。因此，本文在建立复合梁单元时所采用的平截面假设是成立的。图1-25拱脚截面正应变分布图图1-26四分点截面正应变分布图图1-27拱顶截面正应变分布图
2.不同混凝土标号对拱肋极限承载力的影响
通过对不同混凝土标号情况下荷载-位移关系曲线（见图1-28和图1-29）的进一步分析可见：保持其他条件不变，随着混凝土标号的提高，虽然塑性段起点的荷载值（组合屈服点）有所提高，但从总的趋势上看，由于塑性段逐渐变短，甚至可能导致极限承载力的下降。图1-28不同混凝土标号模型拱肋L/4截面荷载-竖向位移关系比较图
根据第三章中约束效应系数ξ的定义，保持其他条件不变，约束效应随混凝土标号的提高而降低，说明采用高强度混凝土将降低钢管混凝土材料的塑性性能。由式1.16，f ck减小导致σ0减小，但是由此造成ξ的提高可能使构件的工作出现强化段；而f ck增大虽然提高了σ0，但是ξ的减小导致构件工作出现下降段。图1-29不同混凝土标号模型拱肋L/2截面荷载-竖向位移关系比较图
可见，混凝土标号的提高将会降低钢管混凝土拱肋的延性。因此，尽管采用高强混凝土使得构件在弹性工作阶段刚度有所提高，但并不是提高构件极限承载力的有效措施。
3.不同钢材屈服点对拱肋极限承载力的影响
从图1-30和图1-31对不同钢材屈服点情况下的计算可见，钢材屈服点的提高对提高钢管混凝土拱肋的极限承载力效果显著。根据式1.15，当约束效应系数大于1.12时，钢管混凝土塑性工作将出现强化段，反之则出现下降段。在这里，f y=200MPa对应的约束效应系数等于0.81，所对应的钢管对核心混凝土的约束效应较小。图1-30不同钢材屈服点模型拱肋L/4截面荷载-竖向位移关系比较图图1-31不同钢材屈服点模型拱肋L/2截面荷载-竖向位移关系比较图
4.几何非线性对拱肋极限承载力的影响
计算表明（见图1-32），几何非线性的影响表现为在材料保持弹性的阶段小而材料发展塑性的阶段大。考虑几何非线性因素时计算得到的极限承载力为112.6kN，不考虑几何非线性的影响计算得到的极限承载力为119.2kN，较前者大5.9%。可见，对于哑铃形截面组合式拱肋，在材料线弹性阶段，几何非线性的影响完全可以忽略，但是，需要注意的是，几何非线性的影响随着材料非线性的发展而呈现逐渐增大的趋势。图1-32几何非线性的影响图
第四节 钱江四桥面内极限承载力分析
一、不同工况下的极限承载力
第二类稳定极限承载力分析，实际上是在考虑几何和材料非线性的前提下，通过逐步施加特定荷载，直至结构失效。计算结构从加载开始到失稳全过程的荷载-位移关系曲线，曲线的最高点所对应的荷载就是结构失稳破坏的极限荷载。
通过极限承载力试验，所开发的软件得到了验证，这里将其应用于四桥的极限承载力分析。对多种荷载工况进行了极限承载力分析，在这里仅以以下4种工况为例。
由于荷载的复杂性，很难以统一的荷载集度来表示，因此，这里用活载系数作为衡量结构在特定荷载分布方式下的超载能力。各种工况及其相应的活载系数见下表。
在恒载+上层满布人群+下层人群+轻轨工况下，活载系数为3.5（见图1-34和图1-35），此时为最不利的荷载工况，以四分点的竖向位移为最大，达到1m，拱顶竖向位移最大为0.22m。图1-33拱肋跨中竖向位移（工况1）图1-34拱顶竖向位移（工况4）图1-35四分点竖向位移（工况4）
二、不同荷载分布方式的影响
为了说明荷载分布方式对结构的影响，以城-A级车道均布荷载为例进行分析。
计算表明，在半跨偏载作用下，拱肋的变形表现出反对称特征。除拱肋上下弦杆有钢管屈服和混凝土开裂发生外，部分腹杆也发生屈服（主要集中在拱顶，拱脚部位也有部分杆件发生屈服）。拱肋核心混凝土的开裂则主要分布在L/8～L/2和5L/8～7L/8两个区域。
在全桥加载情况下，拱肋钢管的屈服主要集中于拱脚部位。仅拱脚上弦混凝土发生开裂，这是该工况下极限承载力大大高于半跨加载情况的主要原因。
通过对图1-36与图1-37的比较可见，全跨加载时的活载系数为半跨加载时的1.6倍，可见，荷载分布方式对结构的极限承载力影响非常大。该类桥梁的整体稳定受半跨加载工况控制。图1-36半跨布载时的拱顶竖向位移图图1-37全跨布载时的拱顶竖向位移图图1-38全跨布载时的混凝土开裂图图1-39全跨布载时的钢管拉屈图图1-40全跨布载时的钢管压屈图
三、拱肋含钢率的影响
含钢率对极限承载力有一定的影响，但不十分明显。从含钢率等于0.09到0.119，极限承载力仅提高5.5%，而继续增加拱肋含钢率则偏于不经济，其影响见图1-41。图1-41含钢率的影响——四分点竖向位移图
四、拱肋混凝土标号的影响
随着混凝土标号的提高，材料的极限抗压强度提高，但是结构的延性下降。由计算结果（图1-42和图1-43）可见，采用三种不同标号的混凝土对结构的极限承载力影响不大，但是结构的变形以C30混凝土时为最大，C50混凝土时为最小。图1-42拱肋四分点竖向位移图图1-43拱顶竖向位移图需要注意的是，此时结构的最大变形均已很大，大大超出实际允许的变形范围，且此时荷载稍有增加，结构即产生很大的变形增量，这在实际结构中是不允许出现的。
五、拱肋腹杆壁厚的影响
计算表明，进入极限承载阶段后，拱肋腹杆发生屈服破坏，这是设计该类桥梁时需要重视的问题。从图1-44和图1-45可以发现，从腹杆壁厚10到16mm，极限荷载逐渐增大，而腹杆壁厚从16到20mm则极限荷载基本保持不变。
图1-46则反映出考虑与不考虑腹杆的塑性对极限承载力有较大的影响，因此，如果不考虑腹杆的塑性，将会高估钢管混凝土桁式拱肋极限承载力。图1-44四分点竖向位移图图1-45拱顶竖向位移图图1-46腹杆塑性的影响图
第二章 钱江四桥主跨1:10整体模型试验
杭州钱江四桥主跨采用了双层桥面钢管混凝土组合系杆拱结构，上层为汽车道、下层为轻轨交通。计算跨径190m，矢跨比1/4。其结构受力比较复杂，为了深入研究钢管混凝土拱桥在正常使用荷载作用下的受力特性，需要对190m主跨（1:10比例）进行整体静力模型试验研究。通过试验模型实测拱桁各控制断面（四分点、跨中和拱脚等）和控制构件（如系梁和吊杆）在相当设计正常使用（以及最不利）荷载作用下的内力和变形，了解实桥结构的受力性能和承载能力。
第一节 模型设计和制作
一、模型设计
1.相似常数的确定
[1]为尽可能缩小模型的制作误差和测量误差，以及能较真实地模拟钢管混凝土结构的受力特性，确定全桥模型的几何比例尺C L=1/10。
[2]结构静力模型与原型的静应变相似常数Cε=1。
[3]模型取材与原型基本一致，以使模型与原型的弹性模量基本相同，从而满足CE=1或CE≈1。
模型的几何比例尺、结构和材料确定以后，其他一些相似常数亦随之确定：应力常数Cσ=CE=1；线均布荷载常数Cq=CL·CE=1/10；集中力荷载常数Cq=C2L·CE=1/100。
按上述原则和相似常数等设计的模型全长1960cm，宽320 cm，高530 cm。
2.模型设计
模型设计的原则是：主要构件基本（几何缩尺和材料）严格相似，次要构件适当放松相似要求。具体做法如下：
[1]模型主要构件（如钢管混凝土拱肋、钢管桁腹杆等）的材料、截面特性和约束条件等与原型全相似，其他构件的几何缩尺符合相似要求。
[2]原型的系梁、端横梁和拱脚等构件都设计了预应力。模型只考虑系梁预应力，端横梁的型钢骨架以钢筋骨架模拟，且不设预应力筋。
[3]吊杆的设计以满足面积相似控制，便于模型制作同时也保证外观协调。
[4]桥面板和桥面铺装层合并成预制板，上下两层桥面板均采用45mm厚度的钢筋砼矩形板。
二、模型制作
1.拱桁、系梁和横梁等钢结构的制作（1）拱桁预制
拱肋架预拼顺序：主拱肋φ95×2按成型定位在胎架上→定位上下平联φ50×1→定位竖腹杆、斜腹杆、内横杆→焊接→整体翻身焊接→定位锚箱→锚箱焊接（所有管对接必须放样展开、切割打磨成型，精度要求±1mm，局部节点为±3mm）→拆除台架及分段→检查节点及线型值→局部校正割除余量并加固支撑。（2）系梁和横梁等预制
板材直接放样展开，机械剪切薄板，不可氧乙炔切割。整体定位在钢质平台上，局部加压力架施焊，采用局部跳焊法，减少与控制变形，施焊冷却后，拆除压力架与定位焊，检查变型并作局部校正，打磨飞溅等，作底漆处理。风撑先焊接成单片骨架，总装现场与主拱肋焊接。（3）现场总装流程
总装地作1:1展开放样→各分段联体单片定位→从中间段向左右两边逐段焊接→左右单片按线定位→安装风撑分段联体→检查水平垂直度（边焊接边检查，严格控制偏移）→安装系梁并连接前后两端→安装拱肋横梁使整个桥模成整体→加上必要的斜撑加固焊接成型→配合混凝土整个定位→配合吊索横梁、定位。
2.细颗粒混凝土研制（1）50号细颗粒混凝土
首先参考有关细颗粒混凝土资料，设计了多组不同配方（主要是挑选骨料和确定减水剂），通过强度和弹性模量试验，确定实际配方。最后选中的一组配方的水灰比为，水泥：中砂：（0～5mm）石料：水=1:0.6:1.4:0.378，加NDZ-1000外加剂。试件的轴心抗压强度和弹性模量试验结果分别为R 28=53.9MPa和E 28=35100MPa，符合使用要求。模型桥面板、拱脚和端横梁采用了上述配方混凝土。（2）钢管内部混凝土
钢管内部的细颗粒混凝土采用了高强、无收缩灌浆料。经系列试件对比试验，选定往灌浆料里加30%细骨料（最大碎石直径5mm）的配方。最后选中的配方，试件轴心抗压强度和弹性模量试验结果分别为R 28=50.6MPa和E28=34400MPa，符合使用要求。
3.模型吊杆
模型上吊杆和下吊杆分别采用了φ5（76根）和φ7（92根）高强钢丝，基本满足相似要求。所有吊杆两头均采用镦头办法，其中拱桁一头直接挂落在锚钢板上，另一头与调节螺帽内预留孔套接。全模型桥采用特别设计加工的可调螺帽，该螺帽的另一端直接拧在与上横梁或系梁紧固的长螺杆上。该可调螺帽的设计，既解决了吊杆下端与系梁、横梁的连接，又圆满地解决了模型吊杆力的调整问题。图2-1加载试验模型
4.模型预应力
按全相似模型设计模型对系梁施加的预应力应该是原型的1/100，实际考虑平衡现有模型自重和实际恒载作用下的系梁拉力，每根系梁分别只需施加160kN预应力。每根系梁用两束10×φ5的高强预应力钢丝，选配DM型预应力系统。
加载试验模型如图2-1所示。
本模型基本为全相似模型，针对部分或局部构件尺寸的不一致（如主拱肋钢管管壁厚度的影响、改动最大的桥面板的影响等）对相似模型试验数据结果的影响，做了对比计算，其数据结果相对误差（在弹性阶段）不超过5%。所以，通过模型测试得到的变形和应力数据可以按相似理论翻回到原型结构上去：原型的应变（或应力）等于模型的应变（或应力）；原型的变形10倍于模型的挠度，即模型测试得到的1mm等于原型的1cm。
第二节 理论计算模型及加载方案
一、模型理论计算模型的建立
1.有限元组合式模型
钢管混凝土拱是由两种不同材料组合而成的结构，两种材料在结构承受荷载期间，共同承受结构外荷载，共同变形。而且随着外荷载的增大，钢管对混凝土的约束作用逐渐发挥出来，使得钢管混凝土这种组合结构的受力性能优于单一的钢管结构和混凝土结构的受力性能。
根据钢管混凝土结构的具体情况，采用了有限元组合式模型计算方法。将钢管混凝土结构视作层状结构，里面一层为混凝土，包裹在外的一层为钢管，并假定钢管和混凝土之间黏结良好，不产生相对滑移。在单元分析时，分别求得钢管和混凝土对结构单元刚度矩阵的贡献，组成一个复合的单元刚度矩阵，进而求得整体刚度矩阵。组合式模型计算结果精度较高，能够了解结构细部的反应，在大多数情况下，其精度足以满足工程实际应用。
2.基本假定和简化
由于本项加载试验是测试试验模型在正常使用荷载下的受力状态，而在正常使用状态下，模型结构处于弹性变形范围内，因此模型的理论计算结果均是在结构处于弹性变化范围内获得的。以下是几个基本假定：（1）钢管混凝土拱桥拱肋、钢系梁等结构主要受力构件均处于弹性工作范围内，其变形符合平截面假定，即正截面变形后仍保持平面。（2）钢管和混凝土之间黏结良好，共同变形。钢管与混凝土之间没有滑移。（3）吊杆处于受拉状态。
此外针对实际模型结构主要还有以下简化：（1）实际结构钢管砼拱肋端部伸入到混凝土当中，计算模型中钢管砼拱肋汇交于支座位置。（2）将结构上层和下层桥面板化为等效荷载直接作用在上层和下层横梁上，但桥面板单元按实际结构考虑其刚度对整个结构受力的贡献。
3.单元划分
理论计算采用通用有限元ANSYS进行建模。根据模型结构尺寸及截面，建立三维空间有限元模型，主要的单元类型有两种：空间梁单元及空间杆单元。其中，桁式主拱肋的上下弦杆和腹杆采用空间梁单元。梁单元的横截面严格按照实际结构模拟，单元采用层状结构，里层材料为混凝土，外层为钢管，两种材料密贴在一起，共同受力，共同变形。吊杆采用空间杆单元，吊杆两端的作用点分别在拱肋弦杆和上下层横梁，只考虑受拉，不考虑受压。吊杆单元的面积和真实结构吊杆的面积一样，上下层吊杆每端均为两根。有限元模型中，横梁每端的两根吊杆简化为一根，即有限元模型中的每根吊杆面积等于真实结构中相对应的两根吊杆面积之和。此外，在有限元模型中，上下层横梁、端横梁均是按照真实结构的实际尺寸来模拟的。模型计算图式见图2-2。
4.边界条件的处理
在有限元模型中，实际边界条件的处理方式为：拱脚一端为固定铰支座，约束支点处的竖向、纵向和横向水平位移，但不约束其转动。拱脚另一端为滑动铰支座，约束支点处的竖向和横向水平位移，但不约束其纵向水平位移，使其可以自由地拉伸。端横梁处的四个支座均处理为约束其竖向和横向水平位移。图2-2模型桥的空间有限元模型图
5.材料特性的确定
由于采用的是钢管和混凝土的组合模型，其材料特性可以分别加以定义。在有限元模型中的取值为：钢管弹性模量E=2.1×108kPa，泊松比μ=0.3，温度膨胀系数Δα=1.2×10-5。50号混凝土弹性模量（实测）E=3.44×107kPa，泊松比μ=0.167，温度膨胀系数Δα=1.2×10-5。
实际模型试验过程中，钢管和混凝土的弹性模量都将予以实测，计算亦将作相应修正。
二、试验加载方案的确定
1.试验荷载
钱江四桥主桥采用的设计荷载标准为汽车—20级，挂车—100级。上层桥面为6车道的快车道，下层中间为双线轻轨，两侧设公交专用2道，其余为人行道和非机动车道。人群—4.0kN/m，轻轨按上海明珠线的标准。
2.试验加载方案
根据实桥的荷载标准和设计控制值，首先将实桥最不利加载位置的荷载等效地移植到模型桥上去，再根据控制截面设计控制值（如最大、最小应力、拉压力、弯矩等）等效的原则，将实际的加载模式通过试算得到等效的单点加载数值。具体的步骤如下：（1）作出控制截面的内力影响线。（2）将实桥荷载等效成模型的荷载。（3）根据《桥规》，计算在最不利位置加载条件下控制截面的应力、位移等量值。（4）以控制截面应力最小（最大）值相等为标准，将实际的多点加载模式等效成为试验中的单点加载模式，得到单点加载时的荷载值。
根据上述方法及步骤，可得到各个控制截面在各种加载工况下的单点加载数值同见表2-1，杆号示意图如图2-3所示。图2-3模型桥加载吊杆号示意图注：荷载作用位置均在吊杆所对应的横梁上，如上1，为上层1号吊杆对应横梁，下12，为下层12号吊杆对应横梁。在偏载情况下，为各个吊杆。各吊杆编号见图2-3。表中荷载大小为根据设计荷载缩尺以后的等效荷载。
三、理论计算与试验的关系
结合模型试验进行的计算分析，除了要给出试验的（荷载、响应等）期望值以指导试验外，还必须与加载试验结果进行比较，直至符合结构实际工作模型为止。理论计算与试验之间的相互作用关系可用下面框图来表示，如果实际测试结果与理论计算值取得了一致，那么理论计算的所有假定、数学建模以及数据结果都能应用于实桥。
第三节 静力加载试验
一、加载试验内容和方法
1.试验荷载（1）恒载
实际加载时为使模型的结构和支座等处于理想受力状态，先在双层桥面板上加砂袋（总重约40t黄沙）作为外加恒载，这部分荷载加上模型桥面系自重荷载，总约占全相似要求的桥面恒载的25%。（2）系梁预应力
每根系梁上施加了160kN预应力，全模型桥两根系梁共拉320kN预应力。（3）模拟活载加载
模拟活载加载采用集中力方式实现。加载位置为：四分点、拱脚、拱顶和八分点4个控制断面，具体分别在这些断面上施加上层桥面、下层桥面、上下层桥面的模拟对称和偏心荷载。
2.测试项目、测点布置和仪器选用
模型纵向按东西向、横向为南北向放置；断面按从西往东划分并称为四分之一、八分之三……四分之三等等；2组、4片、8根拱肋分别按南、北组、（每组）内外侧、（每片）上下拱肋区分，而每根拱肋周边再（面朝东）分上、下、左、右。吊杆按图2-3从东往西编号。（1）挠度和变形测试，全模型上共布置挠度和变形测点28点，测点布置见图2-4。四分点和跨中断面的变形采用RSN-1型挠度计，其他均选用百分表。（2）应变（力）测试，全模型共布置应变（力）测点204点，测点布置见图2-5。所有应变测试采用7V08型静态数据采集系统进行。（3）荷载测量，四个集中力加载采用4个（100kN量程）应变式力传感器，分别配4台静态电阻应变仪。（4）吊杆力测试，用频率法测全桥吊杆（个别短吊杆除外）的拉力。选用YJ-2型加速度传感器，接E5821电荷放大器，配CF360型FFT信号分析仪和计算机进行测试。图2-4全桥位移测点布置图（共28点）图2-5全桥应变（应力）测点布置图（共204点）（拱桁172点，系梁16点，拱脚钢筋应力计8点，拱脚混凝土4点，吊杆4点）图2-6各断面应变测点布置及编号（南、北拱桁同样编号规则）
二、试验步骤
1.全桥恒载作用下吊杆力的调试
全桥恒载作用下吊杆力的分布不仅影响拱桁结构的整体受力，而且还与以后试验荷载的分配有直接关系，故正式加载试验前必须对实际模型的168根吊杆的拉力进行调试。
调试前先计算出恒载作用下各根吊杆的拉力。恒载包括模型自重和均布砂袋荷载，其中砂袋均布线荷载上下层桥面各为10kN/m左右。
由于主要考虑模型结构在模拟活载作用下的反应，因此对吊杆力调试要求：[1]与理论值基本一致；[2]力求同一断面的各组吊杆力均匀。最后调试的实际恒载吊杆力的结果如表2-2和表2-3所示。
2.加载试验
加载试验按表2-1实施加载和测试，具体施加荷载过程中采用了分级和重复加载。实际加载情况如表2-4所列，表中每个加载断面分别分成下层对称、上层对称、上下层对称和上下层偏心4种工况加载。
由于每个工况基本都采用了全模型桥变形、应变一起测读的方法，所以对于加载兼顾问题也容易解决。如工况一是按四分点正弯矩最不利加载的，此工况对应四分之三断面测点的测读值实际就等效于四分点负弯矩最不利加载位置，这样就不需要再到四分之三断面安装反力架。其他对系梁拉力和拱脚负弯矩等加载工况的兼顾情况也类似。
加载试验时，还对模拟活载引起吊杆力进行了测试。其中，跨中断面加载时实测了前后3组（共28根）吊杆的活载拉力增量；四分点断面加载时实测了加载位置对应的8根吊杆拉力增量。注：为方便加载力控制，表列荷载与计算值略有差异，P为单个力值，对应计算值的一半。跨中加载栏括弧内为超载所加荷载值。
第四节 试验结果分析
一、变形
试验荷载作用在四分点断面、跨中断面（按表2-4工况加载）时，系梁的整体挠度曲线如图2-7和图2-8所示。表2-5为各试验荷载作用下四分点和跨中断面拱桁的变形值。表2-6分别列出了附加恒载（砂袋）和系梁预应力作用下，模型支座的水平位移和系梁跨中挠度、上拱度的值。可以看出：（1）模型桥的实测挠度曲线与计算结果基本一致。几个控制断面的挠度实测值均小于相应的计算值，其中最大的四分点断面（拱桁和系梁）的挠度相对差值略大于10%，而拱桁的纵向变形下层加载较接近，上层加载差得较多。结构在荷载作用下的变形是反映结构整体刚度的指标，实测值小于计算值，说明模型结构的实际刚度比较理想。（2）将变形最大的四分点断面拱桁和系梁的实测挠度换算成单位力作用下的值，可以得到上、下层桥面分别加载产生的挠度相加等于上下层一起加载产生的挠度。这说明模型结构在上下层加载过程中符合线性叠加原理。（3）系梁预应力荷载作用下实测的系梁跨中上拱度与计算十分吻合。附加恒载作用下，系梁跨中挠度的实测值与计算值相差较大，原因可能与加载过程的时间偏长有关。（4）加载过程中，当每个加载工况卸载时，各挠度、变形测点的读数回零都相当好，即无残余变形。跨中加载达设计荷载的120%时也一样没有残余变形。从结构变形的角度分析，说明在设计荷载作用下结构完全处于弹性工作状态。图2-7四分之一断面系梁挠度曲线图2-8跨中断面加载系梁挠度曲线挠度以向下为正；水平位移以往西侧为正。注：表中拱脚水平位移以向西为正，向东为负。
二、吊杆力
模拟活载产生的吊杆力如表2-7和表2-8所示，其中偏载工况计算值对应偏载侧。图2-9上层吊杆拉力增量分布曲线图2-10下层吊杆拉力增量分布曲线
由表2-7、表2-8和图2-9、图2-10可知：（1）四分跨加载断面的一组吊杆，无论上下层桥面分别或是一起加载，上吊杆拉力增量的实测值总小于对应计算值，而下吊杆拉力增量的实测值基本等于或略大于对应计算值。上下层桥面一起加载时，上下吊杆拉力增量实测值之和与对应计算值是一样的，显然上下吊杆在承受上下层桥面活载引起的拉力时，有一个实际分配比例的问题。（2）上下层对称试验荷载作用下，跨中加载断面附近几组吊杆的拉力增量（平均值）与相应的计算值比较，上层两者符合程度较好，下层吊杆的实测拉力增量（平均值）都略大于相应的计算值，且靠近加载断面的差值更大一些。（3）模拟活载作用下，吊杆拉力增量的分配规律与桥面系的抗弯刚度有关。由桥面板和横梁组成的上层桥面梁格系相对由系梁、桥面板和横梁组成的下层桥面梁格系比较，刚度相对较弱，所以上下层吊杆对活载吊杆力的分配范围不一样，上层范围小，下层则要大一些。（4）吊杆力的分配还与吊杆的初始恒载拉力有关，比较表2-8和表2-2、表2-3对应吊杆的拉力，上吊杆因为恒载吊杆力较下吊杆均匀些，它的活载拉力分配与计算值的一致性也就比下层好；另一方面，比较同组四根吊杆的恒活载拉力分布，还可看出每根吊杆分配活载拉力的大小大致与它的恒载拉力成正比，即恒载拉力较大的吊杆承受活载拉力也较大，反之一样。可见实桥吊杆恒载拉力的精确调整是非常重要的。（5）将表2-7中实测值化成单位力作用下的值，可见上、下层分别加载得到的吊杆拉力值基本就等于上下层共同加载得到的吊杆拉力值。这说明处在弹性范围内的模型，响应对荷载能很好地符合。
三、应力
1.拱桁
试验荷载作用在四分点断面及跨中时对应断面应力比较见表2-9、表2-10所示，可以看出：（1）加载断面拱桁弦杆的实测应力，其应力分布规律与计算值是一致的。（2）加载断面拱桁的斜杆产生的实测压应力与计算值十分接近。竖杆应力绝对值比较小，斜杆应力的绝对值较竖杆大得多，但竖杆应力在四分点断面出现正负变化。（3）四分点断面上下层一起加载时，该断面下弦杆出现了比较大的应力，这是由于模型局部存在缺陷，该处钢管内混凝土不密实，在外荷载较大时导致局部钢管和混凝土共同作用失效。
2.系梁
表2-11列出了施加预应力和各加载工况情况下系梁的应力值。表中应力以受拉为正，受压为负。实测值为南北两系梁平均。
由表2-11可以看出，四分之一断面试验荷载作用时，系梁的应力较大，但与计算值基本是一致的。由于桥面系共同参与受力，从拱脚向跨中这种参与作用逐渐加强，故实测值是逐渐减小的。
由于拱脚加载对应的是最小压应力位置，故拱脚及拱脚附近断面拱肋的应力值相对都比较小。短吊杆的实测应力绝对值不大，但对应的计算值更小。短吊杆的活载应力是正负交变的，荷载作用在下层时该吊杆受拉，其他加载工况受压。由于恒载作用下短吊杆受拉应力远大于活载应力，所以短吊杆总的是处在受拉状态。
第五节 结论
1.模拟在正常使用（双层桥面）荷载作用下，全桥最大的挠度产生在四分点断面。模型桥两个四分点断面的实测挠度值分别是为10.9mm（最大）和-7.6mm（最小），换成实桥分别为109mm和-76mm，其和相当于桥梁计算跨度的1/1030。此挠跨比小于公路钢筋混凝土桥梁1/800和铁路钢梁桥1/1000的规范值。
2.各试验荷载作用下，主拱桁几个控制断面的实测应力值和分布规律与计算值基本一致。对钢管混凝土拱结构来说，加卸载情况下实测应力与荷载的线性关系以及实测值与计算值的一致，说明在弹性工作阶段钢和混凝土两种材料确实能够共同作用。
3.根据模拟设计荷载的试验荷载以及20%超量荷载作用下，实测的变形、应力都能满足设计规范的要求，可以推断实际桥梁结构也能够满足设计正常使用荷载的要求。
第三章 钱江四桥重要构件试验
第一节 1/5缩尺主跨拱脚节点模型试验
钱江四桥作为一座大跨径钢管混凝土拱桥，其拱脚固结点在正常使用荷载作用下的受力状态以及其承受外荷载的极限能力等是工程上十分关心的问题。为正确、有效地了解大桥拱脚的实际能力，考虑实际试验的可行性，决定采用1/5缩尺的相似模型对其工作性能加以研究。
一、试验概述
拱脚模型结构如图3-1所示。结点试件的材料基本与原型一致，满足相似条件的要求。设计主要考虑的相似常数如下：几何比例尺：CL=1/5，应变常数：Cε=1，弹性模量常数：CE=1，应力常数：Cσ=CE=1，集中力荷载常数：Cp=C2L·CE=1/25。图3-1拱脚模型结构图（单位：mm）
二、加载试验内容与方法
1.试验内容
试验首先在相当设计正常使用荷载作用下，实测拱脚节点内部及表面应力，以了解拱脚节点的受力性能，并验证计算理论和方法；其次通过加大试验荷载（至少二倍于正常使用荷载），实测拱脚节点的内部及表面应力，以了解节点的极限承载能力。
2.试验荷载及其施加方式
原型拱脚的受力比较复杂，首先有自重荷载；其次有系梁预应力、竖向预应力和端横梁预应力等三部分预应力；另外还有试验外加荷载包括拱肋推力和弯矩、系梁拉力及支座反力。（1）按照静力相似模型的特点以及本拱脚结点试验的特点（相对试验拟外加的荷载而言，模型自重荷载比较小），基本可以不考虑模型自重恒载的影响。（2）预应力
拱脚结点能够模拟的原型拱脚预应力只有系梁预应力和竖向预应力两组试验预应力，拱脚结点不考虑端横梁部分的影响。
[1]系梁预应力
系梁预应力实际是对拱脚结点施加（对顶的）压力，它可以被先期施加，其值等于系梁水平预应力的张拉力。原型系梁水平预应力的总张拉力为71370kN，分16束37×Φ15.24钢绞线沿系梁断面边、角布置。模型将实桥16束钢绞线简化成4束6×Φ15.24钢绞线，分别布置在系梁四个角上，按1/25力比例尺，每束钢绞线张拉714kN力，总共张拉2855kN力。预应力束的布置参见图3-2。采用逐根张拉的方法施加上述预应力。张拉前，先用力传感器标定油压表以保证张拉吨位的精度。图3-2拱脚模型预应力配筋图（单位：mm）
[2]竖向预应力
原型拱脚的竖向预应力是用36根Φ32螺纹粗钢筋施加的，每根钢筋张拉543kN力。模型采用36根Φ14的中碳钢钢筋，按原型相似位置布置在拱脚上（具体布置如图3-2所示）。按1/25力比例尺，每根钢筋只需张拉21.6kN力。具体为张拉并控制这个力，设计了专用U型撑脚，在锚固螺母和调节螺母之间串接撑脚和力传感器，由力传感器控制的调节螺母的力拧到吨位后，再拧紧锚固螺母（拧到力传感器读数为零），这样作用在结点块上的预应力就是力传感器所测到的力。（3）试验荷载
试验荷载即模拟拱肋的推力和弯矩，用千斤顶顶压产生模拟拱肋推力和弯矩的试验荷载作为外力作用在四根拱肋根部。
根据有关文献提供的外力模拟值，按1/25比例设计模型预应力和外荷载。因为有弯矩，把原作用在上下弦杆中心处的集中力分别往下移了8.9mm和5.8mm，这样与原外力作用才是等价的。实际上弦（两根拱肋）和下弦（两根拱肋）的荷载，分别要求如表3-1所列。
试验采用6个1500kN压力的千斤顶，并联同步使用（用一个油路控制，使6个千斤顶的出力都一样），共能产生9000kN的力（约为设计正常使用荷载3400kN的2.6倍）。千斤顶和拱脚受载点之间撑垫——刚度很大的加劲钢板，使6个千斤顶的集中力能够如数分配到拱脚上下弦杆上。
实际加载过程中，采取了分级加载方法。具体加载吨位及其分级如下：0，1180，2300，3450，4600，5750，6900，7360，8050kN。其中3450kN对应于设计正常使用荷载作用，6900kN对应于二倍设计正常使用荷载作用，最大试验荷载8050kN约为设计正常使用荷载的2.33倍。实际试验加载过程中，荷载大小和级差的控制都很成功。（4）系梁拉力和支座反力
实桥结构的拱肋推力是由系梁拉力来平衡的，所以模型试验加载时理想的做法应该是设计一个被动受拉的反力装置。由于这个反力值很大（超过5000kN），那会使加载反力架的加工难度增加，工程量也比较大。考虑到这个系梁拉力的最后作用点实际是拱脚锚固端，故把它移到拱脚后面以推力形式作用于模型，最后结点上作用力的平衡是等效的。
3.测点布置
测点布置基本参照有关参考文献提供的结点应力数据结果及其分布情况进行。着重考虑：[1]结点（或钢管）内、外部混凝土是否能共同作用；[2]试验荷载作用下，结点块上应力（或主应力）大小、方向及其分布。为此在结点内部、顺拱肋切线方向的钢管内混凝土中以及拱脚混凝土块体内分别预埋钢筋应力计（8根），以测试结点内部混凝土应力，并比较钢管内外混凝土应力的实际情况，具体测点位置如图3-3所示。
在拱脚结点的混凝土表面，粘贴电阻应变计（6片）和应变花（19点），以测定结点混凝土主应力的大小和方向，并分析整个结点的应力分布，具体测点位置如图3-3。在模型支座和反力架左右安装了5个变形测点，测量试验加载系统的整体或局部变形。这里变形测量主要是为了对整个试验加载系统进行监测。图3-3拱脚模型测点布置图（括弧内为另侧测点编号；各应变花分别按图示1、2、3编号）
三、试验结果
表3-2、表3-3和表3-4分别是实测系梁预应力引起的拱脚结点表面混凝土应变与设计正常使用荷载、二倍设计正常使用荷载和最大试验荷载作用下对应应变的叠加，并由此计算得到的主应力数据结果。
设计正常使用荷载作用下，结点主拉应力的较大值产生在直接加载面（R 8、R 9和R 10测点对应）和加载断面附近（与R1R11和R3R 13测点对应）。其中R 9为4.4MPa, R 1R 11为5.0MPa。预应力锚固端附近（R 18和R 19测点）的最大主压应力为18.8MPa。
二倍设计正常使用荷载作用下，离加载断面比较近的R 1R 11和R 3R13测点的斜向应变片都退出了工作（混凝土单向压应变偏大），直接加载面上测点的主拉应力继续增加到6.8MPa。
荷载继续加大到最大试验荷载（为设计正常使用荷载的2.33倍）后，直接加载面上三个测点（R8、R9和R10）的主拉应力都发生变化并增加，最大为7.7MPa。但预应力锚固端附近的最大主压应力不再增加。
值得指出的是，试验完成卸载后对模型进行了外观检查，整个结点上没有发现任何混凝土破损，也没有发现肉眼可见的裂缝。考虑到结点实际混凝土标号偏低（实际46号）的情况，这种结果对结点混凝土的承载能力会更有利。（1）表中应变受拉为正、受压为负。角度以度计，并以应变花第一片（参见测点图）顺时针为正。（2）表中R1与R11，R2与R12……为节点两侧面对称测点。（3）上述说明（1）和（2）在以下各表相同。
四、试验结果与理论分析的比较
理论分析是结合实际结点模型试验进行的，主要计算工况包括：预应力作用、预应力和正常设计使用荷载作用以及预应力和二倍正常设计使用荷载作用三个工况。结点计算采用了ANSYS结构分析程序。有限元模型共分29285个单元，42293个节点，如图3-4所示。图3-4节点有限元模型
通过对三个工况的计算结果和试验实测值的对比分析发现：[1]系梁预应力荷载作用下，结点的实测和计算主拉应力都比较小。[2]系梁预应力和设计正常使用荷载作用下，结点上直接加载面的主拉应力中，实测值偏小一些；计算中考虑与不考虑竖向预应力的作用，对结点的主拉应力影响较小；系梁预应力束锚固端部局部主压应力的计算值与实测值基本是一致的。[3]当预应力和二倍设计正常使用荷载作用时，加载面测点的最大主拉应力继续增大到6.8MPa，对应的计算主拉应力值为17.0MPa。系梁预应力束锚固端部局部主压应力计算值与实测值基本一致。R1、R 11和R 3、R 13测点的个别应变片已失效（读值很大），说明加载断面附近的局部压力确实比较大。
综合起来看整个结点的主应力及其分布情况，除加载面及其附近点外，实测与计算基本吻合。实测和计算都证明加载面上的主拉应力比较大，竖向预应力的作用不是很明显。此外实测还表明，加载面及其附近截面的主拉应力变化比较复杂。处理好结点的这一局部构造，整个结点的超载能力（至少2.33倍）是没有问题的。
五、结论
1.设计正常使用荷载和二倍荷载作用下，实测加载面（拱肋与拱脚结点交接面）上产生分别为4.4和6.8MPa的主拉应力，对应计算值分别为8.0和17.0MPa；加载面附近断面的主拉应力超过5MPa；结点其他位置的主拉应力都比较小，与计算结果基本一致。
2.设计正常使用荷载和二倍设计正常使用荷载以及最大试验荷载作用下，拱脚结点混凝土的内外部变形始终保持一致，说明整个结点块内外钢管、钢筋及混凝土能够共同作用。
3.最大试验荷载达到设计正常使用荷载的2.33倍时，整个试验系统（包括试件）未出现任何异常。卸载后对模型进行了外观检查，整个结点上没有发现任何混凝土破损，也没有发现肉眼可见的裂缝。
第二节 吊杆与拱肋节点的疲劳应力分析
根据杭州市钱江四桥设计计算分析，上层边吊杆处的应力幅度达到100MPa，与该吊杆相连的钢锚箱与钢管拱肋连接部位的焊缝应力变化相对较大，该部位是结构发生疲劳破坏的薄弱部位，因此需对该部位的局部疲劳应力进行计算分析。
一、荷载及荷载组合
结构疲劳计算按下式进行：
Δσ≤[Δσ]
式中：Δσ为焊接部位的应力幅，Δσ=σmax-σmin；[Δσ]为容许应力幅。
为了得到应力幅，需要对钢锚箱进行不同荷载组合的计算。计算连接部位的局部应力时考虑了拱肋的轴向压力和上下层吊杆轴向拉力两组荷载，进行了以下几种荷载组合：荷载组合一——最大的拱肋压力+最大的吊杆拉力；荷载组合二——最大的拱肋压力+最小的吊杆拉力；荷载组合三——最小的拱肋压力+最大的吊杆拉力；荷载组合四——最小的拱肋压力+最小的吊杆拉力。其中：最大的拱肋压力N上max=42890kN, N下max=37650kN；最小的拱肋压力N上min=22130kN, N下min=16020kN；最大的吊杆拉力N上max=1506kN, N下max=2083kN；最小的吊杆拉力N上min=946kN, N下min=1596kN。
二、分析方法
对钢锚箱应力计算分析时采用通用的有限元计算程序进行，建立有限元模型时取钢锚箱左右各一个节间的范围。由于结构关于下层吊杆平面对称，因此建模时只取该对称面的一半结构。
计算时假定：钢锚箱内的混凝土与钢锚箱的钢板在接触面上紧密接触不产生滑动和分离，根据这一假定，在建立模型时钢锚箱内部的钢板N6、N7、N8和N9保守地用混凝土代替，得到结构的实体模型如图3-5所示，用4节点四面体单元对实体模型进行离散，得到有限元模型，整个模型共有148647个单元、32728个节点。图3-5结构实体模型2
计算时材料取用下列参数：钢材弹性模量2.1×108kN/m，泊松比20.3；混凝土弹性模量3.5×107kN/m，泊松比0.1667。
位移边界条件的模拟：左端拱肋全部固结，右端拱肋沿拱肋轴向方向自由移动，其他方向约束。荷载作用方式以将拱肋轴力和吊杆拉力以均布面荷载作用于结构上。
三、各荷载组合下疲劳应力分析
1.最大的拱肋压力+最大的吊杆拉力图3-6整个结构和钢管沿管轴向方向的应力（10～3MPa）图3-7钢锚箱外侧钢板的应力分布图（10～3MPa）
图3-6给出了整个结构和钢管沿管轴向方向的应力，从图中可看出钢管全部处于受压状态，最大压应力为192MPa。图3-7给出了钢锚箱外侧钢板的应力分布图，图3-7中左边图形显示的是钢锚箱沿竖向方向的应力，中间图形是沿横桥向方向的应力，右边图形显示的是沿钢管轴向方向的应力。
2.最大的拱肋压力+最小的吊杆拉力图3-8整个结构和钢管沿管轴向方向的应力（10～3MPa）图3-9钢锚箱外侧钢板的应力分布图（10～3MPa）
图3-8给出了整个结构和钢管沿管轴向方向的应力分布图，图3-9给出了钢锚箱外侧钢板的应力分布图，图3-9中左边图形显示的是钢锚箱沿竖向方向的应力，中间图形是沿横桥向方向的应力，右边图形显示的是沿钢管轴向方向的应力。
3.最小的拱肋压力+最大的吊杆拉力图3-10整个结构和钢管沿管轴向方向的应力（10～3MPa）图3-11钢锚箱外侧钢板的应力分布图（10～3MPa）
图3-10给出了整个结构和钢管沿管轴向方向的应力分布图，图3-11给出了钢锚箱外侧钢板的应力分布图，图3-11中左边图形显示的是钢锚箱沿竖向方向的应力，中间图形是沿横桥向方向的应力，右边图形显示的是沿钢管轴向方向的应力。
4.最小的拱肋压力+最小的吊杆拉力图3-12整个结构和钢管管轴向方向的应力（10～3MPa）图3-13钢锚箱外侧钢板的应力分布图（10～3MPa）
图3-12给出了整个结构和钢管沿管轴向方向的应力分布图，图3-13给出了钢锚箱外侧钢板的应力分布图，图3-13中左边图形显示的是钢锚箱沿竖向方向的应力，中间图形是沿横桥向方向的应力，右边图形显示的是沿钢管轴向方向的应力。
比较组合一与组合二，可以知道在拱肋最大轴向压力作用下，吊杆的轴向拉力的变化使得钢锚箱应力变化很小，比较组合三与组合四也可以得到同样的结论。为了得到在吊杆拉力变化情况下钢锚箱的应力变化幅度及应变变化幅度，这里用组合一减去组合二（也可以用组合三减去组合四）的方法。经过计算得出钢锚箱的应力幅最大为σ压=-11.978MPa，σ拉=2.145MPa，其中钢锚箱与钢管拱肋相连的焊缝处的应力幅均在该数值以内，远小于规范规定的容许应力幅值。
四、结论
从前面4种基本荷载组合的计算结果可以看出，在不同的拱肋轴向压力作用下，钢锚箱外侧钢板与拱肋钢管连接处焊缝应力变化较大，拱肋压力的变化很大使得焊缝处应力的变化很大，因此拱肋压力的变化是导致焊缝处疲劳破坏的最大影响因素，所以需要验证拱肋压力变化幅度导致焊缝应力的变化幅度是否满足规范规定的要求。显然用前面的荷载组合一减去组合三（或者组合二减去组合四）即为拱肋压力变化幅度产生的焊缝应力变化幅度，这种计算没有考虑吊杆拉力变化产生的焊缝应力变化幅度。为了既要考虑拱肋轴力的变化又要考虑吊杆拉力的变化，比较安全的计算是用组合一减去组合四，这种方法能同时考虑拱肋的最大压力变化幅度和吊杆的拉力变化幅度。
经过分析计算得出钢锚箱沿竖向方向的应力幅最大为σ压=-74.5MPa，σ拉=26.0MPa；沿横桥向方向的应力幅最大为σ压=-19.1MPa，σ拉=29.6MPa；沿钢管轴向方向的应力幅最大为σ压=-61.7MPa，σ拉=9.2MPa；Mises的应力幅最大为σ=68.7MPa。各应力幅的最大值均远大于由于吊杆拉力变化产生的应力幅。
根据《钢结构设计规范》（GBJ 17-88）中关于疲劳计算的规定，钢锚箱外侧钢板与拱肋钢管连接处焊缝如果采用刨口融透焊则属于类别5，如果采用半刨口融透焊则属于类别7，如果采用侧边角焊缝则属于类别8，各种类别的容许应力幅如下：
类别5：[Δσ]=90MPa；类别7：[Δσ]=69MPa；类别8：[Δσ]=59MPa。
结构中产生的最大应力幅σ拉max=29.6MPa，小于规范规定的容许值，从而认为钢锚箱外侧钢板与拱肋钢管连接处焊缝满足规范规定的疲劳计算要求。
第四章 钱江四桥风洞模型试验与分析研究
第一节 前言
杭州市钱江四桥位于钱塘江出海口处，受大陆季风及海洋台风影响，风环境较为恶劣。为考查杭州市钱江四桥的抗风安全性和行车舒适性，对该桥190m跨进行了一系列节段模型风洞试验及计算分析研究。
根据钱江四桥双层桥面的特殊性及车辆气动力测量的要求，开发研制了新型试验装置，包括用于测量静力三分力的交叉滑槽系统，用于进行动力试验的特殊悬挂系统。利用交叉滑槽系统，通过风洞模型试验获得了双层桥面静力三分力系数、列车侧向阻力系数，还通过节段模型试验测量了拱肋静力三分力系数，从而为风载内力计算和车桥耦合振动计算提供气动力参数。通过节段模型试验测定了主桥颤振临界风速和主梁涡激振动响应。根据试验获得的气动力参数，计算了结构的抖振响应，进而获得了风载内力。
研究表明，钱江四桥具有良好的抗风安全性和行车舒适性。
第二节 设计基准风速和颤振检验风速的确定
根据《公路桥涵设计通用规范》（J TJ021—89）中的全国基本风压分布图，桥址位于500Pa的等压线附近，故20m高度处100年一遇的10min平均最大风速为：
参考《公路桥梁抗风设计指南》中关于不同高度处风速换算的规定，10m高度处100年一遇10min平均最大风速（即基本风速）为：
考虑到钱江四桥桥位处水面开阔（桥位处江面规划宽度为1160m），故确定该桥桥位为I类地表粗糙度类别。主梁（上、下桥面平均高度处）距水面平均高度约24.3m，则K1=1.33，该桥主梁设计基准风速为：
根据《公路桥梁抗风设计指南》的规定，桥梁的颤振检验风速为[Ucr]=1.2μf Ud，其中，1.2为综合安全系数，μf为考虑风的脉动特性以及空间相关特性影响的修正系数，根据跨度和地表粗糙度类别应取μf为1.27，所以成桥状态的颤振检验风速为：
第三节 结构动力特性分析
采用桥梁结构分析程序BSSAP对该桥的三维自振特性进行了计算分析。计算中考虑了拱肋初始轴力的影响，将桁架式拱肋等效为空间梁单元，桥面板采用板单元来模拟，吊杆采用杆单元。结构的有限元离散图如图4-1所示。
钱江四桥成桥状态每跨均为简支，支座采用盆式橡胶支座，因而墩与系梁处的约束条件为：（1）滑动铰支座处，系梁的横桥向线位移、竖向线位移、绕纵轴转角受桥墩约束。（2）固定铰支座处系梁的纵向线位移、横桥向线位移、竖向线位移、绕纵轴转角受桥墩约束。（3）桩周由土弹簧约束，桩端固支。
由于抗风研究仅针对190m主跨，因而表4-1给出了该桥成桥状态190m跨的前6阶自振频率及振型特点。图4-1结构有限元离散图注：L—横向，V—竖向，T—扭转，S—对称，A—反对称。例如V—A—3表示第3阶反对称竖弯。
第四节 主梁节段模型静力三分力试验
一、模型及试验设备
主梁节段模型采用1:60的几何缩尺比，模型长L=2.1m。上层桥面宽B=0.44m，高H=0.047m，长宽比L/B=4.77；下层桥面宽B=0.532m，高H=0.0417m，长宽比L/B=3.95。模型用红松木和环氧树脂板制作。
试验在西南交通大学单回流串联双试验段工业风洞（XNJD-1）第二试验段中进行。该试验段断面为2.4m（宽）×2.0m（高）的矩形，最大来流风速为45m/s，最小来流风速为0.5m/s。试验段中设有专为桥梁节段模型静力三分力试验用的侧壁支撑及测力天平系统，由计算机控制的模型姿态角α（来流相对于模型的攻角），调整机构角度变化的范围为±20°，变化间隔最小为0.1°，并与数据采集系统相连。用于测量静力三分力的三分量应变式天平其设计荷载为：阻力FD=50kgf，升力FL=120kgf，俯仰力矩M Z=12kgf·m。
杭州市钱江四桥上、下桥面分别通过吊杆独立地悬吊在拱肋上，结构风致响应分析中应将风荷载分别加在上、下桥面上，故需得到相互影响的上、下桥面各自的三分力系数。此外在考虑侧向风作用的车—桥共振分析中，要求得到考虑相互影响的车辆和桥梁各自的三分力系数。为了在考虑车辆、上桥面、下桥面三者相互影响的情况下测试三者各自的三分力系数，对常规桥梁节段模型测试装置进行改造，通过自行研制的交叉滑槽系统可方便地实现三者气动力的分离。
交叉滑槽系统（如图4-2至图4-5所示）较为简单，与常规节段模型测试系统相比，仅附加了两个条形薄板，其迎风面面积较小，对气流的影响也较小。交叉滑槽系统由固定于洞壁的端板上的环形滑槽和条形板上的直线滑槽组成，通过环形滑槽和直线滑槽交叉点的变化来调整车辆、上桥面及下桥面三者间竖向和水平向的几何相对位置，确保试验时结构的气动绕流情况与实桥一致。环形滑槽与直线滑槽交叉点处的固定杆，可将与条形板相连结构的气动力通过端板传递至洞壁，从而实现气动力的分离。此外，环形滑槽与测力轴同圆心，可实现车辆、上桥面及下桥面三者同轴转动，从而方便地进行不同攻角情况下的气动力测试。图4-2为考虑车辆、上桥面及下桥面三者相互影响时测试下桥面气动力的示意图。由图可见，为测试下桥面气动力仅将下桥面与测力轴相连，而车辆和上桥面与固定在风洞洞壁上的端板相连。
为得到无车、迎风侧有车及背风侧有车情况下上层桥面、下层桥面及列车各自的三分力系数，共进行了以下8种工况的测试：（1）无车情况下，上层桥面和下层桥面同时与测试系统连接，测上层桥面和下层桥面的二者的合力。（2）无车情况下，上层桥面与测试系统分离，仅测下层桥面的受力情况。（3）迎风面有车的情况下，上层桥面、下层桥面及车三者同时与测试系统连接，测上层桥面、下层桥面及车三者的合力（图4-5）。（4）迎风面有车的情况下，上层桥面与测试系统分离，而下层桥面与车同时与测试系统连接，测下层桥面和车两者的合力（图4-4，图4-6）。（5）迎风面有车的情况下，上层桥面和车与测试系统分离，仅测下层桥面的受力情况（图4-2）。（6）背风面有车的情况下，上层桥面、下层桥面及车三者同时与测试系统连接，测上层桥面、下层桥面及车三者的合力（图4-7）。（7）背风面有车的情况下，上层桥面与测试系统分离，而下层桥面与车同时与测试系统连接，测下层桥面和车两者的合力。（8）背风面有车的情况下，上层桥面和车与测试系统分离，仅测下层桥面的受力情况（图4-6）。
试验来流为均匀流，试验风速为：V=10m/s、15m/s、20m/s；
试验攻角为：α=-3°、0°、+3°。图4-2利用交叉滑槽系统测试下桥面的气动力（车辆位于桥道迎风侧）图4-3利用交叉滑槽系统测试下桥面的气动力（车辆位于桥道背风侧）图4-4利用交叉滑槽系统测试车辆和下桥面的合力图4-5测试车辆、上桥面和下桥面的合力图4-6迎风侧有车情况下，仅测下层桥面和列车的合力图4-7背风侧有车情况下，测上层桥面、下层桥面及车的合力
二、数据处理
作用于主梁断面上的静力三分力按所取坐标系不同，有两种表示方法，即按体轴坐标系（坐标系沿截面形心主轴建立）表示和按风轴坐标系（坐标系沿风向建立）表示（如图4-8示）。为了方便使用，我们同时按两种表示方法给出静力三分力系数。图4-8体轴坐标系和风轴坐标系
风轴坐标系下的静力三分力系数按下式定义：
FD（α）、FL（α）、MZ（α）分别为攻角在α情况下采用风轴坐标系时的阻力、升力和俯仰力矩。对于下层桥面在无车、迎风车、背风车三种情况下的受力情况（阻力、升力和俯仰力矩）可分别由工况2、工况5及工况8的测试结果直接得到；而对于上层桥面在无车、迎风车、背风车三种情况下的受力情况可由工况1、工况3、工况6的测试结果分别与工况2、工况4、工况7的测试结果相减得到；列车位于迎风侧和背风侧时的受力情况可由工况4、工况7的测试结果分别与工况5、工况8的测试结果相减得到。根据上层桥面、下层桥面及列车三者在无车、迎风侧有车及背风侧有车情况下各自的阻力、升力和俯仰力矩可得到相应的三分力系数（见表4-2至表4-9所示）。上、下桥面三分力作用点位于各自桥面以下0.9m处，而列车的作用点位于几何中心（半宽、半高处）。
将上式中FD（α）和FL（α）分别换成F H（α）和FV（α），得体轴坐标系的阻力系数C H（α）和升力系数C V（α）的计算式。两种坐标系下的C M（α）完全相同。
第五节 主梁节段模型颤振试验
一、动力节段模型系统
试验的目的是通过由节段模型直接测定颤振临界风速，对钱江四桥的抗风稳定性进行评价。试验在西南交通大学XNJD-1工业风洞第二试验段中进行，该试验段设有专门进行桥梁节段模型动力试验的装置。钱江四桥采用双桥面形式，因此需对动力节段模型试验装置进行改进。改进后的试验装置采用双层支架系统，上层支架与上层桥面相连，下层支架与下层桥面相连。仍采用8根拉伸弹簧用于悬挂支架，上面的四根弹簧与上层支架相连，下面的四根弹簧与下层支架相连，上、下层支架间采用两端为活动铰的刚性支承杆相连，从而形成竖向上、下桥面同步运动，而扭转上、下桥面绕各自轴线转动的二自由度振动系统（图4-9和图4-10所示）。试验支架置于洞壁外，以免干扰流场。图4-9双桥面动力节段模型弹簧悬挂系统示意图图4-10风洞中的动力节段模型系统
二、系统参数设计
采用直接测量法进行颤振试验时，要求模型系统满足动力节段模型的相似律，即要求模型与原型（实桥）之间保持三组无量纲参数一致，即：
其中，V为风速；B为桥面宽度；f h, fα为频率；m为单位长度质量；Im为单位长度质量惯矩；ζh，ζα为阻尼比；ρ为空气密度。下标h和α分别代表竖向运动和扭转运动。
根据实桥自振特性计算结果（见表4-1），该桥成桥状态的颤振应以最低阶的反对称模态起控制作用，即颤振试验按第一反对称竖弯（f h=0.3538Hz）和第一反对称扭转（fα=1.4542Hz）二个模态组合来确定模型系统的扭弯频率比（ε=fα/f h=4.11），该扭扭弯频率比较大，这对提高颤振临界风速十分有利。成桥状态模型系统设计参数列于表4-10，其中系统的质量及质量惯矩分别采用与振动模态对应的等效质量及等效质量惯矩。为便于观察振动现象，偏于安全地取较小的阻尼比。由于该桥扭弯频率比较大，在风洞试验中难以实现扭弯频率比或者说扭转频率相似，本试验所模拟的扭转频率比偏小，相应的颤振临界风速也会降低，因而所得的结果偏于安全。
三、颤振临界风速的测定及结果
本试验通过直接测量法测定主梁节段模型的颤振临界风速，并通过风速比（模型试验风速与实桥自然风速之比）1/10.62推算出实桥的颤振临界风速。
来流为均匀流，α=0°，+3°，-3°。试验表明，在来流风速达到8.0 m/s（实桥风速84.9m/s）时，未发生颤振，即实桥颤振临界风速大于84.9m/s，远大于颤振检验风速47.9m/s，这表明钱江四桥具有良好的抗风稳定性。
第六节 主梁节段模型涡激振试验
一、系统参数设计
试验的目的是通过测定节段模型发生涡激振动的发振风速和振幅，以及推算断面的斯脱罗哈数，从而对主梁的涡激振动特性进行初步评价。涡激振动是由于气流绕过物体时在物体两侧及尾流中产生周期性脱落的旋涡激励使物体发生的限幅振动，它通常发生在较低的风速下，其振动形式通常为竖向涡振或扭转涡振。节段模型仍与颤振试验相同，由8根拉伸弹簧悬挂在支架上。模型试验参数与颤振试验相同。
二、试验结果
试验来流为均匀流，α=0°，+3°，-3°。试验结果表明，在对应于实桥风速0～97m/s范围内，未发现明显涡激振动。
第七节 拱肋节段模型静力三分力试验
一、模型及试验设备
试验的目的是测量拱肋静力三分力系数，从而为风载内力计算提供必要的气动力参数。拱肋节段模型采用1:20的几何缩尺比，模型长L=2.1m，宽L=0.13m，高H=0.225m，长宽比L/B＞2.0。模型用优质工程塑料制作。试验在西南交通大学单回流串联双试验段工业风洞（XNJD-1）第二试验段中进行（见图4-11所示）。
试验来流为均匀流。图4-11拱肋节段模型静力三分力试验
试验风速为：V=10m/s、20m/s、30m/s。
试验攻角为：α=-6°～+6°，Δα=2°。
二、数据处理
作用于拱肋断面上的静力三分力按所取坐标系不同，有两种表示方法，即按体轴坐标系（坐标系沿截面形心主轴建立）表示和按风轴坐标系（坐标系沿风向建立）表示（见图4-8所示）。为了方便使用，本文同时给出了按这两种方法表示的静力三分力系数曲线及数据列表。风轴坐标系的静力三分力系数按下式定义：
将上式中FD（α）和FL（α）分别换成F H（α）和FV（α），得体轴坐标系的阻力系数C H（α）和升力系数C V（α）的计算式。两种坐标系下的C M（α）完全相同。
三、试验结果及分析
由于该拱肋具有类似钝体断面的较固定的分离点，故进行风洞试验时可放松雷诺数的相似要求。试验结果取两次试验风速下测试结果的平均值，并分别以静力三分力系数曲线及数据列表的形式给出，表4-11为该拱肋的静力三分力系数。图4-12和图4-13分别为体轴系和风轴系下拱肋三分力系数随攻角α的变化曲线。图4-12体轴系下的拱肋静力三分力系数图4-13风轴系下的拱肋静力三分力系数
第八节 风致载内力计算
自然风作用下结构内力响应主要由两部分构成：一是结构在静风荷载作用下的内力，二是结构受脉动风作用发生抖振所引起的内力。
静风作用下，采用有限元方法进行结构内力计算。对于主梁和拱肋，按下列公式计算静风荷载：
式中：ρ为空气密度，H为迎风高度，B为宽度，L为长度，C H、C V、C M分别为主梁和拱肋的阻力系数、升力系数、力矩系数，由节段模型试验提供。
对于吊杆，其静风荷载只计阻力，即：
式中：D为吊杆外径，其余参数意义同上。吊杆阻力系数按《公路桥梁抗风设计指南》取值C D=0.7。
抖振分析采用频域分析方法。分析中抖振力采用准静态表达，自激力采用基于颤振导数的表达形式，空间相干函数采用Davenport形式，横桥向风速谱通常采用沿高度变化的Simiu谱，竖向风速谱采用Lumley-Panofsky谱。抖振位移响应均方根通过对结构抖振响应功率谱密度函数的积分得到，从而较完整地考虑了各模态的“背景”响应。
第1、4、5、6阶模态为主梁振型，其抖振分析中仅考虑主梁风荷载，而第2、3阶模态为拱肋振动，其抖振分析中仅考虑拱肋上的风荷载。
拱肋设计风速取拱肋2/3高度处的风速。拱肋2/3高度处距水面约50.2m，则K1=1.47，设计基准风速为：
计算分析所用的静力气动参数由节段模型试验提供，主梁颤振导数采用平板导数理论值，升力气动导纳取修正的Sears函数，其余气动导纳偏于安全地取为1。结构阻尼比取为1.0%，风速取结构的设计基准风速。结构静力及抖振分析所用参数详见表4-12，结构值如表4-13所示。
对结构施加抖振惯性力通过有限元求解得到结构的抖振内力，计算中峰因子取为3.5。设计风速下，结构关键截面静风内力及抖振内力如表4-14所示。*按《公路桥梁抗风设计指南》取值。
第九节 结论
（1）由于拱圈结构刚度较大，因而结构自振频率较高，这有利于抗风。（2）车辆的存在对上、下桥面的气动力有较明显的影响。车辆位于下桥面迎风侧及背风侧时，下桥面的阻力系数、升力系数及力矩系数均较无车时要小，而上桥面的阻力系数、升力系数及力矩系数均较无车时要大。车辆位于下桥面迎风侧时阻力系数较背风侧时要大，而升力系数较背风侧时要小。（3）拱肋静风荷载主要表现为阻力，其阻力系数为0.771，而升力和力矩均较小。（4）实桥颤振临界风速大于84.9m/s，远高于颤振检验风速47.9m/s，表明钱江四桥具有优良的抗风稳定性。（5）在实桥风速0～97m/s范围内，主梁未发现明显涡激振动。（6）设计风速下，拱肋及系梁中的风载内力主要来源于抖振响应，静风荷载的贡献较小。拱肋最大竖向弯矩发生在1/4跨处（44532kN·m），最大横桥向弯矩发生在近拱脚处（6269 kN·m）。系梁最大竖向弯矩发生在1/4跨处（5357 kN·m）。第五章 钱江四桥抗震性能计算分析研究
第一节 前言
钱江四桥地震危险性分析表明，桥位处的地震基本烈度为6度。由于该桥是大跨度桥梁，抗震设防应考虑提高一度，因而抗震设防烈度为7度。为了保证该桥的抗震能力，分别采用反应谱方法和时程分析方法，对钱江四桥主桥的抗震性能进行了详细计算分析。
第二节 桥址场地地震参数
在地震危险性分析报告中，对该桥桥址处地震地质、地震活动性、地震危险性、场地基岩地震动参数以及工程场地地震安全性进行了研究和评价。其主要结果如下。
杭州市钱江四桥拟建桥位附近存在三条走向56°的断层，分别为珊瑚沙—七格断层、梵村—南星桥断层和棉场—耶苏园桥断层。其中珊瑚沙—七格断层通过拟建的杭州市钱江四桥7号墩位处；梵村—南星桥断层位于拟建的杭州市钱江四桥北岸约600m；棉场—耶苏园桥断层位于拟建的杭州市钱江四桥南岸约400m。经热释光测年方法及地层学研究，这三条断层最新活动年代均为晚更新世前。根据对断层的产状及活动性分析和区域资料对比，这三条断层为萧山—球川活动断裂带的次级断层。
对地震活动时空分布特征的研究结果表明，研究区存在发生6级左右地震活动的背景，近场区存在发生5级左右地震活动的背景。
由地震危险性分析计算结果可见，对杭州钱江四桥工程场地地震危险性贡献最大的是杭州潜在震源区，因此工程场地的地震危险性主要来自近场地震影响。杭州钱江四桥工程场地概率计算地震烈度值及基岩地震动水平峰值加速度如表5-1。
由地震危险性分析结果，杭州钱江四桥工程场地未来50年10%的地震烈度为6度，50年超越概率3%水准下地震烈度为7度。100年超越概率3%和2%水准下地震烈度亦为7度。
杭州市钱江四桥（复兴大桥）初勘的工程地质报告指出：根据钻孔揭露，桥址区属多层场地土，在深度20m范围内，桥址10号墩以北主要为松散状的粉、细、中砂、淤泥质亚黏土及流塑—软塑状亚砂土、亚黏土，属软弱场地土；10号墩以南除15m以下存在的稍密—中密状粉砂属中软场地土外，主要为流塑软塑状亚砂土、亚黏土、淤泥质亚黏土等软弱场地土。因此，按桥址20m深度范围内土层综合评定，桥址所处场地为6类场地。
由于在桥址区地面下20m范围内存在有饱和状粉、细砂及流塑状亚砂土，依据《公路工程抗震设计规范》（J TJ004—89）第2.2.3条规定，需利用标贯击数对其进行液化判别。结果表明：在地震烈度为7度时，桥址区20m深度范围内饱和粉、细砂及亚砂土均为可液化土。为了进一步判别地基土液化的程度，又根据《建筑抗震设计规范》（GBJ11—89）第3.3.4条规定计算其液化指数得ILE=21.84～30.71，其液化等级为“严重”。
场地抗震评价：桥址两岸地形平坦，上部土层主要为软塑—流塑状的黏性土及松散的砂土，地下水位埋藏较浅，上部20m的粉、细砂及亚砂土为可液化土层，根据《公路工程抗震设计规范》（J TJ004—89）的划分标准，本场地为抗震不利地段。
根据以上分析及有关规定，参考国内外相关规范，采用两水准设防二阶段设计的抗震设计方法，用结构是否满足强度和延性来判断结构的抗震安全性。对于抗震设防标准的选定，目前还无相应的规范可参考，以往国内在对桥梁进行抗震分析时多取50年超越概率水平为10%作为设计基本烈度水准。考虑到钱江四桥的重要性及我国经济发展水平，抗震设计水准应作相应的提高。因而，钱江四桥的抗震设防烈度水准可取50年超越概率水平为3%（中震，下称P1概率）和100年超越概率水平为2%（大震，下称P2概率）进行两级设防。在反应谱分析或时程反应分析时分别采用对应此两种概率水准下的反应谱或时程进行。
表5-2为地震危险性分析报告中提供的场地不同频率水准基岩加速度及反应谱值，图5-1示出了不同超越概率水准基岩加速度反应谱图。图5-2为中震（50年超越概率水平3%）时基岩加速度时程，图5-3为大震（100年超越概率水平2%）时基岩加速度时程。图5-1不同超越概率水准基岩加速度反应谱图图5-2中震（P1概率）时基岩加速度时程图5-3大震（P2概率）时基岩加速度时程
第三节 地表反应谱及时程的确定
由于地震危险性分析报告仅给出了基岩层的加速度反应谱及加速度时程，而钱江四桥的桩基嵌入基岩，埋深较大，约达80m，基岩上的覆盖层较厚，在抗震分析时应输入地表的加速度反应谱或者加速度时程。
根据水文资料和地质资料，桩侧土百年一遇的最大冲刷深度为25m，桥址处地面以下20m范围内有易液化的土层。因而在进行土层地震反应分析时不计地面下20m范围的土层，也就是说此处的地表应认为是在地面下20m深度处。
场地土层动力反应分析采用一维土层剪切动力反应分析的等效线性化方法。计算时假定剪切波从黏弹性半无限基岩空间垂直入射到水平成层的非线性土体介质中，并向上传播，对于这一计算模型，根据波传播理论，利用时频变换技术（即傅氏变换法）结合土体非线性特征的复阻尼模拟及等效线性化处理方法可以计算出场地介质的动力反应值。
利用上述方法计算了P1概率及P2概率时地表处的加速度时程和加速度反应谱。图5-4为中震（50年超越概率水平3%，即P1概率）时地表加速度时程，图5-5则为大震（100年超越概率水平2%，即P2概率）时地表加速度时程。图5-6为不同概率时地表的加速度反应谱。
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