公铁合建钢混板-桁斜拉桥悬挑式钢锚箱受力特性及结构优化

Mechanical Characteristics and Structure Optimization of Cantilevered Steel Anchor Box of Rail-cum-Road Steel-Concrete Slab-Truss Cable-Stayed Bridge

摘要

为研究大跨度公铁合建钢混板-桁斜拉桥主梁悬挑式索梁钢锚箱结构的受力特性及结构优化，以主跨808 m的洪奇沥特大桥钢锚箱为背景，采用仿真分析方法，研究钢锚箱3个设计方案主要板件应力、焊缝应力以及推荐方案锚箱节点的传力特性和锚箱参数对钢锚箱受力的影响。结果表明：锚箱尺寸较大、顶底板加肋方案的主要板件应力最大为300 MPa，小于其他2种方案，且6条焊缝的最大应力和应力不均匀系数较优，因此确定该方案为最终设计方案；索力首先由锚垫板直接向钢锚箱顶、底板和内外腹板较为均匀传递，最终边弦杆底板、内腹板和外腹板分别承担了22.2%，46.4%和31.4%的索力；节点处副桁斜杆、近桥塔侧和远桥塔侧边弦杆、混凝土桥面、节点横梁分别传递约66.71%，9.72%，9.32%，9.68%和4.56%的斜拉索竖向分力；板件应力随顶底板厚度增加而减小，顶底板深入边弦杆长度增加可以降低底板-内腹板焊缝峰值应力，顶底板间距减小可降低内外腹板和顶底板与锚垫板接触区域应力；顶底板厚44 mm、锚箱顶底板深入边弦杆长度1 800 mm、顶底板间距660 mm时较为合理。

Abstract

To investigate the mechanical characteristics and structure optimization of the cantilever steel anchor box structure of the main girder of the long span rail-cum-road steel-concrete slab-truss cable-stayed bridge, taking the steel anchor box of the Hongqili Grand Bridge with a span of 808 m as the engineering background, the stress analyses on the main plates and welds for the three design schemes, force transferring characteristics of the anchor box joints of the recommended scheme, and the parametric analysis on the forces of the steel anchor box were carried out based on the simulation analysis. The results show that the maximum stress of main plates in the scheme with larger anchor box size and stiffeners on the top and bottom plates is 300 MPa, which is less than the other two schemes. And the maximum stress and stress non-uniformity coefficient of the six welds are better, so it is determined as the final design scheme. The cable force is firstly transmitted evenly from the anchor pad plate directly to the top plate, bottom plate, inner web and outer web of the steel anchor box. Finally, the bottom plate, inner web, and outer web of the side chord bear 22.2%, 46.4%, and 31.4% of the cable force, respectively. About 66.71%, 9.72%, 9.32%, 9.68%, and 4.56% of the vertical component of cable force are transferred through the tilted belly poles of auxiliary truss, the side chords of the near pylons, the side chords of the far pylons, the concrete deck, and the node crossbeam, respectively. The stresses of the plates decrease with the increasing thickness of the top and bottom plates. The increase of the length of the top and bottom plates deep into the side chords can reduce the peak stress of the welds between the bottom plate and the inner web. The decrease of the distance between the top and bottom plates reduces the stress of the contact area between the inner and outer webs and the top and bottom plates and the anchor pad plate. It is reasonable for the thickness of top and bottom plates selecting 44 mm, the length of anchor box top and bottom plates deep into side chords choosing 1 800 mm, and the spacing between top and bottom plates adopting 660 mm.

Graphical abstract

关键词

公铁合建斜拉桥 / 索梁钢锚箱 / 受力特性 / 传力特性 / 结构优化

Key words

Rail-cum-road cable-stayed bridge / Cable-girder steel anchor box / Stress characteristics / Force transferring characteristics / Structure optimization

斜拉桥索梁锚固结构传递巨大的斜拉索索力，存在应力集中且传力复杂等问题，其受力性能关系大桥的安全运营和耐久性。众多学者对索梁锚固结构的受力、传力特性和结构优化进行了研究。对常见的锚箱式^［1］、销铰式耳板^［2］、对接式锚拉板^［3-4］、锚拉板式^［5-7］等索梁锚固结构的研究结果表明其均具有复杂的应力分布规律及传力特性。锚箱式索梁锚固结构最为常用，具有传力路径长、承载力强等优势，但也存在板件数量较多、构造复杂、应力集中较为严重等不足^［8］。张清华等^［9］基于理论研究和模型试验，对苏通大桥索梁锚箱的传力途径、传力机理和影响因素进行了研究。张育智等^［10］基于有限元分析揭示了锚箱腹板和箱梁腹板之间焊缝剪应力呈“马鞍形”分布，锚箱腹板与箱梁腹板2条连接焊缝传递索力相近，共传递了80%的总索力。蒲黔辉等^［11］利用仿真分析及模型试验研究了双挑式索梁钢锚箱的应力分布及传力特性，结果表明94%的索力以受剪的形式通过支承板与主梁边腹板和风嘴板间的连接焊缝传递。叶建龙等^［12］利用有限元分析研究了钢锚箱的受力特性，并分析了调整关键板件的厚度及斜拉索索面倾角2步优化方法对钢锚箱受力的影响。刘振标等^［13］通过有限元分析研究了铁路混合钢箱梁斜拉桥悬挑式钢锚箱的受力特点与传力特性，并为解决钢锚箱施工焊缝多、施工空间狭小等问题，提出取消钢锚箱部分支承板的方案，并验证了优化方案的可行性。对于钢桁梁斜拉桥索桁锚固结构，其斜拉索锚固空间相对钢箱梁斜拉桥更小。卫星等^［14］介绍了钢桁斜拉桥中弦杆内置锚箱、节点板内置锚箱、双拉板栓焊式锚箱、双拉板整体式锚箱、完全锚箱式及双拉板锚管式锚箱5种形式的结构特点及传力机理，并验证了安庆长江铁路大桥双拉板栓焊式锚箱受力和疲劳性能满足设计要求。刘勇等^［15］研发了一种适用于空间索面的双拉板栓焊锚箱式索桁锚固结构，并基于有限元分析验证了其合理的受力特性和疲劳性能。既有研究资料均表明，斜拉桥索梁锚固结构受力复杂且不同构造下的受力传力特性不同。

目前对于索梁锚固结构的研究主要集中在钢箱梁斜拉桥，但对高速铁路斜拉桥中越来越常用的板桁斜拉桥的索桁锚固结构研究相对较少，关于大跨公铁合建、带上弦边桁架的节点板内置悬挑式钢锚箱新结构的受力特性及结构优化研究资料更是缺乏。以主跨808 m的深江铁路洪奇沥特大桥为工程背景，采用仿真分析方法研究公铁合建钢混板-桁斜拉桥悬挑式钢锚箱受力、传力特性及构造优化。

1 工程概况

新建深圳至江门铁路洪奇沥特大桥主桥为公铁合建钢混板-桁组合梁双塔双索面斜拉桥，大桥跨径布置为（3×100+808+3×100） m，采用半漂浮体系，如图1所示。图中：S1-S28为由桥塔至边跨梁端斜拉索编号；M1-M28为由桥塔至跨中斜拉索编号。

大桥上、下层桥面分别承载8车道公路和4线铁路，公路设计时速为120 km，铁路设计时速为250 km，设计荷载为8车道城-A级荷载和4线铁路ZK活载。大桥采用H形桥塔，共设112对斜拉索，斜拉索采用2 000 MPa镀锌平行钢丝。主梁采用带上层副桁的双主桁梁截面，2片“N”形主桁中心距23.8 m，副桁边弦杆间距37 m，上层桥面总宽38.1 m。大桥中跨采用钢箱-桁组合梁，边跨采用钢混板-桁组合梁。中跨主梁节间长13.5 m，桁高13 m；边跨主梁节间长10 m，桁高12.5 m，大桥主梁断面如图2所示。钢桁梁除节点板和锚箱板件采用Q420qD钢，其余板件均采用Q370qD钢；大桥桥塔及桥面板等采用C60混凝土。主梁索桁锚固结构采用设置在主梁副桁边弦杆与横梁节点底部的悬挑式钢锚箱结构，如图3所示。

大跨度公铁合建钢桁斜拉桥的锚固空间相对钢箱梁斜拉桥更小，索桁锚固结构需传递的索力荷载更大，其新型索桁锚固结构受力及传力特性值得关注。

2 钢混板-桁斜拉桥悬挑式钢锚箱结构及受力

2.1　钢锚箱设计方案

大桥悬挑式钢锚箱结构置于宽700 mm的箱形边弦杆底部，对应副桁横梁节点处，其总体设计思路为：将边弦杆的内外腹板N1和N2局部向下延伸，形成锚箱内、外腹板，在延伸的内外腹板之间焊接与斜拉索方向平行的顶、底板N3和N4，形成箱形锚固结构，并在锚箱下端口设置垂直于斜拉索的带圆孔承压板N8及锚垫板N6形成封闭锚箱。相较于锚拉板式锚固结构，该锚箱具有传力更为直接可靠，位于副桁边弦杆下对桥面视线遮挡小等优势。

根据大桥全桥整体分析计算结果，选取索力最大的边跨端索（S28）对应钢锚箱为研究对象，S28号索与水平面夹角为33.744°，最不利索力为16 743 kN。为将巨大的索力均匀、顺畅地传递至主桁，基于仿真分析计算对悬挑式钢锚箱结构构造进行了多次优化改进，提出了多种设计方案，其中代表性的设计方案有3种，如图4—图6所示。

方案1：边弦杆内、外腹板N1和N2（48，44 mm厚）沿斜拉索方向往下延伸了1 170 mm，顶、底板N3和N4（均44 mm厚）净距设为620 mm，并将顶、底板N3和N4在与边弦杆底板相交处截断，即顶、底板N3和N4不伸入边弦杆内；斜拉索锚固处采用锚垫板N6结合承压板N8连接形成箱形承压结构。

方案2：在方案1的基础上，将顶底板净距增大为880 mm，并将末端开弧形槽口的顶、底板N3和底板N4伸入边弦杆内1 800 mm，以增大传力路径长度，并在边弦杆内、外腹板N1和N2外侧分别增设三道与斜拉索方向平行的厚20 mm条形加劲肋N9（20 mm厚），以增大内外腹板的刚度。

方案3：在方案1的基础上，将边弦杆内、外腹板N1和N2沿斜拉索方向继续往下延伸至2 696 mm；将顶、底板N3和N4的间距增大为660 mm，顶底板末端开弧形槽口并伸入边弦杆内1 800 mm；此外分别在顶、底板中间沿斜拉索方向设置1个厚32 mm的加劲肋N5以增大顶底板刚度；此外取消承压板N8，增加斜拉索锚下螺母N7。

对比3种锚箱方案的构造，方案1构造简单、锚箱尺寸小，但顶底板传力路径较短；方案2锚箱腹板加肋增大了顶底板在边弦杆内焊缝长度；方案3增大锚箱尺寸，顶底板加肋且传力焊缝较长。

2.2　有限元模型

为研究悬挑式钢锚箱受力特性及传力规律，利用ANSYS有限元软件建立包括S28索梁锚箱5个主梁节段长52.5 m的有限元模型，其中钢锚箱模型部分分别考察3种钢锚箱方案。模型中采用板壳单元Shell63模拟钢板，采用实体单元Solide45模拟锚垫板、螺母和混凝土桥面，采用梁单元beam44模拟剪力钉。有限元模型网格划分中，对钢锚箱部分网格进行了加密，钢锚箱部分单元网格划分尺寸为10 mm，边弦杆网格划分尺寸为40 mm，其余板件为80 mm，混凝土桥面网格划分尺寸为100 mm。模型共5 769 423个单元，5 801 476个节点。钢板焊缝采用两侧板件共用节点的方法模拟，并以距离接缝10 mm处应力作为焊缝应力。剪力钉一端与钢板单元采用共节点连接，其余节点与混凝土耦合连接，混凝土与钢板不直接连接。锚垫板及螺母（实体单元）与相邻钢板（板壳元）间采用共节点实现连接。模型主梁采用两端简支约束，即约束主桁下弦杆底部的竖向和横向平动自由度，并约束近桥塔侧主梁整个横断面弦杆和混凝土桥面纵向位移，有限元模型如图7所示。锚箱的荷载加载中，将“主+附”组合工况下最不利索力16 743 kN换算为均布面荷载施加在锚垫板或螺母上。

2.3　钢锚箱受力

2.3.1　板件受力

在最不利索力作用下，3种设计方案钢锚箱整体Mises应力如图8所示，图中字母A，B，C，D，E和F分别为锚箱自锚固端至拉索端、从底部向上排列的应力集中区域，数字1，2和3分别表示方案1—方案3。

由图8可见：不同钢锚箱方案虽构造有所差异，但应力集中位置相似，由于锚箱内外腹板及顶底板直接承受锚垫板传递索力，因而在锚垫板与顶底板、内外腹板的接触区域（区域A）存在应力集中；钢锚箱腹板靠近锚固侧圆倒角处（区域B）、外腹板远离锚固侧圆倒角处（区域C）顶底板在与边弦杆底板连接处（区域D）作为板件连接局部也存在应力集中；由于顶、底板末端受力均向内外腹板侧传递而使顶、底板末端自由端（区域E和区域F）形成局部应力集中。

各方案钢锚箱主要板件最大应力及应力集中区域见表1。

由图8及表1可见：最不利索力作用下，3种锚箱方案板件连接处均存在一定的应力集中，方案1和方案2的钢锚箱腹板在区域B、区域D等位置存在明显的应力集中，不利于锚箱受力；方案3的应力集中主要在锚垫板下局部及锚箱各板件末端连接处，整体受力相对较好。从板件应力看，方案1钢锚箱和方案2钢锚箱部分板件的集中应力甚至超过了Q420qD钢的屈服强度420 MPa，方案3钢锚箱各板件应力集中量值和区域都较小，且均小于局部设计限值343 MPa。

2.3.2　焊缝受力

焊缝是钢锚箱传力的关键，其受力直接影响钢锚箱结构及其节点的受力安全及耐久性。3种方案下钢锚箱内、外腹板与顶、底板4条关键焊缝沿斜拉索方向分布的Mises应力以及工字形副桁斜杆翼缘节点板与边弦杆内腹板（含部分钢锚箱内腹板）2条连接焊缝的Mises应力沿高度方向分布如图9所示。图中，顶底板与内外腹板连接焊缝以锚垫板为原点，内腹板与副桁斜杆翼缘节点板连接焊缝以焊缝最上端为原点。

由图9可见：方案1顶底板与内外腹板的4条连接焊缝应力分布均呈两端大、中间小的“马鞍形”分布，即在两端与承压板、边弦杆底板连接处应力较大；方案2和方案3由于结构较为相似，各焊缝应力分布规律也类似，其底板-内腹板焊缝应力呈现“山”形分布，即先从与锚垫板接触区域迅速降低，再基本保持平稳，后在与边弦杆交叉区域迅速增大，后又迅速降低，并保持一段平稳后，再在焊缝末端先增大后减小；方案2和方案3底板-外腹板焊缝应力呈现“波浪形”分布，先是从与锚垫板接触区域迅速降低，再基本保持平稳，后在与边弦杆交叉区域迅速增大，后又保持平稳，最后在焊缝末端减小；顶板-内腹板、顶板-外腹板焊缝应力也呈现两端大中间小的“马鞍形”分布；远桥塔侧副桁斜杆翼缘节点板与边弦杆内腹板连接焊缝总体呈现“M”形分布，并在边弦杆底板高度附近处出现峰值，其中方案1出现397 MPa的高应力；方案1和方案2近桥塔侧副桁斜杆翼缘节点板与边弦杆内腹板连接焊缝应力分布较为类似，且应力沿高度分布较为均匀；方案3的焊缝应力则呈现一定的波动并出现接近270 MPa的较高应力。

为评价各方案各焊缝应力状态优劣引入3个衡量指标，分别是焊缝最大应力σ_max、焊缝平均应力σ_ave、焊缝应力不均匀系数μ。其中焊缝应力不均匀系数μ的计算式为

\mu =\frac{{\sigma }_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}}{{\sigma }_{\mathrm{a}\mathrm{v}\mathrm{e}}}=\frac{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}({\sigma }_{\mathrm{1}},\cdots ,{\sigma }_i,\cdots ,{\sigma }_n)}{{\displaystyle \sum _{i=\mathrm{1}}^n}\left(\frac{{\sigma }_i}{n}\right)}（1）

式中：σ_i 为焊缝第i个节点应力；n为焊缝节点总数。

各方案焊缝应力指标对比见表2。

由表2可见：对于顶底板与腹板连接焊缝，方案1的4条焊缝的最大应力、平均应力和应力不均匀系数均较方案2和方案3更为显著，且方案1的部分焊缝最大应力已超过钢材屈服强度而不能满足要求；对于方案2和方案3各焊缝评价指标相差不大，但对于受力较为不利的底板-内腹板焊缝，方案3的焊缝应力分布更为均匀，应力峰值也更小；对于副桁斜杆与边弦杆内腹板连接焊缝，方案2和方案3的焊缝应力均小于270 MPa，均能满足要求，方案3焊缝应力的不均匀性略低于方案2。

综合比较3种锚箱方案的板件应力和关键传力焊缝应力，方案3钢锚箱的受力性能相对较优，且考虑到方案3锚箱顶底板插入边桁弦杆内部末端开孔而便于边桁弦杆内填充混凝土的施工便捷性，最终确定方案3的钢锚箱设计方案为最终方案。方案3焊缝在起止区域应力仍较为显著，在实际施工过程中应确保焊缝质量，并可采取焊缝磨修、超声波或喷丸冲击等方法减小焊接残余应力的影响。

3 钢锚箱传力特性

3.1　钢锚箱各板件传力路径及传力比

为探明钢锚箱各板件传力路径及传力比，利用ANSYS软件的板件或路径应力积分功能，基于推荐的钢锚箱方案对钢锚箱和边弦杆各板件和各板件间连接焊缝应力进行积分，得到钢锚箱传力路径及传力比，如图10所示。图中：百分数为该传力环节传递索力的百分比；内（外）腹板为边弦杆底板以下锚箱的内（外）腹板，而边弦杆底板以上的内（外）腹板则称之为边弦杆内（外）腹板。

由图10可知：作用于钢锚箱的索力主要通过下列4条传力路径传递；路径R1为锚垫板→内腹板→边弦杆内腹板和底板→边弦杆（①，⑫和⑭），路径R2为锚垫板→顶板→内腹板和外腹板→边弦杆内腹板和外腹板→边弦杆（②，⑤，⑥，⑦，⑬和⑭），路径R3为锚垫板→底板→内腹板和外腹板→边弦杆内腹板和外腹板→边弦杆（③，⑤，⑧，⑬和⑭），路径R4为锚垫板→外腹板→边弦杆外腹板→边弦杆（④和⑬）；最终边弦杆底板承担了22.2%的索力水平分力，边弦杆内腹板承担了46.4%的索力，边弦杆外腹板承担了31.4%的索力。

3.2　锚箱节点索力传力路径

大桥悬挑式钢锚箱置于副桁边弦杆底部，斜拉索力的水平力主要由节点通过边弦杆及桥面纵向传递。而索力的竖向分力通过钢锚箱节点副桁斜杆受拉，横梁、边弦杆和混凝土桥面受剪方式传递给主桁，相对复杂。为系统分析索力竖向分力的传递，对钢锚箱节点连接杆件和混凝土桥面取隔离体如图11所示。其竖向力的平衡满足下式。

T\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\theta =N\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\alpha +Q（2）

其中，

Q=Q_{\mathrm{L}}+Q_{\mathrm{R}}+Q_{\mathrm{B}}+q_{\mathrm{1}}+q_{\mathrm{2}}+q_{\mathrm{3}}

式中：T为斜拉索索力；θ为斜拉索与水平面夹角；N为副桁斜杆轴拉力；α为副桁斜杆与竖直面夹角；Q_L和Q_R分别为钢锚箱两侧近桥塔侧和远桥塔侧边弦杆竖向剪力；Q_B为副桁节点横梁竖向剪力；q₁和q₃分别为锚箱近远桥塔侧混凝土桥面竖向剪力；q₂为锚箱混凝土桥面隔离体侧面竖向剪力。

为探究索力竖向分力从钢锚箱传递给主梁途径以及不同途径的传力比例。利用有限元对钢锚箱附近各杆件截面的应力进行积分，得到各杆件传递索力竖向力的比例，结果如图12所示。由图12可见：斜拉索索力的竖向力主要通过副桁斜杆受拉传递，副桁斜杆通过受拉传递了66.71%的斜拉索竖向分力给主桁下弦杆，近桥塔侧边弦杆、远桥塔侧边弦杆、混凝土桥面和副桁节点横梁分别传递了9.72%，9.32%，9.68%和4.56%的索力竖向分力。

4 钢锚箱关键设计参数

为进一步了解钢锚箱结构关键参数：顶底板厚度、顶底板伸入边弦杆内长度、顶底板间距对悬挑式钢锚箱的受力的影响，基于推荐的钢锚箱方案开展参数分析。

4.1　顶底板厚度

由钢锚箱的受力分析结果可见，在加劲肋提高顶底板刚度的同时，也使顶底板在与锚垫板连接处的应力集中程度较内外腹板更为显著，且顶底板在末端开口区域也有较大应力集中。为此，在有限元模型中分别计算顶底板厚度同时分别为32，36，40，44（方案3板厚）和48 mm时锚箱结构受力。其中，顶底板在与锚垫板接触区域和末端开口附近最大Mises应力随顶底板厚度变化如图13所示，受力最为不利的底板-内腹板焊缝沿距锚垫板距离分布的Mises应力随顶底板厚度变化如图14所示。

由图13可见：顶底板与锚垫板接触区域和尾部开口区域最大Mises应力随板厚的增加而减小，并呈现出逐渐减缓的趋势；顶底板厚度由32 mm增加到48 mm时，顶底板与锚垫板接触区域（区域A）最大Mises应力降低了约70 MPa，顶板末端开口附近（区域E）应力降低了约60 MPa，而应力相对更大的底板开口区域（区域F）应力仅降低了约40 MPa。

由图14可见：随顶底板厚度增加，焊缝Mises应力随之降低，顶底板厚度由32 mm增加到48 mm，焊缝平均应力由137.2 MPa降低到120.7 MPa，焊缝最大应力由326.5 MPa降低到285.6 MPa，变化均不明显。可见推荐方案3顶底板均取44 mm时受力适中，较为合理。

4.2　顶底板伸入边弦杆内长度

顶底板伸入边弦杆内长度直接影响锚箱受力，保持其他设计参数不变，分别将顶底板均伸入副桁边弦杆内长度调整为1 200，1 500，1 800（方案3的长度）和2 100 mm（连至边弦杆顶板），分析顶底板伸入边弦杆内长度对钢锚箱结构受力的影响，并重点比较受力最为不利的底板-内腹板焊缝的Mises应力。顶底板应力集中区域最大应力随顶底板伸入边弦杆长度变化如图15所示，最不利焊缝底板-内腹板焊缝应力随顶底板伸入边弦杆长度变化如图16所示。

由图15可见：顶底板末端圆弧开口附近应力随顶底板伸入长度的增加而减小；顶底板与锚垫板接触区的应力基本保持不变。

由图16可见：焊缝应力均在焊缝两端有较大峰值，并在与边弦杆底板交接处出现应力最大值，顶底板伸入边弦杆长度对焊缝应力分布规律影响较小；焊缝峰值、最大值均随顶底板伸入边弦杆长度增大而减小，顶底板伸入长度由1 200 mm增加到2 100 mm时，焊缝平均应力由145 MPa降低到了119 MPa，焊缝最大应力由398.7 MPa降低到282.2 MPa，变化显著。推荐方案3顶底板均伸入边弦杆1 800 mm时，受力较为合理。

4.3　顶底板间距

锚箱顶底板间距直接改变钢锚箱空间尺寸，对其受力影响值得研究。调整钢锚箱顶底板间距为620，660（方案3的间距），700和740 mm，分析其对钢锚箱受力的影响。顶底板及腹板与锚垫板接触区域（区域A）最不利应力、最不利焊缝底板-内腹板焊缝应力随钢锚箱顶底板间距的变化分别如图17和18所示。

由图17可见：顶底板间距对顶底板、内外腹板与锚垫板接触区域应力影响较为显著，随顶底板间距增大，顶底板和内外腹板与锚垫板接触区域应力均增大。由图18可见：顶底板间距对底板-内腹板焊缝应力影响较小。表明推荐方案设定顶底板间距为660 mm较为合理。

5 结论

（1）3种悬挑式钢锚箱在锚垫板与内外腹板和顶底板接触区域、顶底板末端内腹板侧弧形开口区域、外腹板远离锚固侧圆倒角处均存在一定应力集中；锚箱尺寸较大、顶底板加肋的方案3的主要板件应力最大为300 MPa，小于方案1和方案2，且方案3的钢锚箱6条焊缝的最大应力、平均应力和应力不均匀系数较优，将其确定为最终设计方案。

（2）索力首先由锚垫板直接向钢锚箱顶板、底板和内外腹板均匀传递；最终边弦杆底板、内腹板和外腹板分别承担22.2%，46.4%和31.4%的索力。

（3）钢锚箱副桁节点通过副桁斜杆受拉将66.71%索力竖向分力从副桁传递给主桁，为主要索力竖向分力传力方式；近、远桥塔侧边弦杆、混凝土桥面和副桁节点横梁分别传递约9.72%，9.32%，9.68%和4.56%的斜拉索竖向分力。

（4）板件应力随顶底板厚度增加而减小，焊缝应力则变化不大，顶底板厚为44 mm时钢锚箱受力适中；顶、底板深入边弦杆长度增加可以降低底板-内腹板焊缝的峰值应力，钢锚箱顶底板深入边弦杆长度1 800 mm受力适中；顶底板间距减小可降低内外腹板和顶底板与锚垫板接触区域应力，推荐方案中顶底板间距为660 mm较为合理。

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基金资助

中国国家铁路集团有限公司科技研究开发计划课题(N2021G034)

中铁第四勘察设计院集团有限公司科技研发项目(2021K015)