何 岸，楊 亞

（中國市政工程西南設計研究總院有限公司，四川 成都 610036）

0 引言

隨著中國交通運輸業(yè)的快速發(fā)展，大跨徑斜拉橋在橋梁建設中的應用越來越多。多座大跨度斜拉橋的地震響應分析表明，斜拉橋的抗震薄弱部位多為主塔、邊墩、邊墩樁基，以及支承連接部位[1]。在建或已建的大跨徑斜拉橋中，常見的結構體系為漂浮或半漂浮體系，塔梁墩固結體系相對較少。對于塔梁墩固結體系斜拉橋來說，主梁可視為在跨徑內有多點彈性支承的連續(xù)剛構，與全漂浮和半漂浮體系斜拉橋相比，這種體系能夠提高橋梁整體的橫向剛度，但同時也會使結構在橫橋向的地震響應顯著增大，使邊墩的橫向受力極為不利[2]。因此，斜拉橋邊墩橫向抗震問題應引起關注。現以瀘州市白沙長江大橋為例，基于《公路橋梁抗震設計細則》[3]開展邊墩橫向抗震體系研究。

1 工程概況與有限元模型

1.1 工程概況

白沙長江大橋位于四川省瀘州市合江縣境內，是一座主橋長920 m 的空間混合梁斜拉橋，橋面總寬度為30.5 m，荷載設計采用公路Ⅰ級。主跨520 m，邊跨橋跨布置為44.2+2×50+55.8（m）和55.8+2×50+44.2（m），共九跨。采用塔墩梁固結的結構體系，除中跨主梁形式采用鋼箱梁外，其余橋跨主梁均為混凝土主梁，主塔為獨柱式雙塔，主索面呈單索面。由《中國地震動參數區(qū)劃圖》（GB 18306—2015）[4]可知，白沙長江大橋主橋橋址處地震動峰值加速度為0.05g，地震基本烈度為Ⅵ度，場地類型屬Ⅱ類，反應譜特征周期為0.35 s。主橋布置形式如圖1 所示。

圖1 主橋布置圖（單位：m）

1.2 有限元模型

采用通用有限元軟件Midas Civil 建立全橋有限元模型，除斜拉索采用桁架單元模擬其作用外，其余主體結構均采用空間梁單元形式進行模擬?？紤]恒載幾何剛度對主塔、主梁和斜拉索的影響，為模擬樁土間共同作用，利用集中質量法將其離散為“質量-彈簧-阻尼”系統，且以“m 法”確定等代土彈簧的剛度。結構有限元模型如圖2 所示。

圖2 橋梁有限元模型

1.3 時程波的選取

時程分析采用地震安評單位給定的該橋址處50年超越概率為10%（地震重現期約為475 年）的3 條水平地震動時程，圖3 為其中一條典型水平地震動時程，豎向地震動時程采用0.65 倍的水平地震動時程。根據《公路橋梁抗震設計細則》（JTG／T_B02-01—2008）[3]可知，當采用3 條地震動時程計算時，應取3組計算結果的最大值。

圖3 典型水平地震動時程圖示

2 橫橋向約束體系研究

白沙長江大橋邊墩較多，主梁與邊墩的橫向約束方式會影響各橋墩的橫向地震響應?，F通過分析支座橫向自由、支座橫向約束、過渡墩支座橫向約束、輔助墩支座橫向自由、過渡墩支座橫向自由、輔助墩支座橫向約束四種墩梁橫向約束方式，研究不同橫向約束體系對結構橫向地震響應的影響。不同約束體系下，邊墩墩底橫向彎矩如圖4 所示，墩梁橫向相對位移如圖5 所示。

圖4 不同約束體系下墩底彎矩曲線圖

圖5 不同約束體系下墩梁橫向相對位移曲線圖

根據圖4 和圖5 可知，不同約束體系在橫橋向地震作用下，邊墩內力響應和墩梁相對位移變化較明顯。與邊墩支座橫向約束相比，當采用支座橫向自由約束體系時，3# 輔助墩墩底彎矩增加6.3%，其余邊墩的墩底彎矩有明顯的減小，其中7# 墩底彎矩減小72.85%，但墩梁橫向相對位移有明顯增加，其中過渡墩的墩梁橫向相對位移增加98.69%；當采用過渡墩支座橫向約束輔助墩支座橫向自由約束體系時，過渡墩墩底彎矩增加10.59%，過渡墩的墩梁相對橫向位移增加了90.19%；當采用過渡墩支座橫向自由輔助墩支座橫向約束時，輔助墩墩底彎矩整體是增大的，其中1#輔助墩墩底彎矩增加了212.83%，對于橋梁的橫向抗震是不利的。

通過以上分析可知，支座橫向約束體系能有效減小墩梁橫向相對位移，但是會明顯增大邊墩的橫向地震響應，不僅對橋梁的設計和建造提出更高要求，也會降低橋梁的經濟性。采用支座橫向自由體系對邊墩的地震內力響應是有利的，但會增大墩梁橫向相對位移。因此，需要在橫向自由體系基礎上進行相應的橫向減震措施。

3 橫向減震措施分析

在邊墩支座橫向自由體系的基礎上，分別選取橫向擋塊減震體系和粘滯阻尼器減震體系進行橫向減震體系分析。

3.1 橫向擋塊減震體系

混凝土剛性擋塊是目前常采用的橫向限位措施[5]，現選取混凝土剛性擋塊，進行參數分析。為研究擋塊剛度對橋梁橫向地震響應的影響，取擋塊的初始間隙為0.03 m，擋塊剛度分別取0.5×105kN/m、1×105kN/m、1.5×105kN/m、2×105kN/m、2.5×105kN/m 和5×105kN/m，分析橋梁的橫向地震響應。墩底彎矩、墩梁橫向相對位移，以及擋塊的橫向剪力隨著擋塊剛度的變化如圖6 所示。

由圖6（a）可知，隨著擋塊剛度的增加，邊墩墩底彎矩總體上呈現先快速增大，后逐漸趨于平穩(wěn)，在擋塊剛度為0.5×105（kN·m-1）時，墩底彎矩最小；與支座橫向約束體系相比，1#、2# 輔助墩橫向地震響應分別增加了23.08%和38.70%。由圖6（b）可知，隨著擋塊剛度的增加，墩梁相對位移逐漸減小，后趨于平緩，墩梁相對位移普遍大于60 mm。根據上述分析，采用混凝土剛性擋塊時，邊墩內力分布較為復雜，不能夠同時減小，同時墩梁相對位移普遍較大。由圖6（c）可知，隨著擋塊剛度的增加，擋塊橫向剪力逐漸增大，1# 輔助墩最大剪力為4.08×103kN，極易造成擋塊的損壞?？梢姴捎没炷羷傂該鯄K對塔梁墩固結體系斜拉橋橫向減震效果并不理想。

圖6 不同擋塊剛度對地震響應的影響曲線圖

3.2 黏滯阻尼器減震體系

黏滯阻尼器裝置是一種速度相關型阻尼裝置，其阻尼力主要取決于速度，對溫度變化、較小風速和車輛等緩慢作用的荷載基本不起作用，但對地震等變化較為劇烈的動力荷載起到耗能減震作用[6]。

黏滯阻尼器一般采用由彈簧和阻尼器串聯組成的Maxwell 模型模擬，其阻尼力-位移滯回曲線近似矩形，動力特性穩(wěn)定，且不改變結構固有特性，在額定行程內不增加結構剛度，只提供附加阻尼[7]，其阻尼力輸出方程為：

式中：F 為阻尼力；C 為阻尼系數；V 為最大反應速度；α 為速度指數。

黏滯阻尼器選擇不同的參數C 時，對結構地震響應影響也不同，需要對阻尼器參數進行優(yōu)化分析，使結構達到最優(yōu)的減震效果。阻尼器參數取值對結構橫向地震響應的影響如圖7 所示。

圖7 阻尼器參數取值對地震響應的影響曲線圖

由圖7 可知：

（1）當α=0.3 時，隨著C 的增大，墩底彎矩逐漸增大，當α=0.4 和0.5 時，隨著C 的增大，墩底彎矩總體上呈現先減小后增加的趨勢。

（2）當α 一定時，隨著C 的增大，墩梁橫向相對位移總體減小，當C＞1 500 [kN/(m/s)α]時，墩梁相對位移變化逐漸趨于平緩，與支座橫向自由體系相比，墩梁相對位移減小50%以上。

（3）當C 一定時，隨著α 的增大，墩底彎矩總體上呈現減小趨勢，三者之間的差值隨著C 值增大逐漸增大，墩梁相對位移呈現增大趨勢，三者之間的差值隨著C 值增大逐漸趨于一致。

（4）當C 一定時，阻尼力隨α 的增大而減??；當α 一定時，阻尼力隨C 的增大而增大。

通過以上分析，結合邊墩墩底彎矩和墩梁相對橫向位移，單個阻尼器的設計參數取阻尼系數C=1 000 [kN/（m/s）α]，速度指數α=0.4 時為較優(yōu)選擇。

3.3 黏滯阻尼器減震效果

橫向自由體系、橫向約束體系與橫向黏滯阻尼器體系的主要橫向地震響應如表1 所列。

表1 粘滯阻尼器減震效果一覽表

由表1 可知，與墩梁橫向約束體系相比，輔助墩墩底彎矩減小了40%以上，其中8# 輔助墩墩底彎矩減小了68%，過渡墩墩底彎矩減小了65%；左塔墩底彎矩減小了1%左右。出現這種原因可能在于，塔墩梁固結體系，主塔與主墩的橫向剛度通常遠遠大于邊墩的橫向剛度，因此絕大部分地震響應由主墩承擔，邊墩所分擔的橫向地震響應相對較小，因此邊墩與主梁之間的橫向約束對主塔和主墩的影響相對較小，而對邊墩影響較大。采用黏滯阻尼器約束體系，墩梁橫向相對位移最大值為0.0132 m，易于滿足。

4 結論

（1）對于塔梁墩固結體系斜拉橋，邊墩處不同的橫向約束體系，結構所產生的橫向地震響應有較大差別；對于過渡墩和輔助墩橫向約束體系，均會增大相應的輔助墩或過渡墩的地震響應內力，對結構的橫向抗震不利。

（2）對于過渡墩，以及輔助墩處的橫向自由體系，雖然主塔及輔助墩的內力響應有所降低，但是墩梁具有較大的橫向位移，因而對橋梁的伸縮裝置具有更高的要求。

（3）對于白沙長江大橋，在墩梁橫向自由體系的基礎上，橫向采用混凝土剛性擋塊限位措施，并不是一種理想的橫向減震措施。

（4）采用黏滯阻尼器橫向減震體系，可以有效地減小邊墩和主墩底部橫向地震響應內力，同時墩梁橫向相對位移也可以明顯減小，所以推薦白沙長江大橋在輔助墩和過渡墩橫向采用黏滯阻尼器減震體系。