巢湖市湖光路跨巢湖大橋結構體系設計

沈 祺

（上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市 200092 ）

1 工程概況

巢湖市湖光路跨巢湖大橋位于巢湖市區西部，是一條南北走向的城市主干路。主橋為獨塔雙索面混合梁斜拉橋，跨徑布置為202.5 m+300 m＝502.5 m，邊跨設置2個輔助墩，橋跨布置見圖1所示。主梁采用異形大邊箱形斷面，雙向6車道，全寬37 m，中心線處梁高3 m，主跨及邊跨主梁為組合梁結構，輔助跨為預應力混凝土梁。主梁與主塔牛腿之間設置支座。主塔采用“人”字形橋塔，橋面以上塔高146 m。主塔基礎采用30根2.6 m直徑鉆孔灌注樁，最大樁長約58 m，嵌入基巖為⑤3層的中風化砂質泥巖、泥質砂巖，巖石單軸飽和抗壓強度約5 MPa[1]。

圖1 巢湖大橋橋跨布置圖

橋址處100 a一遇設計基本風速為25.6 m/s。根據地震安評報告，E1地震作用（50 a超越概率10%）水平向地表加速度峰值1.22 m/s2，特征周期0.42 s；E2地震作用（50 a超越概率2%）水平向地表加速度峰值2.31m/s2，特征周期0.5 s，地震動參數較大[2]、[3]。

2 縱向結構體系

2.1 體系分析

對于大跨度雙塔斜拉橋的結構體系，國內外已有很多研究，特別是縱向約束結構，已有比較成熟的應用。但大跨度獨塔斜拉橋與同等跨度雙塔斜拉橋相比，其縱向位移大于后者，靜力和地震反應特性也有所不同。已建橋梁有些設置縱向固定支座，但無法順利實現靜力受力狀態與地震受力狀態平穩過渡；有些設置縱向滑動支座，但縱向靜力位移大，導致橋塔靜力受力大、伸縮縫規格大且易損壞、行車舒適性不佳等。因此對于地震響應較大的大跨度獨塔斜拉橋，縱向約束體系需要進行特別設計。

在設計過程中，首先調研了一些我國已建獨塔斜拉橋及其采用的縱向結構體系，從中發現主要采用塔梁墩固結體系和（半）飄浮體系。主跨250 m以下的獨塔斜拉橋，除了強震區采用飄浮體系外，普遍采用塔梁墩固結體系；而主跨250 m以上的獨塔斜拉橋，則大多采用（半）飄浮體系。

分析總結常規獨塔斜拉橋縱向約束體系及其優缺點如表1所列。

表1 常規獨塔斜拉橋約束體系比較一覽表

經分析可知，大跨度獨塔斜拉橋靜力需求和抗震需求似一對不可調和的矛盾體，常規的獨塔斜拉橋約束體系很難同時兼顧兩者需求。需要尋找合適的組合體系。約束（或減小）靜力位移的同時，通過一定減震裝置進一步減小動力響應。

針對巢湖大橋獨塔、地震動參數較大、下塔柱矮重心低的特點，提出了一種固定約束+減震耗能裝置的組合體系。其實質是固結體系的一種衍生，但對塔梁間縱向固定支座的抗剪構造提出特殊的性能要求：要求支座在靜力工況下保持固結，在縱向地震力超過給定值后允許剪斷破壞，變成常規的滑動支座發揮縱向摩擦耗能作用，同時減震耗能裝置參與工作。該組合體系尤其適合于獨塔大跨度斜拉橋支座固定后不會引起較大溫度應力的特點。

2.2 減震耗能體系優化

上節所述固定約束+減震耗能裝置也有見工程實例，但減震耗能裝置往往選用液壓粘滯阻尼器。該工程結合科研最新成果，還提出一種新型橋梁金屬阻尼器[4]，并對這兩種裝置進行了詳細的阻尼器參數優化[5]。

根據研究結果，兩種阻尼器都具有較強的減震耗能能力，而且阻尼器與結構的恢復力不同步，因此可以在限制位移的同時減小主塔及其基礎的地震內力。但是需要特別指出的是，當它們與具有給定剪斷力的固定支座組合使用時，兩者具有顯著差異。

如果采用液壓粘滯阻尼器，由于其屬于速度依存型，速度較小時阻尼力也小，當縱向固定支座剪斷瞬間，阻尼器速度為零，抵抗外力的阻尼力也為零，而阻尼器所受外力即為支座剪斷力，因此阻尼器的位移和速度會迅速增大，無法實現對地震力的有效控制；同時，如果按照控制梁端位移和塔、梁間相對位移作為其設計條件，則采用的粘滯阻尼器最大阻尼合力也可能會小于縱向固定支座的剪斷力，在支座剪斷瞬間阻尼器遭到破壞。以巢湖大橋為例，主塔處兩個支座剪斷力合力13400 kN，如果按照控制梁端位移和塔、梁間相對位移為35 cm以內作為粘滯阻尼器的設計參數，則4個阻尼器的最大阻尼合力僅為8068 kN，剪斷瞬間阻尼器即遭破壞。雖然可以增大粘滯阻尼器的阻尼系數，使得粘滯阻尼器的最大阻尼力不小于縱向固定支座的剪斷力，但是這樣經濟性上的代價比較大。此外，不考慮縱向固定支座剪斷瞬間的沖擊力而進行地震反應分析時，會高估粘滯阻尼器的耗能效果，從而低估對粘滯阻尼器的位移要求。

如果采用金屬阻尼器，其阻尼力取決于位移。當縱向固定支座剪斷瞬間，塔梁間相對位移為零，剪斷力平穩過渡到上、下部分密貼的金屬阻尼器上，此時金屬阻尼器所受的水平力等于縱向固定支座的剪斷力。因此，只要金屬阻尼器的屈服力不小于縱向固定支座的剪斷力，就可以保證縱向固定支座剪斷后金屬阻尼器不屈服。由于金屬阻尼器滯回曲線明確，可以準確地分析出支座剪斷后整個過程中結構的地震響應，據此確定金屬阻尼器的最大位移和屈服力，所以不存在對金屬阻尼器耗能效果的高估問題，不會低估金屬阻尼器的位移需求。

綜上分析，最終巢湖大橋選擇的縱向約束體系為：給定剪斷力的固定支座和金屬阻尼器的組合體系：靜力作用下支座縱向固結約束主梁位移，地震作用下固定支座剪斷后轉換為普通滑動支座與金屬阻尼器一起滯回耗能。固定支座的剪斷力由靜力作用下的最大需求確定，而金屬阻尼器的屈服力應大于支座的剪斷力。

巢湖大橋固定支座剪斷力略高于靜力工況最大縱向剪力，取13400 kN，主塔處共設置15組金屬阻尼器，每組金屬阻尼器由11片三角形板組成（見圖2），每塊板的尺寸為1000 mm(寬)×800 mm（高）×30 mm（厚），Q345qD鋼材，取鋼材的極限應變為屈服應變的40倍計算，單塊板等效屈服強度85 kN。所有金屬阻尼器等效屈服力14025 kN大于支座剪斷力，考慮硬化后實際屈服力更大。鋼板焊接在上下底板上，通過螺栓栓接在主塔下橫梁及主梁底。金屬阻尼器工廠預制、現場安裝，安裝及更換過程與一般支座方法類似。縱向約束體系布置見圖3所示。

圖2 單組縱向金屬阻尼器構造圖

2.3 計算結果

表2為不同約束體系的靜力計算結果。

不同約束體系在E2地震下的響應見表3所列。

2.4 小結

上節計算結果進一步定量地揭示了各縱向約束體系對大跨度獨塔斜拉橋的適合程度，從中可以看到：

（1）彈性約束體系只能提供剛度不能耗能，雖然也能限制主梁的位移，但會增大主塔的地震內力。而且，該體系對裝置本身的強度也提出了很高的要求，往往構造較為復雜。因此，彈性連接體系不適用于大跨度獨塔斜拉橋。

圖3 縱向約束體系布置圖

表2 不同約束體系的靜力響應比較一覽表

表3 不同約束體系的地震響應比較一覽表

（2）半飄浮體系由于主梁上的荷載一部分通過拉索傳遞至主塔上，相當于加大了塔底彎矩的力臂，因此塔底彎矩也不小（地震工況尤其如此）。此外，由于跨度大，由可變荷載引起的梁端位移最大可達0.535 m，需要大型的伸縮縫裝置及大位移支座，全壽命經濟性不佳。

（3）固定約束+減震耗能裝置的組合體系可以兼顧靜動力需求：靜力工況固結，可以減小梁端位移至0.2 m以內，減小了伸縮縫及支座規模；地震工況下減震耗能，有效地控制結構變形及基礎規模。液壓粘滯阻尼器和金屬阻尼器都是有效手段，但金屬阻尼器靜動力過渡明確、構造簡單，經濟性好，提供了一種減震耗能新途徑。

3 橫向結構體系

橋梁支座通常選擇單側橫向固定，另一側橫向可以滑動。這樣，在靜力工況下限制橫向位移，釋放溫度力，但地震時單個固定支座往往難以承受巨大的地震剪力，需設置橫向限位裝置（如抗震擋塊）加以約束。橫向結構體系的最終選取往往取決于結構地震響應。大跨斜拉橋在橋塔處一般設置有橫向抗風支座，在設計地震下作為橫向約束。因此，巢湖大橋的橫向結構體系可選擇以下體系：僅主塔處約束、主塔及主跨邊墩約束、主塔及邊跨邊墩約束、主塔及兩側邊墩約束、主塔輔助墩及兩側邊墩都約束。

上述橫向結構體系的地震響應見表4和表5所列。

表4 各種橫向約束在E 2地震下主梁的位移表（單位：m）

由上述結果可知，邊墩及其基礎是整座斜拉橋的橫向抗震關鍵部位，常見橫向約束方式不能同時較好地解決位移與受力的需求。僅主塔橫向約束得到的各塔墩墩底內力最小，但梁端位移較大；主塔及一側邊墩約束雖然可以減小邊墩內力，但端位移仍不小；輔助墩橫橋向約束對兩側邊墩受力無益，且徒增自身基礎規模；由于巢湖大橋整體塔墩較矮，主塔及兩側邊墩約束后邊墩內力較大，邊墩支座橫向地震需求與靜力豎向需求極不匹配。

因此，橫向結構體系需要采取減隔震措施，通常有雙曲面支座與阻尼器方案。由于斜拉橋邊墩支座的恒載壓力較小，廣泛應用的雙曲面減震耗能支座依靠摩擦耗能，所以耗能能力很小，難以限制墩、梁橫向相對位移，無法解決邊墩及其基礎的抗震問題。

阻尼器方案比較適合邊墩的橫向減震，液壓粘滯阻尼器和金屬阻尼器都有很好的耗能能力，減震效果很好。但是，液壓粘滯阻尼器用于橫橋向時，需要將橫向位移與縱向位移分離開來才能保證減震效果，這需要非常復雜的構造，代價很大，而且液壓粘滯阻尼器本身也比較貴。而金屬阻尼器構造較簡單，不僅有可靠的傳力機制保證橫向滯回耗能能力的發揮，而且能很好地適應縱向變形，也很經濟。

因此，與縱向結構體系思路相似，巢湖大橋采用的橫向結構體系為：主塔約束，兩側邊墩各設置給定剪斷力的橫向固定支座（單側）+橫向金屬阻尼器的組合體系。當地震橫向慣性力超過給定剪斷力時，固定支座轉換為滑動支座在滑動面滑動，同時金屬阻尼器投入工作。為了保證金屬阻尼器不被破壞，要求金屬阻尼器的屈服力大于橫向固定支座剪斷力。

巢湖大橋邊墩單側支座噸位9000 kN，設計支座剪斷力800 kN。每個支座旁設置兩組金屬阻尼器，每組金屬阻尼器由10片三角形板組成，每塊板的尺寸為 1000 mm(寬)×600 mm（高）×20 mm（厚），Q345qD鋼材，取鋼材的極限應變為屈服應變的40倍計算，單塊板等效屈服強度45 kN。

表6、表7給出了采用該項目設計的橫向結構體系與常規結構體系的地震響應比較。從結果可見，采用金屬阻尼器后，邊墩內力及梁端橫向位移都大幅減小，效果顯著。

表5 各種橫向約束在E 2地震下墩底的內力比較一覽表

表6 三種橫向結構體系地震力比較一覽表

表7 三種橫向結構體系地震位移比較一覽表（單位：m）

4 結語

針對巢湖大橋獨塔跨度大、抗震等級高、下塔柱矮重心低的特點，設計了一種給定剪斷力的固定支座+金屬阻尼器的縱橫向組合結構體系。靜力工況下可以限制主梁變形；地震力超過給定剪斷力后固定支座轉換為滑動支座摩擦耗能，同時金屬阻尼器投入工作，減震耗能、減小地震力并將墩梁相對位移控制在給定的范圍內。為保證金屬阻尼器正常工作，其屈服力必須大于給定剪斷力。

本文所述的組合體系較一般減震耗能體系的優勢在于：由于金屬阻尼器阻尼力取決于位移，所以可以實現固定支座破壞瞬間剪斷力的平穩過渡，避免沖擊力對液壓類速度型阻尼器造成破壞或力學性能改變。此外，金屬阻尼器滯回曲線明確，構造安裝簡單，全壽命經濟性佳。

本文所述的縱向組合體系具有針對性，適合于大跨度獨塔斜拉橋，當下塔柱較矮時更有優勢，因靜力工況縱向固結后降低了縱向水平力在橋塔上的傳力點，主塔不會受力過大。本文所述的橫向組合體系具有普適性，可以運用到抗震要求高的一般橋梁。

[1]巢湖市湖光路跨巢湖大橋施工圖設計文件[Z].上海：上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司,2011.

[2]巢湖市湖光路跨巢湖大橋工程場地地震安全性評價報告[R].安徽：安徽省地震工程研究院,2010.

[3]巢湖市湖光路大橋抗震性能研究報告[R].上海：同濟大學土木工程防災國家重點實驗室,2011.

[4]沈星,倪曉博，葉愛君.橋梁新型橫向金屬阻尼器研究[J].振動與沖擊,2014,33(21):96-101.

[5]大跨度獨塔組合梁斜拉橋設計關鍵技術研究[R].上海：上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，等，2013.