巢湖市湖光路跨巢湖大桥结构体系设计

沈 祺

（上海市政工程设计研究总院（集团）有限公司，上海市 200092 ）

1 工程概况

巢湖市湖光路跨巢湖大桥位于巢湖市区西部，是一条南北走向的城市主干路。主桥为独塔双索面混合梁斜拉桥，跨径布置为202.5 m+300 m＝502.5 m，边跨设置2个辅助墩，桥跨布置见图1所示。主梁采用异形大边箱形断面，双向6车道，全宽37 m，中心线处梁高3 m，主跨及边跨主梁为组合梁结构，辅助跨为预应力混凝土梁。主梁与主塔牛腿之间设置支座。主塔采用“人”字形桥塔，桥面以上塔高146 m。主塔基础采用30根2.6 m直径钻孔灌注桩，最大桩长约58 m，嵌入基岩为⑤3层的中风化砂质泥岩、泥质砂岩，岩石单轴饱和抗压强度约5 MPa[1]。

图1 巢湖大桥桥跨布置图

桥址处100 a一遇设计基本风速为25.6 m/s。根据地震安评报告，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，地震动参数较大[2]、[3]。

2 纵向结构体系

2.1 体系分析

对于大跨度双塔斜拉桥的结构体系，国内外已有很多研究，特别是纵向约束结构，已有比较成熟的应用。但大跨度独塔斜拉桥与同等跨度双塔斜拉桥相比，其纵向位移大于后者，静力和地震反应特性也有所不同。已建桥梁有些设置纵向固定支座，但无法顺利实现静力受力状态与地震受力状态平稳过渡；有些设置纵向滑动支座，但纵向静力位移大，导致桥塔静力受力大、伸缩缝规格大且易损坏、行车舒适性不佳等。因此对于地震响应较大的大跨度独塔斜拉桥，纵向约束体系需要进行特别设计。

在设计过程中，首先调研了一些我国已建独塔斜拉桥及其采用的纵向结构体系，从中发现主要采用塔梁墩固结体系和（半）飘浮体系。主跨250 m以下的独塔斜拉桥，除了强震区采用飘浮体系外，普遍采用塔梁墩固结体系；而主跨250 m以上的独塔斜拉桥，则大多采用（半）飘浮体系。

分析总结常规独塔斜拉桥纵向约束体系及其优缺点如表1所列。

表1 常规独塔斜拉桥约束体系比较一览表

经分析可知，大跨度独塔斜拉桥静力需求和抗震需求似一对不可调和的矛盾体，常规的独塔斜拉桥约束体系很难同时兼顾两者需求。需要寻找合适的组合体系。约束（或减小）静力位移的同时，通过一定减震装置进一步减小动力响应。

针对巢湖大桥独塔、地震动参数较大、下塔柱矮重心低的特点，提出了一种固定约束+减震耗能装置的组合体系。其实质是固结体系的一种衍生，但对塔梁间纵向固定支座的抗剪构造提出特殊的性能要求：要求支座在静力工况下保持固结，在纵向地震力超过给定值后允许剪断破坏，变成常规的滑动支座发挥纵向摩擦耗能作用，同时减震耗能装置参与工作。该组合体系尤其适合于独塔大跨度斜拉桥支座固定后不会引起较大温度应力的特点。

2.2 减震耗能体系优化

上节所述固定约束+减震耗能装置也有见工程实例，但减震耗能装置往往选用液压粘滞阻尼器。该工程结合科研最新成果，还提出一种新型桥梁金属阻尼器[4]，并对这两种装置进行了详细的阻尼器参数优化[5]。

根据研究结果，两种阻尼器都具有较强的减震耗能能力，而且阻尼器与结构的恢复力不同步，因此可以在限制位移的同时减小主塔及其基础的地震内力。但是需要特别指出的是，当它们与具有给定剪断力的固定支座组合使用时，两者具有显著差异。

如果采用液压粘滞阻尼器，由于其属于速度依存型，速度较小时阻尼力也小，当纵向固定支座剪断瞬间，阻尼器速度为零，抵抗外力的阻尼力也为零，而阻尼器所受外力即为支座剪断力，因此阻尼器的位移和速度会迅速增大，无法实现对地震力的有效控制；同时，如果按照控制梁端位移和塔、梁间相对位移作为其设计条件，则采用的粘滞阻尼器最大阻尼合力也可能会小于纵向固定支座的剪断力，在支座剪断瞬间阻尼器遭到破坏。以巢湖大桥为例，主塔处两个支座剪断力合力13400 kN，如果按照控制梁端位移和塔、梁间相对位移为35 cm以内作为粘滞阻尼器的设计参数，则4个阻尼器的最大阻尼合力仅为8068 kN，剪断瞬间阻尼器即遭破坏。虽然可以增大粘滞阻尼器的阻尼系数，使得粘滞阻尼器的最大阻尼力不小于纵向固定支座的剪断力，但是这样经济性上的代价比较大。此外，不考虑纵向固定支座剪断瞬间的冲击力而进行地震反应分析时，会高估粘滞阻尼器的耗能效果，从而低估对粘滞阻尼器的位移要求。

如果采用金属阻尼器，其阻尼力取决于位移。当纵向固定支座剪断瞬间，塔梁间相对位移为零，剪断力平稳过渡到上、下部分密贴的金属阻尼器上，此时金属阻尼器所受的水平力等于纵向固定支座的剪断力。因此，只要金属阻尼器的屈服力不小于纵向固定支座的剪断力，就可以保证纵向固定支座剪断后金属阻尼器不屈服。由于金属阻尼器滞回曲线明确，可以准确地分析出支座剪断后整个过程中结构的地震响应，据此确定金属阻尼器的最大位移和屈服力，所以不存在对金属阻尼器耗能效果的高估问题，不会低估金属阻尼器的位移需求。

综上分析，最终巢湖大桥选择的纵向约束体系为：给定剪断力的固定支座和金属阻尼器的组合体系：静力作用下支座纵向固结约束主梁位移，地震作用下固定支座剪断后转换为普通滑动支座与金属阻尼器一起滞回耗能。固定支座的剪断力由静力作用下的最大需求确定，而金属阻尼器的屈服力应大于支座的剪断力。

巢湖大桥固定支座剪断力略高于静力工况最大纵向剪力，取13400 kN，主塔处共设置15组金属阻尼器，每组金属阻尼器由11片三角形板组成（见图2），每块板的尺寸为1000 mm(宽)×800 mm（高）×30 mm（厚），Q345qD钢材，取钢材的极限应变为屈服应变的40倍计算，单块板等效屈服强度85 kN。所有金属阻尼器等效屈服力14025 kN大于支座剪断力，考虑硬化后实际屈服力更大。钢板焊接在上下底板上，通过螺栓栓接在主塔下横梁及主梁底。金属阻尼器工厂预制、现场安装，安装及更换过程与一般支座方法类似。纵向约束体系布置见图3所示。

图2 单组纵向金属阻尼器构造图

2.3 计算结果

表2为不同约束体系的静力计算结果。

不同约束体系在E2地震下的响应见表3所列。

2.4 小结

上节计算结果进一步定量地揭示了各纵向约束体系对大跨度独塔斜拉桥的适合程度，从中可以看到：

（1）弹性约束体系只能提供刚度不能耗能，虽然也能限制主梁的位移，但会增大主塔的地震内力。而且，该体系对装置本身的强度也提出了很高的要求，往往构造较为复杂。因此，弹性连接体系不适用于大跨度独塔斜拉桥。

图3 纵向约束体系布置图

表2 不同约束体系的静力响应比较一览表

表3 不同约束体系的地震响应比较一览表

（2）半飘浮体系由于主梁上的荷载一部分通过拉索传递至主塔上，相当于加大了塔底弯矩的力臂，因此塔底弯矩也不小（地震工况尤其如此）。此外，由于跨度大，由可变荷载引起的梁端位移最大可达0.535 m，需要大型的伸缩缝装置及大位移支座，全寿命经济性不佳。

（3）固定约束+减震耗能装置的组合体系可以兼顾静动力需求：静力工况固结，可以减小梁端位移至0.2 m以内，减小了伸缩缝及支座规模；地震工况下减震耗能，有效地控制结构变形及基础规模。液压粘滞阻尼器和金属阻尼器都是有效手段，但金属阻尼器静动力过渡明确、构造简单，经济性好，提供了一种减震耗能新途径。

3 横向结构体系

桥梁支座通常选择单侧横向固定，另一侧横向可以滑动。这样，在静力工况下限制横向位移，释放温度力，但地震时单个固定支座往往难以承受巨大的地震剪力，需设置横向限位装置（如抗震挡块）加以约束。横向结构体系的最终选取往往取决于结构地震响应。大跨斜拉桥在桥塔处一般设置有横向抗风支座，在设计地震下作为横向约束。因此，巢湖大桥的横向结构体系可选择以下体系：仅主塔处约束、主塔及主跨边墩约束、主塔及边跨边墩约束、主塔及两侧边墩约束、主塔辅助墩及两侧边墩都约束。

上述横向结构体系的地震响应见表4和表5所列。

表4 各种横向约束在E 2地震下主梁的位移表（单位：m）

由上述结果可知，边墩及其基础是整座斜拉桥的横向抗震关键部位，常见横向约束方式不能同时较好地解决位移与受力的需求。仅主塔横向约束得到的各塔墩墩底内力最小，但梁端位移较大；主塔及一侧边墩约束虽然可以减小边墩内力，但端位移仍不小；辅助墩横桥向约束对两侧边墩受力无益，且徒增自身基础规模；由于巢湖大桥整体塔墩较矮，主塔及两侧边墩约束后边墩内力较大，边墩支座横向地震需求与静力竖向需求极不匹配。

因此，横向结构体系需要采取减隔震措施，通常有双曲面支座与阻尼器方案。由于斜拉桥边墩支座的恒载压力较小，广泛应用的双曲面减震耗能支座依靠摩擦耗能，所以耗能能力很小，难以限制墩、梁横向相对位移，无法解决边墩及其基础的抗震问题。

阻尼器方案比较适合边墩的横向减震，液压粘滞阻尼器和金属阻尼器都有很好的耗能能力，减震效果很好。但是，液压粘滞阻尼器用于横桥向时，需要将横向位移与纵向位移分离开来才能保证减震效果，这需要非常复杂的构造，代价很大，而且液压粘滞阻尼器本身也比较贵。而金属阻尼器构造较简单，不仅有可靠的传力机制保证横向滞回耗能能力的发挥，而且能很好地适应纵向变形，也很经济。

因此，与纵向结构体系思路相似，巢湖大桥采用的横向结构体系为：主塔约束，两侧边墩各设置给定剪断力的横向固定支座（单侧）+横向金属阻尼器的组合体系。当地震横向惯性力超过给定剪断力时，固定支座转换为滑动支座在滑动面滑动，同时金属阻尼器投入工作。为了保证金属阻尼器不被破坏，要求金属阻尼器的屈服力大于横向固定支座剪断力。

巢湖大桥边墩单侧支座吨位9000 kN，设计支座剪断力800 kN。每个支座旁设置两组金属阻尼器，每组金属阻尼器由10片三角形板组成，每块板的尺寸为 1000 mm(宽)×600 mm（高）×20 mm（厚），Q345qD钢材，取钢材的极限应变为屈服应变的40倍计算，单块板等效屈服强度45 kN。

表6、表7给出了采用该项目设计的横向结构体系与常规结构体系的地震响应比较。从结果可见，采用金属阻尼器后，边墩内力及梁端横向位移都大幅减小，效果显著。

表5 各种横向约束在E 2地震下墩底的内力比较一览表

表6 三种横向结构体系地震力比较一览表

表7 三种横向结构体系地震位移比较一览表（单位：m）

4 结语

针对巢湖大桥独塔跨度大、抗震等级高、下塔柱矮重心低的特点，设计了一种给定剪断力的固定支座+金属阻尼器的纵横向组合结构体系。静力工况下可以限制主梁变形；地震力超过给定剪断力后固定支座转换为滑动支座摩擦耗能，同时金属阻尼器投入工作，减震耗能、减小地震力并将墩梁相对位移控制在给定的范围内。为保证金属阻尼器正常工作，其屈服力必须大于给定剪断力。

本文所述的组合体系较一般减震耗能体系的优势在于：由于金属阻尼器阻尼力取决于位移，所以可以实现固定支座破坏瞬间剪断力的平稳过渡，避免冲击力对液压类速度型阻尼器造成破坏或力学性能改变。此外，金属阻尼器滞回曲线明确，构造安装简单，全寿命经济性佳。

本文所述的纵向组合体系具有针对性，适合于大跨度独塔斜拉桥，当下塔柱较矮时更有优势，因静力工况纵向固结后降低了纵向水平力在桥塔上的传力点，主塔不会受力过大。本文所述的横向组合体系具有普适性，可以运用到抗震要求高的一般桥梁。

[1]巢湖市湖光路跨巢湖大桥施工图设计文件[Z].上海：上海市政工程设计研究总院（集团）有限公司,2011.

[2]巢湖市湖光路跨巢湖大桥工程场地地震安全性评价报告[R].安徽：安徽省地震工程研究院,2010.

[3]巢湖市湖光路大桥抗震性能研究报告[R].上海：同济大学土木工程防灾国家重点实验室,2011.

[4]沈星,倪晓博，叶爱君.桥梁新型横向金属阻尼器研究[J].振动与冲击,2014,33(21):96-101.

[5]大跨度独塔组合梁斜拉桥设计关键技术研究[R].上海：上海市政工程设计研究总院（集团）有限公司，等，2013.