液体黏滞阻尼器在乌锡线黄河特大桥中的应用研究

刘红绪

(中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安　710043)



液体黏滞阻尼器在乌锡线黄河特大桥中的应用研究

刘红绪

(中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安710043)

摘要：乌锡铁路黄河特大桥主桥的桥式方案为长联大跨混凝土连续箱梁结构，梁部质量巨大，主桥的地震设防为本项目技术关键。利用Midas/civil建立空间有限元模型，选用适合桥址处场地等级及地震特性的3条地震波，采用非线性时程分析方法检算在活动墩与主梁之间设置液体黏滞阻尼器装置的抗震效果。结论为：在活动墩与主梁之间设置液体黏滞阻尼器装置，有效协调各活动墩在动力作用下的参与工作，降低固定主墩地震力，有效提高主桥的地震设防标准。

关键词：铁路桥梁；长联大跨连续梁；液体黏滞阻尼器；地震波；非线性分析

1工程概况

乌锡铁路位于内蒙古自治区鄂尔多斯市和巴彦淖尔市境内，主要以开发鄂尔多斯地区煤炭资源、集煤外运为目的，是"十一五"铁路网规划连接我国内蒙中东部的新通路，正线全长约90.9 km。

乌锡线黄河特大桥位于黄河三湖河口至昭君坟段，河道属游荡性河道向弯曲性河道的过渡段，河宽约3 500 m，主槽平均宽约700 m，河床比降0.12‰～0.15‰，百年一遇设计洪峰流量6 460 m3/s，Ⅳ级通航，设计通航流量4 520 m3/s，三湖河口～昭君坟段河床年平均淤积厚度约0.042 m。黄河特大桥自北向南穿越乌拉山前倾平原区和鄂尔多斯台地，是新建乌锡铁路的控制性工程，全长9 303.68 m，总投资5.7亿元，232个墩(台)，是国内目前跨越黄河的最长单线铁路桥。其主桥采用(64+7×108+64) m+(64+5×108+64) m两联预应力混凝土连续箱梁，长1 555.6 m，桥高约24 m，位于直线上。

2主要技术标准

(1)铁路等级：国铁Ⅰ级；

(2)正线数目：单线；

(3)设计荷载：中-活载；

(4)主梁结构按100年使用年限进行设计；

(5)地震动峰值加速度：0.15g(相当于地震基本烈度7度)，动反应谱特征周期为0.40 s；

(6)土壤最大冻结深度：1.11 m。

3结构分析

3.1　结构尺寸

乌锡铁路黄河特大桥主桥(64+7×108+64) m+(64+5×108+64) m两联预应力混凝土连续箱梁，采用单箱单室箱梁变高截面；支点处梁高8.4 m，跨中合龙段及边跨直线段梁高4.8 m。箱梁底曲线线型按y=0.003 148 88X1.8抛物线变化。箱梁顶宽7.0 m，底宽5.8 m；腹板厚度由中支点处120 cm变至跨中及边跨直线段40 cm；底板由箱梁中支点处厚130 cm变至跨中及边跨直线段厚40 cm；顶板厚40 cm，其中箱梁中支点处加厚至120 cm。梁体设计为纵、竖双向预应力体系，纵向按全预应力构件设计；纵向预应力筋采用钢绞线，竖向采用预应力混凝土用PSB830螺纹钢筋。悬臂灌注法施工，单侧13节悬臂灌注梁段，边跨现浇段9.75 m。箱梁截面参见图1。

图1　(64+7×108+64) m连续梁截面(单位：cm)

主桥桥墩采用圆端形实体墩。固定主墩墩颈尺寸4.6 m×6.7 m(纵×横)，墩身坡率20∶1，基础采用16根φ180 cm钻孔灌注桩；活动主墩墩颈尺寸4.0 m×6.5 m(纵×横)，墩身坡率40∶1，基础采用16根φ150 cm钻孔灌注桩。

3.2　结构动力特征分析

乌锡铁路黄河特大桥主桥系长联大跨混凝土连续箱梁结构，梁部质量巨大，最大联长分别达885.5 m，梁体重约326 900 kN，桥高约24 m，桥墩高度矮，刚度大，又位于7度地震区，为确保结构安全合理，主桥连续梁桥纵向按罕遇地震分析检算。故主桥的地震设防为本项目技术关键。

以(64+7×108+64) m连续梁为例，如按常规方法设计，全联纵向设置单固定主墩，主桥梁部水平地震力通过固定支座传递于固定主墩。采用反应谱法分析，按多遇地震(重要性系数1.5)[1]的设防标准进行计算，墩身内力及桩顶外力计算结果见表1。

表1　多遇地震反应谱法墩底内力及桩顶外力

经过检算，固定主墩墩底截面需要布设φ28 mm的HRB335钢筋约350根，桩基础出现大偏心拉力桩，桩身截面最大拉力达433 kN，配筋率μ=1.92%[2]，钢筋面积Ag=489 cm2。在多遇地震作用下，固定主墩纵向力偏大、结构设计困难，且地震设防标准偏低，不能满足抗震设计要求，但活动主墩纵向力偏小、仅需构造配筋，从全桥设计综合考虑，结构受力不均衡、材料力学性能发挥不充分，故单个固定主墩承受梁部巨大的纵向水平地震力不尽合理。

为解决水平地震力设计难题，活动墩顶设置黏滞阻尼装置以共同分担纵向水平地震力。黏滞阻尼器[3-4](图2)是一种用于安装在发生相对位移的桥梁构件之间，在缓慢施加的静态荷载(如温度、汽车荷载等)作用下可自由变形，在快速作用的动态荷载(如汽车振动、地震、脉动风等)作用下产生阻尼力并耗散能量的振动控制装置。阻尼力F与速度的函数关系F=CVα，其中C为阻尼系数，α为速度指数[5]。地震时梁部的纵向水平地震力通过液体黏滞阻尼器传力于活动主墩，使活动主墩分担部分地震力，起到分担全梁地震力、协同抵御地震的作用。

(64+7×108+64) m连续梁结构中6号墩为固定支座，其余均为顺桥向滑动支座。阻尼器的设置也是围绕固定墩依次向外展开，除1号、10号墩外，每个活动墩各设置2个连接单元，共设置14个连接单元，如图3、图4所示。

图2　阻尼器布置

图3　阻尼器的布置位置

图4　空间有限元模型

桥梁的计算模型采用了有限元专业分析软件Civil Midas进行，主桥连续梁桥纵向按罕遇地震分析检算。采用边界单元模拟了黏滞阻尼器的特性，并采用多条地震波对模型进行了动力时程分析[6-7]。通过对结构的特征值分析，得到结构基阶自振周期为1.903 s，一阶振型为主梁纵飘，表2是结构前十阶振型信息统计情况。

表2　结构周期和振型

4地震作用下的结构控制效果

活动主墩墩顶安装液体黏滞阻尼器后，因在计算模型中引入了非线形连接，反应谱法分析不再适用计算模型。采用在线弹性结构状态下考虑非线性阻尼特性的振型叠加法(FNA)[8-9]具有较为快捷、准确的特性，在分析附加液体黏滞阻尼的减振结构中应用较多。

4.1　地震记录选取[10]

经过筛选最终选用适合桥址处场地等级及地震特性的3条地震波作为计算输入，采用动力时程分析计算。地震波参数如表3所示，图5给出了这3条地震波的拟加速度反应谱曲线以及设计反应谱的对比。

表3　地震动参数

图5　加载地震波与反应谱比较

4.2　结构阻尼的选取

阻尼力F与速度的函数关系F=CVα，其中C为阻尼系数，α为速度指数。阻尼力和最大冲程是阻尼器的主要指标，而阻尼系数和速度指数是阻尼器控制作用的两个关键参数。C取值范围暂定为1 000～10 000 kN/(m/s)，α取值范围0.2～1.0，经过计算比较后确定。非线性弹簧连接刚度107 kN/m，每个活动墩各设置2个连接单元，共设置10个连接单元。

在计算分析过程中，选取以下结构响应作为减振效果的评价依据，这里主要评估固定墩底部的受力情况(弯矩、水平剪力)，主梁梁端的位移(节点1号)情况，此外，还包括由于阻尼器附加在活动支座对桥墩受力的影响。

4.3　阻尼参数的确定

设置黏滞阻尼器可对桥梁主体结构的振动起到抑制作用，从多数安置阻尼器的桥梁结构的位移控制效果来看，减振幅度一般可达30%甚至更高。而实现最佳控制效果的条件是如何给出最优的阻尼器技术参数。

近几年在不断的工程应用中，国内学者逐渐总结出一套比较实用的附加阻尼器的桥梁结构设计的计算办法：即通过设置多种阻尼器参数分别观察控制效果——分别采用不同的速度指数α和阻尼常数C，通过阻尼器参数的变化趋势来掌握桥体主要控制点的减振效果，并最终确定阻尼器的技术参数。这种方法需要用大量的图表将时程分析计算结果汇总，并最终达到结构设计、阻尼器参数设计、经济效益综合分析及减振预期控制目标的综合设计优化结果[11，12]。

在分析中采用的阻尼系数取C=1 000～20 000 kN/(m/s)，速度指数α=0.2～1.0进行试算，在计算分析过程中，选取以下结构响应作为减振效果的评价依据，这里主要评估固定墩底部的受力情况，也就是为使活动墩也能尽可能多地分担部分地震力，地震时梁部的纵向水平地震力通过阻尼器传力于各墩，协同抵御地震作用。采用时程分析法按罕遇地震进行分析。对于选取的不同地震波，对阻尼系数C值、速度指数α值分别进行计算比较。

以Elcentro波为例，图6、图7分别为固定墩、2号活动墩墩底弯矩减震前后比较，图中横坐标是速度指数，纵坐标是墩底弯矩。在强震作用下，未设置阻尼器时，固定墩墩底弯矩达到717 600 kN·m，2号活动墩底部弯矩为23 960 kN·m；设置阻尼器，当参数在C=2 500 kN/(m/s)、速度指数0.4情况下，固定墩墩底弯矩为315 800 kN·m，降低了50%，2号活动墩墩底弯矩为82 270 kN·m，增加了接近3.5倍。

从图7知固定墩减震效果较好的是当阻尼系数在2 000～4 000 kN/(m/s)，在阻尼系数取值过大之后，控制效果显著降低，如C=10 000、15 000、20 000 kN/(m/s)；随速度指数的增加，固定墩墩底弯矩变化的趋势是先减少，后增加；达到最优控制效果的速度指数在0.3～0.5之间。

图6　固定墩墩底弯矩减震前后比较

图7　2号活动墩墩底弯矩减震前后比较

通过对3条地震波的计算取均值，理论上最终确定阻尼器参数详见表4，最大冲程±450 mm，活动主墩顶纵向对称设置3组共6个2 000 kN级液体黏滞阻尼器，在边墩顶纵向对称设置2组共4个2 000 kN级液体黏滞阻尼器。

墩底内力及桩顶外力计算结果见表5。

表5　罕遇地震时程分析墩底内力及桩顶外力

5结论

由表1计算结果推算，按全联梁设单固定主墩计算模型反应谱法分析，反应谱法罕遇地震下固定主墩墩底截面内力如下：N=58 231 kN，M=961 446 kN·m，P=66 718 kN，纵向弯矩M、纵向水平力P明显大于引入液体黏滞阻尼器后时程分析法罕遇地震下(表5)固定主墩墩底截面内力；反应谱法罕遇地震下活动主墩墩底截面内力如下：N=55 956 kN，M=41 024 kN·m，P=5 103 kN，纵向弯矩M、纵向水平力P明显小于引入液体黏滞阻尼器后时程分析法罕遇地震下(表1)活动主墩墩底截面内力；说明该桥引入液体黏滞阻尼器不仅降低了固定主墩地震力，而且通过液体黏滞阻尼器传力于活动主墩起到分担全梁地震力、协同抵御地震的作用，充分发挥了主桥下部工程的材料力学性能，有效提高了主桥的地震设防标准。

参考文献：

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Application and Research of Fluid Viscous Damper to Yellow River Extra-long Bridge on Wu-Xi Railway

LIU Hong-xu

(China Railway First Survey and Design Institute Group Co.， Ltd.， Xi’an 710043， China)

Abstract：The type of bridge structure for the main bridge of Yellow River extra-long bridge on Wu-Xi railway is a large cross-span continuous beam bridge with huge mass superstructure. The seismic fortification is the key technology of this project. In this paper， a spatial finite element model is built with Midas/civil and three seismic waves suitable for site grade and seismic characteristics of bridge site are selected. The anti-seismic effect of the fluid viscous damper device installed between the non-fixed pier and the main beam is calculated with nonlinear time history analysis method. By setting up fluid viscous damper between the non-fixed pier and the main girder， the non-fixed pier is effectively coordinated under the dynamic action， and the seismic force of the fixed pier is reduced. The seismic fortification standard of the main bridge is effectively improved.

Key words：Railway bridge; Large cross-span continuous beam; Fluid viscous damper; Seismic wave; Nonlinear analysis

作者简介：刘红绪(1980—)，男，工程师，2007年毕业于西南交通大学，工学硕士，E-mail:liuhongxu163@163.com。

收稿日期：2015-05-27； 修回日期：2015-06-09

中图分类号：U443.5

文献标识码：ADOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.01.017

文章编号：1004-2954(2016)01-0079-04