李 渊 詹 璐 陶辰亮

(湖北省交通规划设计院股份有限公司 武汉 430051)

部分斜拉桥是介于连续梁(刚构)和斜拉桥之间的一种新型桥型，其受力特点与这2种桥型既有联系，又有区别[1]。该桥型具有受力性能好、施工方便、外形美观、性价比合理等特点，在山区桥梁方案比选中具备一定的优势。随着山区桥梁向高墩、大跨方向发展，部分斜拉桥的抗震性能需要进一步研究，在高烈度区采用必要的减隔震措施极有必要。

减隔震技术是指通过采用减隔震装置来尽可能地将结构或部件与可能引起破坏的地震地面运动或支座运动分离开来，减少传递到上部的地震力和能量[2]。其原理为隔离上下部结构地震作用，延长结构基本周期，增加阻尼、滞回耗能，分散水平力[3]。其措施分为减震措施和隔震措施。减震措施是指用各种阻尼器与结构组成耗能、吸能的体系，利用自身的减震吸能作用，较理想地减小地震破坏，对于突发强震也有很好的预防作用和承受能力，常见包含液压黏滞阻尼器、摩擦阻尼器等，多应用于大跨径桥梁；隔震措施是通过延长结构自振周期，同时限制位移，避开地震动的卓越周期，避免共振的发生，从而减小地震作用，常见的有铅芯橡胶支座和高阻尼橡胶支座等，应用在高烈度区大中小桥梁上[4]。

本文以某中央索面高墩部分斜拉桥为工程背景，建立三维有限元动力分析模型，基于多种减隔震措施，采用非线性时程分析方法对该桥进行地震反应分析，并对比各措施的减隔震效果。

1 工程概况及动力分析模型

1.1 工程概况

某拟建桥梁结构形式采用双塔中央索面预应力混凝土部分斜拉桥，跨径布置为123 m+230 m+123 m。主梁宽29 m，采用单箱三室截面，梁高由墩顶处的3.2 m以二次抛物线的方式变高到跨中处的2.5 m。塔、墩、梁固结，其中1号塔墩高114.4 m，2号塔墩高72.4 m，桥面以上塔高均为30 m。拉索横桥向为中央单索面，顺桥向扇形布置，桥型布置图见图1。

图1 桥型布置图(单位：cm)

桥址位于高烈度地震区，设计地震动峰值加速度为0.2g，特征周期为0.4 s。鉴于地震烈度较高，桥墩也较高，因此有必要采取适当的减隔震措施。

1.2 动力分析模型

采用midas Civil有限元程序建立空间全桥动力分析模型。全桥共划分为326个单元，其中桥塔、塔墩、主梁采用三维梁单元模拟；塔墩和主梁间采用刚性连接模拟固结效应；由于拉索较短，因此忽略其非线性效应，采用只受拉桁架单元模拟；二期恒载用节点质量模拟；桥塔承台底约束考虑群桩出口刚度；在塔墩顶、底位置设置塑性铰单元，并用钢筋混凝土纤维梁单元模拟；盆式支座采用弹性连接模拟，铅芯隔震橡胶支座采用midas Civil的铅芯橡胶支座隔震装置模拟，黏滞阻尼器采用黏弹性消能器模拟。全桥动力分析模型图见图2。

图2 全桥动力分析模型图

由于该桥桥墩高、主梁自重大，如果采用连续梁体系，在墩顶处需设置大吨位减隔震支座，造价高昂，震后修复成本高，且高墩在强震作用下更容易发生严重损伤[5]，同时高墩的大变形亦会抑制支座的隔震能力[6]，因此仅考虑在桥台处采取适当减隔震措施。桥台处分别采用方案一(仅用普通盆式支座)、方案二(铅芯橡胶支座)、方案三(普通盆式支座+顺桥向黏滞阻尼器)、方案四(铅芯橡胶支座+顺桥向黏滞阻尼器)和方案五(铅锌橡胶支座+双向黏滞阻尼器)5种方案对比分析，其中普通盆式支座为顺桥向活动、横桥向约束。

5种方案下，主桥的动力特性见表1。

表1 主桥动力特性表

由表1可知，普通盆式支座约束梁端横向位移之后，桥梁顺桥向刚度相对横向刚度小，因此方案一、三最先出现纵飘的振型。采用铅锌橡胶支座后，由于梁端支座的横桥向约束较盆式支座小，顺桥向约束较盆式支座大，而1号桥塔高度较大，因此方案二、四、五最先出现1号桥塔侧弯的振型。同时，对比方案一、三，以及对比方案二、四、五，可以看出采用黏滞阻尼器前后，全桥动力特性未发生变化。

2 地震响应分析

动态时程是随着超级工程的建设、高性能计算机和实验技术的发展而发展的，被认为是结构动力分析的精细化分析方法[7]。时程分析方法全面地反映了结构在地震动下的力学行为，可以直接考虑结构的弹塑性特性，从而直接找到结构的薄弱环节，达到规避风险的目的[8]。因此考虑E2地震，对全桥做非线性时程分析，对比不同减隔震措施的效果，时程加速度函数图见图3。

图3 E2地震时程加速度函数图

2.1 反力比较

不同方案下，桥台和墩底顺桥向反力图见图4。

图4 顺桥向反力图

由图4可见，桥台采用盆式支座的方案一，桥墩底部承受了最大的顺桥向剪力。方案二采用了铅芯橡胶支座产生一定的隔震效果，桥台、桥墩底部顺桥向剪力大小居中，其中墩底剪力约为方案一的90%。采用了顺桥向黏滞阻尼器的方案三、四、五，桥墩底部顺桥向剪力基本一致，为5个方案中最小的3个，大小约为方案一的60%；但这3个方案中，桥台所受剪力却是最大的，方案三仅有阻尼器传递剪力，其值约为方案二的1.7倍，方案四、五中阻尼器和铅芯橡胶支座同时传递剪力，因此数值也较大，约为方案二的2.5倍。故黏滞阻尼器可以更加有效地分配地震荷载输入到桥梁顺桥向的能量，从桥塔所受顺桥向剪力大小的角度看，顺桥向黏滞阻尼器的效果较好。

桥台和墩底横桥向反力图见图5。由图5可见，5种方案下，墩底横桥向剪力差距较小。横桥向采用盆式支座约束的方案一、三，桥台的横桥向剪力最大。采用铅芯橡胶支座的方案二、四，桥台横桥向剪力最小，大小约为方案一、三的19%～25%。同时采用铅芯橡胶支座和横向黏滞阻尼器的方案五，桥台横桥向剪力居中，大小约为方案一、二的39%～43%。桥台横桥向无论采用何种约束，对桥墩底部的横向受力影响不大，因此单从桥台受力上考虑，横桥向采用铅芯橡胶支座更有利。

图5 横桥向反力图

2.2 位移比较

各方案下，桥台处主梁和桥塔塔顶顺桥向位移图见图6。

图6 顺桥向位移图

由图6可见，方案一桥台处主梁和塔顶位移最大；方案二位移居中，位移大小约为方案一的90%；方案三、四、五塔顶位移接近，为最小的3个，位移大小为方案一的60%左右。由此可见，顺桥向黏滞阻尼器能显著改善主梁梁端和塔顶顺桥向位移，同时，对比方案四、五可知，桥台处主梁横向约束情况对主梁梁端和塔顶的顺桥向位移几乎没有影响。

桥台处主梁和桥塔塔顶横桥向位移图见图7。由图7可知，5种方案下，塔顶横桥向位移相对比较接近：方案三与方案一基本一致，顺桥向阻尼器不影响塔顶横桥向位移；方案二、四塔顶位移约为方案一的90%左右，铅芯橡胶支座的横向约束对塔顶横桥向位移略有影响，但影响较小；方案五1号、2号塔顶位移分别为方案一的97%、88%，同时采用铅芯橡胶支座和横桥向阻尼器对塔顶位移影响情况稍显复杂，但至少不会增加塔顶横向位移。桥台处主梁横向位移以方案一、三为最小；方案二、四最大，0号台、3号台处梁端横向位移分别为方案一的110，70倍，铅芯橡胶支座横向约束刚度较小，无法有效约束梁端横向位移；方案五最小，0号台、3号台处梁端横向位移分别为方案一的52，23倍，横桥向黏滞阻尼器在约束梁端横向位移方面表现较好。综合上述分析，可见桥台处主梁横向约束仅对主梁梁端横向位移有较大影响，对桥塔位移影响相对较小；另外，横桥向黏滞阻尼器在约束梁端横向位移方面优于铅芯橡胶支座。

图7 横桥向位移图

综合桥台、塔墩底部的顺桥向、横桥向受力，以及塔顶顺桥向、横桥向位移分析，可以看出对于采用中央索面的部分斜拉桥而言，桥台采用铅芯橡胶支座+顺桥向黏滞阻尼器的方案四，对桥台、桥塔受力及顺桥向位移的控制更有利。桥梁减隔震设计的核心就是在地震力与地震位移之间寻求平衡[9]，如需进一步减小桥台处主梁的横向位移，则可在部分增加桥台横向受力的前提下，在桥台处增设横桥向黏滞阻尼器。

3 结论

1) 对于采用中央索面的高墩部分斜拉桥，在桥台处设置顺桥向黏滞阻尼器可显著减小桥塔所受顺桥向剪力。

2) 桥台处主梁横向约束情况对桥塔横向受力影响较小，但设置铅芯橡胶支座能有效减小桥台所受横向剪力。

3) 顺桥向黏滞阻尼器能明显减小主梁和桥塔顺桥向位移，桥台处主梁横向约束情况对顺桥向位移影响较小。

4) 桥台处主梁横向约束情况仅影响桥台处主梁横向位移，对桥塔横向位移影响较小。

5) 对桥台及桥塔而言，无论是顺桥向受力还是横桥向受力，在桥台处采用铅芯橡胶支座+顺桥向黏滞阻尼器的方案都有优势，且主梁顺桥向位移也可得到有效约束，但如果在此基础上，于桥台处增加横向黏滞阻尼器，则可在增加桥台横桥向受力的代价上，减小桥台处主梁横桥向位移。