液體黏滯阻尼器在烏錫線黃河特大橋中的應用研究

劉紅緒

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司，西安　710043)

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液體黏滯阻尼器在烏錫線黃河特大橋中的應用研究

劉紅緒

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司，西安710043)

摘要：烏錫鐵路黃河特大橋主橋的橋式方案為長聯大跨混凝土連續箱梁結構，梁部質量巨大，主橋的地震設防為本項目技術關鍵。利用Midas/civil建立空間有限元模型，選用適合橋址處場地等級及地震特性的3條地震波，采用非線性時程分析方法檢算在活動墩與主梁之間設置液體黏滯阻尼器裝置的抗震效果。結論為：在活動墩與主梁之間設置液體黏滯阻尼器裝置，有效協調各活動墩在動力作用下的參與工作，降低固定主墩地震力，有效提高主橋的地震設防標準。

關鍵詞：鐵路橋梁；長聯大跨連續梁；液體黏滯阻尼器；地震波；非線性分析

1工程概況

烏錫鐵路位于內蒙古自治區鄂爾多斯市和巴彥淖爾市境內，主要以開發鄂爾多斯地區煤炭資源、集煤外運為目的，是"十一五"鐵路網規劃連接我國內蒙中東部的新通路，正線全長約90.9 km。

烏錫線黃河特大橋位于黃河三湖河口至昭君墳段，河道屬游蕩性河道向彎曲性河道的過渡段，河寬約3 500 m，主槽平均寬約700 m，河床比降0.12‰～0.15‰，百年一遇設計洪峰流量6 460 m3/s，Ⅳ級通航，設計通航流量4 520 m3/s，三湖河口～昭君墳段河床年平均淤積厚度約0.042 m。黃河特大橋自北向南穿越烏拉山前傾平原區和鄂爾多斯臺地，是新建烏錫鐵路的控制性工程，全長9 303.68 m，總投資5.7億元，232個墩(臺)，是國內目前跨越黃河的最長單線鐵路橋。其主橋采用(64+7×108+64) m+(64+5×108+64) m兩聯預應力混凝土連續箱梁，長1 555.6 m，橋高約24 m，位于直線上。

2主要技術標準

(1)鐵路等級：國鐵Ⅰ級；

(2)正線數目：單線；

(3)設計荷載：中-活載；

(4)主梁結構按100年使用年限進行設計；

(5)地震動峰值加速度：0.15g(相當于地震基本烈度7度)，動反應譜特征周期為0.40 s；

(6)土壤最大凍結深度：1.11 m。

3結構分析

3.1　結構尺寸

烏錫鐵路黃河特大橋主橋(64+7×108+64) m+(64+5×108+64) m兩聯預應力混凝土連續箱梁，采用單箱單室箱梁變高截面；支點處梁高8.4 m，跨中合龍段及邊跨直線段梁高4.8 m。箱梁底曲線線型按y=0.003 148 88X1.8拋物線變化。箱梁頂寬7.0 m，底寬5.8 m；腹板厚度由中支點處120 cm變至跨中及邊跨直線段40 cm；底板由箱梁中支點處厚130 cm變至跨中及邊跨直線段厚40 cm；頂板厚40 cm，其中箱梁中支點處加厚至120 cm。梁體設計為縱、豎雙向預應力體系，縱向按全預應力構件設計；縱向預應力筋采用鋼絞線，豎向采用預應力混凝土用PSB830螺紋鋼筋。懸臂灌注法施工，單側13節懸臂灌注梁段，邊跨現澆段9.75 m。箱梁截面參見圖1。

圖1　(64+7×108+64) m連續梁截面(單位：cm)

主橋橋墩采用圓端形實體墩。固定主墩墩頸尺寸4.6 m×6.7 m(縱×橫)，墩身坡率20∶1，基礎采用16根φ180 cm鉆孔灌注樁；活動主墩墩頸尺寸4.0 m×6.5 m(縱×橫)，墩身坡率40∶1，基礎采用16根φ150 cm鉆孔灌注樁。

3.2　結構動力特征分析

烏錫鐵路黃河特大橋主橋系長聯大跨混凝土連續箱梁結構，梁部質量巨大，最大聯長分別達885.5 m，梁體重約326 900 kN，橋高約24 m，橋墩高度矮，剛度大，又位于7度地震區，為確保結構安全合理，主橋連續梁橋縱向按罕遇地震分析檢算。故主橋的地震設防為本項目技術關鍵。

以(64+7×108+64) m連續梁為例，如按常規方法設計，全聯縱向設置單固定主墩，主橋梁部水平地震力通過固定支座傳遞于固定主墩。采用反應譜法分析，按多遇地震(重要性系數1.5)[1]的設防標準進行計算，墩身內力及樁頂外力計算結果見表1。

表1　多遇地震反應譜法墩底內力及樁頂外力

經過檢算，固定主墩墩底截面需要布設φ28 mm的HRB335鋼筋約350根，樁基礎出現大偏心拉力樁，樁身截面最大拉力達433 kN，配筋率μ=1.92%[2]，鋼筋面積Ag=489 cm2。在多遇地震作用下，固定主墩縱向力偏大、結構設計困難，且地震設防標準偏低，不能滿足抗震設計要求，但活動主墩縱向力偏小、僅需構造配筋，從全橋設計綜合考慮，結構受力不均衡、材料力學性能發揮不充分，故單個固定主墩承受梁部巨大的縱向水平地震力不盡合理。

為解決水平地震力設計難題，活動墩頂設置黏滯阻尼裝置以共同分擔縱向水平地震力。黏滯阻尼器[3-4](圖2)是一種用于安裝在發生相對位移的橋梁構件之間，在緩慢施加的靜態荷載(如溫度、汽車荷載等)作用下可自由變形，在快速作用的動態荷載(如汽車振動、地震、脈動風等)作用下產生阻尼力并耗散能量的振動控制裝置。阻尼力F與速度的函數關系F=CVα，其中C為阻尼系數，α為速度指數[5]。地震時梁部的縱向水平地震力通過液體黏滯阻尼器傳力于活動主墩，使活動主墩分擔部分地震力，起到分擔全梁地震力、協同抵御地震的作用。

(64+7×108+64) m連續梁結構中6號墩為固定支座，其余均為順橋向滑動支座。阻尼器的設置也是圍繞固定墩依次向外展開，除1號、10號墩外，每個活動墩各設置2個連接單元，共設置14個連接單元，如圖3、圖4所示。

圖2　阻尼器布置

圖3　阻尼器的布置位置

圖4　空間有限元模型

橋梁的計算模型采用了有限元專業分析軟件Civil Midas進行，主橋連續梁橋縱向按罕遇地震分析檢算。采用邊界單元模擬了黏滯阻尼器的特性，并采用多條地震波對模型進行了動力時程分析[6-7]。通過對結構的特征值分析，得到結構基階自振周期為1.903 s，一階振型為主梁縱飄，表2是結構前十階振型信息統計情況。

表2　結構周期和振型

4地震作用下的結構控制效果

活動主墩墩頂安裝液體黏滯阻尼器后，因在計算模型中引入了非線形連接，反應譜法分析不再適用計算模型。采用在線彈性結構狀態下考慮非線性阻尼特性的振型疊加法(FNA)[8-9]具有較為快捷、準確的特性，在分析附加液體黏滯阻尼的減振結構中應用較多。

4.1　地震記錄選取[10]

經過篩選最終選用適合橋址處場地等級及地震特性的3條地震波作為計算輸入，采用動力時程分析計算。地震波參數如表3所示，圖5給出了這3條地震波的擬加速度反應譜曲線以及設計反應譜的對比。

表3　地震動參數

圖5　加載地震波與反應譜比較

4.2　結構阻尼的選取

阻尼力F與速度的函數關系F=CVα，其中C為阻尼系數，α為速度指數。阻尼力和最大沖程是阻尼器的主要指標，而阻尼系數和速度指數是阻尼器控制作用的兩個關鍵參數。C取值范圍暫定為1 000～10 000 kN/(m/s)，α取值范圍0.2～1.0，經過計算比較后確定。非線性彈簧連接剛度107 kN/m，每個活動墩各設置2個連接單元，共設置10個連接單元。

在計算分析過程中，選取以下結構響應作為減振效果的評價依據，這里主要評估固定墩底部的受力情況(彎矩、水平剪力)，主梁梁端的位移(節點1號)情況，此外，還包括由于阻尼器附加在活動支座對橋墩受力的影響。

4.3　阻尼參數的確定

設置黏滯阻尼器可對橋梁主體結構的振動起到抑制作用，從多數安置阻尼器的橋梁結構的位移控制效果來看，減振幅度一般可達30%甚至更高。而實現最佳控制效果的條件是如何給出最優的阻尼器技術參數。

近幾年在不斷的工程應用中，國內學者逐漸總結出一套比較實用的附加阻尼器的橋梁結構設計的計算辦法：即通過設置多種阻尼器參數分別觀察控制效果——分別采用不同的速度指數α和阻尼常數C，通過阻尼器參數的變化趨勢來掌握橋體主要控制點的減振效果，并最終確定阻尼器的技術參數。這種方法需要用大量的圖表將時程分析計算結果匯總，并最終達到結構設計、阻尼器參數設計、經濟效益綜合分析及減振預期控制目標的綜合設計優化結果[11，12]。

在分析中采用的阻尼系數取C=1 000～20 000 kN/(m/s)，速度指數α=0.2～1.0進行試算，在計算分析過程中，選取以下結構響應作為減振效果的評價依據，這里主要評估固定墩底部的受力情況，也就是為使活動墩也能盡可能多地分擔部分地震力，地震時梁部的縱向水平地震力通過阻尼器傳力于各墩，協同抵御地震作用。采用時程分析法按罕遇地震進行分析。對于選取的不同地震波，對阻尼系數C值、速度指數α值分別進行計算比較。

以Elcentro波為例，圖6、圖7分別為固定墩、2號活動墩墩底彎矩減震前后比較，圖中橫坐標是速度指數，縱坐標是墩底彎矩。在強震作用下，未設置阻尼器時，固定墩墩底彎矩達到717 600 kN·m，2號活動墩底部彎矩為23 960 kN·m；設置阻尼器，當參數在C=2 500 kN/(m/s)、速度指數0.4情況下，固定墩墩底彎矩為315 800 kN·m，降低了50%，2號活動墩墩底彎矩為82 270 kN·m，增加了接近3.5倍。

從圖7知固定墩減震效果較好的是當阻尼系數在2 000～4 000 kN/(m/s)，在阻尼系數取值過大之后，控制效果顯著降低，如C=10 000、15 000、20 000 kN/(m/s)；隨速度指數的增加，固定墩墩底彎矩變化的趨勢是先減少，后增加；達到最優控制效果的速度指數在0.3～0.5之間。

圖6　固定墩墩底彎矩減震前后比較

圖7　2號活動墩墩底彎矩減震前后比較

通過對3條地震波的計算取均值，理論上最終確定阻尼器參數詳見表4，最大沖程±450 mm，活動主墩頂縱向對稱設置3組共6個2 000 kN級液體黏滯阻尼器，在邊墩頂縱向對稱設置2組共4個2 000 kN級液體黏滯阻尼器。

墩底內力及樁頂外力計算結果見表5。

表5　罕遇地震時程分析墩底內力及樁頂外力

5結論

由表1計算結果推算，按全聯梁設單固定主墩計算模型反應譜法分析，反應譜法罕遇地震下固定主墩墩底截面內力如下：N=58 231 kN，M=961 446 kN·m，P=66 718 kN，縱向彎矩M、縱向水平力P明顯大于引入液體黏滯阻尼器后時程分析法罕遇地震下(表5)固定主墩墩底截面內力；反應譜法罕遇地震下活動主墩墩底截面內力如下：N=55 956 kN，M=41 024 kN·m，P=5 103 kN，縱向彎矩M、縱向水平力P明顯小于引入液體黏滯阻尼器后時程分析法罕遇地震下(表1)活動主墩墩底截面內力；說明該橋引入液體黏滯阻尼器不僅降低了固定主墩地震力，而且通過液體黏滯阻尼器傳力于活動主墩起到分擔全梁地震力、協同抵御地震的作用，充分發揮了主橋下部工程的材料力學性能，有效提高了主橋的地震設防標準。

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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

作者簡介：劉紅緒(1980—)，男，工程師，2007年畢業于西南交通大學，工學碩士，E-mail:liuhongxu163@163.com。

收稿日期：2015-05-27； 修回日期：2015-06-09

中圖分類號：U443.5

文獻標識碼：ADOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.01.017

文章編號：1004-2954(2016)01-0079-04