銀川濱河黃河大橋工程主橋結構體系研究

張德明

（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

銀川濱河黃河大橋位于銀川市興慶區河灘新村南側，西接北京路延伸工程，進而連接銀川中心城區路網；東接濱河新區緯四路，有效融入新區主干路網。道路等級為雙向6車道一級公路兼雙向8車道城市快速路。

主橋橋型采用三塔組合梁自錨式懸索橋，跨徑布置為（88+218+218+88）m=612 m，邊中跨比為1/2.5（見圖1）。采用雙主纜，平行索面，中跨矢跨比為1/5，邊跨垂跨比為1：12.9。組合梁全寬41.5 m，梁高3.854 5 m，鋼梁采用縱橫梁體系。吊索標準間距8.0 m。橋塔采用H型結構，塔柱為鋼筋混凝土構件，橫梁為預應力混凝土構件，矩形承臺，鉆孔灌注樁基礎，中、邊塔采用相同的結構形式及構造尺寸。邊墩頂設有裝飾塔，裝飾塔內、錨固區范圍內端橫梁和主縱梁澆筑壓重混凝土。

圖1 總體布置圖（單位：cm）

橋址地震基本烈度為Ⅷ度，橋梁抗震設防類別為A類，采用475 a地震重現期（E1地震作用）和2 475 a地震重現期（E2地震作用）兩水平進行抗震設防。地震動加速度峰值分別為0.26 g和0.49 g。

2 三塔自錨式懸索橋特性

對于三塔懸索橋結構體系的選取，需重點關注全橋結構剛度、中塔頂鞍纜抗滑移安全系數及主塔強度。

自錨式懸索橋結構剛度依靠纜、梁組合體系，加勁梁截面尺寸一般較大。與三塔地錨式懸索橋相比，三塔自錨式懸索橋主梁承受的活載比重較大，且跨徑相對較小，由活載產生的主纜不平衡水平力相對較小。另外，該工程加勁梁采用組合梁結構，相比鋼梁更重，主纜拉力中恒載所占比例較大，即主纜內力恒活比大于鋼梁懸索橋的恒活比，這對于鞍槽內主纜抗滑移是有利的。經計算分析，該工程跨徑范圍內，結構整體剛度及中邊塔塔頂鞍纜抗滑移安全系數對結構體系不敏感，均滿足要求。

因此，對該工程三塔自錨式懸索橋結構體系的研究主要關注主塔、邊墩的受力情況。

3 縱橫向比選結構體系

自錨式懸索橋加勁梁為壓彎構件，從結構穩定性考慮，豎向一般設置支座，該工程各塔墩處均設置豎向球鋼支座。

3.1 縱向結構體系

三塔自錨式懸索橋主纜對邊塔的約束效應不如地錨式，邊塔與梁的縱向連接形式對溫度作用下邊塔的受力影響較大；中塔與梁之間的縱向約束體系對結構靜力響應影響不敏感，相比地錨式，應更多地關注地震工況下的連接形式。縱向主要考慮如下幾種體系：

（1）漂浮：加勁梁在各塔墩處縱向漂浮。

（2）塔梁固定約束：加勁梁在中邊塔支座縱向均固定或僅中塔支座縱向固定。

（3）彈性索約束：加勁梁在中邊塔縱向均設置彈性索或僅中塔處設置彈性索。

（4）阻尼體系：加勁梁在中塔處設置粘滯阻尼器。

前三種約束形式可歸結為彈性索體系，即漂浮時彈性剛度為0，固定約束時彈性剛度無窮大。

3.2 橫向結構體系

懸索橋橫向一般采用側向抗風支座，該工程橋址處于高烈度區，需對結構橫向合理抗震體系進行比選。考慮如下兩種體系：

（1）固定約束：加勁梁橋塔處設置側向抗風支座、邊墩處設置橫向固定支座。

（2）阻尼體系：加勁梁橫向各塔墩處設置金屬彈塑性阻尼器。

4 計算結果對比

中邊塔設計采用相同的結構尺寸，為使中、邊塔受力安全并盡量使控制工況內力相當，對上述結構體系進行分析。

采用Midas Civil建立結構空間有限元模型，考慮幾何非線性的影響。主纜和吊桿采用索單元模擬，加勁梁、橫梁、主塔、橋墩和樁基采用梁單元模擬。主纜與橋塔頂端、主纜錨固點與主梁末端采用主從約束，加勁梁在橋塔、過渡墩處限制豎向位移，塔底、過渡墩底固結。計算模型如圖2所示。

圖2 空間桿系計算模型

4.1 縱向結構體系比選

4.1.1 彈性索體系

4.1.1.1 加勁梁中、邊塔處均設置彈性約束

對于三塔自錨式懸索橋，靜力工況下，邊塔由于受溫度荷載的作用，相比中塔更為不利，且該工程主梁為組合梁，尚有收縮徐變的影響。

考慮溫度荷載、地震作用，對縱向漂浮、塔梁固定約束及彈性索約束（中、邊塔彈性剛度均為8 MN/m）進行分析，各塔底內力見表1所列。

表1 中、邊塔處均設置彈性約束塔底內力一覽表

從表1可以看出：塔梁縱向固定約束會顯著提高塔底剪力；邊塔設置彈性索會增大塔底溫度力，故邊塔處不適合設置縱向約束。

4.1.1.2 加勁梁中塔處設置彈性約束

考慮僅中塔設置彈性索（彈性剛度取8 MN/m、20 MN/m）或固定約束，邊塔縱向自由的約束體系，分析結果見表2所列。

表2 中塔處設置彈性約束塔底內力一覽表

從表2可以看出：僅中塔加彈性約束時，彈性剛度從0（漂浮）→8 MN/m→20 MN/m→固定約束，中塔地震力隨剛度加大而增大，邊塔地震內力則相反。可見彈性索約束可以改變慣性力傳遞途徑，但彈性索不是耗能裝置，不能減小慣性力。中塔加勁梁約束形式對邊塔溫度荷載影響很小。

4.1.2 阻尼體系

該工程橋址處于地震高烈度區，上述計算分析表明，縱向采用漂浮體系、塔梁固定約束體系、彈性索體系均不能有效地降低主塔地震力，地震工況控制主塔設計。為了降低主塔地震響應，結構縱向考慮設置粘滯阻尼器。

因縱向漂浮體系中，地震工況下邊塔響應大于中塔，靜力組合工況下（活載、溫度荷載、收縮徐變等）邊塔內力也大于中塔，因此，為兼顧中、邊塔靜動力響應，結構體系應在不影響靜力受力的情況下，有效地降低邊塔的地震響應。

考慮到結構受力特性、粘滯阻尼器耐久性，只在結構對稱位置即中塔與主梁連接處設置四個縱向粘滯阻尼器，阻尼器的阻尼系數C取2 500，速度指數α取0.3。結構阻尼體系地震響應見表3所列（同時列出漂浮體系的結構響應）。

表3 中塔處設置粘滯阻尼器結構響應一覽表

從表3可以看出：采用阻尼體系可以顯著減小邊塔地震彎矩及梁端位移。

縱向采用阻尼體系后，該工程中塔由地震工況控制設計，邊塔地震內力相比中塔小，主要由靜力組合工況控制設計。中、邊塔設計采用相同的結構形式及構造尺寸，控制工況下結構強度驗算安全系數相當。

4.2 橫向結構體系

4.2.1 固定約束體系

自錨式懸索橋橫橋向由地震工況控制設計，塔梁、墩梁間一般采用固定約束體系。采用此體系結構橫向地震反應見表4所列。

表4 橫向固定約束體系結構地震響應一覽表

計算表明，墩、梁橫向固定體系會使邊墩及其基礎承受很大的地震力，對橫向固定支座或擋塊的抗剪能力提出了很高的要求。對于下塔柱較矮的自錨式懸索橋，過渡墩及其基礎的抗震問題更加突出。另外，對于三塔四跨自錨式懸索橋，在地震作用下，中塔比邊塔承受更多的梁體慣性力，中塔底彎矩是邊塔底彎矩的1.5倍左右。中塔的抗震問題也很突出。因此，必須進行塔墩梁間的合理橫向約束體系研究。

4.2.2 阻尼體系

為了減小中塔、邊墩及其基礎的地震反應，可以考慮的一種簡單方案是全橋橫向放開，設置橫向彈塑性阻尼器。在地震作用下通過彈塑性滯回耗能減小地震響應。該工程考慮橫向設置新型金屬阻尼器。

新型橋梁金屬阻尼器采用三角形鋼板為基本構件，在面外水平地震作用下沿高度范圍內全截面屈服耗能，因此，這種金屬阻尼器的滯回耗能能力和位移能力比較大。同時，新型橋梁金屬阻尼器采用半球形傳力鍵作為傳力點，能夠適應主梁復雜的變形，保證金屬阻尼器在地震作用下傳力路徑明確。其構造如圖3所示。彈塑性阻尼器的力學恢復力模型可以采用雙線性模型。

圖3 新型金屬阻尼器構造示意圖

在邊墩、各橋塔橫向加勁梁各設置兩個屈服力為750 kN的金屬阻尼器，全橋共計10個，結構地震響應見表5所列。

表5 橫向阻尼體系結構地震響應一覽表

計算表明，橫向設置滑動支座加金屬阻尼器的組合裝置，可大幅減小中塔、邊墩及其基礎的地震內力，將墩、梁相對位移控制在合理范圍內。

阻尼器的屈服力需要根據橋梁的具體抗震要求優化確定。為了保證橋梁的正常使用功能，滑動支座必須有特殊的限位構造（如具有明確薄弱面的抗剪螺栓等）限制運營時的橫向位移，而當地震發生且橫向力超過給定值時，限位構造被剪斷，支座的橫向限位約束被解除，變成正常的滑動支座。為了保證金屬阻尼器的減震效果，支座限位構造的強度應小于金屬阻尼器的屈服力。

該工程橫向采用新型金屬阻尼器替代傳統的抗風支座，很好地解決了高烈度區大跨度橋梁橫向抗震問題，首次對大跨度纜索承重橋梁橫橋向塔、墩、梁的合理抗震連接方式進行創新應用（見圖 4）。

圖4 新型金屬阻尼器之實景

5 結語

該工程橋址地震烈度為Ⅷ度，地震工況控制結構塔柱及基礎設計。縱向彈性索體系不能解決控制工況結構響應問題；橫向設置抗風支座的常規體系結構地震響應過大。考慮縱橫向均設置阻尼器，通過阻尼體系的耗能、限位作用減小地震響應。綜合比選，該工程采用的抗震結構體系為：

（1）縱橋向約束體系為：支座縱向活動，在中塔設置粘滯阻尼器耗能，以控制主梁位移和減小主塔底彎矩。

（2）橫橋向約束體系為：支座橫向活動，在各塔墩橫向設置金屬彈塑性阻尼器耗能，以控制主梁橫向位移和塔墩底彎矩。橫向金屬阻尼器構造簡單，傳力機制明確可靠，而且能很好地適應縱向變形，應用于自錨式懸索橋取得了很好的橫向減震效果。

（3）豎向設置球鋼支座，一側球鋼支座橫向設置給定剪斷力的剪切銷，在地震下剪斷后變成普通滑動支座提供滯回耗能，而剪切銷的剪斷力由靜力作用下的需求確定，金屬彈塑性阻尼器的屈服力不應小于支座的剪斷力。

銀川濱河黃河大橋于2013年10月開工建設，2016年4月28日正式通車。