獨塔斜拉橋合理結構體系及約束方式探討

劉志才， 張學義， 李宏杰

（天津市政工程設計研究總院有限公司，天津 300392）

獨塔斜拉橋造型美觀，在100～300 m 跨徑范圍內的城市橋梁工程中被廣泛應用[1～2]，常為獨塔雙跨式。為了改善獨塔雙跨式斜拉橋的受力性能，避免過渡墩壓重偏大，常采取在斜拉橋范圍內增設輔助墩或主梁延伸一跨形成協作體系的方式；在防洪或通航容許的情況下，可優先采用輔助墩體系。在中高烈度地區中等跨度斜拉橋常采用半漂浮體系，其主梁的縱橫向約束體系有多種：縱向約束常用的有彈性索、黏滯阻尼器及減隔震支座；橫向約束常用的有抗風支座和彈塑性橫向鋼阻尼支座。結構支承體系及約束方式的選擇是斜拉橋設計中的關鍵問題，部分橋梁因支承體系及約束方式布置不當，出現病害，比如某全漂浮體系的斜拉橋未設置順橋向靜力約束，通車運營后梁體發生了顯著的順橋向位移，黏滯阻尼器被拉壞。彈性索與黏滯阻尼器同時使用的工程案例相對較少，已查到的資料中主要有珠江黃埔大橋北汊主橋[3]及寧波象山港大橋[4]等。本文基于背景工程，對獨塔斜拉橋的支承體系、約束方式進行了研究，針對輔助墩的作用、彈性索與黏滯阻尼器組合使用后的減隔震效果進行了一些探索。

1 工程概況

塔里木大橋上跨塔里木河，全長1 418 m。主橋為獨塔雙跨斜拉橋，跨徑布置為41 m+168 m+168 m+41 m，即兩主跨均在距離過渡墩41 m處設置了一個輔助墩，橋寬36.5 m。主塔為景觀性弧線形混凝土塔，橋面以上塔高106.6 m，橋面以下塔高18.4 m，設置了2 道橫梁；塔柱及塔上橫梁均為空心薄壁箱形截面。主梁采用流線形扁平鋼箱梁，梁高3 m；鋼橋面鋪裝采用5 cm 厚UHPC 超高性能混凝土+3 cm 厚SMA10 磨耗層；平行鋼絲拉索，扇形空間雙索面，主梁上拉索間距為9 m，主塔上拉索間距為2.3～2.5 m，全橋單側采用了21對斜拉索，共4種規格，分別為PES7-109、PES7-121、PES7-139、PES7-151。見圖1。

圖1 主橋總體布置

2 主橋結構體系

項目前期，主橋結構為獨塔雙跨半漂浮體系，跨徑布置為209 m+209 m。施工圖設計階段，維持主橋總跨徑基本不變的前提下，對主橋結構體系進行了較深入的研究，對原獨塔雙跨、輔助墩、協作跨3 種不同結構體系進行結構計算，重點對比了主梁跨中撓度、塔頂水平位移、梁端轉角及索塔受力情況。見圖2和表1。

圖2 主橋的結構體系

表1 不同結構體系靜力計算結果比較

從表1 可以看出：原獨塔雙跨體系的整體剛度最小，雖然滿足JTG/T 3365-01—2020《公路斜拉橋設計規范》要求，但在同類型項目中活載位移偏大，索塔應力亦最不利，最大壓應力已超過C50 混凝土的抗壓強度設計值；因此非常有必要對原體系進行適當改進。

輔助墩體系及協作跨體系均能有效提高結構整體剛度；相比之下，輔助墩體系的效果更顯著，尤其是在降低塔頂活載順橋向位移方面，輔助墩體系的塔頂活載順橋向位移僅為協作體系的約60%。輔助墩體系及協作跨體系均能有效降低主塔拉、壓應力；輔助墩體系綜合效果更好。輔助墩體系及協作跨體系均能有效降低連接墩位置的伸縮縫最大轉角：輔助墩體系伸縮縫處最大轉角僅為原獨塔雙跨體系的11.4%；協作跨體系伸縮縫處最大轉角僅為原獨塔雙跨體系的19.7%；輔助墩體系的效果更優。

綜上所述，在結構受力方面，輔助墩體系及協作跨體系均對原獨塔雙跨體系有較大改善；輔助墩體系在提高結構整體剛度、降低主塔應力及減小伸縮縫處最大轉角均優于協作跨體系；輔助墩體系主塔更高、更挺拔，拉索布置范圍大，整體氣勢宏偉，景觀效果優于協作跨體系；另外主跨168 m已滿足水利要求；故本橋最終選擇了輔助墩結構體系。

3 主橋支承及約束體系

由于主橋橋面較低，橋塔未設置下橫梁，主梁通過設置在承臺上的墩柱進行支承，與主塔不直接連系。無論哪種結構體系，斜拉橋主梁的荷載一般均傳遞給橋塔；但本橋主梁的支座反力直接傳遞給了主墩墩柱，減少了主塔承擔的荷載，有利于結構設計[5]。

主橋采用半漂浮結構體系，見圖3和表2。

表2 主橋支承及約束系統

3.1 體系設計

3.1.1 豎向

主墩、輔助墩及過渡墩均采用雙向滑動球形鋼支座支承主梁；主墩及輔助墩的球形鋼支座均布置在墩柱上，過渡墩的球形鋼支座布置在蓋梁上。

3.1.2 順橋向

過渡墩位置無順橋向約束；輔助墩及主墩位置均設置了縱向黏滯阻尼器：主墩布置4個，每個輔助墩布置2 個。黏滯阻尼器對瞬時陣風、剎車和地震等引起的動荷載具有阻尼耗能作用，但對溫度、汽車和一般風荷載引起的緩慢位移無約束。故為了限制活載、一般風荷載等作用下主梁的縱向漂移并輔助結構抗震，在主墩處設置縱向彈性索。

3.1.3 橫橋向

主墩及輔助墩均設置彈塑性橫向鋼阻尼支座，既可約束主梁受到一般風荷載等作用下的橫向變位，又可減少主梁在橫橋向地震、陣風等瞬時作用下橫向位移及結構整體內力響應。為了降低伸縮縫的橫向反復變形，過渡墩處采用了橫橋向抗震擋+抗風支座的形式。

3.2 規格與連接方式

1）主橋縱橋向在主墩和輔助墩處均設置了同一型號的黏滯液體阻尼器，主墩4個，每個輔助墩2個，主橋共設置8個。單個阻尼器設計最大阻尼力為3 000 kN，設計行程為400 mm，阻尼指數為0.3，要求能適應橫橋向±5°的反復變形；黏滯阻尼器一端固定在主墩或輔助墩墩柱的支座墊石上，一端固定在鋼箱梁上。

2）彈性索采用整束擠壓鋼絞線拉索，型號為GJ15-19，單根長度49.5 m，從主墩位置向兩側主梁各布置8根，主橋共16根。彈性索的張拉端布置在主墩墩柱的支座墊石上，固定端錨固在鋼箱梁外置的鋼錨箱上。

3）主墩及輔助墩均設置了同一型號的彈塑性橫向鋼阻尼支座，主墩布置了4 個，每個輔助墩布置2個，主橋共8 個，其技術參數：高度1 200 mm，屈服力1 750 kN，縱向水平位移±400 mm，橫向水平位移±240 mm。橫向鋼阻尼支座上端與鋼箱梁栓接，下端通過預埋螺栓與墩柱及墊石連接。與抗風支座相比，橫向鋼阻尼支座剛度小、位移大、耗能好，傳遞到墩柱的橫橋向地震力也明顯降低。

4 主橋順橋向約束方式的比選

主橋順橋向約束方式主要影響其動力及地震響應，同時也需要考慮橋梁正常使用狀態下的性能，尤其需要防止順橋向位移過大導致的系列問題。橋位處場地地表設計地震動參數：50 a 超越概率10%（E1）水平下，地震動峰值加速度為0.135g，地震動反應譜特征周期為0.55 s；100 a 超越概率5%（E2）水平下，地震動峰值加速度為0.220g，地震動反應譜特征周期為0.60 s。根據地震安平報告提供的E1、E2各3條地震時程波，考慮了5種不同順橋向約束體系，進行了抗震時程分析：①無約束；②僅布置彈性索；③僅布置黏滯阻尼器；④彈性索與黏滯阻尼器同時布置；⑤采用NDQZ非線性阻尼輻減隔震球形鋼支座。

約束方式②～④所用彈性索及阻尼器的規格與前述一致。NDQZ 鋼支座是一種新型減隔震球形鋼支座，通過彈塑性鋼阻尼原件耗能，可實現多水準逐級設防、全橋協同抗震的效果，已在多座斜拉橋上應用。本項目采用規格為NDQZ-10000-ZX-e250 及NDQZ-10000-GD 的鋼支座。E2地震作用下不同順橋向約束方式下主橋的地震響應見表3。

表3 不同順橋向約束方式下主橋E2地震響應

從表3可以看出：僅采用彈性索減震效果較差，梁端位移、彈性索內力及主塔塔底內力、主墩墩柱內力均比較大；對本橋而言，與NDQZ 非線性阻尼輻減隔震球型鋼支座相比，黏滯阻尼器的減震效果更好，尤其在順橋向地震位移控制上；與僅布置彈性索相比，彈性索與黏滯阻尼器同時布置的方式明顯降低了彈性索本身的內力；與僅布置黏滯阻尼器相比，彈性索與黏滯阻尼器同時布置的方式對梁端地震位移控制略好，主塔塔底內力有所降低，主墩墩柱內力則有所增大，但總體上差別并不明顯；說明起到減隔震作用的主要還是黏滯阻尼器，彈性索僅為輔助作用。

設計最終采用了彈性索與黏滯阻尼器同時布置的方式，理由是：

1）彈性索可以輔助抗震，有一定的減震效果；

2）在正常使用階段，本橋順橋向需要約束，以抵抗主塔兩側順橋向的不平衡索力以及汽車制動力等順橋向荷載，可采用設置固定支座或設置彈性索的方法。

固定支座的螺栓一般建議在E1地震作用下不剪斷；或取E1地震作用與正常使用要求的水平承載能力二者之間的某一中間值，E2地震來臨時剪斷。對本橋而言，橋塔位置主梁直接支承在墩柱上，設置固定支座將導致主墩墩柱在E1地震作用下受力顯著增大；而彈性索為柔性裝置，在E1地震下也可與黏滯阻尼器共同作用，大大降低了地震響應。需要說明的是，斜拉橋應考慮正常使用階段的順橋向約束；若無此約束，則在汽車和溫度等作用下梁體可能滑動，甚至出現梁體滑動后繼續拖拽黏滯阻尼器，最終阻尼器損壞、主梁局部變形的病害。

5 結論

1）獨塔雙跨斜拉橋在滿足水利要求的前提下，布置協作跨或設置輔助墩均能改善結構的構靜力反應結果，輔助墩體系更為明顯。

2）獨塔雙跨斜拉橋黏滯阻尼器的減隔震效果較好，顯著降低了梁端及塔頂順橋向位移、主塔內力及彈性索自身索力等地震響應。

3）僅設置彈性索約束的減隔震效果不明顯，高地震地區不宜單獨使用。

4）對于背景工程，彈性索與黏滯阻尼器同時布置的方式減隔震效果最佳；彈性索可同時作為主橋正常使用狀態下的順橋向約束，增加了橋梁的穩定性。