某跨海大桥主桥总体方案与减隔震研究_梁雄.pdf

 振动与冲击 第 38 卷第 9 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol． 38 No． 9 2019 基金项目 国家自然科学基金项目 51678252 ; 广州市科学研究计划重点 项目 706076128094 收稿日期 2018 －09 －10修改稿收到日期 2018 －11 －02 第一作者 梁雄 男， 博士生， 高级工程师， 1980 年生 E- mail 79336775 qq． com 某跨海大桥主桥总体方案与减隔震研究 梁雄1， 2，李乾坤3，苏成1， 4 1． 华南理工大学 土木与交通学院，广州510640; 2． 广东省交通规划设计研究院股份有限公司，广州 510507; 3． 广东和立土木工程有限公司，广州511400; 4． 华南理工大学 亚热带建筑科学国家重点实验室，广州 510640 摘 要 结合桥址处实际工程条件， 某跨海大桥主桥选取了 286 m 跨下承式双边钢箱主梁提篮拱桥及 125 286 125 m 双塔三跨双索面预应力混凝土梁斜拉桥 2 种桥型方案进行研究比选; 对下承式提篮拱桥方案， 提出了 4 种总体 施工方案进行研究比选; 设计推荐采用拱轴系数 1． 5、 矢跨比 1/5、 陀螺形钢箱截面拱肋及双边钢箱主梁的 286 m 跨下承 式提篮拱桥， 提出采用半潜驳船并利用潮汐差进行拱梁整体浮运架设施工。针对该桥质量大、 重心高、 高桩承台及场地特 征周期长等不利抗震条件， 采用球型钢支座及纵向黏滞阻尼器共同进行减隔震， 并采用非线性时程法及时域显式降维迭 代， 分别进行减隔震元器件参数优化及结构抗震分析; 计算结果显示， 拱桥结构响应对黏滞阻尼器阻尼系数 C 较敏感， 对 速度指数 α 敏感性较小， 设置减隔震系统后， 梁端的纵桥向位移得到明显控制， 降幅达到 61． 5， 拱肋轴力降低 5． 7 ～ 19． 6， 拱肋弯矩降低 8． 9 ～59． 0， 拱脚处内力降幅最大， 主桥抗震满足要求。 关键词 拱桥; 桥型方案; 减隔震; 黏滞阻尼器; 时域显式降维迭代 中图分类号 U442． 5; U448． 22文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 09． 033 Study on the overall scheme and isolation of the main Bridge of a sea- crossing bridge LIANG Xiong1， 2， LI Qiankun3， SU Cheng1， 4 1． School of Civil Engin eering and Transportation，South China University of Technology，Guangzhou 510640， China; 2． Guangdong Province Communications Planning and Design Institute Co． ， Ltd． ，Guangzhou 510507， China; 3． Guangdong Heli Civil Engineering Co． ， Ltd． ，Guangzhou 511400， China; 4． State Key Laboratory of Subtropical Building Science，South China University of Technology，Guangzhou 510640，China AbstractCombined with the actual engineering conditions at the bridge site， two kinds of bridge types were chosen for the main bridge of a sea- crossing bridge 286 m span through double side steel box main girder lifting basket arch bridge and 125 286 125 m double tower，three span and double cable plane prestressed concrete girder cable- stayed bridge． For the arch bridge kind， four kinds of overall construction schemes are put forward to study and select，and 286m span through basket arch bridge with arch axis coefficient 1． 5，rise- span ratio 1 / 5，gyroscopic steel box section arch rib and bilateral steel box main beam was recommended． The semi- submersible barge under tidal difference are used for the whole arch beam floating and erecting construction． In view of the unfavorable seismic conditions of the bridge， such as large mass，high center of gravity，high pile cap and long site characteristic period，the ball steel bearing and longitudinal viscous dampers are both used for seismic reduction and isolation，and the nonlinear time history and the explicit dimension- reduction iteration in time- domain are adopted． The results show that the structural response of the arch bridge is sensitive to damping coefficient C of viscous dampers，and less sensitive to velocity index． After setting up the isolation system， the longitudinal displacement of the girder end is obviously under control，the decrease is 61． 5， the axial force of the arch rib is decreased by 5． 719． 6，the bending moment of the arch rib is decreased by 8． 959． 0，the internal force at the arch foot is decreased mostly，and seismic resistance of the main bridge meets the requirements． Key wordsarch bridge; bridge type scheme; seismic reduction and isolation; viscous damper;time- domain explicit dimension- reduction iteration ChaoXing 某跨海大桥初步设计阶段确定引桥海上桥梁采用 50 m 跨连续箱梁、 非海上桥梁采用 30 m 跨宽幅式小箱 梁， 本文介绍主桥总体方案及减隔震研究。 1主要技术标准 1 设计公路等级 双向 6 车道一级公路。 2 设计行车速度 80 km/h。 3 汽车荷载标准 公路Ⅰ级。 4 桥址处设计基本风速 Vs1045． 1 m/s。 5 地震烈度 地震基本烈度 7 度， 抗震措施设防 烈度 8 度; 水平向设计基本地震动加速度峰值 0． 113g， 场地类别Ⅲ类。 6 通航标准 同时满足1 000 吨级海轮及部队船 舶通航要求， 单孔双向通航， 通航净空尺度为通航净宽 191 m， 通航净高 38 m。 2主桥总体方案 2． 1桥型方案构思 该桥要求按地标性建筑进行设计， 桥位处海面开 阔， 连续梁桥和连续刚构桥方案景观效果不突出， 主跨 286 m 不在悬索桥经济跨度范围内且锚碇位于海水中， 因此， 均不宜采用， 可选择的有拱桥和斜拉桥方案 ［1 ］。 鉴于本项目通航航道明确， 从经济及抗震的角度 考虑， 不适宜采用上承式和中承式拱桥方案 ［2 ］。单跨 下承式更为经济、 景观上更能突出主拱; 梁拱固结下承 式拱桥是外部静定内部超静定结构 ［3 ］， 有较大跨越能 力和对地基适应能力强的特点， 受力明确， 施工方 便 ［4 ］。拱桥方案提出下承式提篮拱桥进行比选， 见 图 1。 图 1拱桥方案总体布置 m Fig． 1Overall arrangement of arch bridge scheme m 同等主跨下， 独塔斜拉桥比双塔斜拉桥造价高、 工 期长， 边孔需设置 1 ～ 2 个辅助墩 ［5 ］， 增加了被船撞的 风险。双塔斜拉桥借助两座主塔共同形成的主跨， 是 受力较为理想的斜拉桥结构布置方式。斜拉桥方案提 出双塔斜拉桥进行比选， 见图 2。 图 2斜拉桥方案总体布置 m Fig． 2Overall arrangement of cable- stayed bridge scheme m 2． 2桥型方案比选 结合桥位区的海面、 地形、 地质、 水文、 通航、 抗风、 抗震等 ［6- 7 ］， 提出 2 个桥型方案进行比选， 见表 1。 方案二 125 286 125 m 双塔双索面预应力 混凝土梁斜拉桥， 主梁悬臂浇筑， 受风、 雨、 浪影响大， 高空施工安全风险较大， 质量不容易控制， 施工周期最 表 1主桥桥型方案比较表 Tab． 1Comparison table of main bridge design schemes 桥型方案 方案一 286 m 下承式双边钢箱主梁提篮拱桥 方案二 125 286 125 m 双塔双索面预应力混凝土梁斜拉桥 抗风、 抗震性能 刚性拱、 刚性主梁， 截面钝， 抗风性能优。钢箱拱肋及 正交异性钢桥面， 上部结构轻， 下部基础规模最小， 抗 震性能优。 混凝土主梁， 抗风性能良。上部结构质量较大， 基础 规模大， 抗震性能差。 施工方法、 质量控制 采用岸边拼装拱肋和主梁， 然后整体浮运架设。拱 肋、 主梁、 吊杆及系杆等关键结构， 均为陆上施工， 受、 风雨、 浪影响小， 质量及工期可控性优。 挂篮悬浇施工混凝土主梁。需长期海上高空作用， 受 风、 雨、 浪影响大， 质量不容易控制。 施工工期 月 2232 耐久性及养护 采用双边钢箱主梁及钢箱拱肋， 箱内设除湿度系统， 耐久性得到保证; 采用双吊杆， 更换方便。后期养护 费用费用较小。 斜拉索需要在 15 ～ 25 年进行更换， 后期养护费用 较高。 景观效果 采用下承提篮式拱桥， 造型优美、 时尚、 简洁、 突出; 与 附近桥型有明显区别， 符合地方政府“一桥一景” 的 要求， 地标性突出。 桥型方案与相邻桥型一致。 桥长 536 m 亿元4． 76 4． 27 352第 9 期梁雄等 某跨海大桥主桥总体方案与减隔震研究 ChaoXing 长， 基础规模大， 抗震性能差。此外， 与相邻的附近海 湾大桥属于同一种桥型， 不符合地方政府要求“一桥一 景” ， 不宜采用。 方案一 286 m 下承式双边钢箱主梁提篮拱桥， 优 点如下 ① 上部结构轻， 下部基础规模最小， 抗震性能 优， 抗风性能优。② 采用岸边组拼整体浮运方法施工， 陆上施工， 受、 风、 雨浪影响小， 质量及工期可控性优。 ③ 海上施工周期短， 几乎不影响通航， 后期养护维修工 作量较小， 耐久性好。④ 符合“一桥一景” 的要求， 地 标性突出。 综上， 在总造价相差不大的情况下， 综合考虑抗风 抗震性能、 施工、 耐久性及地方政府“一桥一景” 的要 求， 推荐采用主跨 286 m 下承式双边钢箱主梁提篮拱 桥方案。 2． 3主桥总体结构设计 主桥采用 286 m 的下承式双边钢箱主梁提篮拱 桥， 悬链线拱， 拱轴系数 m 1． 5， 矢跨比1/5， 矢高57． 2 m， 拱梁固结， 支撑于桥墩上; 主梁采用双边钢箱梁， 并 作为刚性系杆， 采用正交异向钢桥面板。柔性系杆采 用 55s15． 2 可换式环氧喷涂无黏结钢绞线成品索， 吊 杆采用 19s15． 2 热镀锌无黏结钢绞线。 主桥双拱肋为提篮形式， 置于桥面两侧。为提高 立体景观效果， 拱肋截面采用陀螺形， 通过拱肋截面刚 性旋转倾斜， 形成拱肋横桥向水平倾角 78。主拱肋截 面高度由拱脚 6． 33 m 抛物线渐变至拱顶 3． 82 m; 拱肋 上半箱为矩形截面， 箱宽 3． 02 m， 高度从拱脚的 4． 43 m 抛物线渐变至拱顶的 1． 92 m; 下半箱为倒梯形截面， 顶宽 3． 02 m， 底宽 2． 02 m， 高 1． 9 m。拱脚及拱顶拱肋 截面构造见图 3。 图 3拱脚及拱顶拱肋截面构造图 mm Fig． 3Arch rib section structure of arch foot and vault mm 主桥下部结构采用圆端形流线 U 形门式空心薄壁 墩， 桥墩墩身高34． 1 m， 壁厚1 m， 横桥向门柱宽8m， 顺 桥向底宽 8． 7 m、 顶宽 6． 8 m; 承台平面尺寸 47． 1 m 23． 8 m， 厚 6 m; 承台顶设厚 2 m 基座， 承台底设厚 1． 5 m 封底砼。基础采用 28 根直径 2． 5 m 钻孔灌注桩， 桩 顶一定长度范围桩基直径为 2． 9 m 以满足抗震需要， 变截面摩擦桩， 桩长 108 m。主墩及基础构造见图 4。 图 4主墩及基础构造图 m Fig． 4Structure of main pier and pile foundation m 2． 4主桥总体施工方案 根据桥位水文、 通航、 气候及运输条件等， 对下承 式拱桥提出 4 种总体施工方案进行比选， 见表 2。 方案四海中少支架大节段安装先拱后梁施工方 案， 相比方案二减少了水中临时施工措施的数量， 加快 了施工进度， 但需进行大量的海上作业， 现场焊接及涂 装等关键工艺质量不容易控制， 且影响通航， 不宜 采用。 方案三缆索吊装斜拉扣挂法施工方案， 施工周 期较长， 抗台风风险大， 对施工控制要求较高， 施工措 施费造价最高， 不宜采用。 方案二海中设临时支架安装梁拱方案， 未充分 利用较好的运输、 架设条件， 支架搭设费用较高， 影响 通航， 施工周期最长， 不宜采用。 广州凤凰三桥主跨 308 m 下承式拱桥， 采用 1． 5 万吨级驳船浮运整体提升钢箱主拱 ［8 ］; 日本千岁大桥 主跨 260 m 下承式桁架拱桥， 采用驳船运输并利用浮 吊整体吊装主拱 ［9 ］。本桥拱梁总重 11 500 t， 拱梁结构 整体重心离海面 54 m， 经验算， 采用 3 万吨级驳船可满 足拱梁整体浮运架设的稳定性要求。 方案一拱梁整体浮运架设方案， 具体分为以下 八个施工步骤 如图 5 所示 步骤 1工厂预制拱肋、 主梁， 岸边组拼拱肋、 主 梁; 拆除临时支架， 拱梁顶推滑移至半潜驳船位置。 步骤 2低潮位时， 半潜驳船压水下潜绞入梁底顶 升拱梁。 步骤 3涨潮时， 半潜驳船排水上浮将拱梁举起并 452振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 表 2主桥总体施工方案比较表 Tab． 2Comparison table of main bridge general construction scheme 施工方案 施工方案一 拱梁整体浮运架设施工方案 施工方案二 海中设临时支架安装 梁拱施工方案 施工方案三 缆索吊装斜拉扣挂法 施工方案 施工方案四 海中少支架大节段安装 先拱后梁施工方案 特点 拱、 梁、 吊杆及系杆等关 键结构， 均为陆上施工， 受风、 雨、 浪影响小， 质量 及工期可控性好; 海上施 工周期短， 几乎不影响通 航， 最大程度降低了施工 临时措施 费 用， 且 环 保 性好。 需长期海上高空作业， 受 风、 雨、 浪等影响大， 工期不 容易控制， 施工周期长; 焊 接及涂装等关键工艺质量 不容易控制; 支架系统用钢 量大， 海水环境腐蚀量大， 回收少， 造价较高; 航道疏 浚施工需在拆除支架后， 影 响引桥施工， 并一定程度上 影响通航。 缆索吊装斜拉扣挂法， 需 跨越 2 年的台风周期， 施 工风险极大; 拱肋姿态调 整困难; 高空作用， 焊接 等关键工艺质量不容易 控制; 缆索扣挂系统用钢 量大， 海水 环 境 腐 蚀 量 大， 回收少， 造价高。 需海上高空作业， 受风、 雨、 浪 影响大， 工期不易控制， 施工周 期长; 焊接及涂装等关键工艺 质量不容易控制; 支架系统用 钢量大， 回收少， 造价较高; 航 道疏浚施工需在拆除支架后， 影响引桥施工， 并一定程度上 影响通航。 施工周期22302826 措施费用低较高高较高 图 5拱梁整体浮运架设流程图 Fig． 5The flow chart of whole floating arch 吊入模块化临时墩。 步骤 4落潮时， 半潜驳船压水下潜将拱梁落在模 块化临时墩上， 完成一次整体顶升 H; 如此循环， 顶升 至设计标高。 步骤 5在拖轮牵引下， 半潜驳船将拱梁整体浮运 至桥位附近。 552第 9 期梁雄等 某跨海大桥主桥总体方案与减隔震研究 ChaoXing 步骤 6涨潮时， 半潜驳船排水上浮将拱梁举起至 桥墩上方。 步骤 7落潮时， 半潜驳船压水下潜， 拱梁落在桥 墩， 完成架设。 步骤 8对系杆及吊杆内力进行调整张拉， 施工桥 面系， 成桥通车。 拱梁整体浮运架设方案， 具有施工质量及工期可 控性好、 施工周期短、 施工措施费低及施工风险低等显 著优点， 推荐作为该桥总体施工方案。 3主桥减隔震研究 3． 1计算方法、 地震输入及模型 3． 1． 1计算方法 该桥质量大、 重心高、 高桩承台及场地特征周期长 等不利条件导致地震发生时， 桥墩及桩基础所受到的 作用较大 ［10 ］， 为确保结构设计安全可靠、 经济耐久， 抗 震分析采用非线性时程法及时域显式降维迭代法 ［11- 14 ］ 两种方法分别进行计算分析。 非线性时程法直接采用 Sap2000 软件建模进行动 力响应计算; 时域显式降维迭代法采用前述 Sap2000 软件模型进行两次脉冲激励的时程分析， 用于建立结 构动力响应的显式表达式， 然后采用自编的 MATLAB 程序是完成基于动力响应显式表达式的结构计算和结 果统计分析。 3． 1． 2地震输入 本项目 E1 水准 50 年超越概率 10 重现期约 475 年 ， E2 水准50 年超越概率2． 5 重现期约2 000 年 。 地表水平向水平向设计加速度反应谱如式 1 所示 Sa T Smax 0． 435 5． 65T0 s ≤ T ＜ T0 SmaxT0≤ T ＜ Tg Smax Tg T γ Tg≤ T ＜        10 s 1 式中 Smax为场地水平向设计加速度反应谱最大值 g 、 Tg为特征周期 s 、 γ 为指数， 50 年超越概率为 2 E2 水准 地震作用其值分别为 0． 475 3 m/s2， 1． 1 s， 1． 1。 竖向地震作用取水平地震作用的 2/3。 场地设计地面运动加速度时程是通过拟合场地设 计加速度反应谱以及强度包络函数来合成的， 图 6 为 其中一条 E2 水准地面运动加速度时程。计算 7 条地 震波作用下的结构响应， 取 7 条地震波的平均响应作 为最终输出结果。 3． 1． 3分析模型 采用 Sap2000 软件建立空间动力模型进行计算， 主梁、 拱肋、 桥墩、 桩基、 系杆和吊杆均采用梁单元模 图 6 E2 水准地面运动加速度时程 Fig． 6Acceleration time history of E2 level 拟， 其中系杆和吊杆单元释放对局部坐标系中 2 轴， 3 轴的弯矩和扭矩; 吊杆考虑了恒载几何刚度的影响; 承 台近似按刚体模拟， 其质量堆聚在承台质心; 二期恒载 以均布质量形式加在主梁单元上; 两边各考虑一联引 桥对主桥动力特性的影响。 考虑 P- △效应对拱肋和桥墩的影响， 对所有单桩 进行模拟， 土对桩的约束作用根据“m 法” 采用弹簧进 行模拟， 采用非线性单元模拟减隔震元器件， 考虑活动 支座的动力特性， 有限元计算模型见图 7。 表 3 给出了动力模型的前 6 阶周期、 频率及振型 特征。 表 3主桥基本动力特性 Tab． 3The basic dynamic characteristics of main bridge 阶数周期/s频率/Hz振型 13． 5370． 283主梁一阶横向振动 22． 1840． 458主梁一阶纵向振动 31． 6200． 617主梁二阶横向反向振动 41． 5880． 630拱肋一阶横向振动 51． 3790． 725主梁一阶竖向振动 61． 2800． 781拱肋二阶横向振动 图 7主桥抗震计算有限元模型 Fig． 7Finite element model of the main bridge seismic calculation 3． 2主桥减隔震元器件设计与优化 3． 2． 1竖向球型钢支座设计 主桥共设置 4 个球型钢支座， 92 号墩两个支座纵 向固定， 93 号墩两个支座纵向活动。通过静力、 抗风及 652振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 抗震分析， 球型钢支座选取竖向承载力 50 MN， 设计纵 向地震位移 300 mm， 设计横向地震位移 200 mm， 设计 纵 向 剪 断 力 15 000 kN，设 计 横 向 剪 断 力 ≥11 600 kN。 活动支座近似采用理想弹塑性模型， 其摩擦滑移 滞回模型如图 8 所示， 单个活动支座动力特性取值为 屈前刚度 K1 373 500 kN/m， 屈后刚度 K2 3． 7 kN/ m， 屈服力 Fy747 kN。 图 8活动支座摩擦滑移滞回模型 Fig． 8Active movable support friction slip hysteresis model 3． 2． 2纵桥向黏滞阻尼器参数优化 纵桥向设置黏滞阻尼器， 通过阻尼器的滞回耗能 达到减小地震内力的效果， 并实现限制主梁纵向位移 的目的 ［15 ］。主桥在每个桥墩下设置了 4 个黏滞阻尼 器， 全桥一共设置了 8 个黏滞阻尼器。黏滞阻尼器的 非线性阻尼力模型为 f sign v C v α， 式中 v 为黏滞 阻尼器两端节点在阻尼器轴向的相对速度， c 为阻尼系 数; α 为速度指数。 为了确定合理的黏滞阻尼器参数， 针对 E2 水准 50 年超越概率为 2． 5 地震作用， 对不同黏滞阻尼 器参数组合下进行敏感性分析分析。黏滞阻尼器阻尼 系数 c 的变化范围为1 000 ～7 000 kN/ m/s α， 增量为 500 kN/ m/s α， 速度指数 α 的变化范围为 0． 1 ～0． 8， 增量为 0． 1， 共 104 个工况。 在 E2 水准顺桥向与竖桥向地震激励下， 黏滞阻尼 器参数与支座变形的关系见图 9， 黏滞阻尼器参数与墩 底顺桥向剪力的关系见图 10， 黏滞阻尼器参数与墩底 顺桥向弯矩的关系见图 11， 黏滞阻尼器参数与拱脚顺 桥向弯矩的关系见图 12。 由图 9 可以看出 图形总体左高右低， 在相同的阻 尼系数 c 下， 支座变形随着速度指数 α 的增大而缓慢 增大; 在相同的速度指数 α 下， 支座变形随着阻尼系数 c 的增大而减小， 效应变化大， 衰减快， 支座变形对阻尼 系数 c 敏感性大。 由图 10 及图 11 可以看出 图形总体左低右高， 在 左上角处最低， 右下角处最高， 这两角点处曲率变化 大， 在相同的阻尼系数 c 下， 墩底顺桥向剪力及弯矩随 着速度指数 α 的增大而缓慢增大， 在相同的速度指数 α 图 9黏滞阻尼器参数与支座变形的关系 Fig． 9The relationship between the viscous damper parameters and the longitudinal deation of the support 图 10黏滞阻尼器参数与墩底顺桥向剪力的关系 Fig． 10The relationship between the viscous damper parameters and the longitudinal shear force of the pier bottom 图 11黏滞阻尼器参数与墩底顺桥向弯矩的关系 Fig． 11The relationship between the viscous damper parameters and the longitudinal bending moment of the pier bottom 下， 主墩底顺桥向剪力及弯矩随阻尼系数 c 的增大而增 大。 由图 12 可以看出 图形总体左高右低， 在相同的 阻尼系数 c 下， 拱脚顺桥向弯矩随着速度指数 α 的增 大而先缓慢减少后缓慢增大; 在相同的速度指数 α 下， 支座变形随着阻尼系数 c 的增大而减小， 阻尼系数 c 在 1 000 ～3 000 时， 弯矩衰减较快， 3 000 ～7 000 时， 弯矩 缓慢减少。 为合理控制主墩基础规模并减少伸缩缝及黏滞阻 尼器尺寸， 减隔震设计优先考虑适当控制结构内力响 752第 9 期梁雄等 某跨海大桥主桥总体方案与减隔震研究 ChaoXing 图 12黏滞阻尼器参数与拱脚顺桥向弯矩的关系 Fig． 12The relationship between the viscous damper parameters and the longitudinal bending moment of the arch foot 应， 其次尽可能控制结构关键位移响应， 还需考虑黏滞 阻尼器全寿命周期成本， 本项目综合考虑各项设计控 制因素后， 黏滞阻尼器采用设计阻尼力 3 000 kN， 纵向 地震位移 300 mm， 阻尼系数 3 000 kN/ m/s α， 速度 指数 0． 4。 3． 2． 3减隔震效果分析 主桥设计采用 8 个黏滞阻尼器及 4 个球型钢支座 共同进行减隔震， 约束体系布置见图 13。 图 13主桥减隔震约束体系布置图 m Fig． 13The layout of the main bridge minus isolation and restraint system m 将减隔震体系桥梁的地震响应与原结构体系进行 对比。同一地震波作用下， 图 14 给出了减隔震体系与 原体系 92 号主墩处拱脚顺桥向弯矩时程曲线、 图 15 给出了主梁梁端顺桥向位移时程曲线， 表 4 给出了减 隔震体系与原体系的拱肋内力峰值、 主梁梁端位移 峰值。 图 14、 图 15 及表 4 可知， 相比原结构体系， 减隔震 体系的拱肋轴力降低 5． 7 ～ 19． 6， 拱肋弯矩降低 8． 9 ～59． 0， 拱脚处内力降幅最大， 梁端位移降低 61． 5， 减隔震体系可有效降低结构的内力响应峰值， 并显著减少梁端位移峰值， 减隔震效果明显。 图 1492 号主墩处拱脚顺桥向弯矩时程曲线 Fig． 14Longitudinal bending moment time history curve of the main pier at No． 92 图 15梁端顺桥向位移时程曲线 Fig． 15Longitudinal displacement time history curve of the main girder end 表 4地震作用结构响应峰值对比 Tab． 4Structural response comparison of seismic action 位置 轴力 103/kN 顺桥向弯矩 103/ kNm顺桥向位移/m 原结构体系减隔震体系降幅原结构体系减隔震体系降幅原结构体系减隔震体系降幅 92 号主墩处拱脚12． 7 11． 311． 226． 516． 538． 0/// 1/4 拱肋 12． 010． 413． 842． 038． 28． 9/// 2/4 拱肋 拱顶11． 610． 59． 816． 615． 09． 9/// 3/4 拱肋 12． 011． 45． 738． 935． 010． 0/// 93 号主墩处拱脚15． 6 12． 619． 625． 510． 459． 0/// 主梁梁端//////0． 4860． 18761． 5 3． 3主桥抗震验算主要结果 模型考虑一般冲刷后对桩基受力不利影响， 得到 需求弯矩及轴力后， 利用 Ucfyber 软件进行截面 M- A 关 系数值分析， 得到能力需求比。 852振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 本桥高桩承台， E2 地震作用控制结构设计， 经验 算， 主桥抗震设计满足规范要求， 由于篇幅限制， 仅列 E2 地震作用桩基础验算结果， 结果见表 5、 表 6， 表中验 算轴力及需求弯矩均为地震作用与恒载组合后的值， 轴力拉 “－ ” 压 “ ” 。 表 5 E2 纵向地震作用下桩基强度验算 Tab． 5Pile strength calculation under the action of E2 longitudinal earthquake 地震输入位置 验算轴力 103/kN 需求弯矩 105/ kNm 等效屈服弯矩 105/ kNm 能力需求比配筋率验算结果 纵向 竖向 92 号主墩桩基－3． 22 0． 450． 641． 441． 95通过 93 号主墩桩基－2． 82 0． 410． 641． 561． 95通过 表 6 E2 横向地震作用下桩基强度验算 Tab． 6Pile strength calculation under the action of E2 horizontal earthquake 地震输入位置 验算轴力 103/kN 需求弯矩 105/ kNm 等效屈服弯矩 105/ kNm 能力需求比配筋率验算结果 横向 竖向 92 号主墩桩基0． 37 0． 630． 671． 071． 95通过 93 号主墩桩基－0． 04 0． 620． 671． 081． 95通过 由表5 可知， E2 纵向地震作用， 桩基础最小能力需 求比 1． 44， 由表 6 可知， E2 横向地震作用， 92 号主墩部 分桩基为拉弯受力， 能力需求比 1． 07， 桩基截面配筋率 1． 95， 才能满足 E2 地震作用下抗震性能要求， 这主 要由于设计地震反应谱特征周期较长 1． 1 s ，地震动 加速度峰值较大 0． 475 3 m/s2 ， 主墩承台质量较大及 冲刷后桩基自由桩长较长 23 m 所引起。 4结论 本文对某跨海大桥主桥总体方案与减隔震进行了 研究及分析， 主要结论如下 1 通过桥型方案比选， 该桥采用拱轴系数 1． 5、 矢跨比 1/5、 陀螺形钢箱截面拱肋及双边钢箱主梁的 286 m 跨下承式提篮拱桥。利用了浮力及潮汐差， 提出 拱梁整体浮运架设总体施工方案， 使得超大吨位拱桥 一次性安装变成可能， 最大地降低了海上高空作业对 通航的影响， 有望取得较为显著的经济及社会效益。 2 下承式提篮拱桥结构响应对黏滞阻尼器阻尼 系数 c 较敏感， 对速度指数 α 敏感性较小， 合理选取阻 尼参数， 可有效降低结构内力和位移响应。综合考虑 结构内力、 位移响应规律和黏滞阻尼器全寿命周期成 本， 该桥黏滞阻尼器采用阻尼系数 3 000 kN/ m/s α， 速度指数 0． 4。 3 采用球型钢支座及纵向黏滞阻尼器共同进行 减隔震后， 梁端的纵桥向位移降低 61． 5， 拱肋轴力降 低5． 7 ～19． 6， 拱肋弯矩降低8． 9 ～59． 0， 拱脚 处内力降幅最大， 减隔震效果显， 为今后在该类型桥梁 减隔震设计及研究提供有效的方法及途径。 4 下承式提篮拱桥主墩承台质量较大及冲刷后 桩基自由桩长较长时， 在设计地震反应谱特征周期较 长且地震动加速度峰值较大的地震作用下， 部分桩基 础会出现拉弯受力， 桩基截面需求的配筋率较高。 参 考 文 献 ［1］ 姚昌荣， 李亚东， 梁东， 等． 山区大跨度桥梁结构选型［J］ ． 桥梁建设， 2012， 42 6 81- 86． YAO Changrong， LI Yadong， LIANG Dong， et al． Structural type selection for long span bridges in mountainous region ［ J］ ． Bridge Construction， 2012， 42 6 81- 26． ［2］ 吴梅容， 卓卫东， 孙颖， 等． 中承式钢管混凝土拱桥动力特 性分析［ J］ ． 振动与冲击， 2017， 36 24 85- 90． WU Meirong， ZHUO Weidong， SUN Ying， et al．Dynamic characteristics of half- through oncrete- filled steel tubular arch bridges［ J］ ． Journal of Vibration and Shock，2017， 36 24 85- 90． ［3］ 文功启． 128 m 下承式尼尔森提篮系杆拱桥设计及其应用 ［ J］ ． 交通科技， 2014 1 11- 13． WEN Gongqi． Design and application of 128 m a- shaped tied arch bridge of nielsen system［J］ ．Transportation Science Technology， 2014 1 11- 13． ［4］ 范波涛． 钢筋混凝土系杆拱桥稳定性的非线性分析［ D］ ． 武汉 武汉理工大学， 2011． ［5］ 戴利民． 独塔协作体系斜拉桥设计参数研究［ J］ ． 结构工程 师， 1999 3 7- 13． DAI Limin． Studi