約束體系直接影響到橋梁使用荷載及地震等特殊荷載作用下的內力位移響應，是橋梁結構受力體系最為關鍵的一環(huán)。目前公路獨塔斜拉橋已有較多應用，主要采用漂浮及半漂浮體系，中小跨度中亦有采用文獻[1]中所述速度鎖定器的形式。在鐵路斜拉橋方面，文獻[2] [3]介紹了對稱布置的175m主跨四線鐵路獨塔斜拉橋采用了塔梁固結的約束體系；文獻[4]在一座獨塔混合梁斜拉橋方案研究階段提及采用半漂浮體系，但對于約束體系沒有深入的研究；文獻[5]介紹了120m主跨的小跨度獨塔斜拉橋，采用了全固結約束體系。深茂鐵路潭江橋為目前國內第一座大跨雙線鐵路獨塔混合梁斜拉橋，時速200公里，雙線中—活載，相比公路橋，具有活載大、剛度大、軌道穩(wěn)定性要高的特點。常規(guī)小跨度橋梁的塔梁固結形式、固定支座或速度鎖定器的約束形式已不能滿足抗震設計需要，且震后主體結構難以修復，影響生命線及時貫通，此外的固定支座或速度鎖定器難以解決雙線鐵路活載引起的縱向固定支座的疲勞問題。而該橋若采用漂浮及半漂浮體系，在使用期間已經(jīng)不能僅靠支座摩阻力來限制主梁縱向頻繁移動，導致軌道結構穩(wěn)定性差。另外混合梁斜拉橋的混凝土梁段自重大，橫向地震效應明顯，宜采取合適措施提高其經(jīng)濟性。結合以上特點，本文深入研究了該橋的縱向及橫向約束體系，并提出了合理的支座及阻尼器設置方案。

1. 工程概況

新建深圳至茂名鐵路潭江特大橋位于江門市新會區(qū)，主橋為主跨256m雙線獨塔鋼箱混合梁斜拉橋。其結構新穎，是目前國內首座大跨度雙線鐵路獨塔混合梁斜拉橋，其約束體系的選擇應兼顧抗震性能與200公里時速雙線鐵路特點。

1.1 上部結構

主橋為雙線（31.85+57+130 +256+63.9）m獨塔混合梁斜拉橋， 主跨256m為潭江通航孔，橋長540.55m。其中（31.85+57）m為混凝土箱梁，（130+256+63.9）m為鋼箱梁，鋼混結合面設置于10#墩頂附近。主橋兩側接48m現(xiàn)澆簡支箱梁?；炷亮翰捎孟湫蔚雀呓孛妫瑯蛎鎸?4m，中心處梁高4.6m。鋼箱梁采用帶風嘴的鋼箱截面，橋面寬14m，中心梁高4.6m，風嘴寬2.6m。

1.2 下部結構

橋塔采用H型混凝土橋塔，塔高175m，下塔柱高18.8m。索塔承臺平面尺寸為20.2×33.2m，厚6m，設3m高塔座?；A采用樁基礎，承臺底按行列式布設15根φ3m鉆孔灌注樁。邊墩及輔助墩均采用變截面花瓶形實體墩，墩高19.3～24.7m，寬4.4m。主跨側輔助墩墩承臺尺寸為10.6×18.6m，厚3.5m，承臺底按行列式布設15根φ1.5m鉆孔灌注樁。其余橋墩承臺尺寸為10.6×14.6m，厚3.5m，每個承臺按行列式布設12根φ1.5m鉆孔灌注樁。主塔樁基礎嵌入強風化花崗巖中，橋墩基礎樁底均嵌入強風化花崗巖中。鉆孔樁及承臺采用C40混凝土。

2. 地質及場地條件

地質條件：表層為淤泥、粉質黏土、細砂；下伏基巖為全風化花崗巖、強風化花崗巖、弱風化花崗巖。場地的抗震設防烈度為7 度，設計基本地震加速度值為0.10g。

3. 計算模型及邊界條件

彈塑性阻尼器的恢復力模型采用雙線性模型模擬，球形鋼支座的相對滑動效應采用雙線性模型對其進行模擬。對于液壓型粘滯阻尼器，其非線性模型如式(1)所示：

圖1 橋型布置圖(單位：m)

F=CVα(式 1)

式中，——阻尼力，kN；

——阻尼系數(shù),kN/(m/s)α，主要與阻尼孔開孔面積有關；

——阻尼器相對速度，m/s；

α——速度指數(shù)（此處取0.15）。

根據(jù)加速度反應譜，對多遇地震、設計地震和罕遇地震分別人工合成了3條地震動加速度時程，對有限元模型進行非線性時程分析。地震輸入方式為：1)縱向＋豎向；2)橫向＋豎向兩種方式。

4. 約束體系研究

4.1 順橋向約束體系研究

在既有工程經(jīng)驗的基礎上，提出了如下三種順橋向約束體系：

縱向體系1：橋塔與梁體間設縱向固定支座；縱向體系2：采用半漂浮體系，橋塔處設豎向支撐支座及縱向粘滯阻尼器；縱向體系3：橋塔與梁體固結。

以上三種體系，橋墩處均設縱向活動支座。

靜力計算結果表明，在列車荷載作用下，（體系2）梁端位移量達到22cm，位移量過大且發(fā)生頻率多，不僅影響到軌道結構的穩(wěn)定性，亦加大了拉索二次彎曲應力，影響行車安全及結構安全。故使用期間縱向宜采用固定約束。此外活載引起的支座處縱向疲勞問題也應引起足夠重視。

地震作用下墩底彎矩對比見表1，結果表明采用粘滯阻尼器耗能（體系2）時，梁體和塔頂位移雖然有所增加，但結構的內力響應（關鍵截面內力、承臺底反力等）都有所降低，特別是在罕遇地震作用下，塔底的彎矩響應減小30%，較為明顯。而塔梁固結（體系3）的位移和內力響應相比設固定支座方案（體系1）沒有明顯區(qū)別。

表1 罕預地震下不同縱向約束體系的墩底彎矩對比表

圖2 不同橫向約束體系下的墩底彎矩對比(kN.m)

結合計算成果，順橋向約束體系考慮如下幾點原則：

（1）使用荷載下橋塔支座采用剪力銷縱向固定，其機械熔斷力必須能抵抗列車活載引起的橋塔縱向固定支座的靜力及疲勞荷載。

（2）常遇地震、90%設計地震作用下，橋塔縱向固定支座不能破壞，一方面是以減小維護量，另一方面是疲勞強度的要求。

（3）達到設計地震水平及以上時，橋塔固定支座剪斷，阻尼器熔斷解鎖，粘滯阻尼器發(fā)揮作用。

（4）地震過后，橋塔支座液壓熔斷裝置自動重新鎖定，可臨時通車。

（5）震后臨時通車情況下，靠熔斷裝置鎖定的阻尼器不能解鎖，液壓熔斷力需大于使用階段荷載。

4.2 橫橋向約束體系研究

斜拉橋邊墩及輔助墩基礎一般均為地震力控制設計，其中混合梁的混凝土梁段范圍內的輔助墩及臨大跨側的輔助墩更為明顯。10#墩橫向地震響應較大，基礎抗力不足，其必須設置減隔震措施?；诖?，比較了如下四類約束體系：

橫向體系1：所有橋墩、橋塔均橫向固定；橫向體系2：10#、12#墩處橫向活動，其余橫向約束；橫向體系3：10#、12#墩處設橫向E型鋼阻尼器，其余橫向約束；橫向體系4：8#、10#、13#墩橫向設E型鋼支座，其余橫向約束。

從計算結果可知：后三個方案均能有效降低10#墩底彎矩，但體系2會大幅增大8#、9#邊墩及橋塔彎矩，體系3對8#、9#邊墩及橋塔彎矩影響較小，體系4與體系3相比優(yōu)化不大且支座類型更為復雜，故推薦采用橫向體系3。

結合計算成果，橫橋向約束體系考慮如下幾點原則：

（1）設計地震下，橫向固定支座（含E型鋼支座）不壞。

（2）罕遇地震作用下，支座可橫向剪斷，與擋塊結合后可限制梁體橫向位移。此外橫向E型鋼支座在應在容許最大位移范圍內。

4.3 選定的約束體系及布置

經(jīng)縱、橫向約束體系比選，最終選定的約束體系如下：橋塔處（11#）安裝縱向液壓熔斷阻尼鋼支座（機械剪斷力9000kN，液壓熔斷力3000kN，粘滯阻尼器C=3500、α=0.15）；輔助墩（10#、12#）安裝橫向E型鋼阻尼球形鋼支座；邊墩（8#、9、13#）安裝普通球型鋼支座；橋塔處（11#）設橫向限位橡膠支座；8#、9#、13#設橫向限位擋塊。

圖3 主橋支座布置示意圖（m）

表2不同地震水平下的約束方式

表3 橋塔支座各項抗力驗算（kN）

5. 抗震性能及使用性能驗算

對最終選定的約束體系進行抗震及使用荷載驗算，結果表明：

（1）多遇及90%設計地震作用下，支座未屈服，見表3，主橋所有墩柱、橋塔截面及樁基礎最不利單樁截面地震彎矩小于其初始屈服彎矩，截面保持為彈性工作狀態(tài)，滿足預期性能目標要求。

（2）90%以上設計地震及罕遇地震作用下，支座屈服，見表3，粘滯阻尼器開始發(fā)揮作用，主橋所有墩柱、橋塔截面及樁基礎最不利單樁截面地震彎矩小于其等效屈服彎矩，截面基本保持為彈性工作狀態(tài)，滿足預期性能目標要求。

（3）粘滯阻尼器額定最大行程192mm＜300 mm滿足額定行程，E型鋼阻尼器最大位移85mm＜110mm滿足E型鋼阻尼器極限位移要求。

6. 結語

深茂鐵路潭江橋設計結合雙線獨塔斜拉橋受力特點，順橋向采用了橋塔處設固定支座+液壓熔斷阻尼器的組合支座的形式，既滿足了使用期間縱向約束的靜力及疲勞要求，保證了行車安全及結構安全，又能很大程度上減小地震作用，且震后支座能自動鎖定，保證生命線的及時貫通。橫橋向采用了輔助墩頂設E型鋼阻尼支座的形式，優(yōu)化了橋墩的地震響應，很大程度上減小了下部結構工程量，取得了良好的效果。目前各阻尼組合支座的設計、制造及部分實驗抽檢已基本完成。

隨著我國鐵路建設的快速發(fā)展，大跨度鐵路斜拉橋的應用會越來越多，本文可為今后類似工程提供參考。