高寶

（(浙江省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院，浙江 杭州 310006）

1 工程概況

寧波市繞城高速公路是寧波市高速公路規(guī)劃“一環(huán)五射”中的“一環(huán)”。其直接連接甬臺(tái)溫復(fù)線(xiàn)、同三高速公路、穿山疏港高速公路及舟山大陸連島工程，是杭州灣南岸高速公路網(wǎng)核心的一部分。甬江特大橋是寧波繞城公路東段項(xiàng)目的控制性工程，對(duì)于整個(gè)項(xiàng)目的順利建成具有決定性地位,甬江特大橋[1]按雙向八車(chē)道高速公路設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)速度為120 km/h，設(shè)計(jì)使用年限100 a，甬江特大橋位于寧波市區(qū)東部，連接北侖和鎮(zhèn)海，橋位距甬江出海口約10 km。主橋設(shè)計(jì)為54 m+166 m+468 m+166 m+54 m聯(lián)塔分幅四索面鋼混組合梁斜拉橋方案（見(jiàn)圖1），邊中跨比采用0.47，主梁為鋼混組合梁。

1.1 結(jié)構(gòu)體系

甬江特大橋采用五跨連續(xù)半漂浮體系，空間密索型布置。索塔處設(shè)置一對(duì)豎向支座，縱向中跨側(cè)設(shè)置粘滯阻尼器，粘滯阻尼器對(duì)脈動(dòng)風(fēng)、剎車(chē)和地震引起的動(dòng)荷載具有阻尼耗能作用，而對(duì)溫度和汽車(chē)引起的緩慢位移無(wú)約束，橫向設(shè)置抗風(fēng)支座，用于抵抗風(fēng)荷載及地震荷載作用下的主梁橫向變位。輔助墩和邊墩頂均設(shè)置豎向支座一對(duì)。輔助墩和邊墩頂除設(shè)置豎向支座外，橫向設(shè)置限位擋塊[1-3]。

1.2 主梁

主梁采用鋼梁與混凝土橋面板疊合梁，二者通過(guò)剪力釘相結(jié)合。鋼梁部分由縱梁、橫梁及小縱梁共同組成鋼梁格體系，其中：縱梁每12.0 m一個(gè)節(jié)段（錨跨為9.3 m），每間隔4.0 m設(shè)置一道橫梁（錨跨為3.1 m），每?jī)傻罊M梁之間設(shè)置一道小縱梁。橋面板采用分塊預(yù)制、現(xiàn)澆濕接縫連接的方式，其中橫向分為兩塊預(yù)制板，共三道縱向現(xiàn)澆縫。

1.3 索塔及基礎(chǔ)

索塔采用雙鉆石形聯(lián)塔形式，由上、下塔柱和橫梁、塔座以組成，其中上塔柱為錨索區(qū)塔柱，上、下塔柱在橫梁處合并為一體（見(jiàn)圖2）。橋塔總高度為141.5 m。橋塔順橋向塔柱寬度由塔頂7.0 m直線(xiàn)變化到塔底10.0 m。橫橋向塔頂寬9.0 m，上塔柱除左右幅兩塔聯(lián)結(jié)及上部二柱交會(huì)處，余均各寬4.0 m。下塔柱橫向?qū)挾扔?.0 m直線(xiàn)變化至塔底的6.0 m。塔柱采用箱形斷面，塔頂為7.0 m×9.0 m雙箱形斷面，上塔柱單柱為7.0 m×4.0 m～9.437 m×4.0 m單箱形斷面，設(shè)環(huán)向預(yù)應(yīng)力鋼束平衡斜拉索在塔壁內(nèi)產(chǎn)生的混凝土拉應(yīng)力。

索塔基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁基礎(chǔ)，承臺(tái)呈矩形，承臺(tái)厚6 m，頂面高程2.0 m。鉆孔灌注樁直徑2.2 m，間距5.8 m，樁基按摩擦樁設(shè)計(jì)。

1.4 輔助墩、過(guò)渡墩及基礎(chǔ)

輔助墩和過(guò)渡墩的形式與索塔及全橋景觀(guān)協(xié)調(diào)一致，選擇矩形雙柱V形墩。實(shí)心墩柱截面尺寸為3.0 m×3.0 m～3.0 m×3.5 m。輔助墩與過(guò)渡墩采用分離基礎(chǔ)，墩身橫向分開(kāi)設(shè)置。輔助墩與過(guò)渡墩承臺(tái)、墩身均采用C35混凝土。

圖1 橋型布置（單位：m）

圖2 雙磚石形橋塔構(gòu)造（單位：cm）

1.5 場(chǎng)地條件

根據(jù)《甬江特大橋設(shè)計(jì)地震動(dòng)參數(shù)專(zhuān)題研究報(bào)告》工程場(chǎng)地基本烈度為Ⅶ度。100 a 10%超越概率的工程場(chǎng)地水平加速度峰值為0.131g，100 a 3%超越概率對(duì)應(yīng)水平加速度峰值為0.153g，豎向加速度取水平向的1/2，選取的場(chǎng)地水平加速時(shí)程曲線(xiàn)見(jiàn)圖3、圖4。

圖3 工程場(chǎng)地水平加速度時(shí)程曲線(xiàn)（5%阻尼比，100 a超越概率10%）

圖4 工程場(chǎng)地水平加速度時(shí)程曲線(xiàn)（5%阻尼比，100 a超越概率3%）

2 動(dòng)力計(jì)算模型建立及動(dòng)力特性分析

2.1 動(dòng)力計(jì)算圖式

為準(zhǔn)確求解該橋的動(dòng)力特性，需建立空間三維模型，對(duì)實(shí)際結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬，盡可能使模型中的剛度、質(zhì)量及邊界條件與實(shí)際相符。采用SAP2000 Nonlinear有限元程序，應(yīng)用三維有限元模型分別建立非線(xiàn)性動(dòng)力計(jì)算模型進(jìn)行抗震性能分析，把主塔、主梁、橫隔梁、橋墩等均離散為空間梁?jiǎn)卧?，斜拉索用空間桁架單元模擬，并考慮拉索垂度效應(yīng)以及恒載下初始幾何剛度影響，建立”魚(yú)骨式”分析模型（見(jiàn)圖5）。邊界條件模擬為：主塔及橋墩底采用空間彈性約束，主塔與主梁間采用橫橋向主從約束，橋墩與主梁間為豎向及橫橋向約束[4-6]。

圖5 全橋計(jì)算模型

2.2 動(dòng)力特性分析

斜拉橋的動(dòng)力特性分析是研究斜拉橋動(dòng)力行為的基礎(chǔ)，其自振特性決定其動(dòng)力反應(yīng)的特性，對(duì)漂浮體系斜拉橋，縱漂振型常是最低的振型，并對(duì)橋梁的縱向地震反應(yīng)的占主要貢獻(xiàn)；一階豎彎振型對(duì)橋梁的地震響應(yīng)和抗風(fēng)穩(wěn)定性有較大的影響；一階側(cè)彎振型對(duì)橫行風(fēng)荷載作用及橫向地震反應(yīng)的影響較大；一階扭轉(zhuǎn)振型在橋梁的顫振中占主要成分，是影響橋梁空氣穩(wěn)定性的主要因素；因此前幾階振型對(duì)斜拉橋結(jié)構(gòu)的抗震性能具有重要意義。由于大跨度斜拉橋柔度比較大，所以振動(dòng)周期長(zhǎng)，固有頻率比較低。表1列出了結(jié)構(gòu)的前8自振頻率及振型特點(diǎn)，可以看出橋梁的前8階振動(dòng)頻率都在0.1～0.4 Hz之間，并且模態(tài)分布比較密集，結(jié)構(gòu)多會(huì)出現(xiàn)耦合振動(dòng)，如主梁縱漂與豎彎的耦合振動(dòng)、主梁豎彎和扭轉(zhuǎn)的耦合振動(dòng)等。

表1 結(jié)構(gòu)自振頻率及相應(yīng)振型對(duì)比

3 地震反應(yīng)分析結(jié)果比較

針對(duì)非線(xiàn)性有限元模型，分別在100 a 10%（即P1概率）和100 a 3%（即P2概率）兩種超越概率下進(jìn)行時(shí)程反應(yīng)分析，非線(xiàn)性因素考慮兩種情況：第一種僅考慮縱向滑動(dòng)支座摩擦力，其中動(dòng)摩擦系數(shù)取0.02；第二種為同時(shí)考慮塔梁縱向粘滯阻尼器和縱向滑動(dòng)支座摩擦力，其中阻尼器選用參數(shù)：阻尼常數(shù)C=2 000，阻尼指數(shù)ξ=0.2，阻尼器布置為每幅橋塔梁連接處設(shè)兩個(gè)阻尼器，全橋共計(jì)8個(gè)，其它縱向滑動(dòng)支座動(dòng)摩擦系數(shù)取0.02。

表2中列出了各工況下的塔頂及跨中主梁的位移反應(yīng)峰值?？梢钥闯觯诳v向地震波輸入作用下，索塔和主梁的縱向位移反應(yīng)比較明顯，體現(xiàn)了第一階縱漂振型對(duì)地震反應(yīng)的貢獻(xiàn)比較大。在僅考慮滑動(dòng)支座摩擦力因素下，P1概率對(duì)應(yīng)的塔頂縱向位移峰值為0.4 m,主梁縱向位移峰值為0.361 m,二者數(shù)值比較接近，塔頂位移略大；而在P2概率下塔頂縱向位移峰值增大至0.72 m,主梁縱向位移峰值為0.708 m；塔梁間增設(shè)縱向粘滯阻尼器連接后，塔頂及主梁縱向位移均大幅降低，但主梁豎向位移變化不大，說(shuō)明該粘滯阻尼器具有顯著的耗能效果，但具有顯著的方向性，即約束縱向變位，對(duì)其他方向變位基本無(wú)影響。

表2 縱向地震波輸入下索塔及主梁位移峰值

表3為地震反應(yīng)下索塔關(guān)鍵截面及輔助墩、過(guò)渡墩墩底處的內(nèi)力結(jié)果,從表中可以看出，不同于常規(guī)橋塔，聯(lián)塔分幅斜拉橋橋塔X連接(橫梁)處截面也是受力控制截面，主要受雙主梁反向縱飄振型產(chǎn)生的慣性力影響。當(dāng)塔梁間增設(shè)縱向粘滯阻尼器連接后，P1概率下的索塔X連接 (橫梁)處縱向彎矩由585 747 kN·m降低至310 691 kN·m，塔柱底截面縱向彎矩由601 157 kN·m降低至287 710 kN·m，折減率約50%；P2概率下的主塔X連接(橫梁)處縱向彎矩由917 563 kN·m降低至605 954 kN·m，塔柱底截面縱向彎矩由927 727 kN·m降低至552 788 kN·m，折減率約30%；而兩種概率水準(zhǔn)下，輔助墩、過(guò)渡墩墩底縱向彎矩雖有所降低，但變化較小，可以推斷出塔梁間的縱向粘滯阻尼對(duì)遠(yuǎn)端的輔助墩及過(guò)渡墩影響較小。

表3 索塔及輔助墩、過(guò)渡墩控制截面的內(nèi)力組合

表4為索塔及輔助墩及過(guò)渡墩樁基的最不利內(nèi)力結(jié)果，從表中可以看出，塔梁間增設(shè)縱向粘滯阻尼器連接后，索塔基礎(chǔ)單樁最不利內(nèi)力顯著降低，而輔助墩及過(guò)渡墩基礎(chǔ)變化不大，所反映出的規(guī)律與表3相似。

表4 最不利單樁頂內(nèi)力

總體來(lái)看，安裝粘滯阻尼器對(duì)索塔、主梁的振動(dòng)起到較好的抑振作用，其一方面起到耗能阻尼作用，另一方面改變了索塔與主梁之間的能量傳遞體系，原主梁縱向振動(dòng)約束力主要由拉索體系提供，并由拉索反向施加于索塔上塔柱錨固區(qū)，增設(shè)粘滯阻尼器后，由于阻尼力的作用，一方面使主梁水平振動(dòng)能量發(fā)生衰減，降低了主梁水平位移峰值，另一方面阻尼力反作用至索塔下橫梁處，改變了索塔承擔(dān)的水平振動(dòng)力的位置與大小，也顯著改善了索塔塔柱及基礎(chǔ)受力。

4 抗震設(shè)防水準(zhǔn)及性能驗(yàn)算

橋梁抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)是減輕橋梁工程的地震破壞，減少經(jīng)濟(jì)損失，既要使震前用于抗震設(shè)防的經(jīng)濟(jì)投入不超過(guò)當(dāng)前經(jīng)濟(jì)能力，又要使地震中經(jīng)過(guò)抗震設(shè)計(jì)的橋梁破壞程度在可承受范圍內(nèi)。根據(jù)結(jié)構(gòu)的重要性以及地震破壞后橋梁結(jié)構(gòu)的修復(fù)（搶修）的難易程度，建議采用表5的設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行抗震性能驗(yàn)算。

表5 本橋抗震設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)

構(gòu)件的初始屈服彎矩為截面最外層鋼筋首次屈服（考慮相應(yīng)軸力）時(shí)對(duì)應(yīng)的彎矩，而等效屈服彎矩為根據(jù)截面M－φ分析（考慮相應(yīng)軸力），把截面M－φ曲線(xiàn)等效為雙線(xiàn)性所得到得等效屈服彎矩。樁基控制截面驗(yàn)算采用纖維單元，根據(jù)在恒載和地震作用下的軸力組合進(jìn)行了M－φ分析，得出各控制截面的初始屈服彎矩及等效屈服彎矩，見(jiàn)表6，可作為檢驗(yàn)樁基截面配筋的重要依據(jù)；經(jīng)驗(yàn)算，與其他主要荷載組合工況相比，樁基截面配筋設(shè)計(jì)受地震荷載工況控制。

表6 主塔及過(guò)渡墩、輔助墩樁基截面驗(yàn)算（100 a 3%）

5 結(jié)論

（1）甬江特大橋作為全飄浮體系聯(lián)塔分幅斜拉橋，具有固有頻率比較低，模態(tài)分布比較密集的特點(diǎn)，尤其縱飄振型對(duì)橋梁的縱向地震反應(yīng)起主要貢獻(xiàn)。不同于常規(guī)橋塔，聯(lián)塔分幅斜拉橋橋塔X連接（橫梁）處截面也是受力控制截面，主要受雙主梁反向縱飄振型產(chǎn)生的慣性力影響。

（2）塔梁間增設(shè)粘滯阻尼器連接后，塔頂及主梁縱向位移均大幅降低，但主梁豎向位移變化不大，該粘滯阻尼器耗能減震具有顯著的方向性，即主要影響縱向變位，對(duì)其它方向基本無(wú)影響。

（3）塔梁間增設(shè)粘滯阻尼器連接后，索塔塔柱各關(guān)鍵截面及基礎(chǔ)受力也有顯著改善，說(shuō)明粘滯阻尼器對(duì)索塔、主梁的振動(dòng)均起到較好的抑振作用，但對(duì)遠(yuǎn)端的輔助墩及過(guò)渡墩及樁基影響較小。

（4）在常遇地震設(shè)防水準(zhǔn)下，聯(lián)塔分幅斜拉橋主要構(gòu)件均在彈性范圍內(nèi)工作，在罕遇地震設(shè)防水準(zhǔn)下，索塔、輔助墩及過(guò)渡墩柱及基礎(chǔ)可以出現(xiàn)裂縫，但不影響使用。綜合使全橋的抗震性能目標(biāo)在經(jīng)濟(jì)與安全之間得到較好平衡。