江 輝，宋光松，郭 輝，曾 聰，盧文良，劉展鑠，周勇政，何友娣

（1.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司，北京 100081；2.高速鐵路軌道技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；3.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；4.交通運(yùn)輸部規(guī)劃研究院，北京 100028；5.中國(guó)鐵路經(jīng)濟(jì)規(guī)劃研究院有限公司，北京 100038；6.中鐵大橋勘測(cè)設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430056）

懸索橋具有跨越能力強(qiáng)、受力明確、布局合理等優(yōu)點(diǎn)，已逐漸成為特大跨橋梁的主力橋型之一［1］。大跨度懸索橋?qū)儆谌嵝越Y(jié)構(gòu)體系，自振周期長(zhǎng)，行波效應(yīng)、局部場(chǎng)地效應(yīng)等會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能產(chǎn)生影響，不同專家學(xué)者對(duì)此開(kāi)展了系列研究。Adanur 等［2?4］以著名的土耳其博斯普魯斯海峽懸索橋?yàn)閷?duì)象，研究發(fā)現(xiàn)，相較于行波效應(yīng)和相干效應(yīng)，局部場(chǎng)地效應(yīng)的影響最為顯著。Rassem 等［5］以英國(guó)亨伯爾橋?yàn)閷?duì)象，指出場(chǎng)地土層類型、地形以及橋梁支承點(diǎn)位置對(duì)大跨懸索橋的地震響應(yīng)均有影響。張超等［6］以某3 塔自錨式懸索橋?yàn)閷?duì)象，討論了局部場(chǎng)地效應(yīng)的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)場(chǎng)地條件突變處橋梁構(gòu)件的受力變化較大。張彬等［7］指出，場(chǎng)地效應(yīng)對(duì)懸索橋的跨中位移和彎矩存在一定影響，不同的場(chǎng)地條件對(duì)橋梁同一位置的破壞程度不同。

除懸索橋外，馬凱等［8］對(duì)某主跨420 m 的斜拉橋進(jìn)行易損性分析，發(fā)現(xiàn)相鄰場(chǎng)地類型差異越大，沿地震波傳播方向場(chǎng)地類型由軟變硬時(shí)，橋梁損傷概率越大。王篤國(guó)等［9］發(fā)現(xiàn)地震波斜入射角、局部地形不規(guī)則程度對(duì)大跨連續(xù)剛構(gòu)橋響應(yīng)的放大效應(yīng)有所不同，入射角度越大，地形變化越劇烈，放大效應(yīng)越明顯。Yu等［10］以沉管隧道為對(duì)象開(kāi)展了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)非一致激勵(lì)會(huì)使結(jié)構(gòu)響應(yīng)增大；而王國(guó)波［11］則指出，非一致激勵(lì)下某地鐵隧道結(jié)構(gòu)響應(yīng)整體小于一致激勵(lì)。可以看出，考慮地形效應(yīng)的非一致激勵(lì)對(duì)大跨度橋梁及其他線狀結(jié)構(gòu)的影響十分復(fù)雜，受結(jié)構(gòu)物、地形、震源特性以及入射波性質(zhì)等多重因素影響。

為降低大跨度懸索橋的地震響應(yīng)，相關(guān)學(xué)者對(duì)其減震設(shè)計(jì)也進(jìn)行了研究。在減震型阻尼器方面，Vader 等［12］對(duì)比分析了摩擦阻尼器和液體黏滯阻尼器對(duì)美國(guó)舊金山?奧克蘭海灣大橋的減震效果，發(fā)現(xiàn)黏滯阻尼器對(duì)降低主塔橫向地震響應(yīng)更為有效，而摩擦型阻尼器對(duì)降低主塔縱向地震響應(yīng)更有效。Zheng 等［13］以某單塔懸索橋?yàn)閷?duì)象，發(fā)現(xiàn)非線性黏滯阻尼器能有效控制大跨度懸索橋主梁縱向位移。張玉平等［14］指出，軟鋼阻尼器可有效減小泰州長(zhǎng)江大橋塔梁相對(duì)位移，但會(huì)引起主塔底內(nèi)力的增大。在懸索橋的中央扣方面，陶齊宇等［15］和Guo 等［16］以瀘定大渡河興康公路特大橋?yàn)閷?duì)象，對(duì)比了無(wú)中央扣、剛性中央扣、柔性中央扣和耗能型中央扣的減震效果，發(fā)現(xiàn)耗能型中央扣可明顯改善橋塔的抗震性能。此外，Wang 等［17］和鄭文智等［18］研究了彈性索對(duì)泰州長(zhǎng)江大橋的減震效果，結(jié)果表明，彈性索可較好地控制塔梁相對(duì)位移，但會(huì)增大主塔塔底剪力與彎矩。

通過(guò)文獻(xiàn)梳理可發(fā)現(xiàn)，局部場(chǎng)地效應(yīng)對(duì)懸索橋抗震性能影響顯著，響應(yīng)規(guī)律受地形、震源特征等因素影響，但地形效應(yīng)對(duì)跨“V”形峽谷特大懸索橋的影響規(guī)律還有待研究。當(dāng)前大跨度懸索橋減震設(shè)計(jì)研究主要以公路橋梁為對(duì)象，鐵路懸索橋結(jié)構(gòu)自重更大，行車要求更嚴(yán)格，對(duì)橋梁的橫向剛度及抗震性能提出了更高要求［19］，針對(duì)此類橋梁的減震技術(shù)研究亟待開(kāi)展。

本文以某大跨度鐵路懸索橋?yàn)閷?duì)象，進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程計(jì)算，分析高烈度區(qū)跨“V”形峽谷大跨鐵路懸索橋的地震響應(yīng)特性，明確抗震設(shè)計(jì)薄弱環(huán)節(jié)，并研究耗能型中央扣、黏滯阻尼器等減震措施的減震效果和參數(shù)影響規(guī)律，提出適用于此類型橋梁的減震方案。

1 工程概況

某大跨度鐵路懸索橋的橋位處為典型的高山峽谷“V”形地貌，橋址周圍分布有多個(gè)強(qiáng)地震帶，場(chǎng)區(qū)地震基本烈度為Ⅷ度，Ⅱ類場(chǎng)地，基本地震動(dòng)峰值加速度為0.30g，反應(yīng)譜特征周期為0.6 s。該橋采用設(shè)計(jì)地震（中震）、罕遇地震（大震）兩水準(zhǔn)抗震設(shè)防，設(shè)計(jì)地震重現(xiàn)期為475年，罕遇地震重現(xiàn)期為2 475年；總體設(shè)防目標(biāo)是“中震不壞、大震可修”。

該橋橋式方案為跨度組合90+1 060+130 m的鋼桁梁雙線鐵路懸索橋。上承式鋼桁梁，桁高12 m，桁寬30 m；主纜由217股索股組成，每根索股由91 絲直徑5.68 mm、抗拉強(qiáng)度2.1 GPa 的鋅-鋁合金鍍層高強(qiáng)鋼絲組成；吊桿采用標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度1.77 GPa 的高強(qiáng)鋼絲制成；主纜與鋼桁梁在跨中位置處通過(guò)柔性中央扣連接，其材料與吊桿一致；鋼筋混凝土主塔塔柱、橫梁采用C55混凝土，塔座采用C50 混凝土，東側(cè)主塔高262.8 m（以下簡(jiǎn)稱“東塔”），西側(cè)主塔高145.8 m（以下簡(jiǎn)稱“西塔”），2 個(gè)主塔均采用群樁基礎(chǔ)；東、西塔均設(shè)置豎向支座2 個(gè)、橫向抗風(fēng)支座4 個(gè)，兩岸橋臺(tái)均設(shè)置豎向支座和橫向抗風(fēng)支座各2 個(gè)；兩岸錨碇均采用隧道錨。全橋立面布置如圖1所示。

圖1 某大跨度鐵路懸索橋立面布置示意圖（單位：m）

2 橋梁建模

采用Midas Civil 建立該橋的空間動(dòng)力計(jì)算模型，如圖2所示。主纜和吊桿采用空間索單元模擬；主塔和主梁采用空間梁?jiǎn)卧M；塔梁、臺(tái)梁連接處設(shè)置豎向和橫向約束模擬豎向支座和橫向抗風(fēng)支座；主塔承臺(tái)底部通過(guò)6 彈簧模型考慮土-結(jié)相互作用；主纜2側(cè)端部固結(jié)以模擬隧道錨的約束作用。

圖2 橋梁空間動(dòng)力有限元模型

3 橋梁動(dòng)力特性

對(duì)該橋的自振特性進(jìn)行計(jì)算分析，其前10 階周期和振型見(jiàn)表1。為驗(yàn)證所建立模型的可靠性，調(diào)研總結(jié)了我國(guó)部分代表性大跨度懸索橋的周期及振型，結(jié)果見(jiàn)表2（限于篇幅，文中只列舉了第1階周期及振型）。由表2可發(fā)現(xiàn)，各懸索橋的第1階自振周期隨跨徑增大而相應(yīng)增大，由于鐵路橋梁剛度更大，以保證列車的運(yùn)行安全性和乘坐舒適性，相近跨徑下鐵路或公鐵兩用懸索橋的周期更小；各橋的第1 階振型以主梁橫彎為主。該橋主跨1 060 m，1 階周期10.22 s，主振型為主梁對(duì)稱橫彎，與既有各橋總體特征相一致。

表1 橋梁前10階自振周期及振型

表2 我國(guó)已建、在建大跨度懸索橋第1階周期及振型

4 一致激勵(lì)、非一致激勵(lì)地震下跨“V”形峽谷懸索橋地震響應(yīng)

4.1 地震動(dòng)

本文輸入的設(shè)計(jì)、罕遇非一致和一致激勵(lì)地震動(dòng)源于中國(guó)地震局地殼應(yīng)力研究所針對(duì)該橋給出的《橋梁場(chǎng)地地震動(dòng)參數(shù)地形影響研究報(bào)告》（簡(jiǎn)稱《地震動(dòng)影響報(bào)告》）。其中非一致地震動(dòng)充分考慮了該橋所處的“V”形峽谷的特殊地形，分別選取A（左岸錨碇）、B（左岸橋臺(tái)）、C（左岸主塔樁基）、D（右岸主塔樁基）、E（右岸橋臺(tái)）和F（右岸錨碇）作為多點(diǎn)激勵(lì)輸入點(diǎn)，如圖3所示。

圖3 橋址“V”形峽谷地形有限元分析模型

由于該橋位于近斷層高烈度區(qū)域，豎向地震動(dòng)峰值取水平向峰值的1.0倍。限于篇幅，此處只列舉了一致激勵(lì)設(shè)計(jì)地震動(dòng)和罕遇地震動(dòng)加速度時(shí)程，如圖4所示。

圖4 一致激勵(lì)加速度時(shí)程

4.2 地震響應(yīng)

基于《地震動(dòng)影響報(bào)告》給出的地表加速度時(shí)程，分別輸入縱向+豎向、橫向+豎向的設(shè)計(jì)和罕遇地震動(dòng)進(jìn)行動(dòng)力計(jì)算，對(duì)比分析一致激勵(lì)和考慮峽谷地形效應(yīng)的非一致激勵(lì)地震動(dòng)作用下橋梁初始方案（未布置減震措施）的地震響應(yīng)及抗震性能。

為評(píng)定主塔抗彎性能，采用X-TRACT 軟件對(duì)其關(guān)鍵截面進(jìn)行配筋，并開(kāi)展彎矩-曲率分析，得到各截面處首次屈服彎矩、等效屈服彎矩的響應(yīng)值。參照本橋抗震設(shè)防要求，設(shè)計(jì)地震作用下，主塔彎矩不得超出首次屈服彎矩，罕遇地震下不得超出等效屈服彎矩。圖5給出了西塔塔底截面的配筋示意圖，圖6為彎矩-曲率曲線及其等效雙折線。

圖5 西塔塔底截面配筋示意圖

圖6 西塔塔底截面的彎矩-曲率關(guān)系

圖7為不同地震動(dòng)作用下主塔關(guān)鍵截面的響應(yīng)對(duì)比。圖中：W1，W2，EH1，EH2，ES1 和ES2分別代表西塔塔底和變厚處截面、東高塔塔底和變厚處截面以及東矮塔塔底和變厚處截面；DE 和HE 分別代表設(shè)計(jì)地震和罕遇地震。由圖7可見(jiàn)：非一致激勵(lì)地震作用下，主塔關(guān)鍵截面響應(yīng)值較一致激勵(lì)有所降低；設(shè)計(jì)地震作用下，東塔彎矩、剪力峰值較一致激勵(lì)分別降低了45.09%和34.64%，西塔則分別降低了40.30%和45.66%；罕遇地震下，東塔彎矩、剪力峰值較一致激勵(lì)分別降低了37.24%和35.55%，西塔則分別降低了32.84%和34.18%；一致激勵(lì)設(shè)計(jì)、罕遇地震作用下，東塔變厚處截面縱向彎矩分別超出其首次屈服彎矩、等效屈服彎矩，不滿足橋梁抗震設(shè)防要求。

圖7 不同地震作用下主塔關(guān)鍵截面彎矩、剪力對(duì)比

同時(shí)，對(duì)不同地震動(dòng)作用下主纜、吊桿、柔性和中央扣的應(yīng)力以及縱向梁端位移響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果見(jiàn)表3和表4。由表3和表4可知：非一致激勵(lì)設(shè)計(jì)地震作用下，上述指標(biāo)峰值較一致激勵(lì)分別降低了5.84%，11.09%，29.27%和38.41%，罕遇地震下則分別降低了21.56%，27.88%，38.18%和37.91%，不同指標(biāo)響應(yīng)的差別較為顯著。

表3 不同地震作用下主纜、吊桿和中央扣的峰值應(yīng)力

表4 不同地震作用下縱向梁端峰值位移

以上結(jié)果對(duì)比表明：考慮峽谷地形效應(yīng)的非一致激勵(lì)地震動(dòng)作用下，橋梁主要構(gòu)件的響應(yīng)較一致激勵(lì)有所降低；非一致激勵(lì)罕遇地震作用下，縱向柔性中央扣應(yīng)力和梁端位移峰值響應(yīng)分別為6.01 GPa 和1 274 mm，超出其限值1.77 GPa 和1 000 mm 的239.55%和27.40%，因此，需針對(duì)上述超限情況進(jìn)行減震研究。

5 大跨度鐵路懸索橋減震

5.1 懸索橋常用減震與限位措施

目前應(yīng)用于懸索橋的減震或限位裝置主要有各類阻尼器、耗能型中央扣及彈性索。表5總結(jié)了大跨度懸索橋可用的減震措施及原理、特點(diǎn)及工程實(shí)例。阻尼器（黏滯阻尼器、鋼阻尼器和磁流變阻尼器等）均可耗散地震能量并限制主梁位移，但鋼阻尼器會(huì)引起主塔的附加內(nèi)力［14］；磁流變阻尼器目前多用于斜拉索或高層建筑，懸索橋中尚未應(yīng)用，這是因?yàn)檫m用于懸索橋的磁流變阻尼器通常體積巨、成本昂貴且控制算法復(fù)雜。相較于傳統(tǒng)的柔性或剛性中央扣，耗能型中央扣可顯著降低主梁縱向位移，其減震效果更好［16］。彈性索可有效限制懸索橋主梁的縱向位移，但其在地震作用下無(wú)耗能能力，且會(huì)導(dǎo)致主塔內(nèi)力增大。因此，本文重點(diǎn)討論耗能型中央扣和黏滯阻尼器用于大跨度鐵路懸索橋減震時(shí)的減震效果，以及其主要參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響規(guī)律。

表5 大跨度懸索橋常用減震措施的原理、特點(diǎn)及工程實(shí)例

5.2 耗能型中央扣減震效果

由前文可知，布置2 對(duì)柔性中央扣時(shí)，其拉應(yīng)力遠(yuǎn)超限值。本節(jié)擬采用基于防屈曲支撐制成的耗能型中央扣替換柔性中央扣［15?16］，并檢驗(yàn)其抑制主梁縱向位移的減震效果。耗能型中央扣一般由核心構(gòu)件、外部約束構(gòu)件和雙耳叉等組成，如圖8所示。核心構(gòu)件通常采用低屈服點(diǎn)鋼作為耗能構(gòu)件。在日常使用或發(fā)生小震時(shí)，其作為普通構(gòu)件發(fā)揮支撐作用；發(fā)生大震時(shí)，鋼材產(chǎn)生塑形變形從而達(dá)到耗能目的。其滯回曲線如圖9所示。圖中：k為彈性剛度；Fy為屈服強(qiáng)度；Fmax為極限承載力（屈服強(qiáng)度的1.5倍）；dmax為極限位移。

圖8 耗能型中央扣構(gòu)造示意圖

圖9 耗能型中央扣滯回曲線

前文計(jì)算結(jié)果表明，非一致激勵(lì)地震動(dòng)作用下，該橋初始方案的超限指標(biāo)是罕遇地震下縱橋向主梁梁端位移與中央扣應(yīng)力。結(jié)合深“V”峽谷地形區(qū)橋梁地震輸入的原則要求，選取縱向+豎向非一致激勵(lì)罕遇地震動(dòng)為輸入，進(jìn)行縱橋向減震研究。討論耗能型中央扣對(duì)數(shù)（2，3和4對(duì)）及其屈服強(qiáng)度（7，8，9 和10 MN）對(duì)橋梁地震響應(yīng)的影響規(guī)律，共設(shè)置12個(gè)工況。

圖10為不同屈服強(qiáng)度下中央扣內(nèi)力。由圖10可看出：中央扣對(duì)數(shù)一定時(shí)，其內(nèi)力隨屈服強(qiáng)度的增大逐漸增大；當(dāng)屈服強(qiáng)度一定時(shí)，其內(nèi)力隨布置中央扣對(duì)數(shù)的增多而降低。

圖10 不同屈服強(qiáng)度下中央扣內(nèi)力

圖11為不同屈服強(qiáng)度下4 對(duì)中央扣的滯回曲線。由圖11可看出：隨屈服強(qiáng)度的增大，中央扣峰值位移逐漸降低，峰值內(nèi)力相應(yīng)提高；各滯回曲線均未出現(xiàn)捏攏、滑移及非對(duì)稱干癟現(xiàn)象，形狀飽滿，規(guī)律性明顯，說(shuō)明所采用的中央扣具有可靠穩(wěn)定的耗能。

圖11 不同屈服強(qiáng)度下4對(duì)中央扣滯回曲線

圖12給出了不同屈服強(qiáng)度下的縱向梁端位移。由圖12可見(jiàn)：布置2 對(duì)中央扣時(shí)，由于中央扣發(fā)生充分的塑形變形耗能后破壞，能量耗散隨屈服強(qiáng)度的增大逐漸增多，梁端位移呈現(xiàn)下降趨勢(shì)；布置4 對(duì)中央扣時(shí)，由于中央扣耗能隨屈服強(qiáng)度的增大而逐漸減小，導(dǎo)致梁端位移隨屈服強(qiáng)度的增大而逐漸增大；而布置3 對(duì)中央扣時(shí)，隨屈服強(qiáng)度的增大，東側(cè)梁端位移逐漸增大，西側(cè)梁端位移的變化并不顯著；當(dāng)采用耗能型中央扣時(shí)，東、西側(cè)梁端位移最小峰值分別為570 和647 mm，小于位移限值（1 m），較布置柔性中央扣時(shí)分別降低49.78%和49.22%。

圖12 不同屈服強(qiáng)度下梁端位移

上述規(guī)律與文獻(xiàn)［15?16］的研究結(jié)論相吻合。因此，耗能型中央扣可有效控制高烈度區(qū)大跨度懸索橋的縱向梁端位移，對(duì)鐵路懸索橋也有較好的適用性。

表6為不同屈服強(qiáng)度下主塔各關(guān)鍵截面彎矩、剪力的峰值響應(yīng)。由表6可知：設(shè)置耗能型中央扣雖可降低東塔的內(nèi)力響應(yīng)，但同時(shí)會(huì)造成西塔彎矩、剪力的增大，最大增幅分別為8.11%和2.78%。

表6 不同屈服強(qiáng)度下主塔彎矩、剪力峰值響應(yīng)

5.3 黏滯阻尼器減震效果

黏滯阻尼器是利用活塞前后壓力差使油流過(guò)節(jié)流孔產(chǎn)生阻尼力的一種減震裝置，其力學(xué)原理式為

式中：F為阻尼力；Cd為阻尼系數(shù)；v為阻尼速度；α為阻尼指數(shù)。

力學(xué)原理通?？刹捎肕axwell模型模擬，該模型由1 個(gè)阻尼器單元和1 個(gè)彈簧單元串聯(lián)構(gòu)成，如圖13所示。

圖13 Maxwell模型示意圖

力-位移關(guān)系式為

式中：dd為阻尼器位移；db為彈簧位移；v0為參考速度；Kb為彈簧剛度；sign(·)為符號(hào)函數(shù)。

分別在東、西塔的塔梁連接處布置1 個(gè)黏滯阻尼器，分析阻尼系數(shù)Cd、阻尼指數(shù)α對(duì)結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)及減震效果的影響規(guī)律。

圖14給出了不同阻尼參數(shù)下東塔處黏滯阻尼器的阻尼力和阻尼速度。

圖14 不同阻尼參數(shù)下黏滯阻尼器的阻尼力和阻尼速度

由圖14可看出：阻尼指數(shù)一定時(shí)，隨阻尼系數(shù)的增大，阻尼力逐漸增大，阻尼速度逐漸降低；阻尼系數(shù)一定時(shí)，隨阻尼指數(shù)的增大，阻尼力同樣不斷增大，阻尼速度不斷降低。

圖15給出了阻尼指數(shù)為0.1、不同阻尼系數(shù)時(shí)黏滯阻尼器的滯回曲線。滯回曲線整體呈對(duì)稱分布，形狀規(guī)則飽滿；同級(jí)位移下，阻尼系數(shù)越大，曲線包圍面積越大，耗能量越大。

圖15 α=0.1時(shí)不同阻尼系數(shù)時(shí)黏滯阻尼器的滯回曲線

圖16給出了阻尼系數(shù)為20 MN·m·s?1，不同阻尼指數(shù)時(shí)黏滯阻尼器的滯回曲線。由圖16可看出：阻尼指數(shù)為0.1 時(shí)，滯回曲線形狀近似于矩形，隨著阻尼指數(shù)的增大，形狀趨于橢圓形。

圖16 Cd=20 MN·m·s-1時(shí)不同阻尼指數(shù)時(shí)黏滯阻尼器的滯回曲線

圖17給出了不同阻尼參數(shù)下主梁縱向梁端位移。由圖17可看出：位移響應(yīng)隨阻尼系數(shù)的增大逐漸降低，隨阻尼指數(shù)的增大逐漸增大。由于黏滯阻尼器的消能減震作用，梁端縱向位移響應(yīng)較未布置阻尼器時(shí)大幅降低，東、西側(cè)梁端位移分別可控制在334和458 mm，下降率達(dá)70.55%和64.04%。

圖17 不同阻尼參數(shù)下主梁梁端位移

圖18給出了不同阻尼參數(shù)時(shí)主塔關(guān)鍵截面的彎矩。由圖18可見(jiàn)：阻尼指數(shù)一定，由于阻尼系數(shù)的增大，阻尼器的耗能增大會(huì)引起主塔內(nèi)力一定程度的降低，同時(shí)阻尼力的增大也可能導(dǎo)致截面彎矩的增加，因此二者的共同作用致使主塔彎矩整體隨阻尼系數(shù)的增大先降低而后略有增大，最大降幅為7.99%；阻尼系數(shù)一定時(shí)，西塔彎矩隨阻尼指數(shù)增大略有降低，東塔彎矩影響隨阻尼指數(shù)增大基本不變。

圖18 不同阻尼參數(shù)下主塔關(guān)鍵截面彎矩

圖19給出了不同阻尼參數(shù)時(shí)主塔的剪力。由圖19可見(jiàn)：主塔剪力隨阻尼系數(shù)的增大逐漸降低，隨阻尼指數(shù)的增大小幅度增大。

圖19 不同阻尼參數(shù)下主塔關(guān)鍵截面剪力

當(dāng)在橋塔處設(shè)置黏滯阻尼器時(shí)，在所設(shè)工況中東塔關(guān)鍵截面彎矩、剪力最小峰值較未設(shè)置阻尼器時(shí)分別降低了19.87%和14.20%，西塔則分別降低了10.99%和12.06%。

圖20給出了不同阻尼參數(shù)下柔性中央扣的應(yīng)力。由圖20可見(jiàn)：設(shè)置黏滯阻尼器可有效降低中央扣應(yīng)力，不同阻尼器參數(shù)下應(yīng)力最小峰值為2.217 GPa，較未布置阻尼器時(shí)下降63.11%，但仍然大于其材料極限強(qiáng)度1.77 GPa。

圖20 不同阻尼參數(shù)下柔性中央扣應(yīng)力

綜合以上分析可發(fā)現(xiàn)，黏滯阻尼器阻尼系數(shù)越大、阻尼指數(shù)越小，橋梁結(jié)構(gòu)整體抗震性能越好，這與文獻(xiàn)［20］規(guī)律一致。對(duì)于高烈度峽谷區(qū)大跨度鐵路懸索橋，橋塔處布置黏滯阻尼器可有效控制主塔內(nèi)力響應(yīng)及梁端位移。綜合考慮安全性和經(jīng)濟(jì)性，建議該橋采用阻尼系數(shù)為20 MN·m·s?1、阻尼指數(shù)為0.1的黏滯阻尼器。

5.4 耗能型中央扣+黏滯阻尼器減震效果

由上述可知，采用耗能型中央扣或在塔梁連接處設(shè)置黏滯阻尼器均可有效降低縱向梁端位移，但設(shè)置耗能型中央扣對(duì)主塔的減震效果并不明顯，設(shè)置黏滯阻尼器可降低主塔內(nèi)力響應(yīng)，但中央扣應(yīng)力超限，難以滿足橋梁的抗震設(shè)防要求，因此有必要進(jìn)行鐵路懸索橋的組合減震措施研究?；谇拔难芯?，以跨中布置4 對(duì)屈服強(qiáng)度9 MN 的耗能型中央扣和塔梁連接處各布置1 個(gè)阻尼系數(shù)為20 MN·m·s?1、阻尼指數(shù)為0.1 的黏滯阻尼器為減震方案。組合減震方案下的地震響應(yīng)峰值見(jiàn)表7。為了比較，表7中同時(shí)給出了橋梁初始方案的地震響應(yīng)峰值。

表7 2種方案下不同響應(yīng)峰值對(duì)比

由表7可見(jiàn)：組合減震方案下2 個(gè)主塔各截面彎矩、剪力峰值較初始方案最大分別降低24.01%和18.84%，梁端位移、主纜應(yīng)力和吊桿應(yīng)力則分別下降72.42%、7.14%和11.38%，耗能型中央扣峰值內(nèi)力為9.857 MN，未超出其極限承載力?！昂哪苄椭醒肟?黏滯阻尼器”的組合減震方案可有效降低主塔彎矩、主梁縱向位移等關(guān)鍵構(gòu)件的響應(yīng)，滿足全橋的抗震設(shè)防要求，對(duì)高烈度區(qū)大跨度鐵路懸索橋具有良好的減震效果和適用性。

6 結(jié) 論

（1）跨“V”形峽谷區(qū)大跨度鐵路懸索橋在非一致激勵(lì)地震動(dòng)作用下的主塔內(nèi)力、縱橋向梁端位移以及主纜和吊桿拉應(yīng)力等響應(yīng)值均較一致激勵(lì)下有所降低，但主塔變厚度處截面的彎矩響應(yīng)接近設(shè)計(jì)限值，縱橋向梁端位移、中央扣應(yīng)力超出限值。

（2）在主梁跨中布置基于防屈曲支撐的耗能型中央扣，可有效解決罕遇地震下柔性中央扣因應(yīng)力過(guò)大而破壞的問(wèn)題，并顯著降低縱向梁端位移，東、西側(cè)位移響應(yīng)較布置柔性中央扣時(shí)最大分別可降低49.78%和49.22%，但會(huì)增大西塔的內(nèi)力響應(yīng)。

（3）在塔梁連接處設(shè)置黏滯阻尼器，可有效控制主塔內(nèi)力響應(yīng)和縱向梁端位移，較未設(shè)置黏滯阻尼器，主塔彎矩、剪力及梁端位移最大降幅分別可達(dá)19.87%，14.20%和70.55%，但柔性中央扣仍因應(yīng)力過(guò)大而被破壞。

（4）“耗能型中央扣+黏滯阻尼器”方案可使主塔彎矩、主塔剪力、梁端位移、主纜應(yīng)力和吊桿應(yīng)力分別下降24.01%，18.84%，72.42%，7.14%和11.38%。組合減震方案可有效提升橋梁的整體抗震性能，有效控制結(jié)構(gòu)關(guān)鍵構(gòu)件的地震響應(yīng)，滿足該橋的抗震設(shè)防要求。