第３７卷第５期 ２ ０ １ ５年５月 铁 道 学 报 Ｖｏ１．３７ Ｎｏ．５ Ｍａｙ ２０１５ Ｊ０ＵＲＮＡＬ ０Ｆ ＴＨＥ ＣＨＩＮＡ ＲＡＩＬＷＡＹ Ｓ０ＣＩＥＴＹ 文章编号：１００卜８３６０（２０１５）０５—００９４—０７ 扣对大跨度悬索桥地震响应影响及机理研究 ．Ｓ ｔ Ｕ ｄ ｙ ０ 杨海洋， 钟铁毅， 夏 禾 ｎ （北京交通大学土木建筑工程学院，北京 １０００４４） Ｅ Ｐ■ ｔ 摘要：为研究不同形式扣对悬索桥地震响应影响规律及机理，本文结合某三跨铁路悬索桥，基于ＡＮＳＹＳ Ｃ ａ 有限元分析软件建立三维空间有限元分析模型，对比分析不同扣设置形式对桥梁自振特性的影响。通过非 线性时程分析，对在塔梁位置设置纵向黏滞液体阻尼器前后不同形式扣对悬索桥地震响应的影响规律进行 ｎ ｄ 研究。通过响应控制振型的研究，揭示扣对各响应产生不同影响的机理。研究结果表明：仅通过自振特性分 析不能直接得到准确的扣对桥梁地震响应影响规律｝不同扣设置形式下，主梁竖向位移及各项内力响应 均大幅增加，塔底弯矩、剪力有所减小，以刚性扣为最优；考虑阻尼器后，不同形式扣对大跨度悬索桥地 震响应的影响与无阻尼器情况基本一致，其原因是设置阻尼器并未改变桥梁各响应的控制振型。 关键词：扣；悬索桥；阻尼器；控制振型 中图分类号：Ｕ２４ 文献标志码：Ａ ｄｏｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１。０ｌ一８３６１．２０１５．０５．０１６ Ｍ ｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ Ｃｅｎｔｒａｌ Ｂｕｃｋｌｅ ｏｎ Ｓｅｉｓｍｉｃ Ｒｅｓｐｏｎｓｅｓ ｏｆ Ｌｏｎｇ Ｓｐａｎ Ｓｕｓｐｅｎｓｉｏｎ Ｂｒｉｄｇｅ ＹＡＮＧ Ｈａｉ—ｙａｎｇ。 ＺＨＯＮＧ Ｔｉｅ—ｙｉ。 ＸＩＡ Ｈｅ （Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｊｉａｏｔｏｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００４４） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｆｏｒｍｓ ｏｆ ｃｅｎｔｒａｌ ｂｕｃｋｌｅｓ ｏｎ ｓｅｉｓｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅｓ ｏｆ ｓｕｓｐｅｎｓｉｏｎ ｂｒｉｄｇｅｓ ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ，ｄｅｐｅｎｄｉｎｇ ｏｎ ａ ｔｈｒｅｅ—ｓｐａｎ ｒａｉｌｗａｙ ｓｕｓｐｅｎｓｉｏｎ ｂｒｉｄｇｅ，ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｔｈｅ ｔｈｒｅｅ—ｄｉ— ｍｅｎｓｉｏｎａ１ ｓｐａｃｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓ ｍｏｄｅｌ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｏｆｔｗａｒｅ ＡＮＳＹＳ。ｔｏ ｐｅｒｆｏｒｍ ｔｈｅ ＣＯＩｌ｝．一 ｐａｒａｔｉｖｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｆｏｒｍｓ ｏｆ ｃｅｎｔｒａｌ ｂｕｃｋｌｅｓ ｏｎ ｓｅｌｆ—ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ． Ｎｏｎ——ｌｉｎｅａｒ ｔｉｍｅ——ｈｉｓｔｏｒｙ ａｎａｌｙｓｉｓ ｗａｓ ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｆｏｒｍｓ ｏｆ ｃｅｎｔｒａｌ ｂｕｃｋｌｅｓ ｏｎ ｓｅｉｓ—— ｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｆｌｕｉｄ ｖｉｓｃｏｕｓ ｄａｍｐｅｒｓ ｗｅｒｅ ｉｎｓｔａｌｌｅｄ ａｔ ｔｈｅ ｔｏｗｅｒ ｂｅａｍｓ．Ｔｈｅ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｃｏｎｔｒｏｌ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｍｏｄｅ ｒｅｖｅａｌｅｄ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｆｏｒｍｓ ｏｆ ｃｅｎｔｒａｌ ｂｕｃｋｌｅｓ ｏｎ ｓｅｉｓｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅｓ．Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ：ｅｘａｃｔ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｃｅｎｔｒａｌ ｂｕｃｋｌｅ ｏｎ ｓｅｉｓｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｎ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ ｃａｎ ｎｏｔ ｂｅ ｄｅｒｉｖｅｄ ｄｉｒｅｃｔｌｙ ｔｈｒｏｕｇｈ ｓｅｌｆ－ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｂｅｈａｖｉｏｒ ａｎａｌｙｓｉｓ ａｌｏｎｅ．Ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｆｏｒｍｓ ｏｆ ｃｅｎｔｒａｌ ｂｕｃｋｌｅｓ，ｔｈｅ ｇｉｒｄｅｒ ｖｅｒｔｉｃａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ａｎｄ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｆｏｒｃｅ ｒｅｓｐｏｎｓｅｓ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｇｒｅａｔ— ｌｙ ｗｈｉｌｅ ｔｈｅ ｂｅｎｄｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ａｎｄ ｓｈｅａｒ ｆｏｒｃｅｓ ｉｎ ｔｈｅ ｂｏｔｔｏｍ ｏｆ ｔｈｅ ｔｏｗｅｒ ｄｅｃｒｅａｓｅｄ，ｗｉｔｈ ｒｉｇｉｄ ｃｅｎｔｒａｌ ｂｕｃｋｌｅ ｂｅｉｎｇ ｏｐｔｉｍａｌ ｉｎ ｔｈｉｓ ｒｅｓｅａｒｃｈ．Ｗｉｔｈ ｄａｍｐｅｒ ｂｅｉｎｇ ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ，ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｆｏｒｍｓ ｏｆ ｃｅｎｔｒａｌ ｂｕｃｋｌｅｓ ｏｎ ｔｈｅ ｓｅｉｓｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｌｏｎｇ ｓｐａｎ ｓｕｓｐｅｎｓｉｏｎ ｂｒｉｄｇｅ ｗｉｔｈ ａｎｄ ｗｉｔｈｏｕｔ ｄａｍｐｅｒｓ ｒｅｍａｉｎｓ ｔｈｅ ｓａｍｅ ａｓ ｔｈｅ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｍｅｎｔ ｏｆ ｄａｍｐｅｒｓ ｄｉｄ ｎｏｔ ｃｈａｎｇｅ ｔｈｅ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｃｏｎｔｒｏｌ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｍｏｄｅ ｏｆ ｔｈｅ ｂｒｉｄｇｅ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ｃｅｎｔｒａｌ ｂｕｃｋｌｅ；ｓｕｓｐｅｎｓｉｏｎ ｂｒｉｄｇｅ；ｆｌｕｉｄ ｖｉｓｃｏｕｓ ｄａｍｐｅｒ；ｃｏｎｔｒｏｌ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｍｏｄｅ 悬索桥是跨越能力最强的桥型，跨度大、周期长， 其主梁的纵向约束是抗震设计的一个重要议题。近些 收稿日期：２０１４—１１ ０３；修回日期：２０１５－０１—１７ 基金项目：铁道部科技研究开发计划（２０１０Ｇ００４一Ｉ）；国家重点研 究计划（９７３计划）（２Ｏ１３ｃＢ０３６２（）（］） 作者简介：杨海洋（１９９１－－），男，江西抚州人，博士研究生。 Ｅ－ｍａｉｌ：ｎｊｔｕｙｈｙ＠１６３．ｃｏｒｎ 年，主梁及主缆在跨中位置设置扣引起了人们的 重视＿】 ］，在实际工程中得到了应用，成为悬索桥的一 种发展趋势ｌ３］。徐勋、强士中［［ 朝］对四渡河悬索桥的 研究结果表明，扣提高了结构的反对称抗扭刚度 和了结构的纵漂特性，同时加强了加劲梁一主缆一 主塔的动力耦合作用；１对柔性扣的设置方式对 铁 道 学 报 第３７卷 型均频率增大，且表现为反对称竖弯形式，各种扣 设置方式均能显著增加主梁纵向刚度。其中，设置１ 对面积×１的柔性扣时纵漂频率增加最少，面积 ×３的刚性扣频率增加最大。设置３对面积×１ 的柔性扣时，主梁纵漂频率略大于设置１对面积 时，设置３对柔性扣对主梁的纵向约束优于仅设 置１对柔性扣，设置刚性扣对主梁纵向约束 优于柔性扣。（４）设置扣后，桥塔频率均有所 增加。扣不仅可加强主缆及主梁间的联系，有效 提高主梁纵向刚度，也可加强主缆、桥塔及主梁三者的 ｘ ３的柔性扣的情况。斜吊杆（杆件）总面积相同 耦合作用。 Ｈｚ 表１ 桥梁主要振型频率及对应阶数 振型特征 主梁一阶侧弯 主梁一阶竖弯 正对称 一无扣 牟 牟 。 ； 吴 主缆振动 阶ｒｅ －主梁纵漂 三 高塔顺桥向振动 一阶 注：（）内为对应阶数。 由表２可知，设置扣后，桥梁各响应变化趋势 ２减震前扣对桥梁地震响应影响 为分析扣对桥梁地震响应的影响规律，选取 无扣及３种扣斜吊杆总面积一致的情况，即 １对面积×３的柔性扣、３对面积×１的柔性 并不一致，其中：（１）主缆、吊杆最大应力有所增大，刚 性扣增大幅度最大，３种工况下主缆应力分别增 大０．８４ 、０．９４ 和６．７３ ，吊杆应力分别增大 ４．５２ 、１１．６６ 和２Ｏ．９２ 。（２）扣杆件应力在 设置３对面积×１的柔性扣时最大，设置１对柔 性扣与设置刚性扣时的扣应力基本一 致。采用３对柔性扣时应特别注意扣的应力 扣及面积×３的刚性扣，共４种情况的桥梁进行 地震响应分析，依次记为工况１、工况２、工况３及工况 ４。 计算采用罕遇地震顺桥向单向加载，加速度峰值 为０．５２８ｇ，结果均为本文根据安评报告生成的５条人 验算。（３）主梁竖向位移及各项内力响应均大幅增加， ３种工况下竖向位移分别增大８６９．６ 、７９５．３９ 和 ５４０．２５ ，轴力分别增大１ ４２９．４３ 、ｌ ５７４．０３ 和 工地震波计算得到的平均值。计算中不考虑桥梁各截 面的材料非线性，仅考虑几何非线性的影响。４种工 况下桥梁的主要地震响应见表２。 表２不同扣设置情况下桥梁主要地震响应 部位 响廊 工况１ 工况２ 工况３ 工况４ ２ ５９７．５１ ，竖向弯矩分别增大１８８．４０ 、１６６．３３ 和 ９３．４１ ，竖向剪力分别增大４３．３６ 、４１．２Ｏ 和 ２４．５７ 。可见，刚性扣对主梁响应增加幅度最 小，仅主梁轴力增加较多，但由于轴力绝对值较小，对 梁体应力影响不大，因此就主梁整体响应而言，刚性中 央扣优于另外２种柔性扣设置情况。（４）梁端顺 桥向位移在不同扣形式下变化规律不同，其中设 置１对柔性扣时，增大７．１３ ，设置３对柔性中 主缆 吊杆 扣 最大应力／ＭＰａ 最大应力／ＭＰａ 最大应力／ＭＰａ ７０８．７７ ７１４．７４ ７１５．４５ ７５６．４４ ４０４．０２ ４２２．３０ ４５１．１４ ４８８．５４ １．９６８．８１ ２ ５１７．３Ｏ １ ８ｌ４．１３ 竖向位移／ｍ 主梁 轴力／ＭＮ ０．０９５ ４ ０．９２５ ０ ０．８５４ ２ ０．６１０ ８ ３．９７ ６Ｏ．７２ ６６．４４ １Ｏ７．Ｏ９ 梁端顺桥向位移／ｍ ０．６０６ ２ ０．６４９ ４ ０．６０２ ４ ０．５２４ ６ 竖向弯矩／（ＭＮ・ｍ）５７５．１２ １ ６５８．６３ ｌ ５３１．７ １ １１２．３２ 央扣及设置刚性扣情况下分别减小０．６３ 、 １３．４６ ，这与扣能提高主梁纵向刚度规律不一 竖向剪力／ＭＮ 高塔塔顶 位移／ｍ 轴力／ＭＮ ２７．８４ ３９．９ｌ ３９．３２ ３４．６８ 致，表明仅通过自振特性分析可能得不到正确的影响 规律。（５）两塔塔顶位移及塔底轴力略有增加，但塔底 高塔塔底 弯矩／（ＭＮ・ｍ） 剪力／ＭＮ 弯矩、剪力有所减小，各响应变化率以高塔更为显著。 不同工况下，高塔塔顶位移分别增大１２．５６ 、ｌ５．１３％ 和４２．０５ ，塔底轴力分别增大２．Ｏ６ 、Ｂ．０７ 和 矮塔塔顶 位移／ＦＩＩ 轴力／ＭＮ 矮塔塔底 弯矩／（ＭＮ・ｍ） 剪力／ＭＮ ５．４６％，塔底弯矩分别减小７．４４ 、９．４１Ｏ和２１．５３ ， 塔底剪力分别减小５．１６ 、４．１５ 和１４．２４ ，可见不 第５期 杨海洋等：扣对大跨度悬索桥地震响应影响及机理研究 ９７ 同扣设置形式下，对桥塔响应影响仍以刚性 扣为最优。 为得到设置扣后桥梁各地震响应产生不同变 化的根本原因，本文分主梁及桥塔两部分分别对桥梁 各响应进行分析。 ２．１主梁部分 图６是主梁各主要地震响应的包络图。从图６可 以看出，无扣时，主梁各项地震响应均较小，设置 ０ ０．２ ０．４ ０．６ ０．８ Ｉ＿Ｕ 频率／Ｈｚ 扣后，主梁响应包络发生了较大变化，且包络改变 主要在中跨部分，边跨响应区别则集中在响应幅值方 面。２种柔性扣设置方式下，中跨１／４跨及３／４ 跨位置梁体竖向位移及竖向弯矩大幅增加，包络呈明 显的双峰形，中跨两端及跨中位置竖向剪力大幅增加， 竖向剪力包络形状也发生较大变化；设置刚性扣 时，中跨竖向位移及竖向弯矩亦表现为双峰形式，但竖 向弯矩包络仅在跨中扣位置有突变的极小值区 域，且在该区域其竖向剪力有突变的极大值区域，表明 刚性扣情况下，主梁扣区域应力复杂，应对该 区域进行局部分析。 ｌ２０ 基 囊 ６ｏ 匠 ｏ 崮 － Ｈ－６０ －１２０ ３００ ０ ３００ 主粱位置／ｍ 主梁位置／ｍ （ａ）主梁竖向变形 （ｂ）主梁轴力 量－ｏ２１ Ｌ ————一２０ ．』 ． ３００ ０ ３００ 。ｊＬ＾Ｊ —］广—苟 ｕ ｊｗ 图７主梁端部顺桥向傅里叶幅值谱 ０．４７８、０．３１７、０．５１０ Ｈｚ）控制。对比图３～５的主梁纵 漂振型，发现主梁振型与竖向位移、弯矩包络形状一 致。可见，设置扣后导致主梁地震响应发生变化 的根本原因是各响应的控制振型发生了变化，控制振 型的变化导致主梁地震响应的幅值及分布均发生了改 变。 由于计算中考虑大变形及应力刚化，主梁端部顺 桥向位移幅值谱最大值出现位置与桥梁对应振型频率 存在一定偏差，若采用线性计算的振型叠加法，则没有 此误差。另外，计算采用地震波时长为３０ Ｓ，傅立叶变 换的最小识别频率０．０３３ Ｈｚ，频率识别精度是导致该 误差出现的另一原因。 本桥计算的梁端顺桥向位移在考虑扣前后变 化不大，与扣能提高主梁纵向刚度规律不一致，分 析发现，是由于计算采用的人工地震波长周期反应谱 取值较小，导致位移反应谱随周期先增大后减小。图 ８为计算所用的地震波平均加速度谱及平均位移谱。 设置扣后，主梁一阶纵漂振型周期变短，但对应位 置的位移谱谱值变化不大，导致梁端位移变化不大。 因此，地震动输入对桥梁地震响应变化规律影响较大， 不能简单通过桥梁白振特性变化得出相关结论。另 外，反应谱长周期段取值对大跨度悬索桥影响显著。 吕 周期／ｓ 刷期／ｓ （ａ）平均加速度 （ｂ）平均位移 图８地震波平均加速度反应谱及位移谱 ． 一２．２桥塔部分 设置扣后，桥塔塔顶位移、塔底轴力及塔底弯 矩（剪力）变化趋势并不统一。以左侧高塔为例，桥塔 顺桥向位移、轴力、弯矩及剪力沿塔身的包络线见图９ （由于包络线基本对称，仅给出一侧包络）。 ９８ 铁 道 顺桥向位移／ｍ 轴力／ＭＮ （ａ）顺桥向位移 （ｂ）轴力 昌 恒 按 惺 顺桥向弯矩／（ＭＮ・ｍ） 顺桥向剪力／ＭＮ （ｃ）顺桥向弯矩 （ｄ）顺桥向剪力 ——工况１——工况２ 工况３ ～工况４ 图９桥塔各响应包络图 与主梁响应包络不同，设置扣前后，桥塔各响 应包络未出现明显变化，仅有细微差别，可见扣对 桥塔影响较其对主梁影响小。为进一步分析扣对 各响应影响不同的原因，给出了高塔各响应设置 扣前后的傅里叶幅值谱，见图１Ｏ。 ２００ Ｚ 画１００ １Ⅱ臣 ０ ０．４ ０．８ １．２ １．６ ２．０ ０ ０．４ ０．８ １．２ １．６ ２．０ 频率／Ｈｚ 频率／Ｈｚ （ａ）高塔塔底弯矩 （ｂ）高塔塔底剪力 ３００ ２００ ｚ ２００ 删 坚１００ 趔１００ １哑 ０ ０．４ ０．８ １．２ １．６ ２．０ ０ ０．４ ０．８ １．２ １．６ ２．０ 频率／Ｈｚ 频率／Ｈｚ （ｃ）高塔塔底轴力 （ｄ）高塔塔顶位移 工况１——工况２ 工况３——工况４ 图１０桥塔各响应傅里叶幅值谱 从图１Ｏ可以看出，设置扣前后，塔底弯矩、剪 力幅值谱峰值对应频率相同，均出现在０．７９９ Ｈｚ位 置，塔顶位移及塔底轴力幅值谱峰值对应频率有所不 同。无扣时，塔顶位移及塔底轴力幅值谱峰值出 现在Ｏ．７９９、１．２３２ Ｈｚ附近。设置扣后，工况２中 塔顶位移幅值谱峰值出现在０．３００、０．３６７、０．７９９、 学 报 第３７卷 １．２６５ Ｈｚ附近，塔底轴力幅值谱峰值出现在０．３６７、 ０．７９９、１．２６５ Ｈｚ附近；工况３中塔顶位移幅值谱峰值 出现在０．３００、０．４００、０．７９９、１．２６５ Ｈｚ附近，塔底轴力 幅值谱峰值出现在０．４００、０．７９９、１．２６５ Ｈｚ附近；工况 ４中塔顶位移幅值谱峰值出现在０．３００、Ｏ．５００、０．８３３ Ｈｚ附近，塔底轴力幅值谱峰值出现在０．３３０、０．５００、 ０．８３３ Ｈｚ附近。 与表１中数据对比发现，０．７９９、１．２３２（１．２６５） Ｈｚ对应的分别是不同工况下高塔及矮塔各自的顺桥 向一阶频率，０．３００（０．３６７Ｏ）、０．４００（０．５００）Ｈｚ分别 对应于设置扣后的主梁前２阶纵漂振型。因此， 设置扣能加强主缆、主梁及桥塔间的联系，对桥梁 地震响应产生影响。 设置扣虽然增加了塔顶位移，降低了桥塔的 自振周期，使其桥塔振型频率位置对应加速度反应谱 值增大，但塔底弯矩（剪力）有一定程度减小，说明两种 作用叠加后对桥塔产生了有利影响，仅通过桥塔自振 周期变化不能判断桥塔响应变化规律。 塔梁结合处的位移幅值谱见图１１。从图１１可以 看出，设置扣前后，其幅值谱峰值出现在０．７９９ Ｈｚ位置，与塔底弯矩（剪力）幅值谱相一致。分析发 现，不同扣设置形式下，塔梁位置顺桥向位移幅值 变化规律与塔底弯矩（剪力）变化规律一致。结果表 明，控制振型相同的响应，如塔底弯矩（剪力）与塔梁位 置位移，在设置扣前后的变化规律一致。 频率／Ｈｚ 图１ １塔梁结合位置位移傅里叶幅值谱 ３ 考虑阻尼器时扣对桥梁地震响应影响 对设置阻尼器后不同形式的扣对悬索桥地震 响应的影响规律进行分析，计算中在两侧塔梁结合位 置各设置２个纵向黏滞液体阻尼器，扣考虑方式 同减震前，仍按４种工况进行。以阻尼器参数ｃ＿－ ４ＭＮ・ｓ／ｍ，ａ＝＝＝０．３５为例，比较不同约束方式下的阻 尼器减震效果。 不同工况下，采用黏滞液体阻尼器进行纵向阻尼 减震的各主要地震响应减震率见表３，其中减震率一 （减震后一减震前）／减震前×１００ 。 第５期 杨海洋等：扣对大跨度悬索桥地震响应影响及机理研究 ９９ 表３悬索桥主要地震响应减震率 邵位 响应 工况１ 工况２ 工况３ 工况４ 主缆 最大应力 一３．２０ —４．１９ —３．３２ —７．７６ 吊杆 最大应力 一０．６５ —３．２６ —９．０５ —７．４０ 扣 最大应力 一 一２７．９５ —２６．５７ —３２．２５ 竖向位移 一２９．７７ —４０．４８ —３２．６４ —２４．５６ ２６．７６—３２．１２—３１．８４－３０．６１ 主梁 轴力 ２２４．５５—１９．５８—２Ｏ．０Ｏ一３Ｏ．５７ 竖向弯矩 一２．９８ —３２．８４ —２７．１３ —１４．０４ 竖向剪力 一０．９６ —１１．８０ —１０．７５ —３．８６ 高塔塔顶 位移 一１６．１５ —２０．２７ —２６．５０ —２９．８７ 轴力 一０．９６ 一１．６８ —２．２４ —３．１１ 高塔塔底 弯矩 一１９．４０ —２０．６８ —２０．２０ —１８．７７ 剪力 一１７．１３ —１６．７０ —１８．３４ —１６．９８ 矮塔塔顶 位移 一ｌ３．１３ —１６．９２ —１３．２９ —２５．２９ 轴力 一１．１５ —１．７５ —１．５９ —３．６５ 矮塔塔底 弯矩 一１３．３７ —１４．２５ —１５．７６ —１９．９８ 剪力 一１Ｏ．８３ —１３．２７ —１０．５７ —１９．０１ 从表３可以看出，阻尼器对桥梁各地震响应均有 一定程度的减震作用，但不同位置的地震响应减震效 果有所区别，这与其他学者的研究一致ｎ 。无扣 时，设置阻尼器对吊杆应力、主梁内力响应基本无影 响，减震率分别在１ 和３ ９／６以内，主缆应力减震率为 ３．２％，对主梁顺桥向（竖向）位移及轴力影响较大，顺 桥向和竖向位移减震率分别为２６．７６ 与２９．７７ ，轴 力增大２２４．５５ ，但由于绝对值较小，对主梁应力影 响不大。 设置不同形式扣时，设置阻尼器均可使吊杆 应力及主梁各响应均大幅度减小。各工况下，吊杆最 大应力减震率分别为３．２６ 、９．０５％、７．４ｏ ，主缆应 力减震率分别为４．１９ 、３．３２ 、７．７６％。主梁响应 方面，设置柔性扣的工况２及工况３减震率较为 接近，顺桥向位移及竖向弯矩减震率均在３Ｏ 左右， 竖向剪力减震率均在１０ 左右；设置刚性扣的工 况４由于响应绝对值较工况２和工况３小，其减震率 也相对较小，顺桥向位移及竖向弯矩减震率分别为 ３Ｏ．６１ 、１４．Ｏ４ ，竖向剪力减震率为３．８６ 。 对于桥塔塔底内力，各工况下，两塔塔底轴力减震 率均在３ 以内，高塔弯矩减震率均在２０％左右，剪力 减震率在１７ 左右，矮塔塔底弯矩（剪力）减震率以刚 性扣时最大，可达１９．９８ （１９．０１ ），其他几种 工况下矮塔塔底弯矩减震率均在１５ 左右，剪力减震 率在１０ 左右。 综上，从响应幅值看，考虑阻尼器减震后，不同中 央扣形式下各响应变化规律与阻尼器减震前一致，以 刚性扣情况下桥梁响应最小。另外，各响应减震 率有所不同，且减震率区别主要体现在主梁响应、塔顶 位移及吊杆应力上。采用阻尼器减震前，扣能改 变主梁、塔顶位移及塔底轴力控制振型。设置阻尼器 后，主梁端部顺桥向位移幅值谱及桥塔各响应幅值谱 见图ｌ２、图１３。设置阻尼器未改变桥梁各响应的控制 振型，各响应控制振型与未设置阻尼器时一致，仅增加 了桥梁的阻尼比，从而对桥梁地震响应产生耗能减震 的效果。因此，考虑阻尼器后扣对大跨度悬索桥 地震响应的影响与无阻尼器情况下一致。 尽 幽 斗Ｈ ０－２ ０．４ ０．６ ０．８ １．０ 主梁位置／ｍ 频率／Ｈｚ （ａ）主梁竖向变形 （ｂ）梁端顺桥向位移 ——工况１——工况２ 工况３——工况４ 图１２主梁竖向位移包络及端部顺桥向位移傅里叶幅值谱 ，、２００ Ｚ 画１００ 坚 ０ ０．４ ０．８ １．２ １．６ ２．０ ０ ０．４ ０．８ １．２ １．６ ２．０ 频率／Ｈｚ 频率／Ｈｚ （ａ）高塔塔底弯矩 （ｂ）高塔塔底剪力 量 ０ ０．４ ０．８ １．２ １．６ ２．０ ０ ０．４ ０．８ １．２ １．６ ２．０ 频率／Ｈｚ 频率，Ｈｚ （。）高塔塔底轴力 （ｄ）高塔塔顶位移 ——工况１——工况２～… 工况３——工况４ 图１３桥塔各响应傅里叶幅值谱（减震后） ４ 结论 结合某三跨铁路悬索桥，对不同扣设置情况 的桥梁动力特性进行了对比分析，通过时程分析及桥 梁响应控制振型的研究，对设置阻尼器前后，不同形式 扣对悬索桥地震响应的影响及机理进行了研究。 主要得到以下结论： （１）从自振特性看，不同扣设置方式均可有 效提高主梁纵向刚度，同时加强主缆、桥塔及主梁三者 １００ 铁 道 的耦合作用，对主梁侧弯、竖弯刚度则影响不大。 扣斜吊杆（杆件）总面积相同时，设置３对柔性扣 对主梁的纵向约束优于仅设置１对柔性扣，设置 刚性扣对主梁纵向约束又优于柔性扣。 （２）从响应幅值看，设置扣后，桥梁不同部位 响应变化规律不一，设计中应综合考量。其中，不同中 央扣设置形式下，主梁竖向位移及各项内力响应均大 幅增加；塔底弯矩、剪力有所减小，但桥塔塔顶位移及 塔底轴力略有增加；主缆、吊杆最大应力有所增大，但 幅度较小；梁端顺桥向位移受地震波影响较大，其变化 趋势与地震波位移反应谱有关。从响应幅值看，不同 扣设置形式以刚性扣为最优。 （３）设置不同形式扣后，主梁各项响应幅值 及包络均发生较大变化，直观表现为主梁竖向位移及 竖向弯矩包络均呈现出明显的双峰形，这是由于主梁 控制振型由一阶纵漂振型变为由前两阶纵漂振型共同 控制。另外，设置刚性扣时，主梁扣区域应力 复杂，应着重对该区域进行局部分析。 （４）不同形式扣对桥塔影响均较其对主梁影 响小，各响应包络未有明显变化，控制振型发生变化的 为塔顶位移及塔底轴力，其他地震响应控制振型则未 受影响，控制振型相同的响应，其变化规律一致。 （５）设置扣虽然降低了桥塔的自振周期，使 其控制振型对应频率位置加速度反应谱值加大，同时 也增加了塔顶位移，但塔底弯矩（剪力）有一定程度减 小，２种作用叠加后对桥塔产生了有利影响，表明仅通 过桥塔自振周期变化不能判断桥塔响应变化规律。 （６）不同形式扣设置情况下，阻尼器均能有 效控制主梁顺桥向位移，减小桥梁地震响应，其减震率 主要区别体现在主梁响应、塔顶位移及吊杆应力上，对 于主缆应力及桥塔塔底内力，减震率区别较小。 （７）考虑阻尼器后不同形式扣对大跨度悬索 桥地震响应的影响与无阻尼器情况下基本一致，以刚 性扣情况下桥梁响应最小。其原因是设置阻尼器 并未改变桥梁各响应的控制振型，仅增加了桥梁的阻 尼比，对桥梁地震响应产生耗能减震的效果。 参考文献： Ｅ１］ＧＩＭＳＩＮＧ Ｎ Ｊ．Ｃａｂｌｅ Ｓｕｐｐｏｒｔｅｄ Ｂｒｉｄｇｅｓ［Ｍ］．２ｔｈ ｅｄ．Ｅｎｇ— ｌａｎｄ：Ｊｏｈｎ Ｗｉｌｅｙ＆Ｓｏｎｓ，１９９７． ［２２ ＶＩＯＬＡ Ｊ Ｍ，ＳＹＥＤ Ｓ，ＣＬＥＮＡＮＣＥ Ｊ．Ｔｈｅ Ｎｅｗ Ｔａｃｏｍａ Ｎａｒｒｏｗｓ Ｓｕｓｐｅｎｓｉｏｎ Ｂｒｉｄｇｅ：Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｓｕｐｐｏｒｔ ａｎｄ Ｅｎ— 学 报 第３７卷 ｇｉｎｅｅｒｉｎｇ［Ｃ］／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ ２００５ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ Ｃｏｎ— ｇｒｅｓｓ ａｎｄ ｔｈｅ ２００５ Ｆｏｒｅｎｓｉｃ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｙｍｐｏｓｉｕｍ．Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ：Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ ＡＳＣＥ，２００５：１— １２． ［３］严国敏．现代悬索桥ＥＭ］．北京：人民交通出版社，２００４． ［４］徐勋，强士中，扣对大跨悬索桥动力特性和地震响应 的影响研究［Ｊ］．铁道学报，２０１０，３２（４）：８４—９１． ＸＵ Ｘｕｎ，ＱＩＡＮＧ Ｓｈｉ—ｚｈｏｎｇ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ Ｃｅｎｔｒａｌ Ｂｕｃｋｌｅ ｏｎ Ｄｙｎａｍｉｃ Ｂｅｈａｖｉｏｒ ａｎｄ Ｓｅｉｓｍｉｃ Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ Ｌｏｎｇ－ｓｐａｎ Ｓｕｓｐｅｎｓｉｏｎ Ｂｒｉｄｇｅ［－Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ ｔｈｅ Ｃｈｉｎａ Ｒａｉｌｗａｙ Ｓｏｃｉｅ— ｔｙ，２０１０，３２（４）：８４—９１． －Ｉ５］徐勋，任伟平，强士中．影响大跨悬索桥地震响应的敏感因 素ＥＪ］．华南理工大学学报（自然科学版），２００８，３６（１１）： １Ｏ８一ｌ１３． ＸＵ Ｘｕｎ，ＲＥＮ Ｗｅｉ—ｐｉｎｇ，ＱＩＡＮＧ Ｓｈｉ—ｚｈｏｎｇ．Ｓｅｎｓｉｔｉｖｅ Ｆａｃ— ｔｏｒｓ ｔｏ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ Ｓｅｉｓｍｉｃ Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ Ｌｏｎｇ——ｓｐａｎ Ｓｕｓｐｅｎ—． ｓｉｏｎ Ｂｒｉｄｇｅ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｓｏｕｔｈ Ｃｈｉｎａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｔｅｃｈ— ｎｏｌｏｇｙ：Ｎａｔｕｒａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ Ｅｄｉｔｉｏｎ，２００８，３６（１１）：１０８—１１３． ［６］刘杰．超大跨悬索桥抗震性能研究［Ｄ］．西安：长安大学， ２０１２． Ｅ７］焦常科，李爱群，王浩，等．扣对三塔悬索桥地震反应 的影响ＥＪ］．东南大学学报（自然科学版），２０１０，４０（１）：１６Ｏ一 １６４． ＪＩＡＯ Ｃｈａｎｇ—ｋｅ，ＬＩ Ａｉ—ｑｕｎ，ＷＡＮＧ Ｈａｏ，ｅｔ ａ１．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ Ｃｅｎｔｒａｌ Ｂｕｃｋｌｅ ｏｎ Ｓｅｉｓｍｉｃ Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ Ｔｒｉｐｌｅ——ｔｏｗｅｒ Ｓｕｓ— ｐｅｎｓｉｏｎ ＢｒｉｄｇｅＥＪ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｓｏｕｔｈｅａｓｔ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ：Ｎａｔｕ— ｒａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ Ｅｄｉｔｉｏｎ，２０１０，４０（１）：１６Ｏ—ｌ６４． ［８］徐斌．三塔悬索桥地震反应研究ＥＤ］．合肥：合肥工业大学， ２Ｏ１１． ［９］戎华钦．星海湾大桥地震响应分析及减震措施研究［Ｄ］． 大连；大连理工大学，２０１１． ［１Ｏ］陈永祁．桥梁工程液体黏滞阻尼器设计与施工［Ｍ］．北京： 中国铁道出版社，２０１２． ［１１］卢桂臣，胡雷挺．西堠门大桥液体黏滞阻尼器参数分析 ［Ｊ］．世界桥梁，２００５，（２）：４３—４５． ＬＵ Ｇｕｉ—ｃｈｅｎ．ＨＵ Ｌｅｉ—ｒｉｎｇ．Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ Ｐａｒａｍｅｔｒｉｃ Ｓｅｎｓｉ— ｔｉｖｉｔｙ ｏｆ Ｆｌｕｉｄ Ｖｉｓｃｏｕｓ Ｄａｍｐｅｒｓ ｆｏｒ Ｘｉｈｏｕｍｅｎ Ｂｒｉｄｇｅ［Ｊ］． Ｗｏｒｌｄ Ｂｒｉｄｇｅｓ，２００５，（２）：４３—４５． ［１２３宋旭明，戴公连，曾庆元．自锚式悬索桥地震响应及减震 控制分析ＦＪ］．中南大学学报（自然科学版），２００９，４０（４）： １０７９—１０８５． Ｓ０ＮＧ Ｘｕ—ｍｉｎｇ，ＤＡＩ Ｇｏｎｇ—ｌｉａｎ，ＺＥＮＧ Ｑｉｎｇ—ｙｕａｎ．Ｓｅｉｓ— ｍｉｃ Ｒｅｓｐｏｎｓｅ Ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ Ｃｏｎｔｒｏｌ ｏｆ Ｓｅｌｆ－ａｎｃｈｏｒｅｄ Ｓｕｓ— ｐｅｎｓｉｏｎ Ｂｒｉｄｇｅ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｅｎｔｒａｌ Ｓｏｕｔｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ： Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００９，４０（４）：１０７９—１０８５． （责任编辑苗蕾）
