高烈度地区高塔斜拉桥抗震设计研究.pdf

2023Vol.45,No.3Earthquake Resistant Engineering and RetrofittingChina)Earthquake Resistant Engineering and RetrofittingJun.20232023年6 月Vol.45,No.3第45卷第3期工程抗震与加固改造文章编号1002-8412(2023)03-0135-08D0I:10.16226/j.issn.1002-8412.2023.03.017高烈度地区高塔斜拉桥抗震设计研究白洪涛，矣志勇，张皓（云南省交通规划设计研究院有限公司，云南昆明6 50 0 41)【提要 复复杂地形条件和高烈度地区高速公路斜拉桥抗震体系设计是高速公路斜拉桥设计的一个重要环节，合理的结构抗震体系可以确保地震作用下结构具备良好的抗震性能。本文以一座高烈度地区山区高速公路高塔斜拉桥为研究对象，结合现有斜拉桥纵向、横向抗震体系研究成果对其展开抗震设计。首先确定了该桥纵向、横向抗震体系约束布置方式，在此基础上进一步对相应减震装置的关键力学参数进行了参数分析，最终确定了桥梁合理的抗震体系。研究结果表明：设置合理的纵向、横向抗震体系可以实现高烈度地区高塔斜拉桥减震抗震设计；通过在主桥多点位设置合理力学参数的液体黏滞阻尼器及横向钢阻尼可以降低高塔斜拉桥设计地震作用下的纵向、横向地震响应，从而达到所需的抗震设计要求；减震措施的力学参数应综合考虑地震作用下斜拉桥关键部位的位移、内力响应来选取。本文的研究思路可为同类型桥梁抗震体系设计提供参考。【关键词 林桥梁工程；斜拉桥；抗震设计；抗震性能；减震装置中图分类号U441.4【文献标识码ASeismic design study of high pylon cable-stayed bridge in high intensity areaBai Hong-tao,Yi Zhi-yong,Zhang Hao(Yunnan Broadvision Engineering Consultants Co.Ltd,Kunming 650041,Abstract:The seismic system design of highway cable-stayed bridge in complex terrain conditions and high intensity area is animportant part in the design of highway cable-stayed bridge.A reasonable structural seismic system can ensure that the structure hasgood seismic performance under earthquake.The paper takes a typical mountain highway high pylon cable-stayed bridge as the studyobject,and the seismic design is carried out based on the research results of the existing longitudinal and transverse seismic system ofcable-stayed bridge.Firstly,the layout of the longitudinal and transverse seismic system of the bridge is determined.On this basis,thekey mechanical parameters of the corresponding damping devices are further analyzed,and finally the reasonable seismic system of thebridge is determined.It is concluded that the seismic design of high tower cable-stayed bridges in high intensity areas can be realizedby setting up reasonable longitudinal and transverse seismic systems.By setting liquid viscous dampers and transverse steel damperswith reasonable mechanical parameters at multiple points of the main bridge,the longitudinal and transverse seismic responses of hightower cable-stayed bridge under the design earthquake can be reduced,so as to meet the required seismic design requirements.Themechanical parameters of damping devices should be selected by comprehensively considering the displacement and internal forceresponse of key parts of cable-stayed bridge under earthquake.The research of this paper can provide reference for the seismic systemdesignof thesametypebridge.Keywords:bridge engineering;cable-stayed bridge;seismic design;seismic performance;damping deviceE-mail:624451917 斜拉桥是由索塔、主梁和斜拉索三类主要基本构件构成的桥梁结构体系 。在地震作用下，斜拉桥的动力响应与其纵向、横向抗震体系的布置方式收稿日期2022-06-11基金项目云南省交通运输厅科技项目云交科教便（2 0 2 0 10 4号有着密切的关系，结合合理的斜拉桥纵向、横向抗震体系对其进行抗震设计，可以保证设计地震作用下斜拉桥达到良好的减震效果。对于斜拉桥纵向、横向抗震体系，目前已经展开了大量研究2-8 。设计上常采用的斜拉桥纵向抗震体系是结构纵向飘浮（半飘浮）与非线性黏滞阻尼器结合的方式，该体系下斜拉桥纵向飘浮（半飘Jun.Earthquake Resistant Engineeringand Retrofitting2023.136.2023年6 月工程抗震与加固改造浮），附加非线性黏滞阻尼可以增加斜拉桥在地震作用下的阻尼特性，两个因素作用可减小索塔在地震作用下的响应，同时达到抑制主梁纵向位移的效果。对于斜拉桥横向抗震体系，设计上常采用软钢阻尼作为地震作用下斜拉桥的横向耗能装置，其借助软钢阻尼屈服后良好的滞回耗能特性，达到减小索塔横向地震响应的目的。云南省属山地高原地形，高速公路斜拉桥由于需要跨越深沟、山谷，多具备索塔高、桥跨纵向布置不对称等特点，上述结构特点加之高烈度工程场地的影响，会使得该类斜拉桥抗震设计存在高索塔地震响应突出、主梁位移受高塔影响难于控制等典型问题，以往对于斜拉桥纵向、横向抗震体系设计研究大多基于平原地区斜拉桥开展，工程场地地震烈度相比云南较低，对于高烈度地区山区高速公路高塔斜拉桥纵向、横向抗震体系的设计研究相对较少。基于此工程研究现状，本文以一座山区高速公路高塔斜拉桥为背景，结合现有斜拉桥纵向、横向抗震体系研究及设计成果，对高烈度地区高塔斜拉桥抗震设计开展研究。1二工程概述云南鲁甸至巧家高速K12+599.0光明牛栏江特大桥主桥为跨度（51+134+37 0+134+51）m双塔双索面半飘浮体系斜拉桥，主梁采用钢梁与混凝土板共同受力的组合梁形式，光明牛栏江特大桥总体布置如图1所示。根据地震动参数安评报告9 可知，项目所处场地为类场地，工程场地水平向地震动参数值（=5%）如表1所示。依据公路斜拉桥设计规范（JT G/T 336 5-0 1-2 0 2 0）10)4.2.6 条规定,E1地震作用取10 0 年超越概率10%的地震动，E2地震作用取10 0 年超越概率4%的地震动。表1工程场地水平向地震动参数值（=5%)Tab.1Horizontal ground motion parameters ofthe site(=5%)T。A重现期（年）CsCDmax超越概率(S)(S)(gal)50年P=63%500.10.51166.650年P=10%4750.10.611174.3100年P=10%9500.10.6511235.3100年P=4%24750.10.7511325.7用于本桥非线性时程分析的地震波由本项目地震动参数安评报告9 给出，报告给出了E1地震作用下（10 0 年超越概率10%）的7 条地震波以及E2地震作用下（10 0 年超越概率4%）的7 条地震波。图2 为E2地震作用下的其中一条地震波加速度时程与规范反应谱对比图，可见加速度时程与规范反应谱拟合较好，其余加速度时程与反应谱拟合情况与此一致。822005400131003700013100540050023700420OSES00OSt000t000S000S0066OStOOSS000S00880001800t辅助墩10S8616001000过渡墩100十000SF100800(0088)s860001辅助墩20009300000010089图1光明牛栏江特大桥总体布置（单位：cm）Fig.1General layout of guangming niulan river bridge(unit:cm)2有有限元模型的建立采用有限元软件SAP2000建立的光明牛栏江特大桥全桥模型如图3所示。主梁、索塔、桥墩、承台采用梁单元模拟，斜拉索采用索单元模拟，模型考虑了恒载作用下几何刚度及拉索垂度效应几何非线性的影响，承台底采用6 自由度弹簧考虑桩土相互Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023Vol.45,No.3.137.白洪涛，等：高烈度地区高塔斜拉桥抗震设计研究第45卷第3期1.0一E2规范反应谱0.8州E2-1时程拟合反应谱0.60.40.20.010246810121416周期(s)图2地震加速度时程Fig.2Earthquake acceleration time history作用。同时，模型按照实际设计图纸考虑了各构件的重量、二期恒载和其他附加重量。球钢支座活动方向考虑了支座滑动摩擦效应的影响。图3有限元模型Fig.3Finiteelementmode液体黏滞阻尼器采用Maxwell的黏弹性模型进行模拟12 ,其非线性力-变形关系如式(1)所示。f=kd,=Cd(1)式中：d为在阻尼器的变形；d。为在阻尼器的变形速度；k为弹簧常数，在非线性分析中为了获得纯阻尼的效果，一般将此系数设置为一个合理的大刚度值;C为阻尼系数；为阻尼指数，该值取值范围一般在0.2 2 之间。C型钢阻尼器可采用双线性恢复力模型进行模拟1,其力学模型如图4所示。该模型中F，为C型钢阻尼屈服力，K。为C型钢阻尼屈服后刚度，Kef为C型钢阻尼等效刚度，等效刚度K。与屈服后刚度K。之间存在如下关系，如式（2）所示。K+Kd(2)effD&3主桥抗震体系约束布置方式确定3.1纵向抗震体系地震响应分析为确定本桥合理的纵向抗震体系约束布置方式，给出4种方案进行分析：方案一为全桥纵向均不设置液体黏滞阻尼器；方案二为两岸索塔设置纵向FKFFyKeffDDD图4C型钢阻尼器恢复力模型Fig.4Resiliencemodel of C shape steel damper液体黏滞阻尼器，其中每个索塔设置4套；方案三为两岸索塔+两岸辅助墩设置纵向液体黏滞阻尼器，其中每个索塔设置4套，每个辅助墩墩柱设置1套；方案四为两岸索塔+两岸辅助墩+桥台+过渡墩设置纵向液体黏滞阻尼器，其中每个索塔设置4套，每个辅助墩墩柱设置1套，桥台及过渡墩盖梁各设置2套，4种方案阻尼参数如表2 所示。各方案纵向液体黏滞阻尼器阻尼指数结合以往项目的分析取为0.3。地震响应分析采用非线性时程法，地震响应结果为（纵桥向+竖向）E2地震作用下7 条地震波平均值。表2纵向抗震体系液体黏滞阻尼器参数Tab.2Parameter of fluid viscous damper oflongitudinal seismic system纵向抗震体系索塔辅助墩过渡墩桥台方案一阻尼系数0000方案二阻尼系数4000000方案三阻尼系数4000200000方案四阻尼系数4000200020002000注：阻尼系数单位为kN/（m/s）；0 代表该位置纵向放开。对上述4种纵向抗震体系约束布置方式进行分析后，得出结构关键位置地震响应如表3所示。计算结果表明：索塔设置纵向液体黏滞阻尼器可有效降低地震作用下索塔关键位置的响应，塔梁间的液体黏滞阻尼器降低了高索塔自身在地震作用下的纵向振动。此外，辅助墩、桥台、过渡墩设置纵向液体黏滞阻尼器也能够间降低地震作用下索塔的内力响应。方案四相较于方案一下塔柱底纵桥向弯矩降低50%，塔底纵桥向弯矩降低47%。纵桥向多点位设置液体黏滞阻尼器可以有效降低主梁梁端纵向位移，降低主桥伸缩缝制造成本，方案四相较于方案一主梁梁端纵向位移降低6 3%。辅助墩、桥台、过渡Jun.Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023.1382023年6 月工程抗震与加固改造墩设置纵向液体黏滞阻尼器也直接降低了相应墩台支座的位移响应，降低了辅助墩、桥台、过渡墩墩柱的内力响应。根据以上分析，选择方案四作为本桥纵向抗震体系约束布置方式。表3结构关键位置地震响应Tab.3Seismic response of critical position of structure纵向抗震体系方案一方案二方案三方案四梁端位移2.021.000.880.74索塔支座位移1.590.70.610.51下塔柱底弯矩215.8134.4121.8107.4塔底弯矩1024.4573.9549.1540.4辅助墩12.01.10.840.71支座位移辅助墩116.616.014.414.1墩底弯矩辅助墩22.31.50.410.32支座位移辅助墩231.931.526.423.9墩底弯矩过渡墩支座位移2.21.21.10.72过渡墩墩底弯矩17.617.417.818.6注：弯矩单位为（10*kNm）；位移单位为m。3.2横向抗震体系地震响应分析为确定本桥合理的横向抗震体系约束布置方式，对4种方案进行分析：方案一为全桥横向固定；方案二为两岸索塔+桥台+过渡墩设置横向C型钢阻尼，每个索塔设置2 套，桥台及过渡墩盖梁各设置2套，辅助墩横向固定；方案三为两岸索塔+桥台+过渡墩设置横向C型钢阻尼，每个索塔设置2 套，桥台及过渡墩盖梁各设置2 套，辅助墩在地震作用下释放横向约束；方案四为两岸索塔+辅助墩2+桥台+过渡墩设置横向C型钢阻尼，每个索塔设置2 套，辅助墩2 每个墩柱设置1套，桥台及过渡墩盖梁各设置2 套，辅助墩1在地震作用下释放横向约束。4种方案钢阻尼器参数如表4所示。各方案C型钢阻尼屈服位移结合厂家提供参数取为2.5mm，屈服后刚度比结合以往项目的分析取为0.0 3。地震响应分析采用非线性时程法，地震响应结果为（横桥向+竖向）E2地震作用下7 条地震波平均值。对上述4种横向抗震体系约束布置方式进行分析后，得出结构关键位置地震响应如表5所示。计算结果表明：索塔设置横向C型钢阻尼可有效降低索塔控制位置地震作用下横桥向内力响应，在辅助墩、过渡墩、桥台设置一定的减震措施对于索塔地震表4横向抗震体系C型钢阻尼参数Tab.4Parameter of C shape steel damper oftransverse seismic system横向抗震辅助辅助索塔过渡墩桥台体系墩1墩2方案一屈服力方案二屈服力1100050005000方案三屈服力110000050005000方案四屈服力110000200050005000注：屈服力单位为kN；-代表该位置横向固定；0 代表该位置横向放开。表5结构关键位置地震响应Tab.5Seismic response of critical position of structure横向抗震体系方案一方案二方案三方案四索塔支座位移0.210.240.24索塔支座剪力30832下塔柱底弯矩297.2233.5241.4243.1塔底弯矩1950.31554.91566.91586.5辅助墩10.230.24支座位移辅助墩172606500支座剪力辅助墩135.028.218.118.1墩底弯矩辅助墩20.340.1支座位移辅助墩282486100支座剪力辅助墩232.127.437.924.1墩底弯矩过渡墩支座位移0.150.150.16过渡墩支座剪力10818过渡墩墩底弯矩51.135.131.433.1注：弯矩单位为（10*kNm）；剪力单位为kN；位移单位为m。响应也不会造成过大的不利影响。总体而言，方案四相较于方案一下塔柱底横桥向弯矩及塔底横桥向弯矩降低2 0%。同时，辅助墩、过渡墩若不采取任何减震措施，会导致辅助墩、过渡墩支座横向抗剪及墩柱自身强度设计存在较大困难，因而对于辅助墩、过渡墩横向同样需要采取一定的方式实现横桥向减震。对于墩高相对较矮的辅助墩1采用地震作用下释放墩顶支座横向位移约束的方式实现横桥向减震，方案三及方案四相对于方案一使得辅助墩1墩底横桥向弯矩降低48%，辅助墩1支座横桥设计地震位移量则按其E2地震作用下最大计算位移量控制。对于墩高相对较高的辅助墩2，若地震作用下完全释放其横向约束，高墩自身的横向振动不受约束反而增大其在横桥向地震作用下的响应，且墩顶2023Earthquake Resistant Engineering and RetrofittingVol.45,No.3.139.白洪涛，等：高烈度地区高塔斜拉桥抗震设计研究第45卷第3期球钢支座球钢支座球钢支座球钢支座钢阻尼球钢支座球钢支座(DX)(DX)(SX)(SX)(DX)(DX)FVD2FVD2FVD1FVD1FVD1FVD1FVD21FVD2GZN211GZN1GZN1GZN211111剪力卡样剪力卡样11111GZN2GZN1GZN111GZN2FVD2FVD2FVD1FVD1FVD1FVD1FVD21FVD2球钢支座球钢支座球钢支座球钢支座钢阻尼球钢支座球钢支座(DX)(DX)(SX)(SX)(DX)(DX)图5光明牛栏江特大桥抗震体系约束布置Fig.5Seismic restraint system of guangming niulan river bridge横向位移较大，所以对于墩高相对较高的辅助墩2采用墩顶设置小吨位横向钢阻尼的方式实现横桥向减震，方案四相对于方案一使得辅助墩2 墩底横桥向弯矩降低2 5%，且有效控制了辅助墩2 墩顶横桥向位移。根据以上分析，选择方案四作为本桥横向抗震体系约束布置方式。结合上述分析结果，本桥采取了图5所示的纵向、横向抗震体系约束布置来实现其抗震设计。对于全桥纵向抗震约束体系，采用多点位设置液体粘滞阻尼器的方式实现减震功能。对于全桥横向抗震约束体系，索塔设置双向球钢支座，正常使用状况及多遇地震下由剪力卡样提供横向水平约束，E1及E2地震作用下剪力卡样剪断，索塔钢阻尼发挥减震作用；桥台及辅助墩设置单向球钢支座，正常使用状况及多遇地震下支座横向固定，E1及E2地震作用下支座横向剪断，钢阻尼发挥减震作用；辅助墩1仅设置单向球钢支座，正常使用状况及多遇地震下支座横向固定，E1及E2地震作用下允许支座横向剪断，该支座横向地震位移设计值按E2地震作用计算确定；辅助墩2 受墩顶空间限制，设置单向钢阻尼球钢支座，正常使用状况及多遇地震下支座横向固定，E1及E2地震作用下允许支座横向剪断，配套在支座上的小吨位钢阻尼器发挥减震作用。后续结合上文确定的纵向、横向抗震体系约束布置，对相应的减震装置进行关键影响因素分析，达到设计要求的抗震效果。4乡纵向抗震体系减震装置关键影响因素此处以图5中FVD1、FV D 2 纵向液体黏滞阻尼器阻尼系数为变量计算结构的主要地震响应，从而对全桥纵向液体黏滞阻尼器关键力学参数进行优化设计。后续分析中C1为FVD1阻尼系数，C2为FVD2阻尼系数，C2分别按照0.3C1、0.5C 1、0.7 C 1、0.9C1来选取。图6 所示计算结果表明：在FVD2阻尼系数C2一定的情况下，随着FVD1阻尼系数C1的增大，主梁和塔顶地震作用下的纵桥向位移逐渐减小，塔底纵桥向弯矩呈现出先减小后增大的趋势。在FVD1阻尼系数C1一定的情况下，随着FVD2阻尼系数C2的增大，主梁和塔顶地震作用下的纵桥向位移逐渐减小,FVD1阻尼系数C1在一定数值以前，随着FVD2阻尼系数C2的增大，塔底纵桥向弯矩呈现出逐渐减小的趋势,FVD1阻尼系数C1在一定数值以后，随着FVD2阻尼系数C2的增大,塔底纵桥向弯矩呈现出逐渐增大的趋势，但增幅不明显。1.8主梁（C2=0.3C1)-塔顶（C2=0.3C1)主梁(C2=0.5C1)-塔顶(C2=0.5C1)1.5主梁(C2=0.7C1)-塔顶(C2=0.7C1)(u)主梁（C2=0.9C1)-塔顶（C2=0.9C1)1.20.90.620003000400050006000阻尼系数C1kN/(m/s)(a)主梁、塔顶纵桥向位移700.0(u.NX)(t0Ix)显630.0560.0一C2=0.3C10C2=0.5C1490.0A-C2=0.7C1-C2-0.9C1420.020003000400050006000阻尼系数C1kN/(m/s)(b)塔底纵桥向弯矩图6索塔关键位置地震响应Fig.6Seismic response of principle location ofcabletowerun.Earthquake Resistant EngineeringandRetrofitting2023140.2023年6 月工程抗震与加固改造图7 所示计算结果表明：对于过渡墩，在FVD1阻尼系数C1一定的情况下，随着FVD2阻尼系数C2的增大，过渡墩地震作用下的纵桥向位移、墩底纵桥向弯矩呈现出缓慢增大的趋势。对于2 号辅助墩，在FVD1阻尼系数C1一定的情况下，随着FVD2阻尼系数C2的增大，整体上会导致辅助墩地震作用下的纵桥向位移、墩底纵桥向弯矩呈现出缓慢减小的趋势。1.5辅助墩2(C1=2000）-过渡墩(C1=2000)辅助墩2(C1=3000)-过渡墩(C1=3000)辅助墩2(C1=4000)-过渡墩(C1=4000)1.2辅助墩2(C1=5000）-过渡墩(C1=5000)辅助墩2(C1=6000）-过渡墩(C1=6000)0.90.60.30.3C10.5C10.7C10.9C1阻尼系数C2 kN/(m/s)(a)辅助墩2、过渡墩纵桥向位移辅助墩2(C1=2000)+-过渡墩(C1=2000)35.0辅助墩2(C1=3000)-过渡墩(C1=3000)辅助墩2(C1=4000)-过渡墩(C1=4000)(uN)(01x)显30.0辅助墩2(C1=5000)-过渡墩(C1=5000)辅助墩2(C1=6000)-过渡墩(C1=6000)25.020.015.00.3C10.5C10.7C10.9C1阻尼系数C2kN/(m/s)(b)辅助墩2、过渡墩底纵桥向弯矩图7 车辅助墩、过渡墩地震响应Fig.7Seismic response of auxiliary pier and transition pier以上分析表明；增大主桥各点位纵向液体黏滞阻尼器阻尼系数虽然可以减小主梁、索塔地震作用下的纵向位移，但液体粘滞阻尼器阻尼系数设置过大又会对索塔及过渡墩地震作用下的纵向内力响应带来不利影响，增大辅助墩位置纵向液体黏滞阻尼器阻尼系数也不能够大幅度改善辅助墩地震作用下的地震响应。综合上述分析，在确保纵向液体黏滞阻尼器可以有效控制主梁、索塔地震作用下的纵向位移，不会显著增加索塔及过渡墩地震作用纵向内力响应，保证各点位阻尼器关键力学参数相对较小的前提下，最终确定索塔位置纵向液体黏滞阻尼器FVD1阻尼系数C1=3000kN/（m/s），辅助墩、桥台和过渡墩位置纵向液体黏滞阻尼器FVD2阻尼系数C2=0.7C1=2100kN/（m/s），各液体黏滞阻尼器阻尼指数取为0.3。5横向抗震体系减震装置关键影响因素此处以图5中GZN1、G ZN2 横向C型钢阻尼屈服力为变量计算结构的主要地震响应，从而对全桥横向C型钢阻尼关键力学参数进行优化设计。后续分析中F1为GZN1屈服力，F2为GZN2届服力，F2分别按照0.2 5F1、0.45F1、0.6 5F1、0.8 5F1来选取。对于辅助墩2 钢阻尼支座相关力学参数，文献13发现斜拉桥辅助墩处横向钢阻尼器具有相对独立性，本桥结合以往研究对辅助墩2 钢阻尼支座相关力学参数进行单独优化设计，辅助墩2 钢阻尼支座屈服力经优化分析后取为110 0 kN，屈服位移取为2.5mm，屈服后刚度比取为0.0 3。故后续分析仅结合GZN1、G ZN2 关键力学参数展开。图8 所示计算结果表明：在GZN2屈届服力F2一定的情况下，随着GZN1屈服力F1的增大，索塔位置支座地震作用下的横桥向位移逐渐减小，下塔柱底横桥向弯矩呈现出先减小后增大的趋势。在GZN1屈服力F1一定的情况下，CZN2屈服力F2的变化不会导致地震作用下索塔位置支座横向位移、下塔柱底横桥向弯矩的变化趋势发生显著改变。1.6-F2=0.25F1-F2=0.45F1AF2=0.65F1()1.2F2-0.85F10.80.40.010006000110001600021000屈服力F1(kN)(a)索塔支座横桥向位移300.0(u.N(OIx联显)270.0240.0-F2-0.25F1-F2-0.45F1210.04F2-0.65F1-F2-0.85F1180.010006000110001600021000屈服力F1(kN)(b）下塔柱底横桥向弯矩图8索塔关键位置地震响应Fig.8Seismic response of principle location of cable towerEarthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023Vol.45,No.3141.白洪涛，等：高烈度地区高塔斜拉桥抗震设计研究第45卷第3期图9 所示计算结果表明：对于过渡墩而言，在GZN1屈服力F1一定的情况下，随着GZN2屈服力F2的增大，过渡墩处支座地震作用下的横桥向位移逐渐减小，过渡墩底横桥向弯矩呈现出缓慢增大的趋势。在GZN2屈服力F2一定的情况下,F1的增大会间接导致过渡墩底横桥向弯矩的增大。对于2号辅助墩而言，在GZN1屈服力F1一定的情况下，GZN2屈服力F2的增大同样导致辅助墩地震作用下支座横桥向位移呈现出缓慢减小的趋势，但却不会导致辅助墩底地震作用下横桥向弯矩发生明显变化。-过渡墩(F1=1000kN)辅助墩2(F1-1000kN)1.2-过渡墩(F1=6000kN)辅助墩2(F1=6000kN)+-过渡墩（F1=11000kN）一辅助墩2(F1=11000kN）()0.9过渡墩(F1=16000kN）一辅助墩2(F1=16000kN）过渡墩（F1=21000kN）辅助墩2(F1=21000kN）0.6-0.3-0.00.25F10.45F10.65F10.85F1屈服力F2(kN)(a)辅助墩2、过渡墩支座横桥向位移辅助墩2(F1=1000kN)-过渡墩(F1=1000kN)67.2辅助墩2(F1=6000kN)过渡墩(F1=6000kN)辅助墩2(F1=11000kN)-过渡墩(F1=11000kN)(u.Nt0Ix)显辅助墩2(F1=16000kN）-过渡墩(F1=16000kN)56.0辅助墩2（F1=21000kN）-过渡墩（F1=21000kN）44.8-33.622.4-0.25F10.45F10.65F10.85F1屈服力F2(kN)(b）辅助墩2、过渡墩底横桥向弯矩图辅助墩、过渡墩地震响应Fig.9Seismic response of auxiliary pier and transition pier此外，当GZN1屈服力F1取值在110 0 0 kN以上，F2/F1超过0.45的情况下，可以看出GZN1屈服力F1和GZN2屈服力F2的改变对设置有钢阻尼支座辅助墩2 的地震响应影响较小，这也进一步验证了文献13 发现斜拉桥辅助墩处横向钢阻尼器具有相对独立性的观点，说明通过选取合适的GZN1、G ZN2 的关键力学参数，可以实现辅助墩处横向钢阻尼器力学参数的独立优化设计，且不对结构整体计算结果造成过大的影响。以上分析表明；索塔关键位置地震响应主要受索塔位置横向C型钢阻尼屈服力控制，其地震响应基本不受过渡墩及桥台位置横向C型钢阻尼屈服力的影响，通过选取索塔位置横向C型钢阻尼合理的屈服力，可保证索塔地震作用下索塔横向地震响应较小，增大过渡墩位置横向型钢阻尼屈服力虽然可以减少过渡墩支座地震作用下的横桥向位移，但会对其地震作用下的内力响应带来不利影响。综合上述分析，在确保塔梁横桥向相对位移较小，又不会导致索塔地震作用下横桥向内力响应显著增大的前提下，最终确定索塔位置横向C型钢阻尼器GZN1屈服力F1=11000kN,桥台和过渡墩位置横向C型钢阻尼器GZN2屈服力F2=0.45F1=4950kN，各C型钢阻尼器屈服位移取为2.5mm，屈服后刚度比取为0.0 3。6主桥减震效果分析基于上文确定的光明牛栏江特大桥纵向、横向抗震体系约束布置，对该体系相应减震装置关键力学参数进行了优化分析，确定了减震装置的最终力学参数。此处对该体系下主桥的减震效果进行分析，计算结果如表6 所示。表6 主桥减震效果Tab.6Seismic effects of main bridge采用减不采用减减震率地震响应震措施震措施(%)主桥纵向位移0.752.0262.9塔底纵桥向弯矩520.51024.449.2辅助墩2 纵桥向弯矩24.631.922.9过渡墩纵桥向弯矩19.117.6-8.4下塔柱底横桥向弯237.6297.220.1辅助墩2 横桥向弯矩23.932.125.3过渡墩横桥向弯矩32.751.135.9注：弯矩单位为（10 kNm）；位移单位为m。上述计算结果表明：光明牛栏江特大桥纵向、横向抗震体系约束布置及相应的减震措施力学参数取值较为合理，设计地震作用下得到了较好的减震效果，该体系下各构件按照相关规范验算均满足规范要求。7结论（1）本文结合现有斜拉桥纵、横向抗震体系研究成果，对一座高烈度地区高塔半飘浮体系斜拉桥进行抗震设计，表明通过设置合理的纵、横向减震装置可以实现该类型桥梁的减震抗震设计。Jun.EarthquakeResistant Engineerinand Retrofitting2023142.2023年6 月工程抗震与加固改造（2）纵桥向多点位设置不同吨位液体黏滞阻尼器可以有效控制高塔斜拉桥设计地震作用下的纵向位移和内力响应，从而达到良好的抗震设计效果。（3）横向钢阻尼器可以有效降低设计地震作用下高塔斜拉桥的横桥向地震响应，从而保证结构各构件达到合理的抗震设计要求。（4)各个减震措施的关键力学参数应同时兼顾地震作用下结构的位移、内力来综合选取，保证减小结构地震作用下内力响应的同时，不使结构在地震作用下产生过大的位移。参考文献(References)：1刘士林，王似舜，顾安邦，等斜拉桥设计M北京：人民交通出版社，2 0 0 6Liu Shi-lin,Wang Si-shun,Gu An-bang,et al.Designof cablestayedbridge M .Be ijin g:ChinaCommunications Press,2006(in Chinese)2管仲国，李建中.大跨度桥梁抗震体系研究J.中国科学：技术科学，2 0 2 1,51（5）：49 3-50 4GuanZhong-guo,LiJian-zhong.Advancesinearthquake resisting systems for long-span bridges J.Scientia Sinica:Technologica,2021,51(5):493-504(in Chinese)3李建中，袁万城.斜拉桥减震、耗能体系非线性纵向地震反应分析J.中国公路学报，19 9 8，11（1）：7 3-78Li Jian-zhong,Yuan Wan-cheng.Nonlinear longitudinalseismic response analysis of cable-stayed bridge systemswith energy dissipation J.China Journal of Highwayand Transport,1998,11(1):73-78(in Chinese)4黄永福，马健，夏支贤.强震区中等跨度斜拉桥抗震体系研究J.振动与冲击，2 0 2 0,39（15）：2 37-2 42Huang Yong-fu,Ma Jian,Xia Zhi-xian.Aseismicsystem of medium-span cable-stayed bridge in 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