大跨懸索橋塔梁縱向位移控制阻尼器病害分析

宗海， 龐振浩， 茅建校， 王浩

(1.東南大學(xué) 交通學(xué)院, 江蘇 南京 211189； 2.南京公路發(fā)展(集團(tuán))有限公司, 江蘇 南京 210031； 3.東南大學(xué) 混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 江蘇 南京 211189； 4.東南大學(xué) 橋梁研究中心, 江蘇 南京 211189)

大跨度縱飄懸索橋在風(fēng)、車輛、地震和溫度等荷載的持續(xù)作用下會(huì)產(chǎn)生較大的縱向位移[1]。過大的縱向位移會(huì)影響橋梁的正常運(yùn)營與使用。為了對懸索橋的縱向振動(dòng)進(jìn)行抑制，通常在塔梁間增設(shè)縱向約束裝置[2]。常用的縱向振動(dòng)控制裝置包括彈性拉索和縱向阻尼器。彈性拉索能有效地對橋梁的縱向振動(dòng)進(jìn)行抑制并改善行車舒適性，但過度的約束會(huì)使橋梁結(jié)構(gòu)的內(nèi)力增大[3]?？v向阻尼器的種類較多，包括鉛擠壓阻尼器、鋼阻尼器、摩擦阻尼器以及黏滯阻尼器等。在大跨度橋梁結(jié)構(gòu)中，黏滯阻尼器的使用較為廣泛[4]。通過對黏滯阻尼器的各技術(shù)參數(shù)進(jìn)行設(shè)置，能夠滿足橋梁在動(dòng)力荷載作用下的減震消能要求。一系列研究表明[5-8]，黏滯阻尼器能對大跨度懸索橋的縱飄進(jìn)行有效的抑制，并且提高橋梁的抗震能力和改善伸縮縫的性能，從而延長懸索橋的使用壽命。

主梁長期頻繁的振動(dòng)可能會(huì)造成縱向阻尼器[9]和伸縮縫[10]等附屬結(jié)構(gòu)的性能退化和疲勞破壞。江陰長江大橋通車4年便出現(xiàn)了伸縮縫損傷。為實(shí)現(xiàn)對主梁的振動(dòng)控制，在塔梁處加裝了4個(gè)縱向粘滯阻尼器，但在阻尼器使用數(shù)年后出現(xiàn)了漏油性能退化的現(xiàn)象[11]。累積縱向振動(dòng)位移過大和沖擊作用會(huì)引起伸縮縫的損壞，潤揚(yáng)長江大橋在通車僅3年后也發(fā)現(xiàn)伸縮縫部分構(gòu)件損壞的現(xiàn)象[6]。由此可見，大跨度橋梁中阻尼器病害現(xiàn)象并不鮮見。然而，對大跨度橋梁阻尼器的監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行科學(xué)分析、建立合理的阻尼器健康狀態(tài)指標(biāo)和阻尼器病害的原因分析等方面的研究還很欠缺。阻尼器直接關(guān)系著其在各種荷載作用下的安全性能和使用性能，是保證實(shí)現(xiàn)預(yù)期設(shè)計(jì)功能的關(guān)鍵。目前的研究多數(shù)是對加裝阻尼器前后的結(jié)構(gòu)振動(dòng)進(jìn)行對比，并未涉及阻尼器病害的分析。因此，仍需結(jié)合橋梁檢/監(jiān)測數(shù)據(jù)深入分析縱向阻尼器的工作性能，以保障橋梁約束體系的穩(wěn)定與可靠工作。

本文以某大跨度懸索橋?yàn)楣こ瘫尘?，圍繞該橋橋塔與主梁連接處縱向阻尼器的設(shè)計(jì)更換工程，針對工作性能與維修改進(jìn)案例開展深入分析。著重分析其運(yùn)營期間發(fā)生病害的原因，提出阻尼器改進(jìn)優(yōu)化的方案，并且通過對比阻尼器改進(jìn)前后的實(shí)測數(shù)據(jù)，對塔梁結(jié)合處縱向位移進(jìn)行分析。本研究可為類似大跨度橋梁縱向阻尼器的設(shè)計(jì)、安裝與維護(hù)提供有效的參考。

1 大跨度懸索橋縱向阻尼器病害

1.1 工程背景

某跨長江懸索橋是世界上首次采用三跨連續(xù)彈性支承體系的鋼箱加勁梁懸索橋，索塔采用混合式結(jié)構(gòu)形式[12]，塔高228.4 m，跨徑布置由北往南依次為576.2 m+1 418 m+481.8 m[13]，全長2 476 m，該橋的總體布置如圖1所示。

圖1 大跨度懸索橋總體布置Fig.1 General layout of the long span suspension bridge

為了控制大橋在溫度、風(fēng)和車輛等作用下的位移和保障橋梁的安全穩(wěn)定運(yùn)營，在該橋的塔梁連接處設(shè)置了位移約束裝置，主要包括豎向彈性支撐、橫向支撐和縱向阻尼器，如圖2所示。為改善梁穿越索塔時(shí)因主纜角度轉(zhuǎn)動(dòng)引起的活載彎矩，增加結(jié)構(gòu)反對稱扭轉(zhuǎn)剛度，利用設(shè)置在索塔下橫梁的豎向彈性支撐形成彈性支承體系，如圖2(a)所示。考慮到橫橋向風(fēng)荷載對鋼箱梁的影響，大橋在索塔與鋼箱梁之間設(shè)置橫向支撐，如圖2所示。同時(shí)，為了對鋼箱梁縱飄位移進(jìn)行限制，在鋼箱梁兩側(cè)的塔梁結(jié)合處設(shè)置縱向阻尼器，如圖2(b)所示。

圖2 大跨度懸索橋塔-梁連接位置處位移約束裝置構(gòu)造Fig.2 Diagram of displacement restraint devices at tower-main girder connection position of the long span suspension bridge

在大跨度橋梁中，縱向阻尼器的存在可以減小車輛或風(fēng)致位移、改善伸縮縫使用性能和提高大橋的抗震能力。在本文中，大橋的縱向阻尼器在一端支撐于索塔、一端支撐于鋼箱梁，兩端均為無轉(zhuǎn)動(dòng)約束的鉸接連接形式，如圖2(b)所示。其細(xì)部構(gòu)造為：阻尼器兩端設(shè)連接耳板，索塔上設(shè)叉耳，叉耳通過預(yù)埋螺栓錨固于索塔上，鋼箱梁上設(shè)連接牛腿，阻尼器連接耳板伸入叉耳和連接牛腿間，通過銷軸和止動(dòng)擋板固定螺栓連接。在阻尼器連接耳板孔內(nèi)設(shè)置關(guān)節(jié)軸承，適應(yīng)轉(zhuǎn)動(dòng)要求，如圖3所示。

圖3 原阻尼器結(jié)構(gòu)和連接細(xì)部結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Diagram of the structures of the original damper and connection details

1.2 縱向阻尼器病害

在大跨度橋梁運(yùn)營過程中，橋梁阻尼器發(fā)生病害后的維修和更換等操作是橋梁管理的常規(guī)內(nèi)容。2013年年初，江陰大橋梁端阻尼器存在漏油現(xiàn)象且逐漸嚴(yán)重。2018年8月，受臺(tái)風(fēng)“溫比亞”的影響，蘇通大橋個(gè)別斜拉索阻尼器連接螺栓滑絲脫落。2021年8月，荊岳大橋北岸索塔處的橋梁粘滯式阻尼器存在異響現(xiàn)象。1995年神戶大地震后，針對名港跨海大橋不能滿足最新抗震要求，相關(guān)部門還對名港西大橋原有的減隔震支座和縱向黏滯阻尼器進(jìn)行了優(yōu)化和更換。由此可見，大跨度橋梁阻尼器病害時(shí)有發(fā)生，使得結(jié)構(gòu)整體或局部產(chǎn)生超幅振動(dòng)，從而影響橋梁安全運(yùn)營。目前，阻尼器病害治理措施主要依賴于簡單的更換或修復(fù)，缺乏對其病害機(jī)理的深入分析，關(guān)于阻尼器優(yōu)化的研究也較少。

本文以某大跨度懸索橋?yàn)槔?，對塔梁縱向位移控制阻尼器的病害進(jìn)行分析。某大跨度懸索橋阻尼器系統(tǒng)從2013年起在服役數(shù)年中已經(jīng)多次因失效及故障而進(jìn)行檢修，其中阻尼器耳板折斷問題較為顯著。懸索橋的縱向阻尼器一共有4個(gè)，其位置分別為南塔上游側(cè)、南塔下游側(cè)、北塔上游側(cè)和北塔下游側(cè)。耳板失效在南北塔梁結(jié)合處的縱向阻尼器都有不同程度的體現(xiàn)，其中南塔下游處的阻尼器耳板甚至出現(xiàn)折斷現(xiàn)象。

據(jù)現(xiàn)場觀察，縱向阻尼器的耳板病害是逐步惡化的。首先，阻尼器耳板上的止動(dòng)擋板固定螺栓出現(xiàn)斷裂，此時(shí)阻尼器的基本功能正常，如圖4(a)所示。然后，失去止動(dòng)擋板約束的銷軸會(huì)滑出耳板，此時(shí)阻尼器的軸向荷載僅由一側(cè)耳板承擔(dān)，如圖4(b)所示。最后，阻尼器的耳板出現(xiàn)了折斷現(xiàn)象，此時(shí)阻尼器的功能基本喪失，如圖4(c)所示。折斷的耳板和銷軸等部位裸露在空氣中，在長期的環(huán)境作用下產(chǎn)生了嚴(yán)重的銹蝕，如圖4(d)所示。此外，大橋的4個(gè)阻尼器都發(fā)現(xiàn)了較為嚴(yán)重的漏油現(xiàn)象，漏油的阻尼器無法發(fā)揮其正常功能，如圖4(e)所示。此外，阻尼器防塵外罩存在壓癟現(xiàn)象，如圖4(f)所示。

如果縱向阻尼器存在嚴(yán)重的病害，在日常車輛與脈動(dòng)風(fēng)的動(dòng)態(tài)沖擊作用下的大跨度橋梁失去了減振緩沖，影響其舒適性。當(dāng)遇到罕遇地震，橋梁體系可能因失去阻尼器的耗能能力而出現(xiàn)過大位移，造成結(jié)構(gòu)損傷或破壞。

2 基于監(jiān)測數(shù)據(jù)的阻尼器病害分析

2.1 塔梁處相對位移監(jiān)測

本小節(jié)的主要目的是對塔梁處的相對位移進(jìn)行監(jiān)測，為阻尼器病害的原因分析提供參考依據(jù)。在塔梁連接處布置位移傳感器，分別對塔梁之間的相對橫橋向和豎直向位移進(jìn)行監(jiān)測，采樣頻率為1 Hz，數(shù)據(jù)采集時(shí)間為24 h，見圖5。由圖5可知,橫橋向位移最大值約為25 mm,豎向位移最大值約為60 mm。值得注意的是，塔梁的橫橋向位移在“24 h”對應(yīng)的靜態(tài)位移明顯未能復(fù)位到“0 h”對應(yīng)的位移，如圖5(a)所示。已有研究表明，大跨度橋梁的橫橋向靜態(tài)位移隨橫橋向風(fēng)速的增大而線性增大[14]。對于大跨度懸索橋，主梁受到的橫橋向作用主要是橫橋向風(fēng)荷載。據(jù)此可推測，位移數(shù)據(jù)采集時(shí)橋址區(qū)橫橋向風(fēng)速或風(fēng)向在“6～9 h”的區(qū)段發(fā)生過變化，從而發(fā)生橫橋向位移未能“復(fù)位”的現(xiàn)象?？v向阻尼器安裝于主梁和索塔之間，當(dāng)主梁相對索塔發(fā)生位移，阻尼器也會(huì)隨之而運(yùn)動(dòng)，例如主梁的橫橋向運(yùn)動(dòng)會(huì)使縱向阻尼器沿著通過阻尼器的水平面發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，如圖6所示。

圖4 縱向阻尼器系統(tǒng)失效Fig.4 Failure of longitudinal damper system

圖5 塔梁連接處主梁相對位移Fig.5 Relative displacement of main girder at tower-main girder joint

圖6 阻尼器與主梁的位置關(guān)系Fig.6 Positional diagram of the damper and the main beam

2.2 阻尼器病害分析

由1.2節(jié)可知，耳板失效的具體表現(xiàn)為止動(dòng)擋板固定螺栓斷裂、銷軸滑出和耳板折斷。由圖5可知，大橋主梁與橋塔的豎向相對位移最大值可達(dá)60 mm，將導(dǎo)致阻尼器與水平面的轉(zhuǎn)動(dòng)。因?yàn)槎遢S承孔與銷軸間隙較大無法達(dá)到將銷軸“抱死”的效果，故銷軸跟隨阻尼器發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)。然而，止動(dòng)擋板與耳板緊密貼合，止動(dòng)擋板無法連續(xù)地跟隨銷軸轉(zhuǎn)動(dòng)相同角度，銷軸與止動(dòng)擋板間可能出現(xiàn)相對轉(zhuǎn)動(dòng)，導(dǎo)致螺栓與銷軸間存在相對轉(zhuǎn)動(dòng)，引發(fā)螺栓松動(dòng)。同時(shí)，主梁的橫橋向位移將帶動(dòng)銷軸產(chǎn)生橫橋向運(yùn)動(dòng)傾向，將使固定螺栓承受拉力。由于主梁的橫向運(yùn)動(dòng)是頻繁的振動(dòng)，因此螺栓承受的拉力是一種長期和頻繁的動(dòng)力荷載。根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)，螺栓所受拉力幅度約為200 N。由于固定螺栓直徑較小(M8，8.8級)且橫橋向振動(dòng)平均每天可達(dá)12.7萬次(3個(gè)月平均)，加之由銷軸轉(zhuǎn)動(dòng)導(dǎo)致的螺栓松動(dòng)，該螺栓可能存在小幅值、多次數(shù)的疲勞問題，導(dǎo)致螺栓斷裂，如圖7(b)所示。從現(xiàn)場的檢查結(jié)果來看，固定螺栓端口平整，斷裂部位無明顯的宏觀塑性變形，估計(jì)其破壞原因均為疲勞破壞。

當(dāng)螺栓斷裂后，由于主梁存在橫橋向位移(橫橋向位移最大值約為25 mm，橫橋向位移均值約為15.6 mm)，造成阻尼器耳環(huán)水平力傳至銷軸，產(chǎn)生向耳板面外移動(dòng)趨勢。然而，螺栓的斷裂導(dǎo)致止動(dòng)擋板無法阻止銷軸向外移動(dòng)，最終導(dǎo)致銷軸滑出，如圖7(c)所示。當(dāng)銷軸滑出單側(cè)耳板后，另一側(cè)耳板承受銷軸傳來的全部阻尼力，超出設(shè)計(jì)強(qiáng)度而發(fā)生斷裂，如圖7(d)所示。

圖7 耳板失效過程Fig.7 The failure process of the ear plate

阻尼器漏油現(xiàn)象在以往工程中并不少見[15]，同時(shí)本橋梁原阻尼器安裝時(shí)未充分考慮主梁的橫橋向位移，耳板的間距比較狹小。因此，阻尼器耳環(huán)的轉(zhuǎn)動(dòng)空間不足，阻尼器向心關(guān)節(jié)軸承未能正常發(fā)揮自由轉(zhuǎn)動(dòng)能力，多余的約束力矩傳遞到阻尼器活塞桿，從而使密封圈之間存在受壓大小不均的現(xiàn)象，甚至存在空隙，最終導(dǎo)致油缸內(nèi)的硅油沿著空隙漏出。另外，傳遞至阻尼器防塵外罩的約束力矩，使其一側(cè)受壓。由于該防塵罩設(shè)計(jì)壁厚未考慮該荷載，造成發(fā)生屈曲，表現(xiàn)為局部壓癟。

3 阻尼器改進(jìn)設(shè)計(jì)及效果評價(jià)

前述分析表明，舊阻尼器失效的直接原因是單側(cè)耳板承受全部荷載，從而超出設(shè)計(jì)強(qiáng)度而發(fā)生斷裂，失效的根本原因是阻尼器耳板細(xì)部構(gòu)造設(shè)計(jì)存在缺陷，從而發(fā)生了螺栓斷裂、銷軸滑出和耳板折斷等一系列病害。針對舊阻尼器耳板失效的原因分析，新阻尼器對耳板的細(xì)部構(gòu)造作了改進(jìn)與優(yōu)化。

3.1 耳板的改進(jìn)與優(yōu)化

耳板改進(jìn)與優(yōu)化的內(nèi)容有構(gòu)造措施和補(bǔ)強(qiáng)措施。構(gòu)造措施主要包括以銷軸溝槽卡入擋板代替螺栓連接擋板、增大耳板間距、阻尼器軸承兩側(cè)對銷軸套入擋圈和阻尼器耳環(huán)兩側(cè)設(shè)置摩擦副。補(bǔ)強(qiáng)措施主要包括增大耳板厚度、增大銷軸直徑和耳板外側(cè)設(shè)置加勁肋，具體見表1。

表1 耳板的改進(jìn)優(yōu)化及其作用Table 1 Improvements of the ear plate and their functions

3.2 塔梁相對縱向位移監(jiān)測

結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測系統(tǒng)分別在大橋的南北塔的上下游側(cè)支座處安裝拉線式位移計(jì)，對主梁和索塔的相對縱向(即縱橋向)運(yùn)動(dòng)進(jìn)行監(jiān)測和采集，采樣頻率為1 Hz。針對上下游的拉線式位移計(jì)記錄的數(shù)據(jù)存在缺失的問題，本文采用上下游數(shù)據(jù)的平均值綜合地表示其縱向位移。頻譜分析表明，主梁和索塔的相對縱向位移時(shí)程數(shù)據(jù)的低頻成分(即靜態(tài)位移)中周期為12 h和24 h的信號占主要成分。靜態(tài)位移可通過自回歸滑動(dòng)平均[16](auto-regressive and moving average, ARMA)方法獲得，動(dòng)態(tài)位移可從實(shí)測響應(yīng)減靜態(tài)位移得到。本研究采用卷積型自回歸滑動(dòng)平均[17](convolution type auto-regressive and moving average, CFARMA)模型，其中滑動(dòng)窗口寬度為40 min。本文對2017年北索塔和南索塔支座縱向相對位移進(jìn)行了采集，其時(shí)程曲線見圖8。已有研究表明，大跨度橋梁的主梁動(dòng)態(tài)位移的均方根(root mean square, RMS)可以表征車流量變化[18]。因此，本文采用GPS實(shí)測的大橋主梁跨中豎向動(dòng)態(tài)位移的RMS值表征橋面車輛荷載的動(dòng)態(tài)效應(yīng)。

圖8 2017年北索塔和南索塔支座縱向?qū)崪y位移Fig.8 Measured longitudinal displacements of the north and south towers in 2017

本節(jié)研究了主跨跨中豎向動(dòng)態(tài)位移的RMS與塔梁結(jié)合處縱向動(dòng)態(tài)位移的RMS的關(guān)系?？v向阻尼器的更換時(shí)間約為2017年4～5月，本文分析了2017年1～3月和6～12月的豎向位移和縱向位移的RMS關(guān)系，分別代表阻尼器更換前和更換后，RMS的計(jì)算時(shí)長為1 h，北塔和南塔對應(yīng)的RMS關(guān)系如圖9和圖10。豎向位移和縱向位移的RMS大致成線性關(guān)系。通過最小二乘法擬合得到一次函數(shù)方程式，并計(jì)算散點(diǎn)殘差絕對值的標(biāo)準(zhǔn)差，對于殘差絕對值大于1.96倍標(biāo)準(zhǔn)差的散點(diǎn)定義離異點(diǎn)，予以剔除。計(jì)算表明，阻尼器更換前后，一次函數(shù)的斜率和截距變化不大，北塔和南塔數(shù)據(jù)對應(yīng)斜率均增大0.01，截距分別下降了0.86 mm和0.02 mm，變化甚微。雖然豎向位移和縱向位移的RMS成正相關(guān)，但是該關(guān)系對阻尼器性能變化并不敏感，故在下節(jié)中進(jìn)一步對位移控制效果進(jìn)行評估。

圖9 跨中豎向動(dòng)態(tài)位移和北索塔支座縱向動(dòng)態(tài)位移的RMS關(guān)系Fig.9 RMS of vertical dynamic displacement in the middle span and longitudinal dynamic displacement of the north tower

圖10 跨中豎向動(dòng)態(tài)位移和南索塔支座縱向動(dòng)態(tài)位移的RMS關(guān)系Fig.10 RMS of vertical dynamic displacement in the middle span and longitudinal dynamic displacement of the south tower

3.3 阻尼器位移控制效果分析

為評估改進(jìn)后阻尼器的位移控制效果，本文以GPS數(shù)據(jù)為對象，分析了該橋在阻尼器更換前后的累計(jì)位移變化情況。考慮到塔梁結(jié)合處主塔的縱向位移較小，本文以主梁主跨1/4處的縱向位移代表塔梁相對位移進(jìn)行后續(xù)分析。圖11給出了2016年11月、2018年11月和2019年11月的主跨1/4處縱向位移的累計(jì)位移數(shù)據(jù)。結(jié)果表明，阻尼器更換后，累計(jì)位移出現(xiàn)減少的趨勢。2016年11月的平均日累計(jì)位移為12.36 m，2018年11月和2019年11月的平均日累計(jì)位移分別為11.56 m和11.24 m，分別同比下降6.47%和9.06%。累計(jì)位移方面，與2016年11月相比，2018年11月和2019年11月分別同比下降6.53%和9.10%?？傮w而言，新阻尼器對主梁縱向運(yùn)動(dòng)的振動(dòng)控制效果較好。

圖11 阻尼器更換前后的其累計(jì)位移Fig.11 Longitudinal displacement of damper before and after replacement

4 結(jié)論

1) 塔梁處相對位移監(jiān)測數(shù)據(jù)表明，塔梁連接處的相對位移較大，橫橋向和豎直向的最大相對位移分別約為25 mm和60 mm。

2) 耳板折斷的直接原因是塔梁相對位移較大，造成阻尼器的止動(dòng)擋板固定螺栓斷裂、銷軸滑出，單側(cè)耳板受力破壞，根本原因是阻尼器耳板細(xì)部構(gòu)造設(shè)計(jì)存在缺陷，主梁的橫橋向和豎向的運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致阻尼器發(fā)生了螺栓斷裂、銷軸滑出和耳板折斷等一系列病害。

3) 新阻尼器對耳板的細(xì)部構(gòu)造進(jìn)行了優(yōu)化，包括構(gòu)造措施和補(bǔ)強(qiáng)措施。前者主要包括以銷軸溝槽卡入擋板代替螺栓連接擋板、增大耳板間距、阻尼器軸承兩側(cè)對銷軸套入擋圈和阻尼器耳環(huán)兩側(cè)設(shè)置摩擦副;后者主要包括增大耳板厚度、增大銷軸直徑和耳板外側(cè)設(shè)置加勁肋。

4) 與2016年11月相比，2018年11月和2019年11月的累計(jì)位移(或日累計(jì)位移)分別同比下降約6.5%和9.1%，表明新阻尼器對主梁縱向位移的控制效果較原有阻尼器更好。