動(dòng)水壓力對(duì)高烈度區(qū)大跨度懸索橋阻尼減震性能的影響

鄭成成，陳永祁，鄭久建

(1.北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)試驗(yàn)室,北京 100124; 2.北京奇太振控科技發(fā)展有限公司,北京 100037; 3.燕山大學(xué)建筑工程與力學(xué)學(xué)院,河北秦皇島 066004)

近年來,隨著我國公路和鐵路工程建設(shè)加快,跨越庫區(qū)水系的深水大跨度橋梁越來越多,部分橋梁還位于高烈度地震區(qū)。與一般陸上橋梁不同,受水庫蓄水影響,庫區(qū)大跨度橋梁的橋塔(墩)在很長一段時(shí)間內(nèi)浸水深度在5 m以上,在此期間不排除發(fā)生地震的可能[1]。尤其對(duì)于高烈度區(qū)的深水大跨度橋梁而言,地震在使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大位移和內(nèi)力響應(yīng)的同時(shí),可能會(huì)引起結(jié)構(gòu)與周圍水體發(fā)生相互作用并產(chǎn)生動(dòng)水壓力。此外,很多大跨度橋梁常采用黏滯阻尼器進(jìn)行結(jié)構(gòu)減震,因此,研究動(dòng)水壓力對(duì)大跨度橋梁地震響應(yīng)及阻尼減震效果的影響很有必要。

目前國內(nèi)外在深水橋梁抗震研究方面已取得一些進(jìn)展。袁萬城等[2]在考慮地震動(dòng)空間效應(yīng)的基礎(chǔ)上,研究了拉索減震體系的減震效果及動(dòng)水壓力對(duì)深水大跨橋梁地震響應(yīng)的影響;趙秋紅等[3]詳細(xì)分析了水與結(jié)構(gòu)作用機(jī)理和分析方法,比較了不同規(guī)范中計(jì)算動(dòng)水壓力的方法及存在的不足;高立寶等[4]對(duì)比研究了不同規(guī)范中地震動(dòng)附加動(dòng)水質(zhì)量的差異性和計(jì)算精度;LI等[5]基于Morison勢(shì)流體理論,提出了一種新的流體動(dòng)力計(jì)算簡(jiǎn)化方法,并通過橋梁模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)簡(jiǎn)化方法進(jìn)行了驗(yàn)證,研究表明動(dòng)水壓力對(duì)深水橋梁抗震的影響不能被忽視;WU等[6]通過考慮樁-土相互作用(PSI)、動(dòng)水壓力及二者的耦聯(lián)作用,研究了深水高墩大跨連續(xù)剛構(gòu)橋梁的地震易損性;馬安財(cái)?shù)萚7]通過建立考慮動(dòng)水壓力的二自由度的連續(xù)梁橋簡(jiǎn)化模型,研究了動(dòng)水壓力對(duì)減震橋梁地震反應(yīng)的影響。

目前針對(duì)高烈度地震區(qū)動(dòng)水壓力對(duì)深水大跨度橋梁阻尼減震性能的影響研究較少,因此,以一座深水大跨度懸索橋?yàn)檠芯繉?duì)象,從分析阻尼減震原理和附加動(dòng)水質(zhì)量計(jì)算方法出發(fā),通過建立不同的橋梁結(jié)構(gòu)體系分析模型,研究動(dòng)水壓力對(duì)大跨度懸索橋地震響應(yīng)和阻尼器減震性能的影響。

1 黏滯阻尼減震設(shè)計(jì)原理

1.1 黏滯材料耗能機(jī)理

黏滯阻尼器主要利用缸體內(nèi)的液體硅油進(jìn)行耗能減震。硅油作為一種黏滯材料,在地震作用下的應(yīng)力和應(yīng)變之間存在0～π/2的相位差,使其既具有彈性材料儲(chǔ)存能量的特性,也具有黏性材料耗散能量的特性[8]。工作滯回曲線如圖1所示。

圖1 黏滯材料的τ-γ關(guān)系曲線

1.2 黏滯阻尼減震原理

阻尼是結(jié)構(gòu)振動(dòng)衰減的根本原因,但其特性復(fù)雜,很難在實(shí)際結(jié)構(gòu)中準(zhǔn)確計(jì)算。在眾多阻尼理論中,復(fù)阻尼理論和黏滯阻尼理論是目前應(yīng)用較為廣泛的兩種線性阻尼理論。然而,復(fù)阻尼理論一般只適用于簡(jiǎn)諧振動(dòng)或有限頻帶內(nèi)的振動(dòng)分析,由于引入了復(fù)剛度,對(duì)一般結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)來說計(jì)算較為復(fù)雜,因此應(yīng)用不多[9]。黏滯阻尼理論將阻尼理想化為阻尼力與速度成正比的形式,概念清晰且計(jì)算簡(jiǎn)便,在結(jié)構(gòu)分析時(shí)可假定阻尼器附加的黏滯阻尼與結(jié)構(gòu)本身的阻尼具有一致性,因此,被廣泛應(yīng)用于橋梁的抗震設(shè)計(jì)[10]。結(jié)構(gòu)利用黏滯阻尼減震的原理可以通過單質(zhì)點(diǎn)體系SDOF振動(dòng)分析來闡明,其運(yùn)動(dòng)方程為

(1)

或

(2)

當(dāng)f(t)=f0sinθt時(shí),方程的穩(wěn)態(tài)解可表示為

(3)

(4)

1.3 黏滯阻尼器理論計(jì)算模型

黏滯阻尼器理論計(jì)算公式的量化是其在土木工程領(lǐng)域進(jìn)行實(shí)踐應(yīng)用的前提條件。Makris和Constantinou基于Maxwell模型提出了黏滯阻尼器的計(jì)算模型并對(duì)其逐步進(jìn)行完善和簡(jiǎn)化[11-12]。在受迫振動(dòng)下,液體在阻尼器密封缸體內(nèi)高速流過阻尼孔的行為,可采用流體動(dòng)力學(xué)Navier-Stokes方程進(jìn)行描述。對(duì)于理想的直阻尼孔,Makris認(rèn)為可考慮兩種極端情況,一種是適用于液體黏度較低、間隙相對(duì)較大、液體在小孔流徑較短或高流速情況下的慣性流理論。基于此理論,可將Navier方程進(jìn)行簡(jiǎn)化,并考慮較低頻率情況,而液體加速流過小孔通道產(chǎn)生的慣性力是阻尼力的唯一來源,可用下式表示

P=bp12

(5)

式中,p12為油腔1和油腔2之間的壓強(qiáng)差;b為考慮了活塞頭面積Ap、活塞桿截面積Ar、小孔面積A1、小孔數(shù)量n、控制閥面積A2以及孔隙和調(diào)節(jié)閥的調(diào)節(jié)系數(shù)Cd1和Cd2的函數(shù)。

活塞頭兩端的壓強(qiáng)差可表示如下,其與速度平方成正比關(guān)系,因此,當(dāng)速度很高時(shí)阻尼力會(huì)急劇增大,不適用于實(shí)際工程。

(6)

另一種可歸納為適用于液體黏度較高、相對(duì)間隙較小、液體在小孔流徑較長或低流速情況的黏性流理論。在此情況下,阻尼器響應(yīng)符合以下計(jì)算關(guān)系,其消能作用也主要依靠液體流經(jīng)通道產(chǎn)生的黏性作用來實(shí)現(xiàn)。

(7)

(8)

式中,Pz為黏滯阻尼力;μ為液體黏度;C為阻尼系數(shù);Lp、Rp、h分別為活塞頭長度、半徑及間隙寬度。

以上分析主要基于阻尼器的幾何特性以及液體的本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行討論。一般采用長直孔的阻尼器只能表現(xiàn)出線性特征,但實(shí)際工程中結(jié)構(gòu)在外荷載作用下的動(dòng)力特性常表現(xiàn)為非線性。因此,為準(zhǔn)確描述結(jié)構(gòu)的非線性動(dòng)力行為,黏滯阻尼器通過采用一系列特殊形狀的孔道改變液體的流速特性,使輸出的阻尼力與速度的平方不再成比例而表現(xiàn)為非線性。此時(shí),阻尼器的力學(xué)性能主要由阻尼系數(shù)C和速度指數(shù)α決定,影響關(guān)系如圖2～圖4所示,其本構(gòu)關(guān)系可表示為[13]

圖2 阻尼系數(shù)與阻尼器工作性能的關(guān)系

圖3 速度指數(shù)與阻尼器工作性能的關(guān)系

圖4 C與α同時(shí)變化對(duì)阻尼器工作性能的影響

F=CVα

(9)

式中,α為速度指數(shù),常用取值范圍在0.3～1.0之間。

2 水與結(jié)構(gòu)相互作用分析方法

水與結(jié)構(gòu)相互作用在橋梁上主要體現(xiàn)為橋墩(塔)與水之間的耦合作用,其本質(zhì)為橋墩因地震作用產(chǎn)生的受迫振動(dòng)引起周圍水體壓力變化,形成了水對(duì)橋墩的反作用力和力矩[14]。動(dòng)水壓力對(duì)橋墩施加的作用可以表示為橋墩質(zhì)量矩陣的變化,因此,可以通過附加質(zhì)量的方式模擬水壓力對(duì)橋墩的動(dòng)力作用。目前計(jì)算水與結(jié)構(gòu)相互作用的分析方法主要有以下4種。

2.1 基于Morison方程法

Morison方程法假設(shè)結(jié)構(gòu)物為剛體,靜止剛體和運(yùn)動(dòng)剛體在不穩(wěn)定流中受到的作用力分別為[15]

(10)

(11)

式中,FI為慣性力,是不穩(wěn)定流體壓力場(chǎng)Froude-Krylov力和附加水慣性力之和;FD為黏性流體的拖拽力。

Morison方程考慮了流體黏性形成的拖拽力,但僅作為一個(gè)半經(jīng)驗(yàn)公式。且從式(10)和式(11)可以看出,Morison方程在實(shí)際應(yīng)用中主要存在2個(gè)困難,一是系數(shù)Cm和Cd的確定;二是相對(duì)速度和加速度的計(jì)算。LIU[16]指出,Cm和Cd在實(shí)際流體中應(yīng)該是時(shí)間t的函數(shù),此外,雷諾數(shù)、表面粗糙程度和邊界層情況的影響也不可忽略。然而在實(shí)際應(yīng)用中,為設(shè)計(jì)方便,常取Cm和Cd為定值。

2.2 解析法

根據(jù)水中橋墩需要滿足的各種邊界條件,通過對(duì)流體應(yīng)滿足的三維Laplace方程求解,可求得圓柱形橋墩的解析解如下[17]

ma=(ρwπr2)×

(12)

其中

αm=(2m-1)π/2

(13)

(14)

式中,z為截面距底面的距離;H為水深;ρw為水的密度;r為截面半徑;Kn為改進(jìn)的n階貝塞爾函數(shù)。

對(duì)于其他截面形狀的橋墩,GOYAL[18]將水域分為內(nèi)、外兩部分,取其間邊界為圓柱面,邊界內(nèi)水和結(jié)構(gòu)采用有限元方法離散,邊界內(nèi)建立流固耦合模型,邊界上采用解析解得動(dòng)水壓力作為邊界條件,從而得到半解析半數(shù)值的解法。

此外,賴偉[19]通過推理提出了一種新的計(jì)算動(dòng)水壓力的解析方法如下

(15)

式中,[m(1)]和[m(2)]分別為水下剛體附加質(zhì)量矩陣和彈性附加質(zhì)量矩陣。

[m(1)]是對(duì)角陣,其對(duì)角元素為

(i=1,2,…,K-1)

(16)

[m(2)]中各元素為

(i=1,2,…,K-1)

(17)

2.3 規(guī)范法

GB 50111—2006《鐵路工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》第7.2.7條給出了橋墩浸水深度超過5 m時(shí),受到的地震動(dòng)水壓力計(jì)算方法如下

(18)

式中,Ci為橋梁的重要性系數(shù);α為水平地震基本加速度;hi為橋墩水下部分高度;H為橋墩整體高度;mw為橋墩單位高度水的附加質(zhì)量;γ1為橋墩計(jì)算方向的振型參與系數(shù);β1為橋墩計(jì)算方向的動(dòng)力放大系數(shù);hw為常水位深度;γw為水的重度;A為橋墩截面面積。

2.4 數(shù)值法

數(shù)值法以有限元或邊界元為主,需要同時(shí)建立結(jié)構(gòu)與水的流固耦合模型,并對(duì)廣泛水域進(jìn)行離散,計(jì)算量較大,一般適合較復(fù)雜的流固耦合分析。

3 案例分析

以跨越某庫區(qū)河流的一座大跨度上承式鋼桁梁鐵路懸索橋?yàn)楣こ瘫尘?三跨連續(xù)加勁梁布置為(110+660+98) m,如圖5所示。主纜垂跨比1/10,矢高66 m,僅在主跨660 m區(qū)域設(shè)置吊索。平行主纜和鋼梁主桁的橫向中心距均為25 m。主纜和吊索均采用設(shè)計(jì)強(qiáng)度為1 670 MPa的高強(qiáng)度鋼絲。橋塔采用雙柱式門式框架結(jié)構(gòu),截面采用類矩形空心截面形式,其中南塔上塔柱和下塔柱截面尺寸變化如圖6所示。南岸橋塔高191 m,北岸橋塔高147 m。主塔采用分離式嵌固式樁基礎(chǔ),橋臺(tái)采用分離式橋臺(tái)。兩岸均采用隧道錨碇。三跨加勁梁采用全飄浮結(jié)構(gòu)體系,在橋臺(tái)及橋塔位置設(shè)置豎向支座和縱向活動(dòng)支座,在塔梁間設(shè)置縱向黏滯阻尼器。以水庫常年蓄水位1 999 m考慮,南岸側(cè)橋塔的水下深度為62.46 m,北岸側(cè)橋塔的水下深度為18.46 m。采用Midas/civil分別建立不考慮動(dòng)水壓力和考慮動(dòng)水壓力作用的計(jì)算模型,如圖7所示,前5階自振特性如表1所示。

表1 懸索橋自振特性

圖5 懸索橋總體布置(單位:m)

圖6 南塔柱變截面尺寸(單位:cm)

圖7 懸索橋計(jì)算模型

4 計(jì)算橋塔附加動(dòng)水質(zhì)量

目前計(jì)算地震動(dòng)附加動(dòng)水質(zhì)量的方法很多,且各有優(yōu)缺點(diǎn)。其中基于Morison公式的方法雖較為簡(jiǎn)潔,但經(jīng)驗(yàn)成分太多,難以保證計(jì)算精度;數(shù)值法主要采用流固耦合有限元方法進(jìn)行計(jì)算,不僅理論復(fù)雜且計(jì)算量很大,難以在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中廣泛采用;規(guī)范法計(jì)算簡(jiǎn)單,但僅適用于圓形或圓端形橋墩;解析法從波動(dòng)理論出發(fā),通過適當(dāng)假設(shè),導(dǎo)出橋墩附加動(dòng)水質(zhì)量的表達(dá)式,是較為推崇的方法之一[20]。綜合以上原因,為確定合理的墩水耦合作用方式,分別采用解析法和規(guī)范法計(jì)算懸索橋南、北兩側(cè)橋塔順橋向的附加動(dòng)水質(zhì)量,并進(jìn)行分析比較,其結(jié)果如圖8所示。計(jì)算結(jié)果表明,與解析法相比,采用規(guī)范法得到的橋墩順橋向附加動(dòng)水質(zhì)量偏小,最大偏差甚至達(dá)到了48%左右。這主要因?yàn)橐?guī)范法是基于經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的附加動(dòng)水質(zhì)量,理論基礎(chǔ)不夠清晰且未說明用于時(shí)程計(jì)算時(shí)考慮墩水相互作用的影響。因此,將根據(jù)解析法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行地震作用下懸索橋墩水耦合作用分析,并研究動(dòng)水壓力對(duì)黏滯阻尼器減震性能的影響。

圖8 計(jì)算附加動(dòng)水質(zhì)量

5 地震-動(dòng)水壓力耦合響應(yīng)分析

懸索橋位于高烈度地震區(qū),且由于采用了全飄浮結(jié)構(gòu)體系,鋼桁梁在地震荷載作用下的順橋向位移響應(yīng)較大,因此,本文主要考慮順橋向的墩水耦合作用。根據(jù)前期計(jì)算結(jié)果,并綜合考慮阻尼器參數(shù)對(duì)減震效果、阻尼器制造及安裝難度、經(jīng)濟(jì)性等因素影響后,決定在南、北兩側(cè)橋塔與鋼桁梁之間各設(shè)置4個(gè)阻尼系數(shù)為4 000 kN·s/m、速度指數(shù)為0.3的縱向液體黏滯阻尼器,全橋共計(jì)8個(gè)。采用安評(píng)報(bào)告提供的3條100年超越概率3%的地震動(dòng)時(shí)程作為激勵(lì)荷載(圖9),通過分析4種不同工況下的懸索橋地震響應(yīng),研究動(dòng)水壓力對(duì)結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)及阻尼器減震效果的影響,其中反應(yīng)最大的一組地震波的計(jì)算結(jié)果如表2所示。

圖9 罕遇地震動(dòng)時(shí)程

由表2結(jié)果表明,在塔梁間設(shè)置黏滯阻尼器能有效減小鋼桁梁的縱向位移,而動(dòng)水壓力作用對(duì)鋼桁梁的位移響應(yīng)基本無影響;動(dòng)水壓力增大了橋塔的地震響應(yīng),相比對(duì)塔頂位移的影響,其對(duì)塔頂振動(dòng)速度的增大效果更明顯,不過在主纜拉力約束下,無阻尼減震時(shí)的塔頂縱向位移和速度響應(yīng)也并不十分強(qiáng)烈;由于采用了全飄浮體系,地震作用下的塔梁間相對(duì)位移較大,而動(dòng)水壓力進(jìn)一步擴(kuò)大了這一影響;剪力和彎矩作為表征橋塔地震內(nèi)力響應(yīng)的關(guān)鍵指標(biāo),動(dòng)水壓力作用下的塔底剪力和彎矩均有不同程度的增大,其中浸水深度較大的南塔底部剪力最大增幅43.76%(北塔為9.21%),彎矩最大增幅28.12%(北塔為0.48%);主纜作為主要的傳力和受拉構(gòu)件,動(dòng)水壓力使其地震應(yīng)力響應(yīng)也有所增大,且表現(xiàn)出北岸側(cè)主纜拉應(yīng)力比南岸側(cè)主纜拉應(yīng)力大,這使得北塔頂?shù)卣鹞灰祈憫?yīng)大于南塔頂位移;動(dòng)水壓力在增大結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的同時(shí),也進(jìn)一步增大了減震阻尼器的阻尼力和變形位移。此外,受橋塔浸水深度的影響,動(dòng)水壓力對(duì)南岸側(cè)橋塔地震響應(yīng)的影響比北岸側(cè)橋塔顯著。

圖10給出了大跨度懸索橋采用不同結(jié)構(gòu)體系時(shí),橋塔水下部分的地震位移響應(yīng)受水深的影響規(guī)律。橋塔底部即浸水最深處的縱向位移為零,隨著遠(yuǎn)離底部約束的距離增加,浸水橋塔受到的整體動(dòng)水壓力越來越大,對(duì)橋塔縱向地震位移的增量效應(yīng)也越來越顯著。與無阻尼結(jié)構(gòu)體系相比,設(shè)置黏滯阻尼器能在一定程度上減小動(dòng)水壓力造成的橋塔位移,這一現(xiàn)象隨著橋塔浸水深度的增加也變得越來越明顯,如圖11(a)中所示。此外,從圖11也可以看出,因塔底土石和塔頂主纜的縱向約束,使橋塔在地震-動(dòng)水壓力作用下的縱向位移自下而上(以無阻尼動(dòng)水結(jié)構(gòu)體系下的南塔為例,其塔底位移為0 m,塔梁結(jié)合處位移為0.53 m,塔頂位移為0.16 m)呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì),且最大位移響應(yīng)靠近塔梁結(jié)合處,即橋塔整體位移響應(yīng)曲線符合“凸”形變化規(guī)律。因此,在塔梁結(jié)合處設(shè)置黏滯阻尼器能對(duì)較大的縱向位移起到控制作用。

圖10 浸水深度對(duì)橋塔位移響應(yīng)的影響

圖11 橋塔縱向位移

6 動(dòng)水壓力對(duì)阻尼器減震性能的影響

為研究動(dòng)水壓力對(duì)黏滯阻尼器減震性能的影響,對(duì)設(shè)置在南、北岸兩側(cè)塔梁間黏滯阻尼器在罕遇地震作用下的工作滯回曲線進(jìn)行分析,如圖12所示。從圖12可以看出,阻尼器的滯回曲線較為飽滿,說明其工作狀態(tài)穩(wěn)定,且因地震強(qiáng)度較大,阻尼器的阻尼力和變形均較大,尤其是設(shè)置在塔高更高的南塔與鋼桁梁間的黏滯阻尼器。從滯回曲線的包絡(luò)情況看,動(dòng)水壓力進(jìn)一步增大了阻尼器的力與位移響應(yīng),其中,南塔處阻尼器的阻尼力最大增幅為2.21%,位移最大增幅為8.33%,北塔處阻尼器的阻尼力最大增幅為0.26%,位移最大增幅為4.26%。由于南岸側(cè)橋塔浸水深度接近北岸側(cè)橋塔的3.4倍,使其受到的動(dòng)水壓力影響更大。而黏滯阻尼器作為主要的受力和耗能構(gòu)件,承受著很大的地震能量沖擊,特別在高烈度地震區(qū),一旦受力或變形超限,阻尼器很可能發(fā)生破壞(密封失效而漏油),導(dǎo)致減震性能下降。因此,對(duì)于地震-動(dòng)水壓力作用顯著的深水大跨度橋梁,在采用黏滯阻尼器耗能減震時(shí),不能忽視動(dòng)水壓力對(duì)阻尼器工作性能的影響,必須預(yù)留一定的安全儲(chǔ)備空間。

圖12 動(dòng)水壓力對(duì)阻尼器變形及阻尼力的影響

阻尼是結(jié)構(gòu)振動(dòng)衰減的根本原因,而阻尼比作為表征結(jié)構(gòu)耗散振動(dòng)能量的基本特性之一,直接影響著結(jié)構(gòu)的動(dòng)力行為[21]。黏滯阻尼器通過黏滯材料吸收地震能量,附加給結(jié)構(gòu)額外的阻尼比來增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的抗震能力。為研究動(dòng)水壓力對(duì)阻尼比的影響,采用應(yīng)變能法分別計(jì)算了無動(dòng)水壓力和有動(dòng)水壓力作用的減震橋梁結(jié)構(gòu)附加阻尼比,如圖13所示。從圖13可以看出,在動(dòng)水壓力作用下減震橋梁結(jié)構(gòu)的阻尼耗能Ed在整個(gè)能量體系中的占比有所增加,由36.9%上升至38.0%,附加阻尼比也由0.047 8上升到0.049 9,增幅在4.39%左右。附加阻尼比的增大,一方面說明動(dòng)水壓力進(jìn)一步激發(fā)了黏滯阻尼器的耗能能力,另一方面也表明黏滯阻尼器能對(duì)地震動(dòng)水壓力引起的結(jié)構(gòu)振動(dòng)做出反應(yīng),并通過附加阻尼的方式加速振動(dòng)衰減。

圖13 地震能量響應(yīng)時(shí)程曲線

7 結(jié)論

采用附加質(zhì)量的方式,研究了地震動(dòng)水壓力對(duì)高烈度區(qū)大跨度深水懸索橋結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)和黏滯阻尼器減震性能的影響,得到如下結(jié)論。

(1)地震激發(fā)的動(dòng)水壓力進(jìn)一步增大了橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。相比結(jié)構(gòu)位移,動(dòng)水壓力對(duì)橋塔的內(nèi)力響應(yīng)影響更大,且隨著浸水深度增加變得愈加明顯。

(2)動(dòng)水壓力的存在進(jìn)一步擴(kuò)大了阻尼器減震時(shí)的工作滯回面積。相比阻尼力,動(dòng)水壓力對(duì)阻尼器變形位移的增幅效果更顯著。因此,深水大跨度橋梁在采用黏滯阻尼器進(jìn)行結(jié)構(gòu)減震時(shí),應(yīng)考慮地震動(dòng)水壓力的影響,避免阻尼器發(fā)生超限破壞。

(3)在理論層面上詳細(xì)分析了阻尼器基于黏滯阻尼原理用于高烈度地震區(qū)大跨度懸索橋抗震的可行性。討論了實(shí)際工程中計(jì)算深水橋梁墩水耦合作用的有效方法。在地震動(dòng)水壓力影響評(píng)估、阻尼器參數(shù)設(shè)計(jì)與安置等方面,為類似深水大跨度懸索橋的減震方案制定提供參考。

由于在計(jì)算時(shí)采用了一致地震激勵(lì),未考慮“V”形峽谷地形對(duì)地震動(dòng)空間變化的影響,橋梁地震響應(yīng)結(jié)果存在一定誤差。