随着新材料、新工艺、新技术的应用，桥梁建设技术得到不断发展，桥梁跨径也不断刷新记录。悬索桥是由索塔、主梁、缆索、锚碇等构成的跨越能力最大的桥型之一，目前世界最大跨悬索桥为主跨2 023 m的恰纳卡莱1915大桥^[1]，国内正在规划建设狮子洋过江通道、张靖皋过江通道、莲花山过江通道、锦文路过江通道等多座跨径超2 000 m的悬索桥^[2]。大跨度悬索桥结构自身刚度小、阻尼低，在风、地震、汽车、温度等荷载作用下，会产生较大的梁端位移及累计位移，导致梁端支座及约束装置耐久性差^[3-4]；同时，在跨中产生较大的缆梁相对位移，导致短吊索的弯折疲劳问题突出^[5-6]。通过在跨中主缆与主梁间设置中央扣，可增大结构的纵向刚度，显著改善上述问题。中央扣首次应用是在塔科马新桥^[7]，主要有柔性中央扣和刚性中央扣2种型式^[8]，经过70多年的发展，不少悬索桥在建设中都应用了中央扣结构，并且对中央扣型式做了创新，例如：大渡河兴康大桥采用耗能型中央扣^[9]，通过中央扣的屈服变形耗散地震能量；南京仙新路大桥及五峰山大桥采用了带销钉的柔性中央扣，在地震工况下剪力销钉作为牺牲构件而失效。

国内已有多位学者对悬索桥中央扣的影响进行了研究。曾徳礼等^[10]研究表明柔性中央扣对提高结构整体刚度影响较小，能提高加劲梁扭转频率，有利于提高桥梁的抗风稳定性。唐茂林^[11]、张宇峰^[12]研究表明中央扣会减小梁端纵向位移及累计位移，增大了结构的抗扭转刚度和纵向刚度。汪鸿鑫等^[13]研究表明柔性中央扣提高了结构纵向刚度，限制主梁的纵飘特性，显著减小主梁的纵向地震位移，也能小幅减小主塔的纵向地震内力，但不能忽略柔性中央扣只能受拉不能受压的力学特性。郭志明等^[14]研究表明黏滞阻尼器的减震效果远好于柔性中央扣，在设有柔性中央扣的特大跨度悬索桥中，由于柔性中央扣在地震作用下会被拉断而失效，因此建议将柔性中央扣的销钉设计为“熔断”部件。段佳宏等^[15]研究表明防屈曲中央扣相比于普通中央扣因其出色的耗能能力，可有效减小加劲梁纵向位移和塔顶纵向位移，减小主塔底部纵向剪力和弯矩。万田保等^[16]研究表明设置中央扣后可降低梁端纵向位移和纵向移动速度，中央扣倾斜的拉索减小了缆梁间位移差，减轻了跨中短吊索的反复弯折，因而有利于改善吊索的耐久性。李光玲等^[17]研究表明中央扣提高了悬索桥的纵飘及扭转刚度，可有效控制行车激励下短吊索缆梁相对位移响应，有利于控制悬索桥短吊索疲劳损伤。

虽然目前已有较多学者对悬索桥中央扣做过研究，但研究结论不具有普适性，针对不同桥梁规模会有不同的结论。目前针对中央扣研究主要集中在对结构动力性能影响，对结构静力性能影响研究较少；并且只单独针对中央扣这种约束方式进行研究，而对中央扣与梁端约束装置的组合应用研究较少；另外，超大规模悬索桥中央扣受力较大，怎样保证中央扣在受力安全的前提下发挥功效，也需要深入研究。针对上述问题，以某主跨2 180 m的大跨度双层钢桁梁悬索桥为背景，研究“摩擦型中央扣”对单跨吊大跨径悬索桥静动力特性的影响。

以某主跨2 180 m双层16车道单跨吊悬索桥为研究对象，缆跨布置为(670+ 2 180+710)m，主缆矢跨比1∶9，为目前世界上最大跨径、最多车道数的悬索桥。主梁采用双层钢桁梁型式，主梁全宽约45 m，桁高13.5 m；桥塔采用门式框架钢混组合桥塔；采用2 060 MPa高强钢丝主缆，PPWS法架设。

跨中主缆与主梁间考虑设置两对摩擦型中央扣，摩擦型中央扣为一种改进的中央扣型式，通过摩擦装置^[18]与斜吊索串联应用，如图 1所示。

图 1 摩擦型中央扣构造及布置示意图 Fig. 1 Schematic diagram of structure and layout of friction central buckles

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在正常运营状态下，斜吊索受力小于摩擦装置最大静摩擦力时，作为正常柔性中央扣结构，可以提高结构纵向刚度；在强风或大震等罕遇荷载作用时，斜吊索受力大于摩擦装置最大静摩擦力F，摩擦装置开始滑动，允许滑动伸长d，释放中央扣自身受力，当滑动到最大允许伸长量时，进行锁定，继续发挥正常柔性中央扣作用。该中央扣可避免中央扣突然断裂时对桥梁结构的冲击破坏，可在超限荷载作用过后通过千斤顶张拉及施加螺栓预紧力来复位。

采用SAP2000有限元分析软件建立分析模型。加劲梁采用框架单元及板单元进行建模，桥塔、承台及基础采用框架单元建模，主缆及吊索采用桁架单元模拟。柔性中央扣采用设置受压限值为0的桁架单元模拟，抗拉刚度为9.296×10⁵ kN/m；摩擦型中央扣采用hook单元，设置间隙为0.3 m，即摩擦型中央扣最大可滑动d=0.3 m，最大静摩擦力按F=5 000 kN考虑；黏滞阻尼器采用指数型Maxwell阻尼器单元模拟，阻尼常数3 000 kN/(m/s)^ξ，ξ为速度指数，取0.1；梁端限位挡块采用多段弹性连接单元模拟，位移量在±1.1 m内刚度为0，当位移量达到1.1 m时，取极大刚度值。采用等效土弹簧进行模拟桩基的侧向约束，弹簧刚度采用“m”法进行计算。

为了对比分析不同约束方式对结构静动力性能的影响，选取6种计算工况进行对比分析。工况A：无梁端约束及跨中缆梁约束；工况B：仅设置柔性中央扣；工况C：仅设置摩擦型中央扣；工况D：设置梁端限位及阻尼器；工况E：设置梁端限位及阻尼器+柔性中央扣；工况F：设置梁端限位及阻尼器+ 摩擦型中央扣。分析工况设置见表 1。

结构恒载考虑结构自重以及护栏及桥面铺装等；汽车荷载采用荷载等级公路-Ⅰ级，考虑纵向及横向折减；根据桥址处风参数研究成果，设计基本风速取37.9 m/s，当风荷载与汽车荷载组合时，桥面处风速取25 m/s；主缆及吊索风荷载采用节点荷载施加，主梁及桥塔风荷载采用均布荷载施加；考虑结构整体升降温作用，升温27 ℃，降温27 ℃；依据场地地震安全性评价报告，地震计算采用5条水平加速度时程曲线，竖向加速度取水平加速度时程曲线的0.7倍，计算结果取5条时程曲线的平均值，时程曲线对应的反应谱及某条典型时程曲线如图 2，图 3所示。

图 2 加速度反应谱 Fig. 2 Acceleration response spectrum

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图 3 E2水准下水平加速度时程曲线 Fig. 3 Time-history curve of horizontal acceleration at E2 level

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针对6种工况进行静力计算分析，考虑恒载、汽车荷载、温度、风荷载等作用，静力计算分析时，梁端限位挡块及中央扣起作用。相关计算结果如表 2所示。对比工况A与B可知，跨中缆梁间设置中央扣显著减小了梁端位移及跨中缆梁相对位移，梁端位移由2.42 m减小为1.74 m，降低28%；跨中缆梁相对位移由1.03 m减小为0.06 m，降低94%。由于梁端最大位移由常遇荷载工况(温度+汽车荷载+运营纵风荷载)控制，故摩擦型中央扣在该常遇荷载工况不发生滑动，只发挥普通柔性中央扣作用。对比工况A与D可知，由于梁端限位挡块的作用，梁端位移从2.42 m减小到1.10 m，降低55%，梁端限位挡块对减小梁端位移效果明显优于中央扣的作用；梁端限位挡块可减小跨中缆梁相对位移，但对跨中缆梁相对位移减小效果弱于中央扣的作用。由工况E和F可知，当梁端限位挡块与跨中中央扣组合作用时，可大幅减小梁端位移及跨中缆梁相对位移。

由工况B可知，跨中设置柔性中央扣时，频域组合下中央扣最大轴向拉力为4 781 kN，标准组合下中央扣最大轴向拉力为6 248 kN。当跨中设置摩擦型中央扣(工况C)时，在标准组合下摩擦型中央扣的摩擦装置受力大于5 000 kN，因此发生滑动，释放摩擦型中央扣拉力，当摩擦型中央扣滑动到最大位移0.3 m时，此时中央扣轴向拉力约为3 900 kN，内力减小37%，内力的减小可降低中央扣斜吊索型号。由工况E和F可知，当梁端限位挡块与跨中中央扣组合作用时，相较于只设置中央扣工况，中央扣轴向拉力变化较小。

对比工况A，B，C可知，设置中央扣后跨中附近短吊索活载应力幅值有所增大，这与以往文献结论相反，通过研究发现：短吊索活载应力幅与中央扣截面面积相关。通过对比A与D，B与E，C与F可知，设置梁端限位挡块对中央扣及短吊索汽车荷载应力幅值几乎无影响。设置中央扣后，会显著增大梁端限位力，其主要原因为设置中央扣加强了缆梁之间的约束，导致汽车荷载引起主缆竖向变形进而带动主梁纵向位移的工况是不利的，而对于水平荷载(如纵桥向风荷载)工况导致的挡块限位力是减小的。

针对6种工况进行地震响应分析，采用非线性时程分析方法进行研究，考虑E2地震作用。梁端纵向位移及跨中缆梁纵向相对位移计算结果如图 4和图 5所示。

图 4 地震作用梁端位移时程曲线 Fig. 4 Time-history curves of displacement of girder end under earthquake

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图 5 地震作用跨中缆梁相对位移时程曲线 Fig. 5 Time-history curves of relative displacement between cable and girder at mid-span under earthquake

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由计算结果可知，工况A的梁端纵向位移最大，数值为1.01 m，由于梁端限位挡块限位间隙为±1.1 m，因此地震作用时6种计算工况的梁端限位挡块均不发生作用。由工况B，C，D可知，梁端设置黏滞阻尼器或者跨中缆梁间设置中央扣均可大幅减小梁端位移以及跨中缆梁间相对位移，其中梁端设置黏滞阻尼器对梁端纵向位移减小最为明显，跨中设置中央扣对减小跨中缆梁间相对位移最为明显；由于地震作用时，摩擦型中央扣滑动释放内力，因此，摩擦型中央扣对梁端纵向位移及跨中缆梁间相对位移的减小效果均弱于柔性中央扣。由工况E和F可知，当梁端黏滞阻尼器与跨中中央扣组合作用时，2种装置可同时发挥作用，进一步减小梁端纵向位移及跨中缆梁间相对位移。

地震作用时塔底纵向弯矩及中央扣轴向拉力如表 3所示，沿桥塔高度纵向弯矩分布如图 6所示。由工况B，C，D可知，梁端设置黏滞阻尼器或者跨中缆梁间设置中央扣均可减小塔底纵向弯矩，其中跨中设置柔性中央扣对塔底纵向弯矩减小最为明显，跨中设置摩擦型中央扣，由于摩擦型装置发生滑动，对塔底纵向弯矩减小效果减弱。由工况E和F可知，当梁端黏滞阻尼器与跨中摩擦型中央扣组合作用时，可进一步减小塔底纵向弯矩。

图 6 地震作用桥塔纵向弯矩 Fig. 6 Longitudinal bending moments of pylons under earthquake

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由计算结果可知，单独设置柔性中央扣时，地震作用下柔性中央扣轴向拉力达到19 932 kN，内力巨大，这对柔性中央扣的选型以及在主梁、主缆上的锚固带来巨大挑战，单独设置摩擦型中央扣时，中央扣轴向拉力会降低到9 824 kN。当柔性中央扣与梁端黏滞阻尼器组合应用(工况E)时，柔性中央扣轴向拉力仍超过10 000 kN，选型困难。而摩擦型中央扣与梁端黏滞阻尼器组合应用(工况F)时，摩擦型中央扣轴向拉力大幅降低到1 407 kN，小于静力工况的中央扣内力。

对于超大跨度悬索桥，结构自身刚度小、阻尼低，汽车荷载与风荷载等环境动力作用下会激励悬索桥主梁反复振动，导致梁端承受大量的累积位移，造成伸缩缝的整体损坏。

为研究中央扣对运营阶段梁端伸缩缝及跨中缆梁在风和随机车流作用下的纵向变形性能的影响，开展风-随机车流-桥梁耦合振动仿真分析。针对工况A，工况C开展风-随机车流-桥耦合分析，对比2种方案对运营阶段梁端及跨中缆梁在风和随机车流作用下的纵向变形性能的影响，由于耦合振动分析中摩擦型中央扣不发生滑移作用，其与柔性中央扣作用相同。根据桥址处交通流量估计，分析中设定桥梁上车辆最多不超过200辆，考虑2轴车和3轴车2种车型，车辆动力模型采用由弹簧、阻尼相连的多刚体模型模拟，桥面风速设定为可通行最大风速即25 m/s，路面等级为B级。

风和随机车流共同作用下，梁端位移及速度时程曲线如图 7所示，从结果可以看出，设置摩擦型中央扣后，梁端的位移幅值及短周期波动成分均有所减小。

图 7 梁端位移时程和速度时程曲线 Fig. 7 Time-history curves of displacement and velocity of girder end

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根据梁端速度时程，通过积分获得梁端累积位移，由表 4可以看出，设置摩擦型中央扣后梁端累积位移减小约45%。因此，摩擦型中央扣可有效控制梁端累积位移，梁端累计位移的降低可提高梁端伸缩装置及支座的耐久性。

当梁端设置黏滞阻尼器时，根据相关研究成果^[19-20]，黏滞阻尼器同样可以减小梁端位移及梁端累计位移，因此，当摩擦型中央扣与梁端阻尼限位装置组合应用时，梁端位移及梁端累计位移会进一步降低。

分别考虑在单车及车队工况下缆梁间累计位移的情况，积分后的缆梁间累计位移时程如图 8所示，由计算结果可知，设置中央扣后大幅减小了缆梁间累计位移。单车工况缆梁间累计位移降低约65%，车队工况缆梁间累计位移降低约40%。

图 8 跨中缆梁累计位移结果 Fig. 8 Cumulative displacement result between cable and girder at mid-span

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本研究以某主跨超2 000 m的单跨吊悬索桥为研究对象，提出了“摩擦型中央扣”新型结构，分析了柔性中央扣、摩擦型中央扣以及与梁端黏滞阻尼器、限位挡块组合应用的6种工况对大桥静动力性能的影响，得出以下结论：

(1) 跨中设置柔性中央扣或摩擦型中央扣均可降低梁端纵向位移及跨中缆梁间相对位移，两者作用效果相同；静力作用时梁端纵向位移降幅28%，缆梁间纵向相对位移降幅94%；风与随机车流作用时梁端累计位移降低约45%，缆梁间累计位移降低约40%，但设置中央扣导致限位挡块的限位力增大。

(2) 采用2对常规柔性中央扣时，静力工况下最大拉力超过6 000 kN，地震工况超过10 000 kN，而采用摩擦型中央扣可以有效降低中央扣轴向拉力值，保证斜吊索受力在合理范围。

(3) 针对超大规模单跨吊悬索桥，单独设置中央扣约束体系是不成立的，需要与梁端约束装置组合应用方能更好地发挥作用；摩擦型中央扣与梁端约束装置组合应用，能更好地控制大桥的纵向变形。

总之，摩擦型中央扣与梁端约束装置组合应用，是一种可行的超大跨悬索桥纵向约束体系。可将摩擦型中央扣作为一种辅助附加措施与梁端约束装置进行组合应用，增大桥梁纵向刚度，改善随机车流、风及制动力等频遇荷载下缆梁相对位移，这对改善短吊索弯折效应及支座、阻尼器的耐久性有显著作用。