深中通道是继港珠澳大桥之后又一世界级“桥、岛、隧、海底互通”集群工程，其中深中大桥采用主跨1666m的三跨连续钢箱梁悬索桥，是世界第二大跨径的三跨连续全漂浮悬索桥。大跨径悬索桥刚度小、阻尼低，纵向位移幅值大、累积位移长，极易造成梁端约束装置（支座、伸缩缝和阻尼器）的失效。因此，亟需提高大跨悬索桥的安全性与约束装置的耐久性，有效控制加劲梁的梁端累积位移，确保深中大桥的结构和运营安全。

深中通道项目北距虎门大桥约30km，南距港珠澳大桥约38km。项目东接机荷高速公路，跨越珠江口，西至中山马鞍岛，项目全长23.914km，其中跨海段长22.4km。深中通道隧道全长6845m，其中沉管段长5035m，岛上段长1810m。全线设置东、西两处人工岛工程。桥梁长约16.9km，包括深中大桥、横门东航道桥、110m非通航孔桥、50m非通航孔桥、岛桥结合段40m跨径非通航孔桥和陆地引桥。

图1 深中通道总体布置图

深中大桥为世界第二大跨径三跨连续全漂浮悬索桥，更是世界最大跨径全离岸海中钢箱梁悬索桥。跨径布置为500m+1666m+500m，矢跨比为1∶9.65；主缆在塔顶、锚碇处间距均为42.1m；主梁采用扁平钢箱梁形式，梁宽49.7m，高4m；索塔采用门式塔造型，塔高273m。

图2 深中大桥效果图

桥梁结构体系和关键构部件直接关系到安全长寿和健康运维，是确保正常使用和提高防灾减灾能力的关键，是桥梁设计和建设中需要首先解决的关键技术难题。深中大桥采用双向八车道设计，设计速度100km/h。采用传统飘浮体系时，在汽车活载、温度、大风荷载等作用下，梁端纵向位移大，伸缩装置的位移量达到了3.2m，且车辆引起的梁端日累计位移大；采用弹性约束体系时，虽然能有效控制静、动力作用下主梁梁端纵向位移，但会造成塔底内力巨大；液体粘滞阻尼体系虽然能改善地震作用下的结构动力响应，但静力作用下不发挥作用，仍然面临伸缩缝规模大的技术难题。因此，既有结构体系不满足受力及车辆引起的累计位移控制需求。

为解决深中大桥纵向结构的关键技术难题，充分利用弹性约束体系和动力阻尼体系的优点，根据悬索桥的运动特点及荷载需求，提出了纵向自适应多功能静力限位-动力阻尼组合结构体系，实现大跨桥梁地震、风振、车致振动多目标协同控制（图3），即：①在温度作用下，主梁自由运动，超过设计间隙后发挥弹性限位功能；②在汽车活载和脉动风作用下，提供恒定阻尼力，限制梁端累积位移；③在地震作用下，主梁自由运动，在其冲程范围内滞回耗能。

图3 多功能静力限位-动力阻尼组合体系

对于温度等慢速荷载，主梁自由运动，并采用尽量小的行程量以有效限制温度、汽车、活载风作用下的结构位移响应。综合考虑多种静动力组合工况，计算了不同限位行程、限位刚度对梁端位移和限位力的影响，确定了最优限位行程（0.66m）和限位刚度（100MN/m），见图4，可使伸缩装置规模由3.2m降低到2.24m。对于活载和脉动风等中速荷载，采用随机车流荷载确定了装置在日常运营工况下的阻尼力（1500kN），梁端日累积位移量由100m降低到6m，降幅达94%。对于地震等快速荷载，通过参数分析确定了结构体系的最优阻尼参数[阻尼系数C=4000kN/(m/s)0.3，阻尼指数α=0.3]，梁端位移降低68%，塔底内力降低20%以上。

图4 体系参数优化分析

通过与漂浮体系、弹性约束体系、阻尼体系相比，多功能静力限位-动力阻尼组合结构体系，实现了大跨径悬索桥在温度慢速作用、车辆中速作用、地震快速作用下的有效控制（见图5），保证了大桥结构安全，同时梁端伸缩装置的安全性、耐久性以及行车的安全性和舒适性均得到了大幅提高。

图5 多功能静力限位-动力阻尼体系效果对比

根据位多功能静力限位-动力阻尼装置的力学模型，通过优化活塞上的节流孔和液压阀的参数进行了结构功能设计，研发了可以实现阻尼功能、限位功能的阻尼装置（图6），可实现不同荷载下的功能需求：①在温度作用下：介质可以在节流孔自由通过；②汽车活载和脉动风作用：介质压力达到对应设定的液压阀开启压力，达到活载限位力，限制梁端累积位移；③地震作用：介质压力不断升高，快速液压阀依次打开，实现减震耗能作用。

图6 多功能静力限位-动力阻尼装置工作原理

完成了多功能静力限位-动力阻尼组合装置加工试制，并依据《桥梁用黏滞流体阻尼器》（JT/T 926-2014）从慢速、中速、快速三个方面开展了新型装置的原型测试，见图7。试验表明，多功能静力限位-动力阻尼组合装置满足设计功能需求，可实现对温度、行车荷载及地震荷载的联合控制。

图7 多功能静力限位-动力阻尼装置试验测试结果

一般塔梁、墩梁间采用刚性接触方式，桥梁横向刚度较大，这意味着在地震作用下主梁直接将惯性力传递到桥塔下部，往往导致塔底内力过大，强震作用下桥塔容易发生损伤和破坏。在目前的大跨桥梁设计中，塔梁间横桥向通常设置抗风支座。由于抗风支座约束了主梁与桥塔的横向相对位移，致使强风或者地震作用下桥梁主梁的内力和应力也比较大，受力较为不利。针对深中大桥，在索塔和主梁之间设刚性抗风支座时，结构内力响应很大，E2地震作用下塔底横向弯矩达3000MN·m，塔梁连接处主梁剪力达21MN、弯矩2400MN·m。静动力荷载作用下主梁内力如图8所示。

图8 静动力荷载作用下主梁内力图

为解决传统抗风支座运营过程中出现的脱空或卡死现象，提出了横向减震耗能结构体系，并研发了碟形弹簧-阻尼减震耗能装置。该装置采用蝶形弹簧预压安装，为塔梁间接触和碰撞提供一定的弹性刚度，确保活载风和百年风作用下支座可与主梁紧密贴合，避免主梁与桥塔刚性碰撞，地震作用下通过阻尼器实现减震耗能，且具有自复位功能。弹簧-摩擦阻尼组合结构体系的本构关系如图9所示。

图9 弹簧-摩擦阻尼组合体系本构曲线

设置弹簧-摩擦阻尼组合装置后，索塔塔底横向弯矩减少6.5%；主梁横向剪力降幅达42%；主梁横向弯矩降幅达15%，且对转角基本没有影响，见图10。可以看出，采用弹簧-摩擦阻尼组合结构体系，能够有效改善桥梁横向受力性能，保证主梁与支座始终紧密贴合，避免主梁与索塔发生刚性碰撞，且具有自复位功能，是一种适宜的横向结构体系。

图10 弹簧-摩擦阻尼组合体系效果对比

根据弹簧-摩擦阻尼组合装置的力学模型，通过在受压钢块与底座之间设置有弹簧组和摩擦阻尼器，为桥梁主梁在横桥向运动提供具有一定自复位能力的刚度，又能提供一定的动力阻尼，实现减震耗能的功能，并在装置安装前实行预压，对主梁提供一定的横桥向预压力，保证主梁的横桥向稳定。其构造示意如图11所示。

图11 弹簧-摩擦阻尼组合装置构造示意图

完成了弹簧-摩擦阻尼组合装置加工试制，并开展了新型装置的原型测试，见图12。试验表明，弹簧-摩擦阻尼组合装置的荷载-位移滞回曲线饱满，等效阻尼比大于15%，具有良好的耗能能力。

图12 弹簧-摩擦阻尼组合装置原型测试

深中大桥创新性的采用了三跨连续全漂浮悬索桥纵向多功能静力限位-动力阻尼组合结构体系和横向减震耗能结构体系，并实桥应用了多功能静力限位-动力阻尼装置和弹簧-摩擦阻尼组合装置，其安装效果如图13所示。

图13 装置安装效果图

为实时反馈多功能静力限位-动力阻尼装置运行工作状态，研发了智能监测系统（图14），其中，通过实时位移、荷载监测，反映主梁、支座、伸缩缝运动状态及主梁轴向受力；通过内部油液压力监测，反映主缸体承压状况及密封系统工作性能；通过内部油液温度监测，反映油液平均温度及油液压力数据，并可推测密封系统剩余使用寿命。

图14 阻尼装置智能监测系统

图15 深中大桥梁端位移监测

2024年6月深中大桥建成通车后，健康监测系统实时监测的梁端位移结果见图15。结果表明：大桥主梁运动速度总体小于4mm/s，平均日累积位移在10m以内，与主跨1688m的坭洲水道桥相比，随机车流作用下梁端位移幅值减小80%以上，日累积位移减小50%以上，验证了深中大桥多功能静力限位-动力阻尼装置对车辆中速作用下的良好控制效果。