济南黄河二桥引桥滑移原因分析评估

2018-06-27陈山山

城市道桥与防洪 2018年6期

关键词：梁体板式支座

陈山山

（上海千年城市规划工程设计股份有限公司,上海市 201108）

0 引言

随着国民经济的发展，全国各地不少桥梁相继发生了梁体滑移现象，尤其各交通干线上的桥梁，需要找出造成梁体滑移的原因，为梁体修复提供理论依据。

1 工程概况

济南黄河二桥桥梁总长5 750 m，由主桥及南、北引桥和引道组成。半幅桥的上部构造为7片预制T梁。设计荷载：汽-超20，挂-120；桥面净宽35.5 m。

经初步勘察，发现济南黄河二桥南、北引桥部分梁体发生整体滑移，滑移示意如图1所示。该桥是沿线区域的主要交通通道，作为连接济南绕城高速公路的大型桥梁，对于地区经济发展具有重要意义。因此对济南黄河二桥梁体滑移进行深入调查和评估，及时发现缺陷并排除安全隐患。

图1 引桥结构布局及梁体滑移示意图

主要滑移梁体有三联：大桥南侧的第21联向桥台方向下滑；大桥北侧的第19联向桥台方向下滑；第18联也向桥台方向下滑。

2 梁体滑移原因分析评估

2.1 板式橡胶支座参数

板式橡胶支座是由多层薄橡胶片与刚性加劲材料黏结而成，桥梁上常用的橡胶支座每层橡胶片厚5 mm，橡胶片间嵌入2 mm厚的薄钢板。由于钢板的加劲，阻止橡胶片的侧向膨胀，从而提高了橡胶片的抗压能力。

橡胶支座是一种比较理想的桥梁支座，它是靠橡胶层的剪切变形和不均匀压缩来满足支座位移和转动的需要。

济南黄河二桥采用的是矩形板式橡胶支座和四氟滑板式橡胶支座，其中板式橡胶支座尺寸为300 mm×500 mm×78 mm，滑动支座尺寸为300 mm×500 mm×80 mm。其主要参数见表1。

2.2 超重车偏载下桥梁空间受力性能分析

T梁桥是由纵梁和横梁组成的空间受力体系，在偏载情况下，桥梁一侧支座可能会出现脱空现象，而作用荷载一侧可能会出现支座压应力过大的情况，进而可能引起桥梁滑动移位，需要对偏载工况进行验算。

2.2.1 有限元模型

利用MIDAS/Civil 8.3.2建立超重车偏载有限元模型。

建立单幅一孔35 m T梁进行偏载作用下支反力验算，主梁、横隔板、桥面板均采用板单元模拟，板单元厚度与实际结构一致。

表1 黄河二桥板式橡胶支座主要参数表

2.2.2 车辆荷载标准与制动力

针对近些年，车辆超载现象严重，车辆偏载荷载采用标准车辆和特种车辆两种荷载。标准车辆荷载按规范《城市桥梁设计规范》（CJJ 11-2011），城-A级标准载重汽车采用五轴式货车加载，总重70 t。特种车辆荷载按规范《城市桥梁设计规范》，采用特-160特种平板挂车加载，总重160 t。

汽车制动力按照《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2004）第4.3.6条取值。标准车辆作用下，一个车道制动力取单车道车辆荷载的10%和165 kN的较大值。特-160车辆作用下，制动力取计算范围内车辆荷载的10%。

2.2.3 汽车荷载加载工况

工况1：70 t标准车辆单车道偏载。

工况2：70 t标准车辆双车道偏载。

工况3：特-160车辆单道偏载。

工况4：特-160车辆双道偏载。

2.2.4 计算结果

经计算得出各支座反力见表2。

表2 支座反力统计表

2.2.5 支座滑移稳定计算

规范《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2004）第8.4.3条规定：

计入汽车制动力时，

式中：Rck为结构自重标准值和0.5倍汽车荷载标准值引起的支座反力。

支座的抗滑力为μRck，支座的滑动力为1.4倍水平温度力+水平制动力。根据《公路桥涵设计通用规范》，本节计算摩擦系数μ取0.2。抗滑移计算结果见表3。

表3 抗滑移计算表

由计算结果可知，最大支座水平反力为4.9 t（工况4的1～3号支座），滑动力/抗滑力的最大值为0.3，支座滑移稳定满足规范要求。

各偏载组合工况下，各支座均受压，未出现支座脱空现象，支座摩阻力约为支座水平反力的3～5倍，支座抗滑能力满足要求。所以在支座水平情况下，单纯偏载不会引起桥梁滑移现象。

2.3 梁体滑移原因分析

根据检测及分析结果，在施工误差和徐变共同作用下，支座调平钢板的水平度超过规范限值的比例较高，总体是临河侧高、桥台侧低。

调平钢板过大的倾斜角度使支座偏心受压，甚至局部脱空，在脱空的相反一侧，又使得支座出现过大的压应力，该压应力一方面导致板式橡胶支座的剪变模量增大，另一方面导致支座的摩阻系数降低。

高应力状态下，板式橡胶支座剪变模量增大，在同样的升降温作用时，该支座承受的水平力也相应增大，在制动力作用下，剪变模量较大的支座也会分担更多的水平力。

支座不水平，T梁将上部荷载传递给支座时，会产生一定的水平分力，该水平分力会使得T梁有向下滑动的趋势。

考虑以上诸多不利影响因素，对桥梁支座滑移进行计算。

2.3.1 有限元模型

本次建立3跨35 m T梁模型，模拟第18联下游一联桥梁。每个模型共有节点912个，板单元847个，材料为C50混凝土，厚度为0.16 m（T梁顶板）、0.17 m（T梁腹板标准段）、0.32 m（T梁腹板加厚段）、0.19 m（横隔板与端横梁厚度）。有限元模型如图2所示。

图2 有限元模型

车辆荷载：本联35 m×3=105 m，共四车道，按最不利考虑，平面共加载6辆超重车辆。

超重车辆按规范《城市桥梁设计规范》，采用特-160特种平板挂车加载，总重160 t。汽车制动力按规范《公路桥涵设计通用规范》第4.3.6条加载。

2.3.2 支座模拟

支座刚度按规范《公路桥梁板式橡胶支座》（JT/T 4-2004）计算。

该模型对应转角超限支座的转角见表4。

表4 下游第18联调平钢板角度超限一览表

根据G-σ曲线[1]，对角度超限支座剪切弹性模量进行修正，剪变模量与压应力关系如图3所示。

拟合公式为

图3 剪切模量与压应力关系图

式中：Gt为剪切弹性模量，MPa；σ 为压应力，MPa。修正支座水平刚度见表5。

表5 支座水平刚度修正表

2.3.3 计算结果

由有限元模型计算出该联桥梁的水平及竖向支反力见表6。

2.3.4 支座倾角下滑力

该联桥梁实测支座转角经过统计，超限支座已接近50%，且最大转角为3-1号支座的+1.3°，已超过规范允许转角的2倍。所以由支座转角引起的支座反力水平分量也是不可忽略的。

支座倾角下滑力计算简图如图4所示。支座倾角下滑力计算：

式中：Fx为支座下滑力，支座反力水平分量；F为支座反力；θ为实测支座转角角度。

则支座倾角下滑力计算值见表7。

表6 水平及竖向支反力汇总表

图4 支座倾角下滑力计算简图

表7 支座倾角下滑力汇总表

计算可见3-1号支座反力水平分量为2.6 t，已大于温度力产生的水平反力2.1 t。2.3.5摩擦系数

由摩擦系数研究曲线[2]可知，随着竖向荷载的增大，摩擦系数反而减小。

如图5所示，支座压应力在20～25 MPa范围内，摩擦系数已接近0.1，且呈下降趋势。

图5 摩擦系数与压应力的关系

根据本文实测支座转角计算出支座压缩量、应力，进而得出支座摩擦系数，见表8。

2.3.6 滑移稳定计算

计算同本文2.2.5节。滑动力计入支座倾角下滑力，抗滑移计算结果见表9。

由表9计算可知，第三排支座，已有5个支座滑动力大于抗滑力，支座滑移稳定不满足规范要求。

3 结语

在不考虑支座倾斜角度和高应力对支座剪变模量影响的情况下，对桥梁进行偏载分析，研究发现，该桥并不会出现支座脱空现象，支座应力也在较为正常的范围内，单纯的制动力并不能造成桥梁的滑移。

表8 支座摩擦系数表

支座调平钢板倾斜角度过大，使得支座处于高应力状态，该支座的剪变模量G值增大，同时高应力也使得支座摩阻系数降低，综合考虑以上因素后，在整体升温和重车制动力作用下，有些支座滑移不能满足规范要求。经分析，在上述几重不利因素影响下，支座将会出现滑移。调平钢板不水平是造成桥梁滑移的主要原因，为后期该桥顶升平移修复提供了理论依据，同时也为其他梁体滑移桥梁的修复提供了一定的参考价值。