濟南黃河二橋引橋滑移原因分析評估

陳山山

（上海千年城市規劃工程設計股份有限公司,上海市 201108）

0 引言

隨著國民經濟的發展，全國各地不少橋梁相繼發生了梁體滑移現象，尤其各交通干線上的橋梁，需要找出造成梁體滑移的原因，為梁體修復提供理論依據。

1 工程概況

濟南黃河二橋橋梁總長5 750 m，由主橋及南、北引橋和引道組成。半幅橋的上部構造為7片預制T梁。設計荷載：汽-超20，掛-120；橋面凈寬35.5 m。

經初步勘察，發現濟南黃河二橋南、北引橋部分梁體發生整體滑移，滑移示意如圖1所示。該橋是沿線區域的主要交通通道，作為連接濟南繞城高速公路的大型橋梁，對于地區經濟發展具有重要意義。因此對濟南黃河二橋梁體滑移進行深入調查和評估，及時發現缺陷并排除安全隱患。

圖1 引橋結構布局及梁體滑移示意圖

主要滑移梁體有三聯：大橋南側的第21聯向橋臺方向下滑；大橋北側的第19聯向橋臺方向下滑；第18聯也向橋臺方向下滑。

2 梁體滑移原因分析評估

2.1 板式橡膠支座參數

板式橡膠支座是由多層薄橡膠片與剛性加勁材料黏結而成，橋梁上常用的橡膠支座每層橡膠片厚5 mm，橡膠片間嵌入2 mm厚的薄鋼板。由于鋼板的加勁，阻止橡膠片的側向膨脹，從而提高了橡膠片的抗壓能力。

橡膠支座是一種比較理想的橋梁支座，它是靠橡膠層的剪切變形和不均勻壓縮來滿足支座位移和轉動的需要。

濟南黃河二橋采用的是矩形板式橡膠支座和四氟滑板式橡膠支座，其中板式橡膠支座尺寸為300 mm×500 mm×78 mm，滑動支座尺寸為300 mm×500 mm×80 mm。其主要參數見表1。

2.2 超重車偏載下橋梁空間受力性能分析

T梁橋是由縱梁和橫梁組成的空間受力體系，在偏載情況下，橋梁一側支座可能會出現脫空現象，而作用荷載一側可能會出現支座壓應力過大的情況，進而可能引起橋梁滑動移位，需要對偏載工況進行驗算。

2.2.1 有限元模型

利用MIDAS/Civil 8.3.2建立超重車偏載有限元模型。

建立單幅一孔35 m T梁進行偏載作用下支反力驗算，主梁、橫隔板、橋面板均采用板單元模擬，板單元厚度與實際結構一致。

表1 黃河二橋板式橡膠支座主要參數表

2.2.2 車輛荷載標準與制動力

針對近些年，車輛超載現象嚴重，車輛偏載荷載采用標準車輛和特種車輛兩種荷載。標準車輛荷載按規范《城市橋梁設計規范》（CJJ 11-2011），城-A級標準載重汽車采用五軸式貨車加載，總重70 t。特種車輛荷載按規范《城市橋梁設計規范》，采用特-160特種平板掛車加載，總重160 t。

汽車制動力按照《公路橋涵設計通用規范》（JTG D60-2004）第4.3.6條取值。標準車輛作用下，一個車道制動力取單車道車輛荷載的10%和165 kN的較大值。特-160車輛作用下，制動力取計算范圍內車輛荷載的10%。

2.2.3 汽車荷載加載工況

工況1：70 t標準車輛單車道偏載。

工況2：70 t標準車輛雙車道偏載。

工況3：特-160車輛單道偏載。

工況4：特-160車輛雙道偏載。

2.2.4 計算結果

經計算得出各支座反力見表2。

表2 支座反力統計表

2.2.5 支座滑移穩定計算

規范《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》（JTG D62-2004）第8.4.3條規定：

計入汽車制動力時，

式中：Rck為結構自重標準值和0.5倍汽車荷載標準值引起的支座反力。

支座的抗滑力為μRck，支座的滑動力為1.4倍水平溫度力+水平制動力。根據《公路橋涵設計通用規范》，本節計算摩擦系數μ取0.2。抗滑移計算結果見表3。

表3 抗滑移計算表

由計算結果可知，最大支座水平反力為4.9 t（工況4的1～3號支座），滑動力/抗滑力的最大值為0.3，支座滑移穩定滿足規范要求。

各偏載組合工況下，各支座均受壓，未出現支座脫空現象，支座摩阻力約為支座水平反力的3～5倍，支座抗滑能力滿足要求。所以在支座水平情況下，單純偏載不會引起橋梁滑移現象。

2.3 梁體滑移原因分析

根據檢測及分析結果，在施工誤差和徐變共同作用下，支座調平鋼板的水平度超過規范限值的比例較高，總體是臨河側高、橋臺側低。

調平鋼板過大的傾斜角度使支座偏心受壓，甚至局部脫空，在脫空的相反一側，又使得支座出現過大的壓應力，該壓應力一方面導致板式橡膠支座的剪變模量增大，另一方面導致支座的摩阻系數降低。

高應力狀態下，板式橡膠支座剪變模量增大，在同樣的升降溫作用時，該支座承受的水平力也相應增大，在制動力作用下，剪變模量較大的支座也會分擔更多的水平力。

支座不水平，T梁將上部荷載傳遞給支座時，會產生一定的水平分力，該水平分力會使得T梁有向下滑動的趨勢。

考慮以上諸多不利影響因素，對橋梁支座滑移進行計算。

2.3.1 有限元模型

本次建立3跨35 m T梁模型，模擬第18聯下游一聯橋梁。每個模型共有節點912個，板單元847個，材料為C50混凝土，厚度為0.16 m（T梁頂板）、0.17 m（T梁腹板標準段）、0.32 m（T梁腹板加厚段）、0.19 m（橫隔板與端橫梁厚度）。有限元模型如圖2所示。

圖2 有限元模型

車輛荷載：本聯35 m×3=105 m，共四車道，按最不利考慮，平面共加載6輛超重車輛。

超重車輛按規范《城市橋梁設計規范》，采用特-160特種平板掛車加載，總重160 t。汽車制動力按規范《公路橋涵設計通用規范》第4.3.6條加載。

2.3.2 支座模擬

支座剛度按規范《公路橋梁板式橡膠支座》（JT/T 4-2004）計算。

該模型對應轉角超限支座的轉角見表4。

表4 下游第18聯調平鋼板角度超限一覽表

根據G-σ曲線[1]，對角度超限支座剪切彈性模量進行修正，剪變模量與壓應力關系如圖3所示。

擬合公式為

圖3 剪切模量與壓應力關系圖

式中：Gt為剪切彈性模量，MPa；σ 為壓應力，MPa。修正支座水平剛度見表5。

表5 支座水平剛度修正表

2.3.3 計算結果

由有限元模型計算出該聯橋梁的水平及豎向支反力見表6。

2.3.4 支座傾角下滑力

該聯橋梁實測支座轉角經過統計，超限支座已接近50%，且最大轉角為3-1號支座的+1.3°，已超過規范允許轉角的2倍。所以由支座轉角引起的支座反力水平分量也是不可忽略的。

支座傾角下滑力計算簡圖如圖4所示。支座傾角下滑力計算：

式中：Fx為支座下滑力，支座反力水平分量；F為支座反力；θ為實測支座轉角角度。

則支座傾角下滑力計算值見表7。

表6 水平及豎向支反力匯總表

圖4 支座傾角下滑力計算簡圖

表7 支座傾角下滑力匯總表

計算可見3-1號支座反力水平分量為2.6 t，已大于溫度力產生的水平反力2.1 t。2.3.5摩擦系數

由摩擦系數研究曲線[2]可知，隨著豎向荷載的增大，摩擦系數反而減小。

如圖5所示，支座壓應力在20～25 MPa范圍內，摩擦系數已接近0.1，且呈下降趨勢。

圖5 摩擦系數與壓應力的關系

根據本文實測支座轉角計算出支座壓縮量、應力，進而得出支座摩擦系數，見表8。

2.3.6 滑移穩定計算

計算同本文2.2.5節。滑動力計入支座傾角下滑力，抗滑移計算結果見表9。

由表9計算可知，第三排支座，已有5個支座滑動力大于抗滑力，支座滑移穩定不滿足規范要求。

3 結語

在不考慮支座傾斜角度和高應力對支座剪變模量影響的情況下，對橋梁進行偏載分析，研究發現，該橋并不會出現支座脫空現象，支座應力也在較為正常的范圍內，單純的制動力并不能造成橋梁的滑移。

表8 支座摩擦系數表

支座調平鋼板傾斜角度過大，使得支座處于高應力狀態，該支座的剪變模量G值增大，同時高應力也使得支座摩阻系數降低，綜合考慮以上因素后，在整體升溫和重車制動力作用下，有些支座滑移不能滿足規范要求。經分析，在上述幾重不利因素影響下，支座將會出現滑移。調平鋼板不水平是造成橋梁滑移的主要原因，為后期該橋頂升平移修復提供了理論依據，同時也為其他梁體滑移橋梁的修復提供了一定的參考價值。

表9 抗滑移計算表

[1]吳剛，王克海，李沖，等.板式橡膠支座摩擦滑移特征性參數分析[J].土木工程學報，2014，47（1）：108-112.

[2]葉蔚嫦.橋梁板式橡膠支座剪切模量檢測方法研究及抗壓彈性模量測試系統剛度分析[D].杭州：浙江工業大學，2005.