李翠華，楊利斌，傅志華，梁新亞，彭衛(wèi)兵，賈學軍

(1. 浙江工業(yè)大學土木工程學院，浙江，杭州 310014；2. 中國建筑第二工程局有限公司華東公司，上海 200042)

近年來在廣東河源、浙江上虞、黑龍江哈爾濱、重慶和江蘇無錫等地多座獨柱墩梁橋在機動車超載作用下發(fā)生橫向傾覆破壞，造成嚴重人員傷亡和經(jīng)濟損失，獨柱墩梁橋結(jié)構(gòu)形式遭到嚴重質(zhì)疑。其中發(fā)生在2019年10月10日的無錫312高架(以下簡稱無錫橋)傾覆事故造成3人死亡，2人受傷，在社會上引起巨大的反響。

獨柱墩梁橋傾覆研究因此成為近期橋梁工程的研究熱點之一。最初大部分研究集中于將上部結(jié)構(gòu)箱梁看作剛體，梁體傾覆以傾覆支座中心連線為轉(zhuǎn)動軸，不考慮支座變形等因素的影響，采用類似于蹺蹺板的剛體橫向轉(zhuǎn)動模型研究橋梁傾覆[1 ? 3]。但隨后研究發(fā)現(xiàn)，基于理想支承剛體轉(zhuǎn)動的方法會明顯高估上部結(jié)構(gòu)的抗傾覆性能。因結(jié)構(gòu)在傾覆過程表現(xiàn)為明顯的大位移、大變形以及幾何材料雙重非線性，該非線性力學行為顯著加速了上部結(jié)構(gòu)的整體傾覆，因此近年來很多研究者綜合考慮變形體轉(zhuǎn)動、剛體轉(zhuǎn)動及相應(yīng)的幾何非線性對橋梁傾覆的影響，展開了一系列相關(guān)理論計算[4 ? 9]，但該類方法計算結(jié)果相對保守。

2018版《公路鋼筋混凝土及預應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》[10](以下簡稱2018版新規(guī)范)參考多位研究者的研究成果建立了基于變形體的梁橋傾覆驗算規(guī)范條文，給出利用有限元計算軟件進行橋梁抗傾覆驗算的簡明、實用的計算方法。之后很多研究者對不同荷載作用下，梁橋的倒塌機理和破壞模式開展了進一步的研究，并針對抗倒塌措施和倒塌預警等提出了建議[11 ? 20]。

本文針對無錫橋箱梁整體傾覆事故，基于現(xiàn)場殘骸照片及官方事故調(diào)查報告[21]，結(jié)合MIDAS和ABAQUS有限元模型，進行了無錫橋傾覆破壞機理研究，同時開展了結(jié)構(gòu)強度與抗傾覆能力的匹配性研究，提出新的超載判定準則，為同類梁橋的事故分析和設(shè)計提供參考。

1 事故調(diào)查

1.1 工程概況

無錫市錫山區(qū)312國道K135處錫港路上跨橋，全長761 m，為分離式Y(jié)型互通立交，雙向各兩車道，設(shè)計時速80 km/h，按照城—A級設(shè)計，同時滿足公路—Ⅰ級設(shè)計要求。傾覆部分屬于錫港路上跨橋往上海方向B匝道，為22 m+35 m+25 m 的3跨預應(yīng)力連續(xù)箱梁橋，總長度82 m，兩邊墩設(shè)置抗扭雙支座，中墩為獨墩柱設(shè)置單支座，主梁寬度為9.5 m，橋下凈空5.2 m。橋梁立面圖、平面圖和典型剖面圖如圖1～圖3所示。

圖1 無錫312高架橋立面圖Fig.1 Elevation of Wuxi 312 viaduct

圖2 無錫312高架橋平面圖Fig.2 Plan of Wuxi 312 viaduct

圖3 無錫312高架橋傾覆段典型剖面圖Fig.3 Typical section of Wuxi 312 viaduct overturning section

1.2 基于現(xiàn)場殘骸照片調(diào)查分析

1.2.1 肇事車輛信息

事故現(xiàn)場可見一重型牽引卡車側(cè)翻，如圖4所示。根據(jù)無錫市應(yīng)急管理局事故調(diào)查報告中指出事發(fā)當晚有2輛重型牽引卡車先后駛出貨運碼頭，當兩車通過錫港路上跨橋，橋面發(fā)生傾覆，車輛信息如表1所示。

表1 事故車輛基本信息Table 1 Basic information of vehicles causing accidents

圖4 現(xiàn)場滯留事故后車Fig.4 Vehicles after accident

前車掛車(蘇B2030掛)實際載有鋼卷7卷，總質(zhì)量160.545 t，比核定載質(zhì)量超出128.545 t，超載401.7%。后車掛車(蘇BG976掛)實際載有鋼卷6卷，總質(zhì)量160.855 t，比核定載質(zhì)量超出131.855 t，超載454.7%，如圖5所示。(注：每卷鋼卷的規(guī)格、質(zhì)量不一)

圖5 肇事后車側(cè)翻散落鋼卷(部分)Fig.5 Scattered steel coils after vehicle overturning (Part)

1.2.2 事故現(xiàn)場殘骸分析

圖6為箱梁底面劃痕出現(xiàn)在箱梁底端一側(cè)，經(jīng)現(xiàn)場測量箱梁底端墊板中心距離劃痕邊緣處45 cm左右，呈現(xiàn)傾覆過程中箱梁發(fā)生滑動的跡象，如圖7所示。

圖6 橋梁滑落底面劃痕Fig.6 Scratches on the bottom surface of bridge sliding

圖7 橋梁滑落底面產(chǎn)生劃痕示意圖Fig.7 Sketch map of scratches on bottom of bridge sliding

圖8、圖9為無錫橋側(cè)翻現(xiàn)場橋梁脫落的支座部件，初步判斷為橡膠支座。圖8為兩端部脫落的支座，為單向活動支座(GPZ(KZ)-DX)，據(jù)現(xiàn)場測量該支座直徑為350 mm，屬于端部雙支座。據(jù)該類型支座型號所示參數(shù)所比對，其尺寸直徑符合設(shè)計圖紙要求。圖9為中間橋墩脫落的支座，為雙向活動支座(GPZ(KZ)-SX)，據(jù)測量該支座直徑為670 mm，屬于中間單支座，滿足設(shè)計圖紙要求。

圖8 邊墩抗扭支座Fig.8 Side pier torsional bearing

圖9 中間獨柱墩單支座Fig.9 Single support of middle single column pier

事故發(fā)生后，中墩墩頂產(chǎn)生不同程度的破壞，見圖10。中墩P4受損痕跡局部放大后可看出，橋梁底面與橋墩一側(cè)相互滑動摩擦后，橋墩墩頂一側(cè)混凝土脫落，受損嚴重。P3墩頂端部受損較輕，但箱梁翼緣部分受到?jīng)_擊向內(nèi)側(cè)凹陷，見圖11。

圖10 獨柱墩P4滑移破壞Fig.10 Sliding failure of single column pier P4

圖11 獨柱墩P3頂部箱梁翼緣破壞Fig.11 Flange failure of box girder on top of single pier P3

端部蓋梁發(fā)生沖切破壞，如圖12所示。事故車在橋面一側(cè)行駛，造成箱梁偏載作用，集中力全分布于蓋梁一端，此時的剪切力遠遠超過蓋梁所能承受的剪切承載能力，造成蓋梁沖切破壞。

圖12 端部蓋梁受沖切破壞Fig.12 Shear failure of end bent cap

2 基于有限元分析的傾覆機理研究

2.1 基于MIDAS模型的規(guī)范傾覆驗算

無錫橋是在2005年設(shè)計建造，當時的《公路鋼筋混凝土及預應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》JTG D62?2004中并無明確的傾覆驗算規(guī)范條文。在2018版規(guī)范[10]中將傾覆過程分為2個明確特征狀態(tài)：特征狀態(tài)1，在作用基本組合下，箱梁的單向受壓支座開始脫空，即在1.4倍車道荷載作用下，梁橋支座不出現(xiàn)脫空；特征狀態(tài)2，箱梁的抗扭支承全部失效，即在2.5倍車道荷載作用下，梁橋不發(fā)生傾覆。在2017版《AASHTO LRFD Bridge Design Specifications》[22]中指出，在使用極限狀態(tài)下，上部結(jié)構(gòu)的橫向旋轉(zhuǎn)不得超過0.5%，支座設(shè)置不發(fā)生傾覆。本文采用2018版規(guī)范[10]對其超載車輛進行傾覆研究。根據(jù)“法不溯及既往”的原則，本文中不滿足2018版規(guī)范[10]相關(guān)傾覆條文的研究結(jié)論，不能作為評價無錫橋事故中設(shè)計責任的依據(jù)。

2.1.1 MIDAS有限元模型

本文采用MIDAS/Civil建立無錫橋有限元數(shù)值模型，用于傾覆狀態(tài)分析，全橋共劃分85個梁單元、98個節(jié)點，如圖13所示；箱梁主體采用C50混凝土，橋面鋪裝及護欄等二期恒載按照線荷載45.0 kN/m沿梁單元中心線添加；汽車荷載等級為公路-I級；支點單元為A1～A6，支點約束情況見表2。

圖13 MIDAS全橋模型Fig.13 MIDAS full bridge model

表2 支座布置情況Table 2 Arrangement of supports

軸荷分配以及車輪間距情況參照實際事故6軸卡車使用信息設(shè)置，如圖14所示。在MIDAS計算中，將兩輛車以整體形式加載，模擬同向一前一后相距7 m駛過高架橋。

圖14 車輛載荷分配系數(shù)及車輪軸距Fig.14 Vehicle load distribution coefficient and wheel base

按照規(guī)范說明條文4.1.8建立抗傾覆驗算模型，對特征狀態(tài)1和特征狀態(tài)2進行了驗算。根據(jù)規(guī)范要求進行雙車道偏載加載，兩車道中心線位置如圖15。由于無錫橋抗傾覆最不利加載位置為第一車道中心，做傾覆計算時，車道荷載加載位置如圖16。

圖15 雙車道設(shè)計中心線位置Fig.15 Location of two-lane design center line

圖16 車道荷載加載位置Fig.16 Loading position of lane load

2.1.2 基于新規(guī)范的抗傾覆驗算

按照2018版規(guī)范[10]進行特征狀態(tài)1與特征狀態(tài)2的驗算：標準車道荷載傾覆最不利工況為縱向滿布、橫向偏載。計算發(fā)現(xiàn)，在荷載基本組合下最小支座反力為負，表明該支座脫空，不滿足特征狀態(tài)1的驗算要求；同工況下傾覆穩(wěn)定安全系數(shù)為1.05，不滿足規(guī)范穩(wěn)定系數(shù)2.5的要求，結(jié)構(gòu)抗傾覆承載力不足。另將事故車輛荷載沿第一車道中心線加載，傾覆穩(wěn)定安全系數(shù)為0.36，不滿足特征狀態(tài)2驗算要求。具體計算結(jié)果見表3。

表3 無錫橋抗傾覆驗算Table 3 Anti-overturning checking calculation of Wuxi Bridge

根據(jù)標準車道荷載倍數(shù)加載進行特征狀態(tài)1驗算，按式Gi+0.1kQi進行加載，式中，Gi為恒載，Qi為標準車道荷載，k為荷載系數(shù)。通過此方法得出的計算結(jié)果如圖17所示，規(guī)范特征狀態(tài)1和特征狀態(tài)2隨標準車道荷載倍數(shù)的增加先后依次發(fā)生。結(jié)果表明，在1.0倍的標準車道荷載作用下案例橋支座出現(xiàn)脫空，1.1倍左右時發(fā)生傾覆，特征狀態(tài)1、特征狀態(tài)2均不滿足規(guī)范1.4倍和2.5倍要求。

圖17 標準車道荷載下支座反力隨荷載系數(shù)k變化Fig.17 Change of reaction force of bearing with load factor k under standard lane load

2.2 基于ABAQUS模型的傾覆機理研究

采用有限元軟件ABAQUS對無錫橋進行建模分析，通過動力分析模擬事故傾覆過程，驗證基于現(xiàn)場殘骸照片得出的結(jié)構(gòu)破壞模式的合理性，并計算無錫橋的抗傾覆承載力。根據(jù)無錫橋事故現(xiàn)場調(diào)研，箱梁在傾覆事故發(fā)生后仍保持較好的整體性，因此上部結(jié)構(gòu)可簡化為采用彈性模型進行模擬分析。采用ABAQUS實體單元建立有限元模型，選擇動力分析步中幾何非線性分析，并考慮傾覆過程中的大變形和大轉(zhuǎn)動對模型計算結(jié)構(gòu)的影響。

2.2.1 ABAQUS有限元模型

無錫橋的箱梁采用C40混凝土，建模時取彈性模量為E=35 GPa，同時考慮模擬箱梁自重對抗傾覆的影響，取其容重值為2549 kg/m3；支座彈性模量E=210 GPa，密度取7800 kg/m3；用彈性模型來模擬車輪對橋面板施加的荷載，事故車輛荷載數(shù)值通過調(diào)整車輛整體模型密度實現(xiàn)，前車密度取2980.75 kg/m3，后車密度取3035.92 kg/m3。

箱梁、橋墩根據(jù)施工圖紙建立相應(yīng)實體單元，兩端部雙支座以及中間橋墩單支座設(shè)置為圓形支座，直徑分別為350 mm、670 mm，厚度為50 mm。兩事故車輛間距7 m，布置于整橋跨中位置，車輛中心線距離梁單元中心線2.85 m。

車體與車輪合并為整體，與橋面采用通用接觸；支座與箱梁、墊石之間采用通用接觸，通過擋塊實現(xiàn)端部支座X、Z方向的位移限制；墊石與橋墩、箱梁相互綁定，橋墩與地面采用固結(jié)。有限元模型如圖18所示。

圖18 ABAQUS計算方法建模示意圖Fig.18 ABAQUS calculation method modeling diagram

2.2.2 傾覆機理分析

為了研究無錫橋傾覆破壞機理，本節(jié)基于ABAQUS有限元模型進行動態(tài)分析，上部結(jié)構(gòu)傾覆過程如圖19系列所示。選取箱梁底部共面的兩特征點a、b作為豎向相對位移參考點，a、b點位移和箱梁轉(zhuǎn)角變化分別如圖20和圖21所示。

圖19 無錫橋傾覆過程ABAQUS模擬結(jié)果Fig.19 ABAQUS simulation results of overturning process of Wuxi bridge

圖20 特征參考點a、b的豎向相對位移變化Fig.20 Vertical relative displacement between a and b

圖21 箱梁傾覆轉(zhuǎn)角變化Fig.21 Overturning angle of box girder

圖中結(jié)果顯示，在超載車輛作用下，箱梁傾覆轉(zhuǎn)角從起始時刻開始增加，但曲線斜率較小，表明兩端非偏載支座(圖18中A1、A5支座，下同)開始脫空，上部結(jié)構(gòu)開始發(fā)生微小轉(zhuǎn)動；0.75 s～1.35 s傾覆轉(zhuǎn)角變化曲線斜率趨近為0，而箱梁特征點a、b豎向相對位移均減小，表明支座已全部脫空，且上部結(jié)構(gòu)沿同一方向滑動，此時上部荷載完全由蓋梁端部承受；1.35 s后箱梁傾覆轉(zhuǎn)角快速增大，同時a點豎向位移先增加后減小，b點豎向位移持續(xù)減小但曲線斜率增加，2.70 s后a、b兩點豎向相對位移差 Δab基本不變，表明傾覆最后階段箱梁整體繞蓋梁端部同步發(fā)生大轉(zhuǎn)動與滑動，最終撞擊地面。綜上分析結(jié)果表明，上部結(jié)構(gòu)先發(fā)生微小轉(zhuǎn)動、然后滑動，最后發(fā)生了大轉(zhuǎn)動與滑動相結(jié)合的破壞模式。

端部偏載支座A2與中間支座A4的應(yīng)力云圖如圖22所示，由圖可見應(yīng)力最大值出現(xiàn)在支座邊緣處，呈小扇形狀。這是由于支座A1和A5全部脫空，上部結(jié)構(gòu)繞傾覆軸線轉(zhuǎn)動，此時支座A2、A6及中間支座承受偏載擠壓作用，并且支座與墊石之間產(chǎn)生相對滑移，與事故現(xiàn)場掉落支座現(xiàn)象吻合。

圖22 支座應(yīng)力云圖Fig.22 Stress nephogram of bearing

2.3 基于ABAQUS模型的臨界傾覆荷載研究

為了計算得到無錫橋臨界傾覆荷載，通過逐漸改變車輛的質(zhì)量，得到不同車輛荷載作用下箱梁傾覆轉(zhuǎn)角的變化曲線，見圖23。當加載車輛荷載小于208.8 t時，傾覆轉(zhuǎn)角基本為0°，即不轉(zhuǎn)動；當加載車輛荷載位于208.8 t～278.4 t時，箱梁開始轉(zhuǎn)動但不發(fā)生滑動，經(jīng)過一段時間后箱梁整體復位。例如，當加載荷載為275.0 t時，傾覆轉(zhuǎn)角發(fā)生變化，但經(jīng)過一定時間后支座自動復位。當加載車輛荷載超過臨界值278.4 t時，轉(zhuǎn)角曲線與事故車荷載361.0 t變化曲線趨勢相似，雖發(fā)生滑動、大轉(zhuǎn)動的時間向后推移，但最后仍發(fā)生了傾覆。分析結(jié)果表明，從支座開始脫空到發(fā)生傾覆結(jié)構(gòu)有一定的安全儲備。

圖23 不同車輛荷載傾覆轉(zhuǎn)角變化曲線Fig.23 Change curve of overturning angle under different vehicle loads

3 基于結(jié)構(gòu)承載力的超載判定

目前普遍認為有2種層次的基本超載判定方法。第一，在道路交通法規(guī)層面，通過車輛實際載重是否超過核定載重來確定超載，這個判定標準和橋梁結(jié)構(gòu)受力沒有直接聯(lián)系，主要出于車輛行駛安全考慮。第二，《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTGD 60?2015)[23]規(guī)定了橋梁結(jié)構(gòu)局部加載、涵洞、橋臺和擋土墻土壓力等計算采用的車輛荷載，因此可以認為對于上述條件下，局部等效荷載效應(yīng)超過55 t標準車輛荷載產(chǎn)生的荷載效應(yīng)時即認為超載，如果車軸數(shù)量和分布與標準車輛一致，可以直接認為車重超過55 t即為超載。

上述超載判定是根據(jù)車輛核載作為依據(jù)，由于法規(guī)、規(guī)范限制的車輛核載產(chǎn)生效應(yīng)遠未達到結(jié)構(gòu)最大(抗彎或抗傾覆)承載力，本文將根據(jù)結(jié)構(gòu)的最大承載力確定超載準則。具體為：隨機車輛荷載產(chǎn)生的效應(yīng)(主要為彎曲)大于箱梁最大(抗彎)承載力設(shè)計值時判定為結(jié)構(gòu)強度超載；同理，傾覆效應(yīng)大于結(jié)構(gòu)最大抗傾覆承載力設(shè)計值時判定為傾覆超載。由于橋梁結(jié)構(gòu)的整體設(shè)計采用標準車道荷載，因此，對于該超載判定可以簡化為實際車輛荷載效應(yīng)大于標準車道荷載產(chǎn)生的最不利效應(yīng)認定為超載。

針對提出的結(jié)構(gòu)超載準則，本文計算了梁橋在自重和標準車道荷載作用下結(jié)構(gòu)最大抗彎承載力設(shè)計值與最大抗傾覆承載力設(shè)計值，分別與事故車輛產(chǎn)生的最大彎曲效應(yīng)和最大傾覆效應(yīng)進行了對比，分別判定事故車輛在結(jié)構(gòu)強度和穩(wěn)定性層面是否發(fā)生超載[18]。具體計算結(jié)果如圖24所示。

圖24 無錫橋事故荷載計算結(jié)果Fig.24 Calculation results of accident load of Wuxi bridge

從圖24可以看出，實際事故車輛產(chǎn)生的跨中彎矩(13 503 kN·m)小于最大抗彎承載力設(shè)計值(29 008 kN·m)，因箱梁截面抗彎承載力設(shè)計值遠大于事故車輛產(chǎn)生的彎曲效應(yīng)，所以無錫橋箱梁未發(fā)生強度破壞；而事故車輛產(chǎn)生的最大傾覆效應(yīng)(10 083 kN·m)遠大于最大抗傾覆承載力設(shè)計值(5798 kN·m)，故而產(chǎn)生了傾覆超載。該分析結(jié)果跟事故橋梁發(fā)生傾覆的現(xiàn)象相一致。

以上計算結(jié)果可以反映出在抗傾覆最不利荷載布置下，無錫橋抗傾覆承載力設(shè)計值比抗彎設(shè)計值小，說明無錫橋的結(jié)構(gòu)抗彎承載力與抗傾覆承載力不匹配。為避免在不確定的超載作用下結(jié)構(gòu)發(fā)生非延性即脆性的傾覆破壞，建議設(shè)計時考慮彎曲與抗傾覆能力二者之間的匹配性。

4 結(jié)論

本文針對無錫橋傾覆事故開展了一系列現(xiàn)場調(diào)查工作，基于殘骸照片和有限元模型進行了傾覆機理研究。主要結(jié)論如下：

(1)該事故橋不滿足2018版規(guī)范[10]規(guī)定的特征狀態(tài)1和特征狀態(tài)2的抗傾覆驗算要求。

(2)現(xiàn)場視頻和ABAQUS有限元模擬結(jié)果均表明，橋梁上部結(jié)構(gòu)在車輛荷載作用下發(fā)生先轉(zhuǎn)動、再滑動，最后產(chǎn)生大幅轉(zhuǎn)動與滑動相結(jié)合的傾覆破壞模式。

(3)從箱梁傾覆轉(zhuǎn)角曲線發(fā)現(xiàn)，當車輛荷載達到支座脫空臨界值(208.8 t)時，上部結(jié)構(gòu)雖發(fā)生轉(zhuǎn)動，但之后會自動復位；當車輛荷載超過傾覆臨界值(278.4 t)時，上部結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)動后不再復位，而是整體滑動，最后發(fā)生傾覆破壞。表明從支座出現(xiàn)脫空到傾覆，上部結(jié)構(gòu)有一定安全儲備。

(4)現(xiàn)場車輛荷載產(chǎn)生的傾覆效應(yīng)大于結(jié)構(gòu)的抗傾覆承載力；但事故車輛產(chǎn)生的彎曲效應(yīng)遠小于結(jié)構(gòu)的抗彎承載力設(shè)計值，表明無錫橋傾覆超載是結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌的主要原因。事故橋梁傾覆破壞早于強度破壞，為避免結(jié)構(gòu)在不確定的超載作用下發(fā)生非延性的傾覆破壞，本文建議在結(jié)構(gòu)設(shè)計時應(yīng)考慮結(jié)構(gòu)強度與抗傾覆穩(wěn)定能力的匹配性。