摘要：文章以某高速公路3～16 m雙支座簡支轉(zhuǎn)連續(xù)空心板橋為例，采用大型有限元軟件Midas Civil建立橋梁空間梁格模型，研究實際支座剛度對橋梁結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響。結(jié)果表明：在實際支座彈性支承下結(jié)構(gòu)的內(nèi)力、變形以及動力特性等結(jié)構(gòu)響應(yīng)與理想支承下均有較大差異，在該類橋梁分析計算時應(yīng)考慮支座的實際剛度。

關(guān)鍵詞：簡支轉(zhuǎn)連續(xù)；空心板橋；雙支座；支座剛度；結(jié)構(gòu)響應(yīng)

中圖分類號：U441+.4A331104

0引言

預(yù)制空心板因結(jié)構(gòu)高度小，吊裝質(zhì)量輕，在橋下凈空限制較大的中小跨徑橋梁上得到廣泛應(yīng)用。簡支空心板橋因伸縮縫多、行車舒適性較差等缺點，在高速公路多跨橋梁上一般應(yīng)用較少，取而代之的是橋面連續(xù)或簡支轉(zhuǎn)連續(xù)空心板橋。簡支轉(zhuǎn)連續(xù)空心板橋因改變了結(jié)構(gòu)簡支受力體系，有效降低了結(jié)構(gòu)荷載效應(yīng)，在16 m、20 m跨徑空心板橋中得到廣泛應(yīng)用［1］。

簡支轉(zhuǎn)連續(xù)空心板橋因受建筑高度和截面形式的限制，為了方便施工及質(zhì)量控制，目前基本采用鋼筋混凝土連續(xù)方式。連續(xù)處支承方式有臨時雙支座轉(zhuǎn)化為永久單支座和永久雙支座兩種模式。其中永久雙支座方式不需要結(jié)構(gòu)體系轉(zhuǎn)換，施工方便且能有效降低二期恒載、活載對墩頂負(fù)彎矩的作用，在高速公路空心板橋中應(yīng)用廣泛。

橋梁上部結(jié)構(gòu)設(shè)計計算分析時一般習(xí)慣將支座模擬為理想支承，這對簡支梁橋影響不大［2］；但對于連續(xù)梁橋而言，支座剛度對結(jié)構(gòu)體系剛度、內(nèi)力分布影響較大［3-4］。簡支轉(zhuǎn)連續(xù)空心板橋一般采用圓形板式橡膠支座，且支座剛度較小。目前關(guān)于支座剛度對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響研究較少，橋梁設(shè)計、荷載試驗以及承載能力評定等結(jié)構(gòu)計算分析過程仍以理想支承為主，這將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)實際響應(yīng)與計算分析不符，造成結(jié)構(gòu)設(shè)計不安全或者結(jié)構(gòu)評估結(jié)論不準(zhǔn)確，因此有必要從支座剛度對雙支座簡支轉(zhuǎn)連續(xù)空心板橋結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響進(jìn)行研究，提出雙支座簡支轉(zhuǎn)連續(xù)空心板橋的合理計算圖式，為相關(guān)工程實踐提供參考。

1板式橡膠支座計算模型

1.1板式橡膠支座的基本構(gòu)造

板式橡膠支座基本構(gòu)造詳見圖1［5］。

圖1中，1為加勁鋼板；2為橡膠層；t為支座總厚度；t0為單層鋼板厚度；t1為中間單層橡膠厚度；d為圓形支座直徑；d0為圓形支座加勁鋼板直徑。

板式橡膠支座在橋梁上部結(jié)構(gòu)荷載、溫度變化以及汽車荷載作用下將產(chǎn)生豎向位移、剪切變形，并由于支座兩側(cè)橡膠不均勻壓縮變形，允許梁體產(chǎn)生一定的彈性轉(zhuǎn)動，由此對梁底、支座墊石產(chǎn)生豎向反力、水平反力以及轉(zhuǎn)動反力矩。

1.2板式橡膠支座力學(xué)參數(shù)計算公式

根據(jù)支座的變形特點可知，豎向剛度、剪切剛度及抗彎剛度是板式橡膠支座重要的力學(xué)參數(shù)。以往研究針對支座豎向剛度、剪切剛度的取值計算較多［6-7］，對支座轉(zhuǎn)動剛度的取值計算鮮有報道。本研究采用參考文獻(xiàn)［8］的支座豎向剛度、水平剛度分別如式（1）、式（2）所示；采用參考文獻(xiàn)［9］的轉(zhuǎn)動剛度公式見式（3）。

2橋梁計算模型

某高速公路3～16 m先簡支后連續(xù)預(yù)應(yīng)力空心板橋，設(shè)計荷載等級為公路-I級，3跨一聯(lián)，橋面全寬12.24 m，預(yù)制部分采用9片后張法預(yù)制空心板。其中中板板寬1.24 m，邊板板寬1.62 m，板高0.80 m；墩頂現(xiàn)澆段縱橋向長度為0.6 m；橋面整體化層厚度為0.10 m，橋面瀝青鋪裝層厚度為0.10 m。預(yù)制梁、墩頂現(xiàn)澆段、鉸縫及橋面整體化層混凝土均采用C50。墩頂現(xiàn)澆段采用鋼筋混凝土連續(xù)方式，中間支座采用雙支座，結(jié)構(gòu)無體系轉(zhuǎn)換。具體構(gòu)造見圖2～4。

基于Midas Civil軟件建立橋梁的空間梁格模型，通過釋放端部約束來模擬鉸接，分別建立上部結(jié)構(gòu)理想支承、彈性支座支承兩種模型，分析不同支承剛度下橋梁的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。該橋支座采用GBZY250×t型支座［5］，t為支座總厚度，其承載能力為452 kN，形狀系數(shù)S為7.5，支座剛度隨著支座厚度的改變而改變。計算考慮的支座規(guī)格及支座剛度如表1所示。

計算分析時不考慮橋面系對結(jié)構(gòu)剛度的影響，但在動力特性分析時考慮其質(zhì)量的影響，所建立的有限元模型見圖5。

3結(jié)構(gòu)效應(yīng)分析

3.1二期恒載作用下受力分析

為了簡化計算，認(rèn)為二期恒載平均分配給各片板，計算得到作用于每片板的二期恒載集度為10.8 kN/m，空心板橋一般邊板受力最不利，因此，本研究以左邊板的結(jié)構(gòu)效應(yīng)為例進(jìn)行分析。二期恒載作用下，理想支承時邊梁彎矩圖見圖6，d250×52支座支承時邊梁彎矩見圖7，其他規(guī)格支座支承情況下邊梁彎矩圖與d250×52支座支承類似，本文不再贅述。

由圖6～7可以看出，對于3跨雙支座連續(xù)梁，二期恒載作用下最大負(fù)彎矩出現(xiàn)在中支點邊跨側(cè)支座處。將各種支座支承時對應(yīng)的邊梁最不利彎矩匯總于表2，表中比值為各支座支承對應(yīng)的彎矩值與理想支承對應(yīng)彎矩的比值。

由表2可以看出，隨著支座剛度的降低，二期恒載作用下邊跨最大正彎矩逐漸增大，而墩頂最大負(fù)彎矩、中跨最大正彎矩逐漸減小。與理想支承相比，各支座支承下邊跨最大正彎矩增大11%～15%，墩頂最大負(fù)彎矩減小10%～13%，中跨最大正彎矩減小17%～23%。

將各種支座支承時對應(yīng)的邊梁最大豎向位移及撓度匯總于表3，其中豎向位移為梁體的撓曲變形與支座豎向壓縮變形引起的剛體位移之和，撓度僅為梁體的撓度變形。表中比值為各支座規(guī)格對應(yīng)變形值與理想支承對應(yīng)變形值的比值。

由表3可以看出，隨著支座剛度的降低，二期恒載作用下邊跨豎向位移和撓度均逐漸增大，而中跨豎向位移和撓度逐漸減小。與理想支承相比，各支座支承下邊跨最大變形增大16%～23%，最大撓度增大11%～15%；中跨最大豎向位移減小26%～31%，最大撓度減小30%～40%。

將各種支座支承時對應(yīng)的邊梁最大支座反力匯總于表4，表中比值為各支座支承對應(yīng)支座反力與理想支承對應(yīng)支座反力的比值。

由表4可以看出，隨著支座剛度的降低，二期恒載作用下最大支座反力逐漸降低。與理想支承相比，邊支點支座最大反力減小2%～3%，中支點支座最大反力減小35%～42%。這說明橡膠支座彈性支承可使中支點雙支座反力分布更加均勻。

3.2汽車荷載作用下受力分析

該橋行車道寬11.0 m，根據(jù)設(shè)計規(guī)范考慮最多橫向布置3個車道，并考慮橫向車道布載系數(shù)。因空心板橋一般邊板受力最不利，因此本文取左邊板的結(jié)構(gòu)效應(yīng)進(jìn)行分析。為了便于對比分析，本研究不考慮沖擊系數(shù)。

汽車荷載作用下理想支承情況下邊梁彎矩見圖8，d250×52支座支承情況下邊梁彎矩見圖9，其他規(guī)格支座支承情況下邊梁彎矩與d250×52支座支承類似，本文不再贅述。

由圖8～9可以看出，對于三跨雙支座連續(xù)梁，汽車荷載作用下最大負(fù)彎矩出現(xiàn)在中支點邊跨側(cè)支座處。將各種支座支承時對應(yīng)的邊梁最不利彎矩匯總于表5，表中比值為各支座支承對應(yīng)的彎矩值與理想支承對應(yīng)彎矩的比值。

由表5可見，隨著支座剛度的降低，汽車恒載作用下邊跨、中跨最大正彎矩逐漸增大，而墩頂最大負(fù)彎矩逐漸減小。與理想支承相比，各支座支承的邊跨最大正彎矩增大11%～15%，中跨最大正彎矩增大21%～29%，墩頂最大負(fù)彎矩減小21%～27%。

將汽車荷載作用下各種支座支承時對應(yīng)的邊梁最大豎向位移及撓度匯總于表6，表中各參數(shù)意義與上節(jié)一致。

由表6可以看出，隨著支座剛度的降低，汽車荷載作用下邊跨、中跨豎向位移和撓度均逐漸增大。與理想支承相比，各支座支承的邊跨最大變形增大31%～41%，最大撓度增大23%～30%；中跨最大豎向位移增大63%～78%，最大撓度增大50%～59%。

將汽車荷載作用下各種支座支承時對應(yīng)的邊梁最大支座反力匯總于表7，表中比值意義與上節(jié)一致。

由表7可以看出，隨著支座剛度的降低，汽車荷載作用下最大支座反力降低。與理想支承相比，邊支點支座反力減小6%～18%，中支點支座反力減小52%～62%。這說明橡膠支座彈性支承可使中支點雙支座反力分布更加均勻。

3.3結(jié)構(gòu)動力特性分析

理想支承情況下結(jié)構(gòu)一階豎彎振型見圖10，d250×52支座支承情況下結(jié)構(gòu)一階豎彎振型見圖11，其他規(guī)格支座支承情況下一階豎彎振型與d250×52支座支承類似，本文不再贅述。

將汽車荷載作用下各種支座規(guī)格對應(yīng)的結(jié)構(gòu)一階豎彎頻率匯總于表8，表中比值為各支座支承時對應(yīng)的頻率值與理想支承對應(yīng)頻率值的比值。

由表8可以看出，隨著支座剛度的降低，結(jié)構(gòu)一階豎彎頻率逐漸降低。與理想支承相比，各支座支承的一階豎彎頻率減小22%～28%。

4結(jié)語

本文以某高速公路3～16 m雙支座簡支轉(zhuǎn)連續(xù)空心板橋為例，基于實際工程使用的GBZY250×t型支座，針對支座剛度對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響開展研究，得出結(jié)論如下：

（1）二期恒載作用下，實際支座彈性支承與理想支承相比，邊跨最大正彎矩比理想支承增大11%～15%，墩頂最大負(fù)彎矩減小10%～13%，中跨最大正彎矩減小17%～23%；邊跨最大變形增大16%～23%，最大撓度增大11%～15%；中跨最大豎向位移減小26%～31%，最大撓度減小30%～40%；邊支點支座最大反力減小2%～3%，中支點支座最大反力減小35%～42%。

（2）汽車荷載作用下，實際支座彈性支承與理想支承相比，邊跨最大正彎矩增大11%～15%，中跨最大正彎矩增大21%～29%，墩頂最大負(fù)彎矩減小21%～27%；邊跨最大變形增大31%～41%，最大撓度增大23%～30%；中跨最大豎向位移增大63%～78%，最大撓度增大50%～59%；邊支點支座反力減小6%～18%，中支點支座反力減小52%～62%。

（3）實際支座彈性支承與理想支承相比，一階豎彎頻率減小22%～28%。

綜上所述，雙支座簡支轉(zhuǎn)連續(xù)簡支空心板橋在實際支座彈性支承下結(jié)構(gòu)的內(nèi)力、變形以及動力特性與理想支承下均有較大差異。在橋梁設(shè)計、荷載試驗以及承載能力評定等工程實踐中，結(jié)構(gòu)計算分析時應(yīng)考慮支座的實際剛度，否則將導(dǎo)致分析結(jié)果與結(jié)構(gòu)實際偏離較大，造成結(jié)構(gòu)設(shè)計不安全或者結(jié)構(gòu)評估不準(zhǔn)確。

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作者簡介：韋春苗（1982—），工程師，主要從事公路橋梁檢測與施工控制工作。