滬昆高速北盤江大橋鋼橋面板偏移病害數(shù)值模擬研究

張春安,王 靜

(中交第二公路工程局有限公司，陜西 西安 710065)

1 概述

隨著我國經(jīng)濟(jì)的蓬勃發(fā)展，橋梁事業(yè)進(jìn)入了飛速發(fā)展的黃金時(shí)期。而隨著橋梁使用年齡的增長，其支座出現(xiàn)不同程度的病害[1- 2]。2014年，G60滬昆高速公路(鎮(zhèn)勝段)北盤江大橋北盤江大橋進(jìn)行了常規(guī)檢測(cè)，橋面板跨中處出現(xiàn)了固定支座擋塊剪斷破壞的嚴(yán)重病害，鋼橋面板整體向滬昆高速北盤江大橋昆明岸側(cè)偏移的情況。為了找出鋼橋面板溫度變化下伸縮變形中心偏離設(shè)計(jì)中心的原因，本文利用仿真分析，評(píng)估支座對(duì)橋面板病害的影響。

2 工程背景

滬昆高速北盤江大橋?yàn)閱慰绾?jiǎn)支鋼桁梁懸索橋，見圖1。大橋地處貴州省西部地區(qū)的高原重丘區(qū)，大橋跨越北盤江河谷，河谷兩岸地勢(shì)陡峭，地形變化急劇，起伏很大[3]。橋址區(qū)處于亞熱帶高原氣候區(qū)，由于大氣環(huán)流和地形的影響，氣候類型較復(fù)雜，垂直變化十分明顯。

圖1 滬昆高速北盤江大橋布置圖

滬昆高速公路鎮(zhèn)勝北盤江大橋主跨636 m，采用簡(jiǎn)支鋼桁懸索橋。主纜邊跨192 m，中跨主纜矢跨比為1/10.5，兩塔間主梁位于R=21 202.349 m的垂曲線上。主跨懸索橋兩側(cè)均采用U形嵌巖重力錨錠。主索塔為鋼筋混凝土塔柱結(jié)構(gòu)，其形狀為門式剛架。鎮(zhèn)寧岸塔柱之間設(shè)3道橫梁，勝景關(guān)岸塔柱之間設(shè)2道橫梁。主梁采用鋼桁加勁梁，由主桁、橫梁、橋面板和上、下平面縱向連接系組成，吊索錨于主桁上弦節(jié)點(diǎn)錨箱上。主桁采用帶豎桿的華倫式桁架，橫梁為桁架式結(jié)構(gòu)。橋面板厚14 mm，下設(shè)5道縱梁，橋面板縱梁下設(shè)拉壓支座與橫梁連接。

3 支座病害仿真分析

3.1 橋面板支座病害情況

根據(jù)橋梁橋面板支座病害檢測(cè)統(tǒng)計(jì)，大橋橋面板支座存在嚴(yán)重的螺栓銹蝕脫落問題、橫向位移超限病害、轉(zhuǎn)角超出限度、面板底部銹蝕病害和縱向偏心病害[4]。

根據(jù)橋面板的設(shè)計(jì)，其橫橋向半幅橋面尺寸為：12.25 m，考慮橋面板與鋼桁架橫梁間21 ℃的溫差(檢測(cè)期間最大溫差的2倍)，橋面板橫向最大自由伸長僅為2.95 mm，遠(yuǎn)小于邊支座的橫向自由滑動(dòng)尺寸10 mm?？紤]到盆式支座側(cè)面均設(shè)置有四氟滑條，因此橫向位移超限對(duì)于橋面板縱向整體偏移病害不會(huì)產(chǎn)生關(guān)鍵影響。

3.2 轉(zhuǎn)角病害影響

根據(jù)G60滬昆高速北盤江大橋橋面板支座專項(xiàng)檢測(cè)結(jié)果，給出了的各支座具體病害，橋面板支座出現(xiàn)較大轉(zhuǎn)角(轉(zhuǎn)角>0.01 rad)的情況十分普遍，可確定橋面板支座中的橡膠板處于偏心受壓的工作狀態(tài)。

3.2.1轉(zhuǎn)角病害模型

在滑動(dòng)式盆式橡膠支座中，豎向力和水平力與下支座鋼板間的滑動(dòng)摩擦狀態(tài)對(duì)支座力學(xué)性能的影響最大[4]。利用非線性有限元軟件ABAQUS建立的關(guān)于橡膠板與下鋼板的接觸摩擦分析模型如圖2所示。

圖2 偏心受壓下支座橡膠板與支座下鋼板接觸摩擦分析有限元模型

3.2.2工況說明

橡膠板使用一階的八結(jié)點(diǎn)線性六面體雜交實(shí)體單元(C3D8H)模擬，單元尺寸3 mm；上下兩塊鋼板使用一階的八結(jié)點(diǎn)線性六面體非協(xié)調(diào)模式單元(C3D8I)模擬，單元尺寸6 mm。橡膠板與鋼板之間定義主從式面-面接觸，采用摩擦公式模擬橡膠板與鋼板間的滑動(dòng)摩擦，摩擦系數(shù)為0.03。

a.分析工況一：給橡膠板施加4.9～6.3 MPa的小偏心壓力和向左位移荷載。

b.分析工況二：給橡膠板施加4.9～6.3 MPa的小偏心壓力和向右位移荷載。

c.分析工況三：給橡膠板施加3.9～7.4 MPa的大偏心壓力和向左位移荷載。

d.分析工況四：給橡膠板施加3.9～7.4 MPa的大偏心壓力和向右位移荷載。

3.2.3變形結(jié)果

a.在分析工況一和工況二的偏心壓力作用下支座橡膠板的變形云圖如圖3所示，支座橡膠板在偏心壓力作用下的豎向位移差為0.09 mm。

圖3 支座橡膠板在小偏心壓力下的豎向變形云圖

在分析工況三和工況四的偏心壓力作用下支座橡膠板的變形云圖如圖4所示，橡膠支座在偏心壓力作用下的豎向位移差為0.20 mm。

b.在小偏心壓力下向左位移荷載作用下支座橡膠板與鋼板的摩擦剪切應(yīng)力云圖如圖5所示，橡膠板與鋼板的接觸面間的摩擦剪切應(yīng)力為：0.194 MPa，摩擦力為:13.71 kN。

c.在小偏心壓力向右位移荷載作用下支座橡膠板與鋼板的摩擦剪切應(yīng)力云圖如圖6所示， 橡膠板與鋼板的接觸面間的摩擦剪切應(yīng)力為： 0.200 MPa，摩擦力為：14.13 kN。

d.在大偏心壓力向左位移荷載作用下支座橡膠板與鋼板的摩擦剪切應(yīng)力云圖如圖7所示， 橡膠板與鋼板的接觸面間的摩擦剪切應(yīng)力為： 0.208 MPa，摩擦力為：14.70 kN。

e.在大偏心壓力向右位移荷載作用下橡膠板與鋼板的摩擦剪切應(yīng)力云圖如圖8所示， 橡膠板與鋼板的接觸面間的摩擦剪切應(yīng)力為：0.218 MPa，摩擦力為：15.40 kN。

圖4 支座橡膠板在大偏心壓力下的豎向變形云圖

圖5 支座橡膠板在分析工況一下的摩擦剪應(yīng)力云圖

圖6 支座橡膠板在分析工況二下的摩擦剪應(yīng)力云圖

圖7 支座橡膠板在分析工況三下的摩擦剪應(yīng)力云圖

圖8 支座橡膠板在分析工況四下的摩擦剪應(yīng)力云圖

3.2.4分析結(jié)果

通過以上分析可以得到以下結(jié)論：

a.盆式支座橡膠板在偏心壓力下向2個(gè)方向滑動(dòng)時(shí)，滑動(dòng)摩擦力并不是相同的，向轉(zhuǎn)角開口側(cè)滑動(dòng)時(shí)摩擦力稍?。黄氖軌涸絿?yán)重，向兩個(gè)方向滑動(dòng)時(shí)的摩擦力差值比越大；但差異仍較小(差值比小于5%)。

b.分析結(jié)果說明，在正?；瑒?dòng)摩擦情況下，支座轉(zhuǎn)角對(duì)兩個(gè)方向的滑動(dòng)摩擦力有影響，但影響較小，在實(shí)際分析中可以忽略其影響。

3.3 底板銹蝕影響

在中跨跨中到貴州側(cè)1/4跨間，較多數(shù)量支座的底板出現(xiàn)了嚴(yán)重銹蝕病害，支座底板的銹蝕狀況會(huì)導(dǎo)致支座的滑動(dòng)摩擦力的嚴(yán)重偏差，影響支座的力學(xué)結(jié)構(gòu)[5]。

3.3.1底板銹蝕分析說明

a.分析工況一：給橡膠板施加5.4 MPa的均勻壓力的位移荷載，橡膠板和鋼板之間的罰摩擦公式摩擦系數(shù)為0.03。

b.分析工況二：給橡膠板施加5.4 MPa的均勻壓力的位移荷載，橡膠板和鋼板之間的罰摩擦公式摩擦系數(shù)為0.12(無硅脂)。

c.分析工況三：給橡膠板施加5.4 MPa的均勻壓力的位移荷載，橡膠板和鋼板之間的罰摩擦公式摩擦系數(shù)為0.18(輕微銹蝕)。

3.3.2分析結(jié)果

a.在工況一作用下支座橡膠板和鋼板之間的摩擦剪切應(yīng)力云圖如圖9所示，橡膠板與鋼板的接觸面間的摩擦剪切應(yīng)力為：0.175 MPa，摩擦力為：12.36 kN。

b.在工況二作用下支座橡膠板和鋼板之間的摩擦剪切應(yīng)力云圖如圖10所示，橡膠板與鋼板的接觸面間的摩擦剪切應(yīng)力為：0.754 MPa，摩擦力為：53.27 kN。

c.在工況三作用下支座橡膠板和鋼板之間的摩擦剪切應(yīng)力云圖如圖11所示，橡膠板與鋼板的接觸面間的摩擦剪切應(yīng)力為：1.191 MPa，摩擦力為：84.14 kN。

3.3.3分析結(jié)果

通過以上分析可以得到以下結(jié)論：盆式橡膠支座當(dāng)橡膠板與下鋼板間接觸面條件發(fā)生變化時(shí)，滑動(dòng)摩擦力會(huì)產(chǎn)生明顯變化；支座的滑動(dòng)壽命會(huì)受到明顯影響。

3.4 位移超限影響

一般盆式橡膠支座實(shí)際最大允許縱移量為設(shè)計(jì)縱移量的1.6倍以上[6-7]。因此，支座縱向位移超過設(shè)計(jì)限值并不表示支座縱向位移受到約束，僅當(dāng)支座縱向位移超過最大允許縱移量時(shí)，支座的縱向位移才會(huì)受到約束。支座縱向位移略超過設(shè)計(jì)限值，不一定會(huì)妨礙支座縱向滑移，不會(huì)對(duì)支座正常使用產(chǎn)生嚴(yán)重影響。

圖9 支座橡膠板在分析工況一下的摩擦剪應(yīng)力云圖

圖10 支座橡膠板在分析工況二下的摩擦剪應(yīng)力云圖

圖11 支座橡膠板在分析工況三下的摩擦剪應(yīng)力云圖

4 整體仿真分析

4.1 整體仿真分析模型

4.1.1建模說明

鎮(zhèn)勝北盤江大橋的鋼橋面與主桁梁結(jié)構(gòu)通過支座連接，屬于次級(jí)結(jié)構(gòu)體系，在一般的結(jié)構(gòu)分析中不會(huì)對(duì)鋼橋面進(jìn)行精選化的建模。

為了有效分析鋼橋面板的工作狀態(tài)，本文有必要對(duì)鋼橋面板進(jìn)行精細(xì)化建模。見圖12。采用梁?jiǎn)卧M鋼橋面板的縱梁，殼單元模擬鋼橋面板，用一般連接(Midas)或Link(sap2000)單元模擬鋼橋面板支座，建立完善的精細(xì)化的大橋整體仿真分析模型。圖13為鋼桁梁與橋面板局部的精細(xì)化模型圖。

由于荷載作用主要是連續(xù)溫度場(chǎng)變化(見表1)，本文采用時(shí)變溫度的非線性順序加載分析方法進(jìn)行仿真分析。

圖12 整體仿真分析的三維側(cè)視模型圖

圖13 鋼桁梁與橋面板精選化建模局部消隱圖

4.1.2荷載說明

檢測(cè)數(shù)據(jù)顯示鋼桁梁系統(tǒng)在目前運(yùn)營條件下，支座位移和線形變化基本符合理論預(yù)期。這表明橋面板病害主要由于橋面板子結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的問題導(dǎo)致，而橋面板主要承受的荷載為溫度作用和車輛作用[8]，因此本仿真分析主要定義溫度作用和車輛作用兩項(xiàng)荷載。

a.溫度作用。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)支座檢測(cè)期間，選取晝夜溫差變化最大的一組溫度場(chǎng)作為仿真分析的溫度作用荷載。

表1 時(shí)變溫度作用荷載情況Table 1 Load of time-varying temperature℃8:0010:0011:0012:0013:0014:0015:0016:00鋼橋面板2024273239485048鋼橋面縱梁2024273138444545桁架橫梁2023252934404040桁架弦桿192225283440404018:0019:0020:0022:0024:002:004:006:00鋼橋面板4642393431292725鋼橋面縱梁4441393431292725桁架橫梁4037353230282726桁架弦桿3936343230292725

b.車輛作用。

根據(jù)目前車輛設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，標(biāo)準(zhǔn)驗(yàn)算車輛荷載(55 t)。

4.2 支座力學(xué)模型

在橋梁結(jié)構(gòu)分析中，一般均采用簡(jiǎn)單的鉸支座邊界條件模擬盆式支座[9-10]，忽略盆式支座滑動(dòng)摩擦力的影響。

但在針對(duì)鎮(zhèn)勝北盤江大橋鋼橋面板偏移病害的仿真分析中，需要采用能考慮盆式支座滑動(dòng)摩擦力的支座力學(xué)模型。目前用于模擬橋梁盆式支座滑動(dòng)摩擦的力學(xué)模型主要是Plastic(wen)模型和Friction isolator模型。

考慮采用非線性順序加載分析方法，因此本文采用Plastic(wen)模型對(duì)支座滑動(dòng)摩擦力學(xué)模型進(jìn)行模擬，對(duì)于縱向滑移超限則采用Gap單元(限位非線性)進(jìn)行模擬。表2為橋面板支座模擬情況。

表2 橋面板支座定義情況Table 2 Bridge panel support definition模擬單元豎向剛度(彈性)/(t·mm-1)縱向剪切橫向剪切摩擦系數(shù)有效剛度/(t·mm-1)摩擦系數(shù)有效剛度/(t·mm-1)跨中固定支座彈性連接100—250—250良好滑動(dòng)支座Plastic(wen)1000.06120.0612底板銹蝕支座Plastic(wen)1000.18120.1812縱向位移超限Gap 單元100—100—

4.3 分析工況

分析工況情況見表3。仿真分析中支座定義情況見表4。

表3 分析工況說明情況Table 3 Analysis of operating conditions支座模擬情況作用荷載情況分析病害類型分析工況 1固定支座/良好滑動(dòng)支座溫度作用/車輛作用跨中固定支座破壞分析工況 2良好滑動(dòng)支座溫度作用伸縮變形中心偏離分析工況 3滑動(dòng)支座/銹蝕支座/Gap溫度作用伸縮變形中心偏離分析工況 4滑動(dòng)支座 / 銹蝕支座溫度作用模擬復(fù)位頂推

表4 仿真分析中支座定義說明情況Table 4 Description of support definition in simulation analysis支座位置分析工況固定支座跨中 3 道(46、47、48)工況 1良好滑動(dòng)支座所有支座/除銹蝕支座外其他支座工況 2 /工況3、工況4底板銹蝕支座7、46、47、48、56、68、69、71、89工況 3、工況4縱移超限支座所有超過設(shè)計(jì)縱移限值 1.2 的支座工況 3

4.4 工況1分析結(jié)果

4.4.1跨中支座剪力結(jié)果

針對(duì)設(shè)定分析工況，就不同支座模擬方法，給出跨中固定支座需要承擔(dān)的最大剪切力如表5所示。數(shù)據(jù)顯示，考慮支座滑移摩擦力模擬情況下，跨中固定支座承受的剪力隨相對(duì)溫差迅速增大，當(dāng)相對(duì)溫差超過16 ℃時(shí)，已超過支座抗剪承載力。

支座滑移摩擦的Plastic(wen)支座模型，在分析時(shí)變溫度條件下的跨中固定支座剪力值變化情

表5 不同分析條件下跨中固定支座最大剪力情況Table 5 Maximum shear force of mid-span fixed sup-port under different analysis conditionskN 其他支座按縱向無約束模擬(設(shè)計(jì)模擬)其他支座按 Plastic(wen)模型模擬46#固定支座7.4185.547#固定支座0.00.048#固定支座7.4185.4

況如表6所示。數(shù)據(jù)表明，橋面板跨中固定支座剪力值隨相對(duì)溫差增大而迅速增大，表現(xiàn)出強(qiáng)烈的非線性特性。

表6 在時(shí)變溫度場(chǎng)下跨中固定支座剪力值變化情況Table 6 Change of shear value of mid-span fixed support under time-varying temperature fieldkN 10:0012:0013:0014:0015:0018:0020:0024:004:0046#固定支座0.510.839.9127.3185.598.238.70.50.147#固定支座0.00.00.00.00.00.00.00.00.048#固定支座0.510.739.9127.3185.498.238.70.50.1

當(dāng)體系整體升溫16 ℃和20 ℃，鋼橋面板與鋼桁梁相對(duì)溫差16 ℃和20 ℃情況下，跨中固定支座剪力值情況如表7所示。數(shù)據(jù)顯示，跨中固定支座剪力主要由相對(duì)溫差引起。

4.4.2相對(duì)位移結(jié)果

對(duì)于支座滑移摩擦的Plastic(wen)支座模型，在分析時(shí)變溫度條件下的橋面板支座相對(duì)鋼橫梁位移(以下簡(jiǎn)稱橋面板支座相對(duì)位移)變化情

表7 不同溫度條件下跨中固定支座最大剪力情況Table 7 Maximum shear force of mid-span fixed support at different temperatureskN 整體升溫16 ℃整體升溫20 ℃相對(duì)溫差16 ℃相對(duì)溫差20 ℃46#固定支座3.24.3315.4528.547#固定支座0.00.00.00.048#固定支座3.24.3315.428.5

況如表8所示。數(shù)據(jù)顯示，橋面板相對(duì)位移隨相對(duì)溫差增大而迅速增大，表現(xiàn)出強(qiáng)烈的非線性特性。

表8 時(shí)變溫度場(chǎng)下橋面板支座相對(duì)位移變化情況Table 8 Relative displacement variation of bridge panel support under time-varying temperature fieldmm 10:0012:0013:0014:0015:0018:0020:0024:004:002#滑動(dòng)支座0.71.19.418.525.615.34.9-0.7-1.347#固定支座0.00.00.00.00.00.00.00.00.092#滑動(dòng)支座-0.7-1.1-9.4-18.5-25.6-15.3-4.90.71.3注:相對(duì)位移以向云南側(cè)為正,向貴州側(cè)為負(fù)。

當(dāng)體系整體升溫16 ℃和20 ℃，鋼橋面板與鋼桁梁相對(duì)溫差(以下簡(jiǎn)稱相對(duì)溫差)16 ℃和20 ℃情況下，支座相對(duì)位移情況如表9所示。分析數(shù)據(jù)顯示，橋面板支座相對(duì)位移主要由相對(duì)溫差引起，體系整體升溫導(dǎo)致的相對(duì)位移較小。

表9 不同溫度條件下橋面板支座相對(duì)位移情況Table 9 Relative displacement of bridge panel support un-der different temperature conditionsmm整體升溫16℃整體升溫20℃相對(duì)溫差16℃相對(duì)溫差20℃2#滑動(dòng)支座-2.8-3.950.481.547#固定支座0.00.00.00.092#滑動(dòng)支座-2.8-3.950.481.5注:相對(duì)位移以向邊跨為正,向跨中為負(fù)。

4.5 工況2分析結(jié)果

本工況模擬跨中固定支座擋塊剪斷后，假設(shè)所有支座均能正常滑動(dòng)工作狀態(tài)。利用定義的時(shí)變溫度作用，采用材料非線性分析方法分析橋面板支座的運(yùn)營狀態(tài)。

4.5.1相對(duì)位移結(jié)果

所有橋面板支座均考慮為滑移摩擦的Plastic(wen)支座模型，在時(shí)變溫度條件下的橋面板支座相對(duì)位移變化情況如表10所示。

4.5.2跨中支座剪力結(jié)果

在時(shí)變溫度條件下跨中橋面板支座承受剪力變化情況如表11所示。數(shù)據(jù)表明，當(dāng)所有支座均能良好滑動(dòng)，橋面板伸縮變形中心仍然會(huì)在橋跨中心，在相對(duì)溫差作用下，跨中橋面板支座不會(huì)承受剪力。

表10 在時(shí)變溫度場(chǎng)下橋面板支座相對(duì)位移變化Table 10 Change of relative displacement of bridge panel support under time-varying temperature fieldmm10:0012:0013:0014:0015:0018:0020:0024:004:002#滑動(dòng)支座0.71.29.418.625.715.44.9-0.7-1.323#滑動(dòng)支座-0.2-0.63.18.111.76.41.3-0.8-0.547#滑動(dòng)支座0.00.00.00.00.00.00.00.00.071#滑動(dòng)支座0.2-0.6-3.1-8.1-11.7-6.4-1.30.80.592#滑動(dòng)支座0.7-1.2-9.4-18.6-25.7-15.4-4.90.71.3注:相對(duì)位移以向云南側(cè)為正,向貴州側(cè)為負(fù)。

表11 在時(shí)變溫度場(chǎng)下跨中固定支座剪力值變化Table 11 Change of shear value of mid-span fixed support under time-varying temperature fieldkN 10:0012:0013:0014:0015:0018:0020:0024:004:0046#固定支座0.00.09.09.09.09.09.00.00.047#固定支座0.00.00.00.00.00.00.00.00.048#固定支座0.00.09.09.09.09.09.00.00.0注:剪力值為9.0 kN表示支座開始發(fā)生滑動(dòng)摩擦。

4.6 工況3分析結(jié)果

本工況模擬跨中固定支座擋塊剪斷后，部分支座底板銹蝕，滑動(dòng)摩擦系數(shù)異常增大后的工作狀態(tài)。

4.6.1工況說明

根據(jù)銹蝕支座的不同布置，各細(xì)化分析工況情況如表12所示。

4.6.2相對(duì)位移結(jié)果

在時(shí)變溫度條件下，各分析工況下的橋面板支座相對(duì)位移變化情況如表13所示。

表12 細(xì)化工況下橋面板銹蝕支座的布置情況Table 12 Detail the layout of bridge panel rust support un-der the working condition工況 3-1工況 3-2工況 3-3銹蝕支座布置7、46、47、48、56、68、69、71、8968、69、71、89—卡死支座布置——71、89

表13和表14的分析數(shù)據(jù)顯示，當(dāng)滑動(dòng)摩擦系數(shù)增大的支座越偏離跨中位置，橋面板溫度變形下伸縮變形中心越遠(yuǎn)離跨中位置。

表15的分析數(shù)據(jù)顯示，當(dāng)71#、89#支座向貴州岸側(cè)支座滑動(dòng)受到限制時(shí)，會(huì)導(dǎo)致橋面板伸縮變形中心嚴(yán)重向貴州岸側(cè)偏移。

表13 時(shí)變溫度荷載下工況3-1橋面板支座相對(duì)位移變化Table 13 Relative displacement variation of 3-1 bridge panel support under time-varying temperature loadmm13:0014:0015:0016:0018:0019:0020:002#滑動(dòng)支座10.620.927.822.117.414.17.323#滑動(dòng)支座3.58.912.69.47.05.21.847#滑動(dòng)支座0.00.30.70.30.10.10.058#滑動(dòng)支座0.00.41.50.40.10.00.071#滑動(dòng)支座-0.3-2.9-6.1-3.0-1.6-0.5-0.192#滑動(dòng)支座-6.6-14.4-17.0-15.1-11.3-8.6-4.6注:*相對(duì)位移以向云南側(cè)為正,向貴州側(cè)為負(fù)。

表14 時(shí)變溫度荷載下工況3-2橋面板支座相對(duì)位移變化Table 14 Relative displacement variation of 3-2 bridge panel support under time-varying temperature loadmm13:0014:0015:0016:0018:0019:0020:002#滑動(dòng)支座10.522.731.223.918.714.47.123#滑動(dòng)支座3.510.816.211.48.95.81.747#滑動(dòng)支座0.23.15.33.32.11.00.058#滑動(dòng)支座0.01.01.91.10.60.10.071#滑動(dòng)支座-0.2-0.6-1.3-0.6-0.2-0.30.092#滑動(dòng)支座-5.0-11.0-15.5-12.0-8.3-6.9-3.1注:*相對(duì)位移以向云南側(cè)為正,向貴州側(cè)為負(fù)。

表15 時(shí)變溫度荷載下工況3-3橋面板支座相對(duì)位移變化Table 15 Relative displacement variation of 3-3 bridge panel support under time-varying temperature loadmm13:0014:0015:0016:0018:0019:0020:002#滑動(dòng)支座9.320.228.121.416.312.75.623#滑動(dòng)支座2.99.314.59.97.04.71.747#滑動(dòng)支座0.12.44.72.51.30.50.058#滑動(dòng)支座0.00.71.80.70.30.10.071#滑動(dòng)支座0.0-0.2-0.3-0.3-0.10.00.092#滑動(dòng)支座-3.6-4.8-5.6-4.9-4.3-3.9-3.2注:*相對(duì)位移以向云南側(cè)為正,向貴州側(cè)為負(fù)。

4.7 工況4分析結(jié)果

本工況模擬在不同支座滑動(dòng)摩擦力下，頂推鋼橋面板復(fù)位需用的頂推力。

4.7.1工況說明

本仿真分析中，考慮支座均為良好滑移狀態(tài)和部分支座存在嚴(yán)重的摩擦系數(shù)增大的情況下，頂推鋼橋面板復(fù)位需用的頂推力。細(xì)化分析工況定義如表16所示。

表16 細(xì)化工況下頂推時(shí)橋面板支座Table 16 Specify the bridge panel support when jacking under working conditions良好摩擦支座銹蝕摩擦支座卡死支座工況 4-1所有支座——工況 4-27、46、47、48、56、68、69—工況 4-356、68、69、71、89—

4.7.2分析方法說明

采用兩種方式模擬鋼橋面板復(fù)位頂推[12]，一種如圖14所示，在貴州岸側(cè)橋面板端部設(shè)置固定頂推裝置；一種如圖15所示，在貴州側(cè)鋼桁梁端部設(shè)置橋面板復(fù)位頂推裝置(圖中連接鋼橫梁節(jié)點(diǎn)與橋面板節(jié)點(diǎn)的斜向彈性連接)。

復(fù)位頂推均考慮采用頂推裝置限制貴州側(cè)橋面板端部的位移，利用溫度變化強(qiáng)制橋面板向云南岸側(cè)移動(dòng)，分析得到頂推裝置反力即為最小頂推力。

圖14 從端部進(jìn)行橋面板復(fù)位頂推的模擬圖

圖15 利用鋼桁梁進(jìn)行橋面板復(fù)位頂推的連接裝置圖

4.7.3分析結(jié)果

表17～表19數(shù)據(jù)表明：

a.銹蝕支座會(huì)導(dǎo)致橋面板的復(fù)位頂推力增大，尤其是導(dǎo)致端部固定頂推力的迅速增大。

b.銹蝕支座會(huì)導(dǎo)致鋼桁梁約束頂推的復(fù)位位移顯著減小。

表17 工況4-1情況下復(fù)位頂推最小頂推力和最小復(fù)位位移Table 17 Minimum jacking thrust and minimum reduction displacement under working condition 4-1復(fù)位最小頂推力/kN最大復(fù)位位移/mm桁梁縱向變形/mm端部固定頂推92034.512鋼桁梁約束頂推81629.520

表18 工況4-2情況下復(fù)位頂推最小頂推力和最小復(fù)位位移Table 18 Minimum jacking thrust and minimum reduction displacement under working condition 4-2復(fù)位最小頂推力/kN最大復(fù)位位移/mm桁梁縱向變形/mm端部固定頂推1 68038.518鋼桁梁約束頂推86820.527

表19 工況4-3情況下復(fù)位頂推最小頂推力和最小復(fù)位位移Table 19 Minimum jacking thrust and minimum reduction displacement under working conditions 4-3復(fù)位最小頂推力/kN最大復(fù)位位移/mm桁梁縱向變形/mm端部固定頂推1 47034.514鋼桁梁約束頂推84321.325

5 結(jié)論

a.跨中固定支座在運(yùn)營期間，受到橋面板相對(duì)溫差作用，會(huì)承受非常大的剪力，這是導(dǎo)致跨中固定支座破壞的重要原因。

b.支座轉(zhuǎn)角病害會(huì)導(dǎo)致支座在不同滑動(dòng)方向上的摩擦力有一定差異，但差異較小，不會(huì)明顯影響支座的滑移性能。

c.支座硅脂流失、下鋼板銹蝕等病害導(dǎo)致的支座滑動(dòng)摩擦力增大，是引起橋面板溫度伸縮變形中心偏離設(shè)計(jì)中心位置的重要原因。

d.銹蝕支座等病害會(huì)導(dǎo)致橋面板復(fù)位頂推力的增大，并使得頂推的復(fù)位位移減小。