支座刚度对双支座简支转连续空心板桥结构响应的影响研究

摘要：文章以某高速公路3～16 m双支座简支转连续空心板桥为例，采用大型有限元软件Midas Civil建立桥梁空间梁格模型，研究实际支座刚度对桥梁结构响应的影响。结果表明：在实际支座弹性支承下结构的内力、变形以及动力特性等结构响应与理想支承下均有较大差异，在该类桥梁分析计算时应考虑支座的实际刚度。

关键词：简支转连续；
空心板桥；
双支座；
支座刚度；
结构响应

中图分类号：U441+.4A331104

0引言

预制空心板因结构高度小，吊装质量轻，在桥下净空限制较大的中小跨径桥梁上得到广泛应用。简支空心板桥因伸缩缝多、行车舒适性较差等缺点，在高速公路多跨桥梁上一般应用较少，取而代之的是桥面连续或简支转连续空心板桥。简支转连续空心板桥因改变了结构简支受力体系，有效降低了结构荷载效应，在16 m、20 m跨径空心板桥中得到广泛应用［1］。

简支转连续空心板桥因受建筑高度和截面形式的限制，为了方便施工及质量控制，目前基本采用钢筋混凝土连续方式。连续处支承方式有临时双支座转化为永久单支座和永久双支座两种模式。其中永久双支座方式不需要结构体系转换，施工方便且能有效降低二期恒载、活载对墩顶负弯矩的作用，在高速公路空心板桥中应用广泛。

桥梁上部结构设计计算分析时一般习惯将支座模拟为理想支承，这对简支梁桥影响不大［2］；
但对于连续梁桥而言，支座刚度对结构体系刚度、内力分布影响较大［3-4］。简支转连续空心板桥一般采用圆形板式橡胶支座，且支座刚度较小。目前关于支座刚度对结构响应的影响研究较少，桥梁设计、荷载试验以及承载能力评定等结构计算分析过程仍以理想支承为主，这将导致结构实际响应与计算分析不符，造成结构设计不安全或者结构评估结论不准确，因此有必要从支座刚度对双支座简支转连续空心板桥结构响应的影响进行研究，提出双支座简支转连续空心板桥的合理计算图式，为相关工程实践提供参考。

1板式橡胶支座计算模型

1.1板式橡胶支座的基本构造

板式橡胶支座基本构造详见图1［5］。

图1中，1为加劲钢板；
2为橡胶层；
t为支座总厚度；
t0为单层钢板厚度；
t1为中间单层橡胶厚度；
d为圆形支座直径；
d0为圆形支座加劲钢板直径。

板式橡胶支座在桥梁上部结构荷载、温度变化以及汽车荷载作用下将产生竖向位移、剪切变形，并由于支座两侧橡胶不均匀压缩变形，允许梁体产生一定的弹性转动，由此对梁底、支座垫石产生竖向反力、水平反力以及转动反力矩。

1.2板式橡胶支座力学参数计算公式

根据支座的变形特点可知，竖向刚度、剪切刚度及抗弯刚度是板式橡胶支座重要的力学参数。以往研究针对支座竖向刚度、剪切刚度的取值计算较多［6-7］，对支座转动刚度的取值计算鲜有报道。本研究采用参考文献［8］的支座竖向刚度、水平刚度分别如式（1）、式（2）所示；
采用参考文献［9］的转动刚度公式见式（3）。

2桥梁计算模型

某高速公路3～16 m先简支后连续预应力空心板桥，设计荷载等级为公路-I级，3跨一联，桥面全宽12.24 m，预制部分采用9片后张法预制空心板。其中中板板宽1.24 m，边板板宽1.62 m，板高0.80 m；
墩顶现浇段纵桥向长度为0.6 m；
桥面整体化层厚度为0.10 m，桥面沥青铺装层厚度为0.10 m。预制梁、墩顶现浇段、铰缝及桥面整体化层混凝土均采用C50。墩顶现浇段采用钢筋混凝土连续方式，中间支座采用双支座，结构无体系转换。具体构造见图2～4。

基于Midas Civil软件建立桥梁的空间梁格模型，通过释放端部约束来模拟铰接，分别建立上部结构理想支承、弹性支座支承两种模型，分析不同支承刚度下桥梁的结构响应。该桥支座采用GBZY250×t型支座［5］，t为支座总厚度，其承载能力为452 kN，形状系数S为7.5，支座刚度随着支座厚度的改变而改变。计算考虑的支座规格及支座刚度如表1所示。

计算分析时不考虑桥面系对结构刚度的影响，但在动力特性分析时考虑其质量的影响，所建立的有限元模型见图5。

3结构效应分析

3.1二期恒载作用下受力分析

为了简化计算，认为二期恒载平均分配给各片板，计算得到作用于每片板的二期恒载集度为10.8 kN/m，空心板桥一般边板受力最不利，因此，本研究以左边板的结构效应为例进行分析。二期恒载作用下，理想支承时边梁弯矩图见图6，d250×52支座支承时边梁弯矩见图7，其他规格支座支承情况下边梁弯矩图与d250×52支座支承类似，本文不再赘述。

由图6～7可以看出，对于3跨双支座连续梁，二期恒载作用下最大负弯矩出现在中支点边跨侧支座处。将各种支座支承时对应的边梁最不利弯矩汇总于表2，表中比值为各支座支承对应的弯矩值与理想支承对应弯矩的比值。

由表2可以看出，随着支座刚度的降低，二期恒载作用下边跨最大正弯矩逐渐增大，而墩顶最大负弯矩、中跨最大正弯矩逐渐减小。与理想支承相比，各支座支承下边跨最大正弯矩增大11%～15%，墩顶最大负弯矩减小10%～13%，中跨最大正弯矩减小17%～23%。

將各种支座支承时对应的边梁最大竖向位移及挠度汇总于表3，其中竖向位移为梁体的挠曲变形与支座竖向压缩变形引起的刚体位移之和，挠度仅为梁体的挠度变形。表中比值为各支座规格对应变形值与理想支承对应变形值的比值。

由表3可以看出，随着支座刚度的降低，二期恒载作用下边跨竖向位移和挠度均逐渐增大，而中跨竖向位移和挠度逐渐减小。与理想支承相比，各支座支承下边跨最大变形增大16%～23%，最大挠度增大11%～15%；
中跨最大竖向位移减小26%～31%，最大挠度减小30%～40%。

将各种支座支承时对应的边梁最大支座反力汇总于表4，表中比值为各支座支承对应支座反力与理想支承对应支座反力的比值。

由表4可以看出，随着支座刚度的降低，二期恒载作用下最大支座反力逐渐降低。与理想支承相比，边支点支座最大反力减小2%～3%，中支点支座最大反力减小35%～42%。这说明橡胶支座弹性支承可使中支点双支座反力分布更加均匀。

3.2汽车荷载作用下受力分析

该桥行车道宽11.0 m，根据设计规范考虑最多横向布置3个车道，并考虑横向车道布载系数。因空心板桥一般边板受力最不利，因此本文取左边板的结构效应进行分析。为了便于对比分析，本研究不考虑冲击系数。

汽车荷载作用下理想支承情况下边梁弯矩见图8，d250×52支座支承情况下边梁弯矩见图9，其他规格支座支承情况下边梁弯矩与d250×52支座支承类似，本文不再赘述。

由图8～9可以看出，对于三跨双支座连续梁，汽车荷载作用下最大负弯矩出现在中支点边跨侧支座处。将各种支座支承时对应的边梁最不利弯矩汇总于表5，表中比值为各支座支承对应的弯矩值与理想支承对应弯矩的比值。

由表5可见，随着支座刚度的降低，汽车恒载作用下边跨、中跨最大正弯矩逐渐增大，而墩顶最大负弯矩逐渐减小。与理想支承相比，各支座支承的边跨最大正弯矩增大11%～15%，中跨最大正弯矩增大21%～29%，墩顶最大负弯矩减小21%～27%。

将汽车荷载作用下各种支座支承时对应的边梁最大竖向位移及挠度汇总于表6，表中各参数意义与上节一致。

由表6可以看出，随着支座刚度的降低，汽车荷载作用下边跨、中跨竖向位移和挠度均逐渐增大。与理想支承相比，各支座支承的边跨最大变形增大31%～41%，最大挠度增大23%～30%；
中跨最大竖向位移增大63%～78%，最大挠度增大50%～59%。

将汽车荷载作用下各种支座支承时对应的边梁最大支座反力汇总于表7，表中比值意义与上节一致。

由表7可以看出，随着支座刚度的降低，汽车荷载作用下最大支座反力降低。与理想支承相比，边支点支座反力减小6%～18%，中支点支座反力减小52%～62%。这说明橡胶支座弹性支承可使中支点双支座反力分布更加均匀。

3.3结构动力特性分析

理想支承情况下结构一阶竖弯振型见图10，d250×52支座支承情况下结构一阶竖弯振型见图11，其他规格支座支承情况下一阶竖弯振型与d250×52支座支承类似，本文不再赘述。

将汽车荷载作用下各种支座规格对应的结构一阶竖弯频率汇总于表8，表中比值为各支座支承时对应的频率值与理想支承对应频率值的比值。

由表8可以看出，随着支座刚度的降低，结构一阶竖弯频率逐渐降低。与理想支承相比，各支座支承的一阶竖弯频率减小22%～28%。

4结语

本文以某高速公路3～16 m双支座简支转连续空心板桥为例，基于实际工程使用的GBZY250×t型支座，针对支座刚度对结构响应的影响开展研究，得出结论如下：

（1）二期恒载作用下，实际支座弹性支承与理想支承相比，边跨最大正弯矩比理想支承增大11%～15%，墩顶最大负弯矩减小10%～13%，中跨最大正弯矩减小17%～23%；
边跨最大变形增大16%～23%，最大挠度增大11%～15%；
中跨最大竖向位移减小26%～31%，最大挠度减小30%～40%；
边支点支座最大反力减小2%～3%，中支点支座最大反力减小35%～42%。

（2）汽车荷载作用下，实际支座弹性支承与理想支承相比，边跨最大正弯矩增大11%～15%，中跨最大正弯矩增大21%～29%，墩顶最大负弯矩减小21%～27%；
边跨最大变形增大31%～41%，最大挠度增大23%～30%；
中跨最大竖向位移增大63%～78%，最大挠度增大50%～59%；
边支点支座反力减小6%～18%，中支点支座反力减小52%～62%。

（3）实际支座弹性支承与理想支承相比，一阶竖弯频率减小22%～28%。

综上所述，双支座简支转连续简支空心板桥在实际支座弹性支承下结构的内力、变形以及动力特性与理想支承下均有较大差异。在桥梁设计、荷载试验以及承载能力评定等工程实践中，结构计算分析时应考虑支座的实际刚度，否则将导致分析结果与结构实际偏离较大，造成结构设计不安全或者结构评估不准确。

参考文献

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［8］JT/T 842-2012，公路桥梁高阻尼隔震橡胶支座［S］.

［9］庄军生.桥梁支座（第四版）［M］.北京：中国铁道出版社，2015.

作者简介：韦春苗（1982—），工程师，主要从事公路桥梁检测与施工控制工作。

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