S型曲線橋梁縱橫向爬移機理分析及糾偏設計

李 攀

（上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市 200092）

0 引言

隨著城市現代化的快速發展以及對交通要求的大幅度提高，曲線梁橋得以廣泛應用。曲線梁橋由于其線形布置較為靈活，能夠很好地適應復雜多變的地形環境[1]；而且平面線形布置多樣，能滿足人們越來越高的感官和視覺舒適性的要求，因此在城市高架橋、立交橋以及跨線橋梁工程中被廣泛應用。

然而，由于設計、施工、使用環境等多種因素的影響，近年來，很多曲線橋梁隨著時間推移，逐漸發生了橫向偏移、扭轉等問題，甚至發生傾覆安全事故，造成嚴重的經濟損失和社會影響[2]。因此，對于在役的該類橋梁，應對偏移的原因做充分論證分析，及時采取合理有效的措施進行處置，防范安全事故的發生。

本文以某S型曲線匝道橋發生的病害為研究對象，對此類問題的機理進行分析、采取的糾偏措施進行探討。本項目相比于常見的曲線橋梁僅出現橫向爬移病害，本S型曲線匝道橋還出現了縱向爬移的情況。

1 工程概況1

某S型曲線匝道橋為某大型立交橋其中的D2匝道，為9跨1聯S型連續曲線箱梁結構（見圖1），設計荷載標準汽車-超20級，掛車120驗算，于2000年建成通車，迄今已有近20 a。

圖1 某S型曲線匝道橋總圖（單位：mm）

上部結構采用鋼筋混凝土連續箱梁，箱梁采用單箱單室、直腹板斷面，箱梁總寬8m，梁高1.2m。橋面伸縮縫采用型鋼伸縮縫。

下部結構采用獨柱單支座橋墩和雙柱雙支座橋墩，橋墩采用每隔2個獨柱單支座設置一個雙柱雙支座，共4個雙柱雙支座和6個獨柱單支座；基礎采用40 cm×40 cm的混凝土方樁。

匝道橋支座為板式橡膠支座，其中3#、6#雙柱墩的支座規格為50×9，1#、2#、4#、5#、7#、8#獨柱墩的支座規格為70×10，9#墩過渡墩的支座規格為27.5×6.5。

2017年養護單位在巡查時發現D2匝道橋梁出現一定程度的縱向爬移（9#伸縮縫兩側型鋼頂死）；橫向爬移（9#墩位置防撞墻發生錯位25mm）；支座整體發生剪切變形、老化開裂、鼓脹的病害，匝道橋存在有整幅發生往9#墩平移的趨勢，見圖2。

圖2 縱向、橫向位移照片

現場采用傾角儀對墩頂的板式橡膠支座4個方向進行剪切變形測試，測試結果見表1、圖3。

表1 支座剪切變形統計表 mm

圖3 支座剪切變形示意圖

2 有限元分析

2.1 有限元模型

考慮到有平面曲率的影響，當汽車離心力作用在箱梁上時，箱梁發生側向變形趨勢；同時，對于9跨1聯的結構來說，環境溫度的自由升降溫，混凝土的收縮徐變，車輛沖擊作用等均會對箱梁產生影響，使得箱梁有水平移動的趨勢，為此，采用結構分析專用軟件MIDAS/Civil對D2匝道橋進行結構分析。

本次分析建立的有限元模型將整個橋梁結構劃分為188個單元，共計187個節點，支座采用節點彈性支承，

剪切模量考慮2.6 N/mm2，結構計算模型見圖4。

圖4 有限元模型

2.2 荷載作用

綜合現場箱梁的實際側移情況，考慮圓弧曲線段的汽車荷載離心力作用、平曲線直線段汽車荷載制動力作用、豎曲線上坡直線段汽車荷載制動力作用和整體的環境升降溫的影響，D2匝道橋的計算工況及計算結果見圖5、表2。

圖5 荷載作用長度示意圖

表2 荷載作用工況表

2.3 理論計算結果

上述4種工況作用下，有限元結構模型的計算結果見圖6。

從計算結果可以看出，在工況一~工況四下，曲線橋最大位移分別為45.5 mm、2.3 mm、3.1 mm、1.9 mm。

2.4 成因分析

圖6 工況一～工況4下箱梁位移圖（單位：mm）

通過現場踏勘發現，9#墩防撞墻橫向錯位，最大錯位量23 mm，邊角混凝土出現破損；通過檢查9#墩墩頂支座，第9跨箱梁支座出現剪切變形，而第10跨箱梁支座未出現剪切變形，表明該處的上部結構橫向錯位是由1～9跨箱梁發生爬移造成。

所有支座均出現剪切變形，從實測變形數據來看，所有支座均出現往9#墩方向的軸向變形，大部分支座有橫向變形，但各個支座的橫向變形方向未統一，表明上部結構箱梁出現平面內的轉動和平移，與9#墩位置發生橫向錯位以及9#墩伸縮縫兩側型鋼頂死的現狀相吻合。結合有限元計算分析，曲線梁發生縱、橫向爬移的原因有以下幾點：

（1）原橋梁設計采用板式橡膠支座，縱橫兩個方向均無約束。

（2）本匝道為S形平曲線，1～3跨為上坡段，汽車上坡時的水平沖擊作用，加劇了第7～9跨的側移。

（3）本匝道為S形平曲線，4～6跨的平面直線段，恰好在平面內與第8、9跨成一夾角，當汽車在第4～6跨制動時，會對第8、9跨的橫向水平推動趨勢。

（4）由于本匝道為S形平曲線，箱梁整體升溫，箱梁發生橫向側移。

（5）支座老化、開裂，橡膠支座彈性變形恢復能力逐漸喪失，箱梁回位作用力消失。

3 糾偏設計

3.1 工程難點

橋梁整聯同時采用PLC同步頂升技術和縱橫向糾偏頂推復位兩種技術措施，使得橋梁整聯同步頂升起來后，整體處于懸浮狀態，與此同時再采取縱橫向糾偏頂推復位措施。

三維度空間糾偏難點在于：橋梁為S型曲線橋，同時產生縱向和橫向水平移位，縱、橫向糾偏過程中有一定相互干擾。

（1）首先進行縱向糾偏，將橋梁頂推至設計位置，縱向糾偏期間橫向糾偏牛腿上設置限位塊裝置，防止橋梁產生過大橫向水平偏移。

（2）縱向頂推到位后，在梁端頭、縱向糾偏牛腿位置設置限位塊后再進行橫向糾偏。

（3）橫向糾偏到位后，再對縱向位置進行測量，如有超出設計值的偏差產生，則重復步驟（1）、步驟（2），直至縱橫向均回到原設計位置。

3.2 糾偏設計

縱橫向反力牛腿和縱橫向限位裝置融合，即：進行縱向糾偏復位時，橫向反力牛腿變為橫向限位裝置；進行橫向糾偏復位時，縱向反力牛腿變為縱向限位裝置。

根據既有結構特點，通過增加水平方向的鋼結構、混凝土結構牛腿來提供水平反力支撐點（亦為限位裝置），見圖7、圖8。

圖7 縱向反力牛腿及限位裝置示意圖

圖8 橫向反力牛腿及限位裝置示意圖

設計時應該根據梁體重量、理論摩擦系數等因素，確定頂升（頂推）反力如下：

在縱向復位時，其中獨柱墩（01、02、04、05、07、08），在理論摩擦系數μ=0.06時，水平荷載F1=180 kN，極端情況下水平荷載F1不得大于270 kN。雙柱墩縱向復位要求每個墩柱分別設置一個平推牛腿。雙柱墩（03、06）在理論摩擦系數μ=0.06時，單個墩柱水平荷載F1=90 kN，極端情況下水平荷載F1不得大于135 kN。雙柱墩（09）在理論摩擦系數μ=0.06時，單個墩柱水平荷載F1=45 kN，極端情況下水平荷載F1不得大于70 kN。

橫向復位時獨柱墩反力同縱向復位。雙柱墩橫向復位，要求兩個墩柱間用鋼結構連接，保證平推時兩個墩柱同時受力。雙柱墩（03、06）在理論摩擦系數μ=0.06時，兩個墩柱水平荷載和F1=180 kN，極端情況下水平荷載F1不得大于270 kN。雙柱墩（09）在理論摩擦系數μ=0.06時，兩個墩柱水平荷載和F1=90 kN，極端情況下水平荷載F1不得大于135 kN。

并應分別對鋼結構、混凝土結構牛腿進行驗算，本文不在贅述。

4 結論

綜上所述，通過理論分析、現場檢測及糾偏設計，可以得到以下結論：

（1）S型曲線橋梁爬移是由于原設計支座的布置及重載汽車的離心力、沖擊力、制動力等因素共同造成的，支座實際的縱橫向受力變得復雜。

（2）本匝道橋近兩年才出現爬移的問題，很大原因是隨著使用年限的增加，支座逐漸老化，支座的彈性變形恢復能力逐漸喪失，箱梁回位作用力消失，使得箱梁發生爬移后不能回位。

（3）同時采用PLC同步頂升技術和縱橫向糾偏頂推復位兩種技術措施，在三個維度分別依次進行實施，必須要在一個維度實施頂升（頂推）時對另外兩個維度的自由度進行限制，以達到多點高精度控制的目的并且確保頂升（頂推）安全。

（4）橋梁為S型曲線橋，同時產生縱向和橫向水平移位，縱、橫向糾偏過程中有一定相互干擾。