PC曲線連續箱梁橋爬移影響因素分析及預防性措施

■鄭豪峰

（福州東南繞城高速公路有限公司，福州 350001）

1 引言

由于曲線梁橋受力復雜，再加上設計人員對曲線梁橋力學特性了解不夠透徹，設計不夠合理以及施工的缺陷，導致曲線梁橋在運營過程中出現梁體滑移和支座脫空現象，例如福州市羅長高速某互通C匝道橋，該橋為空心板連續梁橋，薄壁式橋墩，球型支座，曲線半徑250m。2010橋梁檢測時發現其中7個支座發生側向滑移，最大滑移值達6.5cm。

曲線梁橋爬移問題輕則引起橋梁各部件如伸縮縫、欄桿、橋臺等的損壞，嚴重的引起支座脫空、主梁傾覆等破壞[1]。為了解決曲線梁橋的橫向爬移問題，劉兆光等人[2]總結了曲線梁橋設計過程中需要注意的若干問題，指出了支座脫空是引起彎梁橋爬移的主要原因之一。針對問題產生的原因，大量的研究者針對混凝土彎梁橋的橫向爬移機理開展了研究，分析了車輛的離心力[3-7]、溫度作用[4，6-7]、預應力[3，7]、混 凝 土收縮徐變[3，7]、曲 率半徑[7]等 因 素對爬移的影響，并根據各自的研究結果提出了適當的解決方案[7-10]。然而以上研究大部分僅僅是針對工程案例中的個例進行，其結果是否具有普適性尚不得知，仍需進一步開展研究。為此本文以躍村互通式立交B匝道橋為工程背景，采用ANSYS有限元軟件建立數值分析模型，對產生爬移的各種可能因素展開全面的分析，并提出相應的預防措施。

2 PC曲線連續箱梁橋爬移影響因素分析

2.1 工程背景

本文以躍村互通式立交B匝道橋為工程背景，橋梁上部為4×30m預應力鋼筋混凝土連續箱梁，曲率半徑為150m，C50混凝土，采用預應力鋼絞線有：Φj15.24-12、Φj15.24-9、Φj15.24-5三種，采用高強度低松弛270級，公稱直徑15.24mm，公稱面積140mm2，標準強度 ，彈性模量Ev=1.95×105MPa，預應力束錨下張拉控制應力1395MPa；下部采用柱式橋墩，樁基礎；柱式橋臺和U臺，樁基礎和擴大基礎，C30混凝土；聯端支座采用GPZ3000SX，6號墩和8號墩采用GPZ8000SX，5號墩采用GPZ8000GD支座。其整體布置如圖1。

圖1 橋梁整體布置圖（單位：m）

2.2 有限元模擬

根據本文的研究目標及 《ANSYS工程結構數值分析》[11]一書中對ANSYS軟件中單元的介紹，最終采用SOLID95模擬梁單元；預應力筋采用LINK8單元，并采用初應變方法模擬預應力。考慮整體預應力損失，初應變乘以0.65的有效系數[10]；支座采用SOLID95，六面體單元，在其表面賦予TARGE170和CONTA174接觸單元，摩擦系數取0.02[3]；墩柱采用BEAM188單元模擬；將墩底與地面固結，約束所有自由度。有限元模型如圖2。

圖2 曲線箱梁橋有限元模型

2.3 曲線梁橋爬移影響因素分析

本文在ANSYS平臺上分析自重、預應力、收縮徐變、汽車離心力、溫度荷載、曲率半徑、支座布置形式及橋墩高度對混凝土曲線箱梁橋爬移的影響。分別采用以下荷載工況進行計算，如表1。分別提取各荷載工況下5-2支座的徑向和切向位移，提取5-1、5-2支座的豎向支反力。其中，徑向位移和支反力以遠離圓心為正，指向圓心為負；切向位移和支反力以切向伸長方向為正，切向縮短方向為負；豎向支反力以接觸面外法線方向為正。

表1 計算工況

表1中工況10是混凝土曲線箱梁橋爬移影響因素的最不利組合，用于分析曲率半徑、橋墩高度及支座布置形式對混凝土曲線箱梁橋爬移的影響。工況1至工況9計算結果見表2。

表2 工況1至工況9計算結果

由工況1計算結果可知，混凝土曲線箱梁橋在自重作用下，混凝土曲線箱梁橋雙支座的豎向支反力差值很大，內外差值為1046kN，差值的大小與支座布置形式和預偏心有關；在自重作用下，曲線箱梁橋會發生一定的支座位移。可見，曲線箱梁橋的受力體系與直梁橋具有很大的差別。

為分析預應力對混凝土曲線箱梁橋爬移的影響，采用工況2與工況1計算結果的差值。計算可知，預應力對曲線箱梁橋抗扭支座的內外支座豎向支反力有顯著影響，外支座5-2的豎向支反力變率達到194.11%，對徑向位移的影響可忽略不計[12]。采用工況3至工況9的支座位移與工況2的差值，結合本工況的豎向支反力分析混凝土收縮徐變、離心力、溫度變化（季節溫差和日照溫差）對混凝土曲線箱梁橋爬移的影響，分析結果如圖3至圖 5。

圖3 工況2至工況9豎向支反力

圖4 工況3至工況9徑向位移

圖5 工況3至工況9切向位移

由圖3可知，除離心力和豎向梯度溫度引起豎向支反力的顯著變化，其余各因素對豎向支反力的影響可以忽略不計。由圖4可知，混凝土收縮和整體溫度變化對曲線梁橋的徑向位移影響顯著，引起徑向位移絕對值占整體位移的80.64%。其中，混凝土收縮引起曲線梁橋的徑向負位移；溫度的升高、降低分別引起徑向正位移和徑向負位移。由圖5可知，混凝土收縮、徐變、溫降均引起曲線箱梁橋的切向負位移，溫升引起切向正位移，且影響顯著。離心力與日照溫差對切向位移的影響可以忽略不計。

采用工況10計算分析曲率半徑、支座布置形式及橋墩高度對混凝土曲線箱梁橋爬移的影響，計算結果見表3至表 5。

表3 不同曲率半徑下的徑向位移值

表4 不同橋墩高度下的徑向位移值

表5 不同支座布置形式下的徑向位移值

由表3可知，混凝土曲線箱梁橋爬移與曲率半徑成反比，且變化率隨著曲率半徑的增大趨于平緩；由表4可知，混凝土曲線箱梁橋主梁的絕度位移值隨著墩高的增大而增大，相對位移值隨著墩高的增大而減小；由表5可知，除墩梁固結外，不同支座布置形式下，爬移值基本相等。

實際上，通過大量的數值分析發現，墩高的變化本質上是改變橋梁的整體剛度。當曲線箱梁橋中間墩有徑向約束時，爬移率與墩高成反比，在同一座橋中，墩高較小處的支座易發生爬移。對于墩梁固結的情形，當外荷載是諸如溫度荷載等引起橋梁整體變形的荷載時，聯端支座易發生爬移；當外荷載是諸如離心力引起橋梁局部變形的荷載時，聯端支座不易發生爬移。

2.4 季節性溫差及離心力的徑向位移積累模式

以上結果均基于靜力分析，而離心力和溫度對混凝土曲線箱梁橋爬移的影響是一個長期積累的過程。為分析溫度變化對曲線箱梁橋爬移的積累過程，本文根據背景工程所處地理環境及使用情況，對曲線箱梁橋有限元模型進行為期20年的溫度荷載時程分析。一年內的溫度變化模擬成溫升25℃和溫降25℃，模擬橋梁于夏節及冬季竣工兩種情況。選取5-2支座為研究對象，以年為單位做位移積累計算，位移積累模式如圖6。

圖6 位移積累模式

由圖6及混凝土曲線箱梁橋的受力特性可得，混凝土曲線箱梁橋在季節溫差下的位移積累過程：

位移模式：混凝土曲線箱梁橋在季節溫差的作用下，早期位移會出現一個正負交替的現象，即一個動態平衡的過程，冬季竣工的橋梁首先出現正值，夏季竣工的橋梁首先出現負值，但隨著時間的積累，位移逐漸趨向于正值，出現徑向正位移。這主要是由于混凝土彎梁橋本身的重心靠外，季節性溫度變化引起曲線箱梁橋內外位移并不完全相等。因此，在溫度荷載的長期作用下，向曲線箱梁橋外側的位移逐漸增加。當位移累加到一定程度時，在曲線箱梁橋變形回復力及溫度荷載的共同作用下，曲線箱梁橋出現突然回彈，產生負位移，之后重復前面的位移累積過程，如此周而復始。

為探討汽車離心力作用對混凝土曲線箱梁橋徑向位移的積累過程，現模擬在設計時速下，通過40輛標準軸重汽車離心力荷載的時程分析。取5-2支座處的徑向位移進行分析，其位移時程曲線如圖7。

圖7 汽車離心力徑向位移積累模式

由圖7可知，在離心力作用下混凝土曲線箱梁橋徑向位移呈線性增加，但很快趨于一個穩定值，并在隨后的離心力作用下保持該值不變。離心力的徑向位移積累模式呈現此規律的原因是，剛開始離心力大于支座摩阻力，使主梁產生徑向正位移，并隨著通過車輛的增加而增加；隨著主梁變形的加大，變形能也逐漸增加，此時變形能產生的回復力小于支座摩阻力，主梁徑向位移不會減小，但回復力與支座摩阻力之和大于汽車離心力，使曲線箱梁橋的徑向位移在汽車離心力作用下不再增大，呈現出一個穩定值。

3 預防爬移措施

基于混凝土曲線箱梁橋爬移原因的分析，從設計層面提出預防混凝土曲線箱梁橋爬移的措施。主要包括以下幾點：

（1）預應力的布置

由于曲線箱梁橋空間曲率的存在，配置在曲線箱梁橋剪切中心以上或者以下的鋼束都會使曲線箱梁橋發生扭轉，且曲線梁底板配置的鋼束遠多于頂板，這樣就使得曲線梁有向外扭轉的趨勢。使得內支座支反力遠小于外支座甚至脫空，因此在預應力混凝土曲線箱梁橋中可以適當配置一些頂板束，以改善主梁的扭轉變形和內外支反力的差值[5]。

為驗證以上結論，以本文背景橋梁為基礎，在頂板增加三根無豎彎的φs15.2-12預應力鋼束，其它控制參數與背景橋一致，考慮自重和預應力作用，取5-1和5-2支座的結果，如表6，其中，變化率=（配置頂板束值－不配頂板束值）/不配頂板束值×100%。

表6 支座計算結果

由表6可知，增加頂板束后，爬移值減少40%，內外支反力差值由原來的480.79kN減少到273.12kN，因此，適當配置頂板束對改善主梁的扭轉變形和內外支反力的差值效果還是很明顯的。

由于預應力的切向分力在整體上使得曲線箱梁橋產生一定的向外運動的趨勢，豎向分力使曲線箱梁橋發生扭轉。因此，內外腹板中預應力鋼束可對稱布置，但張拉力不同，可適當使得外腹板張拉力大于內腹板，這樣可以增加內支座的支反力，減小彎橋側翻的可能。

為驗證此觀點的正確性，以本文背景橋梁為基礎，采用工況2分別計算外側預應力大于內側的情況和外側預應力小于內側的情況，并提取5-1和5-2支座的豎向支反力，其中支反力差值為5-1支座減去5-2支座，計算結果見表7。

表7 支座計算結果

由表7可知，當外側預應力大于內側預應力時，內側支座支反力比外側支座支反力大195.82kN；當內側預應力大于外側時，內側支反力比外側支反力小169.38kN，此時，預應力是使曲線橋梁產生外翻趨勢的。因此，曲線箱梁橋中，外側預應力適當大于內側預應力是比較合理的布置。

鑒于預應力對曲線梁橋雙支座內外支反力的顯著影響，建議當曲率半徑小于100m時不采用預應力梁橋[8]。

（2）支座約束形式

由爬移原因的分析可知，支座布置形式對混凝土曲線箱梁橋的爬移影響不大，但沒對約束形式做進一步的討論。本文將背景工程橋梁所有中間支座設置徑向約束，經有限元計算得出：5-2支座徑向位移為1.2mm，小于原來的3.74mm，減小率達到67.9%。因此，為了減小曲線箱梁橋的徑向位移，在曲線箱梁橋的設計中，所有中墩支座均應有徑向約束。

（3）側向限位裝置

對于有設置防震擋塊的曲線箱梁橋，彈性側向支承一般設置在曲線箱梁橋梁端的梁體與防震擋塊之間，對于無防震擋塊的橋梁，則在梁底與墩頂設置此裝置。它的工作機理是通過設置彈性側向支承來達到減小墩臺剛度的目的。這樣，不僅減小了梁端的支反力，且協調了縱橋向各墩臺的剛度，進而減小曲線梁體橫向位移的趨勢[9]。不同墩柱形式的側向限位裝置如圖8至圖11。

圖8 側向限位裝置示意圖1

圖9 側向限位裝置示意圖2

圖10 側向限位裝置示意圖3

圖11 側向彈性支撐大樣圖（cm）

對于有安裝側向限位裝置的混凝土曲線箱梁橋，其抗震擋塊，限位鋼板，凸楯都應進行專門的抗力設計，保證其有必要的強度，以達到側向限位的作用。

側向彈性支撐的剛度，以曲線箱梁橋梁端側向位移達到2cm時彈簧反力大于支座摩阻力為基準。本文以最不利工況下所能提供的支座摩阻力計算：

彈簧總剛度

單根彈簧剛度

為驗證該側向限位裝置的效果，以本文背景工程橋梁為基礎，將支座摩阻系數改為0.003，計算有側向限位和無側向限位情況下5-2支座的側向位移，其中減小率=減小值/無側向限位值，其計算結果如表8。

表8 5-2支座徑向位移

由表8可知，加裝側向限位裝置后，支座位移由原來的28.35mm減小到11.13mm，減小率達到60.73%。此時，橋墩的水平附加力為35.40kN。

具體應用時，還應根據具體橋梁的上部結構進行設計，并滿足在可接受的最大徑向位移時產生的水平附加力在橋墩的抗力范圍內。

4 結論

（1）曲率半徑、混凝土收縮徐變和溫度變化是引起混凝土曲線箱梁橋徑向位移的最主要因素。混凝土曲線箱梁橋發生徑向位移的概率與曲率半徑成反比，當半徑大于1000m時，基本不發生側向位移；收縮和徐變均引起混凝土曲線梁橋的徑向負位移，且收縮作用比徐變大的多；季節性溫升使曲線梁橋產生徑向和切向的正位移，季節性溫降的影響與季節性溫升相反；日照溫差對曲線箱梁橋爬移的影響較小，主要引起一定的豎向支反力變化。

（2）預應力主要引起曲線箱梁橋的切向負位移，對徑向位移的影響很小，但預應力鋼束的布置形式和張拉力的大小對支反力具有顯著影響，使內支座支反力減小，外支座支反力增大。

（3）汽車離心力引起曲線箱梁橋的徑向正位移，大多數橋梁的支座摩阻力和主梁抗變形能力足以抵抗離心力的影響，因此離心力引起的徑向位移也較小。只有當汽車超載超速行駛或支座摩阻力很小時，才會因離心力引起曲線箱梁橋較大的徑向位移。

（4）為減小混凝土曲線箱梁橋的徑向位移，應適當配置一些頂板束；外腹板預應力適當大于內腹板；所有中間墩支座均應有徑向約束；對于重要或超小半徑的曲線梁橋可設置專門的彈性側向支撐。