獨柱墩曲線梁橋抗傾覆影響因素分析

楊竟南 劉 斌 史言穩

(1.中交第二公路勘察設計研究院有限公司 武漢 430056； 2.江蘇金普工程咨詢有限公司 徐州 221700)

2021年12月18日，湖北省鄂州市發生一起橋梁傾覆事故，事故造成了重大人員、財產損失，事故發生時，1輛超載大貨車在橋上偏載行駛。在此之前，已有多座橋梁發生了同樣的事故，2019年江蘇無錫一座跨線橋傾覆，2011年上虞市春暉互通立交匝道傾覆。總結這些事故發生的原因，均為超載車輛偏載行駛引起獨柱墩橋梁傾覆。發生事故的橋梁上部結構均為整體式連續箱型混凝土梁或鋼箱梁，下部結構均存在1個甚至2個獨柱墩，橋梁平面多位于曲線上。

獨柱墩由于其占地面積小、造型輕盈、橋下凈空大、工程造價低，在公路和市政工程中被廣泛應用[1]。獨柱墩橋梁多為跨線橋，由于橋下路線的限制，常規橋墩不滿足布設條件，特別是受地形限制時，獨柱墩往往成為首選方案，因此獨柱墩往往應用于互通立交匝道橋中。受橋墩尺寸的限制，獨柱墩墩頂多為單支座。然而單支座無法對主梁形成扭轉約束，使得橋梁結構的抗傾覆性能大大降低[2]。

互通立交因路線與轉向的需求，往往需要設置曲線橋梁。曲線橋梁由于存在“彎扭耦合”效應，受力與直線橋梁有很大的不同。在對稱荷載的作用下，內側的支座反力小于外側，曲率半徑越小，“彎扭耦合”效應越明顯，甚至在恒載作用下，曲線橋內側邊跨支座就有可能脫空，如曲線橋中存在獨柱墩，在偏載重車的作用下，極易發生橋梁傾覆[3]。因此，本文結合某獨柱墩曲線梁橋的工程實例，分析不同因素對橋梁抗傾覆性能的影響。

1 橋梁抗傾覆計算依據

2018年以前，規范對于橋梁抗傾覆計算方法沒有進行明文規定，橋梁設計人員主要依據JTG D62-2004《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》中支座不得脫空的規定進行計算，通過計算支座是否產生負反力來評定橋梁是否有傾覆的風險。但是支座沒有出現負反力只能說明在該驗算工況下橋梁不會發生傾覆，并不能確定橋梁的抗傾覆安全度。

隨著2007年以來橋梁傾覆事故的頻發，引起了國家的高度重視，并頒布了JTG 3362-2018《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》[4]。該規范首次對橋梁抗傾覆驗算提出了具體要求并在條文說明中給出了詳細解釋和算例。至此，橋梁抗傾覆驗算有了明確的計算方法，即持久狀況下，橋梁的結構體系不能發生變化，并且需要滿足：①在基本組合作用下，單向受壓支座始終不能脫空；②標準組合作用下，作用效應應符合式(1)的要求。

(1)

式中：kqf為橫橋向抗傾覆穩定性系數，取kqf=2.5；∑Sbk,i為使上部結構穩定的效應設計值；∑Ssk,i為使上部結構失穩的效應設計值。

曲線橋梁由于存在“彎扭耦合”效應，受力與直線橋梁有很大的不同，曲率半徑越小，“彎扭耦合”效應越明顯，曲率半徑越大，則曲線橋越接近直線橋，因此，曲率半徑是影響橋梁抗傾覆穩定性的因素之一。另外，支座間距及支座形式能直接影響式(1)中的結構穩定效應，因此本文以規范為依據，結合工程實例，研究曲率半徑、支座間距，以及支座形式對獨柱墩曲線梁橋抗傾覆性能的影響。

2 獨柱墩曲線梁橋抗傾覆分析

2.1 工程概況

某互通F匝道第一聯平面位于半徑110 m的曲線上，橋跨布置為3×30 m，主梁為預應力混凝土連續箱梁，主梁標準斷面為單箱單室，橋面寬度為10 m；下部結構采用花瓶墩，除2號墩為單支座獨柱墩外，其余各墩墩頂均為雙支座布置，支座間距為3.4 m。橋梁立面、支座布置及標準橫斷面見圖1。

圖1 橋梁構造示意(單位：cm)

2.2 有限元模型建立

采用有限元軟件midas Civil 2021建立模型，一期恒載包括主梁自重，預應力混凝土重度為26 kN/m3，由程序自動計算其自重。二期恒載為防撞護欄及10 cm厚瀝青混凝土橋面鋪裝，合計：40.5 kN/m。曲線梁橋受彎扭耦合效應的影響，在恒載作用下內側支座的支座反力小于外側，故在外側布置車道荷載對橋梁傾覆更為不利，活載采用城-A級，在橋梁外側按照JTG D60-2015《公路橋涵設計通用規范》[5]布置偏載，其示意見圖2，計算模型及支座編號見圖3。

圖2 車道偏載布置圖(單位：m)

圖3 有限元模型及支座編號圖

2.3 計算結果

根據規范計算得出該橋的抗傾覆驗算結果見表1。經驗算：①在基本組合作用下，支座出現負反力，不滿足規范要求；②標準組合作用下，箱梁橫橋向抗傾覆穩定性系數最小為2.1<2.5，不滿足規范要求。

表1 獨柱墩曲線梁橋抗傾覆驗算表

由表1可見，受“彎扭耦合”效應的影響，在恒載作用下，內外側支座反力極不均勻，存在較大的支座反力差，同一橋墩處內側支座的支座反力均小于外側支座，其中靠近獨柱墩的邊跨內側支座1-1支座反力最小，僅573 kN，支座反力差達到了2 049 kN。在外側車道偏載的工況下，在基本組合作用下，支座1-1出現了脫空，負反力達到了422 kN。同時，橋梁的抗傾覆系數不足，橋梁有傾覆的風險。

3 曲率半徑對獨柱墩曲線梁橋抗傾覆影響分析

為分析曲率半徑對獨柱墩曲線梁橋抗傾覆性能的影響，采用控制變量法，保持結構尺寸、約束、荷載不變，僅調整曲率半徑，分別計算曲率半徑為55,110,165,220,330,440,550,660,770,880 m和無窮大(即直線橋)時橋梁的抗傾覆性能。

隨著曲率半徑的增大，同一橋墩的內外側支座在恒載作用下的反力趨于平衡。選取靠近獨柱墩的邊跨1號墩為例，支座1-1和1-2的支座反力隨曲率半徑的變化見圖4。

圖4 恒載作用下1號墩內外側支座反力

由圖4可見，曲率半徑為55 m時，內外側的支座反力差最大，內側支座1-1在恒載作用下已經出現了脫空，負反力為423 kN，外側支座1-2的支座反力則達到了3 521 kN。隨著半徑的增大，當半徑達到110 m時，在恒載作用下1-1支座已沒有脫空，但支座反力仍然過小，僅573 kN，不足以抵抗外側車道偏載工況下產生的負反力，支座有脫空的風險。當半徑達到220 m時，恒載作用下支座1-1的支座反力達到了1 100 kN，此時在基本組合作用下，支座才未出現負反力，滿足規范要求。隨著半徑逐漸增大到無窮大，“彎扭耦合”效應逐漸減弱，1號墩的內外側支座反力逐漸平衡。3號墩和4號墩的支座反力與1號墩相似。

抗傾覆系數隨曲率半徑增大呈對數型提升，見圖5。由圖5可見，當曲率半徑較小時，增大曲率半徑對橋梁的抗傾覆性能有顯著提升。

圖5 不同曲率半徑時橋梁的抗傾覆系數

當半徑為55 m時，抗傾覆系數僅為0；半徑增大到110 m時，抗傾覆系數增加到了2.1，仍不滿足規范要求。隨著半徑增大到165 m，抗傾覆系數達到了2.9，但在基本組合作用下，支座1-1仍出現了31 kN的負反力，此時負反力較小，可通過加裝抗傾覆措施使橋梁滿足規范要求。當半徑達到220 m后，橋梁的抗傾覆系數達到了3.3，在基本組合作用下支座也未出現負反力，滿足規范要求。此后，增加曲率半徑仍可提升抗傾覆能力，但增加效果不明顯，曲率半徑為880 m時，抗傾覆系數為4.3，相比半徑220 m時的傾覆系數僅有30%的提升。曲率半徑從880 m增大到無窮大時，抗傾覆系數僅提升了0.3，說明當曲率半徑足夠大時，增大曲率半徑對抗傾覆能力提升有限，需要選擇其他方式提升橋梁的抗傾覆儲備。在橋梁設計時應盡可能避免過小的曲率半徑，如無法避免，可采用墩梁固結或增設鋼牛腿等方式增強橋梁的抗傾覆性能[6]。

4 支座間距對獨柱墩曲線梁橋抗傾覆影響分析

支座間距可直接影響式(1)中的結構穩定效應，因此，增加支座間距也是有效提升橋梁抗傾覆穩定性的途徑。采用控制變量法，保持結構尺寸、半徑、荷載不變，僅調整支座間距，分別計算支座間距為2,2.5,3,3.5,4,4.5 m時半徑110 m的獨柱墩曲線梁橋的抗傾覆性能。

在恒載作用下，隨著支座間距的增加，同一橋墩的內外側支座反力差逐漸減小，但由于“彎扭耦合”效應的存在，反力差始終保持在較高的水平。仍選取靠近獨柱墩的邊跨1號墩為例，支座1-1和1-2的支座反力隨支座間距的變化見圖6。由圖6可見，支座間距為2 m時，內外側的支座反力差最大，為3 484 kN，內側支座1-1在恒載作用下已經出現了脫空，負反力為144 kN，外側支座1-2的支座反力則達到了3 340 kN。當支座間距增大到4.5 m時，恒載作用下支座1-1的支座反力達到了824 kN，內外側支座的反力差為1 548 kN，此時在基本組合作用下，支座才未出現負反力，滿足規范要求。

圖6 恒載作用下不同支座間距1號墩內外側支座反力

橋梁的抗傾覆系數與支座間距呈線性關系，見圖7。

圖7 不同支座間距時橋梁的抗傾覆系數

由圖7可見，當支座間距為2 m時，抗傾覆系數僅為0.3；支座間距增大到3.5 m時，抗傾覆系數增加到了2.3，仍不滿足規范要求。隨著支座間距增大到4 m，抗傾覆系數達到了3.2，但在基本組合作用下，支座1-1仍出現了74 kN的負反力，此時負反力較小，可通過加裝抗傾覆措施使橋梁滿足規范要求。當支座間距增大到4.5 m時，橋梁的抗傾覆系數達到了4.1，在基本組合作用下支座也未出現負反力，滿足規范要求。由此可見，增大支座間距是提高獨柱墩曲線梁橋抗傾覆能力的有效方法，抗傾覆系數與支座間距呈線性關系，支座間距越大，抗傾覆性能越高。在橋梁設計時應盡可能拉大支座間距，受限于箱梁底部寬度，支座間距無法持續增大，可通過設置外伸橫梁提高橋梁的抗傾覆性能。

5 支座形式對曲線梁橋抗傾覆影響分析

由于單支座無法對主梁形成扭轉約束，使得橋梁的抗傾覆穩定性大大降低，而雙支座能夠約束主梁的扭轉，可顯著提升橋梁的抗傾覆性能。以本文半徑110 m的曲線梁橋為例，將2號墩的單支點支座改為同其他橋墩相同的雙支座，支座間距為3.4 m，抗傾覆驗算結果見表2。

表2 更改支座形式后曲線梁橋抗傾覆驗算表

對比表1可以看出，將單支座改為雙支座后，在恒載作用下，各橋墩的內外側支座反力更加均衡，邊跨內側支座1-1的支座反力有顯著提升，達到了1 049 kN，支座反力差減小到1 125 kN。在外側車道偏載的工況下，基本組合作用時，各支座均未出現負反力，同時，橋梁的抗傾覆系數有顯著提升，達到了6.6。因此對于獨柱墩曲線梁橋而言，將單支座獨柱墩改造為雙支座墩是比增大曲率半徑、增大支座間距更為有效的抗傾覆措施。在橋梁設計時應盡可能避免使用單支座獨柱墩，更不宜采用連續的單支點支承形式，CJJ 11-2011《城市橋梁設計規范》第8.2.2條也對此進行了要求[7]。

6 結語

本文以獨柱墩曲線梁橋為對象，分析了曲率半徑、支座間距及支座形式對橋梁抗傾覆性能的影響，得到如下結論。

1)曲率半徑較小時，內外側的支座反力差較大，抗傾覆系數低，隨著曲率半徑的增加，內外側支座反力趨于平衡，橋梁的抗傾覆系數呈對數提升。尤其當曲率半徑較小時，增大曲率半徑對橋梁的抗傾覆性能有顯著提升。當曲率半徑足夠大時，增加曲率半徑已無法有效提升橋梁的抗傾覆系數，需要選擇其他方式提升橋梁的抗傾覆儲備。在橋梁設計時應盡可能避免過小的曲率半徑，如無法避免，可采用墩梁固結的方式增強橋梁的抗傾覆性能。

2)增大支座間距可以有效改善獨柱墩曲線梁橋的抗傾覆性能，抗傾覆系數與支座間距呈線性關系，支座間距越大，抗傾覆性能越高。故在橋梁設計時應盡可能拉大支座間距，受限于箱梁底部寬度，支座間距無法持續增大，可通過設置外伸橫梁提高橋梁的抗傾覆性能。

3)對于獨柱墩曲線梁橋而言，將獨柱墩改造為雙支座墩是比增大曲率半徑、增大支座間距更為有效的抗傾覆措施。在橋梁設計時應盡可能避免使用單支座獨柱墩，更不宜采用連續的單支點支承形式。

4)應重點加強小半徑獨柱墩曲線梁橋的抗傾覆驗算，對驗算不通過的橋梁及時采取加固措施，將單支座獨柱墩改造為雙支座墩是較有效的方法。同時，應對超載車輛嚴格限制。