扈轩诚 高 宇 贺小卫 王虎军

（西安市政设计研究院有限公司，陕西 西安 710068）

0 引言

近年来独柱墩桥梁遇超载倾覆事故时有发生，造成重大生命财产损失。为防控桥梁运营中倾覆的风险，需要采取适当措施来提高独柱墩桥梁的抗倾覆能力。为此，国内不少专家学者进行了很多的研究。周勇军等[1]总结典型桥梁倾覆事故，从倾覆破坏机理、影响倾覆稳定性因素和抗倾覆控制3个方面归纳独柱墩桥梁的研究现状，建议基于可靠度理论、倾覆破坏模式、合理倾覆轴力学模型来完善相关计算理论和方法。吕平[2]对218座桥梁开展桥梁抗倾覆性能分析，依据分析结果，采取控制变量法，分析曲率半径、支座间距、跨径组合方式、桥宽、温度、过度超载对独柱墩连续梁桥倾覆性能的影响。杜军[3]结合具体工程实例，提出了不同的加固改造方案，总结了两种特征状态下超过规范限值的、有倾覆风险的桥梁处治方式。徐德志[4]以刚性假设为基础,讨论箱梁整体抗倾覆稳定性计算公式，并对各影响因素进行参数分析，通过几何分析及公式推导,得出抗倾覆稳定最不利半径计算公式，并编制参数化最不利半径参照表，以方便使用。官快等[5]建立了独柱墩梁桥非线性有限元模型，分析抗倾覆全过程力学机理，结果表明倾覆内力、变形包括端支座脱空前后两个阶段，中墩刚度以及设预偏心能明显提高其抗倾覆稳定性。

然而，以往桥梁设计均采用横向单支座或横向双支座体系，很少采用横向三支座体系。抗倾覆加固改造中为利用既有桥梁支座，不改变或少改变桥梁结构体系，多采用新增盖梁并在盖梁上原独柱墩墩顶两侧各增加一个支座的形式进行加固处治，这样就形成了横向三支座体系。本文以西安三环上一座独柱墩梁桥为例，模拟加固后三支座体系的受力状态，探究横向三支座在桥梁抗倾覆中发生作用的模式，并进一步进行抗倾覆验算，针对验算结果，提出合适的抗倾覆加固计算模式。

1 工程概况

广运大桥跨灞柳西路引桥第二联跨径布置为28m+25m+22m，桥梁宽度16.5m。上部结构采用预应力混凝土连续箱梁，断面为单箱双室斜腹箱形。箱梁高度1.3m，外侧悬臂长3.5m。悬臂端部厚0.18m，根部厚0.45m，箱梁底板厚度0.2～0.4m，顶板厚度0.22m，腹板厚度0.45～0.70m。下部结构采用独柱圆墩，墩径为1.8m，桥台为桩柱式桥台。桥梁平面位于直线段上。

图1 广运桥引桥横断面布置图

由于现状独柱墩跨越道路，在满足加固需求的前提下，为达到较好的景观效果，加固方案为独柱墩增设钢盖梁，并在钢盖梁上设置支点的加固方式。这种加固方式的特点是希望保留原桥支座使其继续承担原桥恒载，而原桥支座及两侧新增支座能共同承担活载，在不改变原结构受力体系的情况下可显著提高上部结构抗倾覆性能。

施工工序为：（1）搭设必要的施工支架；（2）施工前，现场测钢盖梁投影位置，核对建筑限界情况；（3）核查现场支座病害情况、墩柱尺寸、支撑总高度与设计相符性，以便对支座垫石高度进行修正；（4）中横梁梁底灌注粘贴钢板；（5）安装钢盖梁部位墩柱混凝土凿毛清理，之后进行钢盖梁施工；（6）安装新支座并采用钢板塞实，使其与梁底紧密贴合。

2 加固目标及原则

2.1 加固目标

经过加固后的桥梁需要满足《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG 3362-2018)第4.1.8条规定：在持久状况下，桥梁不应发生结构体系改变，并应同时满足下列规定：

（1）在作用基本组合下，单向受压支座始终保持受压状态；

（2）作用标准值按作用标准组合进行组合时（按2018 规范第7.1.1 条取用），整体式截面简支梁和连续梁的作用效应应符合式（4.1.8）的要求：

式中：kqf——横桥向抗倾覆稳定系数；

ΣSbk,i——使上部结构稳定的效应设计值；

ΣSsk,i——使上部结构失稳的效应设计值。

2.2 加固原则

综合考虑独柱墩桥梁抗倾覆验算结果及桥梁实际运营状况，在解决支座脱压问题及桥墩裂缝宽度验算满足规范要求问题的前提下，保证技术可行、安全可靠，力求施工方便快捷，同时将加固施工对交通运营的影响降至最低。

3 独柱墩倾覆模式

结构采用Midas CIVIL 2021有限元分析软件进行抗倾覆计算。全桥划分梁单元数量75 个。恒载考虑自重、二期、预应力、支座沉降，活载考虑汽车活载、温度荷载。其中恒载：钢筋混凝土：γ=26kN/m3；支座沉降5mm；活载：按《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2015）车道最不利偏载设置。

加固前桥台处支座为双支座，间距为6.2m。中间墩顶支座为单支座，加固后为三支座。支座按弹性连接+一般支撑的形式模拟，有限元模型及编号如图2所示。

图2 箱梁整体有限元模型

在进行桥梁抗倾覆分析的过程中，多支座系统不像《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》后附算例的双支座系统那样有明确简洁的受力模式，桥梁模型在偏载下产生的纵向墩顶反力会在横向多支座间的分配与转换上存在多种可能。由于直线箱梁结构及外荷载关于桥梁中心线对称，产生的效应同样对称，故本文仅以桥梁整体沿中心线向右侧倾覆为例进行分析。具体来说，支座约束条件对抗倾覆稳定系数的影响存在以下3种计算模式：

（1）加固后1、4 号支座为双支座受力体系，2、3 号为三支座受力体系。当桥梁向右倾覆时，左侧2-1、2、3-1、3支座同步脱空，存在负反力。

（2）加固后1、4 号支座为双支座受力体系，2、3 号为三支座受力体系。当桥梁向右倾覆时，左侧2-1、3-1支座早已脱空，不参与受力，此时2、3 支座简化为双支座受力体系。

（3）加固后1、4 号支座为双支座受力体系，2、3 号为三支座受力体系。当桥梁向右倾覆时，左侧2-1、3-1支座脱空，存在负反力，中间2、3 支座由于临界状态内力重分布不参与受力，此时2、3 支座横向简化为双支座受力体系。

4 抗倾覆计算结果及分析

4.1 抗倾覆计算结果

采用并发反力组的方式提取支座反力最小值，对以上3种模式倾覆结果分析如下：

（1）第一种情况抗倾覆计算结果，见表1；

表1 第一种模式箱梁抗倾覆计算结果

（2）第二种模式抗倾覆计算结果，见表2；

表2 第二种模式箱梁抗倾覆计算结果

（3）第三种模式抗倾覆计算结果，见表3。

表3 第三种模式箱梁抗倾覆计算结果

采用并发反力组的方式提取偏载下支座反力最大值，第一、二、三种模式下新增支座的反力最大值分别为934kN、904kN、1122kN。

4.2 结果分析

对以上3 种桥梁倾覆时支座反力分布形式稳定系数计算结果进行分析，可以得到如下结论：

（1）第一、二、三种模式下选定效应M0数值分别为63977,63987,64686，相差不超过1.1%，十分接近；特征状态2 抗倾覆稳定系数最小值分别11.1、11.1、11.3，十分接近。可以看出，采用不同计算模式对结构最小抗倾覆系数影响不大。

（2）第一、二、三种模式下特征状态2 抗倾覆稳定系数最大值分别为29.1、21.7、17.3，依次减小，同时第三种模式稳定系数在多种偏载工况下数值分布上、下限最为接近，最为均匀。可知在只考虑箱梁抗倾覆问题下，第三种模式计算相对更为合理。

（3）由于本箱梁桥横梁刚度较为均匀，第三种模式下由于临界状态内力重分布导致中间2、3号支座不参与受力的模式理论上难以发生，若采用此方式计算，支座反力由中支点重新分布至盖梁两侧支点，原结构的横梁将发生内力重分布，需按新的支座反力进行结构计算并满足规范要求的计算内容。这也是需重点考虑的。

（4）按第二种模式计算，更好地实现了本文希望使原支座承担原桥恒载，使原支座及两侧新增支座共同承担活载的目标，接近于实际施工要求；且最小抗倾覆稳定系数与其他两种基本一致。故在实际桥梁分析计算中，可按第二种模式进行抗倾覆计算，即桥梁处于倾覆状态时横向三支座体系可简化为中间支座和倾覆侧单支座组成的两支座体系，并得到可靠的抗倾覆稳定系数最小值。

（5）第一、二、三种模式下新增支座的反力最大值分别为934kN、904kN、1122kN。忽略第三种模式内力重分布造成的影响，可知在第二种模式下，支座最大反力与第一种模式相比差距不大，可直接提高5%用于下一步支座选型及盖梁设计、桥墩验算等后续内容。

5 结束语

本文以广运桥引桥独柱墩梁桥为例，进行三支座条件下不同模式下的抗倾覆验算，得出以下主要结论：3 种模式下特征状态2 计算上差别不大；在只考虑抗倾覆问题下，第三种模式相对更为合理，但由于第三种模式下中支座不参与受力理论上难以发生，且原结构的横梁内力发生重分布，需按新的支座反力进行结构计算并满足规范要求。第二种模式实现了原支座承担恒载，原支座及新增支座共同承担活载的目标，最小抗倾覆稳定系数与其他两种基本一致。故在实际桥梁分析中，可按第二种模式进行抗倾覆计算，并得到可靠的抗倾覆稳定系数最小值。在第二种模式下，支座最大反力可直接提高5%来用于下一步的支座选型及盖梁设计、桥墩验算等内容。