鋼管混凝土桁梁橋拆解頂推施工過程加固與否的差異性分析

李文浩

（中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430063）

0 引言

鋼管混凝土桁梁橋是興起于20世紀(jì)80年代的一種橋式，其主桁采用鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，具備自重輕、材料省的優(yōu)勢。鄭州市彩虹橋?yàn)?跨簡支曲弦鋼管混凝土桁梁橋[1]，孔跨組成為 122m+62m+62m+122m，橋面寬度28.8m，是鄭州北三環(huán)跨越鄭州北編組站的重要節(jié)點(diǎn)工程。該橋第一跨122m 桁梁橋跨越編組站上發(fā)場、機(jī)務(wù)折返段咽喉區(qū)，第四跨122m桁梁橋跨越下到場咽喉區(qū)，中間2～62m小跨桁梁橋跨越鐵路之間夾心帶。

該橋于1995 年6 月建成通車，運(yùn)營至今已24 年有余，隨著鄭州經(jīng)濟(jì)與交通快速發(fā)展，三環(huán)線車輛軸重急劇增加，使得橋梁結(jié)構(gòu)發(fā)生了不同程度的老化和損傷[2]。根據(jù)《鄭州市北環(huán)跨鐵路編組站彩虹橋檢測評估報(bào)告》（中鐵大橋科學(xué)研究院有限公司，2020年7月）顯示，主橋部分斜腹桿和豎桿與橋面交接處病害較嚴(yán)重，截面削弱較大，部分桿件存在銹蝕穿孔，上弦桿鋼管內(nèi)混凝土存在大面積脫空現(xiàn)象，鋼橫梁焊縫部分開裂，橋面板開裂現(xiàn)象嚴(yán)重，橋梁技術(shù)狀況被定為4類[3]，即主要構(gòu)件存在嚴(yán)重缺損，不能正常使用，危及橋梁安全，因此，需對舊橋進(jìn)行拆除重建。

該橋的拆除，計(jì)劃采用步履式頂推施工方案將橋梁平移至鐵路以外進(jìn)行拆解，為了確保頂推施工拆解過程的安全，我們對桿件受力情況進(jìn)行了仿真分析。本文根據(jù)仿真分析結(jié)果就加固與不加固兩種狀態(tài)下頂推施工過程的差異性進(jìn)行對比分析。

1 舊橋結(jié)構(gòu)與頂推拆除方案

1.1 舊橋結(jié)構(gòu)

鄭州市彩虹橋南北兩側(cè)為北三環(huán)下穿鄭州北編組站地面輔道；道路分幅下穿上發(fā)場、機(jī)務(wù)折返段及下到場，均采用1-18m框架橋，兩側(cè)敞開段采用擋墻結(jié)構(gòu)，擋墻間設(shè)置有錨桿（見圖1）?？蚣軜蜻厜?.1m，結(jié)構(gòu)全寬20.2m，結(jié)構(gòu)外側(cè)距離北環(huán)大橋邊沿平面距離3.4m。

圖1 彩虹橋跨越鄭州北編組站圖

主橋橋面寬：1.5m（人行道）+3.75m（非機(jī)動車道）+1.9m（分隔帶）＋14.5m（機(jī)動車道）＋1.9m（分隔帶）＋3.75m（非機(jī)動車道）+1.5m（人行道），全寬28.8m。主橋上弦采用鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，122m跨鋼管直徑l.4m，壁厚24mm，62m 跨鋼管直徑0.9m，壁厚16mm，內(nèi)填充C40混凝土。下弦采用開口鋼箱梁，內(nèi)填充C20 高強(qiáng)砂漿，梁高0.648m，頂寬0.8m，底寬0.56m，內(nèi)穿鋼絞線輔助抗拉[4]，在122m 跨還有52根Ф30mm 的對拉鋼筋幫助提高下弦桿承載力。吊桿及腹桿采用Ф600mm×8 mm 鋼管，起到將橋面系傳來的荷載傳遞給上弦桿的作用。橫梁采用開口鋼箱截面，截間距5m，橫梁梁端截面高0.28m，中間截面高0.61m，底寬0.75m，頂寬0.8m。橋面板先在橫梁間平鋪5cm厚、29cm寬自立式空心板，后現(xiàn)澆成整體形成0.25～0.285m的整體橋面板。

1.2 頂推拆除方案

該橋在1994年建成，基于當(dāng)時(shí)的技術(shù)條件，采用的是整體頂升拖拉法施工，以避免影響橋下鐵路正常運(yùn)營。本橋拆除方案可參考建設(shè)方案，采用步履式頂推系統(tǒng)[5]，將122m鋼桁梁頂推至鐵路范圍以外進(jìn)行拆解。

（1）62m鋼桁梁橫移后拆解。

先拆除62m桁梁橋面系[6]、砼橋面板，同步施工中跨橫移、縱移支墩系統(tǒng)、北側(cè)拆解平臺、橫向滑道梁，采用拖拉法將中間兩跨62m桁梁橫移至北側(cè)，再在拆除平臺上搭設(shè)支架進(jìn)行拆除。

（2）122m鋼桁梁先縱移、再橫移后拆解。

安裝122m 鋼桁拱后導(dǎo)梁、千斤頂系統(tǒng)，并完成調(diào)試，將東側(cè)122m桁梁橋向西頂推至中間位置，再橫移至北側(cè)空地進(jìn)行拆解；再將西側(cè)122m 桁梁橋向東頂推至中間位置，后橫移至北側(cè)進(jìn)行拆解。鋼桁梁頂推施工示意圖見圖2。

圖2 鋼桁梁頂推施工示意圖

2 頂推拆除過程受力檢算與加固措施

為了確保頂推施工拆解過程的安全，我們對桿件受力情況進(jìn)行仿真分析，并提出加固措施。

2.1 結(jié)構(gòu)受力計(jì)算指標(biāo)

既有結(jié)構(gòu)根據(jù)《公路橋梁加固設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG/T J 22-2008），鋼材容許應(yīng)力值按表1采用。舊橋部桿件控制應(yīng)力根據(jù)不同荷載組合可按表2計(jì)取容許應(yīng)力提高系數(shù)。

表1 鋼材容許應(yīng)力（單位：MPa）

表2 容許應(yīng)力提高系數(shù)k（單位：MPa）

2.2 拆除過程結(jié)構(gòu)力檢算

采用Midas Cvil 2019 建立西側(cè)122m 鋼桁梁及縱移導(dǎo)梁模型（見圖3）。其中，上弦桿鋼管混凝土、下弦桿加固采用施工階段聯(lián)合截面模擬；橋面板考慮為荷載而不計(jì)其剛度，對于下弦桿內(nèi)填充的C20 高強(qiáng)砂漿，考慮其與鋼結(jié)構(gòu)協(xié)同受力?？v移約束采用節(jié)點(diǎn)彈性約束，單個(gè)縱移支墩豎向支撐彈性系數(shù)取2×106kN/m[7]。為真實(shí)模擬橋梁運(yùn)營20年的預(yù)應(yīng)力損失及鋼管混凝土的徐變效應(yīng)，施工前分析該橋建造工況及20年運(yùn)營工況。

圖3 122m跨徑不加固狀態(tài)有限元模型

按照完全不加固狀態(tài)，進(jìn)行鋼桁梁縱向頂推受力檢算。

（1）腹桿受力。既有橋在不加固狀態(tài)下進(jìn)行頂推施工，腹桿最大拉應(yīng)力276.1MPa，最大壓應(yīng)力-307.3MPa，且頂推過程中大量腹桿正應(yīng)力超出16Mn鋼容許應(yīng)力，考慮該橋使用年限較長，病害較多，頂推過程易出現(xiàn)鋼結(jié)構(gòu)屈服或屈曲破壞。

（2）下弦桿受力。既有橋在不加固狀態(tài)下進(jìn)行頂推施工，下弦桿最大拉應(yīng)力47.8MPa，最大壓應(yīng)力-267.9MPa?？v向封推過程中下弦桿壓應(yīng)力水平總體較高，部分工況超出16Mn鋼容許應(yīng)力，頂推風(fēng)險(xiǎn)較高。

2.3 加固措施

結(jié)合彩虹橋的病害情況及拆解施工過程中部分桿件可能出現(xiàn)的應(yīng)力超限狀態(tài)，提出對關(guān)鍵位置采取加固[8]措施來控制桿件應(yīng)力。

（1）新增腹桿。既有斜腹桿中節(jié)點(diǎn)處增加一根斜腹桿，將上弦桿與既有斜腹桿連接以分擔(dān)既有腹桿受力，新增斜腹桿與上弦桿、斜腹桿通過節(jié)點(diǎn)板連接，所有節(jié)點(diǎn)板與新增腹板間均采用對接焊方式連接，新增腹桿為650mm×450mm 帶肋箱型截面(現(xiàn)場可根據(jù)實(shí)際，采用工字型截面的桿件)，如圖4所示。

圖4 122m跨新增腹桿總體布置

（2）腹桿補(bǔ)強(qiáng)。根據(jù)縱向頂推工況計(jì)算結(jié)果及檢測報(bào)告內(nèi)容，對頂推過程中應(yīng)力水平較高或檢測壁厚損失率較大的的腹桿進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)。采用兩道［40c槽鋼焊接于既有腹桿兩側(cè)，橫向?qū)ΨQ布置。此外，拱腳附近小三角區(qū)域采用焊接兩道8mm厚鋼板進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)（見圖5），鋼板需進(jìn)行加勁肋處理。

圖5 腹桿截面加固及三角區(qū)加固斷面

（3）下弦桿加固。因下弦桿與腹桿連接節(jié)點(diǎn)間距為5m，頂推過程中，當(dāng)步履式千斤頂與下弦桿接觸面位于非節(jié)點(diǎn)處時(shí)，下弦桿局部應(yīng)力水平較高，必須對其進(jìn)行加固，以增大其截面慣性矩，考慮施工便利性，在下弦桿底板底部焊接3cm 厚條形鋼板[9]，并將鋼板與下弦桿腹板間通過橫肋焊接（見圖6），增強(qiáng)腹板面內(nèi)穩(wěn)定，同時(shí)更好的傳遞豎向剪力。

圖6 122m梁下弦桿加固斷面圖

3 桁梁橋結(jié)構(gòu)加固前后受力分析

3.1 有限元計(jì)算模型

為對比分析彩虹橋頂推過程加固的必要性，采用有限元程序midas civil 建立122m 跨徑鋼桁梁在加固狀態(tài)下的空間有限元模型（見圖7），并與不加固狀態(tài)的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比。

圖7 122m跨徑加固狀態(tài)有限元模型

加固模型以西側(cè)122m鋼桁梁為例，頂推步驟考慮步履式千斤頂接觸面長度，按照多點(diǎn)彈性支撐進(jìn)行簡化，因桁梁橋頂推過程臨時(shí)支點(diǎn)必須在腹桿節(jié)點(diǎn)位置，因此選取5m為一個(gè)頂推步長，頂推施工步驟共計(jì)70余個(gè)。

3.2 計(jì)算結(jié)果分析

3.2.1 下弦桿強(qiáng)度對比分析

加固狀態(tài)與未加固狀態(tài)下既有桁梁橋下弦桿應(yīng)力對比情況如圖8、圖9所示，未加固狀態(tài)下，頂推過程下弦桿最大壓應(yīng)力為256MPa，已超16Mn鋼容許應(yīng)力值。桿件加固后頂推過程下弦桿最大拉、壓應(yīng)力均大幅度減小，且均穩(wěn)定在140MPa以內(nèi)。

圖8 頂推過程下弦桿壓應(yīng)力對比圖

圖9 頂推過程下弦桿拉應(yīng)力對比圖

3.2.2 腹桿強(qiáng)度對比分析

未加固狀態(tài)下，頂推過程腹桿最大壓應(yīng)力為270MPa，已超16Mn鋼容許應(yīng)力值。桿件加固后腹桿頂推過程最大壓、拉應(yīng)力均大幅度減?。ㄒ妶D10、圖11），且均穩(wěn)定在180MPa以內(nèi)，最大組合應(yīng)力降幅達(dá)36%。

圖10 頂推過程腹桿壓應(yīng)力對比圖

圖11 頂推過程腹桿拉應(yīng)力對比圖

3.2.3 導(dǎo)梁前端變形對比分析

從圖12和圖13可以看出，桁梁橋加固前導(dǎo)梁懸臂端最大豎向位移367.8mm，加固完成后，導(dǎo)梁懸臂端最大豎向位移275.9mm，加固結(jié)構(gòu)剛度顯著增強(qiáng)，撓度值降低約25%。

圖12 加固前導(dǎo)梁懸臂端位移云圖

圖13 加固后導(dǎo)梁懸臂端位移云圖

3.2.4 桿件穩(wěn)定性對比分析

結(jié)構(gòu)加固前后，受長細(xì)比或軸向壓力控制的桿件應(yīng)進(jìn)行穩(wěn)定分析[10]，按照壓彎構(gòu)件進(jìn)行桿件整體穩(wěn)定驗(yàn)算。計(jì)算結(jié)果（見表3和表4）顯示：結(jié)構(gòu)加固前，控制桿件整體穩(wěn)定性不足；加固后，控制桿件整體穩(wěn)定明顯改善，面內(nèi)及面外[11]穩(wěn)定安全系數(shù)滿足規(guī)范要求。

表3 加固前控制桿件穩(wěn)定計(jì)算結(jié)果

表4 加固后控制桿件穩(wěn)定計(jì)算結(jié)果

3.3 綜合對比分析結(jié)論

分析桁梁橋加固前后頂推過程計(jì)算結(jié)果，得出以下結(jié)論：

（1）未加固狀態(tài)下，鋼桁梁在結(jié)構(gòu)頂推至最大懸臂狀態(tài)時(shí)，腹桿及下弦桿最大壓應(yīng)力已超16Mn的容許應(yīng)力值，且整個(gè)頂推過程中，半數(shù)以上腹桿截面壓應(yīng)力大于容許應(yīng)力，說明不加固狀態(tài)下頂推過程多數(shù)桿件處于高應(yīng)力狀態(tài)，考慮既有桿件病害情況嚴(yán)重，判定頂推風(fēng)險(xiǎn)較高。

（2）桿件加固后，導(dǎo)梁前端變形較大的問題得到明顯改善，除上弦桿加固前后應(yīng)力情況變化不大外，腹桿、下弦桿等主要受力構(gòu)件應(yīng)力水平均顯著降低，且所有桿件強(qiáng)度及穩(wěn)定均滿足規(guī)范要求且留有一定的安全儲備，說明該加固方案合理。

（3）原結(jié)構(gòu)部分長細(xì)比較大的桿件，在頂推過程中存在壓桿穩(wěn)定問題，若不進(jìn)行加固，桿件面內(nèi)穩(wěn)定不滿足規(guī)范要求，經(jīng)有效加固后，頂推全過程不會出現(xiàn)桿件失穩(wěn)。

4 結(jié)束語

鄭州市彩虹橋在20余年的運(yùn)營過程中，出現(xiàn)了諸多病害，剛度及強(qiáng)度均不滿足運(yùn)營要求，需拆除重建。本文針對彩虹橋拆除過程中面臨的弦桿、腹桿強(qiáng)度不足及面外失穩(wěn)問題，提出了相應(yīng)的加固措施，通過對加固前后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元計(jì)算，驗(yàn)證了采取新增腹桿及下弦加勁的加固方案是可行的，能解決頂推過程中下弦桿及腹桿應(yīng)力過大的問題，同時(shí)，也能減小頂推最大懸臂狀態(tài)下導(dǎo)梁的梁端位移，能有效保證橋下編組站的運(yùn)營安全。實(shí)踐也證實(shí)了加固措施的正確性，該橋拆除過程中出現(xiàn)的各類問題及加固措施可為同類橋梁的拆除提供參考和借鑒。