李文浩

（中鐵第四勘察設(shè)計院集團有限公司，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。鄭州市彩虹橋為4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)點工程。該橋第一跨122m 桁梁橋跨越編組站上發(fā)場、機務(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，運營至今已24 年有余，隨著鄭州經(jīng)濟與交通快速發(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告》（中鐵大橋科學研究院有限公司，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)象嚴重，橋梁技術(shù)狀況被定為4類[3]，即主要構(gòu)件存在嚴重缺損，不能正常使用，危及橋梁安全，因此，需對舊橋進行拆除重建。

該橋的拆除，計劃采用步履式頂推施工方案將橋梁平移至鐵路以外進行拆解，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（非機動車道）+1.9m（分隔帶）＋14.5m（機動車道）＋1.9m（分隔帶）＋3.75m（非機動車道）+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，基于當時的技術(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行仿真分析，并提出加固措施。

2.1 結(jié)構(gòu)受力計算指標

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

表1 鋼材容許應力（單位：MPa）

表2 容許應力提高系數(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其剛度，對于下弦桿內(nèi)填充的C20 高強砂漿，考慮其與鋼結(jié)構(gòu)協(xié)同受力?？v移約束采用節(jié)點彈性約束，單個縱移支墩豎向支撐彈性系數(shù)取2×106kN/m[7]。為真實模擬橋梁運營20年的預應力損失及鋼管混凝土的徐變效應，施工前分析該橋建造工況及20年運營工況。

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)下進行頂推施工，腹桿最大拉應力276.1MPa，最大壓應力-307.3MPa，且頂推過程中大量腹桿正應力超出16Mn鋼容許應力，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)下進行頂推施工，下弦桿最大拉應力47.8MPa，最大壓應力-267.9MPa?？v向封推過程中下弦桿壓應力水平總體較高，部分工況超出16Mn鋼容許應力，頂推風險較高。

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]措施來控制桿件應力。

（1）新增腹桿。既有斜腹桿中節(jié)點處增加一根斜腹桿，將上弦桿與既有斜腹桿連接以分擔既有腹桿受力，新增斜腹桿與上弦桿、斜腹桿通過節(jié)點板連接，所有節(jié)點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）腹桿補強。根據(jù)縱向頂推工況計算結(jié)果及檢測報告內(nèi)容，對頂推過程中應力水平較高或檢測壁厚損失率較大的的腹桿進行補強。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厚鋼板進行補強（見圖5），鋼板需進行加勁肋處理。

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)點間距為5m，頂推過程中，當步履式千斤頂與下弦桿接觸面位于非節(jié)點處時，下弦桿局部應力水平較高，必須對其進行加固，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），增強腹板面內(nèi)穩(wěn)定，同時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)的計算結(jié)果進行對比。

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，按照多點彈性支撐進行簡化，因桁梁橋頂推過程臨時支點必須在腹桿節(jié)點位置，因此選取5m為一個頂推步長，頂推施工步驟共計70余個。

3.2 計算結(jié)果分析

3.2.1 下弦桿強度對比分析

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力為256MPa，已超16Mn鋼容許應力值。桿件加固后頂推過程下弦桿最大拉、壓應力均大幅度減小，且均穩(wěn)定在140MPa以內(nèi)。

圖8 頂推過程下弦桿壓應力對比圖

圖9 頂推過程下弦桿拉應力對比圖

3.2.2 腹桿強度對比分析

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

圖10 頂推過程腹桿壓應力對比圖

圖11 頂推過程腹桿拉應力對比圖

3.2.3 導梁前端變形對比分析

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

圖12 加固前導梁懸臂端位移云圖

圖13 加固后導梁懸臂端位移云圖

3.2.4 桿件穩(wěn)定性對比分析

結(jié)構(gòu)加固前后，受長細比或軸向壓力控制的桿件應進行穩(wěn)定分析[10]，按照壓彎構(gòu)件進行桿件整體穩(wěn)定驗算。計算結(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)定計算結(jié)果

表4 加固后控制桿件穩(wěn)定計算結(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，腹桿及下弦桿最大壓應力已超16Mn的容許應力值，且整個頂推過程中，半數(shù)以上腹桿截面壓應力大于容許應力，說明不加固狀態(tài)下頂推過程多數(shù)桿件處于高應力狀態(tài)，考慮既有桿件病害情況嚴重，判定頂推風險較高。

（2）桿件加固后，導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力情況變化不大外，腹桿、下弦桿等主要受力構(gòu)件應力水平均顯著降低，且所有桿件強度及穩(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)部分長細比較大的桿件，在頂推過程中存在壓桿穩(wěn)定問題，若不進行加固，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余年的運營過程中，出現(xiàn)了諸多病害，剛度及強度均不滿足運營要求，需拆除重建。本文針對彩虹橋拆除過程中面臨的弦桿、腹桿強度不足及面外失穩(wěn)問題，提出了相應的加固措施，通過對加固前后的結(jié)構(gòu)進行有限元計算，驗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力過大的問題，同時，也能減小頂推最大懸臂狀態(tài)下導梁的梁端位移，能有效保證橋下編組站的運營安全。實踐也證實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。