上跨铁路钢混组合梁立交桥的改造设计

秦兰芳

(焦作市公路管理局，河南 焦作 454000)

0 引 言

郑常线上跨京广铁路立交桥始建于1991年，桥梁全长160 m，宽11.5 m。设计载荷相当于现行规范公路Ⅱ级，桥跨布置为3×20 m+40 m+3×20 m，其中20 m为预应力混凝土空心板，40 m为钢梁与混凝土板组合梁，支座采用橡胶支座，空心板采用140 mm×140 mm×42 mm橡胶支座，40 m主跨采用250 mm×350 mm×49 mm橡胶支座。桥台为肋板式，桥墩为桩柱式，钻孔灌注桩基础，除连接墩采用L形盖梁，其他各桥墩采用方形桥墩。由于桥梁建设时施工工艺及技术水平有限，该桥又位于焦作至郑州的咽喉要道，是晋煤外运的主要干道，公路交通量较大，重载、超载车辆较多，对桥梁损害巨大。在桥梁运行期间，京广铁路升级改造为双线电气化铁路，桥下有京广铁路上、下行线和渡线，2.7万伏的接触网与钢梁梁底净距仅有0.95 m，日常维修及刷漆保养无法进行，钢梁跨中出现严重下挠，钢梁亦出现锈蚀情况，两侧桥台、桥面铺装、钢混组合梁及空心板梁均已出现不同程度的裂缝、变形、混凝土剥落等现象。经多方论证，该桥已属危桥，需拆除重建。由于桥梁位于京广铁路线上方，拆除施工的不利因素较多，安全拆除、确保京广铁路的安全运行是完成施工作业的首要任务。

1 桥梁拆除的安全分析

1.1 分析内容

根据《郑常线上跨京广铁路立交桥设计图纸》，对主跨在架桥机拆除组合梁过程中对相邻跨上部及下部结构受力的影响进行分析。

根据架桥机荷载和拆除组合梁自重荷载，对盖梁进行承载力计算，对立柱进行稳定性计算，对空心板进行承载力及局部受压承载力计算。

1.2 分析计算参数

主跨40 m组合梁横向布置如图1所示。主跨40 m组合梁在纵向被切割成3个部分[1-2]，每部分组合梁质量为185 t；拆除时，先拆除中间部分，再拆除左边和右边2个部分。组合梁分离后如图2所示。

图1 主跨40 m组合梁的横向布置

2 主要结构材料及属性

2.1 上部机构

空心板汽车设计荷载为公路Ⅱ级，采用C50混凝土，封头混凝土C20，混凝土弹性模量为3.45×104MPa,泊松比为0.167。

钢束采用国产ФS15.2高强低松弛钢绞线，其标准强度为1 860 MPa，每根张拉力为193.9 kN，设计弹性模量为1.95×105MPa，泊松比为0.3。

2.2 下部机构

下部结构原设计遵从1985年规范，连接墩盖梁、立柱、基桩均采用25号混凝土，立柱及基桩直径分别为1.4 m和1.6 m。

3 设计荷载

空心板自重按《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60—2015)计算，C50混凝土容重采用26 kN·m-3；组合梁拆除每一部分的质量为185 t。因架桥机拆除组合梁时护栏已经被拆除，因此桥面二期恒载为桥面铺装自重。

架桥机重190 t，组合梁重185 t，架桥机荷载计算如图3、4所示。

图3 架桥机横向计算(架桥机一端荷载)

图4 架桥机纵向计算(架桥机一端荷载)

4 计算分析

4.1 盖梁承载力计算

内力分析计算荷载工况取最不利的2种工况：工况一，架桥机自重荷载和组合梁自重荷载分布在2个桥墩上；工况二，架桥机自重荷载分布在2个桥墩上，组合梁自重荷载分布在1个桥墩上。

温度效应及支座沉降计算考虑整体均匀温升为20 ℃，整体均匀温降为-20 ℃。

使用阶段结构重力作用下的支承反力如表1、2所示。

表1 工况一结构重力作用下的支承反力

表2 工况二结构重力作用下的支承反力

荷载标准组合作用下的支承反力如表3、4所示。

由以上对盖梁的计算结果可以看出：结构在施工阶段及营运阶段，应力及结构抗力皆满足规范要求，各结构是安全的[3-11]。

表3 工况一荷载标准组合作用下的支承反力

表4 工况二荷载标准组合作用下的支承反力

4.2 立柱稳定性计算

连接墩处于20 m跨径和40 m跨径之间，外侧为跨径20 m的标准空心板，其中边板2块，中板9块；中间为跨径40 m组合梁，桥面净宽9 m；桥面铺装为2 cm厚沥青表处及6～13 cm厚C25混凝土；桥梁两侧有护栏，护栏断面面积为0.928 m2；连接墩为单排双柱式，单根立柱直径为140 cm，混凝土保护层厚度为10 cm，柱高9.29 m，柱底部连接钻孔灌注桩。设计参数：C50混凝土容重为26.0 kN·m-3，沥青混凝土容重为24.0 kN·m-3，盖梁重842.691 kN，其中作用点为立柱轴心处的盖梁重626.756 kN；作用点偏离立柱轴心0.51 m的盖梁重215.935 kN。

吊机作用点位于盖梁左侧支座中心处，单个轴重为70 t，总重为280 t(计算时，吊机轴重已经包含正在拆除的净跨40 m梁重)。已知需拆除的每片梁重185 t，共3片梁。根据施工顺序，先拆除中板，再拆除边板，每次拆除时立柱所受轴重和弯距均不一样，计算结果如表5～7所示。

表5 拆除吊装中板时的受力情况

根据预应力混凝土的相关规范，圆形钢筋混凝土偏心受压构件的正截面抗压承载力计算符合规定。

表6 拆除第一块边板时的受力情况

表7 拆除吊装第二块边板的受力情况

经计算验证，连接墩处立柱正截面偏心抗压承载力满足要求。

考虑到存在偏心受压时墩顶会有水平位移，按m值法计算弹性桩水平位移，墩顶位移为3.702 cm，冲刷线处水平位移为0.391 4 cm，墩顶转角位移为0.003 9 cm，冲刷线处的转角位移为0.001 19 cm。

4.3 空心板局部应力分析

在空心板距离板端30 cm的范围内，空心板的支座附近所受压力均较大。在距离支撑附近1 cm范围内，混凝土的压应力为62.1 MPa，已经超过混凝土的极限抗压强度；在支撑附近2～6 cm范围内，压应力降至43.5 MPa；在支撑附近7～13 cm范围内，压应力降至24.9 MPa；在空心板的支撑附近，混凝土已接近压碎。在空心板现有支撑和受力状况下进行提梁作业，距离板端30 cm范围内圆孔内下部两边第一主应力达到8.2 MPa，厚度0～6 cm，说明在强大的上部压力作用下，空心板的中间圆孔下部两边有少许混凝土开裂。空心板在有堵头板的情况下，不至于整体压碎。

空心板梁整体在距离梁端25 cm处主应力分布中，板端的约束部位应力分布最大，支座集中约束处应力最大值为21.5 MPa，但是应力的最大值出现的范围很小，没有向大范围扩散的趋势。在支撑向上13 cm范围内，压应力下降至12 MPa，空心板不存在被压碎的可能，但是需要在做空心板支撑加强时，使空心板与支撑的接触良好。在空心板支撑宽度按纵桥向增加至0.5 m的状况下进行提梁作业，距离板端30 cm范围内圆孔内下部两边第一主应力达到1.86 MPa，厚度0～2 cm，空心板的圆孔部分完好，没有出现开裂迹象。

空心板梁纵向抗剪力为585.8 kN，设计剪力为565.6 kN，虽然满足规范要求，但是安全富裕度不大。空心板局部受力分析表明，支座处需加宽空心板梁的承压面积，从而改善空心板支座处的局部受力状况，然后方能提梁。

4.4 建议

(1)在原有的支座上进行提梁作业不可行，需要对空心板的支撑采取措施，方可进行提梁作业。

(2)在对原有40 m组合钢梁进行切割和提梁的过程中，应避免原有钢梁的扭转失稳对下部铁路形成安全隐患[12-13]。

5 结 语

拆除上跨既有铁路旧桥是一项不确定性因素多、技术难度大、施工风险高的工程，上跨既有铁路营业线的危桥拆除项目往往面临更高的风险，选择合理的技术方案、拆除方法是保障安全的前提。任何项目的施工过程都有一定的风险，只是所面对的风险类型、程度有所差异；要针对不同的项目，结合具体风险分析方法进行项目风险评价，才能确保工程项目的安全、顺利实施。在郑常线上跨京广铁路立交的旧桥拆除过程中，如果没有严密的组织设计，没有周全的施工方案，就不能准确把握施工组织中的风险点，也无法及时采用有效的解决措施。因此，对旧桥拆除的方案进行可靠设计研究是非常必要的。