大跨度混凝土斜拉桥拆除施工过程的结构分析

2021-09-14金仁兴金东华陈晋杨允表夏

建筑施工 2021年12期

金仁兴金东华陈晋杨允表夏旻

1. 上海市基础工程集团有限公司上海 200002；2. 上海科路土木工程咨询有限公司上海 200002

1 工程概况

泖港大桥位于上海市松江区泖港镇，跨越黄浦江上游支流泖河，于1982年5月建成通车。泖港大桥主桥为双塔双索面斜拉桥（85 m＋200 m＋85 m），设计荷载为汽-15级、挂-80级。设计采用塔梁固结、梁塔再与主墩铰接的形式。其中：河跨跨径200 m，由两侧单悬臂梁加中间吊梁组成（85 m＋30 m＋85 m），其横断面由2个分离式箱梁加车行道纵、横梁板组成，箱梁梁高2.2 m；中孔吊梁由4片预应力混凝土T梁组成，梁高为2.2 m；岸跨跨径85 m，设置2个辅助墩；桥面布置为2.5 m（人行道）＋7 m（车行道）＋2.5 m（人行道），总宽12 m。泖港大桥老桥立面如图1所示。

图1 泖港大桥老桥立面

大桥主塔为双柱钢筋混凝土直塔，纵向直柱形，横向带交叉腹杆的双柱式刚架，柱中心距8.7 m，柱高中心部设置十字交叉形抗风腹杆4道；桥面以上塔高44 m，离地面52 m高，主塔外包尺寸3.4 m×1.2 m。斜拉索为竖琴式密索布置，塔柱前后设置11组斜拉索，共164根，是由φ5 mm高强钢丝（光面）经手工编制而成的平行钢丝索，水平索距6.5 m，垂直索距3.25 m；拉索两端分别配装固定端锚和张拉端锚，锚具为冷铸镦头锚，梁内锚固，塔端张拉。

该桥是上海第一座斜拉桥，也是当时上海跨径最大的桥梁。经过近四十年的风雨历程，发生过多起船只撞击主梁、车辆撞击斜拉索的事故，加上车辆超载等原因，导致桥梁结构劣化，老桥的通行能力已不能满足日益增长的交通需求，加之泖港航道等级提升，老桥的通航净空不能满足航道整治提升后的通航净空需求，经多次论证后，决定将老桥拆除重建[1]。

2 老桥结构基准状态的确定

泖港大桥老桥主跨200 m，设计采用塔梁固结、墩梁铰接、单悬臂加吊梁的竖琴式双塔双索面的预应力混凝土斜拉桥；在结构恒载状态下，结构为三孔外部静定的悬臂梁，活载作用下为七孔超静定的连续悬臂梁。老桥结构的计算分析采用大型结构分析软件Midas Civil建立三维空间模型，其中塔柱与主梁采用梁单元，拉索采用索单位，计算模型如图2所示。

图2 泖港大桥老桥的计算模型

由于老桥是20世纪70年代设计的，结构设计非常精细且经济，考虑的施工步骤繁多，结构分析非常复杂。老桥结构拆除施工过程中的结构分析首先需要确定老桥拆除前的结构基准状态。在建立计算模型时考虑老桥建桥时的主要施工阶段，调整斜拉索索力，使之与其竣工图里的设计索力基本一致；考虑收缩徐变效应后，将得到的结构模型索力与检测报告结果进行对比，如表1所示。

表1 西塔成桥索力汇总单位：kN

表1中，岸跨2#—10#索，河跨1#索代表2根拉索的合力，岸跨1#、11#索，河跨11#索代表4根拉索的合力，拉索以短索至长索依次按1#—11#编号。表1为西塔一个索面的索力。

依据设计图纸，桥梁结构的总质量为9 032.3 t，而分析模型在自重下的总反力为9 031.7 t，误差仅为－0.007%，说明分析模型对桥梁结构基本信息的模拟是准确的。

桥梁在活载下的变形可以反映结构的整体刚度，而结构的自振频率，不仅能反映结构的整体刚度，而且能够反映结构的质量分布情况。为检验建模的准确性，以下分别给出了结构在活载下的变形（图3、表2）以及自振特性分析下的结构前2阶振型（图4、图5）与频率（表3）。

图3 活载下的结构变形（单位：mm）

表2 计算值与以往检测报告悬臂端变形比较单位：mm

图4 结构第1阶振型模态图

图5 结构第2阶振型模态图

表3 计算值与以往检测报告结构自振频率比较单位：Hz

由图4、图5可知，结构第1阶振型模态为主梁一阶对称竖弯，第2阶振型模态为主梁一阶反对称竖弯，均与检测报告一致。

由以上的分析比较结果可知，老桥结构的计算模型基本准确，可以作为分析拆桥施工过程结构性能的基准模型。

3 切割节段浮吊力及拉索切割顺序的分析

根据以建桥逆序进行拆桥为原则而拟定的拆桥施工流程，建立拆桥施工阶段的模型。由于老桥拆桥所涉及的施工阶段较多，文中仅选取有代表性的施工阶段，分析该施工阶段结构的变化特性。具体施工阶段为：第11#索为河跨和岸跨最外侧拉索，其索力最大，放张过程中，拉索不平衡力对塔、梁产生的不利效应明显。此外，为配合施工，在11#索放张过程中，还分别讨论了从河跨侧还是从岸跨侧开始交替放张的区别，以及浮吊力取值大小的合理性。

每处主塔河跨与岸跨，每根11#索各由4根147φ5 mm钢丝组成，拉索切割顺序从1根河跨至1根岸跨交替进行（切割顺序1）或从1根岸跨到1根河跨交替进行（切割顺序2）。在500 kN浮吊力的作用下，考虑11#索不同的切割顺序、拉索索力的最大增量以及主梁悬臂处最大挠度与塔顶最大偏位值，如表4所示。

表4 11#索切割过程索力增量、塔梁位移比较

表4中，索力单位为kN，塔、梁位移单位为mm；梁端挠度值以向上为正，向下为负；塔顶偏位以向河跨变形为正，向岸跨变形为负。

由计算结果可知：无论是从河跨开始交替放张索力，还是从岸跨开始放张索力，对应工况下11#拉索索力最大增量，以及主梁悬臂端的挠度、塔顶偏位基本一致；放张河跨侧11#拉索时，主要受影响的是河跨侧剩余11#拉索的索力，对岸跨侧11#索力影响较小；在放张岸跨侧拉索时也存在相同规律。计算结果显示，在放张河跨侧11#拉索中的3根后，所剩1根拉索索力增加较大，增加了293 kN，对应索力值为1 218 kN，但仍小于设计索力1 800 kN。

以第1种拉索切割顺序为准，考虑不同的浮吊作用力，对11#拉索索力最大增量以及主梁最大拉应力与承载力的影响如表5所示。

表5 浮吊力对11#拉索索力及结构的影响

由计算结果可知，若浮吊以被动受力为主，取较小值，则拉索受力较大，放张过程因工况下索力变化量较大；反之，若浮吊以主动受力为主，取较大值，虽然拉索受力减小，由拉索产生的弯矩也相应减小，但拉索产生的轴力也随之减小，而浮吊力产生的弯矩却在增大，这对主梁的受力较为不利。综上所述，在放张河跨11#索时，建议浮吊力的取值不宜超过所吊梁段质量的1/2。

4 悬臂节段切割长度的优化

根据计算分析结果，在整个拆桥施工过程中，距塔中心16.675 m的河跨侧位置主梁下缘出现5.3 MPa的拉应力，经计算，该截面（图6）承载力不能满足要求。

图6 河跨侧距塔中心16.675 m处主梁几何示意

若不考虑浮吊力时，该位置主梁下缘出现4.4 MPa的拉应力，对应的施工阶段为切割主梁5#块后。该工况下，相应位置截面的内力为：N＝10 902 kN，M＝16 512 kN·m。此截面的尺寸为：箱梁处顶、底板均厚30 cm，腹板厚25 cm。相应截面的配筋为：每个箱室顶板顶层为φ20 mm二级钢11根，顶板底层为φ12 mm二级钢11根；底板底层为φ20 mm二级钢11根，顶板顶层为φ12 mm二级钢11根。由此计算出该截面的承载力为7 010 kN，若将4束预应力作为普通钢筋考虑，则截面承载力为7 940 kN，仍小于外荷载10 902 kN，承载力仍不能满足要求。

考虑第1种改进措施的施工流程为：切割6#段前，在5#段前端布置50 t压重；切割5#段前，在4#段前端布置50 t压重；切割4#段时，在3#段前端布置50 t压重；切割3#段时，在2#段前端布置50 t压重；切割2#段前，撤除压重。考虑50 t临时压重的措施，相应的计算结果如表6所示。

表6 考虑第1种措施，关键截面应力及内力变化情况

考虑第2种改进措施的施工流程为：从7#梁段开始，切割完7#索后，暂不切割7#梁段，待6#索放张完后，再切割7#梁段，按此方法，直到放张2#索后，再依次切割3#梁段和2#梁段。即每个梁段在下一拉索放张后再进行切割，使梁段的切割比对应梁段拉索的放张晚一个节段，利用梁段自重实现压重，相应的计算结果见表7。

表7 考虑第2种措施，关键截面应力及内力变化情况

经过对以上2种改进措施的分析，最终确定采用第2种措施，但考虑到悬臂2个节段长度过长，出于安全角度考虑，再结合施工方便程度，最终确定：从6#节段开始，每次切割的梁段比原标准梁段多留1.7 m作为压重荷载。由计算结果可得，该截面主梁下缘出现2.9 MPa的拉应力，相应位置截面内力为N＝18 878 kN，M＝14 467 kN·m，经验算，主梁承载力满足要求。

5 主塔拆除时机的分析

原拆除施工方案中，在中跨主梁拆除至6#段（6#斜拉索）后，保留1#～5#斜拉索，开始第1阶段的主塔拆除。考虑到300 t浮吊进场较晚，为了尽可能地缩短工期，在保证安全的前提下，尽可能晚地拆除主塔。在计算中，偏安全地假定在主梁拆除至1#索后（即拆完2#索和主跨2#段）开始拆除主塔。

桥址处为A类地表，按100年重现期，设计基本风速取Us10＝1.174×32.8≈38.5 m/s，桥面高度Z＝10.74 m处的设计风速为Ud＝1.05×（10.74/10）0.12×38.5＝40.8 m/s。根据施工时长，确定施工阶段的设计风速Usd＝0.88×40.8≈35.9 m/s，由此确定施工阶段等效静阵风风速Ug＝1.25×35.9≈44.9 m/s。

主塔的横向动力系数CD＝1.9，主塔的纵向动力系数C'D＝1.3；主梁的横向动力系数CH＝1.6。在施工风荷载作用下，主梁最大悬臂阶段结构的失稳模态如图7所示。