铁路车站人行天桥托梁换柱改造数值分析与安全监测

彭仪普，孟非，彭博荣，谢文都，林祥德

(1. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙410075；2. 兰州交通大学 土木工程学院，甘肃 兰州730070；3. 中铁二院工程集团有限责任公司，四川 成都610031)

中国铁路事业的飞速发展，对原有铁路交通系统节点的火车站运能提出了更高的要求。由于增设火车线路的方案在进行施工改造时几乎不影响原有交通或只在短时间内影响交通、建成后能较大提升运能，故被广泛采用。但线路的增设会使原有的建筑限界无法满足要求，这就需要进行改造，托梁换柱改造是其中一种常见的技术。结构在进行托梁换柱改造时，原有的结构受力体系会发生转换，在进行施工方案设计时，若不能准确预测出改造过程中的最危险截面，可能会导致结构改造失败，造成较大的人员和财产损失。因此，研究结构在托梁换柱改造时的受力特点，有针对性的进行施工规划，对提高改造成功率，保障施工安全具有重要意义。由于托梁换柱改造技术在既有建筑结构扩大空间方面非常有实用价值，近年来，国内外学者针对该技术开展了大量的研究工作。唐昌辉等[1]应用OpenSEES 有限元软件模拟了某高层框架结构托梁拔柱的施工过程，分析了改造前后结构抗连续倒塌能力；邹浩勇[2]分析了几种常见的托梁换柱方法的优缺点，并结合深圳某托梁换柱的实际工程，研究了预应力托换的相关数据及技术可靠性，总结了有限元仿真技术对于数据监测的指导意义；章来[3]以某4 层钢筋混凝土框架结构顶层拔柱工程为研究对象，进行了方案设计、施工设计、现场监测布控、ABAQUS 有限元模拟等多项工作，研究了增大截面托梁法在大跨度拔柱改造中的应用。目前，托梁换柱施工工艺多用于既有混凝土房屋结构的改造施工，仅有少量的研究工作是针对桥梁结构展开的，且这些研究工作大都偏重于大型混凝土桥梁，对于像人行天桥这种占桥梁绝大比重、安全事故多发的中小型桥梁重视不够，且很少考虑到桥梁一边运营一边施工的特殊情况。鉴于此，本文以衢州站大型旅客进站钢桁架人行天桥托梁换柱改造工程为背景，采用数值计算和现场跟踪监测[4]相结合的方法，探讨大型钢桁架人行天桥改造关键技术的选择与优化，对之后同类型的人行天桥改造设计及监测方面提供参考。

1 工程背景及改造施工方案

本依托工程位于新建的杭州至长沙客运专线的重要站点——衢州站。进站人行天桥主体为钢桁架结构，所用钢材型号为Q345B，桁架采用焊接箱型梁与无缝钢管腹杆的组合结构。由于现有运输能力不足，需在既有28 m 宽的基本站台上新增设计时速为200 km/h 的衢宁线(衢州至宁德)1～8和1～10两轨道。衢宁线的引入，使既有普速场站台(靠近站房)拆分为2 个站台(基本站台及二站台)，既有天桥部分天桥柱及下站台楼梯不满足新建站台限界要求，需要进行移位改造，以达到使用要求。

改造施工方案主要是将既有天桥柱的QJ 轴～QK 轴4 根天桥柱切割，并替换成新的桥墩支撑结构(QA 轴～QB 轴)。为了确保施工安全，在拆除旧的天桥钢柱前，先架设钢管柱支架作为临时支撑，临时支撑采用5根Q345B圆钢管作为支柱，柱顶布置液压千斤顶以调节控制桥体标高，随后加固天桥下弦杆。使用液压千斤顶托举起天桥后采用静力切割逐根拆除掉旧钢柱，既有天桥钢柱的拆除顺序为J2 号→J1 号→J3 号→J4 号，再进行新基础的开挖加固，架立新钢柱加垫橡胶支座，并与天桥下弦杆及下部结构采用螺栓连接，最后使用液压千斤顶卸载，改造完成。天桥柱位平面图、立面图如图1～2 所示，施工工艺流程图如图3～6所示。

图1 天桥柱位平面图Fig.1 Column plan of the pedestrian bridge

图2 天桥1-1立面图Fig.2 Elevation of the pedestrain bridge at 1-1

图3 施工工艺流程图Fig.3 Flow chart of the construction process

2 数值模拟分析

2.1 模型建立

在进行现场施工之前，有必要对改造施工方案进行预先模拟，全面评估改造方案的可靠度。考虑到模型简化，故建模时主要针对天桥施工改造。数值模型采用MIDAS/Civil2015 有限元分析软件建立，其中以空间梁单元模拟天桥主体结构，既有天桥柱采用联合截面和组合材料定义，与地面接触定义为一般支承刚性连接；用中轴线表示的梁单元模拟临时支撑钢柱，临时支撑与地面接触的边界条件定义为一般支承刚性连接，支撑顶上的千斤顶与桁架结构的接触定义为仅受压弹性连接，通过给弹性连接上、下端节点施加强制位移来模拟顶升或卸载；下弦杆加固部分则采用如下简化处理[5]，直接将外包钢板增加到纵梁两侧，来模拟加固的纵梁，并用中轴线表示的梁单元模拟新桥墩结构，新桥墩结构与地面接触的边界条件定义为固结，橡胶支座定义为一般弹性连接。

2.2 工况分析

恒载和活载的不同组合将对结构构件产生不同的作用效应[6]。对于各种可能的荷载组合应分别考虑，并进行比较确定构件最不利的荷载作用效应。天桥拆柱过程可以看作是一个准静态的过程，根据人行天桥改造设计的荷载情况[6]，且考虑到天桥改造在夏季施工，施工周期较短，改造开始到竣工结束期间，可不考虑风、雪荷载，以及地震等这种小概率事件的影响。采用以下几种荷载组合进行模拟计算，如表1所示。

表1 荷载组合Table 1 Load combination

图4 临时支撑平面图Fig.4 Plan of the temporary support

图5 改造区域平面图Fig.5 Plan of the renovation area

上述各个组合中，恒载包括结构自重，桥面铺装，顶棚荷载。在改造阶段，活载代表人行荷载、施工或检修荷载；在改竣工运营时是指人行荷载。其中施工或检修荷载、风荷载按最不利位置加载。

分析整个施工改造过程可知，当既有天桥柱J3 号被拆除后运营时，天桥整体受力呈明显的横向不对称状态。该工况下原有结构体系、边界条件被完全改变，天桥内部发生应力重分布，因此在该工况下要对天桥进行应力和挠度模拟。在最不利荷载组合下，该工况下的模拟结果如图7～8所示。

图6 临时支撑剖面图Fig.6 Profile of the temporary support

图7 天桥改造处应力Fig.7 Stress contour of the pedestrain bridge reconstruction

经过多工况模拟，最不利荷载组合下，各工况响应值如图9所示。

如图7所示，当既有天桥柱J3号被拆除后，天桥改造部位在最不利荷载组合下应力最大值为146.4 MPa，小于Q345B 钢材的规范[7]抗力强度设计值275 MPa，天桥改造部位强度满足要求。如图8 所示，在最不利荷载组合情况下，天桥改造部位的最大挠度值出现在桥面板下弦杆纵梁处，为39.8 mm，小于规范[7]规定的限值L/500=31 850/500=63.7 mm，刚度满足要求。如图9所示，整个改造过程中，当既有天桥柱J3 号被拆除后运营时，天桥改造部位产生最大应力值；当既有天桥柱J4 号被拆除后运营时，天桥改造部位产生最大挠度值，为42.95 mm，小于规范[7]规定的限值L/500=318 50/500=63.7 mm，刚度满足要求。上述模拟结果说明施工方案里加固下弦杆纵梁的措施是必要的，同时也说明了天桥在改造期间保持运营时应力和变形不会发生大的变化，即边改造边运营的施工方案是合理科学的。

图8 天桥改造处挠度Fig.8 Deformation contour of the pedestrain bridge reconstruction

图9 各工况响应值Fig.9 Response of various working conditions

2.3 安全监测预警阈值设定

实时、准确的监测系统是反馈结构受力变形状态、结构安全稳定与否的关键依据。人行天桥进行托梁换柱改造时发生着体系转换，因此需要结合具体施工工况设计相应的健康监测系统。设定安全预警阈值是桥梁健康监测工作的核心内容之一，一般可基于历史监测数据样本值、有限元模型最不利工况响应值、现场施工条件、相关规范、材料特性确定[8]。如前文模拟结果所述，较于规范，天桥改造部位产生的最大挠度值有一定的预留值，且考虑到有限元模型最不利工况响应值与实测结果之间的差值，本文采用安全系数法来设定安全预警阈值。即基于有限元模型最不利工况响应值，安全系数分别采用0.75，1，1.25，将监测状态分为3个等级。分析发现，最大应力出现在下弦杆位置处，证明了加固的必要性，应加强观测。最大竖向变形出现在拆除位置，改造过程中应加强观测。另外，模拟得到水平方向变形较小，工况间最大偏移3 mm。首先设计如下监测预警值为：

1)应力监测预警值：150 MPa；

2)水平偏移：3 mm；

3)下弦杆下挠值：15 mm；

4)全梁挠度：30 mm。

3 现场监测结果及分析

3.1 现场监测系统

依据数值模拟结果并结合现场施工实际情况，设计了应力监测与变形监测系统。监测控制截面先根据结构分析进行选择，再根据数值模拟结果，最终选取二站台桥面板下的下弦杆纵梁作为应力和变形监测对象。进行应力监测时，采用在梁截面下缘黏贴平行应变片的方式实现；同时采用TCRA1201+智能全站仪观测布设在结构物关键部位的徕卡反射片(规格为6 cm×6 cm)的变形，来实现对构件的变形监测。监测点位布置如图10所示。

图10 应力与变形监测点位图Fig.10 Location map of stress and deformation monitoring points

3.2 应力监测结果及分析

临时支撑顶升之前，由有限元模拟可知QK 轴～QJ 轴间的两侧纵梁底部在恒载作用下处于受压状态，QK 轴～QL 轴间的下弦杆受拉。临时支撑顶升至稳定之后，受压区域、受拉区域应力略有减少。这主要是由于临时支撑架千斤顶顶升后，给原有天桥钢梁施加了一个上部受拉、下部受压卸载作用。

切除钢柱的过程是结构体系转换的过程，钢柱拆除之后，切除点附近原本由旧钢柱支撑的荷载转换到附近的结构上，相应的应力也会发生变化。选取不同工况下西侧纵梁X1，X2 和X3 测点以及东侧纵梁D4，D5 和D6 的应力监测值进行分析，应力变化趋势图如图11～12所示。

图11 西侧纵梁(X1号～X3号)应力变化曲线Fig.11 Stress change curves of west longitudinal beam(No.X1～No.X3)

由图11 可知，拆除旧钢柱J2 号时，测点X1，X2 和X3 的应力有所增加(负值)，纵梁底部受压加剧。由图12 可知，拆除旧钢柱J1 号时，测点D4，D5 处应力由受压突变为受拉，说明在拆除QK 轴上的旧钢柱时，上部结构恒载产生应力重分布，原钢柱承受的重量转移到了附近的钢柱和临时支撑上。拆除旧钢柱J3 号，测点D6 处的应力由受压变为受拉，应力进一步转移到临时支撑上。在完全拆除掉4 根旧钢柱后，纵梁处的应力转换完成，趋于稳定，两侧纵梁的应力分布基本对称。从图中应力数值大小来看，拆改过程中天桥内部应力值均小于监测预警值150 MPa，满足施工安全条件。另外，从图11 和图12 中还可看出，在拆除改造期间将人行天桥投入运营时，人群荷载的出现对下弦杆纵梁处的应力增加贡献较小，同时也验证了一边施工一边运营的改造方案是合理可行的，与数值模拟结果一致。

图12 东侧纵梁(D4号～D6号)应力变化曲线Fig.12 Stress change curves of east longitudinal beam(No.D4～No.D6)

3.3 变形监测结果及分析

原有天桥在进行拆除改造时，约束条件会发生改变，结构内部会发生应力重分布，上部桥体结构也会随之发生变形。包括了水平方向(X和Y)变形和竖直方向(H)变形，其中，竖向变形挠度是反映桥梁结构是否稳定，是否安全的最直接指标。因此重点对桥梁挠度进行安全监测及分析。从应力监测情况及数值模拟结果来看，拆改过程中，天桥在运营期间恒载和人行荷载作用下，挠度达到最大值，特别是旧钢柱J3 号、J4 号拆除之后应力出现了突变，故选取拆除旧钢柱J3 号后的东侧纵梁挠度变形监测情况及拆除J4 号后的西侧纵梁挠度变形监测情况进行分析。各监测点位挠度变形曲线图如图13～14所示。

如图13 所示，在拆除钢柱J3 号之后运营，测点D6 处挠度下挠值最大为13.1 mm，相比初始值下沉了12.3 mm。如图14 所示，在拆钢柱J4 号之后，测点X5 处挠度下挠值最大为14.6 mm。竖向变形较大，虽未达到下弦杆挠度报警值15 mm，但仍需要进行调整，防止挠度过大产生屈曲，现场指导施工单位进行了顶升调整，通过千斤顶顶升临时支撑柱L3 号、L4 号后，减小了竖向下挠值，调整过程中，上部钢桁架结构应力值未发生明显变化。

图13 东侧纵梁挠度变形曲线Fig.13 Deflection deformation curves of east longitudinal beam

图14 西侧纵梁挠度变形曲线Fig.14 Deflection deformation curves of west longitudinal beam

4 结论

1) 钢结构人行天桥的改造是一个多阶段的动态过程，边界条件的突变会导致应力和变形发生突变。在正式施工前对改造处进行有限元数值模拟，分析在不同荷载组合下的应力和变形情况，据此得出合理的预警阈值，可以为现场施工安全监测提供依据。

2) 天桥改造处的最大挠度值出现在桥面板下弦杆纵梁处，为42.95 mm，验证了施工方案里加固下弦杆措施的必要性。人群荷载作用对下弦杆纵梁应力影响较小，验证了一边施工一边运营的改造方案是合理可行的。

3)各工况下应力值均小于预警值150 MPa，满足施工要求，且东西两侧纵梁应力基本对称。

4) 旧钢柱全部拆除完毕后，下弦杆纵梁最大下挠值为14.6 mm，现场指导施工单位进行顶升作业，保障了施工安全。