T形剛構橋轉體施工設計與控制分析

鐘棟材 薛 飛 萬 波 張瀚文 李文文

(1.中鐵二十四局集團新余工程有限公司 江西新余 338009; 2. 中國鐵路南昌局集團有限公司 江西南昌 330002;3.福建工程學院 福建福州 350118; 4.南昌鐵路勘測設計院有限責任公司 江西南昌 330002)

0 引言

隨著城市立體交通建設的不斷發(fā)展，出現(xiàn)了大量需要跨越既有線路的新建橋梁，為減少對既有線路的干擾，轉體施工法作為經(jīng)濟可行的方案得到了廣泛應用[1-3]；近年來的諸多學者對轉體施工技術開展了大量深入研究[4-5]，使橋梁轉體施工技術得到了進一步完善。

轉體施工過程中轉動體系始終處于不穩(wěn)定平衡狀態(tài)，為使轉體順利進行，對橋梁穩(wěn)定性的控制成為重中之重，目前我國學者對其已積累了大量工程經(jīng)驗。工程實踐發(fā)現(xiàn)，球鉸摩擦力矩的測量對轉體施工具有較大影響[6]，國內學者針對球鉸摩擦力矩和靜摩擦系數(shù)計算方法也進行了相關的理論分析，并提出了設計指導建議[7-8]。部分學者還結合工程案例，對比了3種不平衡力矩的測量方法[9]，有的學者甚至還對不同橋型轉體施工中關鍵控制要點進行了總結，對不完善之處提出了改進意見[10-13]；有的學者結合有限元軟件對轉動體系進行了精細化研究[14]，詳細介紹了轉體施工關鍵控制技術要點[15]。雖然轉體施工在我國有了一定的發(fā)展，但相關理論對設計的指導還不夠完善，需要結合實際工程驗證理論分析的可行性，并對影響轉動體系關鍵參數(shù)進行分析。

基此，本文依托跨越滬昆鐵路、蒙華鐵路聯(lián)絡線的新余市環(huán)城立交橋梁工程，針對大噸位T形剛構橋轉體施工的轉體設計需求，對T形剛構橋平轉狀態(tài)進行分析，推導不平衡力矩的計算公式，設計有效的自平衡配重方法，分析不平衡自重、風荷載作用、轉動速度對轉體結構穩(wěn)定性的影響。

1 工程概況

新建新余市環(huán)城路立交橋上跨滬昆鐵路，為預應力混凝土T形剛構橋，主跨跨徑分布為2m×70m。箱梁截面頂部寬度33.5m，底部寬度23.7m～26.3m。梁高最厚處7m，最薄為3m，梁底成二次拋物線變化。

轉動體系由墩柱、轉動系統(tǒng)和牽引系統(tǒng)構成。采用平面直徑750cm上球鉸，下轉盤球鉸平面直徑450cm(圖1)。轉體系統(tǒng)荷載21 000 000kN，轉體部分長度132m，橋梁逆時針轉動83.58°。

圖1 轉體系統(tǒng)示意

2 轉體系統(tǒng)設計

2.1 轉體球鉸設計

該工程采用鋼球鉸，由上下球鉸、定位銷軸及套筒、型鋼骨架組成。轉體總重G=21 000t，考慮到稱重試驗后還需對轉動體系進行平衡配重，故球鉸承載力還應適當提高，設計中球鉸豎向承載力采用G′=30 000t，球鉸混凝土計算壓應力σ=18.5MPa。計算公式如下：

因計算得到的球鉸直徑應大于2.9m，又因結構及滑道的空間布置需要，選用D=4.5m。

進一步對填充的四氟乙烯滑動片應力進行檢算，共布置φ6cm的聚四氟乙烯片1812塊，總面積為51 207.12cm2，平均壓應力為：

安全系數(shù)為2.44，滿足轉體要求。

2.2 轉動牽引系統(tǒng)設計

基于通過對轉動牽引力計算，可以避免啟動慣性失控造成橋梁不安全因素和轉體角度產生誤差等問題，因此，按照圖2對牽引力進行計算。

圖2 啟動牽引力計算平面示意圖

假設球鉸為平面且應力均勻分布，球鉸的轉動力矩計算方式如下：

根據(jù)《公路橋涵施工技術規(guī)范》計算牽引系統(tǒng)的牽引力，即：

式中：

R為球鉸半徑；

D為牽引力臂；

μ為摩擦系數(shù)；

N為荷載。

轉體體系由于存在偏心，撐腳和滑道接觸，撐腳和滑道之間在轉動時存有摩擦力，啟動前靜摩擦系數(shù)取值0.1，啟動后動摩擦系數(shù)取0.06，T 構的各項參數(shù)如下：

啟動時所需靜摩擦力：

F=21 000×0.1=210t

啟動后所需動摩擦力：

F=21 000×0.06=127t

最大啟動牽引力：

T1=2Nμ靜R/3D=21 000×0.1×2×2.25/3/7.5

=420t；

啟動后所需牽引力：

T2=2Nμ動R/3D=21 000×0.06×2×2.25/3/7.5

=252t。

牽引系統(tǒng)設備的選擇詳見表1。

表1 牽引動力系統(tǒng)組成 臺

2.3 平衡保險系統(tǒng)設計

該工程安全系統(tǒng)，包括撐腳、滑道和轉盤間保險柱、臨時固結；平衡系統(tǒng)，包括結構本身和平衡荷載。

(1)撐腳

在距球鉸圓心3.25m圓周上設置6組撐腳。每組撐腳由2根80cm直徑、壁厚16mm的鋼管組成，其內部填充C50微膨脹混凝土。采用表明光滑的6.3級鋼板做為滑道。下轉盤混凝土與撐腳同時澆筑完成。

(2)滑道

下球鉸外側頂面安裝環(huán)形滑道，環(huán)帶外徑r=3.75m，寬0.95m。選用5mm厚鋼管作為滑道，調位螺母設置在鋼管邊緣?；老虏康慕卿撝Ъ茼敳肯鄬Ω卟畈淮笥?mm，鋼板面局部高差不允許大于0.5mm。

3 轉體稱重試驗

3.1 不平衡重稱重試驗

不平衡重稱重試驗大多采用球鉸豎向轉動法。稱重時，當頂升荷載較小時，球鉸處于靜止狀態(tài)，摩阻力矩等于頂升力矩，球鉸處的位移為微小轉動變形和上轉盤彈性變形之和，頂升力與位移近似線性關系；當頂升荷載較大時，接近球鉸最大靜摩阻力矩時，整個轉動體處在靜止和滑動狀態(tài)之間，摩阻力矩不再增加，如果變成滑動時摩阻力矩還會變小，此時球鉸處的位移為轉動變形或者球鉸發(fā)生較大晃動，頂升力與位移不再是線性關系。當主梁脫架完成后，此時梁體的平衡有兩種形式：

(1)當球鉸摩阻力矩大于不平衡力矩時若橋梁重心偏向北側，在南側承臺下部逐級加載(圖3)，測量頂推力和位移值，記錄位移突變值和此處的頂推力P1：

圖3 不平衡力矩大于摩阻力矩頂升示意

P1·L1+MG=MZ

(4)

在北側承臺下部使用頂推設備加載(圖4)，記錄位移值和頂推力，當位移發(fā)生突變時，記錄下此處頂推力P2：

P2·L2=MG+MZ

(5)

解方程(4)(5)，得不平衡力矩和摩阻力矩：

MG=(P1·L1-P2·L2)/2

(6)

MZ=(P1·L1+P2·L2)/2

(7)

(2)若球鉸摩阻力矩小于不平衡力矩時，假設橋梁重心偏向北側，撤除砂箱后結構北側的撐腳與滑道接觸，因此只能在北側承臺下部逐級加載(圖4)，直到使球鉸發(fā)生微小瞬間轉動，記錄下其臨界頂力P2，得到平衡方程：

圖4 不平衡力矩小于摩阻力矩頂升示意

P2·L2=MG=MZ

(8)

當達到頂推力P2后，逐步降低千斤頂頂力(圖5)，直到位移計數(shù)值發(fā)生突變，記錄下此處的頂推力，建立平衡方程：

P2·L2=MG-MZ

(9)

解方程(8)(9)，得到不平衡力矩和摩阻力矩：

MG=(P2·L2+P2·L2)/2

(10)

MZ=(P2·L2-P2·L2)/2

(11)

3.2 球鉸靜摩擦系數(shù)和轉動體偏心矩計算

球鉸處的摩擦力直接影響牽引力的大小，需要對摩擦力矩進行精確計算。其受力簡圖如圖6所示，工程推導如下：

圖6 不平衡重狀態(tài)下主梁豎向位移

靜摩阻力矩微元：

靜摩擦力微元：

dF=μ0·σs·dA

球鉸表面任意一點處面積微元 ：

dA=Rssinθ·dφ·Rs·dθ

作用于球鉸下表面的壓應力：

σs=σ·cosθ

轉體T構對球鉸上表面的名義壓應力：

對于該橋球鉸平面至球心連線與豎直方向Oz軸間的夾角為：

α=arcsin(Rp/Rs)=7°32′51″

由式(12)可得球鉸靜摩阻系數(shù)和轉動體偏心距：

3.3 稱重設備及測點布置

稱重試驗選擇千斤頂放置上下轉盤之間進行，根據(jù)估算結果，在主橋轉動體墩頂?shù)谋眰群湍蟼雀鞑贾?臺400t千斤頂，距離球鉸中心距離(縱橋向力臂)均為6.0m，千斤頂和測點布置示意圖如圖5所示。

圖5 測點布置示意

在稱重時對轉體結構進行頂推，獲取實時的頂推數(shù)值，轉盤兩側的力差即為不平衡重量。同時，在球鉸四周及南北端中部共布置6個位移計，實時測試轉動體在稱重過程中是否發(fā)生轉動，測出球鉸由靜摩擦狀態(tài)到動摩擦狀態(tài)的臨界值。

4 主要影響因素分析

4.1 自重不平衡影響分析

現(xiàn)澆主梁兩側的自重不平衡在轉體啟動時將產生一個不平衡力矩，使其穩(wěn)定性受到影響，主梁的轉體形態(tài)及轉向速度也將難以控制。假設右側主梁自重增大為原來的1.03倍、1.05倍、1.07倍、1.1倍，左側主梁自重不變。對應的主梁豎向位移如圖6所示。

由圖6可以看出，隨著右側自重的增大，剛體向右傾斜，位移也同時增大。與此同時左側位移隨之減??；撓度與自重不平衡程度成正比，兩者呈線性關系。根據(jù)規(guī)范規(guī)定[16]，主梁懸臂端撓度應控制在L/600，該工程中主梁遠端最大撓度不應大于116.7mm。當重量比值超過1.05倍后，主梁撓度均大于容許值。由分析可知，該工程應將懸臂重量比值控制在1.05倍范圍內。

4.2 風荷載作用影響分析

為考慮多種風荷載對轉體結構的影響，分析時，按不低于5年的重現(xiàn)期風速取值，并根據(jù)《公路橋梁抗風設計規(guī)范》[17]中靜力陣風風速進行風荷載計算，4種工況分析情況如表2所示。

表2 4種工況的主梁風荷載組合

圖7為不同工況風荷載時主梁橫向變形曲線。主梁位移達到7mm在工況4時。梁體橫向變形逐漸減小隨著工況3到1。

圖7 靜風荷載作用下主梁橫向位移

4.3 轉體角速度影響分析

勻速轉體階段在整個轉體過程中占時最長，在轉動過程中主梁產生的離心力與轉動角速度的平方成正比，即F=mω2r。轉速過快會對轉體穩(wěn)定性造成嚴重影響，并在主梁根部截面處產生拉應力。所以，轉體施工要在小轉速下進行，被較多選用的轉體角速度為0.02rad/min。以其為基準，設計了5中轉速，主梁的拉應力在不同轉速下的應力情況如圖8所示。

圖8 不同轉速下主梁拉應力

由圖8可見，當轉速小于0.1rad/min時，主梁應力值小于0.1MPa，偏安全。隨著主梁轉速增加，主梁各控制節(jié)點上的應力也在增大，增幅與主梁轉速呈二次關系。因此，在實際工程中應將轉速控制在較小的范圍內，以防主梁混凝土開裂。

5 結論

本文以新余市環(huán)城路立交橋上跨滬昆鐵路轉體橋(2m×70m T形剛構)為工程背景，通過力矩平衡關系式計算摩阻力矩和不平衡力矩，確定自平衡轉體施工所需配重大小和配重位置，并通過縱向傾斜配重方法對橋梁轉體自平衡體系實施配重設計，該方法具有較高的精確性與適用性。同時，結合工程實例對橋梁轉體施工過程中的主要影響參數(shù)進行分析，結果表明兩側主梁自重差值應盡量不大于5%，且轉動速度控制在0.1rad/min范圍內較為安全。