不對(duì)稱轉(zhuǎn)體施工引起上、下球鉸偏位原因及分析

盛光祖, 秦建剛, 李 欣, 馬行川, 張廣潮, 涂建維, 徐朝政,詹曉歡, 姜云暉

(1.武漢地產(chǎn)集團(tuán)市政建設(shè)管理有限公司, 武漢 430022; 2.中建三局城市投資運(yùn)營有限公司, 武漢 430071;3.中鐵武漢勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司, 武漢 430074; 4.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院, 長沙 410075;5.武漢理工大學(xué) 道路橋梁與結(jié)構(gòu)工程湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 武漢 430070)

0 引 言

武漢市常青路工程(青年路—三環(huán)線)跨鐵路主橋位于漢口站西側(cè)咽喉區(qū), 采用95+105 m變截面連續(xù)鋼箱梁跨越京廣、漢丹、滬蓉等9股道鐵路線, 橋跨立面如圖1所示。橋面總寬51 m, 分幅布置[1-2], 橋梁橫斷面見圖2。受外部環(huán)境因素控制, 本橋采用墩頂不對(duì)稱結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)體法施工[3], 兩側(cè)轉(zhuǎn)體長度分別為43.8和91.4 m, 轉(zhuǎn)體重量約86 000 kN, 轉(zhuǎn)體角度81°, 如圖3所示。為解決不對(duì)稱結(jié)構(gòu)雙幅橋整體轉(zhuǎn)體的難題, 設(shè)計(jì)考慮在球鉸上方采用橫梁連接左右幅, 并設(shè)置臨時(shí)塔橫橋向張拉墩頂橫梁, 以改善轉(zhuǎn)體時(shí)橫梁的懸臂受力狀態(tài)。同時(shí), 采用在短臂端進(jìn)行部分配重, 在長臂側(cè)左、右幅梁底面, 距離中心球鉸半徑26.884 m處各設(shè)置一處輔助支撐, 與轉(zhuǎn)體球鉸一起, 形成三點(diǎn)支撐體系, 配合轉(zhuǎn)體短臂側(cè)梁頂配重共同作用, 以保證轉(zhuǎn)體的兩端平衡。每一處輔助支撐力設(shè)計(jì)按10 000 kN考慮, 并在輔助支撐處設(shè)置齒輪、齒條驅(qū)動(dòng)系統(tǒng), 由驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)左右幅梁體同步轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖1 橋跨立面圖

圖2 橋梁橫斷面

圖3 轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)平面布置

本橋轉(zhuǎn)體球鉸采用鋼球鉸[4], 球鉸半徑為8 m, 支承半徑為1.27 m, 中心銷軸孔徑0.11 m, 銷軸半徑0.1 m, 銷軸和上、下球鉸中心的銷孔周圍預(yù)留有1 cm的孔隙, 上球鉸和梁體直接采用螺栓連接, 下球鉸通過地腳螺栓錨固在橋墩橫梁上。

1 施工工序及出現(xiàn)的問題

本橋采用常規(guī)方式施工橋梁下部結(jié)構(gòu), 在框架墩頂安裝轉(zhuǎn)體球鉸, 采用支架法拼裝鋼箱梁。拼裝完成后, 進(jìn)行短臂端配重, 并在長臂端安裝輔助支撐及相應(yīng)的驅(qū)動(dòng)系統(tǒng); 然后逐步拆除支架, 形成轉(zhuǎn)體前的三點(diǎn)支撐穩(wěn)定懸臂狀態(tài); 最后啟動(dòng)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)完成橋梁轉(zhuǎn)體。

在配重吊裝、支架拆除以及轉(zhuǎn)體實(shí)施過程中, 上、下球鉸沿縱向出現(xiàn)了較為明顯的相對(duì)滑移和偏位現(xiàn)象, 最大偏位值接近2 cm, 如圖4所示。因本橋驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)采用的齒輪和齒條之間容差有限, 為了確保轉(zhuǎn)體安全順利進(jìn)行, 防止偏位過大導(dǎo)致齒輪和齒條之間卡死或脫空, 本文從球鉸結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、受力特征等方面對(duì)該現(xiàn)象產(chǎn)生的原因及影響進(jìn)行分析。

圖4 上、下球鉸相對(duì)偏轉(zhuǎn)現(xiàn)場實(shí)景圖

2 工程實(shí)測結(jié)果

常青路跨線橋在施工過程中, 現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果如下:

1)在配重和支架拆除工況下, 計(jì)算梁體變形在球鉸處產(chǎn)生的最大轉(zhuǎn)角為0.18°, 實(shí)測最大轉(zhuǎn)角為0.15°, 均小于球鉸極限狀態(tài)時(shí)的轉(zhuǎn)角0.20°, 轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)安全可靠。

2)配重和支架拆除完成并安裝輔助支撐后, 形成穩(wěn)固的三點(diǎn)支撐體系, 施工過程中不平衡彎矩產(chǎn)生的上下球鉸偏位不會(huì)消失, 轉(zhuǎn)體將在上下球鉸偏位的情況下進(jìn)行, 該狀況與現(xiàn)場實(shí)際情況吻合。轉(zhuǎn)體時(shí)由于水平力的產(chǎn)生, 球鉸偏位的情況有所加劇, 但在達(dá)到最大偏位后趨于穩(wěn)定, 結(jié)構(gòu)仍處于安全可控范圍內(nèi)。

3 上、下球鉸相對(duì)偏位原因分析

結(jié)合橋梁的設(shè)計(jì)特點(diǎn)及施工工序, 通過深入分析可知, 本橋在施工過程中, 上、下球鉸產(chǎn)生相對(duì)偏位的原因主要為以下3點(diǎn):

1)球鉸設(shè)計(jì)中銷軸和銷孔之間預(yù)留的1 cm空隙, 是上、下球鉸能夠產(chǎn)生相對(duì)偏位的前提條件。上球鉸受到水平力或彎矩時(shí), 會(huì)產(chǎn)生相對(duì)滑移趨勢, 當(dāng)外力克服上、下球鉸之間的摩阻力后, 上球鉸開始滑移。因銷軸和銷孔之間存在空隙, 此時(shí)銷軸尚不具備限位功能, 故上、下球鉸產(chǎn)生偏位。當(dāng)上球鉸滑移至與銷軸接觸后, 帶動(dòng)銷軸產(chǎn)生傾斜, 直至銷軸與銷孔卡死, 此后, 銷軸開始發(fā)揮限位功能, 滑動(dòng)停止。

2)在施工過程中, 轉(zhuǎn)體配重和梁體支架體系拆除的先后順序, 將使梁體產(chǎn)生不對(duì)稱變形，進(jìn)而使球鉸上方的橫梁產(chǎn)生一定的轉(zhuǎn)角, 最終帶動(dòng)上球鉸產(chǎn)生一定的偏轉(zhuǎn), 這是上、下球鉸能夠產(chǎn)生相對(duì)偏位的外部因素之一。

3)常規(guī)水平轉(zhuǎn)體是在轉(zhuǎn)臺(tái)兩側(cè)牽引一對(duì)關(guān)于球鉸中心對(duì)稱的水平力形成力偶，為轉(zhuǎn)體提供動(dòng)力, 理論上球鉸整體僅承受力矩作用。而本橋采用的動(dòng)力系統(tǒng)對(duì)球鉸不能夠形成力偶, 故在轉(zhuǎn)體過程中, 驅(qū)動(dòng)力將對(duì)上球鉸作用一個(gè)水平反力, 這是偏位現(xiàn)象產(chǎn)生的外部因素之二。

綜上所述, 上、下球鉸產(chǎn)生相對(duì)偏位主要受梁體變形和水平反力兩個(gè)外部因素控制, 故主要結(jié)合兩個(gè)外部因素對(duì)球鉸偏位原因及影響進(jìn)行詳細(xì)分析。

3.1 梁體變形影響

在轉(zhuǎn)體設(shè)計(jì)時(shí), 雖然已采取了配重和增加輔助支撐系統(tǒng)的方法保證橋梁在轉(zhuǎn)體過程中的平衡, 但對(duì)實(shí)際施工工序進(jìn)一步分析可知, 配重吊裝、梁體拼接和支架拆除過程中, 梁體沿橫向和縱向不可避免地會(huì)出現(xiàn)受力不對(duì)稱狀態(tài), 使得梁體產(chǎn)生不對(duì)稱變形, 此外, 轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)的不對(duì)稱(短臂43.8 m, 長臂91.4 m)也會(huì)導(dǎo)致梁體產(chǎn)生不對(duì)稱變形, 進(jìn)而帶動(dòng)球鉸沿梁體橫向和縱向產(chǎn)生相對(duì)滑移和偏轉(zhuǎn)。梁體變形對(duì)球鉸相對(duì)偏位的影響可等效為在上球鉸作用一個(gè)不平衡彎矩M, 因此, 在橋梁拆除支架實(shí)施轉(zhuǎn)體前, 球鉸承受上部橋梁自重(包括配重和球鉸自重)G和不平衡力矩M的作用。球鉸達(dá)到滑移臨界狀態(tài)時(shí)的M等于球鉸克服靜摩擦的抵抗力矩，即[5]

M=GRμ,

(1)

其中：G為球鉸承受的豎向荷載, 本工程為86 000 kN;R為球鉸半徑, 本工程為8 m;μ為上下球鉸摩擦系數(shù), 取0.05, 因此M=34 400 kN·m。

圖5為配重及部分支架拆除后, 最不利工況下的梁體變形分析圖, 此時(shí)短臂端下?lián)?0.6 mm, 長臂端靠近臨時(shí)塔位置梁體上撓0.93 mm, 對(duì)于球鉸位置, 相當(dāng)于沿縱向球鉸上方梁體轉(zhuǎn)動(dòng)角度為0.18°。

圖5 最不利施工工況下梁體變形分析

3.2 牽引系統(tǒng)水平反力影響

橋梁實(shí)施轉(zhuǎn)體時(shí), 通過驅(qū)動(dòng)設(shè)備對(duì)梁體施加兩個(gè)水平牽引力帶動(dòng)橋梁轉(zhuǎn)動(dòng), 此時(shí), 球鉸為橋梁提供一個(gè)沿橫橋向的水平支撐力, 實(shí)現(xiàn)梁體受力平衡。同時(shí), 梁體會(huì)對(duì)球鉸施加水平反力, 如圖6所示。不考慮轉(zhuǎn)體時(shí)的風(fēng)荷載, 球鉸承受的水平荷載為[5]

圖6 球鉸水平受力平面圖

(2)

式中:F1為克服主鉸摩擦所需驅(qū)動(dòng)力;F2為克服滾輪小車摩擦所需驅(qū)動(dòng)力;G為球鉸承受的豎向荷載,G=86 000 kN ;R1為球鉸支承半徑,R1=1.27 m;μ為上、下球鉸摩擦系數(shù), 取0.05;R2為輔助支承半徑,R2=26.884 m;G1為輔助支撐承受的豎向荷載,G1=10 000 kN;μ1為輔助支撐滾動(dòng)摩擦系數(shù), 取0.05。對(duì)于常青路工程,F1=67.7 kN,F2=500 kN, 因此, 每個(gè)牽引力FT=567.7 kN, 則球鉸承受的水平荷載為

F=2cosθ·FT,

(3)

式中：θ為滾輪小車和中心球鉸的連線與橋梁中心線之間的夾角，cosθ=0.878，則F=996.9 kN。

由以上分析可知, 球鉸的相對(duì)偏位對(duì)結(jié)構(gòu)的影響可等效為作用于球鉸的不平衡彎矩M和水平荷載F。結(jié)合工程實(shí)際, 可分為自重與不平衡彎矩作用和自重、不平衡彎矩與水平荷載共同作用兩種受力狀態(tài), 后者分別按彎矩與水平荷載垂直和平行兩種情況考慮[6], 如圖7所示。因此, 采用ANSYS軟件建立有限元模型, 可分別對(duì)圖5所示3種受力狀態(tài)進(jìn)行計(jì)算, 分析球鉸偏位對(duì)結(jié)構(gòu)的影響。

圖7 球鉸受力分析

4 ANSYS有限元模型

4.1 模型的建立

為確保常青路跨線橋轉(zhuǎn)體施工的安全可靠, 采用有限元分析軟件ANSYS建立本橋轉(zhuǎn)體球鉸的精細(xì)化模型, 對(duì)球鉸在橋梁轉(zhuǎn)體過程中的受力特征進(jìn)行深入分析。上、下球鉸以及銷軸采用三維實(shí)體單元進(jìn)行模擬，上、下球鉸之間以及球鉸與銷軸之間的界面關(guān)系采用接觸單元進(jìn)行模擬[7-8]。

有限元模型以及網(wǎng)格劃分如圖8所示。對(duì)下球鉸的下表面節(jié)點(diǎn), 分別約束X、Y和Z3個(gè)方向的平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度, 對(duì)銷軸下表面節(jié)點(diǎn), 約束其水平方向的平動(dòng)自由度。球鉸自重以體荷載的形式施加, 豎向荷載在上球鉸的上表面均勻布置。為了施加不平衡彎矩和水平荷載, 在球鉸中心距離上表面0.2 m處建立結(jié)構(gòu)質(zhì)點(diǎn), 并將該單元與球鉸上表面節(jié)點(diǎn)形成剛域。

圖8 球鉸有限元模型

4.2 模型參數(shù)

模型尺寸按球鉸實(shí)際尺寸取值, 球鉸制作材料為Q345B鋼材, 銷軸制作材料為40Cr鋼材。鋼材彈性模量為206 GPa, 密度8 750 kg/m3, 泊松比為0.3。上、下球鉸界面之間的耐磨板材料為改性超高分子量聚乙烯, 彈性模量為850 MPa, 密度950 kg/m3, 泊松比為0.3, 界面之間的摩擦系數(shù)為0.05[9], 界面接觸剛度(FKN)取0.1。

5 計(jì)算結(jié)果分析

按照球鉸在施工過程中可能承受的3種受力狀態(tài)對(duì)模型施加荷載[10], 分別計(jì)算球鉸在3種不同工況下的受力特征。

5.1 自重與彎矩作用

圖9為自重和不平衡彎矩共同作用時(shí), 上、下球鉸相對(duì)位移隨不平衡彎矩的變化曲線。當(dāng)彎矩小于33 500 kN·m時(shí), 上、下球鉸基本不發(fā)生相對(duì)位移；隨著彎矩的繼續(xù)增大, 上、下球鉸之間克服其靜摩擦力, 隨后逐漸產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)。相比于式(1)計(jì)算所得臨界彎矩值34 400 kN·m, 有限元計(jì)算值誤差為2.6%, 說明有限元計(jì)算結(jié)果合理可靠。

圖9 工況一荷載-相對(duì)位移曲線

當(dāng)彎矩達(dá)到34 530 kN·m時(shí), 上、下球鉸沿彎矩作用方向相對(duì)水平位移達(dá)到19.62 mm, 垂直彎矩作用方向基本無相對(duì)滑動(dòng), 相對(duì)豎向位移達(dá)到3.28 mm。銷軸孔徑與銷軸直徑相差20 mm, 此時(shí)上、下球鉸恰好與銷軸接觸, 達(dá)到臨界位移狀態(tài), 上球鉸沿彎矩作用方向的轉(zhuǎn)角值為0.20°。此后, 彎矩繼續(xù)增大, 銷軸開始承擔(dān)荷載, 由于銷軸的限位作用, 位移基本不發(fā)生變化。實(shí)測球鉸最大偏位為20 mm, 有限元計(jì)算值誤差為1.9%。

上、下球鉸之間的接觸狀態(tài)和接觸應(yīng)力如圖10所示。在86 000 kN的自重和34 400 kN·m的不平衡彎矩作用下, 球鉸整體出現(xiàn)沿彎矩作用方向的水平滑移, 并且彎矩作用方向的邊緣處出現(xiàn)局部脫離現(xiàn)象, 與現(xiàn)場實(shí)際觀測情況基本一致, 此時(shí)脫離位置界面接觸應(yīng)力為0, 界面最大接觸應(yīng)力達(dá)到50.5 MPa。當(dāng)不平衡彎矩增大至39 700 kN·m時(shí), 下球鉸與銷軸接觸位置應(yīng)力達(dá)到268 MPa, 接近其容許應(yīng)力值270 MPa, 此時(shí)銷軸最大應(yīng)力為114 MPa, 遠(yuǎn)小于其容許應(yīng)力值, 上、下球鉸界面上最大接觸應(yīng)力為87.3 MPa, 小于其容許壓應(yīng)力值180 MPa。由以上分析可知, 沒有水平荷載作用時(shí), 球鉸能承受的極限不平衡彎矩為39 700 kN·m, 極限狀態(tài)下, 上球鉸沿彎矩作用方向的轉(zhuǎn)角值為0.23°。若彎矩繼續(xù)增大, 球鉸與銷軸接觸位置將超過其容許應(yīng)力值, 即球鉸能夠抵抗的極限不平衡彎矩由球鉸的材料強(qiáng)度控制。

圖10 工況一條件下球鉸界面接觸狀態(tài)和接觸應(yīng)力

5.2 自重、彎矩與水平荷載共同作用

5.2.1 水平荷載垂直于彎矩作用方向 圖11給出了工況二對(duì)應(yīng)的自重、不平衡彎矩和垂直于彎矩作用方向的水平荷載共同作用下, 上、下球鉸的相對(duì)位移隨彎矩的變化曲線。

圖11 工況二荷載-相對(duì)位移曲線

當(dāng)不平衡彎矩小于32 500 kN·m時(shí), 上、下球鉸基本無相對(duì)滑移，隨著不平衡彎矩繼續(xù)增大，上、下球鉸逐漸出現(xiàn)相對(duì)滑移。當(dāng)不平衡彎矩達(dá)到33 500 kN·m時(shí)，上、下球鉸沿彎矩作用方向的水平相對(duì)位移達(dá)到20.63 mm，垂直彎矩作用方向(水平力作用方向)的相對(duì)水平位移達(dá)到6.61 mm，豎向相對(duì)位移達(dá)到3.55 mm, 此時(shí)達(dá)到球鉸與銷軸相接觸的臨界狀態(tài), 界面最大接觸應(yīng)力為50.1 MPa。此后, 銷軸開始承擔(dān)荷載, 結(jié)構(gòu)仍處于穩(wěn)定狀態(tài)。球鉸能夠承受極限彎矩值為39 200 kN, 此時(shí), 上球鉸沿彎矩作用方向的轉(zhuǎn)角值為0.22°, 與工況一類似, 球鉸承載不平衡彎矩的極限能力由下球鉸自身材料強(qiáng)度決定。

5.2.2 水平荷載平行于彎矩作用方向 在自重、不平衡彎矩和平行于彎矩方向的水平荷載共同作用下, 球鉸相對(duì)位移隨不平衡彎矩的變化如圖12所示。

圖12 工況三荷載-相對(duì)位移曲線

當(dāng)不平衡彎矩小于27 500 kN·m時(shí)，球鉸基本無相對(duì)位移，當(dāng)不平衡彎矩等于30 000 kN·m時(shí)，球鉸達(dá)到臨界狀態(tài)，最大水平相對(duì)位移為20.18 mm，最大豎向相對(duì)位移為3.31 mm, 此后銷軸開始承擔(dān)荷載。當(dāng)不平衡彎矩繼續(xù)增大至31 000 kN·m時(shí), 下球鉸與銷軸接觸位置拉應(yīng)力達(dá)到267 MPa, 接近其容許應(yīng)力, 即在自重、不平衡彎矩和平行于彎矩方向的水平荷載共同作用下, 球鉸能夠承受的極限彎矩值為31 000 kN·m, 相比于水平荷載垂直于彎矩作用方向時(shí), 減小了20.9%, 極限狀態(tài)下, 上球鉸沿彎矩作用方向的轉(zhuǎn)角值為0.27°。

6 結(jié) 論

本文針對(duì)常青路橋梁在極不對(duì)稱轉(zhuǎn)體施工過程中, 上、下球鉸出現(xiàn)相對(duì)偏位問題, 結(jié)合施工工序, 對(duì)偏位產(chǎn)生原因進(jìn)行了分析, 并基于ANSYS軟件建立精細(xì)化有限元模型, 對(duì)球鉸產(chǎn)生偏位后的力學(xué)行為進(jìn)行計(jì)算, 得出以下結(jié)論:

(1)橋梁實(shí)施轉(zhuǎn)體過程中, 在自重和不平衡彎矩作用下, 球鉸產(chǎn)生臨界滑移(球鉸與銷軸接觸)對(duì)應(yīng)的臨界不平衡彎矩為34 530 kN·m; 在自重、不平衡彎矩和垂直于彎矩方向的水平荷載共同作用下, 球鉸臨界不平衡彎矩為33 500 kN·m; 在自重、不平衡彎矩和平行于彎矩方向的水平荷載共同作用下, 球鉸臨界不平衡彎矩為30 000 kN·m。

(2)不平衡彎矩超過臨界值后, 球鉸一側(cè)先與銷軸接觸, 并推動(dòng)銷軸向另一側(cè)靠近。與另一側(cè)也接觸后, 因銷軸頂端與球鉸頂鋼板也預(yù)留有10 mm間隙, 若不平衡彎矩繼續(xù)增大, 銷軸將產(chǎn)生一定傾角, 直至銷軸與球鉸頂?shù)卒摪寮颁N孔接觸, 此時(shí)達(dá)到最大位移20.18 mm, 此后, 銷軸開始承擔(dān)荷載。在自重和不平衡彎矩作用下, 球鉸最大可承受極限不平衡彎矩值為39 700 kN·m; 在自重、不平衡彎矩和垂直于彎矩方向的水平荷載共同作用下, 球鉸能夠承受的極限不平衡彎矩為39 200 kN·m; 在自重、不平衡彎矩和平行于彎矩方向的水平荷載共同作用下, 球鉸最大可承受極限不平衡彎矩值為31 000 kN·m。

(3)球鉸承受極限不平衡彎矩的能力由球鉸自身材料強(qiáng)度決定, 超過極限彎矩后, 下球鉸與銷軸接觸位置最先達(dá)到其容許應(yīng)力值。常青路橋梁轉(zhuǎn)體施工全過程中, 球鉸實(shí)測最大轉(zhuǎn)角始終小于球鉸在極限狀態(tài)下的轉(zhuǎn)角, 轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)始終處于安全穩(wěn)定狀態(tài)。