舒 康，王常峰，秦 凱

（煙臺大學(xué)，山東 煙臺 264005）

大跨度連續(xù)梁轉(zhuǎn)體施工平衡稱重分析

舒 康，王常峰，秦 凱

（煙臺大學(xué)，山東 煙臺 264005）

青連鐵路工程牟家村跨同三高速公路特大橋，上跨兗日鐵路，采用了轉(zhuǎn)體的施工方法，在橋梁轉(zhuǎn)體之前對轉(zhuǎn)動體進行了稱重試驗以保證橋梁安全順利轉(zhuǎn)動。采用了平衡稱重的試驗方法，對測試結(jié)果進行了分析，提出了對轉(zhuǎn)體梁的平衡配重方案，為正式轉(zhuǎn)體牽引力大小的確定提供了基本參數(shù)。轉(zhuǎn)體過程表明，橋梁的配重合適，橋梁轉(zhuǎn)體過程進展順利。

大跨度連續(xù)梁；轉(zhuǎn)體施工；稱重試驗；不平衡力矩；配重

0 引言

隨著我國交通運輸業(yè)的飛速發(fā)展，各類型的跨線橋越來越多，橋梁轉(zhuǎn)體施工方法在跨越既有線施工的同時又能保證既有交通運輸?shù)臅惩?，而且轉(zhuǎn)體施工方法可以將在障礙上空的作業(yè)轉(zhuǎn)換到無障礙一側(cè)進行施工，極大地降低了施工難度，因而近年來轉(zhuǎn)體施工也得到了快速推廣[1]。為了使橋梁轉(zhuǎn)體過程更加安全可靠，很多學(xué)者對橋梁轉(zhuǎn)體之前的稱重試驗做了大量研究。魏峰、陳強、馬林[2]提出球鉸摩擦面簡化為平面計算摩阻系數(shù)的條件。蔡軍田[3]得出采用平衡稱重和配重的方式，極大地減小轉(zhuǎn)體所需的牽引力。尚高科[4]提出澆筑梁體掛籃拆除不對稱時，在稱重之前對梁體進行預(yù)配重。王繼紅[5]給出了彎斜T構(gòu)的糾偏措施。寶成德、向中富[6，7]等提出，一個理想的轉(zhuǎn)動體必須具備安全穩(wěn)定和易于轉(zhuǎn)動這兩個基本條件。郭恒[8]提出球鉸是整個轉(zhuǎn)體系統(tǒng)最關(guān)鍵構(gòu)件，摩阻系數(shù)直接影響著轉(zhuǎn)體所需牽引力的大小。譚雷平[9]指出在大噸位拱橋轉(zhuǎn)體施工中平衡稱重試驗數(shù)據(jù)能對施工起到較好的指導(dǎo)效果。對于轉(zhuǎn)體梁而言，梁體混凝土分布差異（鋸齒塊分布不對稱，橋梁縱坡以及混凝土澆筑過程中的誤差）、邊跨及中跨鋼筋的用量不同、預(yù)應(yīng)力張拉程度的差異等均會導(dǎo)致中跨及邊跨梁體的自重和剛度不對稱，從而產(chǎn)生不平衡力矩。為了保證連續(xù)梁始終能夠保持安全、平穩(wěn)，在梁體轉(zhuǎn)動前必須對連續(xù)梁進行不平衡力矩測試試驗（即稱重試驗）以確定連續(xù)梁轉(zhuǎn)動過程中的受力狀態(tài)，同時計算出轉(zhuǎn)動體的摩擦系數(shù)、偏心距及不平衡力矩等參數(shù)，為后續(xù)轉(zhuǎn)體過程選擇機械設(shè)備、施工處理措施以及轉(zhuǎn)體的安全性能評估提供必要的技術(shù)依據(jù)。本文以青連鐵路牟家村跨同三高速公路（40+64+40）m連續(xù)梁橋轉(zhuǎn)體施工為例，對轉(zhuǎn)體梁的稱重試驗進行了論述。

1 工程概況

新建青連鐵路工程ZQ-3標段牟家村跨同三高速公路特大橋（40+64+40）m連續(xù)梁橋上跨兗日鐵路，為三跨混凝土連續(xù)梁橋，全橋長144 m，轉(zhuǎn)體過程中采用兩墩同步轉(zhuǎn)體的施工方法。連續(xù)梁梁體為單箱單室、變高度、變截面直腹板結(jié)構(gòu)。箱梁頂寬8.1 m，箱梁底寬4.4～5.4 m。全聯(lián)在端支點、中跨中及中支點處共設(shè)5個橫隔板，橫隔板設(shè)有過人孔洞，供檢查人員通過。頂板厚度除梁端外均為35 cm，底板厚度由跨中的40 cm按二次拋物線變化至根部的70cm，腹板厚40～60 cm、60～80 cm，按折線變化。梁體截面梁高最厚為5 m，最薄為3 m，按二次拋物線變化。

轉(zhuǎn)體系統(tǒng)由上下轉(zhuǎn)盤、球鉸及動力系統(tǒng)組成。上轉(zhuǎn)盤是轉(zhuǎn)體的重要結(jié)構(gòu)，在整個轉(zhuǎn)體過程中形成多向、立體的受力狀態(tài)，為八邊形，高2.0 m；轉(zhuǎn)臺直徑7.6 m，高度為0.8 m。下盤為支撐轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)全部重量的基礎(chǔ)，轉(zhuǎn)體完成后與上轉(zhuǎn)盤通過后封C50混凝土共同形成橋梁基礎(chǔ)承臺。上球鉸直徑4 200 mm，下轉(zhuǎn)盤球鉸直徑3 000 mm，厚度均為40 mm。18#、19#轉(zhuǎn)體墩總重量均為30 000 kN，轉(zhuǎn)體角度為48°。兩轉(zhuǎn)體墩采用同步逆時針一次性轉(zhuǎn)體到位。

2 稱重分析方法

2.1 稱重原理

（1）稱重測試原理

該橋采用球鉸轉(zhuǎn)動法測試梁體不平衡力矩，這種方法是通過剛體位移突變來確定轉(zhuǎn)動體的各種相關(guān)參數(shù)。此方法優(yōu)點主要在于只考慮轉(zhuǎn)體梁的剛體效應(yīng)，排除了結(jié)構(gòu)發(fā)生位移突變之前撓度等因素的影響，因而得出的結(jié)果較為準確[10]。連體在拆除支架和砂箱后，整個T構(gòu)會出現(xiàn)兩種情況的平衡方式，MZ定義為摩阻力矩，MG為不平衡力矩。兩種平衡方式如下：

方式一：MZ＜MG，在此種情況下，梁體在不平衡力矩作用下會在豎平面內(nèi)發(fā)生剛體轉(zhuǎn)動直至撐腳與滑道面接觸，此時撐腳參與受力。

假設(shè)重心在右側(cè)：從大里程側(cè)升頂時，P1L大-MG-MZ=0；從大里程測落頂時，P2L大-MG-MZ=0；。聯(lián)立方程可求得：MG=（P1+P2）L大/2，MG=（P1-P2）L大/2。

方式二：MZ＞MG，這種受力狀況下，結(jié)構(gòu)摩擦力矩抵消了不平衡力矩，在豎平面內(nèi)梁體不發(fā)生剛體轉(zhuǎn)動，撐腳不會參與受力此狀態(tài)稱之為自平衡狀態(tài)。

假設(shè)重心在右側(cè)：大里程側(cè)頂升時，P3L大-MGMZ=0；小里程側(cè)頂升時，P4L大-MG-MZ=0。聯(lián)立方程可求得：MG=（P3L大+P4L?。?2,MG=（P3L大-P2L?。?2。

（2）球鉸摩擦系數(shù)計算原理

稱重試驗時，梁體在豎平面內(nèi)發(fā)生順時針、逆時針的微小轉(zhuǎn)動。摩擦力矩為上下球鉸面每個微面積上的摩擦力矩之和(見圖1)。

圖1 轉(zhuǎn)動體球鉸靜摩擦系數(shù)計算示意圖

球鉸的靜摩擦力矩dMZ=RcosθdF，dF=μ0σdA，dA=2πrds，r=Rsinθ，σ=σ豎cosθ,σ豎=N（/πR2sin2α），則

將球鉸參數(shù)代入得：α=14.479°，球鉸靜摩阻系數(shù)μ0=MZ/（0.985NR），摩擦面按平面計算時，球鉸靜摩阻系數(shù)μ0=MZ/（NR）。計算結(jié)果兩者相差1.5%，因此若球鉸的球面半徑較大而矢高比較小時，可將球鉸摩擦面簡化為平面來計算摩阻系數(shù)。

2.2 測點布置及測量參數(shù)

橋梁正式轉(zhuǎn)體前，應(yīng)進行試轉(zhuǎn)，試轉(zhuǎn)嚴格控制在鐵路限界邊以外。試轉(zhuǎn)前，需進行稱重平衡試驗，測試轉(zhuǎn)體部分的不平衡力矩、偏心矩、摩阻力矩及摩擦系數(shù)等參數(shù)，實現(xiàn)橋梁轉(zhuǎn)體的配重要求。在上轉(zhuǎn)盤下用千斤頂施加力，分別用位移計測出球鉸由靜摩擦狀態(tài)到動摩擦狀態(tài)的臨界值，上轉(zhuǎn)盤兩側(cè)的力差即為不平衡重量。

根據(jù)該狀態(tài)的測試方法，在兩幅梁的承臺底面布置4臺400 t的千斤頂，縱向距球鉸中心為4.09 m，橫向距球鉸中心為3.06 m。在上轉(zhuǎn)盤邊緣布置4個百分表測量轉(zhuǎn)體墩的豎向位移。具體布置如圖2和圖3所示。

圖2 千斤頂布置立面圖（單位：m）

圖3 千斤頂布置平面圖

2.3 試驗步驟

轉(zhuǎn)體梁稱重步驟如下：

（1）在所選斷面處布置位移傳感器和頂升千斤頂；

（2）千斤頂同步逐級加力，記錄位移傳感器的微小位移，直到位移出現(xiàn)突變，為保證數(shù)據(jù)的可靠性，每側(cè)頂升兩次，并校核記錄的數(shù)據(jù)；

（3）繪制出轉(zhuǎn)體梁P-Δ曲線；

（4）重復(fù)以上試驗；

（5）對轉(zhuǎn)體梁縱向和橫向分別進行頂升試驗；

（6）確定梁體不平衡力矩、偏心距、球鉸摩阻系數(shù)；

（7）確定梁體的配重量、位置。

3 稱重結(jié)果分析

梁體脫架后，分別對18#墩和19#墩的撐腳進行觀察，兩橋墩撐腳與滑道之間的間距均只發(fā)生微小的變化，可以判斷兩轉(zhuǎn)體墩的不平衡模式屬于第二種情形，即轉(zhuǎn)體墩球鉸摩擦力的力矩大于梁體不平衡力矩，撐腳沒有受力，摩擦力矩與梁體的不平衡力矩維持了整個轉(zhuǎn)體梁的穩(wěn)定。

3.1 18#墩試驗結(jié)果

18#墩實測位移和頂力的關(guān)系曲線如圖4～圖7所示，千斤頂在上轉(zhuǎn)盤上的作用點距離球鉸中心點縱向的等效力臂為L1=L2=4.09 m，橫向等效力臂為L3=L4=3.06 m。

圖4 18#墩縱向小里程側(cè)頂力-位移曲線

圖5 18#墩縱向大里程側(cè)頂力-位移曲線

圖6 18#墩橫向左側(cè)頂力-位移曲線

圖7 18#墩橫向右側(cè)頂力-位移曲線

由圖可知，梁體發(fā)生剛體位移突變，小里程側(cè)頂升力為2 000 kN，大里程側(cè)頂升力為3 200 kN，橫向左側(cè)頂升力為3 200 kN，右側(cè)頂升力為34 000 kN。根據(jù)相關(guān)公式可得出18#墩縱向不平衡力矩MG= 2 454 kN·m；球鉸縱向摩阻力矩MZ=10 634 kN·m；縱向偏心距е=0.082 m，縱向滑動時球鉸靜摩阻系數(shù)μ0=0.060；橫向不平衡力矩MG=306 kN·m；鉸縱向摩阻力矩MZ=10 098 kN·m；縱向偏心距е=0.010 m，縱向滑動時球鉸靜摩阻系數(shù)μ0=0.057。

3.2 19#墩試驗結(jié)果

19#墩實測位移和頂力的關(guān)系曲線如圖8～圖11所示，千斤頂在上轉(zhuǎn)盤上的作用點距離球鉸中心點縱向的等效力臂為L1=L2=4.09 m，橫向等效力臂L3=L4=3.06 m。

圖8 19#墩縱向小里程側(cè)頂力-位移曲線

圖9 19#墩縱向大里程側(cè)頂力-位移曲線

圖10 18#墩橫向左側(cè)頂力-位移曲線

圖11 18#墩橫向右側(cè)頂力-位移曲線

由圖可知，梁體發(fā)生剛體位移突變，小里程側(cè)頂升力為3 200 kN，大里程側(cè)頂升力為2 200 kN，橫向左側(cè)頂升力為3 400 kN，右側(cè)頂升力為36 000 kN。根據(jù)相關(guān)公式可得出18#墩縱向不平衡力矩MG= 2 045 kN·m；球鉸縱向摩阻力矩MZ=11 043 kN·m；縱向偏心距е=0.051 m，縱向滑動時球鉸靜摩阻系數(shù)μ0=0.062；橫向不平衡力矩MG=306 kN·m；鉸縱向摩阻力矩MZ=10 710 kN·m；縱向偏心距е=0.010 m，縱向滑動時球鉸靜摩阻系數(shù)μ0=0.060。

3.3 配重

轉(zhuǎn)體墩在脫架后在不平衡力矩和球鉸的摩擦力矩的作用下處于自平衡狀態(tài)，梁體的不平衡力矩較小，采用質(zhì)量平衡轉(zhuǎn)體配重，此種配重方法操作簡單方便，所需配重較小，由于轉(zhuǎn)體墩的整個質(zhì)量都由球鉸承擔(dān)，撐腳和滑道之間分離開，有效地減小了轉(zhuǎn)體過程中的摩擦阻力，減小了轉(zhuǎn)體所需的牽引力。通過對18#墩、19#墩稱重結(jié)果分析可知，18#墩轉(zhuǎn)動體不平衡力矩偏向大里程側(cè)，需要在大里程側(cè)進行配重，19#墩轉(zhuǎn)動體不平衡力矩偏向小里程側(cè)，需要在小里程進行配重。配重量的計算可根據(jù)以下公式確定：

所需配重（G）=不平衡力矩（MG）/配重力臂（L）

為了盡量減小梁體的配重同時保證安全，梁體上的配重布置在距離梁端2 m的位置，則配重力臂L=28 m。

18#墩小里程配重重量為G=2 454/28.0=87.6 kN，布置在小里程側(cè)距梁端2 m處。

19#墩大里程配重重量為G=2 045/28.0=73 kN，布置在大里程側(cè)距梁端2 m處。

18#墩、19#墩橫向不平衡力矩均很小，可以不進行配重。

4 結(jié) 語

（1）轉(zhuǎn)體T構(gòu)兩側(cè)構(gòu)造上的不對稱以及在混凝土澆筑過程中的誤差、球鉸安裝等誤差，梁體存在不平衡力矩。通過稱重試驗，可以確定轉(zhuǎn)體T構(gòu)的偏心矩、摩阻系數(shù)，確保轉(zhuǎn)體順利安全進行，這些參數(shù)都是至關(guān)重要的。因而，在轉(zhuǎn)體之前做稱重試驗是很有必要的。

（2）通過稱重試驗，可以快速對轉(zhuǎn)動體進行配重，確保T構(gòu)兩側(cè)大致平衡，在轉(zhuǎn)動過程中使撐腳與滑道脫離，有效減小了轉(zhuǎn)體所需的牽引力。

（3）18#墩T構(gòu)縱向和橫向摩擦系數(shù)相差0.003，19#墩T構(gòu)縱向和橫向摩擦系數(shù)相差0.002，可以認為球鉸接觸面在縱向和橫向是均勻的。

（4）此次對青連鐵路跨同三高速公路特大橋（48+ 64+48）m連續(xù)梁的稱重試驗的試驗步驟及試驗方法，可為今后同類型橋梁的稱重試驗提供一些參考。

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U445

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1009-7716（2016）12-0116-04

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2016.12.034

2016-09-30

舒康（1990-），男，湖北黃岡人，碩士研究生，主要研究方向為橋梁抗震。