龔博 曹志鄧 鄭曉毛 徐偉煒

(1.中交三航局南京三公司 210000；2.東南大學土木工程學院 南京211189)

引言

橋梁轉體施工是指橋梁結構在非設計軸線上進行澆筑或拼裝，并利用摩擦系數(shù)很小的球鉸、滑道及轉盤結構將成形后的橋梁結構轉動至設計軸線位置的施工方法。與平衡懸臂施工法相比，轉體施工可有效利用路線周邊地形條件，具有施工條件好、安全可靠、經濟效益明顯等優(yōu)點，在不得不跨越高速鐵路、高速公路既有線施工工況下，橋梁轉體施工已成為最大程度降低對既有線影響的最佳方案。

為保證轉體過程的安全穩(wěn)定和易于轉動，在結構轉體之前，需要將轉動體重心偏移量控制在一定的范圍內，因此首先要對轉動體進行稱重試驗，以測得轉動體的不平衡力矩、偏心距、摩阻力矩及摩擦系數(shù)等參數(shù)，從而為后續(xù)的配重及牽引提供依據(jù)。傳統(tǒng)的稱重試驗在頂力的分級加載時，為了精確得到臨界滑動時頂力的大小，每一次頂力的增長比較小，從而導致稱重試驗耗時過長；而采用粗分加載初判可快速判斷出臨界滑動時頂力的范圍，再采用細分加載精尋精確找到臨界滑動時的頂力，相比傳統(tǒng)的稱重方法在節(jié)約時間的同時，精確性也有一定的提高。本文以常州大明路跨滬蓉高速轉體梁稱重試驗為例，介紹一種水平轉體梁快速稱重技術，可為同類橋梁轉體前的稱重試驗提供參考。

1 工程概況

江蘇省常州市新建大明路在K0 +832.09 處上跨滬蓉高速公路，主橋采用56m +90m +56m三跨變截面預應力混凝土連續(xù)梁型式，橋梁總寬25m，先在滬蓉高速公路兩側平行于公路方向滿堂支架現(xiàn)澆87m 梁體，順時針旋轉70.96°后轉體到位，然后現(xiàn)澆兩側9.5m 直線段，接著施工邊跨3m 合龍段，最后施工中跨3m 合龍段，完成全橋合龍。

主橋轉體梁平面如圖1所示，其中6#墩、7#墩為中墩，中墩下承臺設計為正方形承臺，上承臺設計為圓柱形承臺，上下承臺間設轉動體系，轉體重量約為10076t。

2 稱重試驗及結果分析

轉體T 構一般設計為對稱結構，但由于施工誤差，轉體球鉸兩側將存在一定的不平衡力矩。為保證轉體安全，轉體前宜進行轉動體稱重試驗，測試轉動體部分的不平衡力矩、偏心距、摩阻力矩及摩擦系數(shù)。根據(jù)稱重試驗結果，當轉動體的不平衡偏心距小于150mm 時，可不進行平衡配重[1]。

2.1 不平衡力矩法稱重原理

不平衡力矩法是利用球鉸的輕微轉動來測試結構兩側的不平衡力矩[2]。當梁體脫架完成后，整個轉動體的平衡表現(xiàn)為以下兩種形式之一：

(1)當轉動體不平衡力矩MG大于球鉸摩阻力矩MZ時，轉動體繞球鉸發(fā)生剛體轉動，直至撐腳參與工作。此時，在轉動體重心偏向側放置千斤頂，加壓向上發(fā)生微小轉動時的頂力設為P1，對應的力臂設為L；回落向下發(fā)生微小轉動時的頂力設為P2，如圖2所示，則：

聯(lián)立方程(1)和(2)，可得：

圖2 不平衡力矩大于摩阻力矩頂升示意Fig.2 The unbalanced moment is greater than the frictional moment

(2)當轉動體不平衡力矩MG小于轉動體球鉸摩阻力矩MZ時，轉動體不發(fā)生轉動。此時，在轉動體某一側放置千斤頂，加壓向上發(fā)生微小轉動時的頂力設為P1，對應的力臂設為L1，回落將不發(fā)生轉動；在轉動體另一側放置千斤頂，加壓向上發(fā)生微小轉動時的頂力設為P2，對應的力臂設為L2，回落將不發(fā)生轉動，如圖3所示，則：

聯(lián)立方程(5)和(6)，可得：

當MG大于零時，表示轉動體重心偏向P1一側，當MG小于零時，表示轉動體重心偏向P2一側。

此外，球鉸靜摩擦系數(shù)應按f＝MZ/(RG)計算，轉動體偏心距應按e＝MG/G計算[1]。其中，R表示球鉸半徑，G表示轉動體重量。

圖3 不平衡力矩小于摩阻力矩頂升示意Fig.3 The unbalanced moment is less than the frictional moment

2.2 測試結果及分析

1.6#墩測試結果及分析

砂箱拆除后，6#墩邊跨一側撐腳接觸滑道，初步判定轉動體不平衡力矩大于摩阻力矩。在邊跨側靠近縱軸線撐腳兩邊對稱布置兩臺400t 千斤頂，在頂側和非頂側撐腳處各布置一套百分表，如圖4所示。

圖4 6#墩千斤頂和測點布置示意Fig.4 Schematic diagram of jack and measuring point arrangement of pier 6

開始頂升時，按每級800kN 加載，在加載至4000kN 過程中，百分表發(fā)生位移突變，判定向上頂滑轉動體的壓力在3200kN 至4000kN 之間，經估算轉動體偏心距有可能超過150mm 限值；重新卸載至3200kN，百分表沒有發(fā)生位移突變，按每級160kN 繼續(xù)加載，當加載到4000kN 時，百分表發(fā)生位移突變，判定向上頂滑轉動體的壓力在 3840kN 至 4000kN 之間，取 3920kN 作為向上頂滑力，見表1。

表1 6#墩邊跨起頂荷載-位移關系Tab.1 The relationship between jacking load and displacement of side span of pier 6

開始回落時，按每級800kN 卸載，在卸載至800kN 過程中，百分表發(fā)生位移突變，判定向下落滑轉動體的壓力在800kN 至1600kN 之間；重新加載至1600kN，百分表沒有發(fā)生位移突變，按每級160kN 繼續(xù)卸載，當卸載到800kN 時，百分表發(fā)生位移突變，判定向下落滑轉動體的壓力在800kN 至 960kN 之間，取 880kN 作為向下落滑力，見表2。

表2 6#墩邊跨落頂荷載-位移關系Tab.2 The relationship between unloading load and displacement of side span of pier 6

稱重實測數(shù)據(jù)上承臺豎向位移與千斤頂頂力的關系曲線如圖5所示。

圖5 6#墩縱向稱重力與位移關系Fig.5 The relationship between longitudinal jacking force and displacement of pier 6

可得：P1＝3920kN，P2＝880kN，本橋L＝5.5m，則：

轉體結構偏心距：e＝MG/G＝0.131m

結果表明，6#墩轉體結構偏心距為131mm，小于150mm，無需配重。

2.7#墩測試結果及分析

砂箱拆除后，7#墩邊跨一側撐腳接觸滑道，結合6#墩實測結果，初步判定7#墩也是轉動體不平衡力矩大于摩阻力矩，起頂位移突變點對應的頂升力在3920kN 左右。

開始頂升時，按每級800kN 加載，當加載到3200kN 時，百分表發(fā)生位移突變，判定向上頂滑轉動體的壓力在2400kN 至3200kN 之間，實測數(shù)據(jù)見表3。此時將千斤頂逐級卸載，壓力至零后梁體并未回落，判定7#墩轉動體不平衡力矩小于摩阻力矩，在中跨側靠近縱軸線撐腳兩邊再對稱布置兩臺400t 千斤頂，見圖6。

表3 7#墩邊跨起頂荷載-位移關系Tab.3 The relationship between jacking load and displacement of side span of pier 7

圖6 7#墩千斤頂和測點布置示意Fig.6 Schematic diagram of jack and measuring point arrangement of pier 7

在中跨側開始頂升時，按每級800kN 加載，在加載至1600kN 過程中，百分表發(fā)生位移突變，判定向上頂滑轉動體的壓力在800kN 至1600kN之間，此時將千斤頂逐級卸載，壓力至零后梁體并未回落，實測數(shù)據(jù)見表4。

表4 7#墩中跨起頂荷載-位移關系Tab.4 The relationship between jacking load and displacement of midspan of pier 7

從式(3)可見，在兩側頂力相差最大時，計算的不平衡力矩最大，對應的偏心距也最大。因此，可按邊跨頂升力P1＝3200kN、中跨頂升力P2＝800kN、L1＝L2＝5.5m 估算不平衡力矩的最大值：

不平衡力矩：

轉體結構偏心距：

結果表明，7#墩轉體結構偏心距最大值為66mm，遠小于150mm 的限值，無需細分加載尋找精確偏心距，7#墩轉體結構無需配重。

3 結語

本文采用不平衡力矩法進行轉體梁稱重試驗，理論依據(jù)充分、可操作性強，結合粗分加載初判和細分加載精尋的快速稱重技術，可為轉動體快速估算偏心距和后續(xù)配重提供依據(jù)。

工程實踐表明，大明路橋稱重時間大大縮短，取得了良好的經濟和社會效益。