米 強

(中鐵二十二局集團第一工程有限公司，黑龍江 哈爾濱 150000)

1 工程概況

哈爾濱市哈西大街通工程跨線橋與鐵路相交里程為王孫下行線K4+425.76 m，交角為80.4°，共需跨越48條既有線。施工期間臨時遷移后鐵路線路與橋墩最小凈距6.99 m，鐵路站場恢復(fù)后正常使用期間鐵路線路與橋墩最小凈距9.54 m。施工期間對鐵路站場內(nèi)H-1線、H-2線臨時停用，I-25線進行臨時遷移過渡，對V'-16線及輛-18線臨時停用。

跨鐵路主橋方案為雙塔雙索面斜拉橋，跨徑布置為(118+198+118)m，位于直線上，邊主跨比0.6∶ 1。由于場站鐵路線路布置的限制，邊跨較常規(guī)斜拉橋要大(一般為0.45～0.5∶ 1)。主橋采用半飄浮結(jié)構(gòu)支承體系，塔和過渡墩處均設(shè)置縱向活動支座。

2 工程特點

受場地施工環(huán)境限制，主橋采用轉(zhuǎn)體施工，轉(zhuǎn)體最大重量約29 500 t。9#塔主梁轉(zhuǎn)體段長度為(97+101)m，10#塔主梁轉(zhuǎn)體段長度為(90+107)m，其中10#墩主梁中跨配重區(qū)域43 m，每延米31.4 t，理論不平衡重達1 350 t。且10#墩邊跨側(cè)，因其接觸網(wǎng)遷改等原因?qū)е略O(shè)計橋位下方接觸網(wǎng)橫聯(lián)與斜拉橋主梁底面距離過近，與設(shè)計位置梁底面距離約151 mm，若轉(zhuǎn)體過程中對橋梁姿態(tài)不能采取穩(wěn)定有效的控制措施極易發(fā)生干涉碰撞，影響線路運營。

轉(zhuǎn)體前解除臨時固結(jié)后，整個橋塔和主梁的重量全部由球鉸承擔(dān)，球鉸必須具備足夠的強度和剛度。同時，轉(zhuǎn)動體應(yīng)易于轉(zhuǎn)動和控制，轉(zhuǎn)動過程平穩(wěn)，因此轉(zhuǎn)動體自身應(yīng)處于平衡狀態(tài)，且重心位置不能偏差較大，以免導(dǎo)致轉(zhuǎn)動球鉸摩擦系數(shù)過大而增大牽引難度。

因此轉(zhuǎn)體前準(zhǔn)確稱重，了解轉(zhuǎn)動體平衡狀態(tài)，通過偏心距確定是否配重及配重方案，通過摩擦系數(shù)確定牽引力及牽引系統(tǒng)動力安全系數(shù)，對能否順利轉(zhuǎn)體至關(guān)重要。

3 試驗儀器選擇

本次試驗儀器包括數(shù)據(jù)采集的位移傳感器，靜載控制系統(tǒng)，輔助測量工具鋼卷尺、皮尺以及數(shù)據(jù)分析的測試分析軟件。為了保證測試結(jié)果的精度，選擇位移傳感器量程為0～50 mm，分辨率0.01 mm/0.000 5″，誤差±0.03 mm；控載系統(tǒng)測量力0～70 MPa，誤差≤0.1 MPa進行測試。

4 稱重方法的確定

在轉(zhuǎn)動體系所有約束解除后，測量轉(zhuǎn)動體系的位移變化情況并觀察撐腳是否落地，初步判斷摩阻力矩與不平衡力矩的關(guān)系，再決定頂升方法。頂推力對應(yīng)球鉸磨心力臂長度L為8 m。

(1)摩阻力矩Mz>轉(zhuǎn)動不平衡力矩Mg時力矩

Mg=(P2L2-P1L1)/2

(1)

Mz=(P2L2+P1L1)/2

(2)

式中：P1、P2分別為沿縱軸線對稱兩側(cè)頂推力大小，L1、L2為頂推力對應(yīng)球鉸磨心力臂長度。

(2)摩阻力矩Mz<轉(zhuǎn)動不平衡力矩Mg時力矩

當(dāng)Mz

Mg=(P2L+PL)/2

(3)

Mz=(P2L-PL)/2

(4)

式中：P2為千斤頂頂推過程中使球鉸產(chǎn)生微小轉(zhuǎn)動瞬間的頂力，P為千斤頂回落過程中球鉸產(chǎn)生瞬時轉(zhuǎn)動的頂力，L為頂推過程固定力臂長度。

通過公式推導(dǎo)最終得到磨心鉸靜摩擦系數(shù)

μ=Mz/(R×G)

(5)

轉(zhuǎn)動體偏心距：

e=Mg/G

(6)

式中：R為球鉸球面半徑，哈西大橋下球鉸球面半徑為9 m；G為轉(zhuǎn)體總重量，9#墩和10#墩均為280 000 kN。

5 稱重數(shù)據(jù)分析

5.1 9#墩稱重結(jié)果分析

9#墩梁體采用絕對平衡配重方案，該配重方案中轉(zhuǎn)體橋的重心線通過球鉸豎軸線，無偏心，啟動所需牽引力相對較小。但由于轉(zhuǎn)動體為一點支承，在轉(zhuǎn)動過程中容易導(dǎo)致轉(zhuǎn)動體在豎平面內(nèi)的晃動。因此應(yīng)盡量減小撐腳與滑道間的間隙，可在撐腳與滑道鋼板間填塞一定厚度的四氟滑板。

試驗通過高精度控載系統(tǒng)逐級平穩(wěn)加載，測試分析軟件實時同步記錄轉(zhuǎn)動體位移變化，9#墩中跨側(cè)頂升力-位移變化分析如圖1所示，邊跨側(cè)頂升力-位移變化分析如圖2所示。

圖1 頂升力-位移變化分析圖(中跨側(cè))

圖2 頂升力-位移變化分析圖(邊跨側(cè))

圖中豎向位移值正號為上升，負(fù)號為下降。由圖1及圖2可看出：9#墩中跨頂升過程中突變值P2值為4 200 kN，邊跨頂升過程中突變值P1值為1 700 kN。

根據(jù)稱重結(jié)果結(jié)合現(xiàn)場實際情況，9#墩因其逆時針平轉(zhuǎn)區(qū)域無任何障礙物，采用平衡轉(zhuǎn)體的方式直接平轉(zhuǎn)合龍。采用梁體平衡配重方案，偏心距一般控制在0～5 cm。依據(jù)稱重試驗結(jié)果計算得到不平衡力矩Mg為10 000 kN·m，摩阻力矩Mz為23 600 kN·m，摩擦系數(shù)u為0.94%，偏心距e約為0.036 m(偏向于中跨側(cè))，滿足規(guī)范要求，故不進行配重。

5.2 10#墩稱重結(jié)果分析

經(jīng)測量接觸網(wǎng)與設(shè)計位置梁底面最近處高差約151 mm，平面位置距塔中90.63 m。通過確認(rèn)，球鉸及附屬設(shè)施安裝時，撐腳下方與滑道板間預(yù)留了30 mm間隙?？赏ㄟ^稱配重將橋梁重心偏向無橫聯(lián)影響側(cè)，使該側(cè)撐腳落于滑道上，與滑道間墊10 mm四氟板，這樣小里程側(cè)撐腳位置下降20 mm，初步估算有影響接觸網(wǎng)橫聯(lián)對應(yīng)梁長90 m位置抬高約252 mm，梁底面距接觸網(wǎng)橫聯(lián)頂面距離403 mm。以上理論數(shù)據(jù)未計拆除上轉(zhuǎn)盤支架及砂箱后上轉(zhuǎn)盤下沉量。撐腳與滑道間隙、梁底與接觸網(wǎng)橫梁凈距應(yīng)以轉(zhuǎn)體前實際測量數(shù)據(jù)為準(zhǔn)。上轉(zhuǎn)盤下沉量對球鉸豎向轉(zhuǎn)動角度的影響可采取選用更薄規(guī)格的聚四氟乙烯墊板的方式消除。

針對10#墩邊跨主梁旋轉(zhuǎn)區(qū)域梁底距離接觸網(wǎng)過近情況，10#墩采用不平衡轉(zhuǎn)體方案，通過配重使10#墩小里程側(cè)撐腳著地，大里程側(cè)主梁翹起，以增大梁體底面與接觸網(wǎng)橫梁空間。球鉸與2組撐腳支撐形成穩(wěn)定的3點支撐，轉(zhuǎn)體過程中橋梁姿態(tài)除水平旋轉(zhuǎn)外始終保持穩(wěn)定狀態(tài)，平轉(zhuǎn)到位后合龍。

試驗通過高精度控載系統(tǒng)逐級平穩(wěn)加載，測試分析軟件實時同步記錄轉(zhuǎn)動體位移變化，10#墩中跨側(cè)(加載)頂升力-位移變化分析如圖3所示，中跨側(cè)(卸載)頂升力-位移變化分析如圖4所示。

圖3 頂升力-位移變化分析圖(中跨側(cè))

圖4 頂升力-位移變化分析圖(中跨側(cè))

由圖3和圖4可看出：頂升過程中跨側(cè)突變值P2值為3 400 kN，卸載過程中跨側(cè)突變值P值為150 kN。

根據(jù)以上稱重結(jié)果結(jié)合現(xiàn)場實際情況，10#墩采用梁體縱向傾斜配重方案。偏心距一般控制在5～15 cm。根據(jù)以上稱重結(jié)果計算出不平衡力矩Mg為14 200 kN·m，摩阻力矩Mz為13 00 0 kN·m，摩擦系數(shù)u為0.52%。本橋擬在中跨距離橋梁中心線80 m處配重20 t，配重后體系根據(jù)以下公式可計算得到新的偏心距約為0.108 m(偏向于中跨側(cè))。

(7)

式中：e′為配重后偏心距。

6 結(jié) 語

對非對稱轉(zhuǎn)體斜拉橋稱重技術(shù)進行研究，現(xiàn)場試驗過程正常，得到的頂升力-位移曲線特征突出，基本測試出轉(zhuǎn)體梁各項參數(shù)，結(jié)合施工現(xiàn)場實際情況，采集數(shù)據(jù)計算的球鉸摩擦系數(shù)較小，稱重配重均滿足《橋梁水平轉(zhuǎn)體法施工技術(shù)規(guī)程》DG/TJ 08-2220—2016、《公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范》JTG/T 3650—2020的要求，試驗為后續(xù)主梁順利轉(zhuǎn)體的實施提供了可靠的保證。