哈大客運專線運糧河特大橋連續梁轉體施工設計

蓋小紅

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司橋隧處，西安 710043)

1 概述

哈大客運專線運糧河特大橋838～839號墩在DK913+321.63處上跨既有哈大線［1］，跨線段橋梁上部結構為(60+100+60)m現澆預應力混凝土連續梁，下部結構為圓端形橋墩，鉆孔樁基礎。既有哈大線為Ⅰ級雙線電氣化鐵路，哈大客運專線與既有哈大鐵路兩線夾角為24°。主橋平面布置見圖1。

圖1 轉體部分主橋平面布置(單位:cm)

本橋若采用掛籃懸臂跨線現澆施工，因兩線夾角小，凈空受限，勢必加大擋護與防護工程量，且與既有線行車運營干擾大，施工工期長。鑒于上述因素，設計采用平行于既有哈大鐵路掛籃懸臂澆筑連續梁0號～13號塊，然后平轉法進行轉體施工并合龍。轉體立面布置見圖2。

圖2 轉體部分主橋立面(單位:m)

2 主要構件構造及設備規格

2.1 轉動體系的構成

平轉法轉動體系主要由轉動系統、頂推牽引系統和平衡系統3大部分構成［6］。轉動系統由上轉盤、下轉盤和轉動球鉸構成，通過上轉盤相對于下轉盤轉動，達到轉體目的;頂推牽引系統由牽引設備、牽引反力支座、頂推反力支座構成;平衡系統由球鉸、上轉盤、大噸位千斤頂及梁頂懸臂端放置的2 m3的備用水箱構成。轉動體系立面布置見圖3，下轉盤平面布置見圖4。

圖3 轉動體系立面布置(單位:cm)

圖4 轉動體系下轉盤平面布置(單位:cm)

2.2 轉動系統設計

轉動系統為球鉸支承與撐腳支承相結合，轉體結構處于平衡狀態為球鉸支承，發生傾斜時為球鉸與撐腳共同支承。球鉸選用725所設計生產的73 000 kN轉體球鉸，球鉸平面直徑D=3.0 m，設計最大靜摩擦系數為0.1，最大動靜摩擦系數為0.06。球鉸分為2部分，上球鉸鑲嵌于上轉盤磨心圓弧部分，磨心直徑φ=3.8 m。下球鉸嵌于下轉盤內，通過型鋼托架與下轉盤固定。

2.3 平衡系統設計

在上轉盤上沿φ6.6 m的圓周設置8對φ0.7 m的鋼管混凝土圓形撐腳，鋼管壁厚5 mm，管內充填C40纖維混凝土。

環形滑道由2部分組成，表層為厚5 mm的四氟板，下面為厚5 mm的不銹鋼板。四氟板通過環氧樹膠粘貼于不銹鋼板上，不銹鋼鋼板鑲嵌于下轉盤打磨好的環形滑道槽內，滑道槽表面平整度及高程誤差控制在1.0 mm以內。撐腳與滑道空隙為10 mm。在轉體過程中，當轉體發生傾斜，撐腳支承于滑道上，與球鉸構成多點支承。

為了防止轉體施工過程中發生意外豎向塌落，保證安全轉體，在下轉盤上沿滑道兩側各設置了8個助推反力支座，助推反力支座沿圓周方向夾角為12°，徑向厚度40cm。平衡轉體時助推反力支座為助推千斤頂提供支反力，當轉體發生豎向塌落時，助推反力支座進一步起到支撐轉體結構的作用。

2.4 牽引系統設計

成功轉體的關鍵是轉體啟動時能否克服球鉸的靜摩擦力，轉動過程中能否克服球鉸的動摩擦力。基于此牽引設備由2臺ZLD100型連續千斤頂及兩臺YCW100型備用助推千斤頂組成。助推千斤頂主要用于克服靜動摩擦力的差值，以保證連續千斤頂均勻加力。同時助推千斤頂還起調整轉體運行姿態的作用。

3 轉體結構受力分析及計算

3.1 空間計算模型

連續梁梁體、墩身及上、下盤按梁單元對結構進行離散。樁基按等剛度彈簧模擬進行彈性支承約束。空間計算采用Midas程序計算。

3.2 結構不平衡荷載

3.2.1 梁部施工誤差荷載

梁部考慮2.5%的施工誤差導致結構自重失衡，由梁部懸臂對稱中心位置起一側梁部自重按設計理論重力增加2.5%，另一側重力減少2.5%。通過調整懸臂現澆梁段的材料容重γ值來實現施工誤差導致結構不平衡荷載的加載。

3.2.2 風荷載

風壓強度計算公式［3］采用

式中 W——風荷載強度;

W0——基本風壓值，取 W0=750 Pa;

K1——風載體形系數;

K2——風壓高度變化系數;

K3——地形、地理條件系數。

懸臂一側按風壓強度的50%加載，另一側按100%加載。

3.3 球鉸處內力計算成果

838號墩磨心處內力計算成果見表1。

表1 838號墩磨心處內力計算成果

3.4 球鉸計算

3.4.1 球鉸豎向承載力計算

工況1:轉體處于平衡時，結構豎向力全部由球鉸承擔，N球=N=61 400.8 kN。

工況2:轉體傾斜時，結構豎向力由球鉸與撐腳共同承擔，N球=N－N2=N－M/R=61 400.8－25 924.6/3.3=53 544.9 kN，式中，R為撐腳距球鉸中心的半徑。由上知工況1控制球鉸豎向承載力。考慮15%的安全儲備，球鉸的豎向承載力按73 000 kN選擇型號。

3.4.2 球鉸的設計直徑

式中 D——球鉸平面直徑;

N——球鉸的設計豎向承載力;

K——球鉸接觸面積折減系數，取0.65;

［σa］——球鉸下混凝土的標準抗壓強度。

經計算D=2.35 m，設計取3 m。

根據上述計算分析結果，球鉸選用725所設計生產的73 000 kN轉體球鉸，球鉸平面直徑3 m，設計最大靜摩擦系數為0.1，最大動靜摩擦系數為0.06。

3.5 上轉盤計算

上轉盤力學模型簡化為跨中鉸支承，端部撐腳支承的簡支外伸梁見圖5，按鋼筋混凝土構件進行截面設計，這里不再詳述。

圖5 上轉盤力學模型計算圖式(單位:cm)

由表1知，主+縱向風力組合時所產生的不平衡彎矩最大，即 M=G×e=25 924.6 kN，當 G=61 400.8 kN時 e=0.42，N2=25 924.6/3.3 =7 855.9 kN(雙肢撐腳豎向壓力)。上轉盤控制截面最大彎矩 M上=7 855.9×(3.3－0.42)=22 625.0 kN·m。上轉盤截面尺寸為8 m×9.6 m，底面水平雙向各布置66根φ28 mm的鋼筋，鋼筋間距為12 cm左右，計算求得混凝土σh=3.2 MPa，受拉鋼筋重心處應力σg=161.1 MPa，裂縫寬度ωf=0.177 mm，均滿足要求。

3.6 牽引系統計算及設備選型

3.6.1 牽引力及助推力計算分析

工況1:轉體處于平衡狀態，當施加的外力偶矩大于球鉸處摩擦力產生的阻力力矩時，轉體發生轉動。轉體啟動及轉動時，阻力矩分別由靜摩擦力及動摩擦力產生。為使連續千斤頂加力均勻可控，轉體做勻速轉動，避免轉體劇烈振動，動摩擦力矩由連續千斤頂克服，靜摩擦力矩與動摩擦力矩的差值由助推千斤頂克服。

牽引力計算

助推力計算

工況2:轉體失去平衡，撐腳與滑道接觸時，阻力矩由球鉸動摩擦力矩及撐腳摩擦力矩組成。

牽引力計算

助推力計算

式中，T1為牽引力;D為牽引力偶臂;G為球鉸處豎向壓力;M1為球鉸處動摩擦力產生的阻力矩;M2為撐腳處動摩擦力產生的阻力矩;f1為球鉸處動摩擦系數;f2為滑道處動摩擦系數;T2為助推頂力;Mj1為球鉸處靜摩擦力產生的阻力矩;Mj2為撐腳處靜摩擦力產生的阻力矩;fj1為球鉸處靜摩擦系數;fj2為滑道處靜摩擦系數;R1為撐腳中心線至轉動中心的距離。

計算成果及牽引設備選用型號見表2。

表2 838號墩計算成果及牽引設備選用型號

3.6.2 慣性制動距離計算

為使轉體準確就位，轉體停止施加外部牽引力時，由于其自身慣性將繼續滑動一段距離后才靜止，此距離稱慣性制動距離。準確計算出慣性制動距離，將有助于轉體平穩一次就位。計算原理將轉體簡化為一個重G的剛體沿球鉸半徑2/3的圓周轉動，當轉體由動變靜時，根據能量守恒原理，摩擦力所做的功應等于轉體由動變靜的動能。

工況1:轉體處于平衡時

連續梁懸臂梁端設計線速度V1=1.1 m/min，梁端至轉動中心的半徑為R=49 m，球鉸半徑r=1.5 m，球鉸2/3處的線速度V2=1.1/49×(2/3×1.5)=0.022 4 m/min，則轉體的動能

設止動所需的轉角為α，則摩擦力所做的功為

則慣性制動距離L=Rα=49×0.004 2=0.2 m

在止動階段，當連續梁梁端與所要轉位的實際位置相差0.2 m時應停止外力牽引，利用慣性就位。

工況2:轉體失去平衡時，則摩擦力所做的功為球鉸與撐腳摩擦力所做功的和。經計算其慣性制動距離為0.15 m。

4 結語

連續梁轉體施工能很好地解決梁體施工與所跨建筑物運營干擾的問題［4］，有效地縮短了橋梁施工工期，減少了對既有建筑物的防護工程。連續梁轉體設計中應貫徹安全第一，防患措施全面的設計思想。

［1］中鐵第一勘察設計院集團有限公司.運糧河特大橋838～839號墩轉體部分橋設計［Z］.西安:中鐵第一勘察設計院集團有限公司，2009.

［2］中華人民共和國鐵道部.TB10002.3—2005 鐵路橋涵鋼筋混凝土和預應力混凝土結構設計規范［S］.北京:中國鐵道出版社，2005.

［3］中華人民共和國鐵道部.TB10002.1—2005 鐵路橋涵設計基本規范［S］.北京:中國鐵道出版社，2005.

［4］胡素敏.轉體施工方法及發展應用［J］.交通世界，2008(1):129-130.

［5］杜越.預應力鋼筋混凝土連續箱梁平面轉體施工技術［J］.建筑技術與應用，2006(6):28-30.

［6］余常俊.客運專線上跨既有繁忙干線鐵路連續粱水平轉體法施工關鍵技術［J］.鐵道標準設計，2009(12):46-51.

［7］李拉普.跨線連續箱梁橋平面轉體施工技術［J］.鐵道標準設計，2009(8):55-57.

［8］王東輝.宜萬鐵路宜昌長江大橋鋼管拱轉體施工設計［J］.鐵道標準設計，2009(6):31-35.

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