客專大跨度連續梁轉體施工平衡稱重分析

蔡軍田

（中鐵九局集團第七工程有限公司，遼寧沈陽 110044）

1 工程概況

盤錦至營口客運專線盤錦特大橋跨溝海鐵路80 m＋128 m＋80 m轉體連續梁，上部結構為單箱單室現澆預應力混凝土連續梁。箱梁頂寬12 m，底寬7 m，中支點處梁高9.6 m，跨中9 m直線段及邊跨21.95 m直線段梁高為5.6 m，梁底下緣按二次拋物線變化。腹板厚64～110 cm，底板厚度為52～120 cm，頂板厚度45～65 cm。橋墩基礎為鉆孔樁基礎：樁基直徑為1.5 m；邊墩承臺為二層結構，一層承臺為矩形，尺寸為14.6 m×14.6 m×3 m；加臺為矩形，尺寸為11 m×8.4 m×2.5 m。中墩承臺為三層結構，一層承臺為八邊形，高5 m，各邊尺寸依次為 9.1 m、9.5 m、9.1 m、8.7 m、9.1 m、9.5 m、9.1 m、8.7 m；二層承臺為六邊形，高3.7 m，各尺寸依次為 7.7 m、7.4 m、7.4 m、7.7 m、7.4 m、7.4 m；三層承臺為中間高邊緣底的六邊形，中間高1.3 m，邊緣高0.8 m，各邊尺寸依次為9.24 m、4.4 m、4.4 m、9.24 m、4.4 m、4.4 m。盤錦128 m連續梁（主墩號125#、126#）采用平轉法轉體施工，轉體段梁長126 m，梁平面位于半徑5 500 m的圓曲線上；，轉體角度125#墩為 12°23＇、126#墩為 11°28＇；轉體重量12 000 t；球鉸轉動面為下球缺（凹面）與上球缺（凸面）凸凹面對接形成，其中，球鉸球徑8 m，球缺弧角27.48°，下球鉸凹面鑲嵌四氟乙烯片，上下球鉸間填充黃油四氟粉。

2 平衡稱重目的

為保證橋梁整體拆架過程中轉動體平衡安全，轉體過程的順利進行。必須在轉體之前進行不平衡分析以及不平衡力矩稱重試驗，測試轉動體的摩阻力矩、靜摩擦系數、不平衡力矩和偏心距，進行橋梁轉體配重，實現橋梁安全平衡順利轉體合攏。橋梁轉動體系必須具備轉動性強和平穩性高。對于轉動梁體而言，由于球鉸體系的制作安裝誤差、梁體質量分布差異(鋸齒塊不完全對稱，平、豎曲線的影響)、預應力張拉程度等均會導致橋墩兩側懸臂梁段剛度不同、質量分布不同，從而產生不平衡力矩。轉體施工的關鍵構件就是承載整個轉動體重量的轉動球鉸，而轉動球鉸摩擦系數的大小直接影響著轉體時所需牽引力矩的大小。

對于轉體施工，轉動體系需要易于轉動和轉動平穩兩個基本條件。轉體結構的整個重量是由轉動球鉸來支撐，因此球鉸的轉動面摩擦系數就直接影響轉動牽引力；另外，球鉸轉動面為上下球缺凸凹面對接形成，那么下球缺（凹面）對上球缺（凸面）的支撐力所提供的自平衡對整個轉體過程中的安全平穩起著至關重要作用。實際施工中，由于混凝土超方量、施工臨時荷載、風荷載、環境溫度的不確定性及安裝誤差等，轉動時達不到理想狀態，球鉸受力會產生一定的偏心；轉動面涂抹黃油四氟粉由于其蠕動性影響，摩擦系數在不同重量下不同。那么轉體前，通過稱重試驗和理論計算，來量化該部分（摩擦系數與偏心等）參數，為轉體過程中設備的選擇、技術處理措施和安全性能評估提供依據就尤為重要。

3 平衡稱重分析方法

3.1 球鉸轉動法

球鉸轉動測試不平衡力矩是通過測試剛體位移突變的方法進行的。該法受力明確，而且只考慮剛體作用，不涉及撓度等影響因素較多的參數，結果比較準確。

3.2 基本原理

當脫架完成后，整個梁體的平衡表現為兩種形式之一。

（1）轉動體球鉸摩阻力矩（MZ）小于轉動體不平衡力矩（MG）。此時，梁體發生繞球鉸的剛體轉動，直到撐腳參與工作，體系的平衡由球鉸摩阻力矩、轉動體不平衡力矩和撐腳對球心的力矩所保持。轉動體球鉸摩阻力矩小于轉動體不平衡力矩時稱重試驗示意見圖1。

圖1 轉動體球鉸摩阻力矩小于轉動體不平衡力矩時稱重試驗示意圖

（2）轉動體球鉸摩阻力矩（MZ）大于轉動體不平衡力矩（MG）。此時，梁體不發生繞球鉸的剛體轉動，體系的平衡由球鉸摩阻力矩和轉動體不平衡力矩所保持。轉動體球鉸摩阻力矩小于轉動體不平衡力矩時稱重試驗示意見圖2。

圖2 轉動體球鉸摩阻力矩大于轉動體不平衡力矩時稱重試驗示意圖

轉動體球鉸靜摩擦系數的計算：

3.3 測點布置及測點數據

試轉前，需進行稱重平衡試驗，測試轉體部分的不平衡力矩、偏心矩、摩阻力矩及摩擦系數等參數，實現橋梁轉體的配重要求。在上轉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到動摩擦狀態的臨界值

根據該狀態的測試方法，在兩幅梁的承臺底面布置的千斤頂和位移傳感器見圖3，實施兩幅梁的不平衡力矩測試。125#墩不平衡稱重由于中跨合攏吊架、鋸齒塊不完全對稱等因素影響，預先在小里程梁端配重55 t后進行試驗。

圖3 稱重設備平面及立面布置圖

3.4 數據分析及處理

由頂力、位移實測數據繪制頂力-位移曲線見圖4～圖7。

圖4 125#大里程側頂升時頂力-位移曲線

圖5 125#小里程側頂升時頂力-位移曲線

圖6 126#大里程側頂升時頂力-位移曲線

圖7 126#小里程側頂升時頂力-位移曲線

球鉸轉動法縱向稱重試驗數據分析：

從圖4、圖5可以看出：125#大里程側頂力臨界值P1為5 000 kN，小里程側頂力臨界值P2為5 950 kN；所以，球鉸縱向摩阻力矩：MZ=24 090（kN·m），轉動體縱向不平衡力：MG=2 090（kN·m），縱向偏心距e=MG/N=1.7×10-2m，縱向滑動時球鉸靜摩阻系μ=MZ/0.944NR=0.027。

從圖6、圖7可以看出：126#大里程側頂力臨界值P1為6 000 kN，小里程側頂力臨界值P2為5 880 kN；所以，球鉸縱向摩阻力矩：MZ=26 136（kN·m），轉動體縱向不平衡力 ：MG=264（kN·m），縱向偏心距e=MG/N=2.2×10-3m，縱向滑動時球鉸靜摩阻系μ=MZ/0.944NR=0.029。

4 結論

（1）球鉸轉動法能夠獲得較多的力學參數，如不平衡力矩、摩阻力矩以及摩擦系數等。為轉動時牽引力的計算提供了基本參數。其值遠小于規范規定值，充分證明了球鉸加工的精確度及安裝質量的可靠性。

（2）采用球鉸轉動法對轉動體的不平衡力矩進行的理論分析與實驗測試，結果表明：球鉸轉動法所獲得的力學參數結果可靠。

（3）利用球鉸轉動法進行稱重實驗時，可以在稱重實驗的同時，進行配重，可快速達到梁體平衡。

（4）通過平衡稱重與配重，使撐腳轉動時一直處于懸空狀態，保證了平衡轉體的順利進行，有效減小了轉動中的牽引力。

[1]薛軍,任文祥.T形剛構大縱坡彎斜箱梁橋水平轉體施工技術[J].鐵道標準設計,2005(8):33-37.

[2]翟鵬程.轉體梁施工中的不平衡問題及風致振動研究[D].北京:北京交通大學,2008.

[3]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..

[4]周廣偉,黃龍華.橋梁轉體施工技術[J].華東公路,2007(6):8-10.

[5]陳英杰.橋梁轉體施工技術研究與應用[J].中國市政工程,2006(4):28-29.