曲線大跨客專連續梁橋不平衡分析

王磊

【摘 要】本文以盤營客專跨溝海線（80+128+80）m曲線連續梁橋的轉體施工為工程實例，介紹了曲線轉體結構的重心布置方法，提出了利用球鉸應力評估法快速確定轉體結構的不平衡彎矩，并采用球鉸轉動法進行了稱重試驗研究，為橋梁轉體階段的施工提供了可靠的參數，確保了轉體施工的順利完成。

【關鍵詞】連續梁橋；球鉸應力；轉體；稱重試驗

近年來，伴隨著國民經濟的持續增長以及我國在基礎設施建設領域投資的不斷增加，我國高速鐵路及客運專線事業發展迅猛。這些新線路的修建難免會跨越一些運輸任務繁忙的既有線路，此時如果采用常規的施工方法進行施工勢必要中斷交通、影響車輛的正常通行，而且安全風險很大。在這種情況下橋梁轉體施工方法便發揮出其獨特的優勢，能夠產生顯著的社會、經濟效益。

1 工程概況

盤錦至營口客運專線盤錦特大橋124#～127#墩設計為（80+128+80）m現澆連續梁，其中124# ～125#墩跨林豐路、125#～126#墩跨既有溝海線和電廠專用線，與溝海線斜交角度167°10′ 、126# ～127#墩跨石油管廊。該梁平面位于半徑5500m的圓曲線上，縱面位于半徑25000m的豎曲線上，線路縱坡由3.072‰變為-12.7‰。為減少上部結構施工對鐵路行車安全的影響，該橋采用平衡轉體的施工方法。即先在鐵路一側澆筑梁體，然后通過轉體使主梁就位、調整梁體線形、封固球鉸轉動體系的上、下盤，最后澆筑合攏段，使全橋貫通。轉體段梁長126m，轉體重量12000t，轉體角度125#墩為12°23'、126#墩為12°10'，兩個T構同時轉體。根據現場實際情況，125#墩試轉角度為2°13′，126#墩試轉角度為2°，試轉后，兩段梁體均需轉動10°10′即可就位。

2 曲線轉體橋梁橫向不平衡的工程措施

采用轉體施工的曲線橋梁，在縱橋向及橫橋向均存在不平衡問題。對于橫向不平衡，常用的工程措施有：（1）調整主梁結構布置，（2）調整轉體結構的重心布置。方法一將箱梁曲線外側、內側腹板設計成不等厚結構（外側腹板加厚）， 并在轉體結構端部對曲線內側的箱室結構作切除處理，預留后澆帶， 目的使結構重心盡量位于線路中心線附近。方法二將轉體結構下盤向曲線內側偏移布置，使球鉸中心與轉體結構重心在一條鉛垂線上。本橋采用將轉體下盤向曲線內側偏移量為9.7cm，布置見圖1。轉體結構的橫向稱重試驗結果表明：此法有效的解決了曲線橋梁轉體結構的橫向不平衡問題，保證轉體結構的順利轉體。

3 利用球鉸下應力判定不平衡彎矩

拆架前，梁體不平衡重由支架承擔，不平衡力矩不影響球鉸處應力，此時，球鉸處應力可作為初始狀態。拆架后不平衡力矩由球鉸處承擔，球鉸處應力應變發生較大變化，根據各個工況應力應變和初始狀態比較，可以估算出各個施工工況下，梁體的平衡狀況。

下球鉸澆筑前安裝埋入式應變儀，豎向布置，外圍應變儀距離下球鉸中心1.7m，內側應變儀布置在縱向軸線方向，距離下球鉸中心0.335m，大小里程方向各一個。球鉸下應變計布置見圖2，應力實測差值見表1，因應變計125-1在施工中破壞，所以在表1中也未列出125-2的應力差值。

圖1 轉體結構布置 圖2 下球鉸應變位置布置

表1 球鉸處應力實測值

測試階段 儀器編號

125-3 125-4 125-5 125-6

拆架前后應力差值/ 4.98 0.13 0.09 0.97

配重平衡后應力差值/ 7.76 7.78 1.16 1.26

根據材料力學中彎矩與應力的關系，由實測應力變化值可計算出對應的彎矩。計算公式如下：

（1）

式（1）中： 為轉體結構不平衡彎矩， 為球鉸截面的慣性矩， 為應變計距球鉸中心的距離， 、 為應變計的實測應力差值。

根據拆架后得到的彎矩值，安裝了合攏吊架，并進行了配重。合攏吊架重300 ， 在125#墩小里程側梁端附近配置了600 的砂袋，砂袋重心距墩中心線約55 m，因此由配重產生的彎矩為16500 。相應的計算結果見表2。

表2 不平衡彎矩及偏心距計算結果

采用應變計 測試階段 不平衡彎矩

/kN*m 偏心距

/cm 測試階段 不平衡彎矩

/kN*m 偏心距

/cm

125-3、125-4 拆架前后 20670 17.2 配重平衡后 -85 -0.07

125-5、125-6 13440 11.2 1530 1.2

平均值 17050 14.2 720 0.6

4 轉體結構稱重試驗研究

對于轉體施工，因在施工支架完全拆除后以及在轉體過程中，轉動體的自平衡或配重平衡對施工過程的安全性和轉體順利實施起著至關重要的作用，為確保轉體的順利實施，應對轉體結構進行稱重，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，并完成配重。

4.1 測試原理

支架拆除后后，根據百分表讀數的變化情況，該橋的轉動球鉸摩阻力矩小于轉動不平衡力矩。當轉動體球鉸摩阻力矩大于轉動體不平衡力矩時，意味著支架拆除后，轉動體部分在自身的不平衡力矩作用下不能發生轉動。此時進行不平衡稱重試驗，分別從轉動體東、西側支點頂轉臺上盤，使轉動體在沿梁軸線的豎平面內發生逆時針、順時針方向微小轉動，記錄轉動過程中荷重傳感器示值和百分表讀數。

從東側頂梁時有：

（2）

從西側頂梁時有：

（3）

則：

， （4）

式中：

、 —梁體發生微小轉動時東側、西側支點支反力； -轉動體不平衡力矩； -轉動體球鉸摩阻力矩； 、 -梁體東、西側支點距轉動球鉸幾何中心的距離。

稱重試驗時，轉動體球鉸在沿梁軸線的豎平面內發生逆時針、順時針方向微小轉動，即微小角度的豎轉。摩阻力矩為摩擦面每個微面積上的摩擦力對球鉸中心豎轉法線的力矩之和。本橋球鉸夾角α=27.49代入相應的計算公式，得球鉸靜摩阻系數為：

（5）

偏心距為： 。

4.2 測試結果

由125#墩的頂力、位移實測數據繪制成的頂力-位移圖見圖3及圖4。

圖3 大里程側頂升時頂力-位移曲線 圖4 小里程側頂升時頂力-位移曲線

由圖3及圖4可知，縱向稱重試驗大里程側頂力臨界值 ，小里程側稱重試驗時頂力臨界值 。

故球鉸縱向摩阻力矩為：

轉動體縱向不平衡力矩為：

縱向偏心距為：

縱向滑動時球鉸靜摩阻系數為：

5 結 論

通過以上試驗研究，可得出的主要結論有：

（1）針對鐵路大跨曲線連續梁橋轉動中橫向不平衡的特殊性，通過轉體下盤向曲線內側偏移布置，有效解決了轉動中的橫向不平衡問題。

（2）通過球鉸轉動法不平衡稱重試驗得到了轉動體的摩阻系數，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。

（3）采用球鉸下應力評估法能較早的快速判斷轉動體的不平衡彎矩，初步確定配重量。

（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。

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