橋梁兩支點轉體施工技術的可行性研究

郭昭贏

（中鐵十一局集團第二工程有限公司 湖北十堰 442013）

1 工程概況

武漢市常青路主線高架橋CQ27-CQ29#墩處采用（95+105）m連續鋼箱梁橋跨越漢口火車站南咽喉岔區。為了減少高架橋施工對既有營業線的影響，采用轉體法施工。轉體主墩CQ28#墩下部結構為鉆孔樁基礎、分離式承臺，門式墩身和蓋梁，轉體球鉸安裝在蓋梁頂面中央位置［1］；上部結構為分幅變高度直腹板鋼箱梁，球鉸支點處梁高6.5 m，端部梁高3 m，直腹板梁高按二次拋物線變化，鋼箱梁單幅梁面寬25.5 m，底寬16.5 m，雙幅橋面總寬51 m，在球鉸支點處沿橋長方向9 m范圍左右幅鋼箱梁為整體橫梁設計，其余為分幅鋼箱梁，球鉸支點位于鋼橫梁中心。轉體部分全長135.2 m，其中跨漢口火車站長臂端梁長91.4 m，三環線側短臂端梁長43.8 m，轉體角度81°。

2 兩支點轉體系統

因受施工場地限制采取不對稱轉體［2］，球鉸支點兩端梁體重量差3 000 t。若采取短臂端配重的常規方案使梁體平衡，一方面3 000 t重的配重塊堆載在短臂端橋面，經計算此工況下鋼橫梁應力將超出可承受允許應力值，結構將會被破壞；另一方面因堆載面積有限，配重塊堆載高度將達到4 m，并且梁體在配重塊的作用下將產生下撓，在轉體過程中難以確保配重塊的穩定性。經研究并結合有限元分析計算，采用兩支點轉體方案：在短臂端配重2 644 t，同時在長臂端距離轉體球鉸中心23.6 m處設置轉體輔助前支撐，通過前支撐與配重共同作用，使轉體球鉸支點兩端達到平衡狀態；同時依靠前支撐上的動力系統帶動鋼箱梁水平轉體至設計位置，最后合龍。轉體系統主要由墩頂中心球鉸、輔助支撐軌道梁［3］（下部結構、軌道系統、滾輪小車、驅動系統、控制系統）和前支撐組成，如圖1～圖3所示。為論證該轉體方法的可行性，按橋梁實體尺寸的1／5制作鋼結構模型，通過收集模型轉體過程中相關參數來指導實體橋轉體施工。本文主要介紹極不對稱兩支點轉體系統模型試驗研究技術，重點在于模型的設計和轉體數據的監控與分析，從而論證極不對稱兩支點轉體系統施工技術的可行性。

圖1 轉體模型結構立面圖（單位：mm）

圖2 轉體模型平面圖（單位：mm）

圖3 兩點轉體系統立面圖（單位：mm）

3 模型設計

3.1 尺寸的選取

本試驗模型以等應力為原則，運用結構模型相似理論，按照長寬高比例為1∶5，即S1＝1／5，以等應力為原則［4］，設計制作了連續箱梁橋轉體結構試驗模型。該模型的相似關系如表1所示。鋼箱梁截面復雜，制作難度大，在保證模型截面面積、慣性矩滿足相似關系的前提下，對截面進行細部了微調。

表1 模型相似關系

3.2 材料的選取

模型設計材料采用與實橋相同的材料制造，鋼箱梁主體結構、軌道梁、前支撐和滾動小車均采用Q235級鋼板制造，球鉸支座及擴大基礎、軌道梁基礎均采用C40混凝土。

3.3 配重計算

3.3.1 結構配重

表2 轉體結構試驗段模型尺寸

3.3.2 平衡配重

輔助支墩設計時考慮最大受力為1 000 t，中心球鉸最大受力為9 000 t，現以64.24 t／m為原型理論配重，配重范圍為19.6 m，單幅理論實際配重64.2×19.6＝1 258.32 t。此時的輔助支承支反力只有776.7 t，球鉸承受反力為7 058.4 t。按照相似比，可以算出模型需要的理論配重值，即相應各支撐的支反力，單幅配重大小1 258.32／25＝50.33 t［5-7］。

4 試驗模型測點布置

4.1 橋梁線形測量

為了控制模型鋼箱梁施工的標高，為以后各節段高程控制提供觀察的基準點，擬在各節段頂面橫隔板的左中右三處設置水準控制點。同時在轉體過程中，通過自動采集系統監測轉體過程中傾角傳感器的信號變化，從而監控轉體過程中傾斜情況［8-10］。

4.2 橋梁應力監測

選擇結構受力最不利位置作為測試截面：沿橋長方向SF-F1、SF-S1和輔助支撐處共3個截面的應力和剪應力，同時在每個截面的頂底板各布設4個測點。左右兩幅鋼箱梁在SF節段為整體設計，鋼箱梁如同一個大橫梁立在中心球鉸上將左右兩幅連接起來，防止轉體過程中橋體發生翻轉，在球鉸兩側的橫梁底、頂板各布置2個測點［11-12］。

4.3 轉動系統受力監測

4.3.1 輔助支撐受力監測

八角楓水提液高劑量組有3只大鼠死亡，陽性組和八角楓水提液中劑量組各有1只大鼠造模失敗，其余大鼠均造模成功。造模后第7天，除空白組外的其余各組大鼠足部均出現綠豆大小的潰瘍，并逐漸結痂愈合；造模后第12天，除空白組外的其余各組大鼠足趾均皮膚發紅、發熱，輕度腫脹；造模后第14天，除空白組外的其余各組大鼠足底及踝關節均腫脹明顯，關節僵硬，活動量減少，飲食減少，毛發失去光澤，體質量增長較空白組緩慢，部分大鼠見稀便；造模后第21天，除空白組外的其余各組大鼠足底及踝關節腫脹程度均較模型組明顯減輕，活動及飲食量有所增加，體質量逐漸增加。

輔助支撐處的支反力是監控的重點，在轉體前及轉體的過程中，要時時監控輔助支撐的支反力，防止轉體過程中的某些因素導致支撐力增大，將支撐軌道梁壓壞，導致轉體困難。故采用應變計監控輔助支承受力，應變計共設4個，分別設在輔助支撐鋼管立柱外壁四周。

4.3.2 軌道梁受力監測

支撐軌道梁應力和位移監測。該軌道梁共有18跨，為制作方便，原來的普通鋼箱梁截面簡化為剛度相等的普通鋼板拼裝截面，測試截面選取關鍵的7個截面，每個截面有3個應力測點和2個位移測點。

5 模型試驗測試結果

5.1 轉體過程橋面傾角變化

模型橋布置了4個傾角傳感器（見圖4），固定放在左右兩幅中間翼緣板處，用于監測轉體過程中橋梁在順橋向和橫橋向的傾斜情況，實施監控轉體情況。

圖4 傾角測點布置及編號

轉體過程橋面傾斜變化測試結果見表3。由表3可見，轉動過程中橋面傾角在50%配重時E4處最大為-0.42°，100%配重時 E3處為0.3°，這種情況僅發生個別時刻突變（個別位置軌道頂面平整度不足），大多數情況橋面傾角變化范圍都在0.1°以內，轉動平穩。因此，實體橋時應注意軌道頂面平整。

表3 模型轉體過程中傾角變化值

5.2 轉體過程撓度變化

下撓測點在距離左右兩幅的長臂端1 m處，平均每2 min讀1次數，無配重工況下測量了18次，最后一次為轉動還原后的撓度變化；50%配重工況下共測量了17次，最后一次為轉動還原后的撓度變化；100%配重工況下共測量了17次，最后一次為轉動還原后的撓度變化。圖5～圖7為轉動過程中的長臂端撓度變化測試結果。

圖5 模型結構自重工況下轉動時的撓度變化

模型結構無配重情況下順轉時長臂端度最大變化2.2 cm，回到位后左右兩幅撓度與順轉前相比最大變化為0.5 cm；50%配重順轉時長臂端度最大變化2.5 cm，回到位后左右兩幅撓度與順轉前相比最大變化為0.9 cm；100%配重順轉時長臂端度最大變化3.6 cm，回到位后左右兩幅撓度與順轉前相比最大變化為0.4 cm。從這些結果可以得出，轉體過程中長臂端度變化較小，且回轉到位后變化也較小，說明轉動平穩。

圖6 50%配重工況下轉動時的撓度變化

圖7 100%配重工況下轉動時的傾角變化

5.3 轉動過程應力變化

表4 模型轉體過程中各應力變化

5.4 輔助支撐反力變化

本實驗模型的反力測試不采用常規的方法，采用新的測量方法——應力測量法。整個轉動過程中通過應變片的變化來預測支反力的變化。根據測量數據整理分析如表5所示。從表5可知，模型轉動過程中前支撐反力在50%配重和100%配重情況下最大變化量為2.7 t，相對變化率最大為9%，轉動比較平穩。模型結果與理論相吻合。

表5 模型轉體過程中前支撐反力變化

6 模型試驗結論

從本次模型試驗測試結果，可以得到如下結論：

（1）模型的撓度測試結果與理論結果比較吻合，長臂端最大撓度12.50 cm，略大于理論值10.80 cm。實橋施工階段應注意控制前支撐豎向位移對長臂端撓度影響，建議適當提高前支撐處梁底標高。模型轉動過程中長臂端度撓度最大變化3.6 cm，回轉到位后撓度與順轉前相比最大變化為0.4 cm，說明轉體系統轉動平穩。

（2）模型箱梁應力最大為142.35 MPa，理論分析結果為162.82 MPa，平均相對誤差8%，絕大多數測點應力誤差在10%以下，試驗結果和理論吻合較好。模型轉動過程中箱梁最大應力變化8.4 MPa，相對變化率8%；軌道梁最大應力變化5.8 MPa，相對變化率9%。

（3）箱梁橫梁處最大應力為194.13 MPa，理論為180.72 MPa，平均誤差為9%。

（4）軌道梁撓度最大為0.42mm，理論值0.42mm，平均偏差為8%；測量應力最大為61.4 MPa，理論分析最大為62.0 MPa，平均偏差8%。除了少數點誤差較大外，絕大多數點誤差均在允許范圍內，整體試驗與理論吻合較好。

（5）轉體模型前支腿反力最大偏差為8%，與理論吻合較好。

（6）模型轉動過程中橋面傾角變化在100%配重時為0.3°，這種情況僅發生個別位置（個別軌道梁接縫處），大多數情況橋面傾角變化范圍都在0.1°內。因此，實體橋時應注意軌道梁頂小車走行面平整度控制。

（7）模型轉動過程中前支撐反力在50%配重和100%配重情況下相對變化率最大為7%，轉動比較平穩。

綜上所述，該轉體模型轉動過程中各監測參數與理論吻合較好，轉體系統轉動平穩，既可順轉也可回轉，驗證了兩支點轉體系統的可行性。建議：適當提高前支撐處梁底標高，嚴格控制軌道梁軌道面的平整度，應考慮滾動小車滾輪曲線行走時內外半徑變化。