保定市樂凱大街斜拉橋轉體施工監控技術

汪志斌 陳永宏 張文學 方蓉

（1.北京工業大學建筑工程學院，北京 100124；2.中建交通建設集團有限公司，北京 100142）

立體交叉工程施工影響既有線下道路通行的問題越來越突出。為降低其影響，通過多年探討實踐提出了橋梁平轉設計施工技術［1］。橋梁平轉技術具有施工方便快捷、安全可靠等優點，因此近些年在我國得到了迅速發展，橋梁轉體重量也由早期的幾千噸發展到上萬噸，乃至數萬噸；跨度也由幾十米發展到了幾百米［2］。隨著橋梁轉體重量的增大、跨度的增加，給轉體施工橋梁球鉸制造、安裝和轉體施工監控及不平衡稱重技術提出了新的挑戰［3-7］。

為此，本文以保定市樂凱大街南延工程轉體橋為例，提出了多點聯合稱重技術，并對試轉及轉體過程監控等進行了分析總結，可為同類工程設計、施工提供參考。

1 橋梁概況

樂凱大街南延線與京廣線保定南站鐵路相交，本項目轉體斜拉橋為跨越京廣線保定南站而設。主橋橋型為（145+240+110）m 子母塔單索面預應力混凝土斜拉橋，全長495 m，采用母塔與子塔雙轉體施工。母塔轉體懸臂長（128.6+135）m，轉體質量Wm=45 600 t，球鉸平面直徑Dm=6 480 mm，球鉸曲率半徑Rm=33 m，轉臺直徑dm=19 m，逆時針轉體52.4°。子塔轉體懸臂長2×102 m，轉體質量Wz=34 600 t，球鉸平面直徑Dz=5 880 mm，球鉸曲率半徑Rz=28 m，轉臺直徑dz=14.5 m，逆時針轉體67.4°。主橋立面示意如圖1。

圖1 橋型布置（單位：cm）

2 不平衡稱重及配重關鍵技術

2.1 不平衡稱重方案

該橋不僅轉體重量世界第一，而且采取制造運輸均較方便的大直徑球面平鉸，屬國際首例；球鉸球面曲率半徑分別為R母塔=33 m，R子塔=28 m，也為目前世界最大曲率半徑球鉸。初步按靜摩擦因數u=0.03，計算得主塔稱重頂起力約6 500 t，子塔稱重頂起力約5 300 t。這使得只在上下轉盤間設置千斤頂進行稱重很難實現。為此，在確保結構受力安全的前提下提出多點聯合稱重技術，即在梁端和上下轉盤位置同時施加頂起力進行稱重。根據計算可知，在梁端施加200 t 頂起力可保證結構處于安全狀態。在每側梁端布置2個頂起力施加點，布置2臺200 t千斤頂；在上下轉盤之間滑道位置布置7 臺600 t 千斤頂，1 臺作為備用。每臺千斤頂實際頂起力按設計值的80%計算，則6 臺600 t 千斤頂實際施加頂起力N6=2 880 t，經計算得滑道位置的頂起力Nd=2 693 t＜N6=2 880 t，滿足需求。

2.2 多點聯合稱重計算

多點聯合稱重時球鉸受力如圖2所示。轉體結構的不平衡狀態可分為2 種情況：①摩阻力矩大于結構不平衡力矩；②摩阻力矩小于結構不平衡力矩。

圖2 稱重時球鉸受力

1）摩阻力矩大于結構不平衡力矩時，不平衡力矩和摩阻力矩計算公式分別為

2）摩阻力矩小于結構不平衡力矩時，只能在較重一側（設東側）承臺、梁端實施頂起力P11，P12至球鉸發生微小轉動，參見圖2（a）。使千斤頂的頂起力回落，球鉸再次發生微小轉動。此時，承臺和梁端的頂起力分別為不平衡力矩和摩阻力矩計算公式分別為

球鉸的靜摩擦因數μ和轉體結構的偏心距e計算公式分別為

式中：R為球鉸的球面半徑；N為轉體結構重量。

2.3 稱重結果及配重

1）母塔：本橋母塔落架后跨中側撐腳著地，屬于第2 種情況，需要在跨中側進行稱重。稱重實測豎向轉盤豎向位移與頂起力的關系曲線見圖3。

圖3 母塔頂起力與位移

設配重點距離球鉸中心距離Lp=125 m，則理論配重結合相關工程經驗和該橋的實際情況，建議配重Wp取1 000 kN，配重放在邊跨B1節段上，配重點距離球鉸中心距離Lp=125 m，配重后偏心距e'=0.084 m，偏向跨中。

2）子塔：子塔轉體結構落架后撐腳均未著地，屬于第1種情況，需要在兩側分別進行稱重。稱重時第1次在子塔邊跨側及C5節段梁端布置千斤頂進行稱重，稱重實測上下轉盤豎向位移與頂起力的關系見圖4（a）。第2 次縱向稱重在子塔跨中側及C1 節段梁端頂起，稱重實測上下轉盤豎向位移與頂起力的關系見圖 4（b）。

圖4 子塔邊跨側頂起力與位移

由圖4 可知：P1=58 430 kN，P2=45 903 kN，子塔轉盤稱重力臂L1=L2=6.5 m，梁端稱重力臂L12=99.0 m。計算得到不平衡力矩MG=40 713 kN.m；摩阻力矩MZ=339 082 kN?m；球鉸靜摩擦因數u=0.035；轉體結構縱向偏心距e=0.12 m，偏向邊跨。

設配重點距離球鉸中心距離Lp=88 m，則理論配重建議子塔配重Wp取450 kN，配重放在跨中C1節段上，配重點距離球鉸中心距離Lp=88 m，配重后偏心距e'=0.003 m，偏向邊跨。

3 轉體監控

3.1 試轉參數測試

1）子塔試轉：2019 年 7 月 27 日 21：00 對 13#子塔進行了試轉，試轉角度17°，試轉過程勻速平穩，狀態可控。啟動后油泵、千斤頂、油管、鋼絞線、電路等設備裝置情況良好，各項數值符合設計要求。試轉測試結果：①啟動牽引力3 726 kN，正常轉動牽引力3 042 kN；②正常轉動時角速度為1.3°/min，大于設計轉速1.03°/min，對應梁端水平轉動弧線速度為231.4 cm/min，經試轉推算滿足轉體時間要求；③正常轉動梁端慣性位移為11.0 cm；④點動位移、本次試轉分別測試了 1 s 點動、3 s 點動、5 s 點動和 10 s 點動，測試結果見表1。

2）母塔試轉：2019 年 7 月 28 日 23：40 對 12#母塔進行了試轉，試轉角度5.0°，試轉過程勻速平穩，狀態可控。啟動后油泵、千斤頂、油管、鋼絞線、電路等設備裝置情況良好，各項數值符合設計要求。試轉測試結果：①啟動牽引力3 100 kN，正常轉動牽引力2 400 kN；②正常轉速為1.2°/min，大于設計轉速0.86°/min，對應梁端水平轉動弧線速度為282.7，269.3 cm/min，經試轉推算滿足轉體時間要求；③正常轉動梁端慣性位移為16.0 cm；④點動位移，本次試轉分別測試了 1 s 點動、3 s 點動、5 s 點動和 10 s 點動，測試結果見表1。

表1 試轉點動結果 m

3.2 正式轉體監控

為確保結構在轉體過程中的安全，對轉體結構的豎向振動情況進行了全程跟蹤監測［8］，子母塔沿縱向各布置4 個豎向振動監測點，測點分別布置在轉體結構的跨中（距橋塔中心50 m）和梁端（距橋塔中心100 m）。在轉體前30 min 開始實時跟蹤監測，直至轉體就位后停止。圖5 給出了子母塔梁端在轉前和轉體過程中典型豎向振動時程曲線。

圖5 轉體結構梁端典型豎向振動時程曲線

分析圖5 可知：

1）實測母塔、子塔轉體結構的最大豎向振動加速度分別為24.91，2.93 mm/s2，均小于轉體前轉體振動安全預警值100 mm/s2。

2）子塔在轉體過程中結構的振動響應較小，整個轉體過程比較平穩，在轉體過程中結構的最大豎向加速度為2.93 mm/s2，出現在轉體起動時刻，略大于轉體前由于大地脈動和環境干擾引起的最大豎向加速度1.52 mm/s2。

3）母塔在轉體過程中結構的振動響應較大，轉體過程中出現振動突然增大現象，在轉體過程中結構的最大豎向加速度為24.91 mm/s2，明顯大于轉體前由于大地脈動和環境干擾引起的最大豎向加速度2.10 mm/s2。

4）該橋轉體前子母塔轉體結構因環境干擾引起的梁端豎向振動情況基本相同，但在轉體過程中子塔梁端的振動響應明顯小于母塔。其原因主要是子塔球鉸的實測靜摩擦因數遠大于母塔，致使子塔在整個轉體過程中沒有出現撐腳與滑道之間的二次接觸現象；而母塔則相反，實測靜摩擦因數僅為0.009 7，在轉體過程中受偶然因素影響比較明顯，存在個別撐腳與滑道之間的二次接觸現象，進而引起結構較大振動響應。

4 結論及建議

1）本文以保定樂凱大街南延工程轉體斜拉橋工程為依托，提出了超大噸位轉體斜拉橋多點聯合稱重技術，推導了多點聯合稱重理論計算公式。工程的成功應用表明對于大噸位轉體橋梁采用多點聯合稱重技術是可行的，具有稱重速度快、設備需求少等優點。

2）球鉸的靜摩擦因數對轉體過程中結構的穩定性有較大的影響，在球鉸靜摩擦因數過小，且轉體結構偏心距也較小的情況下，轉體過程中容易引起撐腳與滑道之間二次接觸，進而使轉體結構發生較大的振動響應。因此，在球鉸靜摩擦因數較小的情況下，建議人為增加轉體結構的偏心距，采取兩點支撐方式進行轉體。