轉體施工中轉動體系有限元分析

楊柳， 張清， 王陽建， 陳得良

(1.長沙理工大學 土木工程學院， 湖南 長沙 410114；2.深圳市路橋建設集團有限公司， 廣東 深圳 518024)

轉體施工是在非設計軸線處將主體施工完畢，再旋轉至設計位置的一種施工方法，分為平轉法、豎轉法及平豎結合法。對于平轉法，轉動體系是核心部分，通常由下轉盤(承臺)、球鉸、上轉盤(承臺)及轉動牽引系統組成。目前國內關于小半徑彎橋平轉的轉動系統研究較少。該文以廣深沿江高速公路深圳段二期工程深中通道深圳側接線H匝道大曲率鋼箱梁轉體施工為例，對設置橫向預偏心的轉體結構進行分析探討。

1 工程概況

深中通道深圳側接線H匝道橋位于廣深沿江高速公路深圳段二期工程SJ1合同段，其中第五聯橫跨既有一期匝道和廣深(廣州—深圳)高速公路，采用轉體施工法。為跨徑(50+80+50) m的連續曲線鋼箱梁，曲線半徑150 m。轉動體系見圖1。

圖1 深中通道深圳側接線H匝道橋轉動體系立面圖(單位：標高為m,其他為cm)

因轉動主體曲線橋存在很大橫向偏心，橋墩橫向中心線設計偏離箱梁軸線(圖1中路線設計線)1 m，而轉動體系的中心線(圖1中上承臺中心線)偏離橋墩中心線0.3 m，共設置1.3 m橫向預偏心。

轉動體系砼結構采用C50砼，鋼球鉸作為轉動體系的關鍵部位，采用Q345鋼材，直徑225 cm，厚4 cm，分上下兩片。下轉盤上設轉動系統的下球鉸、保險撐腳環形滑道及轉體拽拉千斤頂反力座等。下球鉸砼灌注完成后，將直徑24 cm鋼棒放入下轉盤預埋套筒中，方便中心軸轉動，然后進行下球鉸聚四氟乙烯滑動片和上球鉸安裝。上轉盤直徑960 cm，高100 cm，橋墩與上轉盤之間設(1 100×1 100×70) cm上承臺。上轉盤布設縱橫向預應力鋼筋，內預埋轉體牽引索，其是轉體牽引力直接施加的部位，下設8組撐腳，對稱分布于縱軸線的兩側。撐腳的下方(即下轉盤頂面)布置90 cm寬滑道，滑道半徑425 cm，其中撐腳走板與滑道的間隙為6 mm。

2 有限元模型

利用ANSYS有限元軟件模擬橋墩、上承臺、上轉盤、撐腳、鋼制球鉸及轉動中心軸，上、下鋼球鉸及轉動中心軸采用Solid185單元模擬，砼結構采用Solid65單元模擬，各接觸面之間采用接觸單元模擬，上球鉸底部的凸面和轉軸表面用Conta174單元生成接觸單元，上球鉸空心處與轉軸接觸的凹面及下球鉸頂部的凹面采用Targe170單元生成目標單元，摩擦系數為0.047。有限元模型見圖2。

圖2 ANSYS有限元模型

對下球鉸進行固定約束，x軸表示橫橋向，正向為鋼箱梁的曲線外側，z軸表示縱橋向，yoz面與轉動體系的中心面重合。為模擬真實荷載，各結構均采用實際尺寸。此外，由于曲線橋存在橫向偏心，前期計算出鋼箱梁的質量重心向曲線內側偏離箱梁中心線1.573 2 m，設計預偏心1.3 m，故在曲線內側橫向偏離轉盤中心線0.273 2 m的節點處加載集中荷載來模擬橋梁主體的自重，鋼箱梁主體重738.7 t。

3 靜力分析

3.1 撓度變形分析

撐腳布置見圖3，坐標軸的方向與圖2有限元模型的坐標軸方向一致，x軸正向為曲線外側，下文中曲線外側均指x軸正向。

圖3 8組撐腳的分布

轉體系統在鋼箱梁主體及橋墩自重的橫向偏載作用下的變形見圖4。由圖4可知：在自重作用下轉體體系的變形非常小，不超過1 mm，且曲線內側結構變形大于外側結構變形；曲線內側的撐腳(圖3中的1#、2#)變形最大，曲線外側的撐腳(3#、4#)變形最小；轉體體系中變形位移有正有負(曲線外側出現下撓)，表明對于偏心轉體施工，設置預偏心后，當整體結構中心與轉動中心不能完全一致時，很小的偏心距都會造成轉體結構變形，產生局部微小上翹和下撓。因此，對偏心轉體施工應嚴格控制整體偏心距，使整體重心基本與轉動中心吻合。

圖4 轉動體系靜力分析變形(單位：m)

3.2 砼結構應力分析

圖5為轉動體系砼結構的應力云圖。

圖5 轉動體系砼結構應力云圖(單位：Pa)

由圖5(a)可知：轉動體系砼結構整體處于受壓狀態，上轉盤底部與上球鉸接觸的區域主壓應力較大，最大值為-27 MPa，由于上轉盤為C50砼結構，上球鉸采用Q345鋼材，應力狀態滿足要求；大部分主壓應力不超過1.62 MPa，主壓應力較小。

由圖5(b)可知：在上轉盤底部與上球鉸接觸邊的曲線外側出現主拉應力集中現象，最大主拉應力為50.7 MPa。因為上球鉸是Q345鋼制結構，可認為上轉盤與上球鉸接觸區域的應力滿足要求，但設計時應增加該部位受拉鋼筋配置。

3.3 球鉸應力分析

圖6為球鉸應力云圖。由圖6(a)、(b)可知：上球鉸整體處于受壓狀態，主壓應力為0～-144 MPa，鋼球鉸采用Q345鋼材，最大主壓應力符合要求；位于橫向軸線曲線外側位置，越靠近球心壓應力越小。在上球鉸空心處的曲線外側及頂部邊緣曲線外側靠近橫向軸線處出現主拉應力集中現象，主拉應力為0～44.7 MPa，最大主拉應力出現在上球鉸邊緣曲線外側且靠近橫向軸線上部。

圖6 球鉸應力云圖(單位：Pa)

由圖6(c)、(d)可知：下球鉸整體處于受壓狀態，下球鉸的曲線外側和轉動中心軸的底部主壓應力較大，為0～-48.2 MPa，最大主壓應力出現在轉軸底部的曲線內側；靠近轉軸處的下球鉸底部出現較大主拉應力，為0～60.8 MPa，最大主拉應力位于下球鉸底部與轉軸相接位置的曲線外側。

4 牽引力的計算與加載

根據JTG/T F50-2011《公路橋涵施工技術規范》，中心支撐轉體施工所需牽引力為：

124.89 kN

式中：f為靜摩擦系數，為保證足夠的牽引力，f取0.1；G為轉體總重量；R為上球鉸半徑；D為上轉盤直徑。

轉體施工中牽引力施加在上轉盤，則有限元模型對上轉盤施加圓周力可進行轉動分析，所施加圓周力的大小即為牽引力124.89 kN，均分到上轉盤外圓周面的各節點。

加載牽引力后，撓度變形仍不超過1 mm且各部分應力變化不大，表明加載剛剛克服靜摩擦力的牽引力，整個結構處于接近平衡狀態，轉動過程也較平穩。

5 橋梁主體對轉動體系的影響

5.1 橋梁主體偏心的影響

提取圖3中1#～4#撐腳中心處的節點，得到撐腳的變形[見圖8(a)]和轉動體系的應力隨橋梁主體偏心的變化[見圖8(b)]。

由圖8(a)可知：隨著曲線橋逐漸向軸線內側橫向偏心，位于箱梁重力偏載一側即曲線內側的撐腳(1#、2#)不斷下撓，曲線外側撐腳(3#、4#)則逐漸上撓，表明隨著橋梁主體向曲線內側不斷偏心，整體重心會向曲線內側逐漸偏離；當彎橋的橫向偏心小于1.9 m時，曲線內側撐腳的變形量大于曲線外側，即位于重心一側的撐腳的下撓值大于非重心一側的上撓值。

圖7 轉動體系受力簡圖(單位：m)

圖8 橋梁主體偏心的影響分析

由圖8(b)可知：轉體系統砼結構的應力與橋梁主體的偏心沒有很大關系，下球鉸的最大主拉應力和最大主壓應力均隨偏心的增大而線性減小。對于上球鉸，最大主壓應力隨橋梁主體橫向偏心的增大而線性增長，最大主拉應力呈上拋物線，但變化不大。整體來說，下球鉸主拉、主壓應力減小速率小于上球鉸主壓應力增大速率。

5.2 轉動主體噸位的影響

曲線橋主體質量對轉動體系有很大影響。橋梁主體重量為0～2萬t時，撐腳位移變化見圖9(a)，轉體系統各部分應力變化見圖9(b)。

圖9 橋梁主體噸位的影響分析

由圖9(a)可知：隨著曲線橋主體質量的增加，曲線內側撐腳(1#、2#)下撓越來越明顯，曲線外側撐腳(3#、4#)則不斷上撓，整個轉體系統變得越來越傾斜。轉動主體的總質量達到1.6萬t時，在恒載作用下撐腳變形大于6 mm，撐腳已與滑道接觸，進入抵抗傾覆狀態。

由圖9(b)可知：曲線梁質量越大，轉體結構各部分的主壓和主拉應力不斷增大；轉動主體質量超過0.8萬t時，下球鉸的主壓和主拉應力增長速度最快。對于該轉體系統，當主梁總質量超過0.5萬t時，砼結構會遭到破壞，而鋼球鉸可承受轉動主體的質量最大為1.6萬t。

6 結論

通過對設置橫向預偏心的轉體系統進行仿真模擬與數值分析，得以下結論：

(1) 轉體施工曲線橋梁設置預偏心后，整個結構接近平衡狀態，變形和應力均滿足要求，其偏心距稍微偏離曲線外側，無需配重。轉體施工前判斷合理的預偏心非常重要。

(2) 轉動系統整體受壓，結構安全。但在上轉盤與上球鉸、上球鉸與下球鉸、轉動中心軸接觸的位置及上球鉸底部曲線外側邊緣會出現主拉應力，應重點監控。此外，在上轉盤與上球鉸的接觸區域需增加受拉鋼筋數量。

(3) 設計轉體系統時應考慮彎橋的橫向偏心及總質量。橫向偏心對砼結構的應力作用不大，但隨著橫向偏心的增大，上球鉸的主壓應力增大，而下球鉸主拉、主壓應力減小。轉動主體質量對下球鉸主拉、主壓應力的影響最大。對于橫向大偏心的轉體施工橋，應注意上球鉸的抗壓能力；大噸位的轉體施工橋，應注意下球鉸的抗拉、抗壓能力。此外，在設計和施工中應注意位于橋梁重心一側撐腳的變形，因為即使設置預偏心和配重后整體結構的偏心距非常小，對于大噸位轉體施工橋，橋梁重心一側的撐腳變形也會大于撐腳走板與滑道的間隙。