保定市樂凱大街斜拉橋轉體施工監(jiān)控技術

汪志斌 陳永宏 張文學 方蓉

（1.北京工業(yè)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(yōu)點，因此近些年在我國得到了迅速發(fā)展，橋梁轉體重量也由早期的幾千噸發(fā)展到上萬噸，乃至數(shù)萬噸；跨度也由幾十米發(fā)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(jiān)控及不平衡稱重技術提出了新的挑戰(zhàn)［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(lián)合稱重技術，并對試轉及轉體過程監(jiān)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(shù)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(xiàn)。為此，在確保結構受力安全的前提下提出多點聯(lián)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(jù)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(tài)。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(lián)合稱重計算

多點聯(lián)合稱重時球鉸受力如圖2所示。轉體結構的不平衡狀態(tài)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(fā)生微小轉動，參見圖2（a）。使千斤頂?shù)捻斊鹆芈洌蜚q再次發(fā)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(shù)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(jié)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(jié)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(jié)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(shù)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(jié)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(jiān)控

3.1 試轉參數(shù)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(wěn)，狀態(tài)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(shù)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(wěn)，狀態(tài)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(shù)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(jiān)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(jiān)測［8］，子母塔沿縱向各布置4 個豎向振動監(jiān)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(jiān)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(wěn)，在轉體過程中結構的最大豎向加速度為2.93 mm/s2，出現(xiàn)在轉體起動時刻，略大于轉體前由于大地脈動和環(huán)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(xiàn)振動突然增大現(xiàn)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(huán)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(huán)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(shù)遠大于母塔，致使子塔在整個轉體過程中沒有出現(xiàn)撐腳與滑道之間的二次接觸現(xiàn)象；而母塔則相反，實測靜摩擦因數(shù)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(xiàn)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(lián)合稱重技術，推導了多點聯(lián)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(lián)合稱重技術是可行的，具有稱重速度快、設備需求少等優(yōu)點。

2）球鉸的靜摩擦因數(shù)對轉體過程中結構的穩(wěn)定性有較大的影響，在球鉸靜摩擦因數(shù)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(fā)生較大的振動響應。因此，在球鉸靜摩擦因數(shù)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。