風載下球鉸靜摩阻系數對轉體橋施工穩定性的影響分析

楊曉軍

(中鐵十二局集團第二工程有限公司 山西太原 030032)

1 引言

新建橋梁中，為減少跨既有線施工對交通運輸的干擾，連續梁的施工通常采用轉體施工方法[1－2]。橋梁轉體施工是在非設計軸上澆筑或拼裝部分結構，然后使用轉動系統將完成的橋梁結構旋轉到設計位置，并將其合龍成一個整體結構[3]。橋梁轉體施工的關鍵取決于轉動系統，最常用的是球鉸[4]。在轉體過程中，靜摩阻系數直接影響橋梁轉動時需要的牽引力，同時還會影響轉體平穩到位時慣性轉動距離[5]。轉體橋梁上部結構在總質量不變的情況下，球鉸的摩阻系數決定了抗傾覆力矩的大小，由此可見，球鉸摩阻系數對轉體橋的安全穩定性至關重要[6－8]。

我國使用的球鉸靜摩阻系數在0.018～0.06之間[9－11]，取值范圍較大，新建轉體橋梁無法直接選取使用。本文以霸王河1號特大橋為研究對象，計算考慮風荷載時，不同靜摩阻系數對轉體橋轉體前和解除固定約束后三跨連續剛構橋的施工穩定性影響。

2 工程概況

集包鐵路增建第二雙線霸王河1號特大橋位于R＝1 600 m的曲線上，在DyK501＋126(1＃墩)～DyK501＋226(2＃墩)位置與既有京包鐵路相交跨越，連續梁部分跨度為(60＋100＋60)m，采用懸臂澆筑施工后進行轉體合龍的施工方法。橋梁主墩截面形式為變截面矩形雙肢墩，順橋向墩身寬度為6 m。主梁為單箱四室截面，箱梁高度及底板厚度縱橋向按二次拋物線變化，主墩支點處梁高6.4 m，跨中梁高2.5 m，箱梁頂寬30.5 m，底寬由22.03 m漸變至19.42 m。主梁為全預應力混凝土結構，采用三向預應力，轉體重量13 500 t，設計轉體角度為28°。主橋立面圖如圖1所示。

圖1 主橋立面圖(單位:cm)

3 風荷載計算

3.1 橫橋向靜陣風荷載

通過查閱當地氣候情況，選取6級風(風速采用13.8 m/s)進行計算，根據靜陣風風速:

其中GV取值為1.307 2，則可知:

式中Z2＝19.4 m，地面粗糙度系數α取值為0.16。由現場實際情況可得VZ1＝13.8 m/s。

由于橋梁施工時間未滿3年，按照規范，應采用不低于5年重現期的風速[12]，為確保安全，兼顧考慮施工現場的實際風速，選取不低于10年重現期的風速進行計算，重現期系數為0.84，最終風速Vg＝0.84×20＝16.8 m/s。

橫橋向主梁單位長度上的橫向靜陣風荷載計算如下:

阻力系數CH計算如下:

根據以上分析，主梁單位長度上橫向靜陣風荷載:

作用在主梁橫橋向的風荷載P＝1 480.5×110 N＝162.8 kN。

由以上計算可得，主梁橫橋向風荷載為162.8 kN，橋墩風荷載按照式(1)計算如下:

其中GV取值為1.345，Z2＝13 m，根據式(2)得:

由此可得橋墩的靜陣風風速為:

橋墩靜陣風荷載計算公式如下:

由于橋墩在橫橋向有t/b＝0.17，因此CH＝2.1，橋墩高度13 m，寬度2.2 m，計算可得橋墩在順風向的投影面積An＝2.2×13＝28.6 m2。通過以上分析，橋墩靜陣風荷載FZ＝0.5×1.25×19.42×2.1×28.6＝14.1 kN。

橋梁轉體之前的連接基于球鉸與下部基礎之間，因此風荷載增大至相應值后，將會導致橋梁上部結構發生轉動，較大的風荷載將產生較大的傾覆力矩，若球鉸的摩阻效應產生的力矩無法克服風荷載傾覆力矩，轉體橋就會有傾覆危險性。只有當風荷載產生的傾覆力矩小于球鉸摩阻提供的最大力矩時，才可以保證轉體橋梁的穩定性。

主梁風載對轉動球鉸圓心取矩為162.8×13.5＝2 197.8 kN·m；橋墩風載對轉動球鉸圓心取矩為14.1×3.5＝49.3 kN·m；風載在橫橋向產生的合力矩為2 297.8＋49.3＝2 347.1 kN·m。

3.2 縱橋向靜陣風荷載

霸王河1號特大橋橋梁跨徑小于200 m，為實體墩，主梁順橋向單位長度的風荷載取橫橋向的0.25倍，因此縱橋向單位長度風荷載FZ＝0.25FH＝0.25×1 480.5＝370.1 N/m。

主梁高度6.4 m，寬30.5 m，則主梁縱橋向上的風荷載370.1×6.4×30.5 N＝72.2 kN。橋墩的縱橋向t/b＝1.27，因此CH＝2.0，主墩高為13 m，橋墩寬度取沿高度變截面的平均值16.5 m，計算順風向橋墩的投影面An＝1.5× 13.6＋16.5×11.5＝210.2 m2，縱向橋墩靜陣風荷載FZ＝0.5×1.25×19.42×2×210.2 N＝98.9 kN。

主梁縱橋向風荷載作用對轉動球鉸圓心力矩72.2×13.5＝974.7 kN·m。橋墩縱橋向風荷載作用對轉動球鉸圓心力矩98.9×3.5＝346.1 kN·m。風荷載在縱橋向產生的合力矩974.7＋346.1＝1 320.8 kN·m。

4 數據分析

4.1 不同動摩阻系數對應的抗傾覆力矩

轉體橋球鉸上部重量為13 500 t，球鉸半徑8 m，當靜摩阻系數取0.015時，轉體橋的穩定力矩為13 500×10×8× 0.015＝16 200 kN·m。計算從0.015～0.06的摩阻系數條件下的轉體橋抗傾覆力矩如表1所示。

表1 不同靜摩阻系數對應的抗傾覆力矩

4.2 橫橋向穩定安全系數

風荷載在橫橋向產生的合力矩為2 347.1 kN·m。當靜摩阻系數為0.015時，橫橋向穩定安全系數為16 200/2 347.1＝6.9。表2為從0.015～0.06的摩阻系數條件下計算得到的轉體橋橫橋向安全穩定系數。計算結果表明，轉體施工前在橫橋向風荷載作用下能夠保證其穩定性。

表2 不同靜摩阻系數對應的橫橋向穩定安全系數

4.3 縱橋向穩定安全系數

風荷載在縱橋向產生的合力矩為1 320.8 kN·m。將摩阻系數取值為0.015計算得到的縱橋向穩定安全系數為16 200/1 320.8＝12.26。表3所示為靜摩阻系數以0.05為增量，由0.015增加到0.06時計算的縱向穩定安全系數。結果表明，在轉體施工前，縱向風荷載作用下，其穩定性是可以保證的。

表3 不同靜摩阻系數對應的縱橋向穩定安全系數

4.4 考慮不平衡力矩的縱橋向穩定性

由于橋梁的橫橋向迎風面積大于縱橋向迎風面積，風荷載對縱向穩定性的影響有限，但不平衡彎矩對橋梁的縱向穩定性有影響。因此，在考慮風荷載和不平衡力矩的情況下，對橋梁轉彎前的縱向穩定性進行了分析，此處共選取1‰、2‰、3‰、4‰、5‰、6‰、7‰、8‰、9‰、10‰十種不平衡重量。

4.4.1 考慮不平衡引起的傾覆力矩

假設T構的右側存在不平衡重，以上10種不平衡重情況分別對轉動球鉸的圓心取矩，得到的傾覆力矩如表4所示。

表4 不平衡重產生的縱向傾覆力矩

4.4.2 縱橋向穩定性分析

當同時存在縱橋向風荷載和懸臂橋一側不平衡重時，轉體橋的安全穩定性比以上兩種因素單獨存在時更差。表5考慮兩種不利條件對轉體橋安全性和穩定性的影響。計算了兩種不利條件下的傾覆力矩總值和轉體橋縱向安全穩定系數。

表5 兩種不利情況組合下縱橋向安全穩定性系數

通過表5可以看出，同時考慮不平衡重和風荷載時，轉體橋的安全穩定系數比單獨考慮風荷載時變化較大，說明轉體橋的施工穩定性受不平衡重的影響較大。以靜摩阻系數0.015為例，當不平衡重為4‰時，橋梁安全穩定性系數為1.09，達到了臨界狀態，表明橋梁懸臂兩端的不平衡重為29.6 t時，傾覆力矩大于抗傾覆力矩，在風荷載作用下轉體橋將會自動發生偏轉。靜摩阻系數達到0.03，不平衡重為7‰時，安全穩定性系數為1.30，橋梁懸臂兩端不平衡重為49.8 t，接近其臨界值，無法保證轉體穩定性。隨著靜摩阻系數繼續增大至0.035時，不平衡重為10‰，橋梁懸臂兩端的不平衡重為70.1 t，轉體橋能夠保證安全，在風荷載作用下不會發生偏轉。當靜摩阻系數>0.035時，轉體橋結構安全系數增大，但是當靜摩阻系數增大時，對牽引系統啟動牽引力的要求會隨之增加。

以上安全穩定系數未考慮轉體施工時現場重型車輛振動、風的動力效應、周圍環境等不確定因素，說明計算值涵蓋不全面，與實際相比會有誤差。因此，為了保證橋梁轉體過程中的安全穩定，當轉體橋球鉸靜摩阻系數為0.015～0.02時，T構懸臂兩端的不平衡重應≤4‰；當靜摩阻系數為0.02～0.025時，T構懸臂兩端的不平衡重應≤5‰；而當靜摩阻系數>0.025時，T構懸臂兩端的不平衡重應控制在6‰以內。

5 結論

本文以轉體施工的三跨連續剛構為例，通過計算分析了轉動體系中球鉸的摩阻系數及其對轉體施工安全穩定性的影響，得出如下結論:

(1)當轉體橋處于平衡狀態時，在風荷載≤6級作用下，橋梁可以正常施工，沒有失穩危險。

(2)若靜摩阻系數<0.015時，轉體可控性較差，應在橋梁懸臂兩端采用縱向傾斜配重保證安全；當靜摩阻系數較大時，可采用平衡配重。