大跨径不对称斜拉桥二次转体称重试验研究.pdf

世界桥梁 2023年第51卷第S1期（总第224期）World Bridges#Vol.51,No.S1#2023（Totally No.224110DOI：10.20052/j.issn.1671-7767.2023.SI.017大跨径不对称斜拉桥二次转体称重试验研究索小灿索小灿1，孔 华，孔 华2,严和仲】，李 川严和仲】，李 川3，茅建校，茅建校4(1.中铁桥隧技术有限公司，江苏南京210061；2.福建省龙岩市城市建设投资发展有限公司，福建龙岩364031；3.中国建筑第六工程局有限公司，天津300171；4.东南大学，江苏 南京210096)摘 要摘 要：龙岩大桥主桥为(190+150)m独塔不对称双索面钢箱梁斜拉桥，跨越既有铁路线，采用裸塔单转和塔梁共转的二次 转体施工工艺&针对该桥结构特点，转体称重试验采用球铰竖向转动法，提出不对称转体桥梁二次配重试验方案，即先通过 一期配重加载和球铰位移变化的实时监测，将不对称转体结构调整至不平衡力矩小于球铰摩阻力矩状态；再进行称重试验,得出二次精确配重，完成转体平衡配重的布置&试验结果表明：实测两次转体球铰静摩擦系数分别为0.022和0.037,小于 0.05,球铰静摩擦系数均满足设计要求；按二次精确配重加载后，校核转体结构重心偏心距仅为7 mm,满足平衡转体要求；该 桥两次转体时间间隔4.5个月，第二次转体过程实测塔顶最大偏位为0.1 m,最大撑脚间隙变化为5 mm,撑脚未着地，球铰工 作性能良好，实现了平衡转体的目标&关键词关键词：不对称斜拉桥；跨线桥；二次转体；球较；静摩擦系数；配重；称重试验中图分类号中图分类号：U448.27；U445.465 文献标志码:文献标志码:A 文章编号：文章编号：1671-7767(2023)Sl-0110-071概述概述龙岩大桥位于龙岩市中心城区，以平面小角度(28.7)跨越既有龙厦铁路、漳龙铁路等线路口。该桥主桥跨径布置为(190+150)m,为独塔不对称 钢箱梁斜拉桥(见图1),采用半飘浮结构体系&桥 塔采用钻石形钢筋混凝土结构&190173.75150149.7西坡路爱亭路2%；Ywi衢SM共 暮轉#|路一 龙 罗路一 洋 双一图图1龙岩大桥主桥立面布置龙岩大桥主桥立面布置Fig.1 Elevation view of main bridge of Longyan Bridge为降低塔柱施工对既有铁路运营安全的影响,同时保证施工便利和节省工期，采用裸塔单转和塔 梁共转的二次转体施工工艺&转体球铰结构主要由 上球铰、下球铰、聚四氟乙烯滑板、销轴、底座等组 成，设计最大转体重量为25 510 t。转体球铰的上球面板与镶嵌在下球面板上的聚四氟乙烯滑板形成 转动副，实现单独桥塔结构和斜拉桥塔梁组合结构 的水平转动要求。球铰摩擦材料采用填充聚四氟乙 烯滑板，在高承载状态下具备很小的摩擦系数，在摩 擦表面添加润滑介质条件下，静摩擦系数可降至 0.05以下&球铰结构如图2所示&桥塔按纵轴线垂直于设计道路中心线的位置进 行初步施工，使塔柱外缘与既有铁路线的最近距离 由6.5 m改变为19 m,从而避免中、上塔柱需要在 铁路运营天窗期施工的问题&在桥塔施工完成后，裸塔单转69(第一次转体)，将桥塔由初始位置旋 转至纵轴线与钢箱梁拼装中心线重合位置。裸塔单 转总重约1.6万吨，重心距离球铰底面51.578 m。第一次转体完成后，重新锁定球铰，依次进行钢箱梁 拼装$塔梁临时锁定$次跨永久配重施工$斜拉索 挂索及张拉$转体前桥面二期恒载施工$钢箱梁支 架拆除$塔梁共转21。,跨越铁路至设计桥位(第二 次转体)&)&第二次转体主、次跨悬臂长度分别为 173.75 m、149.70 m,主、次跨主梁长度相差 24.05 m,转体总重约2.4万吨&转体过程塔梁位 置示意如图3 所示。为保证转体过程桥梁结构的平衡与稳定，需在1lmw謹共、報93忠出收稿日期 收稿日期 021-08-20 基金项目：基金项目：国家自然科学基金项目(52108274)ProjectofNationalNaturalScienceFoundationofChina(52108274)作者简介：作者简介：索小灿(1990),),男，工程师2013年毕业于南京林业大学交通土建工程专业，工学学士 2016年毕业于南京林业大学道路与铁路工 程专业，工学硕士(E-mail:suoxiaocan )。大跨径不对称斜拉桥二次转体称重试验研究 索小灿，孔 华，严和仲，李 川，茅建校111（6右嘟傭）牵引反力座助推反力座（6组,环向布置）a 转体前桥塔 横轴线牵引球较转体牵引索口円耳一助推反力座桥塔承台尸 逮环形滑道钢砂筒凸台球较球较劲性支架环形滑道 动性支架转动体系平面布置（第二次转体前）转体前桥塔纵轴线-转体牵引盘环形滑道 钢砂筒（转体 前支撑用）弋塔承台（上朋戢熾置）转体后桥塔纵轴线图图2球铰结构球铰结构Fig.2 Details of spherical hinge根据平衡方程，可以得出：北侧起顶 Mg+Mz=PiLi(1南侧起顶 P2*2+Mg=Mz2Mg=(P1L1Mg和Mz#Mg状态分2 种情况&对于MzMg状态,球铰临时支撑解除后,由于 球铰摩阻力矩大于结构不平衡力矩，无外力作用，球 铰不会发生转动，在此状态分别在球铰两侧施加主 动起顶力，使球铰发生微小转动直至达到静摩阻变 为动摩阻的临界状态&假设转体结构重心偏向北 侧，如图4所示&钢箱梁拼装中心线_n、0设计道路/中心线（a）第一次转体前桥塔位置（c）第二次转体前塔梁位置（d）第二次转体后塔梁位置 单位：m龙津 河图图3转体过程塔梁位置示意转体过程塔梁位置示意Fig.3 Locations of pylon and superstructure during rotation construction112世界桥梁 2O23,51(S1)图图4 MzMg称重试验过程结构平衡状态示意称重试验过程结构平衡状态示意Fig.4 Equilibrium state of structure during weighing test,when Mz is bigger than MGMz=1*1+2*2)/2(4)式中1和2为转体球铰处于由静摩阻变为动摩阻 临界状态下的起顶力，通过试验得出&对于MzVMg状态，由于球铰摩阻力矩小于结 构不平衡力矩，球铰临时支撑解除后，在不平衡力矩 作用下，球铰会自动发生转动1216-。在此状态通过 在偏心方向一侧被动落顶和主动起顶，并根据平衡 方程计算Mz和Mg，本文不再详述&2.1.2 试验参数计算(1)球铰静摩擦系数和转体结构重心偏心距计 算&求得结构的Mz和Mg后，球铰静摩阻系数“z和 转体结构偏心距e计算公式为：(5)(6)(7)=Mz“=0.982-GMge=-G式中,G为转体结构总重量为球铰球面半径*为 球铰球缺最大球心角，龙岩大桥球铰球缺直径为 4.8 m,球铰球面半径为9 m,则&=0.269 9 rado(2)平衡配重计算及偏心距校核&根据配重位 置和式(7),计算平衡配重的荷载&配重加载后，需 要校核结构的重心偏心距&通过在球铰单侧起顶，得出临界状态起顶力1，配重后的结构重心偏心距 e*计算公式为：日0 1 000 2 000 3 000 4 000起顶力F/kN(b)上转盘南侧起顶图图6第一次转体称重试验起顶力第一次转体称重试验起顶力位移曲线位移曲线Fig.6 Jacking force-displacement curve of weighing test for 9irst-stagerotation第二次试验为塔梁组合结构，在一期配重加载 完成、球铰稳定后进行称重试验，此时结构处于 MzMg状态&分别在主、次跨两侧起顶球铰上转 盘,并监测起顶力和上转盘位移，起顶力位移曲线 如图7 所示。起顶力起顶位移 亠起顶力下降位移3 3 24.54.00 2 000 4 000 6 000 8 000 10 000 12 000 14 000 16 000起顶力尸/kN(b)主跨侧起顶图图7第二次转体称重试验起顶力第二次转体称重试验起顶力位移曲线位移曲线Fig.7 Jacking force-displacement curve of weighing test for second-stagerotation由图6和图7可知：第一次转体称重试验过程 中，在两侧起顶力分别达到4 622 kN、3 799 kN时，球铰突然出现明显转动&第二次转体称重试验过程 中，在两侧起顶力分别达到6 371 kN,14 061 kN 时，球铰突然出现明显转动&按式（3）（7）计算的称重试验结果如表1所 示&由表1可知：第一次转体称重试验过程中，球铰 静摩擦系数为0.022；第二次转体称重试验过程中，球铰静摩擦系数明显增大，为0.037,但仍满足球铰设 计静摩擦系数小于0.05的要求（良好）&根据文献10,第一次、第二次转体荷载作用下球铰聚四氟乙 烯滑板压缩变形分别仅为0.50.8 mm、0.800 1.288 mm。考虑第一次转体称重试验过程造成聚 四氟乙烯滑板表面润滑介质的减少（荷载挤压和相 对滑动所致）和聚四氟乙烯滑板压缩变形，同时两次 转体时间间隔了 4.5个月，球铰静摩擦系数会有所 增加，但仍处于设计允许范围内&32 平衡配重计算及校核第一次转体称重试验结果表明，裸塔结构不平 衡力矩较小，121.24 m高的桥塔重心仅偏离结构中 心0.019 m,不需要施加平衡配重&第二次转体称重试验结果表明，需要在次跨布114世界桥梁 2O23,51(S1)表表1称重试验结果称重试验结果 Table 1 Results of weighing testsPi/2/Mz/Mg/试验kNkNkN=kN=（皿z第一次转体称重 4 622 3 799 31 158 3 045 0.019 0.022第二次转体称重 6 371 14 061 76 620 28 838 0.122 0.037置配重&根据式（7）和表1中第二次称重试验得出 的Mg（28 838 kN=）进行配重计算，可得出需要 在次跨距离桥塔中心145=处布置配重200 kN（取 整）&配重加载后，对结构平衡状态进行校核&再次 起顶北侧千斤顶，同时测量上转盘位移，当起顶至 9 993 kNr）时，上转盘位移开始迅速增加，球铰 开始转动（出现滑动摩擦）&按式（8）计算转体结构 重心偏心距（八）为7=,满足平衡转体要求&标状态，再进行球铰两侧主动起顶开展称重试验，并 根据试验结果进行二次精确配重加载&龙岩大桥两 次转体称重试验结果表明：第二次实测球铰静摩擦 系数0.037较第一次的0.022有所增大，仍处于小于 0.05的设计要求范围之内（良好）；该桥第二次称重 试验过程通过3次主动起顶，确定了精确的平衡配 重荷载，转体结构重心偏心距仅为7=,提高了试 验的效率和精度；第二次转体过程实测塔顶最大偏 位为0.1=,最大撑脚间隙变化为5=,撑脚未着 地，表明第二次转体过程球铰工作性能良好，实现了 平衡转体的控制目标&龙岩大桥二次转体的成功实 施，表明现有球铰制造水平和转体控制技术能够满 足二次甚至多次转体的施工要求，为建设空间和条 件受限的转体桥梁施工提供了新的选择&4转体施工效果转体施工效果参考文献（参考文献（References）:龙岩大桥采用裸塔单转和塔梁共转二次转体工 艺施工（见图8）。）。第一次转体过程中，转体开始时 撑脚未着地，旋转过程逐渐出现单侧撑脚着地，同时 监测桥塔塔顶最大偏位为0.18=（塔高121.24=，撑脚距离球铰重心距离为6.5=），），对应撑脚间隙变 化10=（转体前撑脚预留间隙最大为10=），转 体过程撑脚受力，为不平衡转体&第二 次 转 体 过 程 中#实 测 最 大 塔 顶 偏 位 为 0.1=,对应最大撑脚间隙变化为5=（转体前撑 脚预留间隙最大为10=），），转体过程撑脚未着地，表明该桥第二次转体过程球铰工作性能良好，实现 了平衡转体的控制目标&5结语结语龙岩大桥为采用裸塔单转和塔梁共转二次转体 施工工艺的独塔斜拉桥&转体称重试验采用球铰竖 向转动法，通过对称重试验过程的优化，提出不对称 转体桥梁的二次配重试验方案，即试验前通过一期 配重加载和球铰位移变化的实时监测，以转体结构 的不平衡力矩小于球铰摩阻力矩为配重加载控制目1-曾甲华.不对称转体施工钢箱梁独塔斜拉桥合理转体平 衡状态构思与实现J-.交通科技2015(3):8-10.(ZENG Jia-hua.Conception and Realization of Ideal Swivel Balanced State of Asy=etric Steel Box Girder Single-Pylon Cable-Stayed Bridge Erected by Swivel Construction Technology,J-.Transportation Science f Technology，2015(3)：8-10.in Chinese)2-蔡建业.独塔斜拉桥超大吨位转体结构体系设计研究 J-.铁道工程学报 2021,38(4):4449.(CAI Jian-ye Design of Super Tonnage Rotary Structure for Single-Pylon Cable-Stayed Bridge,J-.Journal of Railway Engineering Society，2021，38(4)：44-49 inChinese)-马行川.跨线桥转体技术发展现状与展望J-.铁道标 准设计 2020,64(6):9297.(MA Xing-chuan Develop=entStatusand Prospectof Swiveling Technology for Flyover,-.Railway Standard Design 2020 64(6):92-97 inChinese)4-罗力军.武汉长丰大道高架桥不平衡重称重试验J-.世界桥梁 2019,47(6)：46-50.(LUO Li-jun.Unbalanced Weighing Test for ChangfengAvenue Viaduct in WuhanJ-.World Bridges，2019，47(6):46-50 inChinese)图图8龙岩大桥转体施工龙岩大桥转体施工Fig.8 Rotation construction of Longyan Bridge大跨径不对称斜拉桥二次转体称重试验研究 索小灿，孔 华，严和仲，李 川，茅建校115,-林 骋,许三平.大吨位曲线斜拉桥大偏心转体结构优 化技术桥梁建设，2022,52(5)122127.(LIN Cheng,XU San-ping.Optimization Techniques for Large-Eccentric and Large-Tonnage Structure Rotated during Construction of Curved Cable-Stayed Bridget JBridge Construction,2022,52(5)：122-127 inChinese)苏巨峰，李磊，黄健，等.连续梁桥平转施工称重试 验方法优化研究铁道建筑，2016(8)1418.(SUJu-feng,LI Lei，HUANG Jian，et al.Study on Optimizationof Weighing Test Methodfor Continuous Girder Bridge Constructed by Horizontal Rotation Approach,-.Railway Engineering，2016(8)：14-18.inChinese)，-李金峰.桥梁极不对称转体齿轮驱动体系设计世 界桥梁，2019,47(5):1721.(LI Jin-feng Design of Gear Driving System for Extremely Asymmetrical Rotation of Bridge,-.World Bridges#2019#47(5)：17-21 inChinese)，-傅贤超，曹 文，康圣雨.桥梁水平转体平衡称重试验测 试原理及方法J-.筑路机械与施工机械化，2020,37(S1)：28-31(FU Xian-chao,CAO Wen,KANG Sheng-yu.Principlesand Methods of Balance Weighing Testfor 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Chuan3,MAO J ian-xiao4(1.China Railway Bridge f Tunnel Technologies Co.,Ltd.,Nanjing 210061,China；2.Fujian Longyan Urban Construction Investment Development Co.,Ltd.,Longyan 364031,China；3.China Construction Sixth Engineering Bureau GroupCo.,Ltd.,Tianjin#00171,China；4.SoutheastUniversity,Nanjing210096,China)Abstract%The mainbridgeofLongyan Bridge is a steel boxgirder cable-stayed bridge that featuresitssinglepylon,whichcreatestwoasymmetricspansof190mand150m.Duetothatthe bridge crosses existing railways,a two-stage rotation construction scheme was selected,incorporatingthefirst-stagerotationofthebarepylonandthesecond-stagecolaborativerotation ofthepylonandthesuperstructure.Consideringthestructuralcharacteristicsofthebridge,a spherical hinge that permitsvertical rotation was employed in the weighing test of the structures rotated,and a two-stage counterweighting plan for the asymmetric bridge rotation construction wasproposed,namelyinthefirststage,toadjusttheasymmetricstructuresrotatedtoastate wherethe unbalanced momentislessthanthefriction momentofthesphericalhinge；inthe secondstage,tocarryoutthe weighingtesttoobtainaccuratesecond-stagecounterweights,to completethedistributionofcounterweightsontheasymmetricstructuresrotated.Inthetest,the staticfrictioncoeficientsofthesphericalhingeinthefirst-andsecond-stagerotationswere0.022 and0.037,respectively,below0.05,indicatingthatthefrictioncoeficientofthesphericalhinge meetsthedesignrequirements.Loaded with accurate second-stage counterweights,the gravity centereccentricity wascalibratedtobeonly7 mm,meetingthebalancerotationrequirements.Thesecond-stage rotation was conducted 4.5 months after the completion ofthe first-stage rotation.The maximum pylon-head o fset measured in the second-stage rotation was0.1 m,the maximum spacingvariation between stands of the spherical hinge was 5 mm,andthestandsdid nottouch the ground,proving that the spherical hinge worked wel.By using the proposed constructionscheme,theLongyanBridgeachievedtheobjectiveofbalancedrotationconstruction.Key words：asymmetric cable-stayed bridge；overpass；two-stage rotation；spherical hinge；statifritionoefiient；ounterweighting；weighingtest（编辑：陈雷）