常州大明路跨沪蓉高速转体梁快速称重试验

龚博 曹志邓 郑晓毛 徐伟炜

(1.中交三航局南京三公司 210000；2.东南大学土木工程学院 南京211189)

引言

桥梁转体施工是指桥梁结构在非设计轴线上进行浇筑或拼装，并利用摩擦系数很小的球铰、滑道及转盘结构将成形后的桥梁结构转动至设计轴线位置的施工方法。与平衡悬臂施工法相比，转体施工可有效利用路线周边地形条件，具有施工条件好、安全可靠、经济效益明显等优点，在不得不跨越高速铁路、高速公路既有线施工工况下，桥梁转体施工已成为最大程度降低对既有线影响的最佳方案。

为保证转体过程的安全稳定和易于转动，在结构转体之前，需要将转动体重心偏移量控制在一定的范围内，因此首先要对转动体进行称重试验，以测得转动体的不平衡力矩、偏心距、摩阻力矩及摩擦系数等参数，从而为后续的配重及牵引提供依据。传统的称重试验在顶力的分级加载时，为了精确得到临界滑动时顶力的大小，每一次顶力的增长比较小，从而导致称重试验耗时过长；而采用粗分加载初判可快速判断出临界滑动时顶力的范围，再采用细分加载精寻精确找到临界滑动时的顶力，相比传统的称重方法在节约时间的同时，精确性也有一定的提高。本文以常州大明路跨沪蓉高速转体梁称重试验为例，介绍一种水平转体梁快速称重技术，可为同类桥梁转体前的称重试验提供参考。

1 工程概况

江苏省常州市新建大明路在K0 +832.09 处上跨沪蓉高速公路，主桥采用56m +90m +56m三跨变截面预应力混凝土连续梁型式，桥梁总宽25m，先在沪蓉高速公路两侧平行于公路方向满堂支架现浇87m 梁体，顺时针旋转70.96°后转体到位，然后现浇两侧9.5m 直线段，接着施工边跨3m 合龙段，最后施工中跨3m 合龙段，完成全桥合龙。

主桥转体梁平面如图1所示，其中6#墩、7#墩为中墩，中墩下承台设计为正方形承台，上承台设计为圆柱形承台，上下承台间设转动体系，转体重量约为10076t。

2 称重试验及结果分析

转体T 构一般设计为对称结构，但由于施工误差，转体球铰两侧将存在一定的不平衡力矩。为保证转体安全，转体前宜进行转动体称重试验，测试转动体部分的不平衡力矩、偏心距、摩阻力矩及摩擦系数。根据称重试验结果，当转动体的不平衡偏心距小于150mm 时，可不进行平衡配重[1]。

2.1 不平衡力矩法称重原理

不平衡力矩法是利用球铰的轻微转动来测试结构两侧的不平衡力矩[2]。当梁体脱架完成后，整个转动体的平衡表现为以下两种形式之一：

(1)当转动体不平衡力矩MG大于球铰摩阻力矩MZ时，转动体绕球铰发生刚体转动，直至撑脚参与工作。此时，在转动体重心偏向侧放置千斤顶，加压向上发生微小转动时的顶力设为P1，对应的力臂设为L；回落向下发生微小转动时的顶力设为P2，如图2所示，则：

联立方程(1)和(2)，可得：

图2 不平衡力矩大于摩阻力矩顶升示意Fig.2 The unbalanced moment is greater than the frictional moment

(2)当转动体不平衡力矩MG小于转动体球铰摩阻力矩MZ时，转动体不发生转动。此时，在转动体某一侧放置千斤顶，加压向上发生微小转动时的顶力设为P1，对应的力臂设为L1，回落将不发生转动；在转动体另一侧放置千斤顶，加压向上发生微小转动时的顶力设为P2，对应的力臂设为L2，回落将不发生转动，如图3所示，则：

联立方程(5)和(6)，可得：

当MG大于零时，表示转动体重心偏向P1一侧，当MG小于零时，表示转动体重心偏向P2一侧。

此外，球铰静摩擦系数应按f＝MZ/(RG)计算，转动体偏心距应按e＝MG/G计算[1]。其中，R表示球铰半径，G表示转动体重量。

图3 不平衡力矩小于摩阻力矩顶升示意Fig.3 The unbalanced moment is less than the frictional moment

2.2 测试结果及分析

1.6#墩测试结果及分析

砂箱拆除后，6#墩边跨一侧撑脚接触滑道，初步判定转动体不平衡力矩大于摩阻力矩。在边跨侧靠近纵轴线撑脚两边对称布置两台400t 千斤顶，在顶侧和非顶侧撑脚处各布置一套百分表，如图4所示。

图4 6#墩千斤顶和测点布置示意Fig.4 Schematic diagram of jack and measuring point arrangement of pier 6

开始顶升时，按每级800kN 加载，在加载至4000kN 过程中，百分表发生位移突变，判定向上顶滑转动体的压力在3200kN 至4000kN 之间，经估算转动体偏心距有可能超过150mm 限值；重新卸载至3200kN，百分表没有发生位移突变，按每级160kN 继续加载，当加载到4000kN 时，百分表发生位移突变，判定向上顶滑转动体的压力在 3840kN 至 4000kN 之间，取 3920kN 作为向上顶滑力，见表1。

表1 6#墩边跨起顶荷载-位移关系Tab.1 The relationship between jacking load and displacement of side span of pier 6

开始回落时，按每级800kN 卸载，在卸载至800kN 过程中，百分表发生位移突变，判定向下落滑转动体的压力在800kN 至1600kN 之间；重新加载至1600kN，百分表没有发生位移突变，按每级160kN 继续卸载，当卸载到800kN 时，百分表发生位移突变，判定向下落滑转动体的压力在800kN 至 960kN 之间，取 880kN 作为向下落滑力，见表2。

表2 6#墩边跨落顶荷载-位移关系Tab.2 The relationship between unloading load and displacement of side span of pier 6

称重实测数据上承台竖向位移与千斤顶顶力的关系曲线如图5所示。

图5 6#墩纵向称重力与位移关系Fig.5 The relationship between longitudinal jacking force and displacement of pier 6

可得：P1＝3920kN，P2＝880kN，本桥L＝5.5m，则：

转体结构偏心距：e＝MG/G＝0.131m

结果表明，6#墩转体结构偏心距为131mm，小于150mm，无需配重。

2.7#墩测试结果及分析

砂箱拆除后，7#墩边跨一侧撑脚接触滑道，结合6#墩实测结果，初步判定7#墩也是转动体不平衡力矩大于摩阻力矩，起顶位移突变点对应的顶升力在3920kN 左右。

开始顶升时，按每级800kN 加载，当加载到3200kN 时，百分表发生位移突变，判定向上顶滑转动体的压力在2400kN 至3200kN 之间，实测数据见表3。此时将千斤顶逐级卸载，压力至零后梁体并未回落，判定7#墩转动体不平衡力矩小于摩阻力矩，在中跨侧靠近纵轴线撑脚两边再对称布置两台400t 千斤顶，见图6。

表3 7#墩边跨起顶荷载-位移关系Tab.3 The relationship between jacking load and displacement of side span of pier 7

图6 7#墩千斤顶和测点布置示意Fig.6 Schematic diagram of jack and measuring point arrangement of pier 7

在中跨侧开始顶升时，按每级800kN 加载，在加载至1600kN 过程中，百分表发生位移突变，判定向上顶滑转动体的压力在800kN 至1600kN之间，此时将千斤顶逐级卸载，压力至零后梁体并未回落，实测数据见表4。

表4 7#墩中跨起顶荷载-位移关系Tab.4 The relationship between jacking load and displacement of midspan of pier 7

从式(3)可见，在两侧顶力相差最大时，计算的不平衡力矩最大，对应的偏心距也最大。因此，可按边跨顶升力P1＝3200kN、中跨顶升力P2＝800kN、L1＝L2＝5.5m 估算不平衡力矩的最大值：

不平衡力矩：

转体结构偏心距：

结果表明，7#墩转体结构偏心距最大值为66mm，远小于150mm 的限值，无需细分加载寻找精确偏心距，7#墩转体结构无需配重。

3 结语

本文采用不平衡力矩法进行转体梁称重试验，理论依据充分、可操作性强，结合粗分加载初判和细分加载精寻的快速称重技术，可为转动体快速估算偏心距和后续配重提供依据。

工程实践表明，大明路桥称重时间大大缩短，取得了良好的经济和社会效益。