大吨位曲线连续刚构桥转体施工构造与稳定性研究*

时间：2024-08-31

李世亚，姚国文，唐晓，张高峰，赵玲

(1.重庆交通大学省部共建山区桥梁及隧道工程国家重点实验室，重庆 400074；2.重庆交通大学土木工程学院，重庆 400074)

在地形地域、施工设施、运营交通等受到严格限制时，高墩大跨曲线连续刚构桥转体施工时的稳定性问题突出，难以保证结构安全与稳定。转体施工中体系的多次转换和转体状态的复杂多变，会引起结构内力重分布及最大悬臂状态敏感位移反应，给施工中桥梁造成较大安全隐患。针对曲线连续刚构桥成桥后的稳定性，李盼研究了曲率半径和收缩徐变对曲线连续刚构桥力学性能及稳定性的影响；陈超研究了自重及偏载作用下不同桥墩形式连续刚构桥的自振响应，得出双肢薄壁墩的稳定性更好。对于施工阶段的稳定性，陈淮等分析了曲率半径对高墩大跨径连续刚构桥静力力学性能的影响；车晓军等对转体系统中球铰接触面上的压应力分布形态进行了抗倾覆性能分析，并推导了失稳的临界力矩公式；李明辉分析了施工过程中各种复杂工况对结构线性稳定和非线性稳定的影响。现有研究大都未考虑曲率半径对曲线连续刚构桥稳定性的影响，而曲率半径大小会直接影响转体施工中刚构桥主梁的位移。为保证施工过程中曲线连续刚构桥的可靠性，该文以实际工程为依托，通过建立施工阶段最大悬臂状态下有限元模型，分析不同曲率半径下桥梁转体过程中的受力和变形特点，确定合理的转体速度和转动加速度，保证结构在转动过程中的稳定性。

1 工程概况

某预应力砼曲线连续刚构桥，因跨越多条铁路、高架线路，且施工区域有限，为减少桥梁施工对交通线路的影响，采用转体施工技术进行施工。桥梁全长290 m，箱梁总宽32 m，线路处于小半径圆曲线上。桥型布置见图1。

图1 某预应力砼曲线连续刚构桥桥型布置(单位：cm)

上部结构梁高按二次抛物线变化，墩顶截面梁高5.5 m，跨中、边跨直线段及端支座处梁高2.5 m。主梁采用斜腹板单箱五室箱梁，顶板设双向1.5%横坡，全桥分别在中支点、端支点截面共设8道横隔板。下部结构采用双壁墩，箱梁底板与桥墩横桥向薄壁等宽，均为20.4 m；桥墩顺桥向薄壁和该处箱梁内横隔板等厚，均为1.2 m。单肢薄壁对开两洞，分为三柱，宽度分别为3.8、4.8、3.8 m。主梁采用C50砼，桥墩采用C40砼。

2 有限元模型建立

为研究不同曲率半径对该桥转体结构受力、变形的影响，采用Solid45实体单元建立最大悬臂状态下有限元模型(见图2)对结构进行瞬态动力学分析，采用映射网格的形式至上而下对结构进行网格划分。底座只对Z轴方向进行限制，在水平面可实现自由转动。根据设计规范，结构转动角速度取值为0.6～1.2 rad/h，该桥跨越多条铁道线路，结构转体施工中角速度控制在1.2 rad/h。

图2 最大悬臂状态下曲线连续刚构桥有限元模型

3 转体施工构造与稳定性分析

3.1 曲率半径的影响分析

曲线刚构桥转体过程中，由于主梁存在几何曲率，其受力和变形呈现“弯扭耦合”的特点，适宜的曲率半径可避免桥梁的弯曲变形引起的侧向翻转。为研究不同曲率半径对曲线连续刚构桥施工阶段内力及变形的影响，在跨径不变的情况下，分别取曲率为600、500、400、300 m，分析转动过程中主梁横向、竖向变形，结果见表1、表2。

表1 最大悬臂状态下不同曲率半径时主梁不同位置处竖向位移

表2 最大悬臂状态下不同曲率半径时主梁不同位置处横向位移

从表1可看出：在转动过程中，最大悬臂状态下主梁竖向位移在墩顶处最小，分别向左右两支点呈递增趋势；随着曲率半径减小，主梁竖向位移增大，但增加幅度不大，300 m时竖向位移相对于600 m时竖向位移的最大增幅为14.41%，可忽略主梁平面曲率半径变化对竖向位移的影响。

从表2可看出：转体过程中达到最大悬臂状态时，由于角速度引起的主梁离心力作用，横向位移从截面右端向墩顶、截面左端逐渐增加；随着曲率半径减小，主梁截面不同位置处的横向位移增大，300 m半径时主梁横向位移增加最大，相对于600 m半径时增幅达257%，曲率半径对主梁横向位移的影响不能忽视；300 m半径时，远离墩顶侧的横向位移达到1.57 cm，对桥梁转体施工带来的影响应受到重视；300 m半径时，主梁悬臂横向位移增量曲线不平顺，对结构转体施工带来不确定性。

3.2 转体系统

3.2.1 转体系统构造

转体系统主要由上转盘、下转盘、球铰、环形滑道、脚撑及牵引装置等构成(见图3)，其中下转盘采用C50砼，通过直径8.4 m环形滑道和撑脚保证转体刚构桥的倾覆稳定性，撑脚与环形滑道的间隙为4～6 mm，共设置8组撑脚。转体系统起止和转动过程中，用千斤顶对转体结构姿态进行调整。上转盘平面为22 m×10.8 m×1.8 m长方体，通过直径为9.5 m的转台与球铰、撑脚连接。

图3 转体结构立面图

3.2.2 受力、变形分析

转体施工中球铰作为承受结构重量的关键构件，其静、动摩擦系数及偏心距离直接决定转体系统转动需克服的摩擦力和牵引装置需提供的转动力偶。上转盘在横桥向设置预应力钢束，致使整个砼结构在横桥向处于受压状态。经过模型分析，得上转盘应力处于可控范围内，其中球铰顶部砼上缘最大压应力为2.1 MPa，下缘最大压应力为12.0 MPa，钢束锚固区砼出现不大于1.3 MPa的拉应力。图4为上转盘在转体过程中的受力云图。上转盘砼在其余应力状况下的剪应力和主拉应力均小于1 MPa，满足砼的强度要求。

图4 上转盘横桥向正应力云图(底侧图，单位：MPa)

大部分采用转体施工的桥梁，进行结构分析时主墩可视为刚性。但该桥设计中为减轻自重采用中间开设2个孔洞的双薄壁柔性墩，需对转体过程中桥墩位移进行分析。如图5所示，单肢薄壁在转体过程中受扭矩作用，左右侧最大相对位移为3.8 cm，主梁两悬臂端横桥向最大相对位移差为19 cm。总的来说，应力均衡，变形可控。

图5 T构恒载+扭转工况下梁体横桥向位移(单位：mm)

3.2.3 转动加速度

转体结构转动过程中有一段加速转动的过程，会改变刚构桥的墩柱受力状况，为保证转体施工安全，对不同角加速度下墩柱受力情况进行分析。根据设计规范，转体角速度不大于0.6～1.2 rad/h，该桥取1.2 rad/h，计算得扭转力矩M为11 457.6 kN·m，主梁绕z轴的扭转惯性矩Jz为：

(1)

式中：a、b为箱形主梁截面换算为矩形截面的尺寸。

产生的角加速度β为：

(2)

理论上角加速度为0.001 2 rad/s2，而实际中墩顶质量较集中，该理论值偏大。采用ANSYS建立动力分析模型，赋予转体结构不同转动角加速度，分析不同转动角加速度下桥墩的应力分布。0.12、0.012、0.001 2、0.000 12 rad/s2角加速度下桥墩应力分布见图6、图7。

图6 0.12、0.012 rad/s2角加速度下桥墩应力分布云图(单位：Pa)

图7 0.001 2、0.000 12 rad/s2角加速度下桥墩应力分布云图(单位：Pa)

由图6、图7 可知：在加速转动过程中，桥墩转动角加速度越大，其应力水平越大。在0.12和0.012 rad/s2角加速度下，桥墩受到的最大拉应力超过规范限值，砼会开裂，表明转动加速度对转体桥墩结构安全影响较大。0.001 2和0.000 12 rad/s2角加速度下桥墩应力处于安全水平。基于桥墩受力安全考虑，转体施工中结构转动角加速度不超过0.001 2 rad/s2。

3.3 摩擦系数对结构稳定性的影响

施工中桥上运营交通的振动、风的动力效应等不确定因素都会影响转体结构稳定性，而上下球铰间的摩擦系数是影响桥梁稳定性的重要因素。经过称重试验得到由主梁重量不平衡引起的桥墩纵向不平衡力矩为682 kN·m，远小于横向不平衡力矩13 296 kN·m。同时，转体结构纵桥向迎风面积较小，风荷载对其稳定性影响不大，故考虑风荷载和不平衡力矩两者共同作用下悬臂梁横向稳定性更具有研究价值。转体施工前，根据称重试验结果进行配重，调整重心以消除不平衡力矩，但实际上不平衡力矩是无法完全消除的。选取产生不平衡力矩的不平衡重的5%、10%、15%、20%、25%研究不同摩擦系数下转体结构的稳定性。

3.3.1 风荷载理论计算

转体结构转动前，将临时固结拆除，这时整体结构的平衡仅由上下球铰间的摩擦力来平衡，其抗风稳定性比成桥后差，必须保证风荷载作用下的抗倾覆能力。根据《公路桥梁抗风设计规范》对风荷载理论值进行计算。静阵风风速vg为：

vg=Gvvz

(3)

式中：Gv为静阵风系数，取为1.31；vz为基准高度z处风速(m/s)。

从安全角度，结合桥梁实际情况，取10年重现静阵风系数为0.84，得到静阵风速。主梁单位长度上风荷载作用下静阵风荷载FH采用下式计算：

(4)

式中：ρ为空气密度(kg/m3)；CH为构件阻尼系数；H为构件投影高度(m)。

利用式(3)、式(4)计算纵横方向的静阵风荷载，进而得到两个方向的不平衡力矩。

3.3.2 转体前静摩擦系数对稳定性的影响

在转体前，解除临时固定约束后，桥梁抗风性能较差。转体结构称重试验得到的球铰静摩擦系数为0.018～0.06，分别取摩擦系数为0.015、0.02、0.025、0.03、0.035、0.04、0.05、0.06进行分析。38#主梁转体重量约14 500 t，球铰转动半径为8 m，由转体结构称重试验得球铰静摩擦系数为0.026，桥墩摩擦力矩=145 000×8×0.026=30 160 kN·m。据此计算不同摩擦系数下稳定性系数，结果见表3。

表3 球铰转动前不同静摩擦系数下横桥向稳定性系数

由表3可知：静摩擦系数为0.015时，转体结构在解除临时固结时在5种不平衡重作用下均会发生倾覆；静摩擦系数为0.02，不平衡重大于15%，即转体结构在横桥向曲线内外侧差值大于24 t(折算成砼约为9.3 m3)时，转体结构横桥向稳定系数小于1.105，已十分接近保持结构体系安全的临界值。考虑到该桥跨越数条铁路干线，列车高速通过引起的振动作用会导致转体结构发生倾覆，在更大静摩擦系数下结构才具有更大的横向稳定性系数。静摩擦系数达到0.025时，横向稳定系数为1.5左右，具有较高的安全储备。因此，施工过程中，既要严格控制T构曲线内外侧的钢筋和砼用量，做好每个现浇段的材料记录；也要保证球铰的静摩擦系数不小于0.025，确保在最大悬臂块浇筑完成后T构曲线内外侧的重量差值小于40 t。

3.3.3 转体时动摩擦系数对稳定性的影响

称重试验得到的球铰静摩擦系数为0.018～0.06，相比于其设计值0.1小很多。球铰动摩擦系数设计值为0.06，在保证桥梁转动安全稳定的前提下，按动摩擦系数为静摩擦系数的0.5倍计算。不同动摩擦系数下横桥向稳定性系数见表4。

表4 球铰转动时不同动摩擦系数下横桥向稳定性系数

由表4可知：不平衡重为25%，即转体结构横桥向曲线内外侧重量差为40 t(折算成砼为15 m3)，球铰动摩擦系数为0.007 5时，桥梁横向稳定性系数为1.554，具有较好的安全储备，较动摩擦系数设计值0.6有较大差距。随着摩擦系数增加，安全储备更高，建议球铰动摩擦系数取0.01～0.03，且配重施工误差控制在不平衡重的25%以内。

4 工程实施效果

某预应力砼曲线连续刚构桥平面曲率半径为600 m，转体施工时转动加速度为0.001 2 rad/s2，转动角速度为0.02 rad/min，由转体结构称重试验得出球铰静摩擦系数为0.026、动摩擦系数为0.015 6。采用MIDAS/Civil 2015建立转体施工及成桥后全桥空间有限元模型(见图8)，桩侧土体约束作用按M法考虑，桩底设置竖向支撑，桥台支座采用一般支撑，全桥共1 523个节点、1 455单元。采用有限元模型对施工过程中转体系统墩的强度、稳定性进行验算，并对成桥阶段上部、下部结构进行验算，验算结果均满足要求。

图8 桥梁有限元模型

该桥以预设的转动参数成功完成转体施工，期间主梁、桥墩的应力监测结果均满足规范要求，成桥后桥面线形平顺。