曲线 宽箱梁 转体桥 施工控制

1、曲线 宽箱梁 转体桥 施工控制1 工程概况 项目统计见表1.1，具体见各桥介绍。 表1.1 项目概况统计表 序号 项目名称 桥型及主要特点 备注 1武汉市姑嫂树路跨铁路转体桥 连续梁，跨径布置70+116+70m，梁宽32m，平面线形位于R=1600的圆曲线上 目前国内最重的高空转体桥 2武汉市梅家山跨铁路转体桥 连续梁，跨径布置50+85+50m，梁宽变宽2635m，平面线形位于缓和曲线和圆曲线上 目前国内最宽的转体梁桥 3武汉市长丰大道工程跨铁路转体桥 连续刚构桥，跨径布置55+90+90+55m，梁宽32m，平面线形位于R=600m的圆曲线上 目前国内最高的转体梁桥 （1）武汉市姑嫂树路

2、跨铁路转体桥 转体桥采用70+116+70m=256m变高度预应力混凝土连续梁体系，平面线形位于R=1600和R=2000的圆曲线上；主墩为“M”形实心墩，墩身最高为12m；箱梁采用斜腹板单箱五室，梁高3.07.0m，箱梁顶宽32m，设双向1.5横坡（部分段变高），箱梁底宽19.54822.308m。转体最大吨位17000t，最大角度106。桥型布置图如1.1所示： 图1.1主桥布置图（单位：cm） （2）武汉市梅家山跨铁路转体桥 转体桥采用50+85+50m=185m变高度预应力混凝土连续梁体系，平面线形位于R=600和R=400m的圆曲线之间的缓和曲线上；主墩为实心墩，墩身最高为11m；箱

3、梁采用斜腹板单箱四室，梁高2.55.0m，箱梁顶宽2635m，设双向1.5横坡（部分段变高），箱梁底宽16.6525.65mm。转体最大吨位10000t，最大角度70。桥型布置图如1.2所示： 图1.2桥型布置图（单位：m） （3）武汉市长丰大道工程跨铁路转体桥 转体桥上部采用一联55+90+90+55m=290m的变截面预应力混凝土连续刚构桥，平面线形位于曲线上，曲线半径R=600m；主墩为双壁实心墩，墩身最高为24m；箱梁横截面为斜腹板单箱五室，梁高2.55.5m，箱梁顶宽32m，设双向1.5横坡，箱梁底宽20.65622.724m。转体最大吨位14500t，最大角度106。桥型布置图如1

4、.3所示： 图1.3桥型布置图（单位：m） 2 施工监控工作目标 通过施工现场的结构测试、跟踪计算分析及成桥状态预测得出合理的反馈控制措施，为施工过程提供决策技术依据，从而正确指导施工，确保施工成桥状态线形、内力与设计目标值相符。具体包括： 1）变形控制 通过对桥梁实施线形控制，使其结构在施工过程中的实际位置（平面位置、立面位置）与预期状态之间的误差在规范允许范围之内，保证桥梁顺利合龙、成桥线形符合设计要求。 2）应力控制 通过对结构主要截面的应力监控，实时了解结构的实际应力状态，使之在允许范围之内变化，避免发生工程施工事故。 3）稳定控制 桥梁结构的稳定性关系到桥梁结构的安全。通过稳定分析计

5、算（稳定安全系数），并结合结构应力、变形的监测数据综合评定、确保施工过程中各阶段结构的稳定性。 4）安全控制 通过桥梁施工全过程监控，掌握桥梁施工过程中自重、施工以及由于安装误差和其它不定因素产生的结构内力，得出成桥状态的实际受力状态，评定结构的受力安全性。 5）数据控制 通过桥梁施工全过程监控，为优化桥梁的施工工序提供可靠的数据。根据公路桥涵施工技术规范（JTG/T F50-2011）和公路工程质量检验评定标准（土建工程）（JTG F80/1-2004）以及本标段施工设计图的规定，本标段施工监控控制精度和调控原则见表2.1和2.2。 表2.1 施工监控控制误差范围（转体部分） 序号 检查项目

6、 规定值或允许偏差 1 轴线偏位(mm) 10 2 跨中梁顶面高程(mm) 20 3 同一横断面两侧或相邻上部构件高差（mm） 10 表2.2 施工监控控制误差范围（悬臂浇筑部分） 序号 检查项目 规定值或允许偏差 1 轴线偏位(mm) L100m 10 L100m L/10000 2 顶面高程(mm) L100m 20 L100m L/5000 相邻节段高差 10 3 断面尺寸（mm） 高度 +5，-10 顶宽 30 底宽 20 顶板腹板厚 +10，0 4 合龙后同跨对称点高程差（mm） L100m 20 L100m L/5000 5 平整度（mm） 8 6 横坡（%） 0.15 7 立模标

7、高允许误差（mm） 5 8 合龙段两侧梁段容许高差（mm） 20或30 3 施工各阶段受力状态分析 桥梁各施工阶段受力状态分析是施工控制计划阶段的主要工作，这是整个施工控制工作的基础。这一阶段的工作必须尽可能地接近实际施工状态，使理论分析和实际施工状态间的误差减少到最小，这是保证采用施工控制法实现控制目标的关键。 3.1 受力状态分析目标 转体桥各施工阶段受力状态分析，确定各阶段（包括成桥阶段）理想目标线形、应力； 关键施工阶段（或特殊施工阶段）的施工方案优化； 设计参数或误差因素敏感性分析，确定主要误差参数； 校核最不利状态下结构物安全，对受力最不利的节段预警； 完成施工控制传感器监测系统设

8、计； 编制施工控制细则、阶段计算报告等。 上述各项工作中，最核心的工作是全桥施工过程模拟计算分析，其它大部份工作是在此基础上展开的，因此这项工作有着特殊的重要性，这也是目前我们工作的重点。 3.2 计算模型的建立 建立空间杆系和实体计算模型，实体模型主要用于重心偏心计算，纵向计算模型见图3.1。计算采用以下假定： （1）主梁为全预应力构件，不考虑普通钢筋参与结构受力；不考虑横向和竖向预应力；（2）主墩墩底和承台按固定约束考虑；（3）结构验算有考虑纵坡和平曲线影响。 （a）姑嫂树计算模型图（b）梅家山计算模型图（c）长丰大道工程计算模型图图3.1 转体桥计算模型 3.3 主要计算结果 （1）应力

9、计算结果 施工阶段计算主梁正应力满足公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范（JTG D622004）7.2.8条要求，表明主梁在施工阶段的受力满足规范要求，结构安全可控。 （2）位移及重心偏心量计算结果 详见后续章节。 4 支架线形控制关键技术 4.1 转体桥支架线形控制 转体桥一般采用支架施工，支架、模板安装完成后很难调整。所以在主梁节段混凝土浇筑的过程中，对立模标高放样和支架预压、即主梁施工线形的控制尤为重要。 （1）支架预压 支架在使用前必须按照规范进行预压试验，这样不仅可以验证支架的安全性，也能得到支架的弹性和非弹性变形，用于线形控制。当不能做到全部支架预压时，后续支架的变形可根据已

10、预压试验数据推算，f非弹性与已预压值取一致，f弹性按照荷载与已预压值线性折算。 （2）模板放样 支架模板放样预拱度数据应一次提供，可根据梁底曲线适当圆顺平滑处理。 满堂支架施工节段立模标高设置原则： H主梁梁顶立模标高； H0主梁梁顶设计标高，即成桥状态设计线形； fy预拱度（见预拱度设置）； fz支架变形（支架变形通过支架预压试验获得）。 4.2 预拱度的设置方法 转体桥施工预拱度设置参考连续梁桥和连续刚构桥的预拱度设置，公式如下： 预拱度计算结果分为施工阶段预拱度、运营阶段预拱度、活载预拱度和附加预拱度。 施工阶段预拱度（fsg）：为根据理论计算建立的计算模型和确定的计算参数，结合施工工况

11、，进行正装计算，得到的成桥后（桥面铺装完成）位移反拱值。 运营阶段预拱度（fyy）：为运营10年期间主桥的位移反拱值。 活载预拱度（fhz）：为汽车荷载向下位移最大值的1/2的反拱值。 附加预拱度（fjy）为我单位根据文献及以往经验，及考虑梁桥跨中下挠问题提出的经验附加值，跨中处最大值一般取值为fa=La/1500（La为中跨跨径），边跨3/8Lb处最大值一般取值为fb=1/4fa，其它位置取值按照余弦函数计算，各曲线函数表达如下： 选择余弦曲线是因为在墩顶两侧曲线相接处和最大预拱度处的切线斜率均为零，满足平顺的要求。其次，余弦曲线在L/4处为纵坐标值为顶点峰值的1/2，能与有限元计算结果较好

12、的吻合。 4.3 线形控制方法及测点布置 结构几何监测，包括主梁高程、主梁轴线偏位等监测内容，是施工监控中重要的反馈指标。转体桥的几何控制测量采用精密水准仪和全站仪。 1）主梁线形监测 主梁的高程测量是为了获得各施工阶段（混凝土浇筑前、混凝土浇筑后、预应力张拉后）各梁段块件控制点的标高，绘制线形图；此外通过前后施工阶段的梁段标高变化计算出主梁的实际竖向变形，便于与理论计算位移值对比，进而及时调整偏差，为施工控制分析提供直接依据。 2）主梁轴线监测 主梁轴线偏位测量是为了能反映施工中梁段块件的实际轴线位置与设计轴线的偏差，避免出现偏差积累过大而导致横桥向上合龙阶段施工困难。轴线测点选择主梁高程测

13、点中的主控测点。 将分析结果运用在各转体桥上，各施工阶段主梁标高误差小于规范限值，最终成桥线形平顺。 5球铰质量安装控制 本课题球铰质量安装控制主要内容为（1）砂桶；（2）撑角与滑道间隙 （1）砂桶 根据项目经验：姑嫂树转体桥没有使用砂桶；梅家山转体桥使用普通砂桶，砂桶没有预压；长丰大道转体桥使用标准石英砂，且预压过。在拆除球铰临时固结时，长丰大道转体桥砂桶拆除方便，球铰扰动小。因此建议：球铰临时固结处的砂桶用标准干燥石英砂，并预压，这样能保证砂桶内的石英砂不结块，拆除方便；石英砂提前预压后，变形较小，在球铰荷载变化时自身变形较小，可保证球铰拆除前后的扰动，为撑角与滑道间隙的准确预留提供了保障

14、。 （2）撑角与滑道间隙 撑角与滑道间隙不易预留过大，也不易过小，而且需要预估后面可能存在的变形，因此合理预留很重要。根据3个项目相关经验的总结，建议在初始安装球铰间隙设置为2.53.5 cm，拆除球铰临时固结（砂桶要求使用石英砂，且预压）时按照对称平稳拆除，基本使球铰自由下落，能保证撑角与滑道间隙1.52.5 cm，荷载主要由球铰承受，能实现更安全、更容易的转体施工。另外撑角与滑道之间空隙建议内填充干燥石英砂，四周用泡沫严格封闭，严禁砂浆渗入，避免后期拆除时的施工难度。 6不平衡重称试验 对曲线转体桥应在理论配重完成后，再进行支架拆除和球铰临时固结（砂桶、撑角垫层）拆除。在球铰临时固结拆除时

15、，提前安装不平衡重称重设备，拆除过程中对悬臂梁梁端进行实时监测；若发生较大变形时应立即停止拆除并使用称重设备进行安全保护，确认原因及安全后方可继续拆除。 试验准备完成后，一般建议风速不大时进行称重试验，以提高称重试验准确性。加载位置优先选择球铰处，当不满足称重要求时，也可以选择梁端加载。 6.1 球铰摩阻力矩的准确计算 球铰摩阻力矩计算公式推导有几种方法，不同的计算公式计算的摩阻系数和摩阻力矩不同，对加载位置及千斤顶量程选择影响较大，应最后选择合理的数据用于指导现场施工。 （1）球铰摩擦系数现常规计算 现有的常规球铰摩擦系数计算公式为： 式中，Mz转动体球铰摩阻力矩(kNm)； R球铰球半径（

16、m）； a球铰中心角之半()； N转动体质量（kN）； u0球铰静摩擦系数。 该式假设在称重试验时，转动体球铰在沿梁轴线的竖向平面内发生微小的竖转，摩阻力矩为摩擦面每个微面积上的摩擦力对过球铰中心竖转法线的力矩之和。公式中将球铰分为许多微圆环，微圆环面元与球铰中线之夹角为，半径为r，设每一圆环宽度为ds，则圆环面积dA=2rds，r=Rsin，ds=Rd dMz=RcosdF， dF=0dA， =竖cos，竖= N(R sin)， 由Mz积分便得到式（1） 图6.1转动球铰静摩擦系数计算示意图 （2）球铰摩擦系数新公式计算 近年来，笔者连续参与了几座大跨度桥梁的转体施工，在施工过程中审查转体结

17、构不平衡称重方案时，发现称重试验得到的球铰静摩擦系数计算得的牵引力与实测值有较大误差。 式（1）不仅在我们所参与的转体桥中使用，且广泛应用于其它转体桥梁的不平衡称重试验中。其问题是，dM=RcosdF中假设的每个微面积上的摩擦力对过球铰中心竖转法线的力臂Rcos为一个定值不成立；实际上，在微圆环中，其各点到旋转轴的距离是不等的。dM=RcosdF中力臂实际为上微圆环中各点到球中心的距离，而非到转轴（OX或OY轴）的距离，因此，积分RcosdF是存在误差的，由此而算得的静摩擦系数值是不准确的。由此公式计算得到的静摩擦系数，进行平转牵引力计算，其计算值与实测值存在较大的偏差，应该对式1进行修正，进

18、行更合理的球铰摩擦系数分析计算研究。 基本假设 认为上下转盘间光滑平整，转动体结构的重量均布于上转盘的底平面上；不考虑转体过程中风力、温度变化等对摩擦系数的影响。 理论计算 不平衡称重试验时，球铰在沿梁轴线的竖平面内发生顺时针或逆时针微小角度的竖转。如图一，OY轴为梁的轴线方向，纵向不平衡称重试验时，梁沿YOZ平面的法线方向OX轴为旋转轴发生顺时针或逆时针微小角度的竖转。在垂直于OX轴的方向，将球铰底面划分为无数微圆弧，设微圆弧mn在XOZ平面内与球铰中线之夹角为，则圆弧的半径rz=Rcos。 弧上各点所受摩擦力垂直于弧半径，弧上各点对转轴OY的力臂都相等，这个力臂即为圆弧的半径rz，见图6.

19、2。 图6.2转动球铰静摩擦系数新计算示意图 （3）公式验证结果 公式（2）在项目梅家山转体桥和长丰大道转体桥项目重得到了验证，不平衡称重试验推算的到竖转静摩擦系数与试转时得到的平转静摩擦系数较为一致。 6.2 平转牵引力合理计算 （1）平转牵引力计算 平转牵引力计算方法采用力矩平衡的原则进行，即平转牵引力力矩与平转转动摩阻力矩大小相等。采用平面积分法进行公式推导：平面积分法计算时假定撑角与滑道、上下球铰均为全面积接触，忽略因滑片布置引起的接触空隙。 式中，p为支撑体系单位面积所受压力；1为球铰处摩阻系数；2为撑角与滑道摩阻系数；R0为球铰平面半径；R1为撑角内半径，R2为撑角外半径；l为牵引

20、力力臂；F为牵引力。 球铰摩阻系数一般取静摩阻系数为0.100.12，动摩阻系数为0.060.09；撑角与滑道摩阻系数一般取静摩阻系数为0.05，动摩阻系数为0.030.04。 （2）平转牵引力计算简化 一般转体桥施工球铰安装外包给有资质有经验的专业单位安装施工，基本能保证球铰安装精度满足设计要求，转体前拆除球铰处的临时固结后，能保证撑角与滑道的间隙位于535 mm。笔者参与的两座曲线宽箱梁连续梁桥转体施工，转体前通过合理的配重和拆除球铰临时固结顺序，能保证撑角与滑道脱空，上部结构荷载完全由球铰承受，即支撑形式变为球铰独立支撑、小偏心转体。则式（3）简化为： 式（4）与公路桥涵施工规范（JTG

21、TF50-2011）中的转体牵引力计算公式一致。同时说明了“规范中”的牵引力计算公式仅适合于“转体结构自重由球铰独立承担，撑角不参与受力”的情况。 撑角与滑道存在接触，上部结构荷载不完全由球铰承受，即支撑形式变为球铰和撑角共同支撑、大偏心转体。计算平转牵引力时按照式（3）计算。 因此在转体桥牵引力设计时建议：正常转体牵引力设计值取式（4）计算值，不考虑撑角参与受力；备用助推设备顶推力考虑全部撑角受力，取式（3）计算值。 6.3 不平衡称重试验 目前，不平衡重称重试验多采用球铰转动法，该法是通过测试转体荷载-位移曲线突变法测试球铰摩阻力矩和不平衡力矩并完成配重。通过实测球铰摩阻力矩计算摩擦系数。

22、 当转动体球铰摩阻力矩小于转动体不平衡力矩时，意味着转盘临时固结拆除后，转动体部分在自身的不平衡力矩作用下发生转动3。假设转动体重心偏向西侧，此时进行不平衡称重试验，转动体西侧支点落顶，使转动体在沿梁轴线的竖平面内发生顺时针方向微小转动，同时东侧支反力为零。然后西侧支点升顶，发生逆时针方向微小转动，同时东侧支反力为零。记录转动过程中千斤顶读数和百分表读数，根据荷载-位移曲线判断克服最大静摩阻力矩时的力。 图6.4转动球铰摩阻较小时称重试验示意图 通过下式可以计算得到球铰摩阻力矩： MG（P升P落）L西/2 Mz（P升-P落）L西/2 式中： MG 转动体不平衡力矩(kNm)； Mz转动体球铰摩

23、阻力矩(kNm)； P落、P升 梁体西侧落顶、升顶时支点的支反力（kN）； L西 梁体西侧支点距转动球铰几何中心的距离（m）。 当转动体球铰摩阻力矩大于转动体不平衡力矩时，意味着转盘临时固结拆除后，转动体部分在自身的不平衡力矩作用下不能发生转动。此时进行不平衡称重试验，分别从转动体东、西侧支点顶梁，使转动体在沿梁轴线的竖平面内发生逆时针、顺时针方向微小转动，此时记录转动过程中千斤顶和百分表读数，根据荷载-位移曲线判断克服最大静摩阻力矩时的力。同样可得： 图6.5转动球铰摩阻较大时称重试验示意图 MG=( P东L西P西L东)2 Mz=( P东L西+ P西L东)2 式中： P东、P西 梁体东、西侧

24、顶梁时支点的支反力（kN）； L东、L西 梁体东、西侧支点距转动球铰几何中心的距离（m）。 不平衡称重试验结果见附件及报告。 7 重心偏心量设置 7.1 重心偏心量理论计算 重心偏心量理论计算一般采用CAD法和有限元法，根据匀质物体的重心和几何中心相互重合，可以采用CAD进行三维建模，获得结构的重心；通过有限元法计算分析支架拆除前、后桥梁的固结支座弯矩的变化，以及结构的总重量，进行结构重心位置推算。本文主要通过有限元法计算转体结构重心，不同的建模方法计算的重心偏心量和配重存在差别，为提高计算准确性，需要采取几种不同建模方法计算进行结果对比分析，最后选择合理的数据用于计算理论重心偏心量及配重。例

25、如梅家山转体桥两种模型计算的重心偏心量差别达到为16%，因此建议类似转体桥重心偏心量计算应建立不同模型计算，根据不同计算结果综合分析后使用。 7.2 重心偏心量设置值 理想的转动体系必须具备易于转动和安全稳定两个条件，即需要设置一定的偏心以利于转体时的安全稳定，但偏心设置不易过小，偏小会降低转动的操作性，增大转体控制难度；又偏心设置不易过大，过大会使得转体过程中梁摇晃过大或撑角与滑道接触摩擦力过大，不利于转动，而且会降低转动体的抗倾覆稳定性。 根据不平衡重称重试验结果，初配重设置按照纵、横向偏心设置为0cm与实测结果一致，证明配重计算合理，准确。重心偏心量设置一般为5.0cm15.0cm，例如

26、梅家山转体桥为变宽曲线桥，重心偏心设置思路为横向重心偏心设置为0cm，这样将曲线梁的双向重心偏心问题简化为单向偏心；纵向重心偏心量设置取5cm和15cm两种极限值进行研究，不同偏心设置配重后转动体抗倾覆验算结果不同。 纵向重心偏心设置取为15cm时，配重后抗倾覆验算不能满足规范要求，因此不适合。 纵向重心偏心设置取为5cm时，配重后抗倾覆验算在有风或无风作用下（6级大风）能满足规范要求，但是否满足转体操作控制及精度要求，需要试转验证，若不满足要求，需要适当加大重心偏心量设置。 8 项目结论 本项目以3座大跨度曲线宽梁转体桥为背景工程，对全桥设计复核计算，研究桥梁结构整个施工过程受力状态；对施工过程模拟分析，并在实际工程的施工控制中应用分析结果；对桥梁在施工过程中的结构响应参数进行了整理，与理论计算分析对比，整体评估了结构在施工过程中的状态进行；对以后类似工程项目