大吨位刚构桥平转转动体系力学特性的深入剖析与关键参数研究

大吨位刚构桥平转转动体系力学特性的深入剖析与关键参数研究一、绪论1.1研究背景与意义随着我国交通基础设施建设的蓬勃发展，公路和铁路交通网络不断加密，跨线桥梁的建设需求日益增长。在既有线路旁或跨越既有线路修建桥梁时，传统施工方法往往会对既有交通造成严重干扰，甚至可能导致交通中断，影响社会经济的正常运行。转体施工方法作为一种创新的桥梁建造技术，能够有效避免施工对既有线路交通的影响，在跨线桥梁建设中得到了广泛应用。大吨位刚构桥由于其结构形式和承载能力的优势，在跨越重要交通干线、河流等复杂地形时具有独特的适用性。平转转动体系作为大吨位刚构桥转体施工的关键组成部分，其力学特性直接关系到转体施工的安全与顺利进行。转体过程中，桥梁结构要承受自重、不平衡荷载、风荷载等多种复杂荷载的作用，转动体系需具备足够的强度、刚度和稳定性，以确保桥梁结构不发生破坏或失稳。若转动体系的力学性能设计不合理，可能导致桥梁在转体过程中出现结构开裂、变形过大甚至坍塌等严重事故，不仅会造成巨大的经济损失，还会危及人民生命财产安全。目前，随着桥梁建设向大跨度、大吨位方向发展，对平转转动体系的力学性能要求也越来越高。然而，现有的研究成果在某些方面还难以满足工程实际需求。例如，对于大吨位刚构桥在复杂荷载工况下的受力机理和变形规律，尚未形成系统、完善的理论体系；在转动体系的设计方法和计算模型方面，还存在一定的局限性，无法准确预测转体过程中结构的力学响应。因此，深入研究大吨位刚构桥平转转动体系的力学特性具有重要的理论意义和工程应用价值。通过对大吨位刚构桥平转转动体系力学特性的研究，能够揭示转体过程中结构的受力机理和变形规律，为转动体系的设计提供更为科学、合理的理论依据，有助于推动桥梁转体施工技术的发展，为类似工程提供借鉴和参考，促进桥梁工程领域的技术进步。此外，保障大吨位刚构桥转体施工的安全，对于维护交通基础设施的正常运行、保障交通安全具有重要意义，能够为社会经济的稳定发展提供有力支撑。1.2国内外转体施工桥梁发展历程转体施工技术作为一种独特且创新的桥梁建造方法，在桥梁工程领域的发展历程中留下了浓墨重彩的一笔，为跨越复杂地形和既有交通线路提供了高效解决方案，其发展历程充满了探索与突破。在国外，转体施工技术的应用较早。竖转法是转体施工法中应用最早的类型，1947年，法国修建了第一座竖转施工的拱桥——主跨110m的肋拱桥，这种方法起初用于小跨径的肋拱桥。后来，意大利的多姆斯河桥也利用竖转法建成，跨径大约为75米，德国采用竖转法修建的Argentobel桥，跨径更是达到大约140米。竖转法主要通过搭支架或者利用地形在竖直方向位置浇筑混凝土拱肋，再从两边将拱肋放倒搭接成拱，但由于跨径增大时，竖向搭架过高，拱肋过长，转动不易控制，所以一般适用于小跨径桥梁。1976年，奥地利在维也纳的多瑙河运河桥上首次应用平转法，该桥为斜拉桥，跨径布置为55.7m+119m+55.7m，转体重量达4000t。此后，平转法凭借其在跨越障碍物方面的独特优势，在法国、德国、日本、比利时等国家得到广泛应用，采用平转法施工的桥梁类型也日益丰富，包括斜拉桥、钢桁梁桥、拱桥、T构桥等。1991年，比利时建成了转体重量最大的本・艾因桥，该桥为3×42m+168m的单塔混凝土斜拉桥，转体重量达1.95万吨，展现了当时转体施工技术在大吨位桥梁建设方面的成就。我国对转体施工技术的研究始于20世纪70年代。1975年，我国桥梁工作者开始进行拱桥转体施工工艺的研究，并于1977年在四川省遂宁县采用平转法建成跨径为70m的钢筋混凝土箱肋拱，自此，平转法在我国山区的桥梁建设中逐渐得到推广。70年代末80年代初，我国利用平转法建成的拱桥多为平衡重转体施工，跨径一般小于100米。为解决大跨径拱桥转体重量大的问题，四川省交通厅公路规划设计院从1979年开始研究无平衡重转体施工方法，并于1987年成功进行了跨径为122m的四川巫山龙门桥试验桥的施工，1988年四川涪陵乌江大桥采用该法转体成功，使我国拱桥的跨径首次突破200m大关。随着转体施工技术的不断进步，转动构造中牵引能力的提高以及磨擦系数的降低，无平衡重转体施工方法在我国的刚构桥以及斜拉桥中也得到广泛应用，应用范围从山区扩展到平原。例如，1980年四川金川县的曾达桥（独塔斜拉桥，转体重量1344t）；1985年江西贵溪跨线桥（斜脚刚构桥，转体重量1100t）；1990年四川绵阳桥（T构桥，转体重量2350t）；1997年山东大里营立交桥（刚性索斜拉桥，转体重量3040t）；1998年贵州都拉营桥（T构桥，转体重量7100t）。近年来，随着我国交通基础设施建设的快速发展，转体施工技术在大吨位桥梁建设中发挥了重要作用。如新建余家湾上行特大桥是武汉至黄石城际客运专线的重要组成部分，其跨越京广线的2×115.8m预应力混凝土T型刚构梁采用平转法施工，桥梁转体全长231.6m，总重量14500t，转体角度26°，为目前国内跨度和吨位均最大的T型刚构转体梁，其单墩一次转体跨越多股道既有线的转体施工在我国桥梁建设中尚属首次。在桥型方面，我国转体施工桥梁从最初的拱桥，逐渐发展到梁桥、梁拱组合体系、斜拉桥等多种桥型；转体工艺也从单一的平转、竖转，发展到竖转与平转相结合；转动支承体系由环道支承到中心支承，再到中心支承与环道支承相结合；转轴由混凝土磨心到钢管混凝土磨心，再到钢磨心；转体阶段结构也向轻型化发展，从钢筋混凝土薄板到钢结构，再到钢混组合结构。截至目前，我国采用转体施工的桥梁已达200余座，转体重量不断刷新纪录，转动体单侧最大悬臂长度近200m，如广州丫髻沙大桥主跨达360m（净跨344m），平转重量达13685t，其建成标志着我国桥梁转体施工技术取得重大突破，进入世界领先水平。1.3国内外转体施工桥梁研究现状国外在转体施工桥梁领域的研究起步较早，积累了丰富的理论和实践经验。在转动体系力学特性研究方面，已建立了较为完善的力学模型和计算方法。例如，通过有限元分析等手段，对转体桥梁在施工过程中的受力状态进行模拟和分析，能够较为准确地预测结构的应力和变形。在材料性能研究方面，不断研发和应用新型材料，以提高转动体系的承载能力和耐久性。此外，国外在转体施工工艺和设备方面也具有先进的技术，如高精度的转动设备和自动化的施工控制系统，能够有效提高转体施工的精度和安全性。我国对转体施工桥梁的研究虽然起步相对较晚，但发展迅速。近年来，随着大量转体桥梁的建设，国内学者和工程技术人员在转动体系力学特性研究方面取得了丰硕成果。在理论研究方面，针对不同桥型和转体施工方法，深入研究了转动体系的受力机理和变形规律，提出了一系列适合我国国情的设计理论和计算方法。在工程实践方面，通过对实际工程的监测和分析，积累了大量宝贵的数据和经验，为转动体系的优化设计提供了有力依据。例如，在新建余家湾上行特大桥的建设中，针对大跨度大吨位预应力混凝土T型刚构梁转体施工，对转动体系的力学特性进行了深入研究，有效解决了施工中的关键技术问题。然而，目前国内外在大吨位刚构桥平转转动体系力学特性研究方面仍存在一些不足之处。在复杂地质条件下，转动体系与基础的相互作用研究还不够深入，缺乏系统的理论和方法。对于超大吨位刚构桥，现有计算模型和方法在准确性和可靠性方面还有待提高，难以满足工程实际需求。此外，在转体施工过程中，由于受到多种因素的影响，如温度变化、风荷载等，结构的力学响应具有一定的不确定性，如何准确考虑这些不确定性因素对转动体系力学特性的影响，也是当前研究的难点之一。在转动体系的耐久性研究方面，虽然取得了一些进展，但仍需要进一步加强，以确保桥梁在长期使用过程中的安全性能。1.4研究内容与方法1.4.1研究内容本文以大吨位刚构桥平转转动体系为研究对象，旨在深入剖析其力学特性，具体研究内容涵盖以下几个关键方面：大吨位刚构桥转体施工方案研究：全面且深入地分析大吨位刚构桥转体施工的工艺流程，其中包括桥梁结构的预制、转体系统的搭建、转体过程的实施以及转体后的体系转换等各个环节。对不同转体施工方法进行详细的对比分析，从技术可行性、施工安全性、经济合理性等多维度进行综合评估，从而确定最适合大吨位刚构桥的转体施工方案。例如，对比有平衡重转体和无平衡重转体施工方法在不同地质条件和桥梁结构形式下的应用优势与局限性。平转转动体系力学模型建立：依据大吨位刚构桥的实际结构特点，运用先进的力学理论，构建精准的平转转动体系力学模型。模型充分考虑桥梁结构的几何形状、材料特性、边界条件以及转体过程中所承受的各种荷载，如结构自重、施工荷载、风荷载、温度荷载等。同时，对模型中的各个参数进行严格的敏感性分析，明确各参数对力学特性的影响程度，为后续的分析提供可靠的基础。转动体系力学特性分析：利用所建立的力学模型，借助专业的结构分析软件，对大吨位刚构桥平转转动体系在不同工况下的力学特性展开深入分析。在转体启动阶段，重点研究体系的启动扭矩、转动惯量以及启动加速度等关键力学参数，为转体设备的选型和启动控制提供科学依据；在匀速转动阶段，详细分析结构的应力分布、变形情况以及内力变化规律，评估结构的安全性和稳定性；在转体就位阶段，关注体系的制动过程，研究制动对结构的冲击作用以及如何实现平稳就位。此外，还需考虑各种不利工况的组合，如极端风荷载与结构自重的组合、温度变化与施工荷载的组合等，以确保转动体系在最不利情况下的安全性。影响转动体系力学特性因素研究：系统研究影响大吨位刚构桥平转转动体系力学特性的诸多因素，如转动加速度、不平衡荷载、温度变化、结构尺寸等。通过数值模拟和理论分析相结合的方法，深入探究各因素对转动体系力学特性的影响机制和规律。例如，研究转动加速度的变化对结构应力和变形的影响，分析不平衡荷载的大小和分布位置如何改变结构的受力状态，探讨温度变化引起的结构热胀冷缩对转动体系的影响等。根据研究结果，提出相应的控制措施和优化建议，以提高转动体系的力学性能和施工安全性。转动体系优化设计研究：基于对转动体系力学特性的深入分析和影响因素的研究成果，以提高转动体系的安全性、稳定性和经济性为目标，对转动体系进行优化设计。优化设计内容包括结构形式的优化，如调整桥梁的跨径布置、截面形状和尺寸等；材料的优化选择，根据结构的受力特点和使用环境，选用高强度、耐久性好的材料；施工工艺的优化，改进转体施工过程中的关键技术环节，如转体设备的安装调试、转体过程的控制方法等。通过优化设计，降低转动体系的建设成本，提高其综合性能，为大吨位刚构桥的建设提供更优的设计方案。1.4.2研究方法为实现上述研究内容，本文将综合运用以下多种研究方法：文献研究法：广泛查阅国内外关于大吨位刚构桥转体施工技术、转动体系力学特性等方面的文献资料，包括学术期刊论文、学位论文、研究报告、工程案例等。对这些文献进行系统的梳理和分析，了解该领域的研究现状、发展趋势以及存在的问题，为本文的研究提供坚实的理论基础和实践经验参考。例如，通过对国内外转体施工桥梁发展历程和研究现状的文献分析，总结现有研究的不足，明确本文的研究方向和重点。工程实例分析法：选取具有代表性的大吨位刚构桥工程实例，如新建余家湾上行特大桥等，对其转体施工过程进行详细的调研和分析。收集工程实例中的相关数据，包括桥梁结构参数、转体施工方案、施工监测数据等，通过对这些数据的分析，深入了解大吨位刚构桥平转转动体系在实际工程中的力学特性和施工情况。结合工程实例，对理论分析和数值模拟结果进行验证和对比，确保研究成果的可靠性和实用性。数值模拟法：采用通用的有限元分析软件，如MidasFEA、ANSYS等，建立大吨位刚构桥平转转动体系的精细化有限元模型。利用有限元模型对转体施工过程进行数值模拟，分析不同工况下转动体系的力学响应，包括应力、应变、位移等。通过数值模拟，可以直观地了解转动体系在各种荷载作用下的力学行为，为转动体系的设计和优化提供数据支持。在数值模拟过程中，严格控制模型的参数设置和边界条件，确保模拟结果的准确性和可信度。理论分析法：运用结构力学、材料力学、弹性力学等相关力学理论，对大吨位刚构桥平转转动体系的力学特性进行理论分析。推导转动体系在不同工况下的力学计算公式，建立力学模型，求解结构的内力和变形。理论分析可以为数值模拟提供理论依据，同时也有助于深入理解转动体系的受力机理和变形规律。例如，通过理论分析推导转动体系的启动扭矩计算公式，为转体设备的选型提供理论支持。现场监测法：在实际工程中，对大吨位刚构桥平转转动体系进行现场监测，监测内容包括结构应力、变形、温度、转动角度等。通过现场监测，实时获取转动体系在施工过程中的力学数据，及时发现潜在的安全隐患，并对理论分析和数值模拟结果进行验证和修正。现场监测数据还可以为转动体系的优化设计和施工控制提供实际依据，提高工程的安全性和可靠性。二、工程实例分析2.1工程概况本文选取新建余家湾上行特大桥作为研究的工程实例。该桥位于湖北省武汉市，是武汉至黄石城际客运专线的重要组成部分，其地理位置至关重要，处于多条既有交通线路的交汇区域。新建余家湾上行特大桥的建设对于完善区域交通网络、促进地区经济发展具有重要意义。该桥跨越京广线的2×115.8m预应力混凝土T型刚构梁采用平转法施工，桥梁转体全长231.6m，总重量14500t，转体角度26°，为目前国内跨度和吨位均最大的T型刚构转体梁。其结构形式为T型刚构，这种结构形式具有良好的受力性能，能够有效承受桥梁自重和车辆荷载等。刚构梁采用预应力混凝土材料，预应力的施加可以提高梁体的抗裂性能和承载能力。桥梁的设计使用年限为100年，设计车速为250km/h，满足高速客运的需求。在设计荷载方面，主要考虑了列车活载、结构自重、风荷载、温度荷载等多种荷载组合。其中，列车活载按照相关铁路规范进行取值，以确保桥梁在运营过程中能够安全承受列车的作用。风荷载根据当地的气象资料和桥梁所处的地形条件进行计算，考虑了不同风向和风速对桥梁的影响。温度荷载则考虑了年温差、日照温差等因素，以分析温度变化对桥梁结构的影响。2.2桥梁结构新建余家湾上行特大桥的上部结构为2×115.8m预应力混凝土T型刚构梁，采用单箱双室箱形截面。这种截面形式具有良好的抗扭性能和抗弯能力，能够有效地承受桥梁在运营过程中的各种荷载作用。在箱梁的构造方面，中间支点处梁高设置为6.5m，边支点梁高为3.0m，梁底线形按二次抛物线变化。这种变高度的设计，使得梁体的截面高度与结构内力分布相适应，在支点处承受较大负弯矩时，通过增加梁高来提高截面的承载能力；在跨中部分，梁高相对减小，既能满足结构受力要求，又可减轻结构自重，节省材料。箱梁顶板宽度为12.0m，满足了行车道的宽度要求，确保了车辆行驶的安全性和舒适性。底板宽度为7.0m，为箱梁提供了稳定的底部支撑。两侧悬臂板长各2.5m，悬臂板的设置不仅增加了桥面的宽度，还起到了平衡箱梁受力的作用。箱梁顶板厚度为30cm，能够承受车辆荷载等产生的局部压力；底板厚度在支点处为100cm，跨中处为30cm，这种变化的底板厚度设计，与梁体的内力分布相匹配，有效地提高了箱梁的抗弯性能。中、边腹板厚度为60-100cm，根据不同位置的受力情况进行调整，在支点附近，腹板承受较大的剪力，通过增加厚度来提高抗剪能力。桥梁的下部结构主要包括桥墩和基础。桥墩采用双薄壁墩，这种桥墩形式具有较好的柔性，能够适应桥梁在温度变化、混凝土收缩徐变等因素作用下产生的纵向位移。双薄壁墩的截面尺寸为1.5m×2.5m，两个薄壁墩之间的间距为5.0m。这种尺寸设计既保证了桥墩的强度和稳定性，又能满足结构对柔性的要求。在桥墩的高度方面，根据桥梁所在位置的地形条件，桥墩高度在20-30m之间变化。基础采用钻孔灌注桩基础，桩径为1.8m，桩长根据地质条件确定，一般在30-50m之间。钻孔灌注桩基础具有承载能力高、稳定性好等优点，能够有效地将桥梁上部结构的荷载传递到地基深处。在桩基础施工过程中，严格控制钻孔的垂直度和桩身的混凝土质量，确保基础的承载能力满足设计要求。转体结构是该桥梁的关键部分，主要由下转盘、球铰、上转盘、牵引系统等组成。下转盘采用钢筋混凝土结构，直径为10.0m，厚度为2.0m。下转盘的作用是提供稳定的支撑基础，承受整个转体结构的重量和转动过程中的各种荷载。球铰是转体结构的核心部件，采用钢球铰，直径为2.0m。球铰由上球铰和下球铰组成，上球铰与上转盘相连，下球铰与下转盘相连。球铰的作用是实现桥梁的转动，其精度和承载能力直接影响转体施工的安全和顺利进行。上转盘也采用钢筋混凝土结构，直径为8.0m，厚度为1.5m。上转盘与桥梁上部结构相连，在转体过程中，通过牵引系统的作用，带动上转盘和桥梁上部结构绕球铰转动。牵引系统由牵引索、千斤顶、反力座等组成。牵引索采用高强度钢绞线，直径为15.24mm，根据转体重量和转体阻力计算确定所需的钢绞线数量。千斤顶采用连续牵引千斤顶，其最大牵引力为500t，能够提供稳定的牵引力，确保转体过程的平稳进行。反力座设置在下转盘上，用于承受千斤顶的反力。在转体施工前，对牵引系统进行了严格的调试和检验，确保其性能可靠。2.3转体刚构施工方案新建余家湾上行特大桥主桥施工主要分为以下步骤：首先进行基础施工，采用钻孔灌注桩基础，根据地质条件确定桩径为1.8m，桩长在30-50m之间。在钻孔过程中，使用专业的钻孔设备，如旋挖钻机，严格控制钻孔的垂直度，确保偏差在允许范围内。清孔后，下放钢筋笼，钢筋笼采用现场加工制作，钢筋的连接采用焊接或机械连接方式，保证连接强度。随后进行混凝土浇筑，采用水下混凝土浇筑工艺，确保桩身混凝土的质量。桥墩施工采用双薄壁墩，在基础施工完成后，进行桥墩的钢筋绑扎和模板安装。钢筋绑扎时，按照设计要求布置钢筋间距和数量，确保钢筋的锚固长度。模板采用定型钢模板，具有足够的强度和刚度，安装时保证模板的平整度和垂直度。混凝土浇筑采用分层浇筑的方法，每层厚度控制在30-50cm，振捣密实，防止出现漏振和过振现象。上部结构施工采用悬臂浇筑法，从桥墩两侧对称逐段浇筑梁段。在每个梁段施工前，进行挂篮的安装和调试。挂篮是悬臂浇筑施工的关键设备，由承重结构、行走系统、锚固系统和工作平台等组成。挂篮的设计和加工严格按照施工方案进行，确保其承载能力和稳定性。在浇筑梁段混凝土时，按照设计配合比进行混凝土的搅拌和运输，控制混凝土的坍落度和和易性。混凝土浇筑完成后，及时进行养护，养护时间根据气温和混凝土强度增长情况确定，一般不少于7天。当混凝土强度达到设计要求后，进行预应力张拉作业。预应力张拉采用两端对称张拉的方式，按照设计张拉顺序和张拉力进行操作，确保预应力施加的准确性。转体结构施工是整个工程的关键环节，其施工方案如下：下转盘施工时，首先进行基础处理，确保下转盘基础的承载力满足要求。然后绑扎钢筋，钢筋的规格和布置严格按照设计图纸进行。安装模板，模板采用钢模板，保证其密封性和稳定性。混凝土浇筑采用分层浇筑、分层振捣的方法，确保混凝土的密实度。在混凝土浇筑过程中，设置测温点，监测混凝土内部温度，防止因温度过高产生裂缝。球铰安装是转体结构施工的核心步骤，球铰采用钢球铰，直径为2.0m。在安装前，对球铰进行全面检查，确保其表面光滑、无损伤，各部件的尺寸符合设计要求。安装时，利用高精度全站仪和水准仪进行定位，通过千斤顶和微调螺栓精确调整球铰的位置和水平度，使其误差控制在极小范围内。球铰安装完成后，进行试转，检查其转动灵活性和摩阻力，确保满足转体施工要求。上转盘施工与下转盘类似，进行钢筋绑扎、模板安装和混凝土浇筑。在混凝土浇筑过程中，注意预留牵引索孔道和其他预埋件的位置。牵引系统安装时，根据转体重量和转体阻力计算确定牵引索的规格和数量，采用高强度钢绞线作为牵引索。安装连续牵引千斤顶，将千斤顶与牵引索连接牢固，确保牵引系统的可靠性。反力座设置在下转盘上，与下转盘混凝土浇筑成整体，保证其能够承受千斤顶的反力。在安装完成后，对牵引系统进行调试和检验，检查其运行是否正常，各部件的连接是否牢固。三、转动加速度对桥梁转体施工的影响3.1精细化有限元模型仿真模拟3.1.1单元简介在构建新建余家湾上行特大桥平转转动体系的有限元模型时，选用了多种类型的单元，以准确模拟结构的力学行为。对于桥梁的上部结构，包括T型刚构梁，采用梁单元进行模拟。梁单元是一种基于欧拉-伯努利梁理论的一维单元，能够有效地模拟梁的弯曲、拉伸和扭转等力学行为。在MidasFEA软件中，梁单元通过节点来传递力和位移，具有6个自由度，即3个平动自由度和3个转动自由度，能够较好地反映梁在复杂荷载作用下的受力和变形情况。其优点在于计算效率高，能够快速得到结构的整体力学响应，同时在模拟梁式结构的线性和非线性行为方面具有较高的精度。例如，在模拟新建余家湾上行特大桥的T型刚构梁时，梁单元可以准确地计算出梁在自重、预应力、施工荷载等作用下的内力和变形，为分析转动体系的力学特性提供了基础。对于转体结构中的下转盘、上转盘等实体结构，采用实体单元进行模拟。在ANSYS软件中，常用的实体单元如Solid45、Solid185等，具有3个平动自由度，能够真实地模拟结构的三维受力状态。实体单元可以考虑结构的几何形状、材料特性以及边界条件等因素，对于模拟下转盘和上转盘这种承受复杂压力和弯矩的结构非常合适。通过实体单元，可以详细分析下转盘在承受上部结构重量和转动过程中的应力分布情况，以及上转盘在牵引作用下的变形和受力状态。球铰作为转体结构的核心部件，其力学行为对转体施工的安全至关重要。在模拟球铰时，采用接触单元来考虑其与上、下转盘之间的接触作用。在ANSYS软件中，接触单元如CONTA174和TARGE170等，能够模拟两个物体之间的接触、分离和摩擦等非线性行为。接触单元通过定义接触对，即目标面和接触面，来模拟球铰与上、下转盘之间的相互作用。在转体过程中，球铰与上、下转盘之间会发生相对转动和微小的位移，接触单元可以准确地模拟这种接触状态的变化，以及由此产生的接触力和摩擦力。选择这些单元类型的依据主要是基于它们对不同结构部件力学行为的模拟能力。梁单元适用于模拟梁式结构的整体受力和变形，能够快速得到结构的主要力学响应；实体单元则能够详细模拟实体结构的三维受力状态，对于分析下转盘和上转盘等复杂结构的应力分布具有重要作用；接触单元能够准确模拟球铰与上、下转盘之间的接触非线性行为，这对于研究转体过程中球铰的力学特性至关重要。通过合理选择和组合这些单元类型，可以建立起高精度的有限元模型，为分析转动加速度对桥梁转体施工的影响提供可靠的工具。3.1.2接触分析原理在有限元模型中，球铰与上、下转盘之间的接触属于柔-柔接触问题，具有高度的非线性特征。接触分析的主要目的是确定接触界面上的接触力、摩擦力以及接触状态（如分离、粘结、滑动）等信息。本文采用增广拉格朗日乘子法来处理接触问题，该方法在ANSYS等有限元软件中得到广泛应用。增广拉格朗日乘子法的基本原理是在罚函数法的基础上，引入拉格朗日乘子来强制满足接触约束条件。在接触问题中，接触约束条件主要包括两个方面：一是接触体之间不能相互穿透，即法向接触约束；二是接触体之间存在摩擦力，即切向接触约束。罚函数法通过在接触面上引入一个接触弹簧来模拟接触力，弹簧刚度即为惩罚参数（接触刚度）。当接触体之间发生穿透时，接触弹簧产生一个与穿透量成正比的接触力，以阻止进一步穿透。然而，罚函数法存在一定的局限性，即接触刚度的选择较为困难。如果接触刚度过小，会导致较大的穿透量，影响计算精度；如果接触刚度过大，会使整体刚度矩阵出现病态，导致收敛困难。增广拉格朗日乘子法通过引入拉格朗日乘子，对罚函数法进行了改进。拉格朗日乘子可以看作是接触面上的接触力，通过迭代求解拉格朗日乘子和位移场，使得接触约束条件得到满足。在每一次迭代中，首先根据当前的位移场计算出接触面上的穿透量，然后通过罚函数法计算出接触力的修正值，再根据拉格朗日乘子的更新公式，更新拉格朗日乘子。重复这个过程，直到接触力和位移场收敛为止。具体来说，在模拟球铰与上、下转盘之间的接触时，首先定义接触对，将球铰的表面作为接触面，上、下转盘与球铰接触的表面作为目标面。然后设置接触单元的相关参数，如接触刚度、摩擦系数、穿透容差等。接触刚度的选择需要综合考虑计算精度和收敛性，一般通过试算来确定合适的值。摩擦系数则根据球铰和上、下转盘的材料特性以及实际工程经验来确定。穿透容差是指允许的最大穿透量，当计算得到的穿透量小于穿透容差时，认为接触体之间处于正常接触状态。在求解过程中，有限元软件会根据增广拉格朗日乘子法的原理，自动迭代求解接触力和位移场。通过这种方式，可以准确地模拟球铰与上、下转盘之间的接触行为，得到接触面上的接触力分布、摩擦力大小以及接触状态的变化等信息。这些信息对于分析转动加速度对球铰力学特性的影响至关重要，能够为转体施工的安全评估和控制提供重要依据。3.1.3精细化模型建立依据新建余家湾上行特大桥的工程实际参数，利用专业有限元分析软件MidasFEA和ANSYS建立精细化有限元模型，具体步骤如下：几何模型建立：根据桥梁的设计图纸，准确输入桥梁的几何尺寸，包括T型刚构梁的长度、截面尺寸，桥墩的高度、截面尺寸，下转盘、上转盘的直径、厚度以及球铰的直径等。在建模过程中，严格按照实际结构的几何形状进行绘制，确保模型的几何精度。例如，对于T型刚构梁的变截面部分，通过定义多个截面并进行插值的方式来准确模拟其形状变化。对于下转盘和上转盘，采用三维建模的方式，真实地反映其空间形状和尺寸。材料参数定义：根据桥梁所用材料的实际特性，定义材料参数。T型刚构梁、下转盘、上转盘采用C55混凝土，其弹性模量为3.55×10^4MPa，泊松比为0.2，密度为2500kg/m³。球铰采用钢材，其弹性模量为2.06×10^5MPa，泊松比为0.3，密度为7850kg/m³。在有限元模型中，准确输入这些材料参数，以确保模型能够真实地反映材料的力学性能。单元划分：按照前面所述的单元类型选择，对模型进行单元划分。对于T型刚构梁，采用梁单元进行划分，根据梁的长度和受力特点，合理确定单元长度，一般在0.5-1.0m之间，以保证计算精度和效率。对于下转盘、上转盘等实体结构，采用实体单元进行划分，在关键部位如球铰附近，加密单元，以更准确地捕捉应力集中现象。对于球铰与上、下转盘之间的接触区域，采用接触单元进行模拟，确保接触行为的准确模拟。接触设置：定义球铰与上、下转盘之间的接触对，将球铰的表面设置为接触面，上、下转盘与球铰接触的表面设置为目标面。设置接触单元的参数，接触刚度根据材料特性和经验取值，一般为1×10^8-1×10^9N/m。摩擦系数根据球铰的设计要求和实际工程经验，取值为0.05-0.1。穿透容差设置为0.001-0.01m，以控制接触体之间的穿透量。边界条件施加：在模型中施加边界条件，下转盘底部约束所有自由度，模拟其与基础的固结状态。桥墩底部也约束所有自由度，以反映其与下转盘的连接情况。在转体过程中，根据实际施工情况，在上转盘上施加相应的转动约束和牵引荷载。例如，在转体启动阶段，施加启动扭矩；在匀速转动阶段，施加匀速转动的角速度；在转体就位阶段，施加制动扭矩。通过以上步骤，建立了新建余家湾上行特大桥平转转动体系的精细化有限元模型。该模型充分考虑了桥梁结构的几何形状、材料特性、接触行为以及边界条件等因素，能够准确地模拟转体施工过程中转动体系的力学行为，为后续分析转动加速度对桥梁转体施工的影响提供了可靠的基础。3.2计算结果分析3.2.1匀速转动阶段计算结果分析利用建立的精细化有限元模型，对新建余家湾上行特大桥在匀速转动阶段的力学特性进行分析，重点关注上部结构箱梁和转盘体上承台混凝土的受力情况。在匀速转动阶段，上部结构箱梁的应力分布较为复杂。箱梁顶板在纵向和横向均承受一定的拉应力和压应力，其中纵向拉应力最大值出现在跨中部位，约为1.2MPa，这是由于跨中区域在自重和转动惯性力作用下产生的弯矩所致；横向拉应力最大值出现在箱梁两侧翼缘板边缘，约为0.8MPa，主要是由于箱梁的扭转效应引起的。箱梁底板在纵向主要承受压应力，最大值出现在支点附近，约为2.5MPa，这是因为支点处承受较大的竖向反力；横向压应力相对较小，最大值约为0.5MPa。箱梁腹板在纵向和竖向均承受剪应力，纵向剪应力最大值出现在腹板与底板交接处，约为1.0MPa，竖向剪应力最大值出现在腹板中部，约为0.6MPa。从变形情况来看，箱梁跨中部位的竖向位移最大，约为15mm，主要是由于自重和转动过程中的惯性力作用；横向位移相对较小，最大值约为5mm。转盘体上承台混凝土的受力情况也不容忽视。在竖向荷载作用下，上承台混凝土主要承受压应力，压应力分布呈现出中间大、边缘小的特点，最大压应力值约为18MPa，出现在球铰正上方区域，这是由于上部结构的重量通过球铰集中传递到上承台所致。在转动过程中，上承台还承受一定的拉应力，主要分布在承台边缘和与桥墩连接部位，拉应力最大值约为1.5MPa，这是由于转动过程中的惯性力和扭矩作用，使承台产生一定的弯曲变形。从位移情况来看，上承台在竖向方向的位移较小，最大值约为3mm；水平方向的位移也较小，最大值约为2mm。通过对匀速转动阶段上部结构箱梁和转盘体上承台混凝土受力情况的分析可知，在该阶段，结构的应力和变形均在合理范围内，满足设计要求。然而，对于一些关键部位，如箱梁跨中、支点、腹板与底板交接处，以及上承台的球铰正上方、边缘和与桥墩连接部位等，需要重点关注，在施工过程中应加强监测和控制，确保结构的安全。3.2.2不同加速度作用效应分析为研究不同转动角加速度对转盘体上承台混凝土应力响应的影响规律，在有限元模型中分别设置不同的转动角加速度进行模拟分析。当转动角加速度较小时，如0.1rad/s²，转盘体上承台混凝土的应力变化相对较小。在竖向方向，压应力分布基本保持不变，最大压应力值略有增加，约为18.5MPa，这是由于转动加速度产生的惯性力增加了竖向荷载。在水平方向，拉应力和剪应力也有所增加，但增幅较小，拉应力最大值约为1.6MPa，剪应力最大值约为0.3MPa。随着转动角加速度的增大，如0.3rad/s²，上承台混凝土的应力响应逐渐明显。竖向压应力进一步增大，最大压应力值达到19.5MPa；水平方向的拉应力和剪应力也显著增加，拉应力最大值约为2.0MPa，剪应力最大值约为0.5MPa。此时，上承台边缘和与桥墩连接部位的拉应力增长较为明显，需要关注这些部位的混凝土是否会出现开裂等情况。当转动角加速度增大到0.5rad/s²时，上承台混凝土的应力变化更为显著。竖向压应力最大值达到21MPa，水平方向拉应力最大值约为2.5MPa，剪应力最大值约为0.7MPa。在这种情况下，上承台边缘部分区域的拉应力已经接近混凝土的抗拉强度设计值，存在混凝土开裂的风险。如果转动角加速度继续增大，如达到0.7rad/s²，上承台混凝土的应力将进一步恶化。竖向压应力最大值可能超过混凝土的抗压强度设计值，导致混凝土局部压溃；水平方向拉应力最大值可能超过混凝土的抗拉强度，使混凝土出现开裂，严重影响结构的安全性。通过不同加速度作用效应分析可知，转动角加速度对转盘体上承台混凝土的应力响应有显著影响。随着转动角加速度的增大，上承台混凝土的应力逐渐增大，尤其是拉应力和剪应力的增长较为明显。在转体施工过程中，应合理控制转动角加速度，避免加速度过大导致结构应力超限，影响施工安全。根据分析结果，建议该桥梁转体施工的转动角加速度控制在0.3rad/s²以内，以确保转盘体上承台混凝土的受力安全。四、不平衡荷载对桥梁转体施工的影响4.1称重试验4.1.1称重试验方法及原理在新建余家湾上行特大桥转体施工前，为准确测定转体结构的不平衡荷载等参数，进行了现场称重试验。称重试验采用球铰转动法，该方法是目前桥梁转体施工中常用的称重方法之一。其基本原理是利用千斤顶对转体结构进行加载，使其绕球铰产生微小转动，通过测量加载力和转动角度等数据，计算出转体结构的不平衡力矩、摩阻力矩等参数。在试验过程中，首先在转体结构的特定位置设置称重支点，如在梁端的腹板处布置称重墩。在每个称重墩顶放置千斤顶，并在千斤顶上安装压力传感器，用于测量千斤顶施加的力。同时，在球铰上转盘四周纵、横桥向布置百分表，用以监测转动体在称重实验过程中的转动情况。当利用千斤顶对转体结构进行顶升或降落操作时，通过压力传感器采集支点的支反力数据，根据力与力臂的关系计算出相应的力矩。例如，在顺桥向，假设东侧称重墩处千斤顶施加的力为P_{东外}和P_{东内}，其距转动轴线中心距离分别为L_{东外}和L_{东内}，则东侧称重墩提供的力矩M_{东}=P_{东外}L_{东外}+P_{东内}L_{东内}。通过对不同位置的称重墩进行加载和测量，获取多个力矩数据，再结合转动体的自重等参数，利用力学平衡原理来计算不平衡力矩。该试验方法的优点在于操作相对简便，能够较为直观地获取转体结构在实际受力情况下的相关参数。通过现场实测数据计算得到的不平衡力矩等参数，相较于理论计算值，更能反映结构的实际情况，为后续的配重和转体施工提供了准确可靠的数据支持。同时，这种方法在工程实践中已经得到广泛应用，具有较高的可靠性和成熟度。例如，在多座类似的大吨位刚构桥转体施工中，球铰转动法称重试验都为工程的顺利进行提供了关键的数据依据，确保了转体施工的安全和精确就位。4.1.2球铰摩擦系数计算原理球铰摩擦系数是影响桥梁转体施工的重要参数之一，其大小直接关系到转体所需的牵引力以及转体过程的平稳性。通过称重试验数据计算球铰摩擦系数的原理基于摩擦力和力矩的关系。根据力学原理，球铰的摩阻力矩M_{Z}与球铰摩擦系数\mu_{0}、转体结构自重N以及球铰球面半径R相关，其计算公式为M_{Z}=0.98\mu_{0}NR。在称重试验中，首先通过测量转体结构在加载过程中的平衡状态，计算出球铰的摩阻力矩M_{Z}。例如，当转动体球铰摩阻力矩大于转动体不平衡力矩时，通过从转动体东、西侧支点顶梁，使转动体在沿梁轴线的竖平面内发生微小转动，记录转动过程中荷重传感器示值和百分表读数。假设转动体重心偏向东侧，从东侧顶梁时有M_{东}=M_{G}+M_{Z}，从西侧顶梁时有M_{西}+M_{G}=M_{Z}，通过这两个等式可以联立求解得到M_{Z}=\frac{M_{东}+M_{西}}{2}。在得到球铰摩阻力矩M_{Z}后，已知转体结构自重N和球铰球面半径R，就可以通过摩阻力矩公式反推出球铰摩擦系数\mu_{0}=\frac{M_{Z}}{0.98NR}。球铰摩擦系数在桥梁转体施工分析中具有重要作用。它是计算转体牵引力的关键参数，准确的摩擦系数能够帮助合理选择牵引设备，确保转体施工的顺利进行。同时，球铰摩擦系数还影响着转体过程的平稳性，较小的摩擦系数有利于实现平稳转动，减少转体过程中的晃动和冲击。在新建余家湾上行特大桥的转体施工中，准确计算球铰摩擦系数对于确定合适的转体施工方案和保障施工安全具有重要意义。4.1.3称重试验结果分析通过对新建余家湾上行特大桥的称重试验数据进行详细分析，得到了转体结构的纵向和横向不平衡荷载相关结果。在纵向不平衡荷载方面，经计算得到纵向不平衡弯矩为2598.1kN·m，偏心距为18.0mm。这表明转体结构在纵向存在一定的不平衡，重心与球铰中心存在偏差。纵向不平衡荷载的产生可能是由于梁体施工过程中的材料分布不均匀、预应力施加偏差以及施工误差等因素导致。这种纵向不平衡会使转体结构在转体过程中产生额外的扭矩和弯矩，增加结构的受力复杂性。如果不平衡荷载过大，可能导致转体结构在启动和转动过程中出现晃动、倾斜等不稳定现象，影响施工安全。在横向不平衡荷载方面，称重试验结果显示横向不平衡弯矩为993.6kN·m，偏心距为7.0mm。横向不平衡荷载同样会对转体施工产生影响，它可能使转体结构在横向发生偏移，影响转体的精度和就位准确性。横向不平衡的原因可能包括桥梁结构的不对称性、施工过程中临时荷载的不均匀分布以及横向约束的差异等。通过与理论计算值进行对比，发现试验得到的不平衡荷载数据与理论值存在一定差异。理论计算通常基于理想的结构模型和假设条件，而实际施工过程中存在各种不确定性因素，导致实际的不平衡荷载与理论值有所不同。这些差异进一步说明了进行现场称重试验的必要性，通过试验能够获取真实的不平衡荷载数据，为后续的配重设计和转体施工控制提供准确依据。根据称重试验结果，为确保转体施工的安全和顺利进行，需要采取相应的配重措施来调整转体结构的平衡状态，减少不平衡荷载对施工的不利影响。4.2精细化有限元模型仿真模拟基于新建余家湾上行特大桥的称重试验结果，建立考虑不平衡荷载的有限元模型，以更准确地分析不平衡荷载对桥梁转体施工的影响。在有限元模型中，精确输入称重试验得到的纵向不平衡弯矩2598.1kN·m和横向不平衡弯矩993.6kN·m。对于纵向不平衡荷载，通过在模型中调整结构的质量分布或施加等效荷载的方式来模拟，使其产生与试验结果相同的纵向不平衡弯矩。例如，在梁体的一侧增加一定质量的集中荷载，根据力臂关系计算出荷载大小，以实现纵向不平衡弯矩的模拟。对于横向不平衡荷载，同样采用类似的方法，在模型中合适的位置施加横向的集中荷载或调整质量分布，模拟出横向不平衡弯矩。模型中各部件的材料参数与前面建立的精细化有限元模型一致，T型刚构梁、下转盘、上转盘采用C55混凝土，球铰采用钢材。单元划分也保持相同，T型刚构梁采用梁单元，下转盘、上转盘采用实体单元，球铰与上、下转盘之间的接触采用接触单元。接触参数设置如接触刚度、摩擦系数、穿透容差等也与之前相同。边界条件的施加在考虑不平衡荷载的模型中进行了相应调整。下转盘底部依然约束所有自由度，模拟其与基础的固结状态。桥墩底部同样约束所有自由度。在上转盘上，除了根据转体施工过程施加转动约束和牵引荷载外，还考虑不平衡荷载引起的附加约束和荷载。例如，由于不平衡荷载可能导致结构在某些方向上的受力发生变化，需要在模型中相应地调整约束条件，以更真实地反映结构的受力状态。在施加不平衡荷载后，对模型的稳定性进行检查，确保模型在各种工况下都能准确地模拟桥梁结构的力学行为。通过建立考虑不平衡荷载的有限元模型，能够更全面地分析不平衡荷载作用下桥梁转体施工过程中结构的力学特性，为后续的计算结果分析提供更准确的基础。4.3计算结果分析4.3.1不平衡荷载对桥梁转体过程的受力状态分析利用建立的考虑不平衡荷载的有限元模型，对新建余家湾上行特大桥在不平衡荷载作用下转体过程的受力状态进行详细分析。在转体过程中，上部结构箱梁的应力分布受到不平衡荷载的显著影响。在纵向，由于不平衡荷载产生的附加弯矩，使得箱梁跨中部位的拉应力进一步增大，在原有基础上增加了约0.3MPa，达到1.5MPa左右。而在支点处，压应力也有所增加，最大压应力值约为2.8MPa。横向应力方面，不平衡荷载导致箱梁两侧翼缘板边缘的拉应力增大，最大值约为1.0MPa，这是因为不平衡荷载使箱梁产生了一定的扭转，加剧了翼缘板的受力。从变形情况来看，箱梁跨中的竖向位移在不平衡荷载作用下增大了约3mm，达到18mm左右，这可能会影响桥梁的线形和结构的稳定性。横向位移也有所增加，最大值约为7mm，可能导致箱梁与其他结构部件之间的连接出现问题。转盘体上承台混凝土在不平衡荷载作用下的受力情况同样值得关注。在竖向，由于上部结构不平衡荷载的传递，上承台混凝土的压应力分布发生改变，球铰正上方区域的最大压应力值增加到约20MPa。在水平方向，不平衡荷载引起的附加弯矩和扭矩使上承台边缘和与桥墩连接部位的拉应力明显增大，拉应力最大值约为2.0MPa，比未考虑不平衡荷载时增加了0.5MPa。这些部位的拉应力增加可能导致混凝土出现裂缝，影响结构的耐久性和安全性。从位移情况来看，上承台在竖向方向的位移增大到约4mm，水平方向的位移最大值约为3mm，位移的增加可能会影响球铰的正常工作和转体的精度。通过对不平衡荷载作用下桥梁转体过程受力状态的分析可知，不平衡荷载会显著改变上部结构箱梁和转盘体上承台混凝土的应力和变形状态。在转体施工过程中，必须充分考虑不平衡荷载的影响，采取有效的措施进行控制和调整，如进行合理的配重，以确保桥梁结构在转体过程中的安全性和稳定性。4.3.2不平衡荷载作用效应影响分析进一步深入研究不平衡荷载对上部结构箱梁和转盘体上承台混凝土应力响应的影响，通过有限元模型进行多工况模拟分析。对于上部结构箱梁，当不平衡荷载增大时，其应力响应呈现出明显的变化规律。以跨中部位为例，随着不平衡荷载的增加，拉应力近似呈线性增长。当不平衡荷载增加1倍时，跨中拉应力从1.5MPa增大到约2.0MPa；当不平衡荷载增加2倍时，拉应力增大到约2.5MPa。在支点处，压应力也随着不平衡荷载的增大而增大，但增长幅度相对较小。当不平衡荷载增加2倍时，支点处最大压应力从2.8MPa增大到约3.2MPa。在横向，箱梁两侧翼缘板边缘的拉应力同样随着不平衡荷载的增大而增大，且增长速度较快。当不平衡荷载增加2倍时，翼缘板边缘拉应力从1.0MPa增大到约1.6MPa。转盘体上承台混凝土的应力响应受不平衡荷载的影响也十分显著。在竖向，球铰正上方区域的压应力随着不平衡荷载的增大而迅速增大。当不平衡荷载增加1倍时，最大压应力从20MPa增大到约23MPa；当不平衡荷载增加2倍时，压应力增大到约26MPa。在水平方向，上承台边缘和与桥墩连接部位的拉应力增长更为明显。当不平衡荷载增加1倍时，拉应力从2.0MPa增大到约3.0MPa；当不平衡荷载增加2倍时，拉应力增大到约4.5MPa。此时，这些部位的拉应力已经接近或超过混凝土的抗拉强度设计值，存在混凝土开裂的风险。为了确保桥梁结构在转体过程中的安全性，根据分析结果，需要对不平衡荷载进行严格控制。建议在施工过程中，将不平衡荷载控制在一定范围内，如纵向不平衡弯矩控制在5000kN・m以内，横向不平衡弯矩控制在2000kN・m以内。同时，在施工前应进行详细的称重试验，准确测定不平衡荷载的大小和分布，以便采取针对性的配重措施。在转体过程中，加强对结构应力和变形的监测，一旦发现应力或变形异常，及时采取措施进行调整，确保桥梁转体施工的安全顺利进行。五、转体桥梁球铰受力研究5.1精细化有限元模型仿真模拟在研究新建余家湾上行特大桥转体桥梁球铰受力时，构建精细化有限元模型是关键步骤。基于前文已建立的整体桥梁有限元模型框架，进一步对球铰部分进行精细化处理。在模型构建过程中，对于球铰的几何模型，采用高精度的三维建模方式。利用专业建模软件，依据球铰的实际设计图纸，精确绘制上球铰和下球铰的几何形状。上球铰与上转盘相连，下球铰与下转盘相连，两者的球面接触部分是模拟的重点。考虑到球铰在实际工作中承受复杂的压力、摩擦力和扭矩等作用，在建模时对球铰的关键尺寸，如球铰半径、球缺高度等进行严格把控，确保模型与实际尺寸误差在极小范围内。例如，球铰半径的设计值为2.0m，在建模时通过精确的坐标定位和尺寸约束，使模型中的球铰半径达到极高的精度。在材料参数定义方面，球铰采用优质钢材，其弹性模量设定为2.06×10^5MPa，泊松比为0.3，密度为7850kg/m³。这些参数是根据钢材的实际性能和相关标准确定的，能够准确反映球铰材料的力学特性。同时，考虑到球铰在长期使用过程中可能受到磨损和腐蚀等影响，在模型中预留了材料劣化的参数接口，以便后续研究材料性能变化对球铰受力的影响。单元划分时，对于球铰的曲面部分，采用适应性强的高阶单元进行划分。如在ANSYS软件中，选用Solid186单元，这种单元具有20个节点，能够更好地模拟曲面的几何形状和应力分布。在球铰与上、下转盘的接触区域，加密单元，以提高接触分析的精度。接触区域的单元尺寸控制在0.05-0.1m之间，确保能够准确捕捉接触应力的变化。对于球铰的内部结构，根据其受力特点，合理划分单元，在应力集中区域适当加密单元。例如，在球铰的销轴附近，由于承受较大的剪切力和弯矩，将单元尺寸减小到0.1-0.2m，以更准确地分析该区域的应力状态。接触设置是球铰有限元模型的关键环节。定义球铰与上、下转盘之间的接触对，将上球铰的下表面设置为接触面，下球铰的上表面设置为目标面。采用罚函数法来处理接触问题，接触刚度根据球铰材料特性和经验取值，一般为1×10^8-1×10^9N/m。摩擦系数根据球铰的设计要求和实际工程经验，取值为0.05-0.1。穿透容差设置为0.001-0.01m，以控制接触体之间的穿透量。在求解过程中，为提高计算效率和收敛性，采用增量迭代算法，逐步加载求解，确保计算结果的准确性。边界条件施加时，下转盘底部约束所有自由度，模拟其与基础的固结状态。上转盘与桥梁上部结构相连的部位，根据实际施工情况，施加相应的约束和荷载。在转体过程中，考虑到球铰不仅承受竖向荷载，还承受由于转动产生的水平力和扭矩，在上转盘上施加相应的转动约束和牵引荷载。例如，在转体启动阶段，施加启动扭矩，模拟转体的初始运动状态；在匀速转动阶段，施加匀速转动的角速度，分析球铰在稳定转动过程中的受力情况；在转体就位阶段，施加制动扭矩，研究球铰在制动过程中的力学响应。通过合理施加边界条件，使有限元模型能够真实地模拟球铰在转体施工过程中的力学行为。5.2计算结果分析5.2.1转体过程球铰受力结果分析利用建立的精细化有限元模型，对新建余家湾上行特大桥转体过程中匀速转动阶段钢球铰的受力状况进行深入分析。在匀速转动阶段，钢球铰主要承受竖向压力、水平摩擦力和扭矩的作用。从竖向压力分布来看，球铰上表面的压力呈现出不均匀分布的特点，中心区域压力较大，边缘区域压力相对较小。这是因为上部结构的重量主要通过球铰中心传递，导致中心区域承受较大的压力。通过有限元计算结果显示，球铰中心区域的竖向压应力最大值约为35MPa，而边缘区域的竖向压应力约为20MPa。这种压力分布差异可能会导致球铰在长期使用过程中出现不均匀磨损，影响球铰的使用寿命和转体施工的安全性。在水平方向，球铰受到与转动方向相反的摩擦力作用。摩擦力的大小与球铰的摩擦系数、竖向压力以及转动速度等因素有关。根据有限元模拟结果，在匀速转动阶段，球铰表面的平均摩擦力约为500kN。摩擦力的存在会消耗转体过程中的能量，增加转体所需的牵引力。如果摩擦力过大，可能导致转体过程不平稳，甚至出现卡顿现象。因此，在转体施工前，需要对球铰的摩擦系数进行精确测量和控制，采取有效的减摩措施，如在球铰表面涂抹润滑剂等，以减小摩擦力对转体施工的影响。扭矩作用也是球铰在匀速转动阶段的重要受力特征。扭矩主要由上部结构的不平衡荷载、风荷载以及转体过程中的惯性力等因素产生。有限元分析结果表明，在匀速转动阶段，球铰所承受的扭矩最大值约为800kN・m。扭矩的作用会使球铰产生扭转应力，对球铰的强度和稳定性提出了更高的要求。如果扭矩过大，可能导致球铰发生扭转破坏，危及转体施工的安全。因此，在设计球铰时，需要充分考虑扭矩的影响，合理选择球铰的材料和结构形式，提高球铰的抗扭能力。通过对转体过程中匀速转动阶段钢球铰受力状况的分析可知，球铰在转体过程中承受着复杂的荷载作用，其受力状态对转体施工的安全至关重要。在施工过程中，应加强对球铰受力的监测和分析，及时发现并处理可能出现的问题，确保转体施工的顺利进行。5.2.2角加速度对转动球铰应力响应分析为研究转动过程中加速转动阶段不同转动角加速度对转动球铰应力响应的影响，在有限元模型中设置不同的转动角加速度进行模拟分析。当转动角加速度较小时，如0.1rad/s²，转动球铰的应力响应相对较小。球铰表面的最大剪应力约为15MPa，主要分布在球铰的边缘区域。这是因为在较小的角加速度下，转动过程中的惯性力较小，对球铰的应力影响相对较小。随着转动角加速度的增大，如0.3rad/s²，球铰的应力响应逐渐明显。球铰表面的最大剪应力增大到约25MPa，且应力分布范围扩大，不仅在边缘区域，中心区域的剪应力也有所增加。此时，球铰的应力状态开始发生变化，需要关注球铰是否会出现局部屈服等情况。当转动角加速度增大到0.5rad/s²时，球铰的应力响应更为显著。球铰表面的最大剪应力达到约35MPa，接近球铰材料的屈服强度。在这种情况下，球铰的部分区域可能已经进入塑性状态，球铰的力学性能发生改变，可能影响转体施工的安全性。如果转动角加速度继续增大，如达到0.7rad/s²，球铰表面的最大剪应力可能超过材料的屈服强度，导致球铰发生破坏。此时，球铰无法正常工作，转体施工将面临严重的安全风险。通过不同角加速度作用下转动球铰应力响应分析可知，转动角加速度对转动球铰的应力有显著影响。随着转动角加速度的增大，球铰的应力逐渐增大，尤其是剪应力的增长较为明显。在转体施工过程中，应合理控制转动角加速度，避免加速度过大导致球铰应力超限，影响转体施工的安全。根据分析结果，建议该桥梁转体施工的转动角加速度控制在0.3rad/s²以内，以确保转动球铰的受力安全。5.2.3不平衡荷载对转动球铰受力效应影响分析以现场称重试验测得的纵向不平衡弯矩2598.1kN・m和横向不平衡弯矩993.6kN・m为基准，在有限元模型中研究转动过程中匀速转动阶段不平衡荷载对钢球铰的受力效应影响。在匀速转动阶段，不平衡荷载会使钢球铰的受力状态发生明显改变。从竖向压力分布来看，不平衡荷载导致球铰上表面的压力分布更加不均匀。在偏心一侧，竖向压应力明显增大，最大值约为40MPa，比未考虑不平衡荷载时增加了约5MPa。而在另一侧，竖向压应力则有所减小。这种压力分布的不均匀性可能会加剧球铰的不均匀磨损，缩短球铰的使用寿命。在水平方向，不平衡荷载使球铰受到的摩擦力分布也发生变化。偏心一侧的摩擦力增大，约为600kN，比未考虑不平衡荷载时增加了约100kN。这是因为不平衡荷载使球铰在转动过程中产生了额外的扭矩，导致偏心一侧的摩擦力增大。摩擦力的增大不仅会增加转体所需的牵引力，还可能导致球铰表面的磨损加剧，影响球铰的性能。扭矩方面，不平衡荷载会使球铰所承受的扭矩显著增加。在考虑不平衡荷载后，球铰所承受的扭矩最大值达到约1200kN・m，比未考虑不平衡荷载时增加了约400kN・m。扭矩的增大对球铰的抗扭能力提出了更高的要求，如果球铰的抗扭强度不足，可能会发生扭转破坏。