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1、附录A：单点顶起不平衡称重对于转体重量小于3000kN的转体桥，可在上下转盘之间施加顶力的单点加载方式进行称重。拆除沙箱或割除临时锁定型钢后，转体结构的平衡状态表现为如下两种形式：情况1：转体结构的球校最大摩阻力矩(MZ)大于转体结构的不平衡力矩(MG),此时转体结构不发生绕球较的刚体转动，体系的平衡由球较摩阻力矩和转体结构不平衡力矩所保持；情况2：转体结构的球校最大摩阻力矩(Mz)小于转体结构不平衡力矩(MG),此时转体结构发生绕球校的刚体转动，直到一侧撑脚压到滑道上，体系的平衡由球校摩阻力矩、转体结构不平衡力矩和撑脚的支撑力矩保持。对于拆除沙箱或割除临时锁定型钢后，所有撑脚均为压在滑道上的
2、情况，须在两侧分别顶起进行不平衡称重。首先在A侧承台实施顶力,如图A-I所示。当顶力逐渐增加到Pi使转体结构恰好发生刚体转动时P.L+Mr=M.IIG/图A-I转体结构受力图(A侧施加P1顶起)然后在B侧承台实施顶力，如图A-2所示。当顶力逐渐增加到P2使转体恰好结构发生刚体转动时图A-2转体结构受力图(R侧施加尸2顶起)联立式(A-I)和(A-2)得转体结构的不平衡力矩：O=乙”M(A-3)球校的摩阻力矩：MZJ2心；：(A-4)对于一侧撑脚压在滑道上的情况，只需在撑脚压在滑道侧进行顶起和回落测试，即可完成不平衡称重。设转体结构重心偏向B侧，B侧撑脚已经压在滑道上，首先在B侧施加顶力，当顶力
3、逐渐增加到Rd使转体结构发生刚体转动时(A-5)P2dL2=M0-VMz静止10分钟后，使千斤顶逐级缓慢回落，当顶力逐渐回落到时转体结构发生刚体转动，P2jL2=Mg-M7(A-6)解方程(A-5)和(A-6),得到，转体结构的不平衡力矩：MG=2S(A-7)球校的摩阻力矩：%=马(A-8)进一步可得球校的静摩擦系数和转体结构偏心距。球较静摩擦系数为:转体结构初始偏心距:M7(A-9)(A-IO)式中，R一球皎中心转盘球面半径;Wd转体重量。附录B：两点顶起不平衡称重对于转体重量大于300000kN的转体桥，宜采用在上下转盘之间施加顶力和梁端施加顶力的两点加载方式进行称重，具体称重过程及计算如
4、下。对于情况1,设转体结构的重心偏向A侧,首先在A侧承台处实施顶力Pii,并且在A侧梁端实施顶力P2o此时，转体结构的受力情况如图B-Ia)所示。a)A侧顶起b)B侧顶起图Bl转体结构受力图(A侧顶起)当起顶力逐渐增加到恰好使转体结构发生刚体转动时，有:(B-I)式中，=%+组1组。然后，在B侧承台实施顶力P21,并在B侧梁端实施顶力P22,如图B-Ib)所JO当起顶力逐渐增加到恰好使转体结构发生刚体转动时，有：L1=Mg-VMz(B-2)式中，=+70由式(B-I)和(B-2)可以得转体结构的不平衡力矩：%(B-3)球校的摩阻力矩：MZ=史然史A(B-4)对于情况2,设转体结构重心偏向A侧，
5、A侧撑脚压在滑道上，只能在A侧承台实施顶力PU及在A侧梁端实施顶力尸如图B-Ia)所示。当起顶力逐渐增加到使转体结构发生刚体转动瞬间有：RL1=Mg+%(B-5)稳定10分钟后使千斤顶逐级缓慢回落，当顶力回落至耳和明时转体结构发生刚体转动，则=Mq-Mz(B-6)式中，=冗+矢反解方程(B-5)和(B-6)得转体结构的不平衡力矩：ML小”人(B-7)球校的摩阻力矩：M2(一人1.2(B-8)球较静摩擦系数为：M7VRN(B-9)转体结构初始偏心距：E=如W1(B-IO)式中，R球锐中心转盘球面半径;Wd转体重量。附录C无称重配重计算为更好地平衡转体结构施工过程中的不平衡弯矩，采用拉压临时锁定型
6、钢代替传统砂箱，如附图C-I所示。转体结构施工结束后、割除拉压临时锁定结构前，在临时锁定结构型钢的合适位置布置竖向应变传感器并读取初值或调零。然后割除临时锁定型钢，测量割断后锁定型钢的应变值，通过割断前后拉压临时锁定型钢的应变变化量，计算出切割前拉压临时锁定型钢所提供的竖向力进而求出拉压临时锁定型钢切割前所提供的平衡力矩,。mx=(以+PLe2)LX(C-I)其中，Pdh&2一分别为大里程侧两组拉压临时锁定型钢提供的竖向力，kN；hPm一分别为小里程侧两组拉压临时锁定型钢提供的竖向力，kN；拉压临时锁定型钢之间距离。(C-2)根据球较厂家提供的摩擦系数参考值，计算转体结构的最大静摩擦力矩峪,取
7、最大摩擦力矩05恢和拉压临时锁定型钢提供的平衡力矩林进行配重，即：PILp其中，Gp一配重重量，kN；1.P配重力矩，IBo设配重前转体结构的不平衡力矩为Mg,则配重后转体结构的不平衡力矩MGP=MG -MP=MG-M.-亨(C-3)-蛆M蛆2Gp2配重后转体结构的偏心距:(C-5)/m-e2NMZ=LNRq(C-6)U球较静摩擦系数，一般小于0.03；Rq-球较曲率半径，一般小于IOm。由此可知，配重后结构的偏心距e15cm(C-7)2N满足配重后偏心距小于20cm的要求。附录D：梁端竖向振动加速度限值计算D.1连续梁桥转体振动倾覆弯矩简化计算大量工程实测数据表明，连续梁桥平转过程中的振动响
8、应最大值是发生在撑脚与滑道接触瞬间，在接触之前转体结构基本做匀速水平转动，竖向振动响应很小。在撑脚与滑道接触瞬间结构振动加速度响应最大，但位移响应却很小。基于此做如下假设：1）在撑脚与滑道接触瞬间转体结构发生的竖向转角。是微小的；2）在撑脚与滑道接触瞬间转体结构还没来得及发生变形，振动以刚体转动为主；3）忽略结构转体过程中振动引起的结构轴向变形；4）暂不考虑此时因环境风、大地脉动等引起的结构附加不平衡力矩。图D-I转体结构刚体转动简化模型基于以上假定，可得转体连续梁桥刚体转动简化模型如图D-I所示，为便于表述和计算，定义变量如下：1 ）mp一桥墩总质量，kg,集中于8点；侬一箱梁总质量，kg；
9、nia一左半幅箱梁总质量，集中于A点，近一右半幅箱梁总质量，集中于A点，tnh=ma+m,a,对称结构则m=tri=；22 ）M一自球较中心算起的墩高，m；队一墩顶位置梁高，m；图中，4=与，It,=yh=-+ha-22P3）和/2一分别为左右两侧箱梁质量中心距离墩顶的距离，对于对称结构，则I1=I2=c,L-转体结构单侧悬臂跨度。由此得转体过程中结构的倾覆弯矩M,为M=2叫aax/+吗apx+2malcaay(D-I)根据以上假定，结合结构的几何关系，设在撑脚与滑道接触瞬间整个转体结构绕球较O的转动加速度解6为高阶微小量，则有aay=-(D-2)hax=工a,x2L式中：4、丫一A点和A点的
10、水平向加速度；牝,、,.-A点和A点的竖向加速度；%梁端竖向加速度(测试位置)；4优和分别为B点和C点水平向加速度；和V和%,分别为B点和C点竖向加速度。将式(D-2)代入式(D-I)得连续梁桥转体过程中结构振动倾覆弯矩与实测梁端竖向加速度4.的关系如下二(D_3)L4D.2风载倾覆弯矩简化计算在桥梁转体过程中不可避免地会受到风荷载作用，同时由于转体结构较长，存在两侧竖向风压不等现象，由此必然引起不平衡弯矩。虽然设计文件及相关规范均规定转体条件为五级风及以下环境，但转体过程中有可能会遭遇短时间的较强阵风作用。因此建议根据桥梁所在地10年一遇基本风速进行竖向风压计算，并偏于最安全地考虑一侧作用竖
11、向风荷载，此时其受力见图如图D-2所示。风荷载引起的倾覆弯矩为MXB.匚”(D-4)式中：L转体结构半幅梁长，不对称结构取跨度较大一侧长度，m；3梁宽度，m；fiw根据规范计算得出的竖向风压，kNm2o个个个个个个个/隆个个个个个个1.rL图D-2风荷载作用下转体结构计算简图D.3转体结构稳定判定桥梁在平转过程中承受的倾覆弯矩主要有三项：1)结构偏心弯矩，Me=WzeiWZ为转体结构总重量，e为配重后结构的偏心距，根据6.3.2知e20cm;2)结构转体振动引起的弯矩M八,；3)不对称风荷载引起的弯矩卬。桥梁平转过程中的平衡由上撑脚与滑道之间的支撑力来提供，如图D-3所示。设一个撑脚的设计承载力为Fc撑脚环向布置中心半径Rh,则撑脚提供的平衡力矩为Me=FcRh(D-5)式中：艮一单个撑脚抗压承载力标准值，kN；心一撑脚环向布置中心半径，m；/1一承载力折减系数，建议取4=0.5。为确保转体过程中不发生倾覆，则需满足MVVMMlwMe(D-6)图D3平转过程稳定性受力简图联立式(D-3)(D-6)即可求得连续梁转体桥在转体过程中梁端竖向振动加速度限值-Mnta4/W+J)+%片(D-7)
