《(完整版)高墩大跨连续刚构桥施工技术研究报告之四》由会员分享，可在线阅读，更多相关《(完整版)高墩大跨连续刚构桥施工技术研究报告之四（16页珍藏版）》请在金锄头文库上搜索。
1、边跨不平衡悬浇和墩顶托架无配重浇筑施工技术1 前言1.1背景目前，边跨现浇段施工及边跨的合拢方式有以下几种：图 4-1 导梁上合拢边跨1.1.1 落地支架方式在落地支架上浇筑边跨现浇段和合拢段， 合拢边跨，这是在大多数连续刚构桥上 采用的方法。在高墩的情况下， 落地支架费材费力， 如果支架搭在水中或边跨现浇段 处于复杂地质地形条件下， 难度更大， 需探索不用落地支架的途径， 这是连续刚构桥 发展的必然趋势。1.1.2 导梁方式在边跨悬臂端设导梁， 支承在边墩上， 在导梁上挂模板浇筑边跨现浇段及合拢段 （图 4-1）。为取消落地支架进行探索，结果发现当边、主跨跨径比在0.540.56时，边跨支点
2、在任何荷载工况下， 总保留有足够的压力， 而不出现拉力， 因此有可能利用导梁， 合拢边跨，而又不过多增加预应力束。这个设想，已经在跨径106 m的太平大桥（边跨59 m）以及跨径120 m（边跨66 m）的金沙大桥中实现，合拢情况良好，取消了落地支架。1.1.3 与引桥悬臂连接合拢与引桥悬臂连接合拢是取消落地支架的又一种方式。中国的沅陵沅水大桥，主跨140 m,边跨85 m。其引桥为跨径42 m的顶推连续 梁桥，按(9 M2 m)+(42+13. 5 m)设两联，其间设有伸缩缝，由预应力束临时连接，顶 推就位后解体，悬臂的13. 5 m与连续刚构悬臂空中固结，形成85 m+140 m+85 m
3、+42 m 的连续刚构，缩短了工期，节省了投资。澳大利亚的门道桥，边跨的刚构悬臂与引桥的悬臂在距边墩 16 m处，以弹性支 承连接。 该连接装置为内设钢箱， 有盆式滑动支座与刚构与引桥相连， 可以传递剪力 及一定的弯矩，但不能传递轴向力和不能约束轴向变位。1.2 工程概况葫芦河特大桥主桥“ T”构为90+3X160+90E预应力混凝土连续刚构箱梁桥，主 桥两幅连续刚构箱梁均采用挂篮悬臂浇筑法施工，各单“T”箱梁除0#块外，分20对梁段，即6X 3. 0+6X 3. 5+4X 4. 0+4X 4. 5m进行对称悬臂浇筑，0#块长12. 0m，边 跨现浇段长度为8.9m，合拢段长2. 0m，合拢顺
4、序为：边跨-次边跨一中跨。边跨现 浇段梁高为3.5m,分别位于6#、11#墩靠近主桥侧，其中6#墩现浇段距地面高度58m 11#墩现浇段距地面高度为 36m此种工况在国内罕见，施工相当困难。优化施工后 采用导梁法进行边跨现浇段及边跨合拢段的施工。1.3 工程难度分析原设计的边跨现浇段的长度为 8.9m，合拢段长度为2m,该部分混凝土体积为 108. 35 m3 (含8. 9m长现浇段和1m长的合拢段)；而连续刚构箱梁在6#墩盖梁上占 用的长度为2. 1m，在11#墩盖梁上的长度为1.9m；而该悬挑段的砼方量约为80m3, 砼重量约为 200t。边跨长度为90m，主跨长度为160m，边跨与主跨比
5、为0.5625。落地支架方案分析边跨现浇段采用落地支架方案时， 支架的重量根据计算约为40t,底模、底横梁、 侧模、内模、内顶模支架及施工临时荷载的重量估算约为 60t，总重量约为300t, 6#墩边跨现浇段的支架高度为58m,支架的强度、稳定性难以保证，支架的非弹性变 形难以控制，施工风险较大，工程质量不易控制。由于分隔墩位于湿陷性黄土区段， 黄土层厚约12m支架基础需采用孔桩处理；支架高度较高，其支架所需工程数量巨 大，搭设支架的难度很大，施工周期较长，劳动强度高，不利于缩短工期及加快合拢 施工进度。墩身预埋托架方案分析若采用墩身预埋托架方案， 则可免于搭设支架， 大大降低劳动强度， 缩短
6、施工周 期，节约大量的支架工程数量， 且避免了支架基础所需的工程投入。 但原设计现浇段 的长度为8.9m, 6#、11#墩悬挑长度分别为6.8 m和7 m，上部荷载对分隔墩（6#、 11#墩）墩身的偏心距 e 值偏大，使分隔墩身产生较大的倾覆力矩，而 6#、 11#墩均 为薄壁空心墩， 为了抵抗其倾覆力矩， 需要利用相反一侧的托架和预设的张拉索预加 荷载平衡其倾覆力矩，以使分隔墩本身保持其稳定状态。导梁法方案分析采用导梁进行施工时，导梁长度至少应为 13m（8. 9m长边跨现浇段，2m长合拢 段，两端外加至少1m的支撑长度）；而且，该导梁需承受包括混凝土重量及底模、 侧 模、内模等施工临时荷载
7、重量约为280t,故必须保证导梁有足够的强度和刚度。 导梁 拼装完成后，由于边墩高度较高，吊装困难，不宜实施；或者在“ T”构上进行拼装， 然后前移至边墩上，此时，前移导梁需在导梁尾部配重，施工风险较大。在实际操作中， 长大导梁的变形非常难以控制， 弹性与非弹性变形对结构的影响 较大。施工中，由于先进行边跨现浇段的浇筑，最后进行合拢段的施工，因此，后浇 筑的合拢段重量（约为60t）将对导梁及悬臂端部产生较大的集中荷载，导梁本身及 悬臂端部变形的相互叠加有可能导致已浇筑的边跨现浇段产生裂缝。此外，一般推荐采用导梁法浇筑边跨合拢段的施工方案，边主跨跨径比一般为0.540. 56,此时，边跨支点受力
8、较为合理。本项目中的边主跨跨径比为0.5625,略微超过该比值。因此，综合上述各项因素，导梁法在本项目中并不适用，施工控制难度难度大， 施工风险突出。与引桥悬臂连接合拢方案分析由于引桥部分为多跨一联的先简支后连续的 50mT梁，且引桥长度较长，因此， 顶推施工难度较大，该方案的实际操作性较差。故按照目前设计的边跨现浇段长度， 无论是托架方案、 落地支架方案、 导梁法或 是与引桥悬臂连接合拢方案，均有较大的施工难度，而造成该难度的主要因素为： 边墩高度较高； 边跨现浇段长度太长； 边墩支架处地基地质、地形复杂，处理难度较大。1.4 施工方案的确定考虑到上述因素， 经查找国内相似施工方案， 我单位
9、提出并经与设计、 监控单位 协商后，决定采取缩短边跨现浇段长度，调整合拢顺序予以解决。合拢顺序调整为： 中跨次边跨边跨，并在 7#、10#墩靠近边跨侧用挂篮悬臂浇注一块 4.5m长的不 平衡梁段（21#段），为平衡该不平衡段在“T”构上产生的弯矩及挠度影响，保证“T” 构施工的稳定性，同时在 7#、 10#墩近次边跨侧 20#段上实施平衡配重，从而达到缩 短边跨现浇段长度的目的。变更后的边跨现浇段为 5.2m，合拢段长度为1.2m。边跨 现浇段长度缩短， 则墩身预埋托架方案具有相当优越性， 施工难度也有很大程度的降 低。边墩悬挑长度为：6#墩3.1m, 11#墩3. 3m；悬挑段的混凝土方量仅
10、为 38. 55m3（含0.6m长的合拢段混凝土方量），则其托架方案非常简单，而且由于悬挑长度及重 量均较小， 故对墩身的倾覆力矩也较小。 因此，无须在墩身上相反方向设置平衡托架 来平衡由于边跨现浇段造成的倾覆力矩。2 边跨不平衡悬浇和墩顶托架无配重浇筑施工技术2.1 改变合拢顺序将原设计的边跨一次边跨一中跨的合拢顺序改为中跨一次边跨-边跨；2.2 不平衡梁段悬浇在7#及 10# “T”构浇筑完成1-20#节段后，前移7#墩起点方向挂篮，10#墩终 点方向挂篮，在7#及 10#“T”构次边跨处配重6t，并采用仪器进行两对称悬臂端的 挠度观测，确保变形一致；浇筑7#墩、11#墩“ T”构不平衡段
11、21#块段，在此边跨处 逐级配重至 113.5t ，并应严格控制配重与砼浇筑同步进行。而且，在浇筑混凝土的 过程中， 应加强两悬臂端的挠度观测， 确保两端变形一致， 保证结构稳定及线型控制 的需要；2.3 不平衡梁段预应力施加方案启用7#、10#墩“T”构的顶板纵向预应力预备束 Ty1、Ty2, Ty1管道位置不变， 将Ty2管道位置延伸至21#段顶板相应位置；21#段混凝土强度达到设计要求时，张拉Tyi、Ty2预备钢束；2.4线型控制调整由于合拢顺序及21#段的施工，线型控制计算挠度值变化较大，须对全桥的线 型控制进行调整，详见分报告三中所述；2.5缩短后的变跨现浇段施工方案缩短后的边跨现浇
12、段的长度为 5.2m，采用墩身预埋托架进行施工，具体施工方 案见本文中3节所述。2.6边跨合拢段施工方案缩短后的边跨现浇段采用在边墩预埋托架上浇注的施工方法进行，边跨合拢段 采用前移挂篮，在挂篮上浇注合拢段的施工方法进行施工。3边跨现浇段托架施工方案3.1施工荷载计算3.1.1边跨现浇段混凝土方量计算-I图4-2现浇段主面图（单位:cm）图4-3 I - I断面图分隔墩顶2m范围内0.7 1.2+1.6 22+6.5 0.81.2 0.8 0.7 2.75 20.8 (6.5 3.5)竺 2.0 4.964.18 9.962.185.0636.95m3剩余 3.2m3.2 6.5 3.53 2
13、2.18 5.0665.1 10.762.925.72.75 口232.94m3空3.22合拢段重量参照第20块段重量按比例计算4206 1.2 11.22m34.511.22 26 291.7kN3.1.2模板荷载底模采用竹胶板木板0.20 kN/m2 (6.55.2)6.76 kN外模采用大块刚模板内模采用竹模板木模1.20kN/(12.7X 5.4)=82.3kN0.20kN/ mx( 18X 5.2 ) =18.72 kN端模采用木模板 0.20kN / mx (7.3 X 2) =3 kN模板总荷载110.78 kN3.1.3底模分配梁底横梁：采用5根120b工字钢，长度为12m分配
14、纵梁：采用10槽钢间距30cm,但在腹板下部间距为15cm若用26根长度为5.2m横梁：0.3105 kN /mx (5 x 12)=18.6 kN纵梁：0.10 kN /mx (26 x 5.2)=13.5 kN3.1.4施工荷载50kN3.1.5风载支架总荷载乘以 0.2 为(856.4+ 110.78 3.2+13.5+18.6+50 )x 0.2=201.33 kN5.23.1.6支架上荷载总计1207.98P21207.98kN q377.49 kN /m3.23.1.7合拢段荷载模板按吊架总重200kN计算，但模板重量可以直接作用于墩顶，因此支架上受到合拢段集中荷载为P 2917
15、145.85kN23.2支架荷载受力简图 145.85 I J 1 1J1J1J11UI1I1I 1_1 1图4-4支架荷载受力简图3.3抗倾覆验算3.3.1边跨现浇对分隔墩总体倾覆力矩(对于墩身形心对称轴)11 # 墩：墩身对称轴PlTP3, 7门J11 |j11II1图4-5 边跨现浇对分隔墩 11 #墩总体倾覆力矩图作用在墩顶的力：R 960.7 110.78 2.0 1003.3kN5.2作用在支架上的力：F2 1207.98kN合拢时对墩的作用力：P3 145.85kN总力矩：M 0.85 1003.3 (0.85 1.6) 1207.98(0.85 1.6 1.6) 145.854403kN m3.3.2 50mT梁架设对分隔墩的倾覆力矩因为我标段有相同截面的墩，在设计时考虑利用架桥机架设 50mT梁的情况，对 此进行分析： 作用在分隔墩顶的梁的重力F 1600 6 4800kN4 2 对墩最不利
