南京枢纽NJ3标支座更换方案 新Word文档格式.docx
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人员类别
备注
1
李洪祝
项目经理
2
王万军
项目副经理
3
陈明玉
项目总工
4
孙靖雨
现场技术负责
5
杨易
现场技术员
6
张德伟
质检员
7
李俊杰
安全员
8
季永兴
调度员
三、顶升设备与仪器
常规的油压千斤顶、先进的顶升气囊等多种顶升设备。
根据桥梁现状，拟采用QFB系列超薄桥梁顶升专用千斤顶，具体型号将选用以下几种，具体参数如下：
QFB系列千斤顶
型号
外形尺寸
最小高度
提升力
提升高度
QFB-10030
160*180
104
1000kN
30mm
QFB-15040
190*215
124
1500kN
40mm
图2
该系列千斤顶占用空间小，提升能力强，已经在众多座桥梁顶升中应用（见图2）
高精度的检测和监测设备，在提升和平移
过程中，我们将采用丹麦进口的拉线式位移传感
器进行全程监控，设备具有小巧、操作方便、精
度高等特点（见图3）。
图3.MPS-S-P-500-ABZ
3、主要机械设备表：
机械、设备名称
规格型号
数量
现状
油压千斤顶
17
良好
位移传感器
MPS-S-P-500-ABZ
倒链
3t
汽车吊机
20t
油泵
BZ70-1
发电机
YT6500
四、桥梁整体顶升施工
根据桥梁的技术图纸，初步估计上部结构对于盆式支座施加的荷载约为支座设计承载力的50%，上部结构的重量包括一期荷载，预应力混凝土钢筋钢绞线总重，二期荷载包括桥面铺装层、道砟、钢轨等，估计上部结构总重量分别为：
H86号墩台为700t左右（单边起升），H95号墩台为1200t左右（两单边同时起升），H141号墩台为600t左右（单边起升）。
拟采用若干个QFB-150400型千斤顶。
可根据实际情况，选用其它适合的千斤顶。
图4（千斤顶及位移传感器布置）
图5H86号墩，千斤顶及传感器布置
图6H95墩，千斤顶及传感器布置
图7H141墩，千斤顶及传感器布置
初步估计：
H86墩上部结构的总重量约为700t，需设置千斤顶的总数为12台150吨桥梁顶升专用顶，其总体提升能力为1800t左右。
H95墩上部结构的总重量约为1200t，需设置千斤顶的总数为16台150吨桥梁顶升专用顶，其总体提升能力为2400t左右。
141#墩上部结构的总重量约为600t，需设置千斤顶的总数为8台150t桥梁顶升专用顶，其总体提升能力为1200t左右。
根据前述初步的受力分析，及确定的荷载大致分布，按荷载的分布计算各千斤顶的理论负载油压设定千斤顶的初始油压，采用逐级加载的方式进行称重。
初始值按50%加压，按10%的荷载逐级加压，根据各顶升点产生的实际位移量，来确定出各顶升点的荷载是否分布均匀，从而有主控人员来确定对各千斤顶油压的调节使各顶升点位移量相对平均，从而保证顶升过程的同步进行。
当整个桥梁的顶升高度在2～4mm时，即整个桥梁处于悬浮状态，就证明各顶升点处的荷载与该千斤顶的负载值相一致。
千斤顶的油压值，就是实际最终的称重结果。
根据所测得的油压值可以计算出桥梁的实际重量：
G桥=Σσ*S/9.8
σ----千斤顶油压值（MPa）
S----千斤顶油缸的截面面积（mm2）
由于H86墩属预应力混凝土连续梁端部（伸缩缝位置），提升该梁对桥梁体受力影响较小，但随着提升量的增加，相邻墩身的受力将向提升端转移，故在提升中，将以能移动和更换支座即停止提升为原则，尽可能减小提升高度，预计的提升量在5～8mm左右。
H95和H141墩的上部结构为简支梁结构，虽然提升量对主体箱梁没有影响，但由于上部结构已经基本完成，提升时对道碴和轨枕有一定的影响，主要表现在落梁后上部结构的复位上，提升量越小复位越完全，同样我们将提升量控制在10mm以内。
顶升流程如图8所示。
图8结构顶升施工流程
4、铁路桥梁支座的更换
图9盆式支座的拆卸与安装
当顶升完成后，我们将使用小型的升降车，可调节的高度为0～100cm。
拆卸时，将支座拖至小车上，如上图所示，再将小车将支座运至相邻墩台，再将小车升高到上图所示高度，将支座安装到位。
最后落梁就位，检查支座是否均匀变形，有无支座脱空现象。
当桥梁顶升至预定高度时，首先将支座按正确的位置重新安装。
1、安放千斤顶之前，将墩顶表面凿平，并用环氧水泥进行找平。
2、千斤顶提升吨位的设置，应考虑足够的安全储备。
3、桥墩和箱梁的混凝土所受应力，从绝对的安全角度考虑，应小于25MPa。
4、注意ZX（纵向）和ＨＸ（横向）支座的安装方向。
5、起顶时，梁面钢轨处应有轨道工程师监护。
五、安全保证措施
1、以安全生产作为标准化管理重点，严格执行《现场标准化管理规定》及相关措施，施工现场必须严格执行《建筑施工高处作业安全技术措施》、《建筑机械使用安全技术规范》、《施工现场临时用电安全技术规范》、《建筑施工普通脚手架安全技术规范》、《施工现场机械设备安全管理规定》、《施工现场电气安全管理规定》等有关各项规定，做到“安全第一，预防为主”。
2、健全、严格执行安全管理
（1）施工现场设专职安全员，建立定期安全检查制度，要查有记录，对查出的隐患及时整改，对严重情况有权停止施工，并向项目经理汇报。
（2）所有参加施工的作业人员，须经安全技术操作培训合格。
操作人员有权拒绝违反安全规定的指令，严禁酒后作业。
（3）各工种、工序施工前由施工负责人进行书面交底。
3、临时设施用电工程的安装、维护、拆除工作必须由持证电工操作，操作时配备相应的劳防用品。
4、建立现场用电安全管理技术档案，建立安全用电检查制度。
5、墩顶周边增加防护栏杆，施工人员配备安全帽、安全带。
6、千斤顶起顶时，多台千斤顶同时并联，并设置位移传感器，保证千斤顶两侧同步均匀提升。
5、电缆离地2.2m以上，电缆穿越建筑物、构筑物、易受机械损伤的场所及引出地面从2m高度至地下0.2m处须加防护套管；
电缆沿墙布置时，须搭设支架（支架上固定绝缘子，严禁使用金属裸线作绑线）；
电缆穿越道路时采用桥架。
5、采用接零保护，保护零线应单独敷设，接地电阻<
4Ω，每个电箱做好接零保护。
6、分配电箱与开关箱的距离<
30m，设置在干燥、通风、易于维修处，露天电箱应设固定防雨篷。
7、每台电器设备应有各自专用的开头箱，必须一机一闸，采用两级漏电保护。
分配电箱与开头箱中的漏电保护器的额定漏电动作电流和额定动作时间应作合理配合，使之具有分级分段保护的功能。
漏电保护器须按产品说明书安装、使用、校核。
8、潮湿场所选用防水防尘灯，含尘区选用防尘灯。
室外灯具距地大于3m，照明灯具金属外壳须作保护接零，严禁使用电炉等电加热器，严禁乱拉电线，做好两级漏电保护。
9、施工现场应设防火安全管理人员，建立三级防火责任制。
六、沪汉蓉H100～H86号墩连续梁支座更换顶升安全性计算分析
1、概况及顶升施工原因
沪汉蓉H83～H86号墩为预应力混凝土双线连续梁，共3跨，跨度为40m+56m+40m，桥面板宽12.2m。
该桥截面类型为单箱单室变高度截面，顶板、底板和腹板局部内侧加厚。
中支点截面处梁高4.4m，跨中及边跨直线段截面最低处梁高位2.8m。
横桥向边支座中心距为4.6m，横桥向中支座中心距为4.6m。
箱梁在边支座和中支座出设置横隔梁，以加强结构的整体性。
对于箱形预应力桥梁，在荷载作用下，其受力复杂，有支座顶升引起的弯曲正应力，剪应力，为了对桥梁在支座位移作用下的受力情况进行分析，为该桥梁的支座顶升、更换施工提供理论支持和参考，有必要对桥梁在支座位移荷载作用下的受力情况进行分析。
桥梁在常规检查中，发现H86号墩上的球形支座装错，即多向活动支座与纵向活动支座装反。
为了不影响桥梁的正常受力，必须消除该隐患，将多向活动支座与纵向活动支座进行调换。
2、计算分析方法
若将H86号墩边支座提升20mm。
对于箱形桥梁界面，受力是复杂的，有支座顶升引起的弯曲正应力，弯曲剪应力和扭转剪应力。
由图纸，该箱梁两端有较强大的隔板，扭转时截面的自由凸凹受到约束，使得纵向纤维受拉或者受压，从而产生约束扭转正应力和约束扭转剪应力。
由《桥梁工程》，在一般应用于混凝土桥梁的对称箱形截面中，由偏载引起的约束扭转正应力占活载弯曲正应力的15%左右。
载大跨预应力混凝土桥梁中，恒载引起的弯曲正应力占总正应力的70%以上，因而它在总的正应力中所占的比值较小，在一般的设计中不予考虑。
该顶升过程中，桥面的荷载基本上都是由恒载引起的，桥梁的剪应力按自由扭转情况下计算。
采用通用有限元程序ANSYS进行分析，箱梁变截面通过分段线性化进行处理。
箱梁采用BEAM188单元模拟，该单元基于Timoshenko梁理论，具有扭切变形效果，默认状态下有6个自由度，支持翘曲自由度。
该单元支持弹性、蠕变和塑性等模型，能较好地应用在线性、大偏转和大应力非线性分析中，特别适合模拟细长和中等长度构件。
3、内力分析
根据以上对工程特点的分析，以及桥梁的设计施工图纸，可以建立相应的有限元模型，并根据顶升要求施加位移荷载，可以得到各个截面的弯矩、剪力，分析过程如下。
（1）、箱梁截面
该桥主桥为三跨变截面普通混凝土连续梁桥，跨径为40m+56m+40m。
箱梁为单箱单室截面，截面顶宽12.2～12.0m，截面高度为2.8m～4.4m，截面支座处设置横隔板。
箱梁边支座处及中间跨中截面的有限元模型如图1所示，边跨中截面有限元模型如图2所示，中间支座处截面如图3所示。
图1.中跨中截面
图2.边跨中截面
图3.中间支座截面
（2）、模型建立
通过在ANSYS中，用自定义的梁截面建立该桥梁的计算力学模型和杆系有限元模型，如下图所示。
模型总质量约6400吨。
根据顶升需要，分析在H86号墩支座处顶升0.02m时桥梁的受力情况。
图4.边跨支座截面实体
图5.中跨中截面实体
图6.中间支座截面
图7.计算分析力学模型
（3）、顶升前内力分析
根据设计图纸确定荷载，结合建立的力学和有限元模型可计算出结构内力，如下所示：
图8.桥梁顶升前弯矩图
图9.桥梁顶升前剪力图
（4）、顶升后内力分析
根据工程实际，在86号墩支座处顶升0.02m，据前述力学模型进行分析后，其结构内力图如下所示。
图10.桥梁顶升后弯矩图
图11.桥梁顶升后剪力图
将结构在自重和工况一状态下的支座反力和各关键截面处内力进行汇总，见表1、表2。
表1.顶升前后关键截面内力
内力
位置
未顶升
顶升0.02m
剪力N
86#墩～85#墩
4.41E+07
4.43E+06
85#墩～84#墩
1.32E+07
1.34E+07
弯矩N*m
86#墩～85#墩跨中
3.34E+07
3.88E+07
85#墩、84#墩支座
1.22E+08
1.28E+08
85#墩～84#墩跨中
3.01E+07
3.47E+07
表2.顶升前后支座反力（单位：
N）
支座反力
顶升
86#墩
5.13E+06
5.51E+06
85#墩
2.68E+07
2.61E+07
84#墩
2.74E+07
83#墩
4.97E+06
4、截面设计抗力分析
根据设计图纸，对相关截面的抗力进行计算，计算结果如下所示。
支座和跨中截面抗力
边跨跨中信息与计算（单位：
N,mm,Mp）
截面面积（mm2）
截面面积
上翼缘面积
下翼缘面积
转动惯量
1.39E+07
4.15E+06
2.66E+06
2.15E+13
总高度
上翼缘高度
下翼缘高度
腹板高度
2945
340
463
2142
钢筋数量
总量
面积
强度（HRB335）
上翼缘
122
12
13790.88
300
下翼缘
48
5425.92
54
6104.16
预应力筋
数量（束）
合力到梁底距离
9-7预应力
22
19542.6
2.32E+02
Ep（MP）
12-7预应力
10
11844
1.95E+05
混凝土
fck
ftk
Ec
C50
32.4
2.64
3.45E+04
预应力
平均预压力
平均预应变
上翼缘预应变
下翼缘预应变
4.15E+00
1.20E+02
1.54E+02
3.96E+02
极限抗弯强度
上翼缘极限承压力
钢筋
预应力束
1.41E+08
1.33E+08
8.27E+06
2.20E+07
下翼缘钢筋极限拉力
3.98E+07
3.46E+06
3.63E+07
1.01E+11
折减系数0.9
9.11E+10
抗开裂强度
混凝土应变
1.53E+02
混凝土拉力
钢筋拉力
预应力的拉力
合力
3.56E+07
6.99E+06
3.53E+05
2.83E+07
中和轴高度
受压面积
增加压应变
上翼缘总压应变
1.90E+03
5170290.56
2.00E+02
3.54E+02
开裂弯矩M
5.95E+10
5.36E+10
支座处信息与计算（单位：
2.06E+07
7.32E+06
5.74E+06
4.98E+13
4400
600
1000
2800
35
3956.4
57
6443.28
合力到梁顶距离
46
54482.4
3.00E+02
4.89E+00
1.42E+02
4.01E+02
0.00E+00
下翼缘极限承压力
1.89E+08
1.86E+08
3.12E+06
上翼缘钢筋极限拉力
1.10E+08
1.01E+08
3.95E+11
3.55E+11
9.06E+07
1.51E+07
8.44E+05
7.46E+07
下翼缘总压应变
2.35E+03
9165490.56
2.87E+02
1.58E+11
1.42E+11
中跨跨中信息与计算（单位：
1.07E+07
2.53E+06
2.99E+12
440
2020
30
26649
2.20E+02
6.56E+00
1.90E+02
5.69E+02
5.30E+07
4.96E+07
1.28E+11
1.15E+11
4.65E+07
6.64E+06
3.95E+07
1.65E+03
5121490.56
2.63E+02
4.17E+02
6.62E+10
5.96E+10
5、千斤顶起顶处梁体混凝土承压应力计算
（1）、梁体起顶时，每台千斤顶最大顶力为75t。
（2）、千斤顶承压面积为：
20cm×
3.14/4=314cm2。
（3）、梁体混凝土承压应力为：
75×
1000／314=23.9Mpa
6、内力及抗力分析结论
（1）、从以上分析可以看出，在各种顶升和未顶升工况下，桥梁的跨中和支座截面的弯曲应力不大，均未达到混凝土的开裂应力，且跨中具有较大的安全余度。
（2）、支座顶升引起的支座内力增长最大，对相邻跨跨中正弯矩有减小作用，这里对桥梁跨中和支座截面应力都进行了验算，从验算表计算可见，几个关键部位应力均小于混凝土的抗拉强度标准值
。
所以，在理论上，顶升过程不会造成桥梁的开裂损伤。
（3）、该计算结果是基于标准强度的混凝土和钢筋强度进行计算得出的，从以上的分析数据可以看出，在混凝土和钢筋强度均取0.9的折减系数，在顶升0.02m时，各截面内力均未达到开裂弯矩，能满足桥梁顶升的安全要求。
因此当H86号墩支座处顶升0.02m时，可以考虑不进行应变观测。
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