大吨位宽幅转体现浇箱梁支架设计与施工技术.docx

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大吨位宽幅转体现浇箱梁支架设计与施工技术

大吨位宽幅转体现浇箱梁支架设计与施工-设计论文

大吨位宽幅转体现浇箱梁支架设计与施工董国华DONGGuo-hua（中铁十四局集团第三工程有限公司，兖州272100）（ChinaRailway14thBureauGroupNo.3EngineeringCo.，Ltd.，Yanzhou272100，China）摘要：

桥梁水平转体施工技术日趋成熟，大跨度、大吨位等技术指标不断突破，转体法施工优势得到充分发挥。

本文根据桥梁分段现浇、一次整体转体到位的特点，结合转体法施工工况，论述了软弱地基条件下大吨位宽幅转体现浇梁支架设计与施工技术。

Abstract：

Bridgelevelrotatingconstructiontechnologyisbecomingmature，largespan，largetonnageandothertechnicalindicatorscontinuetomakebreakthroughs，andtheadvantagesofswivelconstructionmethodarefullyplayed.Accordingtothecharacteristicsofbridgesectioncastandonceoverallswivelinplace，combinedwithconstructionconditionsofswivelconstructionmethod，thepaperdiscussedthedesignandconstructionoflargetonnagewideswivelsitubeambracketundersoftfoundationconditions.关键词：

转体桥现浇梁支架；设计；施工；拆除Keywords：

swivelbridgesitubeambracket；design；construction；demolition中图分类号：

U445.4文献标识码：

A文章编号：

1006-4311（2015）18-0121-04作者简介：

董国华（1978-），男，山东济宁人，工程师，研究方向为土木工程。

0引言近年来，随着桥梁水平转体施工技术的日趋成熟，转体法施工大跨度预应力钢筋混凝土连续梁桥已广泛应用于一些横跨主要陆地和水上交通道路的桥梁施工，其不干扰既有线运营优势得到充分发挥。

目前水平转体大跨度、大角度、大吨位等技术不断突破，桥梁转体系统精度控制已完全可控，工艺流程多采用单“T”转体到位再合拢施工技术。

本桥由于边跨合拢段距离既有铁路线安全距离不足，上部结构采用分段现浇、一次整体转体到位工艺，解决了边跨直线段、合拢段现浇支架对铁路安全运营的影响。

本文根据该桥转体施工特点，在可靠保证梁体线形和现浇支架安全稳定下，对现浇梁支架设计、施工及拆除进行探讨。

1工程简况合宁铁路分离式立交桥位于全椒县陈浅西南侧，跨径布置为23×30+30+（2×65）+30+30×30m，全长1786m，在K34+912.5处与合宁客运专线襄滁河特大桥相交，交叉角度86°。

其中主桥采用（65+65）m整幅式断面T构，水平转体法施工，转体重量176000kN。

上部主梁整幅桥面宽32.0m，设计采用大悬臂单箱四室箱形截面，T构中间支点处梁高7m，边支点处梁高2.5m，梁底线形采用圆曲线变化，分为0#～13#块段。

纵向预应力采用19-Φs15.2、横向预应力采用2-Φs15.2低松弛钢绞线。

T构主墩采用墩梁固结，单箱双室矩形截面。

墩柱下接D15m转体平台，转体平台支撑在D16m的下转盘和22×22m承台上，承台下设38根φ1.5m钻孔桩。

结构设计如图1。

桥址区主要为素填土、淤泥质粉质黏土、粉质黏土、粉粗砂、全风化砂岩，原地面高程约8.1m，设计高程31.55m。

2支架设计及验算该桥址处主要为藕塘圩区，地质条件较差，软弱地基沉降和管桩沉入振动对支架扩大基础选用和既有线运营影响较大，经方案比选，确定选用贝雷梁式支架平台+碗扣式满堂支架形式，钢管柱式结构，钻孔灌注桩基础，一方面保证支架整体安全稳定性，一方面保证梁体线形。

2.1计算参数本计算中荷载及分项系数的取值如下。

①恒载：

分项系数取1.2。

钢筋混凝土自重记为G1，其容重取γ=26kN/m3；模板、方木、支架等自重记为G2，本工程取G2=3.0kN/m3；②活载：

分项系数取1.4。

施工人员及机具荷载P1，本工程取P1=2.5kN/m3；振捣荷载P2，本工程取P2=2.0kN/m3；砼倾倒荷载P2，本工程取P2=2.0kN/m32.2支架设计根据上部箱梁的高度变化，钢管桩的纵向间距按3m、4.5m和6m布置，共14排。

横向按照中心间距3m布置，设11根；加强处横向按照中心间距2.5m布置，设13根。

碗扣支架的纵向间距按0.3m、0.6m、0.9m布置。

第一段碗扣支架布置为：

底板及翼缘板下为（横向×纵向）90×30cm，腹板下为（横向×纵向）30×30cm。

第二段碗扣支架布置为：

底板及翼缘板下为（横向×纵向）90×60cm，腹板下为（横向×纵向）30×60cm。

第三段碗扣支架布置分别为：

底板及翼缘板下为（横向×纵向）90×90cm，腹板下为（横向×纵向）30×90cm。

梁底铺设18mm厚竹胶板做底模，下面采用10×10cm方木作为纵向分配梁，腹板下间距15cm（中心间距），底板下间距35cm；在支架顶托上横向放置10×15cm方木作为横向分配梁。

（图2）

2.3梁式支架平台该桥由于底板纵坡较大，梁式支架平台如图1所示分两部分，减少满堂支架的搭设高度，本部分只针对右侧一阶段进行检算浅谈，其他阶段设计基本相同，本文不进行阐述。

该桥贝雷梁检算如下：

①荷载分析。

右侧第一阶段贝雷梁搭设长度为24m，跨度布置为3×3m+6m+3m+4.5m+1.5m。

根据图纸分析，将悬臂端根部对应的箱梁截面记为截面1；距悬臂端根部2m处对应的箱梁截面记为截面2；距悬臂端根部24m处对应的箱梁截面记为截面3。

截面间荷载假定为线性变化，将箱梁断面分为如图3几个部分。

②现浇支架检算。

支架检算自上而下进行，对碗扣支架、贝雷梁、钢管立柱、钻孔桩基础及各分配梁分别进行系统检算。

先分析钢管贝雷架体受力情况，利用支反力值确定单根钢管柱承载力及有效桩长。

由于满堂支架检算较为普遍，本文不进行系统阐述，仅以右侧第一阶段贝雷梁最不利中底板位置为例，采用迈达斯建立模型进行检算分析。

（图4）

3支架施工3.1基础及下部结构施工基础采用Ф1000mm直径桩基，旋挖钻进成孔，桩顶设置预埋法兰，地脚螺栓进行抗拔验算。

为保证立柱和分配梁安装精度要求，严格桩基轴线偏位控制。

桩基施工完毕后，采用反压法检测桩基承载力均达到设计要求。

钢管立柱焊接桩顶预埋法兰后，按设计焊接[22槽钢剪刀撑，其竖直度利用锤球和靠尺相互校核。

3.2上部结构施工上部结构施工主要注意贝雷梁的安装定位。

在分配梁上放样贝雷梁位置，作出标记，以保证支架轴线不发生偏移。

贝雷梁在地面组拼，分组安装，准确就位后及时焊接[8槽钢限位器，依此类推完成整跨贝雷梁的安装。

贝雷梁安装完成后，再在贝雷梁上按照碗扣支架设计间距安装I12.6工字钢上横梁，上横梁与贝雷梁用U型卡固定，以防止底托偏心受压，发生倾覆。

3.3满堂支架及底模安装以上横梁为碗扣架支托基础，搭设满堂支架，横桥布置10cm×15cm的方木，纵桥向布置10cm×10cm方木，其上铺设18mm厚度竹胶板做底模，纵向方木腹板下净间距离5cm，其余25cm。

4支架预压为避免在混凝土施工时，支架不均匀沉降，消除支架非弹性变形，准确测出支架的弹性变形量，为模板拱度提供依据，在底模安装完成之后对其进行预压，预压荷载为1.2倍现浇梁自重。

由于本桥支架高度25m，桥面宽度32m，混凝土数量达4779m3，常规整体沙袋堆载预压工期长、成本高，中小型起重设备不符合吊装现场要求。

经比选确定，采用沙袋加水袋方法进行预压，该方法能有效减少吊装工作量，缩短加卸载时间。

在底板位置先将沙袋满铺底板至预定高度后，其上铺设水袋，水袋由厂家定尺制作，尺寸为10m×5m×3m，满荷载重量为150kN。

预压分段由浇筑顺序确定进行，第一阶段预压范围为0#～1#块，第二阶段为2#～8#块，第三阶段为9#～13#块，共计布设水袋48个。

加载前对支架基础顶、支架底和底模顶标高进行测量，每断面均设6点。

预压采用分级加载，每级加载后，均观测下沉量直至稳定，观测时间为每12h对支架沉降测量一次，当支架监测点12h沉降量平均值小于2mm时，可进行下一级加载。

卸载完成后整理预压量测资料，计算出各观测点处支架的弹性和非弹性变形值。

预拱度设置按照恒载+收缩徐变+1/2静活载累计位移值确定，根据弹性变形值和预拱度值，调整控制箱梁底板标高。

5支架拆除该桥水平转体特点是无合拢段、一次转体就位，预应力体系转换复杂。

应用桥梁博士进行检算，梁端下挠达146mm，确定预应力张拉顺序，解决稳定落梁对支架拆除提出更高要求，预应力结构如图5所示。

落梁方案确定过程中主要考虑以下几方面因素：

①支架拆除过程中梁体应力满足要求；②拆除过程中，保证未拆除的支架反力在安全范围内；③梁端位移尽量小；④保证成桥时边墩的永存反力不小于设计值。

为此，落梁方案选择时比较了以下拆除方案：

①方案一：

箱梁全部浇筑完成、顶板悬臂束张拉后，从墩顶往两侧拆除；②方案二：

箱梁全部浇筑完成、顶板悬臂束张拉后，从两侧往墩顶拆除；③方案三：

分三段浇筑，0#～1#块，2#～8#钢束张拉后拆除对应的支架，然后张拉F1号腹板束，主梁端部设千斤顶顶升后转移支架反力，拆除9#～13#块剩余支架；④方案四：

与方案三基本一致，区别在于张拉F5号腹板束代替张拉F1号腹板束。

由于方案一、二在支架拆除过程中均会出现局部位置超过600t以上的反力，对支架拆除和受力均不利。

而根据计算结果，0#～8#块钢束张拉后，对应的支架已基本脱空，因此后续方案比选中重点分析了方案三和方案四。

其中，张拉F1号或F5号腹板束主要是考虑到端部设置千斤顶顶升时，主梁靠近梁端下缘会出现一定的拉应力。

两个方案的变形、反力及应力情况对比如表2。

由以图6、7表2可以看出，尽管方案四在施工过程中局部位置出现0.46MPa的拉应力，但方案四在脱架时的梁端位移、成桥时的边墩反力储备均较优于方案三，综合考虑施工及成桥状态的结构响应，本桥最终选取方案四作为落梁方案。

6结束语该桥利用组合式支架结构，实现了软弱地基条件下高铁运营安全和梁体线形要求；桥梁卸落支架时，对比施工方案后选择方案四，采用张拉箱梁顶板束和部分腹板束，配合梁端设置千斤顶落梁方式，有效解决了大挠度条件下梁端支架无法拆除的难题，施工稳定可靠，工艺简单，且费用较低，为以后类似一次转体就位桥梁支架施工积累经验。

参考文献：

[1]周水兴，何兆益，邹毅松等.路桥施工计算手册.北京：

人民交通出版社，2001.[2]郝树林，跨铁路既有线转体桥施工技术研究[3]陈东恩.现浇箱梁施工支撑体系选型及其施工应用[J].科技情报开发与经济，2005（12）.