包頭黃河大橋頂推設計簡介_secret

1、包頭黃河公路大橋頂推設計簡介 一、橋址概況本橋于包頭東河區(qū)西南10公里的黃河上。該河段屬平原區(qū)游蕩型河流。具有河彎多、河床寬而而淺、比降平緩及河床擺動大的特點。有的河段經過多年淤淘，最后自然裁彎取直。橋位處北岸淘，主河槽有往北移的趨勢。南岸淤，河灘寬而淺。黃河水位及流量，一年內出現兩次高峰。據記載27年內歷史最大流量5,963m/s。一年內有兩次凌期，3月下旬開凍后及11月封凍前。前者流冰嚴重，最大流冰體積可達450×200×1.5m3，流速1.27m/s，常在急彎淺灘處形成冰壩，擁冰堵塞，造成凌害。為減少凌害，每年都需組織力量炸凌、防凌，迫使強行解凍。造成凌情嚴重的原因主

2、要是此段黃河流向由南向北，上下游緯度差達5度之多。 本河段水流含沙量大，年平均3.878.85kg/m3，日最大含沙量可達62kg/m3。 包頭屬大陸性氣候。年平均相對濕度52%。年平均降雨量322mm。風沙大，年平均最大風帶1.8m/s，主要風向NE。年平均最高氣溫35.7，最低氣溫-26.9。土壤凍結深度11.75m。10月下旬開始冰凍，次年5月中旬全部解凍。 本區(qū)地震烈度為6-7度。 由地質鉆孔可知，表層3040深為第四紀黃河沖積層，離地面40100m為第三紀湖相沉積層。經化驗，地基土為硫酸鹽鹽漬化土。 除昭君墳河段有幾百m長的片麻巖露頭外，河底300m內無巖層。 二、橋位與橋型設計 (

3、一)橋位比較及橋孔設計 橋位勘察時對三個橋位進行了比較。 其中昭君墳、鐙口橋位因位置不適，接線長，線形差，拆房和占地多等缺點被否定。最后確定畫匠營子橋位。該橋位有位置適宜，接線短，河床順直，兩岸地勢較高，洪水可歸槽等優(yōu)點，缺點是河床地質較差，河底300m以內沒有巖層。 設計流量按多年洪峰流量資料延長序列：Q1%=6,300 m3/s，Q0.33%=7,010 m3/s。橋高由通航水位和最高流冰水位控制設計。按1/300或1/100或然率所計橋高，橋孔尺寸基本相同，但前者計算基礎埋深稍大。設計流量為7,010 m3/s。因橋位處地質差，不宜過分壓縮，沖刷系數采用1.2。橋下所需過水面積2,500

4、 m2。按流冰宣泄及五級通航要求，參照上下游河段已建成的橋梁，橋孔不宜小于60m，包頭防汛指揮部要求70孔徑。本橋一般沖刷采用64-1式計算，h=15.2m。局部沖刷按65-1式計算，h=6.41m。(二)橋型方案的選擇 1973年曾對70mT構和65m懸拼連續(xù)梁方案進行過詳細的比較。二者在建筑高度、養(yǎng)護、外觀、施工難易及使用性能方面相差甚微。若每個墩基礎均用81.5m鉆孔樁，T構所需樁長84m，連續(xù)梁所需樁長60m。比較全橋經濟指標，連續(xù)梁方案少用混凝土4,980m3，少用鋼材177噸。然而，基礎的不均勻沉降將對連續(xù)梁產生附加應力。但經計算，在4cm的相對沉降影響下，連續(xù)梁支點彎矩增值不超過

5、10%。當時推薦了連續(xù)梁方案。1975年因壓縮基本建設，該橋停建。1978年工程再次上馬。上級要求1979年10月開工，限期兩年完成，在這緊急情況下，設計重新考慮了橋型方案。包頭地處嚴寒地區(qū)，一月份平均最低氣溫-26.9。在這樣嚴寒的地區(qū)建橋，如何實現冬季施工，縮短工期以保建橋按時完成，是一個具體的問題。因此，為了實現嚴寒地區(qū)冬季施工，為了確保主梁制作的精度和質量，為了減輕勞動強度，為了避免懸拼所需的大型懸吊起重設備，為了摸索新工藝頂推法施工在我國大跨徑橋梁上的運用，經研究確定：上部采用三聯四孔預應力混凝土頂推連續(xù)方案。設計還考慮河槽變遷、五級航道通航的要求、冬春兩季流冰宣泄的需要，跨徑采用等

6、跨65m。下部由冰壓力控制設計，均采用重力式墩臺，16號墩采用空心沉井，712號墩采用81.5m的鉆孔灌注樁。 為減小頂推過程中的主梁內力，主梁前端設20m長的鋼桁導梁，每跨跨中設臨時墩(見照片1)。在臨時墩與永久墩之間設置水平拉索，使之與臨時墩共同承受頂推時的水平推力。 三、主梁的設計與施工 (一)技術標準 跨徑組合：3×(4×65)20m。全長810m。 橋面寬：凈92×1.5m。 設計荷載：汽車20，掛車100，人群：350kg/ m2。 橋面縱坡：0%，橫坡1.5%，人行道0.8%。 設計流量：7010m2/s。 設計航道：5級，通航凈空5m。 設計洪水頻

7、率：按百年一遇洪水設計，三百年一則驗算基礎。 設計抗震烈度：按8度設防。兩岸引線為III級技術標準，路基寬8.5m，路面寬7m。碴油路面。部位項目上部構造及支座下部構造全橋總計全橋材料用量高強鋼絲（t）250（311）-250(311)鋼材 （t）8655981463混凝土 （m3）61581791524073每延m材料用量高強鋼絲 (kg/m)309（384）-309(384)鋼材（kg/m）10687381806混凝土（m3/m）7.622.1229.72每平m材料用量高強鋼絲（kg/m2）26（32）-26(32)鋼材（kg/ m2）8962151混凝土（m3/m2）0.631.8420

8、47 (二)主梁構造及布束 主梁橫斷面采用抗扭剛度較大的單箱單室箱形斷面。橋面不設三角墊層，車行道橫坡由箱梁頂板自斜形成。箱梁混凝土標號除支點梁段為500號外，余均為400號。 橫隔梁布置在每孔的支點及跨中，中支點處橫隔梁厚1m，跨中為0.3m，端支點處為0.5m。為了方便內模拆卸，除端支點橫隔梁與箱梁同時在頂推前制作外，其余均在頂推就位后完成混凝土的澆注。為了確保頂推時箱梁的抗扭剛度，將中支點及跨中處之橫隔梁分兩次制作。頂推時將槽鋼制作的人字撐連接在箱梁壁的預埋鋼板上。待頂推就位后再布鋼筋并澆注2/3橫梁高的混凝土。 每聯間設有鋼梳形板伸縮縫，伸縮量12cm。支座采用可耐低溫35的900噸和

9、340噸盆式橡膠組合支座。 鋼束種類按受力需要及張拉次序分為先期束和后期束。先期束用于頂推階段均為直束，采用墩頭錨張拉。由于采用逐段預制，逐段頂推的方法，則鋼束必須逐段接長張拉。頂板先期束為30束，底板束為20束，均系中心配束，基本上無二次力矩。所謂中心配束就是：先期束的重心與箱梁斷面的重心重合。 當頂推就位后，一部分先期束應拆除，稱臨時束，一部分留下供使用階段用，稱永久束。后期束有直束和彎束之分。 每跨彎束的布置，跨中在下緣，接近支點在腹板內逐漸上彎，越過支點后逐漸下降，最后錨于鄰跨的1/3跨徑處。 彎束錨于箱梁腹板的加厚板上，直束布置在箱梁頂、底板上。最長的彎束為108m。施工中，只要管道

10、不堵，穿束的困難就不大。鋼束采用國產24絲5的高強鋼絲，抗拉極限強度R 16,000kg/cm2。先期鋼束采用墩頭錨張拉，錨下控制應力為0.7R。先期鋼束和后期彎束的管道形成采用鋅鐵皮，其余采用橡膠抽拔管。 (三)主梁預制及頂推 為加快進度，預制時采取先澆箱梁底板，后澆腹板、頂板的流水作業(yè)法。順橋向，底、腹板模板的位置為錯開一個梁段安置，其目的是：澆注第一梁段腹板、頂板的同時，就可澆渡次一梁段底板，以擴大作業(yè)面。原設計由兩岸同時向跨中頂推的施工方案。預制場長度因考慮頂推時的平衡重，采用14a。預制箱梁段長除首尾段為7.975m外，余標準梁段為16.25m。梁段劃分時，考慮了接縫與主梁主要受力斷

11、面錯開，以利主梁受力。每一聯箱梁共分17梁段。由于采用了流水作業(yè)法，則底板鋼束的張拉只有將次一梁段底板作為傳力板。此時墩頭錨的張拉螺桿必須加長一個梁段，施工采用5高強鋼絲制成工具束重復使用。張拉時應滿足底板傳力所需的錨下局部應力的要求。 全橋12孔共分三聯，分聯頂推。第1、2聯需要采用首尾導梁，第3聯吸需首導梁。為拆除2、3聯的前導梁，必在5、9號墩附近設置臨時支撐。鐓頭錨鋼絲下料要求精度較高，本橋控制為L/3,000L/5,000。而鋼線伸長量卻影響著鋼絲的下料長度，因此伸長量的計算比弗氏錨抻長量的計算要復雜一些。本橋采用下列公式計算延伸量： 0.7je-(+KL計)-0.091 ×

12、;(L下-2) L= Eg式中: j鋼絲標準強度16,000kg/cm2 Eg工地實測彈性模量2.04×106kg/cm2 L下鋼絲下料長度，按下式計： L下= L計 +2 1+ 0.7je-(+KL計)-0.091 Eg鋼絲鐓頭所需長度0.9cm。L計鋼絲計算長度，按下列兩種情況進行計算：1） 當一端為錨板 一端為連接器時： L計 = （L+4.5）cm2） 當兩端為連接器時： L計 = （L-14）cm、K等參數的意義見“預規(guī)”第5.2條。 注：1）式中0.091常數為考慮張拉時的初應力損失（1,019.2kg/ cm2 2）伸長量的計算與實側的允許誤差為： 當鋼束長25m時為&

13、#177;5%L計；當鋼束長25m時為±7%L計； 3）張拉時，實測伸長值與計算值之差均在允許誤差范圍。 (四)頂推設計中的點滴體會 1.關于彎束的設計：彎束產生的二次力矩較小，并有利于改善支座附近的主拉應力。相對于直束，線型更為合理。所謂預加力產生的二次力矩，是指連續(xù)梁為超靜定梁式結構，若把預加力當作外力，當外力作用于梁上后，在支點約束處要產生贅余力矩，此贅余力矩就是二次力。設計曾用力法比較了拆除臨時墩前、后，因預加力產生的二次力矩：a)二次力矩與初力矩的符號相反；b)拆臨時墩前，張拉全部后期束所產生的二次力矩比拆除臨時墩后，張拉后期束所產生的二次力矩要大；c)二次力矩的大小與鋼束

14、布置的位置有關，從理論上，總是可以尋求一種鋼束的線型，使二次力矩為零，這樣的鋼束布置，國外叫做“無約制”線型鋼束。國外頂推連續(xù)梁一般都設置彎束。本橋是國內頂推連續(xù)梁第一次采用彎束的嘗試。筆者認為：從改善受力，以利布束及方便施工，可將束分段切短。彎束在腹板中應盡量靠邊布置，以利混凝土澆注。2.關于估束公式的采用：本橋采用彈性理論公式估計鋼束的數量：鋼束產生之抗力矩：M抗=T×(e上+K下)=n×f. ×n(e上+K下)注：混凝土壓力中心位置可按需要確定。 n = 式中：M頂推過程中斷面產生的最大彎矩。 K截面核心距。求頂板鋼束時用K上，反之用K下。 e鋼束重心至斷面

15、中性軸的距離，求頂板鋼束時用e上，反之用e下。 F箱梁計算截面的毛面積。 fa 一束鋼（24絲5高強鋼絲的面積，4.7cm2； n 可近似采用0.55j=8，800kg/ cm2；上式實際上把預應力梁當著鋼筋混凝土梁一樣考慮，由鋼筋承擔拉力，混凝土承擔壓力，拉、壓內力偶組成一個抗力矩與外荷產生的力矩平衡而得。就橫斷面而言，由于未考慮相反方向預加力的作用，公式似乎比較粗略，但因公式推導的出發(fā)點是截面最外邊緣應力為零及 的取用亦偏安全。從工程實用的觀點，此公式概念明確，計算簡便，由實際使用可知，公式是可行的。3.關于頂推過程中不均勻沉降的計算：當頂推跨徑較大且設有臨時墩時，該項計算萬不可忽視。因為

16、不均勻沉降對主梁內力的影響與跨徑平方成反比，由下列求支點彎矩的公式可以說明： M = 式中： K由主梁支承條件而定的系數。 EI主梁抗彎剛度。 L 頂推跨徑。 因頂推時設有臨時墩，使跨徑l比使用階段減少一半，當沉降很小時，也會產生很大的彎矩。本橋考慮臨時墩土基的壓密及頂推過程中起頂的需要，不均勻沉降量按1.2cm計，由此而增加的縱向彎矩達2,856噸一m。因此，原設計頂推先期鋼束數量，頂板由20束增改為30束，底板由14束增改為20束。4.關于箱形斷面的抗扭剛度問題：眾所周知，箱形斷面的抗扭剛度相對于開口形斷面而言是很大的，加之外形簡潔，目前國內外橋梁常選用它。當工字形截面與箱形截面在截面尺寸

17、及慣矩完全相同時，若外荷不偏心，則二者抗彎能力完全相同，但當偏心受截時，二者的抗扭能力就相差懸殊了。其主要原因是：箱形截面為閉合截面，其抗扭慣矩大，從下列求算抗扭慣矩的公式可知：當為閉合圓環(huán)時 Jd 閉=2r3當為開口圓環(huán)時Jd 開=r3 若 r=100cm，圓環(huán)厚=10cm，則二者抗扭慣矩之比：300。 本橋箱梁在頂推施工中，雖然滑道高差超出容許值，箱梁底板不平（標高差達4.4mm），除個別區(qū)段外，箱梁斷面受力尚好，說明箱形截面是適應頂推的一種比較好的截面形式。5.關于頂推時箱梁扭轉的計算：本橋未計頂推時箱梁的扭轉，僅在使用階段將縱向彎曲內力乘以大于1的增大系數：汽車乘1.1；掛車乘1.15

18、。從頂推施工的初中看，此系數對于頂推連續(xù)梁主梁來說嫌太粗略，且“增大系數”僅考慮于使用階段的縱向彎曲。事實上，扭轉對梁產生的變形和受力是較復雜的，在有的部位可能主要產生鋼性轉動，即周邊不發(fā)生變形的扭轉；在有的部位則可能主要產生截面歪扭，即截面周邊發(fā)生變形，亦稱畸變。 剛性轉動又根據頂、底、腹板的約束情況可產生自由扭轉或約束扭轉。當腹板較薄和橫隔梁間距較大時，則截面歪扭的變形就不能忽視。據有關資料介紹，跨徑為30m簡支梁，無中橫隔梁，當腹板厚與梁高之比為0.1時，因歪扭產生的縱向翹曲正應力可達總正應力的2426%。從本橋三聯箱梁頂推施工的實踐及同類型橋的施工情況來看，在導梁與箱梁交接處，產生了歪

19、扭變形裂縫。本橋腹板厚與梁高之比約為0.1，基本上屬薄壁桿件。 因此，設計應該考慮在端部增設抗扭的縱向筋和環(huán)形箍筋或者垂直于裂縫方向的斜筋；預埋在箱梁內的導梁上、下節(jié)點板可用型鋼或鋼筋上、下焊邊，以增大主梁端部的剛度。 6.關于錨下局部應力的計算：本橋采用交通部公路規(guī)劃設計院編寫的專用程序進行電算。對各個平面分別采用平面應力的有限單元法分析，在各個平面的連接點上建立協調條件，以反映實際結構的空間作用。電算錨下最大壓力為：150.3kg/cm2。此外，設計引用1978年“公預規(guī)”公式進行了手算復核，對“規(guī)范”第4.11條、4.12條中參數、A、Ac 的計算進行了分析。筆者認為：當錨墊板為方形且強

20、度與鋼度滿足受力要求時，錨下局部應力按圖示2計算比較合理。 實際上錨下局部受力是相當復雜的，錨頭處不僅有混凝土的彈性，而且還有混凝土的塑性。目前國內外都遵循一個設計原則：在符合安全的條件下，盡量采用較高的承壓應力，一般比容許的應力要增加許多，這是從經濟的角度考慮的。否則，錨具造價將大大增加。從受力上看，錨下螺旋筋起著緊箍強化的作用。且錨固處最高應力是在預應力傳遞的一瞬間，以后的預應力只會越來越小，而混凝土強度卻越來越高，此后，應力不會出現超載和疲勞的危險。從預加力使用的情況看，鋼束張拉噸位將朝著增大的方向發(fā)展。在實際使用中，只要構造上采取妥善措施，按一定的操作規(guī)程施工，鋼束的錨固、張拉是可以達

21、到安全、經濟的。 7.關于箱梁底板的驗算：由于先制作箱梁底板，后制作腹、頂板的順序，因此設計對預制場內的底板做了縱、橫方向的驗算。在縱方向，將底板作為一個開口扁平橫斷面的短跨連續(xù)梁，頂推時，底板必須布置825的鋼筋。 底板除承受自重外，還需承受心模平臺滑車及心模的重量，當底板頂推一個梁段后、立側模、澆腹板和頂板混凝土，均需對底板進行驗算。在橫方向，將底板視為簡支板計算。 8.關于先期鋼束張拉程序的修改：原設計為澆注一個梁段，鋼束就張拉一次接長一次。為了減少連接器槽口的數量以改善箱梁受力，將先期鋼束改為甲、乙兩組先后張拉。若甲組鋼束穿過1、2梁段并在第2梁段并在第3梁段的尾部張拉、錨固，則乙組鋼

22、束穿過2、3梁段并在第3梁段的尾部張拉、錨固。此修改除改善箱梁受力外，還節(jié)省了一系列的穿束、鐓頭、張拉、錨固的工序；節(jié)省了鐓頭錨連接器系統及錨具所需材料。 9.關于設計有待進一步改進的地方： 1)臨時束與永久束搭接的修改：原設計征求施工單位張拉工人的意見，將臨時束與永久束的連接采用搭接的形式。經本橋實踐，此搭接可改為對接。這不僅可以減少鋼束的搭接長度，還可以增大鋼束間距和減少槽口的數量，以利混凝土的澆注。 2)鐓頭錨連接的修改：原設計鋼束間連接采用接長器用螺絲連接。經過本橋的施工實踐筆者認為：此種連接，施工麻煩，加工精度要求高，今后可改為銷接。 3)張拉噸位的修改：原設計鋼束張拉噸位較小，今后

23、可考慮增大噸位，這既可方便施工又給布束帶來方便。 4)永久墩上滑道的修改：滑道設計可考慮在永久支座上形成，支座作為滑道的組成部分。其余部分可用型鋼作成裝配式支架。當梁頂推就位，后，頂起主梁，取下不銹鋼板及滑塊、支架等即可落梁。 5)臨時束的修改：頂推中采用的先期束可改為體外束，這既可方便張拉又可方便拆卸，減少管道形成等工序。 6)箱梁制作的修改：本設計將箱梁分兩次澆注。今后可考慮不拖底板的施工方法，這將避免工具索傳力板的張拉（工具索張拉的辦法相當麻煩）。底板和腹、頂板仍可分兩次澆，但底板高度宜提高50100cm，這將有利于腹板混凝土的澆注。為適應我國目前施工的實際，腹板可改為豎直，當然斷面的抗

24、扭剛度將略減小，且增大一些橋墩的尺寸。 7)根據國內頂推連續(xù)梁橋的實踐，一聯箱梁的跨徑數可增加，如六孔一聯，八孔一聯均可，盡量避免采用尾導梁。 四、頂推連續(xù)梁的使用及發(fā)展自七十年代以來，此種橋型在我國相繼有五個省修建。19741977年甘肅狄家河大橋首次采用了頂推法施工；1977年1978年廣東萬江橋又相繼建成；1978年1980年湖南溈水橋又第一次成功地采用了多點頂推；1978年1982年貴州臥龍橋亦采用雙點頂推。其它將要竣工的有：廣西柳州二橋，廣東中堂大橋，貴州六圭河橋。 頂推施工是一項機械化程度要求高，施工工藝和技術管理要求較嚴的新技術，在一定條件下，具有綜合性的經濟效果；我國引進后，要

25、充分發(fā)揮其優(yōu)越性和得到應有的經濟效果還有不少差距。例如：頂推的一大特點是下部、上部可以進行平行作業(yè)，即在安排下部施工的同時就應著手上部的頂推準備，待墩、臺施工妥后即可進行頂推。可是，在我國不少頂推橋都是下部工程全部完工后才著手預制場的設計和施工，加之導梁因陋就簡，使用不便，工期銜接安排不善，再加上工藝不熟悉等，這都給頂推連續(xù)梁的廣泛采用帶來了不利。但根據調查和本橋施工的實踐，筆者認為：頂推施工法是一種有效的建橋方法。特別在山區(qū)，在建橋時要求橋下維持通航、通車的地方；在嚴寒地區(qū)，因工期緊迫要求冬季施工的橋梁。當設計跨徑在3050m的范圍內，頂推連續(xù)梁的綜合經濟效果，在一定條件下是其它橋型所不能比擬的。 我國幅員遼闊，現場施工條件、地形地貌復雜，需要有多種施工工藝與其適應。應該肯定，頂推施工法的引進，為我國橋梁設計和施工帶來了更多的選擇和方便。 根據本橋建橋的實踐，我們體會頂推施工有以下特點： 1)所需施工設備少，占用場地少，適用開山區(qū)、城市；不需特別大型吊裝機械，避免了大量機械的遠程運輸及現場裝卸。 2)施工安全，勞動強度低，工人勞動條件大大改善。 3)架橋的機械化和自控程度較高，頂推工藝