高墩设计（精选12篇）
高墩设计 篇1
0 引言
目前, 国内已开展了一些高墩连续梁桥抗震性能的研究, 但还缺乏相对成熟的抗震设计方法。我国JTG/T B02—01—2008 公路桥梁抗震设计细则[1]中规定对墩高超过30 m的桥梁应作专项研究, 但并没有给出具体可操作的设计方法, 而桥梁设计工程师通常只能借用中、低墩桥梁的相关规范对高墩桥梁进行抗震设计, 设计过程具有较大的盲目性和随意性。本文提出了一种可以有效提升高墩连续梁桥抗震性能的结构约束体系, 研究结论可为同类高墩连续梁桥的抗震设计提供参考。
1 常规约束体系的高墩连续梁桥抗震性能
考虑到为了能有效约束上部结构, 高墩连续梁桥中通常会将高墩与主梁设计成刚构连接, 但在先简支后连续桥梁中很难实现节点的刚构连接, 同时考虑到避免主梁出现过大的温度应力和有效约束上部结构的需要, 先简支后连续桥梁的结构约束体系方案通常采用固定盆式橡胶支座+ 活动盆式橡胶支座的约束体系。下面将分析这种约束体系下的高墩连续梁桥的抗震性能。如图1所示为某高地震烈度区的一座四跨连续梁桥 ( 4 ×40 m) , 上部结构采用预应力先简支后连续的T梁, 桥面宽13 m。桥墩为独柱式变截面混凝土矩形墩柱, 墩顶截面为1. 6 m × 6 m, 墩底截面为2 m ×6 m, 墩顶设有一个2. 2 m × 2. 2 m的方形截面盖梁, 基础采用群桩基础。
支座布设形式如表1 所示。
为了使分析更具一般性, 根据不同的地震动参数 ( 震级、加速度峰值和场地特征等) , 选取如表2 所示的由美国太平洋地震工程研究中心 ( PEER) 提供的3 条地震波。分析中考虑了设计地震和罕遇地震作用, 将每条地震波的加速度峰值作相应的调整。地震波输入方式采用100% 纵向地震荷载与60% 竖向地震荷载的叠加。如没有特殊说明, 结构的地震反应值均为3 条地震波计算结果的平均值。
从表3 中可以看出在设计地震 ( 0. 2g) 作用下, 盆式支座约束体系下的桥墩在纵竖向和横竖向地震作用下都可以满足承载能力的要求, 且所有活动盆式支座 ( 最大位移能力为0. 25 m) 的位移都能满足要求。从图2 中可以看出在罕遇地震 ( 0. 4g) 作用下, 桥梁主梁与桥台的最大相对位移已经达到0. 48 m, 这已经远远超出此处相应活动盆式支座的位移能力, 可能引起支座的破坏及桥梁碰撞破坏, 甚至引发落梁震害。
2 隔震设计
高墩连续梁桥由于墩高较高的缘故, 使得其下部结构的抗推刚度偏小, 结构整体偏柔, 结构的自振周期一般较大, 地震中结构的位移反应也会比普通墩高的连续梁桥大得多, 这就使得通过延长结构周期来降低结构地震反应的隔震设计方法在高墩桥梁抗震设计中的运用受到了很大的限制。日本道路桥梁抗震设计规范[2]中规定当桥墩与主梁全部固结时桥梁的基本周期如超过1 s, 则不宜采用减隔震体系, 如图2 所示桥梁墩与主梁固结时的基本周期为1. 15 s, 已超出规定范围。针对常规盆式橡胶支座约束方案中固定墩受力较大和桥台处主梁与下部结构的相对位移较大的问题, 本文提出了一种可以有效提升高墩连续梁桥抗震性能的局部隔震约束体系, 通过耗能和充分发挥所有墩台抗震能力来提高整个结构的抗震性能。具体为: 在原支座布设基础上, 将0 号和4 号桥台以及1 号和3 号桥墩处的6 个盆式支座各更换为6 个LRB600 的铅芯橡胶支座, 铅芯直径为12 cm; 2 号墩处约束方式不变。
图3 和图4 分别为El Centro波作用下1 号桥墩处铅芯橡胶支座的纵向和横向的滞回曲线, 从两个图中可以明显地看到, 在0. 2g的纵竖向或横竖向地震作用下铅芯橡胶支座都已经屈服, 由于滞回曲线的面积大小代表了支座耗能大小, 因此在峰值0. 2g的地震作用下, 铅芯支座已经开始耗能。表4 中给出了局部隔震约束体系和原盆式支座约束体系时各桥墩的最大剪力比和弯矩比。从表4 中可以看出, 因铅芯支座耗能降低了桥梁结构的地震反应, 所以局部隔震约束体系时桥墩的最大剪力和弯矩都有不同程度的减少, 其中剪力最大减小了近30% , 弯矩也在30% 左右。
如图5 和图6 所示分别为0. 4g的El Centro工况作用下1 号桥墩处铅芯橡胶支座的纵向和横向的滞回曲线, 对比图3 和图4可以看到, 随着地震输入的增强, 铅芯支座的最大变形量增大, 同时支座滞回曲线包围的面积也更大, 这也意味着更大的支座耗能。此外, 从图3 ~ 图6 中还可以明显地看出铅芯橡胶支座在横竖向地震作用下滞回曲线的面积要比相应的纵竖向地震作用下的面积更大, 这主要是因为桥梁的横向基本周期要明显小于纵向基本周期, 而一般而言隔震对短周期结构的效果更明显。表5中给出了在0. 4g工况时局部隔震约束体系下各位置的主梁与相应的下部结构的最大相对位移, 对比图2 中的数据可以看到, 桥台处的最大纵向相对位移减小了近38% , 从0. 48 m减小到0. 30 m。从表5 中还可以看到, 各桥墩处主梁与下部结构的相对位移都不大, 但是在纵竖向地震作用下桥台处主梁与下部结构的相对位移较大, 在设计中应在桥台处留有足够的空间让支座充分变形。
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3 结语
本文对高墩桥梁抗震性能进行了分析, 结果表明采用常规结构约束体系较难满足抗震设防要求, 在综合考虑桥梁的正常使用性能和抗震性能要求的基础上, 提出通过局部设置减隔震支座可提高高墩桥梁的抗震性能, 主要结论如下:
1) 在高烈度抗震设防地区, 高墩连续梁桥若采用盆式橡胶支座约束体系, 在大震作用下固定约束支座下墩的地震内力和滑动支座的位移均较大, 较难满足抗震设防要求。
2) 针对先简支后连续高墩梁桥的特点, 结合现有的减隔震设计方法, 提出了采用固定支座与隔震支座相结合的局部隔震约束体系。分析结果表明, 采用局部隔震设计的高墩连续梁桥不仅桥墩的受力显著减小, 而且结构的位移反应也可以有效地降低, 桥梁整体抗震性能显著提升。
参考文献
[1]JTG/T B02—01—2008, 公路桥梁抗震设计细则[S].
[2]日本道路协会.道路桥示方书·同解说, V耐震设计篇[Z].
高墩设计 篇2
关键词：高墩；大跨径：连续钢构梁；抗震设计高墩大跨径连续钢构桥简介
钢构桥结构较为特殊，是将墩台与主梁整体固结。其承担竖向荷载时，主梁通过产生负弯矩减少跨中正弯矩。桥墩作为钢构桥的主体部分，主要承担水平推力、压力以及弯矩三种力。墩梁固结形式较为特殊，可通过节省抗震支座减少桥墩厚度，借助悬臂施工从而省去体系转换，减少了施工工序。该结构可保持连续梁无伸缩缝，使行车平顺。此外还具有无需设置支座和体系转换功能，桥梁结构在顺桥向和横桥向分别具有抗弯和抗扭刚度，为施工提供具有便利。高墩大跨径连续钢构桥形式优缺点并存，其缺点在于受混凝土收缩、墩台沉陷等因素影响，结构中可产生附加内力。作为高柔性墩，可允许其上部存在横向变位。其优点在于弱化墩台沉降所产生的内力，并减轻其对结构的影响。
其突出受力结构表现为桥墩与桥梁固结为整体，通过共同承受荷载进而较少负弯矩；该桥梁结构受力合理，抗震与抗扭能力强，具有整体性好，桥型流畅等优点。作为高柔性桥墩，可允许桥墩纵横向存在合理变位。桥梁震害的具体表现
2.1 支座
在地震中支座损坏极为常见，支座遭到破坏后能够改变力的传递，进而影响桥梁其它结构的抗震能力，其主要破坏形式有移位、剪断以及支座脱落等。
2.2 上部结构
上部结构遭受震害主要是移位，即纵向、横向发生移位。移位部位通常位于伸缩缝处，具体表现为梁间开脱、落梁、顶撞等。有资料显示，顺桥向落梁在总数中所占比例高达90%，由于这种落梁方式会撞击到桥墩侧壁，对下部结构造成巨大冲击力，因而破坏力极大。
2.3 下部结构
桥梁的下部包含基础、桥墩以及桥台，其遭受破坏后可导致桥梁坍塌，且震后修复难度大，基本不能再投入使用。受水平力影响，薄弱的截面经过反复震动后受到严重破坏。延性破坏多指长细的柔性墩，表现为混凝土开裂、塑性变形，其产生原因为焊接不牢、部件配设不足等。脆性破坏多指粗矮桥墩，表现为钢筋切断，究其原因为墩柱剪切强度不足。桥台多表现为滑移、颠覆。基础的破坏表现为不均匀沉陷、桩基剪切等，其破坏具有隐蔽性，修复难度极大。桥梁震害原因
造成桥梁震害原因较多，主要有地震强度过大，超出桥梁的抗震设防标准；桥梁所处的地理位置不佳，致使地基变形；此外认为原因也可导致桥梁抗震能力不足，例如设计不合理，原材料质量不达标，施工出现操作失误等。高墩大跨径连续钢构桥结构的抗震设计分析
4.1 重视高墩大跨径连续钢构桥的总体布置
地震时桥墩顶部位移较大，采用连续钢构结构有助于减少落梁。墩梁固结为整体，则多余的约束可形成塑性铰，从而提高桥梁的抗震能力。建设高墩桥时，受地理位置影响，易出现刚度和质量问题。合理调整相邻桥墩高度，对于连续梁桥，应尽可能保持其刚度相近，并根据桥墩刚度比与周期比进行严密计算，减少误差，增强高墩桥整体抗震能力。
4.2 选择合适桥墩
在地震中，桥墩形式影响桥梁结构，因而其设计与选型对于抗震安全性具有重要意义。地形与地貌均对桥墩设计产生影响，常见的桥墩形式有门架墩、双柱墩等，但抗弯与抗扭刚度较差，当桥墩超过30m时，易产生失稳现象。高墩大跨径连续钢构桥根据实际情况多采用空心薄壁墩（如图1、2所示）或者独柱T型墩，二者各个方向抗扭与抗弯刚度都较好，具有整体性好等优点。而独柱T型墩适用于高度低于60m时，其原理是将悬挑式盖梁与墩柱充分结合，其截面尺寸与刚度均较小。而心薄壁墩适用于高度低于80m时，外观与独柱T型墩相似，其截面尺寸与刚度均较大。高墩大跨径连续钢构桥的抗震计算
5.1 计算时所需考虑的因素
通常受地形、断层、桥身长度限制，应考虑多点激励的影响。同一地震，其在地表所呈现的反应不同，因而幅值、频谱特征各异，再加上空间变化复杂，因而需考虑多方面因素。
地震时，受到高墩自身质量或周期影响，可形成两个及其以上塑性铰，而忽略高阶振型会导致设计时出现误差，从而影响桥梁抗震时安全性，因而在设计时应将桥墩高阶振型的影响计算在内。
5.2 反应谱方法
在桥梁抗震分析中，反应谱方法较为常用，但其弊端在于地震时假设支座运动规律相同，没有考虑运动的不一致性。对于处于地形复杂的高墩桥而言，这种不合理的假设造成非线性问题出现较大误差。
5.3 随机震动法
该方法是公认的较为合理方法，其结合地震发生的概率，但是计算量较大，同样也会使非线性问题出现误差。随着科技的发展，随机震动虚拟激励法应运而生，不仅解决计算量的问题，同时确保计算的精度，具有效率高，使用方便等优势，在高墩桥梁设计中应用广泛，但在处理罕见地震时存在局限。高墩大跨径连续钢构桥抗震措施
6.1 重视桥墩台处档块设计
地震中抗震档块出现剪裂现象，表明其设计对于提高桥梁整体抗震能力具有重要作用。在设计过程中，应重视其余主梁刚度的比值、剪裂的程度，此外针对不同跨径与结构的桥梁，应根据实际需要设计不同尺寸的档块。
6.2 可对支座進行隔振处理
设计高墩桥梁时，可采用叠层、铅芯橡胶等隔震支座，在桥梁与桥墩的连接处增加柔性，从而降低对地震的反应。
综上所述，分析高墩大跨径连续钢构桥梁结构抗震设计，有助于完善桥梁总体设计，提高桥梁抗震能力，减少经济损失，并提高桥梁安全性。
参考文献
高墩设计 篇3
关键词：桥梁；支架；加固
中图分类号：U445.4 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2014）29-0142-03
沪昆客专湖南段太阳庙大桥DK331+648.17～DK331+810.0为80+80 mT构连续梁。横向均为单箱单室变截面箱梁，梁宽12.0 m，系双线高速铁路桥梁。箱梁采用挂篮对称悬臂逐段浇筑。
太阳庙大桥由中铁一局集团桥梁工程有限公司负责施工。北京铁研/美国柏诚监理公司负责监理。笔者参与该桥整个施工过程，并对施工方案进行了研究、编制、确定和实施。本文就主墩T构连续梁0号块现浇支架施工方案和支架加固施工技术措施作一介绍，以供参考。
1 支架设计
1.1 墩柱和连续梁0号块参数
主墩高32 m，为矩形空心墩，墩顶截面7×8 m。0号块长13 m，中心高度9 m，底板和顶板厚度均为40 cm，腹板厚90 cm，混凝土总方量632.92 m3，现浇一次成型。具体结构尺寸如图1（a）、（b）所示。
1.2 0号块施工方案的研究和确定
太阳庙大桥80+80 T构连续梁是全线单个T构跨度最大的连续梁，是节点控制性工程，工期紧。该桥0号块体积大，高度高，采用一次浇筑成型，对承重支架的强度、刚度、稳定性要求很高。
1.2.1 第一种方案
采用钢管桩作为支架施工承重系统，支架结构强度高，支架横向纵向的连接杆件可大大增加结构的稳定性，但是施工周期长，技术方案施工成本高，垂直高空交替作业较多，增加了高空施工安全隐患。
1.2.2 第二种方案
采用牛腿托架作为施工承重系统，支架略显单薄，稳定性较差，但是施工周期短，技术方案施工成本低，高空固定地点施工，施工安全隐患少。
结合现场施工实际，根据工期要求，对各方案进行技术方案经济效果分析论证，最终采用牛腿托架作为0号块的现浇支架，以缩短施工时间，减小施工成本。
1.3 0号块施工牛腿托架的设计
墩身自身混凝土牛腿悬挑长度1.5 m，根据该牛腿内的布筋情况，牛腿能够承受0号块施工时该范围内全部的砼重及相关施工荷载，但是牛腿最外侧0.5 m尖角处的混凝土不能提供承受力。墩身浇筑时，牛腿外侧0.5 m的混凝土暂不浇筑，留待与0号块一块浇筑。牛腿侧模增设拉条，用以增加该模板的承载力，墩身浇筑后模板不拆，待0号块浇筑后再拆。在模板下方设竖杆和分配梁，用来支撑模板，传递荷载至牛腿托架。
横桥向墩顶宽度为8 m，纵向牛腿托架只能布设在该范围内，且距离墩身外侧需保留一定的空间，以防止墩身混凝土局部失强。这样托架上分配梁两侧悬臂长度就很大，施工对该分配梁的强度和刚度要求高。贝雷梁质量轻，强度和刚度大，悬臂受力时绕度小，则选用贝雷梁作为该分配梁能很好的满足要求。梁宽12 m，则设定贝雷梁长度为12 m，选用4片贝雷片进行拼接。根据0号块悬出墩身的长度需布置4组贝雷梁，每组间距45 cm，贝雷梁间用花窗联接成整体。贝雷梁受力特点是支座需设在节点处，所以牛腿托架的位置尽量布置在中间两片贝雷片的节点位置。具体牛腿托架的布置位置和结构形式及选材，需根据上部结构传递的荷载来确定。
1.3.1 模板系统
为了节约成本、减轻模板自重，底模和内模均采用方木竹胶板。侧模可作为挂篮模板连续使用，则选用钢模。底模放置于贝雷梁上的楔形桁架上。梁体高度大，侧模高，稳定性差，在贝雷梁上的纵向分配梁上搭设碗口支架用来承受施工时的荷载，能增加侧模系统的稳定性。在墩身侧面布置两组小牛腿，减小分配梁的跨度。牛腿间距5 m，布置在墩身的实心部位，以减小牛腿对墩柱的伤害。经验算，分配梁采用I25a工字钢能，牛腿采用I40b工字钢可满足要求。牛腿之间、分配梁之间均焊接剪刀撑，增加结构稳定性。
底模系统，方木截面10×10 cm，竹胶板厚度2 cm，在底板范围方木间距20 cm铺设，腹板范围方木满铺。这样布置所计算出的竹胶板强度和刚度均满足要求。为使方木的强度和刚度满足要求，方木下楔形桁架，在底板范围内间距不可大于1 m，腹板范围内间距不可大于50 cm。则楔形桁架在腹板范围间距50 cm布置，底板范围间距1 m布置。
楔形桁架，设计成下节点中心线与贝雷梁竖向轴线相交，这样对于桁架的受力更好，上节点的位置布置在相邻贝雷梁中间的竖向中心线上。桁架外侧悬挑90 cm作为施工平台。腹板范围方木传递的荷载要大，选用该范围传递的荷载对桁架进行验算，采用槽10槽钢制作楔形桁架，能够满足要求。桁架间焊接通长平联，以增加其稳定性。
1.3.2 牛腿及预埋件设计
可在中间两片贝雷梁的5个节点位置布置5组牛腿，间距1.5 m；也可在贝雷片的连接位置布置3组牛腿。根据贝雷梁的受力情况分析，贝雷梁受力简图如图2（a）、（b）所示。
对贝雷梁的两种不同受力结构进行验算。a组结构，有两片贝雷梁的支座B、D出现向下支座反力，一片贝雷梁的支座B、D提供向上的支座反力很小。b组结构，有两片贝雷梁的C支座出现向下的支座反力，另外两片贝雷梁的C支座能够提供较大的支座反力。
在实际施工过程中，限制贝雷梁移动的限位器只会限制贝雷梁的左右移动，不会限制其上下的移动，所以施工时，托架不会提供向下的支座反力，计算若出现向下的支座反力，则说明该托架不提供支撑。根据上述的验算结果，a组结构在B、D处设置的托架起到的支撑作用很小，该布置不合理，b组结构要更加合理。则设计采用b组结构。贝雷梁的支座反力主要由外侧支座承受，固施工传递的荷载主要由外侧牛腿托架承受。选用外侧位置的受力情况对托架进行设计。
牛腿托架，水平杆件承受的弯矩，剪力，拉力均很大，结构对杆件的强度，刚度要求高，斜腿杆件主要承受压力及很小的弯矩。把托架结构设计成桁架形式，能很好的减小水平杆件的弯曲应力及剪应力。托架的机构形式及受力简图如图3所示。
采用工字钢作为托架材料。工字钢抗弯曲能力大，但是抗扭能力小。采用双拼工字钢，能够大大增加工字钢的横向截面系数，提高其抗扭转能力。设计采用双拼I40b工字钢，能够满足要求。双拼工钢间留出5 cm的缝隙，方便工钢内侧与预埋钢板进行焊接。
斜腿杆件处的预埋钢板垂直于杆件设置，这样预埋钢板只承受压力，直接传递压力于墩身混凝土。沿预埋钢板轴线方向焊接螺旋筋，加强受力范围混凝土的抗压强度。该结构受力明确，力的传递简单，对杆件与钢板间的焊缝要求低，安全性好。
牛腿水平杆件的预埋钢板，受杆件传递水平方向的拉力，竖向的剪力，及很大的弯矩，受力复杂。该处的力全部由钢板与杆件间的焊缝传递，对焊缝强度和质量要求很高。将水平杆件伸入墩身35 cm，杆件下方与墩身混凝土间的缝隙用钢板塞实，这样墩身混凝土能够承受杆件传递的部分竖向荷载。为加强焊缝强度等级，采用E50焊条进行焊接，焊缝高度10 mm，工钢全截面焊接，焊缝在拐点处断开，防止应力集中。
2 支架加固
中间牛腿托架的受力小，其预埋锚固系统及相关焊缝的安全系数较大，能很好的满足受力要求。外侧牛腿托架受力很大，其预埋锚固系统及相关焊缝安全系数较小，加工又受作业环境所限，实际与理论设计出入较大，为安全起见，需进行加固。
牛腿水平杆件传递到预埋钢板的荷载大且复杂。牛腿托架与预埋件的焊接是在墩身浇筑后，高空悬吊焊接的。该焊接难度大，焊缝厚度和质量很难达到设计要求，焊缝的强度很难满足受力要求。锚固钢筋与钢板在焊接时，易融化锚固筋截面，从而削弱锚固筋的强度，导致锚固系统实际与理论差距较大。
为使预埋件的锚固强度和水平杆件与预埋钢板的焊缝强度能更好的满足受力要求，可通过减小传递至其上的荷载，从而降低其设计要求。由于托架水平杆件传递至预埋件的水平拉力很大，则可降低该水平拉力。托架安装后，对托架水平杆件进行预压，则在0号块浇筑时，可减小水平杆件传递至预埋件的水平拉力。
外侧牛腿托架受力计算支座A的水平力为773 kN，在托架水平杆件外侧腹板处设置4根直径32 mm的精轧螺纹钢，通长穿过墩身两侧托架水平杆件的末端。杆件末端焊接堵头钢板，精轧螺纹钢锚固在堵头板上，对精轧螺纹钢进行单端张拉，每根张拉力为193 kN，通过控制精轧螺纹钢的伸长量来控制张拉力。张拉需在牛腿托架与预埋件焊接完毕且牛腿之间焊接剪刀撑及平联后方可进行。根据张拉力大小验算牛腿水平杆件和其与预埋件间的焊缝抗压强度均满足要求。在张拉过程中，严格控制精轧螺纹钢的伸长量，且观测工钢与预埋件间的焊缝情况。
对两侧牛腿的水平杆件进行张拉的结构进行验算，相比未张拉的支架结构。支座A的水平方向的支座反力减小很多，其大小趋于0，牛腿水平杆件的组合应力也相应减小。所以该加固方案很好地对托架结构进行了加固，能很好的增大托架水平杆件的承载力，减小施工对杆件与预埋件间焊缝及预埋件的作用力。
3 实施及效果
0号块施工支架设计布置图如图4所示。
牛腿托架，楔形桁架，预埋件提前加工完成。对托架各杆件间的焊缝及锚固筋与钢板间的焊缝全部进行了探伤检测，合格后投入使用。墩身在最后一次浇筑前，精确安装预埋件及精轧螺纹钢管道，并固定牢固。墩身浇筑后，拆除下层模板，安装牛腿托架，焊接剪刀撑及平联。穿插精轧螺纹钢，进行张拉。张拉过程中，对牛腿支架的变形及连接焊缝进行观测，无较大变化。安装落梁沙筒，贝雷梁，楔形桁架，底模系统及纵向分配梁。
支架安装完毕后，对支架系统进行堆载预压。分三级均匀加载，即0～50%～100%～120%的加载总重，每级加载后均静载3 h后分别测量托架变形绕值量，观察连接焊缝情况，支架扰度变形均匀，焊缝表面无裂纹发生。全部加载24 h后卸载，按加载的反顺序均匀卸载。
安装侧模，绑扎钢筋，安装内模系统，预应力管道及端模。混凝土浇筑采用两台汽车泵为主，备用一台地泵；混凝土运输采用罐车运输，投入8台罐车，以确保泵送混凝土的连续性。在混凝土的浇筑过程中，派专人对牛腿托架的变形及托架与预埋件间的焊缝进行观测。在施工过程中，托架扰度的变化与堆载预压时的变化情况基本相符。施工后，托架与预埋件间的焊缝表面也无裂纹发生。
在节点工期紧张的施工中，由于业主、监理、施工单位密切配合，严明组织，精心安排，633方混凝土仅13 h浇筑完成，为梁体悬臂施工创造了条件，争取了时间。在0号块施工中未发生任何安全、质量事故，赢得了较好的社会、经济效益。
参考文献：
[1] 喻纯诚，陈家坤，李光.钢筋混凝土结构中预埋件设计[M].北京：中国铁道出版社，1992.
[2] 高名游，徐建，国振喜.钢筋混凝土结构设计实例[M].北京：中国铁道出版社，1992.
[3] 丁阳.钢结构设计原理[M].天津：天津大学出版社，2004.
[4] 周水姓，何兆益，邹毅松，等.路桥施工计算手册[M].北京：人民交通出版社，2001.
[5] 朱传娣.大跨高墩连续刚构桥0号块托架法施工技术[J].混凝土与水泥制品，2009，（4）.
[6] 李晓斌.京沪高铁濉河特大桥连续梁0号块托架法施工[J].山西建筑，2012，（7）.
[7] 王明.广珠城际铁路80 m连续梁0号段施工技术[J].科学之友，2011，（5）.
牛腿托架，水平杆件承受的弯矩，剪力，拉力均很大，结构对杆件的强度，刚度要求高，斜腿杆件主要承受压力及很小的弯矩。把托架结构设计成桁架形式，能很好的减小水平杆件的弯曲应力及剪应力。托架的机构形式及受力简图如图3所示。
采用工字钢作为托架材料。工字钢抗弯曲能力大，但是抗扭能力小。采用双拼工字钢，能够大大增加工字钢的横向截面系数，提高其抗扭转能力。设计采用双拼I40b工字钢，能够满足要求。双拼工钢间留出5 cm的缝隙，方便工钢内侧与预埋钢板进行焊接。
斜腿杆件处的预埋钢板垂直于杆件设置，这样预埋钢板只承受压力，直接传递压力于墩身混凝土。沿预埋钢板轴线方向焊接螺旋筋，加强受力范围混凝土的抗压强度。该结构受力明确，力的传递简单，对杆件与钢板间的焊缝要求低，安全性好。
牛腿水平杆件的预埋钢板，受杆件传递水平方向的拉力，竖向的剪力，及很大的弯矩，受力复杂。该处的力全部由钢板与杆件间的焊缝传递，对焊缝强度和质量要求很高。将水平杆件伸入墩身35 cm，杆件下方与墩身混凝土间的缝隙用钢板塞实，这样墩身混凝土能够承受杆件传递的部分竖向荷载。为加强焊缝强度等级，采用E50焊条进行焊接，焊缝高度10 mm，工钢全截面焊接，焊缝在拐点处断开，防止应力集中。
2 支架加固
中间牛腿托架的受力小，其预埋锚固系统及相关焊缝的安全系数较大，能很好的满足受力要求。外侧牛腿托架受力很大，其预埋锚固系统及相关焊缝安全系数较小，加工又受作业环境所限，实际与理论设计出入较大，为安全起见，需进行加固。
牛腿水平杆件传递到预埋钢板的荷载大且复杂。牛腿托架与预埋件的焊接是在墩身浇筑后，高空悬吊焊接的。该焊接难度大，焊缝厚度和质量很难达到设计要求，焊缝的强度很难满足受力要求。锚固钢筋与钢板在焊接时，易融化锚固筋截面，从而削弱锚固筋的强度，导致锚固系统实际与理论差距较大。
为使预埋件的锚固强度和水平杆件与预埋钢板的焊缝强度能更好的满足受力要求，可通过减小传递至其上的荷载，从而降低其设计要求。由于托架水平杆件传递至预埋件的水平拉力很大，则可降低该水平拉力。托架安装后，对托架水平杆件进行预压，则在0号块浇筑时，可减小水平杆件传递至预埋件的水平拉力。
外侧牛腿托架受力计算支座A的水平力为773 kN，在托架水平杆件外侧腹板处设置4根直径32 mm的精轧螺纹钢，通长穿过墩身两侧托架水平杆件的末端。杆件末端焊接堵头钢板，精轧螺纹钢锚固在堵头板上，对精轧螺纹钢进行单端张拉，每根张拉力为193 kN，通过控制精轧螺纹钢的伸长量来控制张拉力。张拉需在牛腿托架与预埋件焊接完毕且牛腿之间焊接剪刀撑及平联后方可进行。根据张拉力大小验算牛腿水平杆件和其与预埋件间的焊缝抗压强度均满足要求。在张拉过程中，严格控制精轧螺纹钢的伸长量，且观测工钢与预埋件间的焊缝情况。
对两侧牛腿的水平杆件进行张拉的结构进行验算，相比未张拉的支架结构。支座A的水平方向的支座反力减小很多，其大小趋于0，牛腿水平杆件的组合应力也相应减小。所以该加固方案很好地对托架结构进行了加固，能很好的增大托架水平杆件的承载力，减小施工对杆件与预埋件间焊缝及预埋件的作用力。
3 实施及效果
0号块施工支架设计布置图如图4所示。
牛腿托架，楔形桁架，预埋件提前加工完成。对托架各杆件间的焊缝及锚固筋与钢板间的焊缝全部进行了探伤检测，合格后投入使用。墩身在最后一次浇筑前，精确安装预埋件及精轧螺纹钢管道，并固定牢固。墩身浇筑后，拆除下层模板，安装牛腿托架，焊接剪刀撑及平联。穿插精轧螺纹钢，进行张拉。张拉过程中，对牛腿支架的变形及连接焊缝进行观测，无较大变化。安装落梁沙筒，贝雷梁，楔形桁架，底模系统及纵向分配梁。
支架安装完毕后，对支架系统进行堆载预压。分三级均匀加载，即0～50%～100%～120%的加载总重，每级加载后均静载3 h后分别测量托架变形绕值量，观察连接焊缝情况，支架扰度变形均匀，焊缝表面无裂纹发生。全部加载24 h后卸载，按加载的反顺序均匀卸载。
安装侧模，绑扎钢筋，安装内模系统，预应力管道及端模。混凝土浇筑采用两台汽车泵为主，备用一台地泵；混凝土运输采用罐车运输，投入8台罐车，以确保泵送混凝土的连续性。在混凝土的浇筑过程中，派专人对牛腿托架的变形及托架与预埋件间的焊缝进行观测。在施工过程中，托架扰度的变化与堆载预压时的变化情况基本相符。施工后，托架与预埋件间的焊缝表面也无裂纹发生。
在节点工期紧张的施工中，由于业主、监理、施工单位密切配合，严明组织，精心安排，633方混凝土仅13 h浇筑完成，为梁体悬臂施工创造了条件，争取了时间。在0号块施工中未发生任何安全、质量事故，赢得了较好的社会、经济效益。
参考文献：
[1] 喻纯诚，陈家坤，李光.钢筋混凝土结构中预埋件设计[M].北京：中国铁道出版社，1992.
[2] 高名游，徐建，国振喜.钢筋混凝土结构设计实例[M].北京：中国铁道出版社，1992.
[3] 丁阳.钢结构设计原理[M].天津：天津大学出版社，2004.
[4] 周水姓，何兆益，邹毅松，等.路桥施工计算手册[M].北京：人民交通出版社，2001.
[5] 朱传娣.大跨高墩连续刚构桥0号块托架法施工技术[J].混凝土与水泥制品，2009，（4）.
[6] 李晓斌.京沪高铁濉河特大桥连续梁0号块托架法施工[J].山西建筑，2012，（7）.
[7] 王明.广珠城际铁路80 m连续梁0号段施工技术[J].科学之友，2011，（5）.
牛腿托架，水平杆件承受的弯矩，剪力，拉力均很大，结构对杆件的强度，刚度要求高，斜腿杆件主要承受压力及很小的弯矩。把托架结构设计成桁架形式，能很好的减小水平杆件的弯曲应力及剪应力。托架的机构形式及受力简图如图3所示。
采用工字钢作为托架材料。工字钢抗弯曲能力大，但是抗扭能力小。采用双拼工字钢，能够大大增加工字钢的横向截面系数，提高其抗扭转能力。设计采用双拼I40b工字钢，能够满足要求。双拼工钢间留出5 cm的缝隙，方便工钢内侧与预埋钢板进行焊接。
斜腿杆件处的预埋钢板垂直于杆件设置，这样预埋钢板只承受压力，直接传递压力于墩身混凝土。沿预埋钢板轴线方向焊接螺旋筋，加强受力范围混凝土的抗压强度。该结构受力明确，力的传递简单，对杆件与钢板间的焊缝要求低，安全性好。
牛腿水平杆件的预埋钢板，受杆件传递水平方向的拉力，竖向的剪力，及很大的弯矩，受力复杂。该处的力全部由钢板与杆件间的焊缝传递，对焊缝强度和质量要求很高。将水平杆件伸入墩身35 cm，杆件下方与墩身混凝土间的缝隙用钢板塞实，这样墩身混凝土能够承受杆件传递的部分竖向荷载。为加强焊缝强度等级，采用E50焊条进行焊接，焊缝高度10 mm，工钢全截面焊接，焊缝在拐点处断开，防止应力集中。
2 支架加固
中间牛腿托架的受力小，其预埋锚固系统及相关焊缝的安全系数较大，能很好的满足受力要求。外侧牛腿托架受力很大，其预埋锚固系统及相关焊缝安全系数较小，加工又受作业环境所限，实际与理论设计出入较大，为安全起见，需进行加固。
牛腿水平杆件传递到预埋钢板的荷载大且复杂。牛腿托架与预埋件的焊接是在墩身浇筑后，高空悬吊焊接的。该焊接难度大，焊缝厚度和质量很难达到设计要求，焊缝的强度很难满足受力要求。锚固钢筋与钢板在焊接时，易融化锚固筋截面，从而削弱锚固筋的强度，导致锚固系统实际与理论差距较大。
为使预埋件的锚固强度和水平杆件与预埋钢板的焊缝强度能更好的满足受力要求，可通过减小传递至其上的荷载，从而降低其设计要求。由于托架水平杆件传递至预埋件的水平拉力很大，则可降低该水平拉力。托架安装后，对托架水平杆件进行预压，则在0号块浇筑时，可减小水平杆件传递至预埋件的水平拉力。
外侧牛腿托架受力计算支座A的水平力为773 kN，在托架水平杆件外侧腹板处设置4根直径32 mm的精轧螺纹钢，通长穿过墩身两侧托架水平杆件的末端。杆件末端焊接堵头钢板，精轧螺纹钢锚固在堵头板上，对精轧螺纹钢进行单端张拉，每根张拉力为193 kN，通过控制精轧螺纹钢的伸长量来控制张拉力。张拉需在牛腿托架与预埋件焊接完毕且牛腿之间焊接剪刀撑及平联后方可进行。根据张拉力大小验算牛腿水平杆件和其与预埋件间的焊缝抗压强度均满足要求。在张拉过程中，严格控制精轧螺纹钢的伸长量，且观测工钢与预埋件间的焊缝情况。
对两侧牛腿的水平杆件进行张拉的结构进行验算，相比未张拉的支架结构。支座A的水平方向的支座反力减小很多，其大小趋于0，牛腿水平杆件的组合应力也相应减小。所以该加固方案很好地对托架结构进行了加固，能很好的增大托架水平杆件的承载力，减小施工对杆件与预埋件间焊缝及预埋件的作用力。
3 实施及效果
0号块施工支架设计布置图如图4所示。
牛腿托架，楔形桁架，预埋件提前加工完成。对托架各杆件间的焊缝及锚固筋与钢板间的焊缝全部进行了探伤检测，合格后投入使用。墩身在最后一次浇筑前，精确安装预埋件及精轧螺纹钢管道，并固定牢固。墩身浇筑后，拆除下层模板，安装牛腿托架，焊接剪刀撑及平联。穿插精轧螺纹钢，进行张拉。张拉过程中，对牛腿支架的变形及连接焊缝进行观测，无较大变化。安装落梁沙筒，贝雷梁，楔形桁架，底模系统及纵向分配梁。
支架安装完毕后，对支架系统进行堆载预压。分三级均匀加载，即0～50%～100%～120%的加载总重，每级加载后均静载3 h后分别测量托架变形绕值量，观察连接焊缝情况，支架扰度变形均匀，焊缝表面无裂纹发生。全部加载24 h后卸载，按加载的反顺序均匀卸载。
安装侧模，绑扎钢筋，安装内模系统，预应力管道及端模。混凝土浇筑采用两台汽车泵为主，备用一台地泵；混凝土运输采用罐车运输，投入8台罐车，以确保泵送混凝土的连续性。在混凝土的浇筑过程中，派专人对牛腿托架的变形及托架与预埋件间的焊缝进行观测。在施工过程中，托架扰度的变化与堆载预压时的变化情况基本相符。施工后，托架与预埋件间的焊缝表面也无裂纹发生。
在节点工期紧张的施工中，由于业主、监理、施工单位密切配合，严明组织，精心安排，633方混凝土仅13 h浇筑完成，为梁体悬臂施工创造了条件，争取了时间。在0号块施工中未发生任何安全、质量事故，赢得了较好的社会、经济效益。
参考文献：
[1] 喻纯诚，陈家坤，李光.钢筋混凝土结构中预埋件设计[M].北京：中国铁道出版社，1992.
[2] 高名游，徐建，国振喜.钢筋混凝土结构设计实例[M].北京：中国铁道出版社，1992.
[3] 丁阳.钢结构设计原理[M].天津：天津大学出版社，2004.
[4] 周水姓，何兆益，邹毅松，等.路桥施工计算手册[M].北京：人民交通出版社，2001.
[5] 朱传娣.大跨高墩连续刚构桥0号块托架法施工技术[J].混凝土与水泥制品，2009，（4）.
[6] 李晓斌.京沪高铁濉河特大桥连续梁0号块托架法施工[J].山西建筑，2012，（7）.
高墩悬臂牛腿设计与施工 篇4
沪昆客专长昆湖南段怀化市区跨越舞水河设计为一联 (80.6+128+80.6) m连续梁, 69#和70#墩是连续梁的主墩, 墩高43m和38m, 其中69#位于宽度约200m的舞水河中心, 墩身为11m×7m的圆端形空心桥墩, 墩顶实心段高5.5m。
连续梁0#块长18m, 根部梁高9.6m, 共有814.34m3, 重约2117.29t。墩身以外悬挑部分两侧长5.5m。 (图1)
2 现浇支架设计难点
本桥主墩最高43m, 0#块设计方量大, 单头悬臂更达到了5.5m, 重量约430t。对于现浇支架的强度、刚度以及与墩身的连接方式, 都提出了很高的要求。
根据以往施工经验, 悬臂浇筑的连续梁0#块一般采用钢管碗扣满堂红支架、大直径钢管型钢 (贝雷梁) 支架和在墩身上设置预埋件施做牛腿三种方法。
当0#块距离原地面高度不大时, 通常采用碗扣满堂红支架现浇;高度较高的, 一般使用大直径的钢管桩或者钢支撑作为竖向支撑, 再在支撑顶面布设型钢或者贝雷梁作分配梁;牛腿需要在墩身上设置预埋件, 然后再安装现浇支架, 这种方案对于所有墩身高度都适合, 但对预埋件的安装和制造质量、预埋件与牛腿的连接, 以及牛腿的安装要求都很高。
通过简单的比较, 就能得出本桥不适合于碗扣满堂红支架;如果采用钢管或者钢支撑作为现浇支架, 单根支撑的长度将达到43m左右, 即使把所有的竖向支撑都用槽钢连接成整体, 形成桁架体系, 也会遇到钢管长细比过大, 影响结构的稳定性和安全性, 设计出来的现浇支架结构将显得十分臃肿;牛腿倒是最可行的方案。
常规的设计是在墩身上预埋钢板和由型钢或者钢板组成的牛腿焊接, 作为现浇0#块的支架体系, 然后在上边铺设纵横向分配梁和模板系统进行现浇施工, 现有的技术在使用过程中存在以下缺点: (1) 由于两端悬臂过长, 而且重量大, 则牛腿水平杆件承受的水平荷载和弯矩将变得很大, 需对牛腿杆件进行特殊设计来保证受力满足要求, 而牛腿水平杆件所有的力通过和预埋钢板焊接传递到墩身上, 所以焊缝将受轴向拉力和竖向剪力, 对焊缝的质量和长度要求高, 现场高空焊接质量不易控制; (2) 斜支撑牛腿与墩身预埋的钢板焊接, 预埋钢板一般紧贴墩身, 连接的焊缝承受巨大的剪力, 在焊接过程中, 容易烧坏预埋钢板后的混凝土, 影响预埋钢板锚固筋的锚固作用。
3 现浇牛腿的设计
为解决上述问题, 采用的思路是:墩身上预埋钢板变为由钢板组成的预埋铁盒子, 在牛腿水平杆件端部和根部增加一定数量的精轧螺纹钢, 并施加预应力, 用于承受大部分的水平拉力, 减小牛腿水平杆件与预埋盒子焊缝所受的水平拉力;用钢板塞实牛腿水平杆件和预埋盒子之间的缝隙 (见图2中“A节点局部放大”) , 让牛腿水平杆件根部大部分的剪切力直接通过钢板传递到墩身上, 减小牛腿水平杆件与预埋盒子焊缝承受的剪切力, 为防止预埋盒子下混凝土局部抗压过大, 可增加钢筋网片进行局部加强;第一道斜支撑对应的墩身预埋盒子接触面相互垂直, 连接焊缝理论上不受力, 只起连接作用, 降低对焊缝质量和长度的要求。第二道斜支撑与墩身接触处为墩身空心部分, 如果按照第一个斜支撑的预埋盒子样式设置的话, 对墩身截面削弱太多, 所以设置成剪力键, 即预埋水平方向盒子, 然后插入抗剪型钢, 并使用钢板塞实抗剪型钢和预埋盒子之间的缝隙, 在抗剪型钢上部设置一定数量的精轧螺纹钢并张拉, 然后斜支撑和抗剪型钢焊接连接, 为了减小抗剪型钢的弯矩, 在其底部焊接防倾覆钢板, 顶住墩身。
4 主要结构杆件验算
牛腿水平杆件与墩身预埋钢板焊接, 结构模型计算的时候假定水平牛腿杆与预埋钢板处为固结;斜支撑1和2与水平牛腿实际也是通过焊缝连接, 计算简化为固结;斜支撑主要承受轴向力, 与墩身连接简化为铰接。计算模型采用结构有限元分析软件midas进行验算, 主要杆件应力如下:水平牛腿采用双工40b, 通过连接钢板组焊而成, 弯曲应力σ=123MPa, 剪应力τ=29MPa;斜支撑也是双工40b, 承受压力, 第一斜撑轴向应力σ=93MPa;第二斜撑轴向应力σ=97MPa;均小于相应的容许应力。
5 0#块施工
现场实际施工过程中, 按照设计加工的预埋盒子, 通过与墩身本身的结构钢筋焊接固定;为防止施工过程中水泥浆进入预埋铁盒, 在盒子内填充了泡沫, 并使用透明胶带封口;墩身实体段相应位置预埋pvc管, 以便通长锚固精轧螺纹钢在浇筑拆除支架的时候可以拔出来重复利用。支架安装完成后, 为消除非弹性变形和测量弹性变形, 对牛腿进行了预压, 通过分析测量数据显示各个杆件均能满足设计要求, 后期0#块浇筑也达到了预期的效果。
6 结束语
0#块施工是悬臂浇筑连续梁施工的关键工序, 其施工质量的优劣直接决定整体结构的安全性和耐久性。通过优化常规设计方案, 解决了施工难题。最终本桥0#块现浇施工没有出现裂纹, 证明了此方案的可行性, 也可同类型大跨度高墩0#块施工提供相应的参考。
参考文献
[1]GB 50017-2003, 钢结构设计规范[S].北京:中国计划出版社, 2003.
[2]李星荣.钢结构连接节点设计手册[M].中国建筑工业出版社, 2005.
桥梁高墩的垂直度控制 篇5
桥梁高墩的垂直度控制
本文通过贵州三穗至凯里高速公路南高特大桥高墩柱的`施工工艺,从工程测量、模板加工等方面进行施工过程控制,确保了墩柱的垂直度达到设计规范要求.
作 者：李易蓉 作者单位：云南交通职业技术学院,云南,昆明,650101 刊 名：中国水运（下半月） 英文刊名：CHINA WATER TRANSPORT 年，卷(期)：2009 9(5) 分类号：U443.22 关键词：墩柱 垂直度 控制现浇梁高墩支架施工技术研究 篇6
【关键词】现浇梁；高墩支架；施工技术
0.工程概况
某高速合同段采用设计速度100km/h，整体式路基采用六车道高速公路标准，路基宽为34.5m。互通立交主线桥中心桩号左幅为K9+504.78，桥梁全长782.08m， 右幅中心桩号为K9+517.28，桥梁全长757.08m，上部结构主要为预应力混凝土分体小箱梁、预应力混凝土连续箱梁、预应力混凝土空心板。匝道桥有9座，A匝道1号桥中心桩 号为AK0+355.9，桥梁全长为207.08m，上部结构为预应力混凝土分体小箱梁、预应力混凝土连续箱梁；A匝道2号桥中心桩号为AK0+650，桥梁全长为82.08m，上部结构为预应力混凝土分体小箱梁；B匝道桥中心桩号为BK0+913.1，桥梁全长为217.88m，上部结构为预应力混凝土连续箱梁、钢筋混凝土连续箱梁；C匝道桥中心桩号为CK0+644.75，桥梁全长为710.78m，上部结构为预应力混凝土分体小箱梁、预应力混凝土连续箱梁；D匝道桥中心桩号为DK0+418.63，桥梁全长为 108.34m，上部结构为预应力混凝土分体小箱梁；E匝道桥中心桩号为 EK0+348.28，桥梁全长为470.44m，上部结构为预应力混凝土连续箱梁；G匝道桥中心桩号为GK0+348.28，桥梁全长为494.64m，上部结构为预应力混凝土连续箱梁、预应力混凝土分体小箱梁；H匝道桥中心桩号为HK0+276.98，桥梁全长为328.04m，上部结构为预应力混凝土连续箱梁、预应力混凝土分体小箱梁；I匝道桥中心桩号为IK0+310.5，桥梁全长为107.08m，上部结构为预应力混凝土分体小箱梁。主线大桥是鹅公坑大桥，起点桩号为K10+457，终点桩号为K10+583，桥梁全长126m，全桥为6×20m预应力混凝土宽幅空心板。
1.方案的选择和支架的设计
1.1方案的选择
现浇连续箱梁施工时，因桥梁的结构型式、水文地址情况、地形地貌、机械设备及材料拥有的不同，需因地制宜地进行现浇箱梁施工支架设计。针对S05标的现浇箱梁数量比较多且大部分都比较高，共有 29联，其中有一半支架高度超过15米，最高的达到26m，且地形处于山坡，地形起伏较大，故采用一种既经济又实用的方案是本项目的一个重点。通常现浇连续箱梁施工时先对地基进行处理，然后搭设满堂门式落地支架，在地形起伏大、地下水系发育的山谷中采用满堂式落地支架不仅大面积进行地基处理的难度大、费用高，而且材料、人员的投入较大，特别是净高大于15m的高墩现浇箱梁施工如采用满堂落地支架，安全性将大大降低，且支架搭设及拆卸时危险性较高，故对高墩现浇箱梁施工时不建议采用该支架。
1.2支墩支架设计和施工
临时支墩支架设计和施工主要有以下几个要点：基础设计一般采用单个扩大基础或整体式扩大基础或直接把钢管锤打进土里靠摩擦力承受荷载三种等，由于本标段主要在山区里，故不采用直接把钢管锤打进土里这种方法，这种方法一般适合于河道或不适合做扩大基础的地方。对于本标段内承载力较好的原状山土可以采用单个扩大基础，而对于承载力比较低或临时支墩位置原来为泥浆池的地方采用整体式扩大基础，这两种基础设计主要验算基础承载力和抗倾覆的稳定性。基础施工时主要是做好基础处理，基础处理对于软卧层较深的采用打木桩加固，对于较浅的可以采用换填石渣或砂等方法，换填后进行压实，压到承载力达到设计要求就可施工扩大基础。
1.3钢管桩的施工
施工时要做好三点，第一是保证钢管桩的垂直度，第二是是保证轴心受压，第三是焊好平联，使得钢管桩整体性更好，也更稳定。
1.4贝雷梁的验算
本标段现浇梁的跨度不是很大，基本跨径在25～30m，但是由于主线桥和匝道桥共6次跨省道S116，由于省道S116的车流量很大，而且大部分都是货车，所以为了安全考虑，跨路支架采用在路两边设置支墩，然后贝雷梁整跨跨路的支架方案，所以贝雷梁的验算只要分为两类，一类是不跨路的，那取最大跨径的那一跨进行验算，其余的采用相同的布置方式就不用进行验算也能知道其受力满足要求，另一类就是跨路支架，对于跨路支架就必须每联进行验算。贝雷梁的验算主要是以强度和刚度来控制，即抗弯强度σ<〔σ〕、抗剪强度τ<〔τ〕和最大挠度fmax<〔f〕。
1.5横坡的支架设计
贝雷梁上支架横坡的设计，采用钢管贝雷临时支墩来施工现浇箱梁是比较常规的一种方案，但以往的做法通常是先进行地基处理，处理完之后搭设钢管，然后再横向放工字钢，工字钢上纵向摆放贝雷，考虑到调坡和拆架的方便，在贝雷上布置工钢或槽钢作为分配梁，上面放门式架或碗扣架，后再装顶托，顶托之后再装槽钢做分配梁，这种做法将需要大量的槽钢做分配梁。
采用顶托直接调坡拆除贝雷梁时比用门架调坡拆除贝雷梁困难，为了解决拆架困难和慢的问题，我们在施工中采用了自制小车的方法来拆除贝雷，主要原理就是先用滑轮加工好小车，然后拆架时把它放在贝雷梁下面，通过手拉葫芦和横向工字钢将贝雷梁拉到箱梁翼板处，最后再用吊车将它吊下来。通过这种办法我们实现了快速拆架。
2.支架预压和卸载
连续箱梁施工设计要求浇筑前进行支架预压，以消除支架非弹性变形，保证箱梁整体线形，预压荷载按箱梁自重100% 荷载预压不少于 7 天，且最后两天预压累计沉降量不大于2mm。根据预压实测变形值来设置预拱度，预压方法通过比较决定采用堆砂包，较为方便。
加载顺序：分三级加载，第一、二次分别加总载的30%，第三次加总载的40%。预压观测：观测位置设在每跨的L/2、L/4及墩部处，每组分左、中、右三个点，在点位处固定观测杆，以便于沉降观测。观测采用水准仪进行，布设好观测杆后，加载前测定出其杆顶标高。第一次加载后，每2个小时观测一次，连续两次观测沉降量不超过3mm，且沉降量为零时进行第二次加载，按此步骤直到第三级荷载加载完毕。第三级荷载沉降稳定后继续观测，到最后两天预压沉降量累计不超过2mm 才可卸载。卸载：卸载可采用汽车吊来卸除沙袋。注意卸载过程中要均匀卸载，不能先集中卸除某个点然后再卸除其它点。根据观测记录，整理出预压沉降结果，并根据结果调整底模标高和设预拱度。
3.总结
我标段现以完成了10 联的现浇箱梁施工，通过现场的实际检验，这种支架方案不但是可行和安全的，而且能加快施工进度和节约施工成本，在质量上箱梁纵向线形直顺，桥面施工标高与设计最大误差都在规范要求 ±10mm之内。
【参考文献】
山区高速铁路高墩设计研究 篇7
随着国家高速铁路的陆续建成通车, 高速铁路给人们的出行带来了很大的便利, 同时缩短了旅途的时间, 大大的减少了城市与城市之间的距离。在国家西部大开发的大战略背景下, 西部建设高铁的步伐也逐渐加快, 即将建成通车的兰渝线、成渝线等, 在建的成贵线、成兰线、渝万线、渝黔线等, 已经建成通车的成绵乐城际、贵广高铁等。由于西部山区地形复杂、山高坡陡, 受限于地形、地貌条件的影响, 同时也受限于铁路线形半径及坡度的影响, 高速铁路的桥梁不得不跨越深沟、河谷, 有些墩高几十米甚至上百米; 随着西部高速铁路进一步的建设发展, 高墩的应用不可避免, 也会越来越多。针对山区高速铁路桥梁高墩的设计, 本文对桥墩强度、刚度及稳定性方面做出相应计算研究。
2 山区高速铁路高墩类型及特点
在铁路设计中, 墩高在50 m以上为高墩。为节约圬工数量, 根据桥墩的受力特点, 高墩采用空心薄壁结构, 这种结构具有截面面积小、截面模量大、自重轻、结构刚度和强度较好的特点。铁路高墩分为矩形空心墩、圆端形空心墩、圆形空心墩; 一般情况下, 位于山区沟谷无河流的地形中采用矩形空心墩, 位于城市附近或城市中以及能满足行洪要求的河流中采用圆端形空心墩, 位于行洪有特别要求的河流中采用圆形空心墩。图1为典型高墩截面。
3 高墩静力设计研究
桥墩静力计算时采用的受力模式为墩底弹性连接、墩顶无约束的悬臂结构。设计时需考虑上部简支梁梁部荷载、列车活载、风力、横向摇摆力以及轨道结构等荷载的影响。
3. 1 纵向水平线刚度
纵向水平线刚度是高墩设计时控制的一个重要参数, 具体是指桥墩以及考虑基础刚度的纵向组合线刚度, 由公式计算得出, 其中, k为组合线刚度值;k1为桥墩自身刚度, k2为基础自身刚度。按《高速铁路设计规范》规定:32 m简支梁单线铁路不小于220 k N/cm, 双线铁路不小于350 k N/cm。由于山区以嵌固桩为主, 因此桥墩与桩基础刚度比一般采用4∶6, 以此拟定桥墩尺寸。
3. 2 纵、横向位移
纵、横向位移也是控制刚度的一个重要指标。纵向位移应满足《铁路桥涵基本规范》的要求, 其中, L为桥梁跨度, m;横向位移应满足《高速铁路规范》要求, 在ZK活载、横向摇摆力、离心力、风力和温度的作用下, 墩顶横向水平位移引起的桥面处梁端水平折角应不大于1. 0‰弧度。
单线桥梁计算时上部荷载需考虑恒载、单孔轻载、单孔重载、双孔重载、无缝线路纵向力组合、架桥机架梁荷载组合。
双线桥梁计算时上部荷载需考虑恒载、双线铺轨单线行车一孔轻载、双线铺轨单线行车一孔重载、双线铺轨单线行车两孔重载、双线行车一孔轻载、双线行车一孔重载、双线行车双孔重载、无缝线路纵向力组合 ( 无车) 、无缝线路纵向力组合 ( 单线有车) 、架桥机架梁荷载组合。
3. 3 整体稳定
桥墩在中心受压以及偏心受压时, 其稳定性按《铁路桥涵混凝土及砌体结构设计规范》相关条款进行计算, KN < Ncr, 其中, K为安全系数, 对于整体灌注的混凝土结构, 主力时取K = 2. 0, 主力加附加力时取K = 1. 6; Ncr为桥墩弯曲临界荷载; N为墩台顶面处轴向压力。
3. 4 局部稳定
研究高墩的局部稳定性, 主要是为了确定墩身的最小壁厚。理论分析说明, 混凝土空心墩, 当t/R, t/b≥1 /10 ~ 1 /15时, 局部失稳临界应力与混凝土抗压强度比较接近, 其中, t为壁厚; R为圆形墩半径; b为矩形墩边长; 由此确定保证局部稳定的最小壁厚满足下式:
圆形墩:
矩形墩:
圆端形墩:
其中, D为墩直线段长度。
3. 5 强度计算
高墩进行强度计算时需检算墩身的最大压应力以及最大拉应力, 同时计算出固端干扰段的长度进行加强配筋以及构造加强处理。需满足《铁路桥涵混凝土及砌体结构设计规范》的相关要求。
4 计算算例
渝万客专盐井河双线大桥是13×32 + 2×24简支箱梁, 桥梁全长485. 6 m, 平均墩高43. 5 m, 其中最大墩高为61 m。桥址所在区域地层岩性主要是粉质粘土、泥岩夹砂岩; 桥位处地震动峰值加速度为0. 05g, 地震动反应谱特征周期为0. 35 s, 为6度地震区。选取盐井河双线大桥3号, 5号, 7号墩, 墩高分别为53 m, 56 m, 61 m进行相应静力计算。拟定的墩形为圆端形, 墩顶纵向尺寸为5. 2 m, 横向尺寸为9 m, 墩身外坡为40∶1, 内坡为60∶1, 壁厚采用0. 6 m。
4. 1 线刚度及位移计算结果及分析
在最不利荷载工况下, 桥墩纵向组合线刚度以及纵向位移、横向位移见表1。由结果可知, 各墩的纵向组合线刚度均大于350 k N / cm, 满足规范要求。各墩的纵向位移均小于规范限值2. 83 cm, 横向位移均小于规范限值1. 63 cm。
4. 2 稳定性计算结果及分析
在最不利荷载工况下, 桥墩的整体稳定性及最小壁厚计算结果见表2。各桥墩的顺桥向弯曲稳定系数以及横桥向弯曲稳定系数均大于规范要求的安全系数K = 2. 0, 整体稳定性满足要求; 初步拟定的壁厚0. 6 m也满足最小壁厚的要求, 局部稳定性满足要求。
4. 3 强度计算结果及分析
在最不利荷载工况下, 桥墩的强度计算结果见表3。根据计算结果分析, 各桥墩的强度满足规范的要求。
5 结论及建议
通过对盐井河双线大桥桥墩进行静力计算分析可知初步拟定尺寸的桥墩的纵向组合线刚度、纵向位移、横向位移满足规范要求; 整体稳定性及局部稳定性均符合规范标准; 强度检算均满足要求。在设计高墩时, 建议对不同尺寸进行多次试算, 在满足强度、刚度以及稳定性要求的前提下, 拟定出最优桥墩尺寸。
摘要：对山区高速铁路高墩进行设计研究, 分别对纵向线刚度、纵横向位移、整体稳定性、局部稳定性以及强度进行静力计算, 并按规范要求进行检算, 提出在满足规范要求情况下, 设计山区高速铁路高桥墩时应控制的计算指标。
关键词：高速铁路,高墩,刚度,稳定性,强度
参考文献
[1]铁道第四勘察设计院.桥梁墩台[M].北京:中国铁道出版社, 2007.
[2]马朝霞, 陈思甜, 龚尚龙.高桥墩墩顶水平位移的计算与分析[J].重庆交通大学学报 (自然科学版) , 2007 (12) :50-54.
[3]TB 10621—2009, 高速铁路设计规范 (试行) [S].
高墩现浇箱梁新型支架设计及应用 篇8
关键词：连续梁桥,大力神碗扣支架,荷载,强度
1 工程概况
贵阳东站路4 标段主线桥第16 联里程为K6 + 812 ~ K6 +918, 其跨径为30 m + 46 m + 30 m。对应下部构造墩位Pm93 ~Pm96, 设计为等高度变宽度预应力混凝土连续梁桥。主梁平面K6 + 812 ~ K6 + 866. 038 位于缓和曲线上, K6 + 866. 038 ~ K6 +918 位于R = 600 的圆曲线上。箱梁的混凝土等级采用C50, 因为其跨度不大支座处截面不需要特别加厚高来抵抗负弯矩对梁受力的影响, 所以全桥采用2. 8 m的等高度梁, 梁截面尺寸为跨中处顶板厚度30 cm, 底板厚度25 cm, 腹板宽度为40 cm, 端部顶板厚度60 cm, 底板厚度55 cm, 腹板厚度100 cm。梁截面形式为单箱七室。并分别在顶板和底板设置1. 5% 的横坡。第16 联设计混凝土4 289 m3, 钢筋772 t, 预应力筋135 t, 支架6. 9 万m3。主线桥第16 联位于路桥重叠区, 路基填筑完成后, 进行桥梁下部结构施工。路基顶面至箱梁底高度为17. 5 m ~ 20. 5 m, 采用碗扣式支架进行现浇施工。
2 支架布置
高强碗扣支架由传统支架φ48 × 3. 5 mm的Q235 钢材制造变为采用φ48. 3 × 3. 2 mm的Q345 钢材制造, 节间距由原来的60 cm可以扩大到180 cm, 其布置形式如表1 所示, 由于节间距的增大, 使得连接节点数大幅减少, 这不仅使高强碗扣支架在施工上更加快捷高效, 也大大降低了连接节点处出现问题的概率, 保证了支架的安全性, 同时材质性能的提高也使得高强度碗扣支架的承载能力得到较大的提高。其总体布置形式如图1 所示。
承载能力将直接影响整个支架结构的承载性能。根据JGJ166—2008 建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范, 单肢立杆轴向力计算公式:
其中, Lx, Ly分别为单肢立杆纵向及横向间距, m; V为Lx, Ly段的混凝土体积, m3; Q1为模板支架自重标准值, 取0. 75 k N/m2;Q2为新浇混凝土 ( 包括钢筋) 标准值, 混凝土容重取25 k N/m3, 按最大荷载梁位置进行校核; Q3为振捣混凝土时产生的荷载标准值, 取2 k N/m2; Q4为施工人员及设备荷载标准值 ( 按均布活荷载取1. 0) 。
3 高强碗扣支架受力分析
3. 1 立杆轴力计算
碗扣支架立杆因为其截面小刚度弱, 通常情况下我们只考虑立杆的轴力而不考虑其弯矩, 因此立杆的轴向显得尤为重要, 下面将验证不同位置处立杆轴力是否满足要求。
横梁位置立杆轴力:
空箱腹板位置立杆轴力:
因此立杆最大轴力:
横梁位置: F = 64. 15 + 3. 616 × 1. 2 = 68. 49 k N < 84. 74 k N, 满足要求。
空箱腹板位置: F = 73. 62 + 3. 616 × 1. 2 = 77. 96 k N <84. 74 k N, 满足要求。
3. 2 结构荷载标准值
箱梁混凝土荷载q1: 钢筋混凝土单位重25 k N/m3, 横梁实心段和腹板处q1= 25 × 2. 8 = 70 k N / m2, 空腹段q1= 25 × 0. 55 =13. 75 k N / m2, 模板荷载q2= 0. 5 k N / m2, 施工荷载q3= 1. 0 k N / m2, 振捣混凝土产生的荷载q4= 2 k N / m2。
横梁、腹板组合荷载: q = ( q1+ q2) × 1. 2 + ( q3+ q4+ q5) ×1. 4 = ( 70 + 0. 5) × 1. 2 + ( 1 + 2) × 1. 4 = 88. 80 k N / m2。
空箱顶板、底板组合荷载: q = ( q1+ q2) ×1. 2 + ( q3+ q4+ q5) ×1. 4 = ( 13. 75 + 0. 5) × 1. 2 + ( 1 + 2) × 1. 4 = 21. 30 k N / m2。
3. 3 结构强度、刚度验算
大力神碗扣支架的传力顺序为“底模→纵向方木→U型钢→碗扣支架→基础”, 假定基础所受荷载等于碗扣杆件自重与其杆件所受上部荷载之和, 经过了这种假定, 基础上的荷载分布就与支架顶端的荷载分布规律相同, 碗扣支架对荷载分布不起作用, 为确保结构的强度刚度满足设计要求, 根据假定对大力神碗扣支架各受力结构进行验算。大力神支架验算结果如表2 所示。
3. 4 支架立杆稳定性验算
大力神碗扣式支架由 48. 3 × 3. 2 mm钢管制成, 圆环面积A = 482. 8 mm2。
1) 回转半径:
2) 截面抵抗矩:
3) 惯性矩:
大力神DURALOK支撑系统中, 选用的钢管尺寸为直径48. 3 mm, 壁厚3. 2 mm, 材质选用为Q345 钢, 根据压杆稳定条件:
查表得Q345 的折减系数值为0. 996 ( GB 50018 冷弯薄壁型钢结构技术规范) 。
N = 4. 828 × 10- 4× 0. 996 × 300 × 106= 144. 26 k N。
, 满足要求, 其中: Q345 的强度值f = 300 N/mm2 ( GB 50018 冷弯薄壁型钢结构技术规范) 。
4 风荷载检算
经上计算, 在静荷载作用下, 大力神碗口支架刚度、强度均能满足要求, 故下面介绍在风荷载情况下, 大力神支架的受力情况, 贵州贵阳地区风压w0= 0. 35 k N / m2, 每根立杆的风荷载为:
支架立杆的计算长度为l = 1. 076 + 2 × 0. 35 = 1. 776 m。
其中, 钢管的抗弯截面模量:
大力神碗扣支架受风荷载内力图如图2 所示。
5 地基验算
5. 1 地基承载力计算
基层填筑完毕后, 在表面浇筑20 cm标号C20 混凝土, 同时为了避免底部支架面积小导致混凝土基层受力集中, 故在支架底托下面垫10 cm × 15 cm方木, 方木采用横桥向布置方式, 见图3。
立杆最大荷载77. 96 k N, 地基承载力:
因此, 基底处理后, 地基承载力不得小于258 k Pa。
5. 2 素混凝土抗冲切验算
素混凝土冲切破坏表现为在挠度陡增的时候荷载骤降是一种脆性破坏, 经常发生在基础变阶处以及上部结构与基础的接触处, 在实际中应尽量避免, 现对混凝土基础进行抗冲切验算, 如图2 可知长度a = 150 mm, 宽度b = 150 mm, 板厚h0= 200 mm, 混凝土强度等级C20, fc= 9. 6 N / mm2, ft= 1. 1 N / mm2, 按下式验算:
F = 77. 96 k N ≤0. 7 × βh× ft× η × Um× ho= 215. 6 k N, 满足要求。
其中, βh为受冲切承载力影响系数, 当h≤800 mm时, βh取1. 0; 当h≥2 000 mm时, βh取0. 9, 其间按线性内插法取值; ft为混凝土轴心抗拉设计值; h0为冲切破坏时椎体的有效高度; Um为冲切破坏时椎体一侧计算长度。
6 结语
大力神碗扣支架是由云南大力神金属有限公司生产的强度大于普通碗扣支架的支撑系统, 其直径48. 3 mm, 壁厚为3. 2 mm, 由Q345 材质的钢管制造而成, 文章通过贵阳市东站路4 标段主线桥第16 联连续梁桥的满堂式支架的施工对比分析了高强碗扣支架与传统碗扣支架的差异, 得到如下结论:
1) 高强度碗扣支架采用Q345 材质并且两端的横杆由锻钢制造, 使得其承载能力相比于传统支架大大提高;
2) 高强度碗扣支架的立杆、横杆可以根据工程实例中具体的需要灵活搭接, 具有更强的实用性;
3 ) 节间距更大的特点也使得高强度碗扣支架在材料, 工作量和经济上都有可观的缩减, 缩短了工期节约了人力物力财力, 并且降低了节点出现问题的几率, 提高了结构的安全性能;
4) 高强度碗扣支架考虑了剪刀撑的特殊构造结构, 大大提高了系统的整体稳定性; 且杆件没有零散的构件, 使得杆件不易丢失。
参考文献
[1]JTJ 025—8, 公路桥涵钢结构及木结构设计规范[S].
[2]交通部第一公路工程总公司.公路施工手册·桥涵[M].北京:人民交通出版社, 2000.
[3]JTG/T F50—2011, 公路桥涵施工技术规范[S].
[4]周永兴, 何兆益, 邹毅松, 等.路桥施工计算手册[M].北京:人民交通出版社, 2001.
[5]JTG D60—2004, 公路桥涵设计通用规范[S].
高墩设计 篇9
关键词：空心墩,构造设计,墩顶局部应力,有限元分析
1概述
空心墩具有纵横向刚度大、受力性能好、节省圬工的优点,在高桥墩、地质较差以及高地震烈度情况下,其优点较实体墩更为突出,因此空心墩越来越多地应用于工程实践。
因为墩壁和墩顶实体段之间相当于固端的边界条件,对墩壁有约束作用,因而产生局部的纵向应力及环向应力,其应力计算比较复杂。作为简化计算曾经采用周边支承的板以及简支梁、深梁等方法,但是对墩顶实体段内应力的分布及扩散情况并不十分清楚。本文结合包兰线银兰段扩能工程某(40+64+40)m连续梁主墩的设计阐述空心墩顶部构造设计的要点,并对其墩顶局部应力进行了有限元分析,为墩顶构造设计提供了有力依据。
2构造设计
设计概况如下:本桥为跨越既有包兰线而设,其中最高的主墩高63 m;采用ϕ1.8 m钻孔灌注桩基础,桩基嵌入承载力为σ0 =1 500 kPa的弱风化花岗岩不小于3.6 m,场地类别为Ⅲ类,抗震设防烈度为8度,地震动峰值加速度为0.2g。上部连续梁底宽6.4 m,支座横向间距5.5 m。墩顶恒载反力32 434.8 kN,双线活载反力最大值为11 812.8 kN,主力及主+附组合最大反力为45 560.4 kN。
墩顶纵横向尺寸须满足上部梁宽、支座尺寸、围栏、吊篮、检查梯等附属设施以及墩顶施工作业的需要,即《桥规》第5.3.8～5.3.12等的要求。同时为了满足强度、刚度、墩顶位移、偏心等要求,经多次试算后,选用墩身及基础尺寸如图1所示。
《铁路桥涵设计基本规范》[1](以下称《桥规》)规定:“空心墩的顶帽下面宜设实体过渡段。空心墩身与实体段以及空心墩身与基础连接处,均应增设补充钢筋或设置牛腿。”空心墩墩顶设置实体段的目的[2]是使支座反力较均匀地传至墩壁,并减少活载冲击力对墩壁的影响。空心墩上下实体段与墩壁连接处,应力分布比较复杂,尚难做准确计算。根据经验以及一些模型试验,认为顶帽厚度(包括托盘及墩身实体段)以不小于3 m为宜,并约为墩身空心部分跨度的0.5倍～0.7倍。因此本桥墩顶部实体段厚度取为4 m。
《桥规》规定,空心墩的最小壁厚,当为钢筋混凝土时,不宜小于0.3 m,当为混凝土时不宜小于0.5 m。实际设计高墩时,采用墩壁厚度应通过计算决定。墩身较高时如超过40 m墩壁不宜太薄,因此时桥墩多受墩顶位移控制,用薄壁墩时须加大墩身总宽。另外,在薄壁墩中,由温度、日照,混凝土收缩等引起的结构内力比较复杂,温度应力的计算方法还不够完善。同时为了保证墩身的整体稳定和局部稳定,当墩壁过薄时,还需设置横隔板,但这会给施工带来不便。从局部稳定试验分析得出,当壁厚t≥(1/10～1/15)R(圆形)≥(1/10～1/15)b(矩形)时,一般空心墩均可不设隔板(其中,R为圆形截面内外半径之中值;b为矩形截面板宽)。因此在计算比较后,本桥墩顶壁厚度取为0.65 m,墩身外侧采用35∶1,内侧采用70∶1的坡比。
根据文献[2]的论述,空心高墩由于设计荷载所产生的应力可按偏心受压构件计算。对于固端干扰应力,可用悬臂梁计算的应力乘以增大系数的简化方法求出其局部应力。为简化计算,高度在50 m以内的空心墩,可以采用悬臂理论计算的截面应力增大50%考虑局部应力。而对于固端干扰区域长度Si ,可按下述方法确定:
当钢筋混凝土泊松比ν=1/6时:
在中心受压状态下:
在横力弯曲状态下:
在纯弯曲状态下,Si介于以上两值之间。实际应用时可偏安全地统一按横力弯曲状态下的Si采用,即式(2)。
3墩顶局部应力有限元分析
以上概述了空心高墩构造设计的要点,使我们对其设计流程有了清晰的认识,但是对于空心墩对墩顶实体段内应力的分布及扩散情况以及墩顶各部分的尺寸对墩顶局部应力的影响程度却并不清楚,有必要采取数值分析的方法对其进行深入研究。本文采用大型通用有限元软件ANSYS对桥墩进行模拟,以指导设计。
3.1 有限元模型的建立
有限元分析只对墩顶8 m范围内取1/4对称模型进行模拟。混凝土采用Solid65单元模拟,破坏准则采用William-Warnke五参数破坏准则[3],在较低静水压力时与试验规律一致,同时采用Willam-Wamker破坏准则并关闭混凝土的压碎功能来进行模拟。
3.2 计算结果
从图2可以看出,墩顶的竖向最大压应力达到了6.079 MPa,分布于垫石周围,而在离垫石较远的墩顶实体段范围内,压应力接近于0。而在倒角底内边缘与墩壁连接突变处,存在较大的压应力,应力最大处分布于横桥向墩中心处,最大值超过了4.0 MPa。从图3可以看出,最大Mises应力分布于横桥向墩中心倒角底内边缘与墩壁连接突变处,达到了4.664 MPa,在距倒角底1.5 m,也即离墩顶大约6.5 m处,墩身应力分布趋于均匀,接近于按轴向受压构件计算的应力2.8 MPa,稍大于按式(2)计算得出的长度,这可能与墩顶的约束作用有关。从图4可以看出,在实体段底部出现了明显的拉应力,最大值达到了1.138 MPa,接近于混凝土的抗拉极限强度2.5 MPa,这也说明实体段内荷载向下的传递过程接近于单向板。从图5可以看出,墩顶范围内除垫石受压区附近出现了明显的塑性应力,其余范围均处于弹性状态。从图6可以看出,竖向压应力沿墩身高度方向分布极不均匀,在倒角底内边缘与墩壁连接突变处,内外压应力均有明显突变,表现为内侧压应力增加,外侧压应力减少,而横桥向对称截面中心处的压应力增加更为明显,最大应力集中值达到了附近压应力的2.5倍,这可能是由于横桥向墩壁的自由段较长,其局部变形也更容易,因此其压应力也增加更明显。
4结语
从以上分析可以得知,墩顶的构造设计对局部应力的影响非常明显。从有限元分析结果可以看出:
1)墩顶处垫石周围分布着较大的压应力,部分区域混凝土甚至进入了塑性阶段,可以通过对垫石附近加强配筋来解决。
2)在实体段底部出现了明显的拉应力,说明实体段内荷载向下的传递过程接近于单向板。因此,在设计时应对实体段底部加强配筋。
3)在倒角底内边缘与墩壁连接突变处,存在较大的压应力和Mises应力,可以通过增加倒角高度来减缓墩身截面的突变,或者增加墩壁的厚度,从而达到减少集中应力的目的。
4)利用式(2)计算的固端干扰区域长度Si与有限元计算结果接近,因此,在设计时可以参照悬臂梁理论计算的应力结果并考虑增大系数后,对Si范围内墩身的各部分的尺寸作出调整或者加强配筋,以达到减少墩顶局部应力的目的。
5)倒角底内边缘与墩壁连接突变处,横桥向对称截面中心处的压应力增加非常明显,最大应力集中值达到了附近压应力的2.5倍。这可以通过减少墩身横桥向的长度,或增大墩壁的厚度来调节。当墩身横向尺寸过宽时,须设置纵隔板,以增加墩身的局部稳定,从而也达到减少局部应力的目的。
参考文献
[1]TB 10002.1-2005,铁路桥涵设计基本规范[S].
[2]铁道部第四勘察设计院.铁路工程设计技术手册:桥梁墩台[M].北京:中国铁道出版社,1997.
高墩设计 篇10
清江大桥主桥上部结构为 (65+120+65) m三跨预应力混凝土连续刚构箱梁, 箱梁根部高度7.0m, 跨中高度2.5m, 箱梁根部底板厚100cm, 跨中底板厚32cm, 箱梁高度及箱梁底板厚度按1.7次抛物线变化。0#块长度为12m, 顶宽12m, 底宽6.5m, 根部高7m, 腹板厚0.9m, 纵向悬出墩身3m, 悬空部位实体混凝土方量为55m3。
清江大桥主墩墩身高度均在65m以上, 在0#块施工中, 采用托架搭设施工平台。
2 预压方案选择
刚构桥0#块预压是0#块施工必不可少的一道工序, 由于托架弹性、杆件连接有缝隙等因素, 施加荷载时会引起托架下沉, 因此托架安装完成后, 需加载进行预压, 以确定其强度、刚度及稳定性, 并消除非弹性变形, 测出弹性变形。清江大桥托架预压拟用两种方案, 通过比对及结合现场实际工况选择合适的方案。
2.1 方案一
采用堆载法预压, 堆载法预压就是将考虑安全系数的实体计算重量, 用他材料等效替代堆积在托架上, 以达到预压的目的。使用的材料有砂袋、混凝土预制块、钢筋、钢绞线等, 堆载法预压是目前应用较普遍的一种预压方法。该方法具有投资大、周期长、施工相互干扰大、施工场地要求高的特点。
2.2 方案二
采用反力架法预压, 反力架法预压是指墩身顶部安装反力架, 将千斤顶放到反力架与托架之间, 墩顶施工时预埋精轧螺纹钢, 通过扁担梁对反力架进行锚固, 反力架前端承受千斤顶的顶力, 同时给托架以反力, 以达到预压的效果。反力架自重轻、可以循环使用、成本低、操作方便快捷、预压时间较短、对场地条件要求较低。
通过两种方案比较, 我们可以看出堆载法较反力架法预压施工:耗时费力、预压周期长、预压材料周转次数少。清江大桥墩身较高, 地势陡峻, 高空吊装作业施工风险大, 相关材料投入、倒运、机械投入成本大;从加快施工进度、规避安全风险、降低施工成本等方面考虑, 采用反力架法预压托架是十分合理的。
3 反力架设计
3.1 反力架制作
反力架在钢筋场进行制作, 为桁架结构, 上下弦杆采用双拼I40a工字钢通过连接钢板焊接而成, 腹杆采用双拼I20b工字钢通过连接钢板焊接而成, 反力架长度5m, 高度1.5m, 如图1所示。
3.2 反力架验算
0#块悬空段钢筋混凝土自重为55m3×26k N/m3=1430k N, 安全系数考虑到1.6, 则5片托架承受的力为1430k N×1.6=2288k N。按最不利因素考虑, 千斤顶放置在0#块腹板位置处, 此处位置预压力取每片托架受力的1.2倍, 即预压力F=2288/5×1.2=549.12k N, 取整F=550k N。
通过在MIDAS软件中建立反力架计算模型, 将F=550k N代入模型运算, 杆件受力状态分析如图2所示。
从应力分析图上可以看到, 施加550k N的力时, 组合杆件产生的最大应力只有138MPa, 满足强度要求。从模拟结果看, 反力架结构是安全可靠的, 满足施工要求。
4 反力架施工
4.1 反力架安装
反力架在钢筋加工场加工完成后, 利用塔吊吊装安放就位, 吊装时必须保证反力架与水平面垂直, 反力架安装至墩顶后采用8根预埋好的Φ32精轧螺纹钢通过扁担梁将反力架一端锚固住, 锚固位置间距按50cm一排设置, 反力架另一端安放至托架系统顶部放置的千斤顶上方, 反力架高度可采用挂篮轨枕支垫进行调整。
4.2 托架预压施工
反力架安装就位后, 启动油泵, 液压千斤顶开始加载, 加载分阶段进行, 分别为0#块悬臂部分箱梁计算自重等效荷载的25%、50%、75%、100%, 达到每一阶段压力后持荷5分钟, 在每片托架上选取一点, 共计5个观测点, 每节段预压及时测量各观测点标高, 做好记录。然后持荷24小时后再测量, 完成后启动油泵回油, 对千斤顶进行卸载, 待卸载完成后测量各观测点高程, 计算托架系统弹性和非弹性变形量, 整理预压结果, 如图3所示。
4.3 反力架预压效果检查
清江大桥左幅2#墩0#块大里程侧托架预压结果, 见表1。
由记录的数据可知, 托架的变形满足施工要求, 弹性变形值的取得为确定0#块底模立模标高提供了依据, 使用反力架法预压托架达到了预压要求。
结语
清江大桥上部结构节段多, 施工周期长, 工期压力大, 0#块施工周期的压缩、加快, 为上部连续刚构的施工赢得了宝贵时间, 确保了工期, 为后续工程的正常开展奠定了坚实基础。反力架法对托架进行预压施工, 工序简单、方便, 加快了施工进度、降低了施工成本, 经济效益显著。反力架法施工时, 人员操作均在墩顶进行, 基本不需要到悬臂托架上进行操作, 为施工人员提供了强有力的安全保障, 安全系数高, 安全效益和社会效益突出, 意义重大。
摘要：在利万高速公路清江大桥0#块施工中, 采用托架搭设0#块施工平台, 为了验证托架的安全性、可靠性及消除托架的非弹性变形, 取得弹性变形值, 结合现场实际工况采用反力架法预压。反力架法预压成败的关键在于反力架结构设计的安全性与适用性, 本文结合利万高速公路清江大桥主墩0#块托架反力架法预压施工的实例, 介绍了反力架法预压的设计及其实践应用的效果。
关键词：高墩,托架,反力架,反力架法,预压
参考文献
[1]孙江宁.高墩空中三角支架及千斤顶反力法预压[J].科技信息, 2011 (11) :106.
高墩预应力盖梁施工技术研究 篇11
关键词：高墩 预应力盖梁 施工技术
中图分类号：TU378文献标识码：A文章编号：1674-098X（2014）09（a）-0033-01
在桥梁施工中，为了保证桥梁的整体强度，需要在桥梁主体中采取高墩预应力盖梁施工技术，使桥梁盖梁的整体强度能够满足实际需要。基于这一现实需求，高墩预应力盖梁施工技术在桥梁施工中得到了全面应用。为了保证高墩预应力盖梁施工取得积极效果，我们应对高墩预应力盖梁施工的主要材料选用、高墩预应力盖梁施工的過程以及高墩预应力盖梁施工技术的优点进行全面分析，保证高墩预应力盖梁施工能够取得积极效果，充分满足桥梁施工需要，提高桥梁主体结构的承载力。
1 高墩预应力盖梁的主要材料选用分析
通过对高墩预应力盖梁施工过程进行分析后可知，高墩预应力盖梁的主要材料及选用应遵守以下原则。
1.1 水泥
水泥选用应注意两点，即：首先，水泥应选择硅酸盐水泥。其次，水泥的标号应满足实际使用要求，通常在高墩预应力盖梁施工中，水泥标号选择为p.o52.5。
水泥是高墩预应力盖梁施工的主要材料，其选用应确保成分和标号达标，只有做到这点，才能保证高墩预应力盖梁施工在整体质量上满足施工要求。
1.2 钢筋
钢筋选用，其中公称直径32 mm、28 mm、25 mm、20 mm、16 mm、12 mm为定直长钢筋，钢材牌号为HRB400。定长直钢筋在堆放处用砖砌筑24×30mm垫枕，间距1.5 m。
钢筋是确保高墩预应力盖梁强度的重要材料，在其选择过程中，应本着牌号、型号、规格都满足要求，保证高墩预应力盖梁施工质量达标。
1.3 砂石料
砂子选用天然河砂，细度模数为2.3～3.0，材料规格为中砂，石料选用碎石，规格为5～20。
砂子是提高混凝土凝结质量和整体强度的重要成分，因此砂石料的选择也应确保型号和规格满足实际需要，达到提高高墩预应力盖梁施工质量的目的。
2 高墩预应力盖梁施工的主要过程
高墩预应力盖梁的施工过程相对复杂，以下选取主要工序进行阐述，确保全面展示高墩预应力盖梁施工过程。
2.1 搭设脚手架
脚手架采用φ48×3.5碗扣式脚手架，材质Q235，纵横向立杆间距0.6 m，每隔1.2 m步距设置横向水平杆，距地面20处布置纵横向扫地杆，且整体斜拉和水平剪力撑，在立柱周围设置间距2 m的钢管抱箍。
搭设脚手架主要是为了便于施工作业，在脚手架的搭设过程中，应确保脚手架的紧固程度和承载力能够满足实际要求。所以，脚手架的搭设重点在于结构和材料的选择。
2.2 铺设横梁和底模
横梁和底模的铺设主要是为砼的浇筑提供模子，在砼浇筑过程中，按照模板的结构将砼浇筑在其中。
2.3 砼的浇筑
砼在搅拌之后，需要浇筑到预定的模板中，砼的浇筑过程需要注意浇筑环境温度和浇筑速度的控制。
3 高墩预应力盖梁施工技术的主要优点
结合高墩预应力盖梁施工技术的实际应用，高墩预应力盖梁施工技术的优点主要表现在以下几个方面。
3.1 高墩预应力盖梁施工技术可以提高桥梁主体的承载力
通过采用高墩预应力盖梁施工技术，桥梁主体的承载力得到了有效提高，对提高桥梁施工质量，促进桥梁施工发展具有重要的促进作用。所以，高墩预应力盖梁施工技术是桥梁施工中的重要技术之一，对提高桥梁承载力具有重要作用，为此，我们应有正确认识。
3.2 高墩预应力盖梁施工技术可以满足桥梁施工质量要求
桥梁施工对质量要求较为严格，要想保证桥梁施工满足质量要求，高墩预应力盖梁施工技术是重要的手段。基于这一认识，在高墩预应力盖梁施工技术的应用中，对满足桥梁施工质量起到了重要作用。从当前桥梁施工来看，高墩预应力盖梁施工技术有效满足了桥梁施工质量要求。
3.3 高墩预应力盖梁施工技术可以改善桥梁主体结构
桥梁结构是决定桥梁整体质量的关键。通过采用高墩预应力盖梁施工技术，桥梁的主体结构得到了有效改善，桥梁的整体质量得到了全面提高，对降低桥梁施工难度起到了积极的促进作用。
4 结论
通过本文分析可知，在桥梁施工过程中，高墩预应力盖梁施工技术的应用，对提高桥梁施工质量，满足桥梁质量要求，优化桥梁施工流程起到了积极的促进作用。为此，我们应认真分析高墩预应力盖梁施工技术特点，重点推动高墩预应力盖梁施工技术的全面应用。
参考文献
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[5]陈奎，姬志洋，杜爽.薄壁空心高墩风荷载时程数值模拟研究[J].山西建筑，2010（15）.
高墩设计 篇12
该桥为凤永高速公路上的重点控制性工程之一,对工期要求非常严格,由于两个主墩的高度均超过100 m,根据进度计划墩身施工占了整个施工期的很大一部分,因此墩身施工方法及模板方案极为重要,也直接影响到整个大桥能否按期完成。
1 模板方案的确定
高墩施工模板传统的方法主要有滑模和翻模两种。经过分析,根据现场设备和人员经验决定采用翻模法施工。
以最高的14号墩为例,高度111 m,如采用传统的模板设计,每节高度为2.5 m～3 m,按正常一个循环7 d算,这样全部施工完成最少需要259 d。如果采用大模板,将分节高度增加至4.5 m一节,同样7 d一循环,这样则用173 d就可以完成墩身施工,仅此一项将使墩身施工工期缩短近3个月,给工程带来很大的综合效益。但若采用大模板,首要条件就是要有相匹配的吊装提升设备,施工现场配备有50 t·m的塔吊,因此完全可以满足大模板吊装安拆需要,然后即可进行下一步模板设计工作。
2 模板设计步骤
2.1 翻模原理
空心薄壁墩翻模施工系自承法施工体系,利用已浇完的下节混凝土墩身及模板承受上一节混凝土的施工荷载,模板循环施工直至墩顶标高。
2.2 模板设计和加工
内、外模均采用组合钢模板,面板采用大块钢模板(δ=5 mm),横桥向外模尺寸为6 800 mm×4 500 mm,顺桥向外模尺寸为5 000 mm×4 500 mm,横向小肋采用[8槽钢,竖向小肋采用扁钢-60 mm×6 mm,横向、竖向小肋间距均为300 mm,竖向大肋采用2根[8槽钢焊接组合而成,间距1 300 mm,穿墙螺栓间距1 000 mm,内模组成方式与此类似。在竖向大肋外再设置横向外钢楞,同样采用2根[8槽钢焊接组合而成,间距1 500 mm,外钢楞的作用主要是加强各部分的连接及模板的整体刚度。一节墩身需要4块内模、4块外模,高度均为4.5 m。模板加工完成后,在施工现场要对整套(上、下两节)模板进行试拼接,试拼接时,上下两节模板必须上下翻升拼装,以保证施工时接缝平整、严密和有良好的垂直度。
2.3 对拉螺杆设置
空心薄壁墩穿墙对拉螺杆分3种类型:1)普通型工具对拉螺杆,采用25 mm圆钢外套丝制作而成;2)工作型锚固螺杆,用25 mm圆钢外套丝制作而成;3)一端为25 mm内套丝,一端为外套丝螺杆,用28 mm圆钢制作而成。
如图1a)所示,第一种普通型对拉螺杆分布在每一节模板的中部,固定模板,使模板不会因新浇混凝土的侧压力而变形,在施工过程中外套PVC管,重复使用。第二种工作型锚固螺杆与第三种内套丝螺杆能过内套丝连接成为复合型对拉螺杆,分布在每一节模板的上下两端,工作型锚固螺杆表面包裹一层塑料薄膜,在混凝土浇筑完后重复使用,内套丝螺杆则为一次性使用。通过这种拉杆的使用,不仅保证了施工接缝及承重体系方面的问题,而且与传统的翻模相比,还节省了一节内模(传统翻模施工需要两节内模)。
2.4 模板验算
下面以横桥向外模为例进行模板验算,模板尺寸如图1b)所示,其余模板验算与此类似。
2.4.1面板验算
1)面板强度验算。
取大模板的最大侧压力Pmax=50 kPa,选取板区格中三面固结、一面简支的最不利受力情况进行计算:
Ly/Lx=300/300=1,查路桥施工计算手册附表可得:
取1 mm宽的板条作为计算单元,荷载q为:
求支座弯矩:
面板的截面系数:W=(1/6)bh2=4 167 mm3。
其中,b为板单位宽度,取1 m;h为钢板厚度,取5 mm。
最大应力:δmax=Mmax/W=65 MPa<215 MPa,满足要求。求跨中弯矩:
钢板的泊松比v=0.3,故需换算为:
最大应力:δmax=Mmax/W=30 MPa<215 MPa,满足要求。2)面板挠度验算。
面板的刚度:B0=Eh3/[12(1-v2)]=2.1×105×53/[12×(1-0.32)]=24×105 N·mm。
板最大挠度:ωmax=Kf×ql4/B0=0.001 6×0.05×3004/(24×
ω/l=0.27/300=1/1 111<1/500,满足要求。
2.4.2 横肋计算
1)横肋强度验算。
荷载:q=Ph=0.05×300=15 N/mm,[8的截面系数W=25.3×103,惯性矩I=101.3×104 mm4,横肋视为五等跨连续梁,查表得弯矩系数最大值为-0.105。
最大弯矩:Mmax=0.105×15×1 3002=2 661 750 N·mm。
最大应力:δmax=Mmax/W=2 661 750/(25.3×103)=105 MPa<215 MPa,满足要求。
2)横肋挠度验算。
ω/l=0.104/1 300=1/12 500<1/500,满足要求。
2.4.3 竖向大肋计算
1)竖向大肋强度计算。
选用2[8,以间隔1 m五道穿墙螺栓为支承点,截面系数W=50.6×103,惯性矩I=202.6×104 mm4,大肋下部荷载q1=pl1=0.05×1 300=65 N/mm,大肋上部荷载q2=q1l2/2 100=30.95 N/mm。
其中,l1为竖向大肋的水平间距;l2为上部穿墙螺栓的竖向间距。
取竖向大肋下部最大弯矩作为验算弯矩,查表得弯矩系数最大值为-0.107,最大弯矩:Mmax=0.107×65×1 0002=6 955 000 N·m。
最大应力:δmax=Mmax/W=6 955 000/(50.6×103)=137 MPa<215 MPa,满足要求。
2)竖向大肋挠度验算。
ω/l=0.079/1 000=1/12 658<1/500,满足要求。
横向外钢楞的作用主要是加强各部分的连接及模板的整体刚度,因此可不进行验算。
对以上分别求出面板、横肋和竖向大肋的挠度进行给合,组合如下:
面板与横肋组合:ω=0.27+0.104=0.374 mm<3 mm。
面板与竖向大肋组合:ω=0.27+0.079=0.349 mm<3 mm。所以,均满足施工对模板的需要。
3 结语
使用这种设计的大型模板,效果很好,在保证施工质量的同时,薄壁墩施工进度大大加快,大桥14号墩(高111 m)在6个月内就完成了施工任务,为大桥工期目标的顺利完成打下坚实的基础。
参考文献
[1]JTJ 041-2000,公路桥涵施工技术规范[S].