斜拉桥索塔施工过程技术研究与力学分析报告.doc

0 目目 录录 第一章 绪论 1 第二章 斜拉桥整体结构静力分析 6 2 1 工程概述 7 2 2 武汉市黄浦大街 金桥大道快速通道斜拉桥有限元模型的建立 9 2 2 1 结构材料 10 2 2 2 施工工况及边界条件的模拟 11 2 2 3 张拉索力的确定 11 第三章 索塔施工阶段计算与施工控制分析 15 3 1 索塔水平横撑的施工设计 15 3 1 1 横撑支撑位置确定的原则和方法 17 3 1 2 水平横撑主动力的确定方法 19 3 1 3 荷载 20 3 1 4 结构设计计算 21 3 2 下横梁分层施工研究分析 32 3 2 1 下横梁概况 33 3 2 2 下横梁建模 35 3 2 3 下横梁分析结论 38 3 3 索塔与中横梁异步施工分析 39 3 4 索塔预抛高计算及分析 42 结论 45 参考文献 47 1 正正 文文 第一章第一章 绪论绪论 1 1 斜拉桥结构特点斜拉桥结构特点 斜拉桥又称斜张桥 其上部结构是由塔 梁 斜拉索三种基本构件组 成的缆索承重的高次超静定结构体系 斜拉桥主梁一般采用混凝土结构 钢 混凝土组合结构或钢结构 索塔大都采用混凝土结构或钢结构 斜拉 索则采用高强材料 高强钢丝或钢绞线 制成 斜拉桥中荷载传递途径是 斜 拉索的两端分别锚固在主梁和索塔上 将主梁的恒载和车辆荷载传递至索 塔 再通过索塔传至地基 因此 斜拉桥的主梁在斜拉索的各点支撑作用 下 犹如多孔的弹性支承连续梁 每根钢索犹如桥墩 正是由于斜向产生 的强大水平分力 依靠塔的自锚体系加以平衡 使拉索承受巨大拉力 塔 梁承受巨大压力 从而充分发挥了钢材受拉和混凝土受压的特性 特别是 由于利用斜拉索作为主梁的中间弹性支撑 可以大大降低主梁的弯矩值 改善主梁的受力状态 这不但可以使主梁尺寸大大地减小 而且由于结构 自重显著减轻 既节省了材料 又能大幅度的增大桥梁的跨越能力 在大 跨径桥梁方案比选中 斜拉桥与悬索桥占据绝大多数 斜拉桥以其简明的 结构受力 较低的材料费用 优美多变的桥型 较好的刚度和抗风能力等 众多优点而备受青睐 1 2 斜拉桥索塔结构形式及受力特点斜拉桥索塔结构形式及受力特点 斜拉桥的主塔结构形式 高度 截面尺寸大小 塔底支承形式 应根 据桥位处的地质 环境条件 斜拉桥的跨径 桥面宽度 拉索布置以及建 2 筑造型等因素决定 索塔结构形式变化多样 在顺桥向常用的结构形式有 单柱式 A 字形和倒 Y 形等几种 如图 1 1 所示 单柱形索塔构造简洁 外形轻盈美观 施工方便 是常用的塔型 但承受横向水平荷载的能力差 目前 国内外大多数斜拉桥在顺桥向均采用单柱形 A 形和倒 Y 形在顺桥 向刚度大 不存在纵向具有柔度的变形条件 不利于索塔两侧拉索水平拉 力的自平衡传递 主塔基础承受较大的顺桥向弯矩 这类索塔不多 1 单柱式 2 A 字形 3 倒 Y 型 图 1 1 塔柱形式 顺桥向 斜拉桥索塔在横桥向常用的形式有独柱形 双柱形 门形 H 形 梯 形 A 形 倒 V 形 倒 Y 形 菱形 包括宝石花形 等 如图 1 2 所示 柱 式塔构造简单 通常用于主梁抗扭刚度较大的单索面斜拉桥 门形索塔在 两塔柱之间设有横梁 组成了门形框架 构造较单柱式塔复杂 但抵抗横 向水平荷载的能力较强 并且构造相对简单 施工方便 一般用于桥面宽 度不大的双索面斜拉桥 早期的索塔都仿照悬索桥采用门式的 A 形 倒 Y 形 菱形索塔的特点是结构横向刚度大 但构造 受力复杂 施工难度 较大 既适用于单索面 也适用于双索面 多用于大跨径斜拉桥中 对较 大跨径的斜拉桥 从改善扭振的角度出发 一般倾向于采用 A 形或倒 Y 形的索塔 3 a A 形 b 倒 Y 形 c 单柱形 d 双柱形 e 门形 f 花瓶形 g 钻石形图 图 1 2 索塔横桥向造型基本形式 斜拉桥索塔一般由基础 承台 下塔柱 下横梁 中塔柱 上横梁 塔柱拉索锚固段及塔顶建筑等八大部分组成 或其中几部分组成 如图 1 3 塔柱是索塔的主要构件 塔柱之间设有横梁或其他连接构件 塔顶横 梁及竖直索塔之间的中间横梁是非承重横梁 只承受自身重力引起的内力 设有主梁支座的受弯横梁 竖塔柱与斜塔柱相交点处的受拉横梁是承重横 梁 除承受自身重力外 还承受其他的轴向力和弯矩 有的塔柱 横梁作 为索塔面内的组成构件共同参与抵抗风力 地震力及偏心活载 组成索塔的塔柱及横梁的截面形状和截面尺寸应根据结构强度 刚度 稳定性要求并结合拉索在索塔上的锚固要求来确定 主塔的截面形状总的 4 来讲可分为实心截面和空心截面 沿塔高又可采用等截面和变截面的布置 方式 外观形状可分为矩形 H 形 对称和非对称的多边形等 如图 1 4 塔柱之间的横梁 不管是承重横梁还是非承重横梁 以及塔柱之间的 其他连接构件 它们的截面形式由塔柱的截面形式决定 一般采用矩形实 心截面 T 形实体截面 工字形实体截面或矩形空心截面等形式 图 1 3 索塔的组成 a 实心矩形截面 b 实心非对称五变形截面 c 实心 H 型截面 d 空心矩形截面 5 e 空心非对称五边形截面 f 空心非对称五边形截面 g 空心正六边形截面 g 空心六边形截面 图 1 4 索塔截面形式 1 3 研究的内容研究的内容 索塔在整个斜拉桥体系中是一个重要的支撑构件 斜拉桥的活载和恒 载几乎全通过索塔传递到下部的塔墩和基础 考虑到索塔混凝土材料的弹 塑性 收缩徐变效应 以及索塔受风力 斜拉索大吨位拉力等外力作用 索塔受力相当复杂 并且变形和应力分布具有明显的空间性 在斜拉桥上 部结构施工时 索塔将受到不平衡的纵横向水平力作用 悬臂节段塔顶发 生变位 如果变位过大 则塔底截面混凝土有可能出现拉应力 这对索塔 这个受压构件来说是极其危险的 在整个桥梁的施工中 结构体系的受力 状态是不断变化的 索 梁 塔间相互影响 斜拉索索力的变化将给索塔 的内力造成显著的变化 且由于索塔分节段施工 混凝土的收缩徐变效应 对索塔的施工控制及成桥后的影响需要进行研究 对于超大跨度斜拉桥 索塔的高度也越来越高 索塔的稳定性也需要进行验证 因此 研究施工 阶段不同荷载工况 不同施工方法 不同顺序对塔结构的影响 索塔各截 面的应力 位移是否满足要求 索塔线形是否满足要求 超高索塔的锚固 点的控制等 是本文所应研究的问题 本文以武汉市黄浦大街 金桥大道快速通道跨京广铁路斜拉桥为工程背 景 作一下研究 6 1 对斜拉桥整体结构进行有限元分析 首先采用大型通用软件 MIDAS 软件对武汉市黄浦大街 金桥大道快速通道跨京广铁路斜拉桥进行 有限元正装迭代计算 得到整体结构的受力情况和位移状况 同时得出合 理成桥状态下的斜拉索索力 下横梁内力及索塔的内力 应力 位移 进 而推算出施工至裸塔成型阶段的线形与应力 2 对索塔施工阶段进行有限元分析 利用大型通用软件 MIDAS 建立 武汉市黄浦大街 金桥大道快速通道跨京广铁路索塔分节段施工模型 模拟 施工过程 按照不同的荷载工况对武汉市黄浦大街 金桥大道快速通道跨京 广铁路索塔进行了计算分析 得到索塔分段施工各阶段的计算线形与应力 其中包括施工阶段索塔在静风荷载作用下的分析 在温度荷载作用下的分 析 研究索塔结构的收缩徐变效应 论述收缩徐变理论及其计算方法 分 析混凝土收缩徐变效应对索塔结构产生的影响 对于主塔主要部位的不同 施工方法的结构应力与线形比较分析 则采用软件建立对比模型 对混凝 土索塔悬臂施工过程中的受力 温变 内支撑主动施加力等进行仿真分析 同时 研究索塔结构的收缩徐变效应 分析混凝土收缩 徐变对索塔结构 产生的影响 为索塔结构施工控制提供参考依据 为工程设计和施工提供 重要的参考依据 第二章第二章 斜拉桥整体结构静力分析斜拉桥整体结构静力分析 本章以在建的主跨 138m 的武汉市黄浦大街 金桥大道快速通道跨京广 铁路斜拉桥大桥混合梁斜拉桥施工控制为背景 对各个施工阶段进行模拟 分析 得出合理成桥状态下斜拉索的索力以及索塔的内力 位移参数 推 7 算出施工至裸塔成型阶段的线形与应力 2 1 工程概述工程概述 本工程位于汉口地区东北方向 由现状的黄埔大街和金桥大道组成 起于黄浦路立交落地点 止于三金潭立交 全长约 6 0km 是汉口地区南 北向重要的城市快速路 是联系城市一环线 二环线 三环线的放射线和 快速出城通道 主桥为独塔双索面预应力混凝土箱梁斜拉桥 全长 260 米 主跨 138 米 跨度组成为 138 81 41 260 米 标准桥面宽度组成 2 5 索锚 区 0 5 防撞护栏 15 75 行车道 1 5 中间分隔带 15 75 行车 道 0 5 防撞护栏 2 5 索锚区 39 0 米 从里程 K2 343 144 至 K2 177 6 方向由 39 米宽渐变至 49 899 米 051 墩为主塔墩 主塔和下横梁之间采用塔 梁 墩固结体系 边墩 和辅助墩处竖向均设置活动盆式橡胶支座 索塔采用 A 型结构 包括塔座 下塔柱 下横梁 中塔柱 中横梁 上塔柱 上横梁 索塔总高度为 101 7 米 桥面以上为 79 0m 塔上索距 为 1 8 米 1 7 米和 2 3 米 主塔塔座高度为 2 米 顶面尺寸为 9 0 米 x12 0 米 底面尺寸为 13 0 米 X16 0 米 下塔柱高为 18 3 米 横桥向宽为 3 5 米 6 米 顺桥向宽为 6 5 米 8 米 采用单箱单室截面 基本壁厚为 1 3 米 x1 5 米 在根部及与 下横梁交界部范围内壁厚逐渐加厚 中塔柱高 48 2 米 横桥向等宽 3 5 米 顺桥向等宽 6 5 米 采用单箱单室截面 基本壁厚为 1 0 米 x1 5 米 顶底 部与中下横梁交界部位一定范围内壁厚逐渐加厚 上塔柱高 35 米 横桥 8 向等宽 3 5 米 顺桥向等宽 6 5 米 采用单箱单室截面 侧墙基本壁厚为 1 0 米 锚固墙均为 1 4 米 顶底部与上下横梁交界部位一定范围内壁厚逐渐 加厚 上塔柱内设置斜拉索锚块 塔顶部为 1 5m 上横梁 主塔结构为塔梁固结体系 下横梁即主梁 T0 节段 其顶同主梁一样 设置 1 5 斜坡 由于桥梁主跨主梁的加宽 主塔横向中心线与主梁中心线 不重合 主梁中心线处高 6 米 横桥向均为 42 6 米 顺桥向宽 6 米 采用 上下箱型截面 顶板厚度为 0 9 米 中隔板厚度为 0 8 米 底板厚度为 0 6 米 腹板厚度为 1 5 米 上横梁高 1 5 米 横桥向为 10 84 米 顺桥向同塔 柱等高 采用矩形截面 主塔横梁内设置预应力 采用 fPK 1860MPa 15 2mm 高强度低松 弛钢绞线 上塔柱斜拉索锚固区设置 井 字形预应力 采用 fPK 785MPa JL 32mm 精轧螺纹钢预应力粗钢筋 在塔柱纵横向每侧塔 壁分别布置 2 排 4 排 塔柱截面竖向配有 32mm 受力主筋 间距 15cm 采用套筒连接 上中下塔柱配筋率不小于 1 箍筋采用 20mm 拉筋采用 16mm 塔 柱外表面均设 6mm 钢筋网片 主塔采用 C55 级混凝土 斜拉索采用扇形双索面布置 全桥共 20 对斜拉索 共 80 根 斜拉索 采用 7mm 镀锌涂层高强平行钢丝斜拉索 外挤双层 PE 内层为黑色 外层为彩色 钢丝标准强度 fPK 1670MPa 斜拉索规格共七种 即 187 7 211 7 241 7 265 7 283 7 313 7 337 7 金桥大道跨京广铁路斜拉桥主梁施工节段划分 竹叶山侧主跨包括 9 0 21 米 2 MB1 MB20 长均为 6 米挂篮悬浇段 MB21 2 米长合拢 段 MB22 5 4 米长直线段 机场侧边跨包括 0 21 米 2 BB1 BB6 支架现浇段 金桥大道跨京广铁路斜拉桥主塔施工 拟采用爬模施工 分 14 次浇 注完成 1 6 次每次浇注 5 85m 第 7 次浇注 5 50m 8 13 每次浇注 5 35m 最后一次浇注 3 6m 塔柱截面横桥向宽 3 5m 顺桥向宽 6 5m 采 用单箱单室截面 中塔柱基本壁厚为 1 0m 1 5m 上塔柱基本壁厚为 1 0m 1 4m 根据主塔设计图纸和施工组织设计图 中塔柱与上塔柱均设 置三道水平横撑 每道横撑为两根 630 12 的钢管 技术标准 1 桥梁等级 双向 6 车道城市快速路 2 行车速度 60km h 3 荷载标准 公路 I 级 4 桥涵宽度 39 0m 49 899m 5 桥面纵坡 等于 1 5 6 通航标准 通航净高不小于 24m 通航净宽 7 地震 地震动峰值加速度为 0 1g 设防 2 2 武汉市黄浦大街武汉市黄浦大街 金桥大道快速通道斜拉桥有限元模型的建立金桥大道快速通道斜拉桥有限元模型的建立 采用有限元法对桥梁结构进行静力分析时 首先将构件离散化 由节 点坐标等单元几何性质 单元的材料性质参数 边界点约束条件及荷载情 况确定单元总数等控制参数以及单元和节点间的对应关系 进行单元特性 分析时 单元节点力和位移间的关系式为 10 K U P 式中 K 为刚度矩阵 U 为单元节点位移列阵 P 为单元节点力 列阵 本文采用基于上述原理且考虑非线性因素影响及收缩徐变影响的 MIDAS 桥梁计算软件进行有限元计算 计算采用非线性正装迭代有限元 法求解 用该程序进行有限元法分析时 考虑斜拉桥几何非线性问题 即 斜拉索单元采用带刚臂的悬链线索元模拟 主梁单元和索塔单元的梁柱效 应采用带几何刚度矩阵的梁元模拟 结构的大位移效应采用 CR 列式法考 虑 计算模型简图见图 2 1 所示 模型中 共有 104 个节点 103 个单元 其中 1 69 号单元为主梁单元 70 号单元为竹叶山侧边墩单元 73 103 号单元为主塔单元 71 号单元为机场侧过渡墩单元 72 号单元为机场侧 边墩单元 104 143 号单元为斜拉索单元 图 2 1 结构计算模型图 2 2 1 结构材料结构材料 表 2 1 模型主要材料计算参数汇总 11 单元类型材料类型容重 kN m3 弹性模量 MPa线膨胀系数 混凝土箱梁C55 砼26 03 45E41 0E 5 桩基C30 砼26 03 0E41 0E 5 承台C35 砼26 03 15E41 0E 5 边墩及辅助墩C40 砼26 03 25E41 0E 5 主塔C55 砼26 03 55E41 0E 5 支座聚乙烯0 不计自重 3 0E41 0E 5 斜拉索钢绞线86 01 95E51 2E 5 临时支架钢管0 不计自重 2 1E51 2E 5 2 2 2 施工工况及边界条件的模拟施工工况及边界条件的模拟 分阶段施工方法和施工顺序直接影响到各个施工阶段的成桥状态的几 何构型和内力状况 每一施工阶段都可能伴随结构构形变化 构件材料的 徐变 收缩 边界约束增减 预应力张拉和体系转换等 一方面 施工方 法和施工顺序一经确定 几何构型和内力状况可以唯一计算确定 另一方 面 也可以用施工方法和施工顺序的变化来调整和改变几何构型和内力状 况 后期结构的受力状态与力学性能与前期施工过程有很大的关系 因此 分段施工中的施工过程模拟计算必须严格按照各个施工阶段的实际形式进 行 施工过程模拟计算主要包括结构构件形成 预应力筋作用 施工荷载 形式 结构体系转换等模拟计算 本桥的施工仿真采用前进分析法 累加 模型 根据前述的总体结构信息 施工方式信息及各个施工阶段的荷载信 息对该桥进行有限元分析 2 2 3 张拉索力的确定张拉索力的确定 在计算中 先假定一个张拉索力 按正装计算得到一个成桥状态 将 该成桥状态与事先定好的合理成桥状态比较 按最小二乘法原理使两个成 桥状态相差最小 以此来修正张拉索力 再进行新的一轮正装计算 直至 收敛为止 该方法只需作正装计算 且将不闭合原因造成的影响通过最小 12 二乘法原理减小到最低限度 其基本思路下图 2 2 图 2 2 正装迭代法框图 通过索力的调整 最终可以使该组张拉索力计算出的成桥状态与事先 定好的合理成桥状态吻合 在计算中确定的斜拉索初始张拉力见图 2 2 表 2 2 主跨侧线路中心线右侧索力计算汇总 支承板面斜拉索中心坐标 主 梁主 塔 截面组 成 7mm 钢丝数 量 N 截面面 积 A 索力 XBYBZBXTYTZT 索号 根 mm2 t m m m m m m MC1 R1877196 6386 4122 200 18 195 35 596 136 779 12 814 75 820 MC2 R1877196 6416 5113 200 18 137 36 059 137 156 11 939 79 734 MC3 R2118120 2458 5110 200 18 102 33 274 137 171 11 296 82 376 MC4 R2118120 2496 5104 200 18 076 36 385 136 829 10 908 83 791 MC5 R2419274 8530 898 200 18 057 36 527 136 505 10 524 85 285 MC6 R2419274 8563 792 200 18 044 36 620 136 489 10 090 87 165 MC7 R26510198 4604 083 200 18 033 36 680 136 476 9 666 89 002 MC8 R26510198 4634 880 200 18 025 36 715 136 463 9 250 90 811 MC9 R28310891 1660 674 200 18 018 36 736 136 452 8 840 92 599 MC10 R28310891 1683 168 200 18 012 36 749 136 442 8 433 94 372 MC11 R31312045 7713 062 200 18 008 36 755 136 433 8 030 93 133 MC12 R31312045 7733 253 200 18 003 36 755 136 425 7 629 97 886 MC13 R31312045 7753 950 200 18 000 36 752 136 417 7 229 99 632 MC14 R31312045 7770 744 200 17 997 36 745 136 411 6 831 101 371 MC15 R31312045 7783 438 200 17 994 36 735 136 404 6 435 103 107 13 MC16 R31312045 7788 732 200 17 992 36 722 136 399 6 016 104 936 MC17 R31312045 7808 423 200 17 990 36 707 136 394 5 599 106 763 MC18 R31312045 7798 820 200 17 988 36 691 136 390 5 182 108 587 MC19 R31312045 7797 014 200 17 987 36 674 136 386 4 766 110 408 MC20 R31312045 7787 28 200 17 985 36 655 136 382 4 351 112 228 表 2 3 主跨侧线路中心线左侧索力计算汇总 支承板面斜拉索中心坐标 主 梁主 塔 截面组 成 7mm 钢丝数 量 N 截面面 积 A 索力 XBYBZBXTYTZT 索号 根 mm2 t m m m m m m MC1 L1877196 6393 5122 200 21 206 35 550 136 776 14 752 75 807 MC2 L1877196 6422 0113 200 21 533 36 007 137 156 13 850 79 732 MC3 L2118120 2463 9110 200 21 885 33 217 137 172 13 207 82 376 MC4 L2118120 2501 2104 200 22 246 36 322 136 830 12 844 83 789 MC5 L2419274 8536 098 200 22 615 36 458 136 505 12 482 85 283 MC6 L2419274 8568 592 200 22 989 36 545 136 490 12 049 87 163 MC7 L26510198 4608 983 200 23 366 36 600 136 476 11 627 89 000 MC8 L26510198 4639 580 200 23 746 36 629 136 463 11 212 90 809 MC9 L28310891 1665 374 200 24 127 36 644 136 452 10 802 92 597 MC10 L28310891 1690 768 200 24 509 36 651 136 442 10 396 94 370 MC11 L31312045 7717 962 200 24 892 36 652 136 433 9 993 93 131 MC12 L31312045 7740 953 200 25 276 36 646 136 425 9 593 97 884 MC13 L31312045 7758 550 200 25 660 36 637 136 418 9 194 99 630 MC14 L31312045 7775 144 200 26 045 36 624 136 411 8 796 101 370 MC15 L31312045 7787 638 200 26 431 36 608 136 405 8 400 103 105 MC16 L31312045 7792 532 200 26 816 36 589 136 399 7 982 104 935 MC17 L31312045 7811 723 200 27 202 36 569 136 394 7 565 106 761 MC18 L31312045 7801 520 200 27 588 36 547 136 390 7 149 108 585 MC19 L31312045 7799 114 200 27 975 36 524 136 386 6 733 110 407 MC20 L31312045 7788 48 200 28 361 36 500 136 382 6 318 112 226 表 2 4 边跨侧线路中心线右侧索力计算汇总 支承板面斜拉索中心坐标 主 梁主 塔 截面组 成 7mm 钢丝数 量 N 截面面 积 A 索力 XBYBZBXTYTZT 索号 根 mm2 t m m m m m m SC1 R1877196 6375 1153 800 18 195 35 326 139 242 12 829 75 738 SC2 R1877196 6393 5159 800 18 136 35 686 138 843 11 946 79 720 14 SC3 R2118120 2450 2165 800 18 102 35 798 138 822 11 302 82 375 SC4 R2118120 2483 0171 800 18 076 35 807 139 165 10 915 83 778 SC5 R2419274 8509 7177 800 18 057 35 845 139 494 10 531 85 261 SC6 R2419274 8539 0183 800 18 044 35 837 139 508 10 097 87 141 SC7 R26510198 4561 0189 800 18 033 35 801 139 522 9 673 88 978 SC8 R26510198 4617 0195 800 18 025 35 748 139 534 9 257 90 787 SC9 R28310891 1648 6201 800 18 018 35 684 139 545 8 846 92 576 SC10 R28310891 1690 0207 800 18 012 35 610 139 555 8 440 94 349 SC11 R31312045 7714 9213 800 18 007 35 530 139 564 8 036 93 110 SC12 R31312045 7748 8220 500 18 094 34 906 139 572 7 635 97 863 SC13 R31312045 7786 6225 900 18 012 35 281 139 579 7 235 99 609 SC14 R33712969 3801 3229 600 18 012 35 220 139 581 6 844 101 324 SC15 R33712969 3812 1233 300 18 011 35 157 139 584 6 452 103 038 SC16 R33712969 3824 1237 000 18 011 35 093 139 586 6 039 104 849 SC17 R33712969 3848 8240 700 18 010 35 028 139 587 5 625 106 660 SC18 R33712969 3844 1244 400 18 010 34 963 139 589 5 212 108 469 SC19 R33712969 3851 5248 100 18 010 34 898 139 591 4 799 110 278 SC20 R33712969 3849 8251 800 18 009 34 832 139 592 4 386 112 087 表 2 5 边跨侧线路中心线右侧索力计算汇总 支承板面斜拉索中心坐标 主 梁主 塔 截面组 成 7mm 钢丝数 量 N 截面面 积 A 索力 XBYBZBXTYTZT 索号 根 mm2 t m m m m m m SC1 L1877196 6374 7153 800 19 147 35 310 139 244 14 856 75 734 SC2 L1877196 6392 3159 800 18 703 35 677 138 843 13 999 79 720 SC3 L2118120 2448 4165 800 18 282 35 795 138 822 13 355 82 375 SC4 L2118120 2481 2171 800 18 025 35 806 139 165 12 940 83 778 SC5 L2419274 8507 7177 800 18 015 35 845 139 494 12 532 85 262 SC6 L2419274 8537 0183 800 18 007 35 837 139 508 12 094 87 141 SC7 L26510198 4558 7189 800 18 001 35 801 139 522 11 668 88 978 SC8 L26510198 4614 6195 800 17 996 35 748 139 534 11 250 90 788 SC9 L28310891 1645 7201 800 17 992 35 684 139 545 10 838 92 576 SC10 L28310891 1686 7207 800 17 989 35 610 139 555 10 430 94 349 SC11 L31312045 7712 2213 800 17 986 35 530 139 564 10 026 93 110 SC12 L31312045 7746 7220 500 18 056 34 906 139 572 9 623 97 863 SC13 L31312045 7785 3225 900 17 991 35 281 139 579 9 223 99 609 SC14 L33712969 3800 5229 600 17 992 35 219 139 581 8 831 101 324 SC15 L33712969 3812 0233 300 17 992 35 157 139 584 8 439 103 038 SC16 L33712969 3824 5237 000 17 992 35 093 139 586 8 026 104 849 SC17 L33712969 3848 7240 700 17 992 35 028 139 587 7 612 106 660 15 SC18 L33712969 3845 5244 400 17 993 34 963 139 589 7 198 108 469 SC19 L33712969 3853 5248 100 17 993 34 898 139 591 6 785 110 278 SC20 L33712969 3852 3251 800 17 993 34 832 139 592 6 372 112 087 表 2 6 成桥恒载作用下主塔受力情况表 项目分项计算值 Dx 252 7 位移 mm 索塔顶 Dz43 弯矩 kN m 索塔底M214873 2 最大压应力Dx 8 8 成 桥 恒 载 状 态 应力 MPa 最大拉应力Dx0 注明 Dx 为顺桥向方向 Dz 为垂直方向 第三章第三章 索塔施工阶段计算与施工控制分析索塔施工阶段计算与施工控制分析 斜拉桥混凝土索塔的施工主要包括基础施工 承台施工 下塔柱施工 下横梁施工 中塔柱施工 中横梁施工 上塔柱施工及塔顶上横梁施工等 八大施工阶段 施工控制中的一些参数计算是随着施工过程而进行的 不 同的施工阶段 所需要计算的主要控制参数不同 在索塔施工控制中 水 平横撑的设计 主塔的预抛高 拉索锚点位置的修正以及斜塔柱的修正数 据对塔的安全与线形控制至关重要 3 1 索塔水平横撑的施工设计索塔水平横撑的施工设计 混凝土直索塔一般采用悬臂裸塔爬模法施工 这种方法通常用在索塔 高 100 多米左右 塔柱斜率不大 施工悬臂不长的情况 而对于一些大跨 斜拉桥的既高而且倾斜率又大的索塔 由于索塔的大斜率而在悬臂状态下 由自重和施工荷载等产生的水平分力会在塔柱根部形成较大的弯矩 使塔 柱根部外侧混凝土出现较大的拉应力而引起开裂 甚至在成桥后塔柱根部 16 内外侧压应力严重不均使成桥后的塔柱底截面内侧的压应力超出设计要求 从而影响索塔的使用寿命 因而在施工过程中采取有效的控制措施是必不 可少的 设置一定的水平支撑 或者施加主动支撑力来减少水平分力的影 响 使施工阶段的附加应力控制在允许的范围内 就是一种有效的施工控 制措施 为了减少水平分力的影响 设置支撑的方法通常有两种 第一种方法为在塔柱施工过程中搭设满堂脚手架支撑 其特点为 1 工作量大 耗费人力 物力多 工作效率不高 进度慢 2 随着塔柱高度的增加 脚手架的搭设会更加麻烦 而且在风力的 影响下 施工安全度也大大下降 3 施工中需要设置水平稳定析架及塔吊 电梯附墙支架 这将与满 堂脚手架钢管发生冲突 使其操作产生困难 4 满堂支架属于被动支架 它本身存在很大的弹性 非弹性变形 无法克服塔柱施工过程中自重和施工荷载引起的附加内力 由于以上原因 这种方法一般用于水平力小 不太高的下塔柱施工 第二种方法是采用横向钢管支撑 此方法 可用几道直径较大的横向 钢管支撑作为主塔施工临时撑杆 在塔柱施工过程中有一定分隔高度 与 塔柱临时固结在一起形成框架 增强塔柱施工过程中的横桥向的稳定性和 安全性 保证结构的线形与应力满足设计要求 且钢管本身具有很好的横 向刚度 又能作为塔吊和电梯的附墙 同时在安装横向的钢管横撑时 可 利用本身较大刚度和强度用千斤顶对塔柱内侧施力变被动支撑为主动支撑 完全克服了塔柱施工过程中自重和施工荷载而引起的附加应力的积累 因 17 而采用横撑是较为简洁而又行之有效的方案 主动横撑的设计包括横撑支撑位置 主动力和横撑结构的选定 3 1 1 横撑支撑位置确定的原则和方法横撑支撑位置确定的原则和方法 由于塔柱根部混凝土截面应力控制是整个塔柱施工方案设计中的控制 关键 应根据塔柱根部在悬臂浇注过程中自重 温度 收缩徐变 支撑主 动力 施工荷载作用下不产生裂缝 应留有安全储备 的最大悬臂高度再扣 除一定的高度 主要考虑爬模工作空间并结合塔吊和电梯附墙位置 来确定 横撑位置 对于倾斜度较小的斜塔柱 则应综合考虑施工中的稳定性 安 全性以及便利性 确定主动横撑的位置 图 3 1 横撑计算图示 1 第一道横撑位置确定 如图 3 1 M y J N A R1K 3 1 h H 3 2 式中 塔柱根部受拉边缘混凝土的计算应力 18 M 第一道横撑施加前塔柱根部高度计算范围 H 内的索塔自重和施工 荷载在根部产生的弯矩 J 塔柱根部截面惯性矩 y 塔柱根部截面中性轴到受拉边缘的距离 N 第一道横撑施加前塔柱根部高度计算范围 H 内的索塔自重和施工 荷载在根部产生的轴力 A 塔柱根部截面面积 R1 浇注到 H 高度对塔柱根部混凝土预期标号的极限拉应力 K 安全系数 h 横撑高度 扣除高度值 2 其他横撑位置确定 由于安装好第一道横撑后 其与悬臂状态的塔柱构成一个框架 第一 道横撑上部新浇注塔柱的自重对第一道横撑位置中塔柱混凝土截面的影响 明显 而对塔柱根部截面应力影响较小 因而 可以对第一道横撑位置处 塔柱混凝土截面进行应力控制以确定第二道横撑的位置高度 依此类推 确定其他横撑的位置 自至塔柱浇注完毕 针对武汉市黄浦大街 金桥大道快速通道跨京广铁路斜拉桥索塔 按照 以上原则 同时考虑中塔柱施工时的稳定性 在中塔柱设置 6 道主动水平 横撑 设置位置分别为 48 90m 60 60m 72 30m 83 65m 93 85m 104 55m 此为实际高程值 结构的横桥向控制拉应力按 1 89MPa 压应力按 24 4 MPa 如图 3 2 所示 19 图 3 2 所示 3 1 2 水平横撑主动力的确定方法水平横撑主动力的确定方法 横撑位置确定以后 主动施力的大小成为控制施工过程应力的关键 力小达不到预期的效果 力大则过犹不及 甚至会影响塔柱整体线形 因 此水平撑力太大太小都难以保证控制口标的实现 一般对变形和内力进行 双控 在满足塔柱各截面受力要求的同时确保塔柱线形 以设计单位提供 的理想状态下成塔 在施工过程中不产生不利施工附加内力 的内力为参照 20 保证塔柱完成后塔柱内力与其尽可能接近 迭代法计算方法 1 施工加载顺序分阶段计算自至成塔全过程 2 根据计划工期对应施工阶段计算区间温差的影响 3 对应加载阶段计算横撑加压荷载 计算中先按施加单位力 1000kN 计算 4 计算从工往下逐道拆除横撑 先按施加单位力 1000kN 代替解 除约束来计算 5 根据 3 的计算结果 分析以不同的压力试算 即在单位力影 响矩阵上加载 6 根据 的计算结果与 1 2 的计算结果叠加 由此得出成 塔时横撑端的轴力 7 将 6 计算得到的横撑轴力与 4 的计算结合 解出各横撑 在拆除过程中的两端轴力 并由此计算出拆除横撑时塔柱各节点的内力 8 将 6 和 7 的计算结果叠加 即得最终成塔时的内力 9 所得最终结果再按施工加载顺序复算一遍 加工风荷载等临时 荷载进行复核 在武汉市黄浦大街 金桥大道快速通道跨京广铁路斜拉桥索塔模型中 先按照 1000kN 的水平力进行四个横撑的水平力施加 3 1 3 荷载 荷载 1 结构自重 结构自重包括钢筋混凝土自重 爬模结构自重及临时施工荷载 21 主塔塔柱钢筋混凝土容重为 3 2 6t m 爬模结构自重及临时施工荷载 70t 单侧塔柱 2 温度荷载 按不考虑温度荷载 升温 20 降温 20 三种情况下分别计算塔柱 及横撑受力 3 预应力荷载 中横梁与上横梁施工均需预应力张拉 预应力束均采用 12 15 2 高强 低松弛钢绞线 其公称抗拉强度 f 1860MPa 弹性模量 E 195GPa 上横梁 与下横梁预应力束锚下控制应力 0 72 contk f 4 风荷载 金桥大道跨京广铁路斜拉桥处于城市市区 风荷载对横撑及塔柱受力 影响较小 计算不考虑其参与荷载组合 3 1 4 结构设计计算 结构设计计算 采用 MIDAS 软件进行施工阶段分析计算 其中中塔柱施工第一道横 撑计算主动对顶力为 251t 单个千斤顶对顶力为 62 75t 第二道横撑计算 主动对顶力为 92t 单个千斤顶对顶力为 23t 第三道横撑计算主动对顶力为 131t 单个千斤顶对顶力为 32 75t 其中上塔柱施工第一道横撑设计施工初始对顶力为 100t 单个千斤顶 对顶力为 25t 上塔柱第二道横撑设计施工初始对顶力为 98t 单个千斤顶对 顶力为 24 5t 上塔柱第三道横撑设计施工初始对顶力为 84t 单个千斤顶对 顶力为 21t 表 3 1 施工阶段分析计算工况表 22 工况一爬模施工完第 5 6 7 节段混凝土 工况二在第 7 节段顶安装中塔柱第一道横撑 并施加顶力 251t 工况三爬模施工完成第 8 和第 9 节段混凝土 工况四在第 9 节段顶安装中塔柱第二道横撑 并施加顶力 92t 工况五爬模施工完成第 10 11 节段 工况六安装中塔柱第三道横撑 并施加顶力 131t 工况七爬模施工完成第 12 13 节段 工况八安装上塔柱第一道横撑 并施加顶力 100t 工况九爬模继续施工 14 节段混凝土 工况十施工中横梁 工况十一张拉中横梁预应力钢筋 工况十二爬模施工完成第 14 15 节段 工况十三安装上塔柱第二道横撑 并施加顶力 98t 工况十四爬模施工完成第 16 17 节段 工况十五安装上塔柱第三道横撑 并施加顶力 84t 工况十六爬模施工完成第 18 19 节段 施工各阶段图见下图所示 A1 G2 为整个塔柱施工应力控制点即最不 利截面的上边缘与下边缘对应点 工况一工况一 工况二工况二 工况三工况三 工况四工况四 A1A2 B1B2 23 工工 况五况五 工况六工况六 工况七工况七 工况八工况八 工况九工况九 工况十 工况十 张张拉拉预应预应力 力 D1D2 C1C2 24 工况十一工况十一 工况十二工况十二 工况十三工况十三 工况十四工况十四 E1E2 F1F2 G1G2 25 工况十五工况十五 工况十六工况十六 1 钢管横撑未考虑温度荷载作用 各阶段的混凝土控制点应力值通过整理 见下表所示 表表 3 23 2 各工况下塔柱控制点应力表各工况下塔柱控制点应力表 塔柱控制点的混凝土应力 MPa 项目 工况 1 A2B1B2C1C2D1D2E1E2F1F2G1G2 工况一 0 98 0 98 1 93 工况二 1 11 0 09 工况三 0 31 0 31 1 92 1 1 1 11 1 2 12 工况四 0 86 0 77 0 28 1 30 工况五 0 82 1 43 0 86 2 49 1 0 1 0 2 0 工况六 1 20 1 03 0 01 1 62 1 06 2 05 工况七 1 70 1 10 0 08 2 11 0 14 0 88 0 90 9 1 8 工况八 1 54 1 26 0 26 1 93 0 31 1 90 0 06 1 00 工况九 1 74 1 33 0 40 2 07 0 30 1 56 0 17 1 40 工况十 2 10 1 46 0 70 2 26 0 49 1 87 0 29 2 02 工况十一 1 81 1 76 0 50 2 48 0 50 1 86 0 45 1 25 工况十二 2 03 1 83 0 67 2 58 0 60 2 04 0 37 1 62 0 84 1 74 工况十三 1 94 1 91 0 63 2 62 0 64 2 00 0 61 1 38 0 12 1 05 工况十四 2 26 2 15 0 93 2 88 0 90 2 29 0 75 1 80 0 53 2 04 0 90 1 83 工况十五 2 22 2 19 0 92 2 89 0 92 2 28 0 85 1 70 0 06 1 57 0 19 1 15 工况十六 2 31 2 29 1 01 3 00 1 01 2 37 0 95 1 780 1 69 0 25 1 40 0 23 0 23 0 80 表中 为拉应力 为压应力 表表 3 33 3 各工况下塔柱顶部位移及钢管内力表各工况下塔柱顶部位移及钢管内力表 水平位移 mm 中塔柱横撑单根钢管压力 t 上塔柱横撑单根钢管压力 t 项目 工况塔柱顶端横撑 1横撑 2横撑 3横撑 1横撑 2横撑 3 工况一 2 0 工况二 0 7 124 7 工况三 8 8 162 6 工况四 3 3 137 2 45 9 工况五 10 7 148 0 126 8 工况六 0 5 136 0 44 2 65 7 工况七 8 6 132 9 51 2 142 4 工况八 2 0 134 7 43 8 79 0 49 4 工况九 2 1 133 3 40 6 81 7 82 8 工况十 3 5 130 5 30 7 68 7 97 4 工况十一 1 8 137 0 58 2 118 9 109 9 工况十二 3 1 135 2 51 9 110 5 122 2 26 工况十三 0 2 136 9 58 3 118 9 108 2 45 4 工况十四 7 1 135 7 54 2 113 3 114 6 127 3 工况十五 2 6 136 4 57 0 117 1 109 7 71 0 42 5 42 5 工况十六 1 1 136 4 57 0 117 1 109 2 72 3 68 1 68 1 表中 表示塔柱顶端位移向内倾斜 为塔柱顶端位移向外倾斜 对于钢管受力 钢管受拉 表 示钢管受压 主塔柱混凝土受压应力最大值为 3 0MPa 受拉应力最大值为 1 1MPa 横撑单根钢管最大轴向压力为 162 6t 每道横撑包括两根钢管 由上述计算结果可知 主塔通过横撑作用 位移明显减小 至中横梁 准备浇筑合龙时 塔柱顶端单侧向内倾斜为 2 2mm 至上横梁准备浇筑合 龙时 塔柱顶端单侧向内倾斜为 1 2mm 满足施工要求 主塔线形如下图 所示 27 图图 3 3 中横梁准中横梁准备浇备浇注合注合龙时龙时的塔柱位移的塔柱位移图图 mm 28 图图 3 4 上横梁准上横梁准备浇备浇注合注合龙时龙时的塔柱位移的塔柱位移图图 mm 2 钢管横撑考虑温度荷载作用 当实际温度与钢管横撑初始安装温度有差别时 钢管横撑将产生 29 温度荷载 且温度荷载作用对主塔及钢管受力影响较大 当钢管横撑实际温度与初始安装温度相比 升温 20 时 考虑塔柱混 凝土体积较大 受温度影响较小 计算假定塔柱温度不变 考虑钢管横撑 升温对塔柱的影响 主塔应力 变形及钢管横撑内力如下表所示 表表 3 43 4 升温升温 2020 后各工况塔柱控制点的应力后各工况塔柱控制点的应力 塔柱控制点的混凝土应力 MPa 项目 工况 1 A2B1B2C1C2D1D2E1E2F1F