顶推法施工控制连续梁桥蒋莹（完整版）

1、顶推法施工控制连续梁桥J. F. Wangl; J. .PLi n2; and R. Q. Xu3摘要：钢的低刚度U型梁顶推施工过程中导致了一种创新的顶推施工方法，解决多跨桥梁长复合开发的特殊要求。利用局部应力控制策略，避免底板局部屈服。对位于垂直曲线的复合桥的几何形状控 制特性进行分析，可以建立和验证的控制策略。 状态向量的概念引入几何形状控制和预测。田间试验结果显示，大多数的高程误差落入土 1:0厘米范围。本文演示了高度精确的控制的几何形状可以实现 通过所提出的方法。通过对组合桥几何形态的精确分析，可以及时发现和纠正错误。关键词：10.1061 /( ASCE be.1943-5592.0

2、000737。？2015 美国土木工程师学会。作者关键词：组合桥；顶推法施工；钢U型梁；几何形态控制；状态向量。导言由于其显著的优点，如快速安装，大跨度的能力，经济学，美学，-钢混凝土组合结构得到了很好的 研究和作为一个可靠的桥梁工程中结构类型。钢-混凝土组合结构，减少截面的大小，通过利用钢和混凝土的复合行动，这可以通过剪切连接(Jacques2000，Jung et al.2009 )。顶推施工是一种复合材料桥梁建设的最流行的方法，它可以充分利用轻量化、高承载能力的钢梁可以减少设备和设施的要 求(Marco 2002 ； Shao2007 Zellner and Svensson 1983)

3、。顶推施工方法已应用于许多工程(Fontanet al.2011 ； Marzouk et al. 2007 )，这2种类型的 下水方式都是拖曳式下水和楔式下水。拖曳式发射，如图1所示，通常涉及拖梁预应力钢筋或钢绞线的地方使用(rosignoli 2000 )。该技术应用在杭州江东大桥施工(Zhang et al. 2010 )。另一方面，随着楔块的帮助下，梁可以取消和推出了楔式推法，这是应用于高架桥的建设(Buo no mo 2004;Virlogeux 2006)。拖拽式推施工技术是比较成熟的，相当简单的过程，而建设成本相对较低。然而，难以在发射过程中控制各点的牵引负荷，并且该过程可以产生

4、对桥墩可观的水平力。底板穿孔可安装拉锚装置和限流装置的定位的过程中是需要的。由于这些原因，有必要加强梁，码头，和临时码头， 以满足施工要求。楔式发射施工提供了良好的可控性，是相当有效的。此外，它更容易控制的横向力的临时和永久性的码头。然而，楔式的发射需要一个精确的液压同步控制系统，和楔和幻灯片必须是非常准确的。 施工工艺复杂，难以控制。此外，它不能灵活地适应变化的斜坡或几何形状的梁。启动建设的策略可 以产生良好的结果既不长，连续组合梁桥。因此，一个创新的顶推施工方法进行了探讨。引桥占越江 桥梁或跨海桥梁大量。在一般情况下，混凝土桥梁的跨度为50米，60米，钢或复合桥的跨度为80米，100米是用

5、于经济和美学。采用顶推施工方法与跨度 85米，六车道桥梁，最大支反力10000 kN s可以实现对钢U形梁。在发射过程中，所有的梁都受到正面和负面的时刻。此外，从支持部分，跨 中截面底板的厚度减小，和最弱的位置位于跨中截面。没有竖向加劲肋承受反力除了在支持部分的。 另外，没有临时加固措施底板，保持底板的局部应力状态在一个适当的水平，以防止局部屈服的发生是非常重要的（Tanner et al. 。2013; Zhang and Luo2012）。有在发射多跨钢U形梁施工多轮。这些梁的形状是通过一个multiround系统建设形成。需要高精度的钢梁装配，以确保安装质量。由于钢U形梁的结构和相对刚度

6、较低，几何形状控制中的误差是 不可避免的。但是，由于几何形态的变化，这些误差很难及时评估，如果在垂直曲线上的梁没有适当 的控制，由于轴承位置的强迫位移，残余应力会增大。因此，重要的是要确保几何形状满足设计要求， 进行控制和监测的几何形状的钢 U形梁在增量启动建设。因此，这是至关重要的，以评估是否当前状 态的几何形状是合理的，以便可以采取步骤，以纠正任何几何形状的错误。桥梁工程中常用的四种施工控制方法： 后控制方法、预测控制方法、自适应控制方法和最大容差 法。后来的控制方法是指在不符合设计要求的情况下对所构造的结构进行修改。它仅适用于可调整的结构状态。预测控制方法考虑了所有的影响因素和设计目标，

7、预测每一个施工阶段，并向预期状态移 动建设。在当前施工阶段的错误可以得到纠正， 在随后的施工阶段。自适应控制方法也被称为参数识 别和校正方法。在施工控制开始时，控制系统的输出结果可能无法满足设计要求， 由于某些设计参数 可能不符合实际情况。通过系统辨识或参数估计，这些设计参数可以识别和纠正。 最大容差法保证了 误差不超过最大容差，仅适用于具有高安全冗余度的结构。本文介绍了顶推施工，克服了上述缺陷的一种新方法。局部应力控制技术，避免了局部屈服的底 部板。还提出了一种控制在垂直曲线上的复合桥钢U形梁的几何形状的方法。项目背景九堡大桥是世界上最大的10个跨钱塘江。它的总长度为1855米，主桥为连续组

8、合梁-钢拱桥， 和引桥具有恒定以跨度85米的整个跨度安排部分如下：55米+ 2X 85米78米21:785米（北引桥） + 210米（3X主桥）+ 21:785米+78米+9 X 85米+55米（南法）。在九堡大桥跨径布置如图 2所 示。本文讨论了南方的方法。在九堡大桥南的做法是多跨连续组合梁桥。其组合梁由混凝土桥面和钢 U形梁组成。钢U形梁是由一个顶部法兰、Web底板、空腹横梁，实腹横梁，腹板加劲肋，底板加劲肋。一个典型的九堡大桥断 面如图3所示。如图所示，钢结构的顶宽为 13.1米，底宽为11.06米。以这种方式，横向链路系统 的总宽度为31.3米。在图4中所示的顶推法施工现场。图1.拖式

9、下水施工（作者）31301565156SI-I 歸 Coicret dMh2%_ 1%SuSteel girderL_x 门553寸553 I1106313036310459590104863=帕，Cooci&le deck2%2%1%553553 PSE 1Sil 1S12 PS13图2.九堡大桥跨径布置（单位：m）图4.顶推法施工的现场（由作者的图像） 顶推施工技术在顶推法施工过程中，在混凝土桥面安装前，组合梁的钢的U型梁具有较低的刚度。由于钢结构的薄 弱和施工成本的不确定，底板穿孔和临时附加设施的安装是不可行的， 在施工过程中，严格控制和精 确的调整是必要的。梁的受迫位移应控制在一个安全

10、的范围内。 此外，发射系统应适应大吨位大跨度 结构的发射应该改变几何图形实现长的多跨桥梁多点同步启动。 要做到这一点，一个改进的顶推法建 设技术的发展。本文提出的多点同步顶推施工技术不同于常用的方法，其中梁推或拖过支点。发射装置包括钢滑 块，导轨，液压千斤顶。在多点同步增量的过程中，梁经历了刚运动，没有一部分的梁受到任何横向 力。滑块与导轨之间的摩擦是可以克服的， 而桥梁结构是由发射杰克施加水平力向前推出。 几乎没有 水平力产生的墩顶推施工过程中，可以进行无底板的临时加固，从而显著降低建设成本。如图5所示, 发射过程一般包括起升、下水、降下、退出等过程，施工顺序如下：步骤1:整体吊装的桥梁结构

11、。起升千斤顶被拉向上，并将钢U形梁从临时墩上分离出来。整个钢梁由顶推施工技术支撑。步骤2:将钢制U形梁向前推。发射千斤顶向前移动，并提出了钢梁。这一过程是由内置滑动设 备的滑动面进行的。在发射过程中，整个梁进行了刚性运动。步骤3:降低起重设备。起升千斤顶逐渐卸下，并整体上降低了钢制U形梁。梁与下水装置分离， 临时桥墩支撑。步骤4:启动设备的重置。梁在临时墩上放置，并将其启动千斤顶返回到下一个增量启动周期。图5中的构造序列。该方法将梁的纵向和横向两种运动分开，简化了液压控制系统的设计。钢U型梁在垂直于底板的起升力作用下容易受到伤害。局部应力不受控制，特别是在薄弱部位， 局部产生可能发生。增量长跨

12、桥梁施工期间支持发射复合反应大。 接触区域应靠近梁腹板，以避免局 部屈服和足够大，以提供足够的摩擦，在发射过程中。在杭州九堡大桥的建设，实际接触面积要尽可能窄。为满足这一要求，在工程施工的桥梁和梁之 间的接口处使用了施工措施。如图6所示，在发射设备的顶部支架上安装了一个缓冲层。 根据局部应 力分析结果确定了垫层的宽度和长度。 在垫层上放置一个橡胶板，以保证局部应力的均匀分布。在发 射设备的顶部设置了缓冲层。它被定位在安装过程中根据主梁底板边缘。它被用来保证支撑反应扩散 到钢的U形梁腹板。发射设备的照片如图7所示。* JLili呷tlBridge girderOil return and low

13、wing downWlhdrawing nfiiluStep 2_ Launching forwardLauiwiHUMJPositon mark图5.顶推法技术的工作原理。几何形状控制几何形状控制特性分析在顶推法施工过程中，由于几何形态的不断变化，使得结构的几何形态难以确定，但要根据荷载 和边界条件来预测其几何形态。图6.过渡垫片的布置图7.设备（作者的图像）如图8所示，装配平台上的钢梁段通常发生变形（Wu2007。在确定下一步的装配角前，需要对 这些变形进行分析，以保证施工完成后的几何形状和避免受迫位移如图9所示，之间存在不连续的装配基准。曲线桥几何形态的控制与直桥的控制有很大的不同。 在

14、施工过程中，应调整装配基准角，以避免强迫位移。控制参数的选择与计算：每一轮的装配施工基线可能既不共线或装配平台平行钢的线形控制U型梁在竖曲线。因此，一个新的控制参数，在前面的梁段的后端的角度，介绍。此参数允许一个确定 最合适的位置安装的梁段。假设装配场线与水平线之间的夹角入0,平台上的k跨端段段的我，在前梁段的后端的角度a C I，如图10所示。汇编码线与水平线之间的夹角 入可计算如下入=a c i + B在B =角的装配基准和PiPi + 1之间。存在入0和入之间的不一致。如果差异超过了一定值，程 序集可能会变得很难，如图10所示。在合理范围内调整一个有必要的调整范围，使装配基准与装配 平台

15、基本平行。几何形状预测与控制钢U型梁段在增量启动过程中的几何形态变化，应实时分析和控制的所有状态的顶推法的施工结构。在每一个工作条件下，有必要对其几何形态进行预测和控制。 在任意给定状态下的几何形态分析。 四个国家参与下水施工是（1）设计桥状态，（2）无应力状态，（3）组件状态，以及（4）增量启动 状态。发射结束时应进行设计，是施工控制的目的，无应力的状态是一种无应力的状态。在发射过程 中，装配状态和顶推法状态实际上是在发射过程中发生的，可以在启动状态下进行分析。在图11中显示了不同的几何形态状态之间的关系。它可以在图11中看到，误差分析和反馈是实现理想的桥状态的关键。几何外形可以用里程和高度

16、来描述，此外，还应为曲线梁提供轴位偏差。控制点的状态，i可以用一个状态向量ri = ?Si Hi T 的描述，其中Si和Hi指里程和高程i。然后，在启动建设各 几何状态可以表示为 D （设计成桥状态），N （无应力状态），C （装配状态），或L （发射状 态）。无应力状态n可以表示 N = D + D = f N i gi = 1,，n （2）其中n=控制点和a拱总数。它的值与计算所得到的总位移相反。对 D值可以根据误差辨识 结果调整。使用N,预装角B我和梁段长度可计算如下：9 i = a N i - 1 - a N i （3）其中 a N i = arctan HN i - HN i + 1

17、 SN i - SN i + 1 （4）在顶推施工可分为刚性位移位移（ R）和弹性变形位移（4E）。每一发射施工阶段的应力状态可以表示如下：NR =N + R = fNR i gi = 1,，n （5）Weld shrinkage WrGtrder wel3ed / lnek . Girderis#gnwnt i+1(will beirdftf before wAldih / ； solid Uns)Girder ugmerti bn assenibked .Width berore wold ng图12.焊缝收缩校正i在平台上的尾段(如图12所示)被选为参考段。坡角a C我和无应力状态NR我

18、尾段我=J可以用来确定梁段 号，这里的无应力状态，a C我是已知的，其确切的值已经确定全面通过实地测HO)5沁二肩一必+ i (i/+lT /+2*n L)a： = an： ran (f ) i =j)待组装可以如下计算出的区段的几何形状:H) C变化。12.可以计算其中，由现场温度的变化和焊缝收缩的影响引起的，如图里程和仰角的 如下:= r-r0+JI血丿(8皿】+(1=/, j+ In)(12)I sinj J其中T =现场温度;T0当梁正在下降=设计温度；卩钢二热膨胀系数;W0 =各焊缝的收缩量和N=S 段，其位置是固定的，但安装在当前段期间不焊接的数量。假设已组装梁段的数量为 m在平台

19、上的尾梁段的状态是已知的。然后将预测状态是 P,并且可以使用下面的表达式来确定：+ A(13其中 E可根据现场的边界和负载条件来计算。它包括由自重和强迫位移在支点的相对位移。从现场的验证分析结果在第一轮施工中，之间PS2a(图2)和PS3的梁段组装和发射。第二轮参与PS3和PS4和其他站点之间的梁段。共有11轮顶推施工。全站仪和水平仪分别测量里程和高程，分别为。可能推行基建过程中发生的错误是随机误差和 装配误差。随机错误，如段制造误差，引起焊接变形的错误，并装配段时固定位置的错误，影响一个或两个相邻的节段，并且可以在本地被消除。每一轮的建设之前，结束段上一轮在我组装的组装误差的影响应计算梁段的

20、倾斜角(14)。假设我是f分别为1和f 2,如图梁段度时予以考虑。否则，可能会发生一个大的被迫流离失所 如图式。 的两端的控制点的标高误差。 13强迫位移，S F，可以计算如下： WWEU其中桥跨距L =值和梁段i的两端的控制点之间10=距离。第三轮施工中可作为几何形状控制的实施的例子。梁段和第三轮构造的控制点的示图。14.参数 列于表1中。梁段SIJ年底的几何形状的控制点是 M11821.676,17.092和M217.136和梁段骶髂关节a C=-0 年底的倾斜角度：482。因此，实际的基线的倾斜角为 入=-0 : 547。结果表明，段SHI-1的端部 比所述装配平台高2.8厘米，为实际应

21、用可以接受的。设计桥梁状态和弯度表2,无压力的状态N显示可以用公式来计算。(2)，组装状态C可以 使用等式来计算。(3)。结果列于表同样地，顶推可以使用等式来确定在预测状态 P。(13)。Table L PranticT. Gk CukuLUHinParajnctrniValuespTi(rcTaPi.2x itr12 mmN1Fig.caused by asscinbk eniirXiaoBhnHangztwuFig* 14. Girder segmtiils .uid cocilrulof the thirdlMiiilI of LunlriiLtiODTable 2. Geometric

22、 Shape Calculation for the Third Round of ConstructionGirder segmentsControl pointsDesign bndge staleStress-free state 3Assembly state 心S(m)HD (m)Camber A (mm)炉(m)护(m)W (m)SUMiU20.0023.5350.01120.00233351816.42817.136M2H252523.5115.91125.252X5171821.67617.092SI9Pl1133.7523.47132.41133.7523.504I830J7

23、717.037SI8P21142.2523.43262.81142.2523.4951838.67616.986SI7P3H5O.7523.39298.41150.7523.4911847.17516.941Sl6P41159.2523.353I21.81159.2523.4751855.67516.883Sl5P5H65.7523.32312451165.7523.4471862.17416.824SI4P6H74.2523.284108.21174.2523.3921870.67316.727SI3P71182.7523.24476.61182.753211879.17216.614SI2

24、PSH91.2523.20544.91191.2523.2501887.67!16S01SilP9H99.7523.16511.91199.7523.1771896.17016387SHl-2PIO1202.75235I5.91202.7523.1571899.16916352SHblPl I1203.00234l0.01203.0023.1411901.41916323Pl21210.2523门-13.81210.2523.1031906.66916.261Fig. 15. Elevation results and errors after exh round of incremental

25、 hunching: (a) elevation results of the second round; (b) errors of the second round: (c) elevation results of the third round; (d) errors of the thin! round： (e) elevation results of the fourth round; (f) errors of the fourth round; (g elevation results of (he fifth roun止(h) errors of die fifth rou

26、nd; (i) elevation resulb of the sixth round; 0)errors of the sixth round; (k) elevation results of the tenth round: (I) errors of the tenth round(i)(E) 8lu6 6 6 5 5 58 6& &154o2020100180S(m)20406080100120.2.0.8.6& & 5 5S(m)(uorgLU 901 1 o1厂I卜 -A : . .41.51.00.50.00.5-1.0S(m)(J)S(m)Fig. 15. (continue

27、d.)宀Ej 11.9茴孟山-E)白=哎山S(m)Fig. 15,(亘C.Q4 哼山(打s (m)S (m)u-* *iE I 1 406080100120S(m)20151.00 500X).5-10-15dii:i 站;40署1.4F*0 21、46创)100 120S(m)5 (m)(hS (m)flu) uonB 茶16.16 616.416.216 0i5.a15.615.4Predicted 。MeasuredS (m)1.00204060801001200.5Q.O如d.O2040608010012QS(m)为了评估几何形状控制的结果，并验证用于应力分析外倾角计算有限元模型，测定

28、升高的精确度和预测立面图首轮顶推的进行比较，并在控制点的标高在表3中示出。 价值是将梁段的平台的端部的控制点的距离。它可以从表3中，最大误差为1.0厘米，它表示采用有限元分析和实际测量之间的合理的协议中可以看出。控制点的测量和预测高程的典型结果示于图15.从图中可以看出。15所测量海拔和海拔之间的误差的第二轮顶推后预测主要有土 1: 0厘米，而最大误差为1.1厘米测得的标高结果与预测值一致。 测量点和启动过程完成之后他们的错误的立面图示于图16.横坐标值S表示，以杭州侧部分的距离。发现测点高程误差改变主要土 1: 0厘米，占错误的90.6 %。误差大于1.0厘米的比-1较小：0厘米 分别占6.

29、0 %和3.4 %。PS12和PS11之间的最大误差为-1 : 5厘米。PS4和PS3之间的最大误差为 1.3厘米。Table 3. El軒曲树阳 ufieir the Firn Round of 哦起ntttialOitunee S (m)Measured 吐Ic雷皿ion# Im)Predicted 醴怙%邛itK偏Im)Enrm0 0015 648I5A47019.7015.72*IS.77-0.9IS.20-15.S2215.824-0.215)05os33.201?.99215.990(J43.70J6 07316.074-0.152.21IM37I6.H7-1.060 71lft.

30、20916.213-0.569.21L6.29Q16-20：-0.27?.?tlft.37016.316-0.T87 2116216.49-0.695.71预测的相对高差与测量的相对高差密切一致。结论1 .一种改进顶推施工方法在本文中提出的。此方法分离大梁的垂直和水平运动，并简化了液压控制系统的设计。局部应力是公通过设置发射设备和钢的U形梁的底板之间的过渡垫控制。它适用于各种类型的桥梁的发射结构，特别是对薄壁钢梁与开口部分。所提出的顶推法施工的可行性由杭州市九堡大桥的成功建设了验证。2.四个发射施工期间类型桥梁状态向量进行了定义，确定了它们之间的关系。这些状态向量统一的安装参数，确定 边界条件，并在建筑几何形误差分析的决心。致谢作者想表达自己衷心感谢杭州市城市基础设施开发总公司，其提供的工程背景，并支持这项研究。作者也非常感谢浙江省自然科学基金(批准号：丫1110181)和中国国家自然科