特大桥左幅75m连续刚构合拢方案监控策划.docx
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特大桥左幅75m连续刚构合拢方案监控策划
从莞高速公路
东江特大桥惠州段左幅75m连续刚构合拢方案
广东浩邦工程技术咨询有限公司
同济大学
二Ｏ一二年九月
目录
一、方案比选结果1
二、合拢阶段配重构成3
三、合拢各子阶段配重及测量详解4
四、补充说明7
附录一、东江特大桥左幅75m连续刚构不平衡配重试验结果及合拢方案调整8
附录二、桥墩复核计算13
附录三、针对减少水箱压重方案意见的对比计算16
一、方案比选结果
由于前期施工监控中在合龙阶段计算模式与施工全对称平衡方案不完全吻合,导致前期结构线型与理想状态存在一些差异，为确保结构内力与线型最优，经各方讨论，决定对左幅75m连续刚构边跨合龙段方案做适当调整。
调节桥梁线形的主要手段有两种：
调整立模标高，不改变结构内力；
施加不平衡配重，对内力有一定改变。
综合考虑两种方法对桥梁的线形和内力状态产生的影响，并从保证桥梁施工和运营阶段安全性的角度出发，结合已建桥梁调节线形的经验，决定通过适当的不平衡压重进行边跨合龙。
如下图所示，在从化侧12t、东莞侧18t不平衡配重的作用下，无需调整立模标高，成桥三年线形与理想线形的误差在1cm之内。
图1.1成桥三年线形对比图
蓝色：
平衡配重方案黄色：
不平衡配重方案
注：
纵坐标为零的直线表示理论线形；
图中纵坐标轴的单位为mm，横坐标轴的单位为m。
考虑到实际基础刚度与理论计算可能会存在差异，为保证全桥顺利合龙，决定综合采用以上两种方法：
在后续施工中，左幅75m挂篮施工剩余的两个施工阶段，在2#墩每阶段调整1.5cm，在4#墩每阶段调整2cm，以减少线型误差；
为准确模拟基础刚度，使施工控制计算更为精准，在拆除挂篮时，采用不同步拆除并在不平衡状态下实时测量结构变形，通过换算获取准确的基础刚度。
最终确定不平衡配重值为14t（2#墩）、8t（4#墩）。
不平衡配重试验结果及不平衡配重确定方法见附录一。
二、合拢阶段配重构成
合拢阶段配重主要包括两部分：
吊架（包含模板）重量和水箱压重。
吊架吊点位于悬浇段11#块截面内侧50cm处，水箱压重作用在悬浇段11#块中点，如图2.1、图2.2所示。
图2.1吊架力作用点示意图
图2.2水箱安放位置示意图
三、合拢各子阶段配重及测量详解
1、边跨合拢吊架安装，设置水箱压重
边跨合拢阶段压重悬臂端编号入下图所示，各处压重值见表3.1。
图3.1边跨合拢阶段位置编号示意
表3.1安装边跨合拢吊架、设置水箱压重阶段配重一览表（单位：
t）
位置编号
吊架及模板重量
水箱压重
合计
A
8
31.35
39.35
B
—
25.35
25.35
C
—
31.35
31.35
D
8
31.35
39.35
在设置配重的同时测量A、B、C、D四点的标高。
由于梁段施工误差和试验残余变形的影响，合拢所需配重值与上表可能略有差异。
因此实际施工过程中应以各方案提供的数据为参考，以确保合拢时的高差≯20mm为目标，在保证结构安全的前提下允许对配重值进行适当调整。
2、浇筑边跨合拢段混凝土
浇筑边跨合拢段混凝土时，匀速等量放出A、D水箱中的水，此时，B、C水箱压重保持不变。
3、张拉边跨合拢束
张拉完边跨合拢束后，拆除边跨合拢吊架。
将B、C水箱压重补足至31.35t。
张拉完成后各点压重如下表。
表3.2边跨合拢束张拉完成阶段配重一览表（单位：
t）
位置编号
吊架及模板重量
水箱压重
合计
A
0
0
0
B
—
31.35
31.35
C
—
31.35
31.35
D
0
0
0
施工完成后测量B、C两点标高。
4、中跨合拢吊架安装，设置水箱压重
中跨合拢阶段悬臂端编号入下图所示，其中B、C端同边跨合拢阶段；各处压重值见表3.3。
图3.2中跨合拢阶段位置编号示意
表3.3安装中跨合拢吊架、设置水箱压重阶段配重一览表（单位：
t）
位置编号
吊架及模板重量
水箱压重
合计
B
8
31.35
39.35
E
8
31.35
39.35
F
8
31.35
39.35
C
8
31.35
39.35
在设置配重的同时测量B、C两点标高。
与边跨合拢阶段相同，实际施工过程中在保证结构安全的前提下允许对配重值进行适当调整，确保合拢时的高差≯20mm。
5、浇筑中跨合拢段混凝土
浇筑中跨合拢段混凝土时，匀速等量放出B、E、F、C水箱中的水。
6、张拉中跨合拢束
张拉完中跨合拢束后，拆除中跨合拢吊架，此时全桥已无任何压重。
四、补充说明
1、不平衡配重最大力矩应控制20.0ⅹ37.5kN·m以内,并由监控单位结合现场施工状况进行配重调整和复核验算。
不平衡配重下（东莞侧12t，从化侧18t）桥墩复核计算见附录二；
2、在保证结构安全的前提下，为减少施工荷载，在减荷后跨中内力变化不大于0.5MPa，合龙前悬臂端标高变化不超过5mm的前提下，经设计及监控单位相互校核检算通过后，可以考虑对称减少水箱压重25t。
上文中配重值已按减少水箱压重后的方案提供。
减少水箱压重方案的对比计算见附录三。
附录一、东江特大桥左幅75m连续刚构不平衡配重试验结果及合拢方案调整
1、试验简介
为了准确评估桥墩刚度和桩土效应，在2#墩11#块、4#墩11#块施工完成后，采用不对称拆除挂篮的方法模拟不平衡配重进行评估。
不平衡配重（2#墩）：
东莞侧拆除挂篮底板（重量为15t），从化侧维持不变。
配重情况详见下图。
附图1.12#墩不平衡配重值
不平衡配重（4#墩）：
从化侧拆除挂篮底板（重量为15t），东莞侧维持不变。
配重情况详见下图。
附图1.24#墩不平衡配重值
测量流程：
在挂篮拆除前、不对称拆除挂篮后和完全拆除挂篮后均进行测量。
2、试验结果整理
试验结果：
三次测量结果见下表，为简便起见，仅列出11#块标高测量值。
附表1.12#墩11#块梁底标高测量结果（单位：
m）
从化侧
东莞侧
挂篮拆除前
21.981
22.908
挂篮不对称拆除后
22.006
22.889
挂篮完全拆除后
21.984
22.908
总变形
0.025
-0.019
残余变形
0.003
0.000
注：
表中总变形为挂篮不对称拆除后标高测量值与挂篮拆除前的差值，残余变形为挂篮完全拆除后的标高测量值与挂篮拆除前的差值。
附表1.24#墩11#块梁底标高测量结果（单位：
m）
从化侧
东莞侧
挂篮拆除前
23.705
24.573
挂篮不对称拆除后
23.761
24.519
挂篮完全拆除后
23.714
24.568
总变形
0.056
-0.054
残余变形
0.009
-0.005
注：
表中总变形为挂篮不对称拆除后标高测量值与挂篮拆除前的差值，残余变形为挂篮完全拆除后的标高测量值与挂篮拆除前的差值。
由试验结果可以总结出以下几点：
2#墩从化侧与东莞侧变形均在2cm左右，说明主梁刚度较大，变形主要由主墩和下部基础产生，不平衡配重产生的残余变形很小；4#墩从化侧与东莞侧变形均超过5cm，说明相对于2#墩，4#墩地基刚度较小，且产生了较大的残余变形；2#墩和4#墩从化侧和东莞侧变形绝对值相近，说明变形主要由主墩和下部基础产生；
依照先前提供标高的不平衡计算模型，2#墩边跨合拢段标高差约5cm。
2#墩剩余的两个施工阶段通过立模每阶段调整1.5cm，共计3cm，剩余2cm由不平衡配重修正，不平衡配重值控制在20t以内。
由表中数据，在15t的不平衡荷载下，11#块的标高变化已经达到2cm；
依照先前提供标高的不平衡计算模型，4#墩边跨合拢段标高差约7cm。
4#墩通过悬浇段和现浇段立模调整4cm，剩余3cm由不平衡配重修正，不平衡配重控制在20t以内。
由表中数据，在15t的不平衡荷载下，11#块的标高变化已经达到5cm以上，可见该修正方案是可行的。
3、配重值调整
计算模型中基础刚度采用的是基于规范计算的数据。
在此条件下，无需调整立模标高，仅于2#墩施加12t、4#墩施加18t的不平衡压重，即可保证成桥三年线形与理论线形偏差在1cm之内。
然而理论计算与现场状况可能会存在差异。
根据挂篮不对称拆除试验得到实测结构变形与理论计算对比如下表：
附表1.315t不平衡配重下结构变形理论值与实测值对比（单位：
mm）
理论值
实测值
2#墩
63
22
4#墩
58
55
注：
表中理论值为不平衡配重下计算模型中得出的变形值，实测值为附表1.1、附表1.2中总变形的绝对值的平均值。
可以看到，4#墩实际基础刚度与理论计算较吻合，2#墩实际基础刚度要大于理论计算值。
鉴于桥墩刚度和桩土效应模拟的精确程度会对计算结果产生重大影响，为保证合拢顺利进行，已预先在剩余节段进行一定的立模标高修正。
具体修正值见下表。
附表1.4边跨合拢位移修正值（单位：
mm）
合拢位移差
立模标高修正值
不平衡配重修正值
2#墩从化侧边跨
50
30
20
4#墩东莞侧边跨
72
40
32
注：
合拢位移差为需要修正的总位移差，在合拢前通过立模标高和不平衡配重进行修正。
假设基础刚度为完全弹性，则结构变形与不平衡压重近似符合线性关系。
依据实测的结构变形—不平衡压重值曲线，计算出在2#墩产生20mm、4#墩产生32mm结构变形所需的不平衡配重值：
不平衡配重值（2#墩）：
；
不平衡配重值（4#墩）：
；
4、调整结果及结论
调整后边跨合拢阶段配重如下所示：
图3.3边跨合拢阶段位置编号示意
表3.5安装边跨合拢吊架、设置水箱压重阶段配重一览表（单位：
t）
位置编号
吊架及模板重量
水箱压重
合计
A
8
31.35
39.35
B
—
25.35
25.35
C
—
31.35
31.35
D
8
31.35
39.35
由于梁段施工误差和试验残余变形的影响，合拢所需配重值与上表可能略有差异。
因此实际施工过程中应以各方案提供的数据为参考，以确保合拢时的高差≯20mm为目标，在保证结构安全的前提下对配重进行适当调整
附录二、桥墩复核计算
为了保证施工及使用阶段的安全，需要依照变更后的修正方案对全桥进行复核计算。
由于边跨合拢阶段不平衡荷载对成桥后主梁应力的影响微乎其微。
故仅在此进行桥墩的复核计算。
以下计算参数除不平衡配重，均采自设计方《50+2×75+60预应力混凝土连续刚桥下部桥墩计算书》。
1、技术标准
1）跨径布置：
50m+2×75m+60m预应力混凝土连续刚构桥；
2）桥面宽度：
双向交通，桥面标准宽16.25m；
3）荷载标准：
①汽车荷载：
公路－I级
②温度荷载：
体系升温25°C，降温20°C，温度梯度按规范JTGD60-2004取值。
桥墩两侧温差按5°C考虑；
③基础不均匀沉降：
5mm；
④制动力：
F=[10.5×260+300]×2.68×10%=812.04kN,将其作为均布荷载作用在全桥桥面，荷载集度q=3.12kN/m；
2、技术规范
结构计算主要参考的技术规范有：
（1）《公路桥涵设计通用规范》（JTGD60-2004）
（2）《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）
（3）《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTGD63-2007）
3、主要计算内容与荷载组合
下部结构主要验算以下两种受力：
（1）持久状况承载能力极限状态验算：
各荷载组合下，墩身强度满足规范要求。
（2）正常使用极限状态计算：
在各种荷载组合下，墩身裂缝宽度满足规范要求。
成桥后考虑了以下作用荷载：
结构自重、混凝土收缩徐变、基础沉降、预应力、汽车荷载（含冲击力）、全桥均匀升温、全桥均匀降温、梯度温度竖向日照正温差、梯度温度竖向日照反温差，。
上述作用荷载分别按照JTGD60-2004第4.1.6，第4.1.7条进行组合，并按最不利的情况输出。
以下结果均是按照最不利荷载组合得出的。
4、主要计算参数和假定
混凝土：
C40混凝土
弹性模量Ec＝3.25×104Mpa，质量密度2600kg/m3，线膨胀系数0.00001
剪切模量Gc=0.4×Ec＝1.42×104Mpa
钢筋：
桥墩所用纵向主筋Φ32钢筋弹性模量：
Es＝1.95×105Mpa
5、计算结果
1）持久状况承载能力极限状态验算
附表2.1轴心抗压承载能力验算（单位：
kN）
验算位置
内力值
抗力值
是否满足要求
2#墩墩顶
51206
397526
是
2#墩墩底
51122
373188
是
3#墩墩顶
53206
373188
是
3#墩墩底
59053
340372
是
4#墩墩顶
61551
319533
是
4#墩墩底
64273
319533
是
附表2.2表偏心抗压承载能力验算
验算位置
组合
轴力
弯矩
抗力
2#墩墩顶
Nmin
51341
21024
256970
5.0
Mmax
48142
39371
193944
4.0
Mmin
40675
45291
140787
3.5
2#墩墩底
Nmin
59188
13536
324585
5.5
Mmax
48032
12224
316045
6.6
Mmin
55165
16379
302990
5.5
3#墩墩顶
Nmin
51015
12417
374319
7.3
Mmax
40561
40877
160265
4.0
Mmin
46539
36254
197541
4.2
3#墩墩底
Nmin
61444
10525
345285
5.6
Mmax
47446
10618
326244
6.9
Mmin
56442
12513
326957
5.8
4#墩墩顶
Nmin
53305
21263
259439
4.9
Mmax
41942
54907
111608
2.7
Mmin
49850
47203
172747
3.5
4#墩墩底
Nmin
64372
21668
228613
3.6
Mmax
57917
27829
203910
3.5
Mmin
47998
13219
309463
6.4
2）使用阶段裂缝宽度验算
附表2.3裂缝宽度验算
受拉区钢筋应力（MPa）
裂缝宽度（mm）
裂缝宽度容许值（mm）
2#墩顶
67.4
0.056
0.200
2#墩墩底
37.5
0.031
0.200
3#墩顶
38.9
0.032
0.200
3#墩墩底
0.0
0.000
0.200
4#墩顶
88.9
0.074
0.200
4#墩墩底
37.9
0.031
0.200
附录三、针对减少水箱压重方案意见的对比计算
会议中提出在保证结构安全的前提下,为减少施工荷载,在减荷后跨中内力变化不大于0.5MPa,合龙前悬臂端标高变化不超过5mm的前提下,经设计及监控单位相互校核检算通过后,可以考虑对称减少水箱压重25t。
我方就该意见进行对比计算。
两种方案配重对比见附图3.1、附表3.1。
附图3.1配重点位示意图
附表3.1对比方案配重值（单位：
t）
A
B
C
D
未减重
64.35
52.35
46.35
64.35
减重
39.35
27.35
21.35
39.35
注：
表中所列数值已包含吊架及模板重量
1、应力计算
计算两种方案下主梁应力值，见附图2.2、附图2.3。
未减重方案
减重方案
附图3.2对比方案梁顶应力图（单位：
Mpa）
未减重方案
减重方案
附图3.3对比方案梁底应力图（单位：
Mpa）
附表3.2两方案跨中应力对比（单位：
Mpa）
点位
方案
2、3#墩跨中
3、4#墩跨中
梁顶
梁底
梁顶
梁底
未减重
3.4
7.7
3.2
8.0
减重
3.5
7.5
3.3
7.8
2、位移计算
对比两方案在边跨合拢阶段关键截面位移值，见附图2.4、附表2.3。
附图3.4位移关键截面示意
附表3.3关键截面位移值
1
2
3
4
5
6
未减重
-38
21
-8
-8
44
-60
减重
-34
25
-8
-8
48
-56
3、结论
由应力及位移对比计算可知，减荷后跨中内力变化0.2MPa,合龙前悬臂端标高变化4mm，满足相关要求，故对称减少水箱压重25t的方案是可行的。
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