大桥项目深水高桩承台双壁钢吊围堰项目施工技术研究报告

1、天兴洲长江大桥项目天兴洲长江大桥项目 深水高桩承台双壁钢吊围堰深水高桩承台双壁钢吊围堰 施施 工工 技技 术术 研研 究究 报报 告告 天兴洲大桥项目部 二零零七年四月 目目 录录 第一章第一章 前前 言言- 1 - 1.1 工程概述- 1 - 1.1.1 结构形式- 1 - 1.1.2 地形、地貌- 1 - 1.1.3 工程地质- 2 - 1.1.4 气象- 2 - 1.1.5 桥渡水文- 2 - 1.1.6 航道及航运- 3 - 1.1.7 地震- 3 - 1.1.8 主要技术标准- 3 - 1.2 本课题研究的主要内容- 4 - 第二章第二章 双壁钢吊箱围堰设计双壁钢吊箱围堰设计- 5

2、- 2.1 基本设计情况- 5 - 2.2 设计依据- 5 - 2.3 设计参数- 5 - 2.4 钢吊箱主要构件简述- 6 - 2.5 确定计算模型- 7 - 2.5.1 坐标系选择- 7 - 2.5.2 计算工况- 7 - 2.5.3 有限元模型- 8 - 2.5.4 边界条件- 14 - 2.6 材料- 16 - 2.7 载荷- 16 - 2.7.1 外部水压力- 16 - 2.7.2 内部水压力- 16 - 2.7.3 水流压力- 17 - 2.7.4 风载荷- 19 - 2.7.5 重力- 20 - 2.7.6 各工况的载荷组合- 20 - 2.8 计算结果与分析- 22 - 2.8

3、.1 计算结果汇总- 22 - 2.8.2 强度- 22 - 2.8.3 刚度- 25 - 2.8.4 稳定性- 26 - 2.8.5 混凝土的强度- 27 - 2.9 结论- 37 - 第三章第三章 双壁钢吊箱施工双壁钢吊箱施工- 38 - 3.1 钢吊箱制作及运输- 38 - 3.1.1 钢吊箱分块- 38 - 3.1.2 放样并制作胎架- 38 - 3.2 吊箱定位及组装 - 41 - 3.2.1 测量放样- 41 - 3.2.2 底板拼装- 41 - 3.2.3 悬吊系统- 42 - 3.2.4 侧板、导向装置安装- 43 - 3.2.5 钢吊箱下沉- 44 - 3.3 封底混凝土施工

4、- 45 - 3.3.1 施工工艺- 46 - 3.3.2 封底混凝土浇筑前准备工作- 46 - 3.3.3 封底混凝土搅拌与浇筑- 48 - 3.3.4 围堰内抽水- 50 - 3.3.5 操作要点：- 50 - 3.3.6 双壁钢围堰在施工过程中易出现的事故及应对措施（见下表）- 51 - 3.4 结论- 52 - 第一章第一章 前前 言言 1.11.1 工程概述工程概述 新建武汉天兴洲公铁两用长江大桥是国家“十五”重点项目之一。该桥位于既有武 汉长江二桥下游 9.8km 处天兴洲江段。大桥正桥从北岸谌家矶长江大堤堤脚 dk7+449.4 向南跨长江北汊上天兴洲，越长江南汊至青山 dk12

5、+106.5 止，全长 4657.1m。公路桥在 南汊正桥主孔和两端与铁路桥共桥，上下层布置，北端从 027#墩往北公路从平面上脱离 铁路中心线，平行于铁路桥中线跨越北汊，两桥中心线相距 40m，公路桥位于铁路上游。 我部施工的铁路桥主桥跨越长江北汊，全部位于直线上。大桥是连接长江南北交通的主 要过江通道，为即将建设的京广客运专线及武汉铁路枢纽服务。同时也是武汉市规划中 的中环线的过江通道。 1.1.11.1.1 结构形式结构形式 大桥按正线四线设计，客运专线与级线间距 8.6m，客运专线与级铁路线分别独 立成桥，采用基础共用，墩身、梁体分离的形式。长江北汊中连续梁主桥 062#066#墩 采

6、用 12 根 2.5m 钻孔桩，行列式布置，最大桩长 85m；承台尺寸为 23.116.85m。 结构形式见图 1.1。 图 1.1 主桥基础结构形式图 1.1.21.1.2 地形、地貌地形、地貌 大桥桥位位于天兴洲微弯分汊型河段，天兴洲将长江分为南、北两个河道。长江两 岸设有防洪干堤，堤顶高程+29.2m（北岸） 。堤内地形平坦，为长江一级阶地，地面高 程多为+21.0+25.5m。汉口岸上主要为耕种区，分布较多鱼塘。 1.1.31.1.3 工程地质工程地质 本段覆盖层主要为第四系全新统及中、下更新统地层。桥址北岸以粘性土为主，厚 35m 左右；北汊以粉细砂为主，厚 1535m；基岩主要由成

7、岩程度较差的疏松砂岩、泥 质粉砂岩、砂岩组成。 1.1.41.1.4 气象气象 桥渡区处于亚热带湿润区，夏季高温闷热，历史上最高气温 41.3，最低气温- 18.1，年平均气温 16.8。有霜冻和降雪发生，雨量充沛。历史上全月降雨量最大在 六月，为 820.1mm，日最大降雨量最大为 317.4mm，年平均降雨量 12141448mm，降雨 多集中在 47 月，约占全年降雨量的 60以上。 风向在六、七、八三个月以东南风为主，间有东北风及西南风，最大风力为 78 级。其余各月多为北风及北东风，最大风力可达 9 级，多发生在 9 月份。最大风速达 27.9m/，8 级和 8 级以上大风年平均 8

8、.2 天，最多 16 天。 1.1.51.1.5 桥渡水文桥渡水文 南北大堤间宽 4.2km。河道由于沿江两岸受节点控制及护岸工程的兴建，自 20 世纪 30 年代至今河道外型基本稳定，岸线变化相对较小，河床演变主要表现在河床冲淤、洲 滩消长和汊道的兴衰变化。桥址河段在今后较长时期内仍将维持枯水单一，中、高水位 双汊过流，主流在南汊的河势，但洲滩和汊道的局部冲淤变化仍将发生。三峡枢纽运用 后对建桥河段河势的主要影响表现为河床有所冲刷下切，深槽也将有所冲刷扩大，预计 桥址河段不会发生大的调整。 桥址计划分洪情况下百年一遇洪水位为+27.38m；三百年一遇洪水位北汊为 +28.16m。百年一遇洪峰

9、流量北汊 22100m3/s。二十年一遇最高通航水位+25.68m，最低 通航水位+9.62m。 桥址位于汉口水文站下游约 10km，其水文情况可反映桥址河段基本水文特征（根据 实际统计汉口站水位与桥位处水位相差 0.32m。经长江委研究统计历年水位如下表 1- 1。 表 1-1 历年日平均最高水位统计情况表（黄海高程） 0.5%1%2%5%10%20% 115.75215.00214.30213.26212.47211.622 2 月 16.47215.72214.92213.77212.88211.942 3 月 19.32218.39217.47216.14215.11213.992 4

10、 月 20.58219.94219.25218.34217.56216.692 5 月 22.36221.75221.19220.39219.66218.862 6 月 24.34224.32223.66222.73221.89220.962 10 月 23.57223.57222.80221.76220.87219.842 11 月 20.64220.64219.92218.96218.14217.232 12 月 17.67217.67216.91215.87215.04214.112 105 月 23.18223.18222.63221.82221.06220.252 114 月 21.

11、43220.79220.16219.31218.57217.732 123 月 19.04218.37217.63216.63215.81214.902 610 月 27.02226.52225.99225.23224.57223.812 1.1.61.1.6 航道及航运航道及航运 武汉河段自长江大桥以下为一级航道。天兴洲南汊为青山夹水道，为目前的主航道。 北汊为沙口水道，只能通行小型船舶（级航道） ，在枯水期施工时可申请封航。 1.1.71.1.7 地震地震 大桥场址的地震基本烈度为度。 1.1.81.1.8 主要技术标准主要技术标准 铁路线路等级：客运专线，级；铁路正线数目：四线；铁路正线

12、间距：客运专线 5m，级线 4.2m，客运专线与级线间距 8.6m；旅客列车设计行车速度：200km/h；通 航净空尺度：最高通航水位+25.68m，最低通航水位+9.62m；北汊通航孔通航净空尺度： 频 率 月 份 航道等级为（） ，净宽不小于 60m；净高在最高通航水位以上不小于 10m。 1.21.2 本课题研究的主要内容本课题研究的主要内容 目前，对桥梁深水基础而言，钢吊箱围堰的应用越来越广泛，但吊箱结构的受力分 析、拼装、下沉定位、抗浮、抗沉等施工技术问题，需进一步进行研究，使吊箱围堰结 构合理，重量轻，制造、安装、下沉简便，施工安全。 1）以双壁钢吊箱为整体研究对象，提出了将三维整

13、体非线性仿真模分析引入钢吊 箱的设计过程中，以在安全性和经济性之间寻找合适的平衡点为目标的设计新思路。 2）在双壁钢吊箱围堰施工中，创造了利用钢护筒拼组下沉钢吊箱，同时采用定位 轮导向进行钢吊箱下沉定位的新方法。 第二章第二章 双壁钢吊箱围堰设计双壁钢吊箱围堰设计 2.12.1 基本设计情况基本设计情况 武汉天兴洲公铁两用长江大桥深水高桩承台钢吊箱结构是一个双层板梁组合结构， 由底板、侧板、内支撑系统、吊挂系统（抗拉、浮支柱）系统组成。 主要针对三种工况进行计算： 1） 钢吊箱就位漂浮，浇注 1.2 m 封底混凝土（未固结） ； 2） 封底混凝土固结，舱间注水并抽干钢吊箱内部的水； 3） 承台

14、浇注（固结）完毕，拆除抗浮支柱及内部水平支撑。 2.22.2 设计依据设计依据 1)公路桥涵地基与基础设计规范（jtj 024-85） 2)钢结构设计规范（gb50017-2003） 3)王国正，翟履谦：钢结构原理与设计 ，清华大学出版社，1993 4)魏明钟：钢结构 。武汉理工大学出版社，2002 5)武汉天兴洲公铁两用长江大桥相关结构物图纸 2.32.3 设计参数设计参数 1)钢吊箱设计施工水位为+20.252 m（黄海高程） ，吊箱顶面标高+21.000 m，底面 标高+5.000 m； 平面尺寸 26.00 m19.70 m16.00 m（高度）1.40 m（舱厚） ，如图 5.1、5

15、.2。 2)钢吊箱的材料为 a3 钢。 3） 承台顶面标高+11.500 m，底面标高+6.500 m，承台尺寸为 23.10 m（水流方向） 16.80 m（线路方向）5.00 m（高度） 。 4） 钢吊箱封底混凝土标号为 c25，砼的重度取=23 kn/m3。封底厚度 1.5m，先封 c 1.2m，剩余 30cm 做抽完水后找平处理。 5） 水流速度 1.75 m/s，基本风压 0.1 kn/m2， （公路桥涵设计通用规范全国基本 风压分布图） 。 6） 波浪压力按照 1.5 m 波高计算（相当于 6 级风的情况） 。 2.42.4 钢吊箱主要构件简述钢吊箱主要构件简述 箱各种主要构件如下

16、： 内外壳板板厚6mm；隔舱板板厚 10mm；内外壳板处设10430 的加强垫板； 底板板厚 6mm；肋骨 h20300/10558/16300；龙骨为 h（2040016350） /101000/20500。内部水平支撑均采用 240a 拼成的箱形截面，与内壳板连接处设置 10500 的加强垫板。经过分析和比较，确定设置 2 道水平支撑。抗浮支柱（吊挂系 统）也采用 240a 拼成的箱形截面。支在底板纵横龙骨的交叉点处。 图 2.1 钢吊箱平面图 1600 314003120031000 38001200 壳板壳板 隔舱板隔舱板 图 2.2 内、外壳板和隔舱板的水平加劲肋及水平支撑桁架垂向布

17、置 2.52.5 确定计算模型确定计算模型 2.5.12.5.1 坐标系选择坐标系选择 取右手直角坐标系：沿高度方向为 z 轴，向上为正；沿平面长边方向为 x 轴，顺水 流方向为正；沿短边方向为 y 轴，如图 2.3。 2.5.22.5.2 计算工况计算工况 钢吊箱分节、分块焊接拼装，在此过程中，尚未完全就位的钢吊箱处于漂浮状态， 内外水压力相互抵消，所以不会产生较大的应力和变形。 根据分析的结果，本次分析计算了以下 3 种工况： 1)工况一、吊箱到达设计标高漂浮，浇注工况一、吊箱到达设计标高漂浮，浇注 1.2 m 厚的封底混凝土（未固结）的情厚的封底混凝土（未固结）的情 况；况； 此时由于封

18、底混凝土未固结，没有刚度，但其重量要作用在钢吊箱的底板上， 使吊箱结构产生变形。计算中取吊箱内部（内壳板以内）和外部（外壳板以外）的 水位均为设计水位。为了保证浇注封底混凝土之前钢吊箱漂浮在水上，在 1.4 m 舱 内中的水位计算如下： 钢吊箱结构重量（包括内支撑和抗浮支柱）约 591 t， 舱内的水位距江水水面的高度为 591.026.019.7（26.02.8）（19.72.8） 591（512.2392.08）4.92 m 舱内水位到箱底的高度为 15.2524.92010.332 m。 1.2 m 混凝土（重度 23 kn/m3）换算成面压力为 27.6 kn/m2 0.0276 n/

19、mm2。 2)工况二、封底混凝土固结完毕，抽干吊箱内部的水的情况；工况二、封底混凝土固结完毕，抽干吊箱内部的水的情况； 为了使得上浮力较小，在吊箱 1.4 m 舱内的水位注到与江水平齐。此时钢护筒 与封底混凝土之间的粘结力可以抵抗一部分上浮力。为了偏于安全地设计抗浮支柱， 假设上浮力完全由抗浮支柱承受。 3)工况三、承台混凝土施工（固结）完毕，拆除抗浮支柱及内支撑的情况；工况三、承台混凝土施工（固结）完毕，拆除抗浮支柱及内支撑的情况； 此时认为混凝土(封底及承台)与钢护筒之间牢固连接。 2.5.32.5.3 有限元模型有限元模型 钢吊箱结构具有对称性。 所受的载荷中，水压力（静水压力和波浪压力

20、）以及重力都具有两个方向的对称性。 水流压力与桥轴线垂直，作用在吊箱上游短边上，关于 xz 平面对称；风载荷比水流压 力小一个量级，所以只考虑与水流压力作用方向相同的风载荷。因此，所有载荷均关于 xz 平面对称。所以沿宽度方向可以只取一半的钢吊箱建立有限元计算模型。对应于上述 3 种计算工况，计算模型如图 2.3、2.4、2.5。 在有限元计算模型中，所采用的单元包括： 板壳单元板壳单元离散和模拟内、外壳板、隔舱板、底板等板壳结构。单元大小以壳板垂 向加劲肋间距为依据，形状尽量接近正方形。 梁单元梁单元离散和模拟上述板壳结构上的各种加筋或扶强材、内外壳板间的水平支 撑桁架、内支撑、抗浮支柱等。

21、按照实际情况考虑梁的偏心。 块单元块单元离散和模拟钢吊箱中的封底砼和承台砼。 有限元模型中考虑的主要构件参见图 2.6、2.7、2.8、2.9、2.10、2.11。包括： 外壳板（如图 2.6） ；内壳板、隔舱板和内支撑（如图 2.7） ；底板、抗浮支柱和内部水平 支撑（如图 2.8） ；水平支撑桁架（如图 2.9） ；封底混凝土（如图 2.10） ；封底和承台混 凝土（如图 2.11） ； 计算模型的规模： 工况一的模型，共有 16129 个节点，43336 个单元，95739 个自由度。工况二的模 型共有 21202 个节点，48250 个单元，109545 个自由度。工况三的模型共有 4

22、1120 个节 点，67866 个单元，162060 个自由度。 图 2.3 工况一的计算模型 图 2.4 工况二的计算模型 图 2.5 工况三的计算模型 图 2.6 外壳板 图 2.7 内壳板、隔舱板及内部水平支撑 图 2.8 底板、抗浮支柱和内部水平支撑 图 2.9 水平支撑桁架 图 2.10 封底混凝土 图 2.11 内壳板及封底和承台混凝土 2.5.42.5.4 边界条件边界条件 1)工况一工况一 此时钢吊箱漂浮在水上，由“扁担梁”及支柱定位，同时钢护筒限制吊箱水平面内的 位移。计算采用的边界条件如图 2.12： （1）在对称面上，施加对称边界条件，即 tyrxrz0； （2）抗浮支柱

23、顶端（“扁担梁”处）刚性固定； （3）底板开孔边缘（钢护筒）约束水平面内的线位移，即 txty0。 2)工况二工况二 不考虑封底混凝土与钢护筒之间的粘结力，假设钢吊箱仍漂浮在水上，净浮力完全由 “扁担梁”及支柱承受，钢护筒限制吊箱水平面内的位移。计算采用的边界条件如图 2.13： （1）在对称面上，施加对称边界条件； （2）抗浮支柱顶端（“扁担梁”处）刚性固定； （3）底板及封底混凝土与钢护筒接触的节点约束水平面内的线位移。 3)工况三工况三 此时承台已施工完毕，混凝土使得钢吊箱与钢护筒牢固连接，拆除抗浮支柱以及内部 水平支撑。计算采用的边界条件如图 2.14： （1）在对称面上，施加对称边界

24、条件，即 tyrxrz0； （2）底板及封底混凝土与钢护筒接触的节点刚性固定。 图 2.12 工况一的边界条件 图 2.13 工况二的边界条件 图 2.14 工况三的边界条件 2.62.6 材料材料 1)钢吊箱材料 a3： 杨氏模量 =2.1105 n/mm2；泊松比 =0.3； 质量密度=7.85 10-6kg/mm3e 2)封底及承台砼 c25： 杨氏模量 =3.0104 n/mm2；泊松比 =0.15； 质量密度=2.30 10-6kg/mm3e 2.72.7 载荷载荷 2.7.12.7.1 外部水压力外部水压力 1)1) 静水压力静水压力 = 1.010=10 kn/m2；p w gz

25、zz 式中：为从水面向下的距离，m。z 2)2) 波浪压力波浪压力 按 1.5 m 的波高（近似相当于 6 级风的情况）计算。 在水面处，近似附加 1.5m 的水头；在箱底处，认为波浪压力等于 0；其间按照线性 分布。 于是总的外部水压力见表 2.1。图 2.15 为外部水压力示意。 表表 2.1 作用在外壁上的外部水压力计算表作用在外壁上的外部水压力计算表 水面距箱底的高度（m）15.252 外部水压力外部水压力kn/m2n/mm2 水面处水压力(标高+20.252 m) 150.015 箱底处水压力(标高+5.00 m)152.520.15252 2.7.22.7.2 内部水压力内部水压力

26、 吊箱内部（内壳板以内）以及 1.4 m 舱间的水压力按静水压力计算。内部水压力计 算见表 2.2。 工况一时舱间的内部水压力如图 2.16，工况一箱内水压力如图 2.17。 表表 2.2 内部水压力计算表内部水压力计算表 工况一、舱间其他 水面距箱底的高度 （m） 10.33215.252 内部水压力内部水压力kn/m2n/mm2kn/m2n/mm2 水面处水压力0.00.00.00.0 箱底处水压力103.320.10332152.520.15252 2.7.32.7.3 水流压力水流压力 = 1 p 2 1 d c w 2 v 式中：为作用在钢吊箱外壁上的水流压力，作用范围从箱底到水面，

27、假设均匀分布 1 p （偏于安全） 。 为曳力系数，取=2.0 （按正方形取值，偏大） 。 d c d c 为水流速度按照设计文件，按 = 1.75 m/s 计算。vv 所以=0.52.01.01.752 = 3.0625 kn/m2 = 0.00306 n/mm2，如图 2.18 示意。 1 p 图 2.15 外部水压力示意图 图 2.16 工况一时舱内水压力示意图 图 2.17 工况一时箱内水压力示意图 图 2.18 水流压力示意图 2.7.42.7.4 风载荷风载荷 = 4 p h c s c 0 p 式中：为作用在钢吊箱外壁顶部水面以上部分的风压力，均匀分布，考虑危险的情况， 4 p

28、计算中取风力与水流方向一致。 为高度系数，取=1.0 （高度在水平面 15.3 m 以内） ； h c h c 为形状系数，取=1.0 （平滑表面） ； s c s c 为基本风压，按=0.1 kn/m2计算（根据公路桥涵设计通用规范全国基本 0 p 0 p 风压分布图） 所以：= 1.01.00.1 = 0.1 kn/m2 = 0.0001 n/mm2，如图 2.19 示意。 4 p 图 2.19 风载荷示意图 2.7.52.7.5 重力重力 用惯性载荷考虑结构本身的自重以及混凝土的重力，取=9.81 m/s2。g 但工况一（1.2 m 封底混凝土未固结之前）混凝土的重量换算成如下的面压力施

29、加到 钢吊箱的底板上。 231.2 27.6 kn/m2 0.0276 n/mm2。qh a ah c c 2.7.62.7.6 各工况的载荷组合各工况的载荷组合 3 种工况下所受到的载荷见图 2.20、2.21、2.22。 为了分析钢吊箱抗浮支柱和内部支撑的拆除条件，对工况三，计算了江水水位标高 分别为+20.252 m、+20.000 m、+19.500 m 和+19.000 m 四种状态（舱内水位假设与江水 持平） 。 图 2.20 工况一的载荷 图 2.21 工况二的载荷 图 2.22 工况三的载荷 2.82.8 计算结果与分析计算结果与分析 2.8.12.8.1 计算结果汇总计算结果

30、汇总 表 2.3 列出了工况一、工况二以及工况三对应于+20.252 m、+20.000 m、+19.500 m 和+19.000 m 水位的四种状态下钢吊箱各主要构件以及混凝土的位移和应力计算结果。 2.8.22.8.2 强度强度 按照 a3 钢设计强度215mpa（ 16，第一组）进行校核：ft 1） 工况一工况一 内外都有水，应力结果都比较小。由于钢吊箱的底板结构有很强的扶强材，所以 1.2 m 厚封底混凝土的重量作用所产生的应力很小；相对而言，倒是因为舱间水位低于 江水引起的应力大一些，因此在舱间水位以上的水平支撑桁架中产生了较大应力，结果 表明强度是足够的。 2） 工况二工况二 即钢

31、吊箱内部抽干水之后，按设计施工水位（+20.252 m）计算，应力较大，属于 比较危险的情况。这种情况下，板单元的应力在隔舱板与内部水平支撑连接处附近以及 封底混凝土顶面处附近较大，其中以 7.8 m 水平支撑处最大（191 mpa） ；梁单元的最大 应力发生在上述位置的隔舱板加强角钢上（组合应力-206 mpa） ，但没有超过 a3 钢材强 度的设计值（215 mpa） ，满足强度要求。 3） 工况三工况三 即承台施工完毕后完全拆除抗浮支柱以及吊箱内部的支撑，以方便墩身施工的正常 进行。此时，抗浮支柱和 7.8 m 处的内支撑肯定是可以拆除的。若箱顶的内支撑也拆掉， 则钢吊箱结构可能会产生较

32、大的变形和应力。为了分析和确定全部拆除内支撑的条件， 选取了 4 种江水水位对没有内支撑的钢吊箱进行了计算。结果表明：按设计施工水位 （+20.252 m）计算，钢吊箱结构中的最大应力几乎达到了 a3 钢材强度的设计值（板单 元 214 mpa、梁单元组合应力-209 mpa） ，保险系数不大。随着江水水位的下降，应力 水平下降速度较快。当水位为+19.500 m 时，应力水平与工况一相当，这可以作为完全 拆除内支撑的条件。 表表 2.3 各种工况下位移、应力计算结果汇总（位移单位各种工况下位移、应力计算结果汇总（位移单位 mm，应力单位，应力单位 mpa） 工况三 项目构 件工况一 工况二

33、+20.252 m +20.000 m +19.500 m+19.000 m 板壳结构3.52 9.05 20.50 19.30 17.20 15.30 内支撑及支 柱 1.59 5.65 最大位 移 混凝土1.72 0.28 0.27 0.25 0.22 外壳板29.80 88.60 105.00 99.50 89.80 81.00 内壳板26.30 159.00 138.00 131.00 119.00 107.00 底板15.00 54.00 26.00 24.50 21.90 19.50 板单元 最大 相当应 力隔舱板38.00 191.00 214.00 204.00 186.00

34、168.00 梁单元 轴心应 内外壳 板 最 大 24.40 33.70 79.80 75.40 67.50 60.40 加劲肋 最 小 -38.10 - 104.00 -103.00 -98.30 -89.00 -80.50 最 大 7.30 13.20 3.78 3.54 3.12 2.74 底板 扶强材 最 小 -38.10 -8.29 -9.41 -8.97 -8.15 -7.42 最 大 12.10 41.00 14.30 13.90 13.00 12.00 隔舱板 加劲肋 最 小 -30.40 - 146.00 -103.00 -98.30 -89.00 -80.50 最 大 7.

35、21 33.70 79.80 75.40 67.50 60.40 舱间 水平支 撑 最 小 -15.00 -92.10 -154.00 -146.00 -133.00 -120.00 最 大 3.80 0.00 内支撑 最 小 -24.40 - 165.00 最 大 18.60 -2.61 力 抗浮支 柱最 小 -5.33 -66.80 最 大 89.10 140.00 125.00 118.00 105.00 94.90 内外壳 板 加劲肋 最 小 - 119.00 - 144.00 -136.00 -128.00 -114.00 -103.00 最 大 89.10 43.90 15.50

36、14.70 13.20 11.90 梁单元 组合应 力 底板 扶强材 最-73.80 -38.20 -20.20 -19.30 -17.60 -16.00 小 最 大 59.60 126.00 125.00 118.00 105.00 94.90 隔舱板 加劲肋 最 小 -91.50 - 206.00 -136.00 -128.00 -114.00 -102.00 最 大 64.40 116.00 95.00 91.80 85.40 78.90 舱间 水平支 撑 最 小 -78.40 - 139.00 -209.00 -198.00 -187.00 -173.00 最 大 14.60 170.

37、00 内支撑 最 小 -30.30 - 172.00 最 大 19.00 2.95 抗浮支 柱最 小 -8.87 -83.30 砼单元最大相当应力21.40 17.40 16.50 15.00 13.60 图 2.23图 2.28 分别给出了工况一的位移、主要应力计算结果的图形显示。 图 2.29图 2.35 分别给出了工况二的位移、主要应力计算结果的图形显示。 图 2.36图 2.40 分别给出了工况三对应+20.252 m 水位的位移、主要应力计算结果 的图形显示。 2.8.32.8.3 刚度刚度 各种工况中，工况三对应+20.252 m 水位的变形最大。数值为 20.5 mm，位置在钢吊

38、 箱顶端长直边中点。按悬伸高度（16.06.5）9.5 m 计算， 9500 5 . 20 460 1 400 1 所以刚度满足要求。 2.8.42.8.4 稳定性稳定性 钢吊箱的杆件构件中，各种板壳结构的加劲肋、加劲角钢、加强材等都是紧密连接 （焊接）在相应的板上的，稳定性问题不大。只有舱内水平支撑桁架的腹杆和斜杆、内 水平支撑以及抗浮支柱需要校核稳定性。 按轴心受力构件校核这些构件的稳定性。 1 1） 舱内水平支撑桁架的稳定性舱内水平支撑桁架的稳定性 各种工况中，工况三对应+20.252 m 水位的情况下，舱内水平支撑杆件的轴心压应 力最大（-154 mpa） 。 腹杆 l758： =22

39、.8 mm；计算长度取舱厚 =1400 mm； x i x l 长细比 = 1400/22.8 = 59.11， 按 b 类截面查表知：稳定性系数=0.800。 x x 于是该截面构件可以承受的压应力为： =0.800215 mpa = 172.00 mpa154 mpa。 x f 斜杆 l12510： =38.5 mm；计算长度取 =2000 mm； x i x l 长细比 = 2000/38.5 = 51.94， 按 b 类截面查表知：稳定性系数=0.847。 x x 于是该截面构件可以承受的压应力为： =0.847215 mpa = 182.11 mpa154 mpa。 x f 所以满足

40、稳定要求。 2 2） 内水平支撑杆件的稳定性内水平支撑杆件的稳定性 工况二时，内支撑杆件的压应力最大（-165.0 mpa） 。 杆件为 240a 组成的箱形截面： =3.604108 mm4 ；=1.039108 mm4 ；=15204 mm2 ， x i y ia = 153.96 mm；= 82.67 mm， x i a ix 15204 10604 . 3 8 y i a iy 15204 10039 . 1 8 计算长度取=3780 mm，则长细比 = 3780/153.96 = 24.55；= 3780/82.97 = l x y 45.55； 由按 b 类截面查表知：稳定性系数=

41、0.876。 y 于是该截面构件可以承受的压应力为： =0.876215 mpa = 188.34 mpa -165.0 mpa。f 所以其稳定性满足要求。 3 3） 抗浮支柱的稳定性抗浮支柱的稳定性 工况二时，抗浮支柱的压应力最大（-66.80 mpa） 。 杆件截面与内支撑一样： min(,) = 82.67 mm，i x i y i 最大轴应力的杆件计算长度为=（16.07.8）8.2 m8200 mm，l 长细比 = 8200/82.97 = 98.83； 按 b 类截面查表知：稳定性系数=0.565。 于是该截面构件可以承受的压应力为： =0.565215 mpa = 121.48

42、mpa 66.80 mpa。f 所以其稳定性满足要求。 2.8.52.8.5 混凝土的强度混凝土的强度 工况二中封底混凝土与隔舱板接触的局部压应力较大（21.4 mpa） ，不超过 c25 混 凝土抗压强度的设计值。 图 2.23 工况一、位移结果（mm） 图 2.24 工况一、内壳板、底板板单元 von mises 应力结果（mpa） 图 2.25 工况一、内外壳板和底板加劲肋梁单元轴心应力结果（mpa） 图 2.26 工况一、内支撑、抗浮支柱梁单元轴心应力结果（mpa） 图 2.27 工况一、内外壳板和底板加劲肋梁单元弯曲应力结果（mpa） 图 2.28 工况一、内支撑、抗浮支柱梁单元弯曲

43、应力结果（mpa） 图 2.29 工况二、位移结果（mm） 图 2.30 工况二、内壳板、底板板单元 von mises 应力结果（mpa） 图 2.31 工况二、内外壳板和底板加劲肋梁单元轴心应力结果（mpa） 图 2.32 工况二、内支撑、抗浮支柱梁单元轴心应力结果（mpa） 图 2.33 工况二、内外壳板和底板加劲肋梁单元弯曲应力结果（mpa） 图 2.34 工况二、内支撑、抗浮支柱梁单元弯曲应力结果（mpa） 图 2.35 工况二、封底混凝土 von mises 应力结果（mpa） 图 2.36 工况三、位移结果（mm） 图 2.37 工况三、内壳板、底板板单元 von mises 应

44、力结果（mpa） 图 2.38 工况三、内外壳板加劲肋梁单元轴心应力结果（mpa） 图 2.39 工况三、内外壳板加劲肋梁单元弯曲应力结果（mpa） 图 2.40 工况三、封底、承台混凝土 von mises 应力结果（mpa） 2.92.9 结论结论 钢吊箱围堰以其诸多优点在大型桥梁深水桩基施工中得到了广泛的应用，已成为桥 梁深水基础施工的主要施工设施。在以往的钢吊箱围堰设计中均采用经验方法或在假定 的基础上，将结构分离为不同构件进行单独分析设计的方式。对于钢吊箱围堰这种构造 和受力均较复杂的结构，显然无法通过这种方法达到对结构整体力学性能的全面把握。 在这种情况下，为了满足安全性的要求，以

45、往的设计往往取用较大的安全系数，造成材 料的浪费。有限元理论和软件的发展为对钢吊箱围堰进行整体仿真分析提供了可能。本 课题结合天兴洲长江公路大桥大型双壁钢吊箱的设计，采用大型结构仿真分析软件 msc-patran 建立三维仿真模型，进行仿真分析计算。利用板单元、杆单元和实体单 元建立非线性三维整体仿真模型，通过模拟静水压力、流水压力、风荷载、波浪荷载、 潮汐荷载等实现对江水中的环境模拟，从而使加在钢吊箱上的荷载符合真实环境中的荷 载，节约了大量的设计时间和设计工作量，加快了设计进度，优化了设计，提高了设计 的质量，收到了良好的效果。 msc.patran 是具有众多功能的仿真分析软件，广泛应用

46、于多个工程领域，但将其运 用于大跨径桥梁下部结构围堰施工计算的案例却非常少。本文尝试运用 msc.patran 对天 兴洲大桥下部结构的双壁围堰进行了结构计算，获得了比较精确的结果。 由于围堰结构的复杂性，以往的围堰仿真计算大部分采用简化结构的方法，难以得 到比较准确的结果。而本次计算的双壁围堰的结构更为复杂，但运用 msc.patran 的强大 建模功能，基本上建立了与实际结构一致的模型，保证了模型的完整性，使计算更为细 致，结果更为准确。 本次仿真计算的项目较为全面，考虑了此结构在静水压力、流水压力、风荷载、波 浪荷载、潮汐荷载等一系列荷载的作用，使加在钢吊箱上的荷载符合真实环境中的荷载，

47、 从而提高了结构内部应力应变场的结算结果的准确性，为设计与施工提供了依据。 第三章第三章 双壁钢吊箱施工双壁钢吊箱施工 3.13.1 钢吊箱制作及运输钢吊箱制作及运输 3.1.13.1.1 钢吊箱分块钢吊箱分块 由于钢吊箱加工量大，且加工质量要求较高，为了便于监控，在现场设置钢结构加 工厂，选择有技术有经验的专业队伍进行现场加工。根据起吊能力，将吊箱底板分成 6 块；高度分成 4.6m、5.6m、5.8m 三节，每节平面分成 10 块，以便吊箱拼组安装。底板 及侧板分块图见图 3.1、3.2。 图 3.1 底板分块及拼装顺序图 3.1.23.1.2 放样并制作胎架放样并制作胎架 根据设计图纸进

48、行放大样，确定各构件的实际形状尺寸及相互间的相连关系，并依 此做依据制作胎架。胎架是为了确保制作的精度及分块表面的平整度而制作的。为了保 证分块的正确形状及精度，分块必须在胎架上加工。胎架平台经超平后架设在坚固的基 础上，胎架结构形式见下图 3.3。 图 3.2 侧板分块及安装顺序图 图 3.3 胎架示意图 3.1.33.1.3 分块加工制作分块加工制作 1 1） 钢材下料钢材下料：型材采用气割，板材直线采用半自动切割机下料，曲线采用放大样 后气割下料。 2 2） 壁板制作：壁板制作：钢吊箱内外壁板由多张钢板组成，需在平台上进行制作。首先进行 拼缝，然后利用碳棒打坡口，最后采用 co2 气保护

49、焊焊接。完成壁板加工后进行水平框 架的加工。框架包括水平环板、斜撑、连接板等构件，严格按照设计下料组装焊接。每 分块的面板在长、宽两个方向上比原设计大 3cm，在拼装时调整好后将余量割除。 合格 合格 不 合 格 合格 水密性检查，上定位轮安装 围堰封底混凝土施工 围堰注水下沉 吊架系统及抗压柱焊接安装 安装第一节侧板、焊接底板隔仓板 下定位轮焊接、吊箱下放至自 浮 临时固定第一节吊箱，第二节侧板焊接 水密性试验 拼装、焊接吊箱底板 测量放样 不合 格 第二节吊箱下放至自浮并临时固定 接长抗压柱及内支撑、水密性试验 第三节侧板焊接、抗压柱焊接 围堰定位后布设导管 不合格 图 3.4 钢吊箱围堰

50、施工工艺框图 3 3） 焊接工艺：焊接工艺：焊接工艺采用 co2 气保护焊焊接。焊前清除待焊部位及两侧 10 20 mm 范围内的油污、锈迹等污物,根据焊接工艺试验编制焊接工艺。焊丝 er 5026, 1.0 mm , 2.0 mm , 焊机 krii350。 采用左焊法。实践证明 co2 气保护焊坡口角 度较少, 钝边较大, 比焊条电弧焊生产率高, 节省材料, 成本低, 焊接变形少。 这是 因为气体保护焊焊丝较细, 电流密度大, 熔深大, 电弧穿透力强, 易焊透所致 。有效 的保证了钢吊箱的焊接质量。 4 4） 渗漏实验：渗漏实验：为了便于调整吊箱注水下沉产生的偏移和结构受力的需要，吊箱侧

51、壁板分 24 个隔水仓，加工完成后对吊箱尺寸、焊接质量、杆件部位、附加结构部位进 行全面检查验收，并做水密实验（即油渗试验） 。水密试验的方法是先在钢吊箱外壁板 上沿焊缝刷石灰浆，待浆干后，在钢吊箱内壁板沿着焊缝刷体积比为 7：3 的煤油和汽 油的混合液，若在外壁板刷有石灰浆处发现褐色油浸痕迹，则必须将原焊缝铲除，进行 重焊。 5 5） 吊箱运输：吊箱运输：制作好的吊箱，用自制平板汽车运到码头，利用 50 吨浮吊装到驳 船运到组装现场。最重的分块约 26t。 3.23.2 吊箱定位及组装吊箱定位及组装 3.2.13.2.1 测量放样测量放样 在钢吊箱拼装前首先应对钢护筒顶进行平面位置和标高测量

52、工作。以此来控制底板 在拼装时处于同一标高，避免在吊箱分块拼装过程出现导链受力不均。此外还要对护筒 顶及桩头实际水平位置的偏差进行测量，以此来指导下沉后钢吊箱偏位的调整。另外， 必须对河床面进行测量判断河床面是否低于钢吊箱安装就位后的底面标高，否则必须对 河床面进行找平处理。钢围堰施工见工艺框图 3.4。 3.2.23.2.2 底板拼装底板拼装 064#墩钢吊箱总高度为 16m,分为三节，第一节高 4.6m，第二节高 5.6m，第三节高 5.8m。钢吊箱设计总重量约 591 吨，增加定位轮、加劲板加工后为 613.5 吨，第一节重 量（含底板、抗压柱）为 305.5 吨，第二节重量为 190.

53、8 吨，第三节和内支撑总重量为 117.2 吨。 钢吊箱底板分 6 块加工和安装，底板在护筒位置开孔，孔径 3.1m，底板分块拼装 顺序见图 3.1。首先把第一、二块底板分别用 10t 手拉葫芦吊（4 个）挂在钢护筒上面。 通过测量对位，焊接完成后临时通过连接钢板将其与钢护筒临时固定。其次通过 50t 浮 吊依次吊装焊接剩余 4 块底板。在每一块底板焊接前都必须对其进行水平位置和标高的 调整。同时做好焊缝检查，确保底板焊接质量。底板安装完成后，再次进行水平、标高 及几何尺寸的复测，确保底板拼装误差在规定的范围内。如有偏差可通过 20t 导链调整 标高、底板伸缩装置调节水平位置。 3.2.33.

54、2.3 悬吊系统悬吊系统 钢吊箱在拼装下沉直至入水达到自浮状态过程中都需要通过悬吊系统进行。根据 底板分块情况在钢护筒上设置吊架，吊架由 240a 槽钢加工而成。每个吊架上通过卸 扣悬挂四付 20t 手拉葫芦，手拉葫芦通过卸扣吊住抗压柱上的吊耳，根据吊箱底板的分 块，共需 9 套吊架横梁，36 个吊点，36 付手拉葫芦，72 套 20t 卸扣。吊架总体布置见 下图 3.5。 图 3.5 吊架总体布置图 钢吊箱底板检查合格后，开始进行悬吊系统和抗拉柱的安装及焊接。所有构件的焊 缝质量、安装位置都须经过详细检查。然后更换部分临时悬吊底板的 10t 手拉葫芦，使 悬吊系统参与承受底板重量。为下一步拼

55、装第一节侧板作好准备。 3.2.43.2.4 侧板、导向装置安装侧板、导向装置安装 每节钢吊箱侧板共分十块，安装时遵照对称的原则。侧板拼装过程首先按照底板放 样尺寸进行初步定位和固定。通过微调在对其垂直度、板间可能存在的错逢进行修整后 进行正式焊接（焊接过程应根据具体收缩变形适量割除结构单元板边的预留量） 。最后 对侧板分块间的焊缝质量和水密性全面进行检查。 当第一节侧板全部检查完毕，接着进行封底混凝土隔仓板的安装和焊接。封底混凝 土隔仓板高 50cm，焊接在底板龙骨上，主要目的是为了保证水下封底砼的浇注质量。 为控制钢吊箱下沉位置准确，在钢吊箱四角的壁板上各设两个上定位轮和下定位轮 （直径

56、400mm） 。共设 16 个定位轮。在第一节侧板完成焊接后，即可安装 8 个下定位轮。 考虑到各钢护筒实际偏位有所不同，定位轮的安装位置要根据施工测量得出的钢护筒垂 直度、桩顶实际平面位置偏差等数据经过计算确定，以保证吊箱的平面位置的偏差在允 许范围内以使钢吊箱能顺利下放为度。定位轮结构见图 3.6。 图 3.6 定位轮结构图 3.2.53.2.5 钢吊箱下沉钢吊箱下沉 第一节侧板拼装检查完毕，由于此时整个吊箱由吊架承重，拉紧 36 个吊点上的手 拉葫芦，此时全部由手拉葫芦受力。根据提前在抗压柱上做好的刻度，放松所有手拉葫 芦使钢吊箱缓慢均匀速下放。下放过程 36 个手拉葫芦下沉操作要同步。

57、 第一节钢吊箱下沉到水中后，钢吊箱吃水： mh70 . 2 27.113 5 . 305 1 此时，钢吊箱处于自浮状态。复核吊箱平面位置并进行调整（如果有偏移） 。 在钢吊箱第一节上面拼组第二节。第二节在自浮状态下拼装，过程步骤和工作内容 与第一节侧板拼装相同。第二节拼装检验完毕，安装底层内支撑，并准备第三节拼装。 第二节拼组后，钢吊箱吃水： mh38 . 4 27.113 8 . 190 5 . 305 2 在第二节吊箱上继续拼装第三节吊箱侧板。经过尺寸、平面位置、及焊缝质量、 水密性检验后安装上层水平内支撑，同时完善整个吊箱内支撑。 第三节拼组后，钢吊箱吃水： mh94 . 4 27.11

58、3 559 3 此时钢吊箱自浮与水中。 整个钢吊箱拼装下沉后受到浮力将自浮于水中。为使钢吊箱下沉至设计标高 （+5.00m） ，采取在吊箱隔仓内注水下沉的方法。在注水过程中，注意两相邻隔舱间的 水位差不得大于 2.0m。当钢吊箱下沉到设计标高时停止注水。测量复核钢吊箱的倾斜度 和平面位置偏差（通过水面以上部分） ，通过纠偏调整最后将钢吊箱通过抗拉柱焊接固 定在钢护筒上。双壁钢围堰允许偏差见表 3.1。 表 3.1 双壁钢围堰施工允许偏差 平面直径 d/800 井箱高差10mm 拼装 顶面高差20mm 倾斜度h/500 顶面 中心位置 底面 h/50+250mm 就位 平面扭角 2 图 3.7

59、第三节壁板拼装 3.33.3 封底混凝土施工封底混凝土施工 钢吊箱就位固定后，需浇筑封底混凝土。封底混凝土是主要的止水结构之一，同时 又作为承台混凝土浇筑的底模，并且封底混凝土和钻孔灌注桩钢护筒之间的粘结力对于 各工况下抗浮或抗压是很重要的安全储备，因此，封底混凝土浇筑质量的好坏直接关系 到钢吊箱结构的强度和刚度，也会直接影响到后期承台混凝土的浇筑质量。 双壁钢围堰内径尺寸 16.923.2m，设计吊箱底标高+5.0m，围堰内共有 12 只钢护 筒，护筒直径 2.8m，封底混凝土总面积： 310.4m2，封底厚度 1.5m（先封 1.2m，剩 余 30cm 做最后找平） ，约需封底混凝土 46

60、6 m3，为保证封底混凝土质量，灌注完毕后 的混凝土顶面要超灌 1520cm 高度（多余砼将予以清除） ，因此封底混凝土按 530 m3备 料。 3.3.13.3.1 施工工艺施工工艺 配合比设计的目的是通过高性能外加剂、胶结材料和粗细骨料的选择及精心设计， 使混凝土拌合物的屈服剪应力减小到适用范围，同时又具有足够的黏度，混凝土拌合物 既具有高度流动性又不出现离析泌水现象，能在自重下自由流淌，填充模板内的空隙并 形成均匀密实的混凝土结构。 针对工程特点，为确保为确保封底顺利，封底后混凝土质量可靠，决定将整个围堰 封底混凝土分 9 个大仓进行，封底顺序为先外后内，对称进行。相邻仓间设置高度 1.