[重庆]长江大桥大型前支点挂篮施工设计说明

1、重庆市涪陵区李渡长江大桥挂篮设计方案设计PAGE PAGE 24武汉港湾工程设计研究院目 录设计说明工程概述 设计依据设计概要总体构造设计特点设计计算主要施工步骤制作与拼装试载要求设计图纸挂篮系统总图（一） CFL-ZT-00（1/4）挂篮系统总图（二） CFL-ZT-00（2/4）挂篮系统总图（三） CFL-ZT-00（3/4）挂篮系统总图（四） CFL-ZT-00（4/4）承载平台（一） CFL-CZ-00（1/2）承载平台（二） CFL-CZ-00（2/2）张拉机构 CFLZL-00止推机构 CFLZT-00行走反滚轮 CFL-GL-00牵引机构 CFLQY-00前/后锚杆组 CFLQW

2、-00标高调节机构 CFL-BG-00 模板系统（一） CFL-MB-00(1/2)模板系统（二） CFL-MB-00(2/2)1 . 工程概述李渡长江大桥斜拉桥为双塔双索面斜拉桥，全长738米，主跨398米，采用对称三跨布置，即170+398+170=738米。桥面宽度25.1米。主塔采用H型塔，主梁近边墩处边跨因压重需要采用箱形梁，其余均采用预应力混凝土边主梁结构，桥轴线处梁高2.651米，设2%双向横坡。梁上标准索距7.6米，边跨现浇段索距为3.7米、5.0米。主梁标准截面尺寸如下：矩形边主梁宽2.3米，顶板厚0.24米，横梁厚0.3米，标准节段设2道横梁。在塔根处边主梁宽度加大至3.5

3、米。边跨箱梁腹板厚2.3米，顶板厚0.28米，底板厚0.4米，横梁厚0.4米。 标准节段及SB15#节段主梁横断面如图一所示：图一 标准节段及SB15#节段断面 （单位mm）2 . 设计依据重庆市涪陵区李渡长江大桥施工设计施工图。 项目设计委托书钢结构设计规范（GB50017-2003）钢结构工程施工质量验收规范（GBJ5005-2001）公路桥涵设计通用规范（JTJ021-89）公路桥涵钢结构及木结构设计规范（JTJ025-86）冷弯薄壁型钢结构技术规范（GBJ18-87）钢结构高强度螺栓连接的设计、施工及验收规程（JGJ82-91）公路桥涵施工技术规范（JTJ041-2000）混凝土结构工

4、程施工质量验收规范（GB50204-2002）3 . 设计概要 本挂篮为大型前支点挂篮，设计承载砼重量510吨。设计将其安全与可靠性放在首要位置，承载平台，牵索系统，锚固系统均给予了充分的安全储备。为保证施工质量，设计承载平台刚度大，并在适当位置配置锚杆，以减少箱梁纵横向变形及“错台”量；长大构件分段制作以满足运输及现场拼装的要求；满足浇筑、移动及调整等使用功能方面的要求。本挂篮适用于主梁SB2#SB15#、MB2#MB25#节段浇筑。 4总体构造挂篮由承载平台、牵索系统、行走系统、定位系统、锚固系统、模板系统、操作平台及预埋件系统等组成。（见图二） 41 承载平台 承载平台是挂篮的主体结构，

5、由支承悬浇荷载及模板体系的平面刚架和挂腿组成。平面刚架由二主纵梁、三横梁组成。两侧主纵梁前端开槽，在主纵梁上设置承力面。42 牵索系统牵索系统的功能是在挂篮悬浇施工时将斜拉索与挂篮连接起来形成前支点；在悬浇完成后，将斜拉索与挂篮分离，实现索力的转换。牵索系统由张拉机构及斜拉索组成。张拉机构中的张拉千斤顶通过撑脚固定在垫块总成上。垫块总成可沿主纵梁头部导轨上下滑动并锁定，因而前支点空间位置可调整。43 行走系统行走系统实现挂篮空载前移功能，由牵引机构及行走反滚轮组成。牵引机构由两台YC70X150千斤顶通过两根精轧螺纹钢筋，同步牵引挂腿下部行走滑靴带动挂篮前移，行走滑靴在主梁顶面辅设的滑轨上滑动

6、。挂篮行走时由行走反滚轮平衡前倾力。44 定位系统定位系统实现挂篮浇筑前的定位，由前锚杆组、止推机构及后支点千斤顶组成。挂篮由前锚杆组提升到位，放置在主纵梁尾部的后支点千斤顶调整挂篮前端的竖向标高，止推机构承受斜拉索张拉力中的水平分力。由于挂篮的自重及构造尺寸都较大，再加上本桥主梁断面的构造特点，使得挂篮横桥向定位的调整较困难，因此在挂篮前移时，应尽量保证挂篮整体同步平移，并不断观测，随时纠正挂篮的偏位。当挂篮前端产生横桥向偏移时，可在挂篮后横梁与桥主梁主肋间设反向顶推予以调整；当挂篮挂腿中心线处产生横桥向位移时，在挂篮挂腿与桥主肋间加反向顶推。45 锚固系统 锚固系统包括8组前锚杆组和4组后

7、锚杆组。前锚杆组设在主纵梁中部及侧面，其作用是将承载平台承受的施工荷载传递到已浇梁段上，后锚杆组设在主纵梁尾部，其作用是平衡挂篮斜拉索初张拉时产生的后倾力，同时，4组锚杆组亦作为抗风安全锚固点。46 模板系统模板系统由横隔板底模及侧模、主肋侧模及底模、顶板底模、顶模拱架及支架、支撑等组成。横隔板侧模底部通过铰接与承载平台相连，侧模之间采用对拉螺杆连接，横隔板底模位于承载平台前、中横梁之上。前端顶模采用可调撑杆支撑在承载平台上，中间顶模采用拱架支撑，拱架通过铰接固定在主纵梁的滑轨上。在挂篮前移前，松开对拉螺栓，将边箱梁侧模及横隔板侧模放置于拱架及承载平台上，并与顶模一起随拱架下降至横隔板底标高以

8、下。挂篮前移到位后，再将拱架提升到设计标高位置，立模，浇筑下一节段。拱架用千斤顶顶升到位，并用销轴定位。因而可方便地立模、拆模并将模板系统整体移至下一待浇节段。5.设计特点本挂篮悬浇节段长度7.6m，现浇桥面宽25.1m，悬浇节段砼质量最大510t，其设计上具有如下特点：挂篮整体刚度好，满足了抗倾、抗风稳定性要求。挂篮操作调整方便，平面及标高调整均采用国产通用设备。挂篮的主要组成部分承载平台为平面刚架结构，构造简单，受力明确，构件自重较轻。根据各构件受力特点，采用了不同的结构形式，在保证平台刚度和强度的前提下，减轻了平台的质量。挂篮结构主要采用普通型材制作。挂篮结构及部件采用拼装式，可重复利用

9、。模板系统主要由横隔板及边箱梁底模及侧模、顶板底模及模架支撑等组成。大部分采用大模板结构，提高砼外观质量，同时有效的控制桥形缩短施工周期。中部顶板底模采用拱架支撑，随拱架在挂篮前移前下放至大桥横隔板以下，挂篮前移到位后再将拱架提升至设计标高位置，便于立模，拆模，模板整体移至下一待浇节段。6. 设计计算6.1 设计荷载砼荷载 箱梁标准节段质量为420t，SB15#节段质量为510t。挂篮系统自重人群及施工荷载取1.5kN/m2风荷载 6.2 计算工况工况：挂篮受水平力牵引前移，风垂直向下（风速13.6 m/s），计算挂篮行走状态的受力。工况：挂篮行走至新浇梁段最外沿，风垂直向上（风速27.9m/

10、s），计算挂篮行走状态的稳定性。工况：挂篮位于MB25#节段并定位，设定初张拉索力值为1725kN（单索），水平角度24.0297，风垂直向上 (风速13.6 m/s)，计算挂篮稳定性。工况：MB2#节段，砼浇筑但未凝固，风垂直向下 (风速13.6 m/s)，设定索力为1450kN（单索），水平角度71.1006，计算挂篮工作状态的受力与变形。工况：挂篮位于MB25#节段，砼浇筑但未凝固，风垂直向下 (风速13.6 m/s)，设定索力为3450kN（单索），水平角度24.0297，计算挂篮工作状态的受力与变形。工况：挂篮行走至SB15#节段，砼浇筑但未凝固，风垂直向下 (风速13.6 m/s)

11、，设定索力为2750kN（单索），水平角度31.9391，计算挂篮工作状态的受力与变形。6.3 材料性质6.3.1材料特性钢的材料特性：弹性模量E=2.1105 MPa泊松比0.3密度7850 kg/m36.3.2容许应力Q235-A：170 MPa =100 MPa40Cr： d100 mm 350 MPad100 mm 385 MPa6.3.3几何特性 挂篮重心距挂篮尾端9.7529米。6.4 计算模型及结果挂篮整体结构为一弹性支承空间刚架，通过简化构件计算，确定构件截面尺度及性质（本计算过程略），拼合成整体结构用ANSYS电算进行优化设计。6.4.1 拱架计算计算工况：工况。6.4.1.

12、1工况计算拱架计算模型及结果见图三、四所示。图三 拱架计算模型图四 拱架计算计算变形图支座反力：水平力 竖向力6.4.1.2 计算结果汇总各杆件内力计算结果如下（取各最不利构件内力值）：部位最大正应力（MPa）最小正应力（MPa）最大轴应力（MPa）最大弯应力（MPa）拱圈-42.5-68.3-42.5-25.9梁30.4-36.6-8.530.1撑杆/-15.4/6.4.2 挂篮整体计算6.4.2.1 工况I计算荷载： 挂篮系统自重风荷载 风速13.6 m/s电算模型见图五图五 工况系统整体计算模型系统应力分布见图六，最大应力120MPa（挂腿处） 图六 工况系统各断面应力分布图 系统整体变

13、形见图七，系统整体变形49mm图七 工况系统整体变形图各部件内力计算结果如下（取各最不利构件内力值）：部位主纵梁前横梁中横梁后横梁挂腿综合应力（MPa）52.740.843.430.5120约束反力： 挂腿处1611kN 行走反滚轮358kN6.4.2.2 工况 = 4 * ROMAN IV计算荷载：混凝土荷载4200kN 人群及施工荷载 1.5 kN/m2挂篮系统自重风荷载 风速13.6 m/s索力1450kN（单索），水平角度71.1006电算模型见图八图八 工况 = 4 * ROMAN IV系统整体计算模型系统应力分布图见图九，系统最大应力86.4MPa。图九 工况 = 4 * ROMA

14、N IV 系统各断面应力分布图系统整体变形见图十，变形量45.5mm。 图十 工况 = 4 * ROMAN IV 系统变形图各部件内力计算结果如下（取各最不利构件内力值）：部位主纵梁前横梁中横梁后横梁综合应力（MPa）62.786.486.046.3约束反力：止推机构268kN 前锚杆组1440kN 标高调节机构 598kN6.4.2.3 工况 = 5 * ROMAN V计算荷载：混凝土荷载4200kN 人群及施工荷载 1.5 kN/m2挂篮系统自重风荷载 风速13.6 m/s索力3450kN（单索），水平角度24.0297电算模型见图十一图十一 工况 = 5 * ROMAN V系统整体计算模

15、型系统应力分布图见图十二，最大应力143MPa。 图十二 工况 = 5 * ROMAN V系统应力分布图系统整体变形见图十三，变形量29mm。图十三 工况 = 5 * ROMAN V系统整体变形图各部件内力计算结果如下（取各最不利构件内力值）：部位主纵梁前横梁中横梁后横梁综合应力（MPa）14386.086.444.3约束反力：止推机构2950 kN 前锚杆组810kN 后锚杆组 220kN6.4.2.4 工况 = 6 * ROMAN VI计算荷载：混凝土荷载5100kN 人群及施工荷载 1.5 kN/m2挂篮系统自重风荷载 风速13.6 m/s索力2750kN（单索），水平角度31.9391

16、电算模型见图十四图十四 工况 = 5 * ROMAN V系统整体计算模型系统应力分布图见图十五，最大应力141MPa。 图十五 工况 = 5 * ROMAN V系统应力分布图系统整体变形见图十六，变形量57.5mm。图十六 工况 = 5 * ROMAN V系统整体变形图各部件内力计算结果如下（取各最不利构件内力值）：部位主纵梁前横梁中横梁后横梁综合应力（MPa）98.314113570.3约束反力：止推机构2128kN 前锚杆组1306kN 标高调节机构 89kN6.4.3 主要构件电算结果序号构件名称控制工况杆件应力极值（MPa）最大位移（mm）竖向横桥向1主纵梁工况143202前横梁工况

17、= 6 * ROMAN VI141403中横梁工况 = 6 * ROMAN VI135384后横梁工况70175挂腿工况I120-6拱架梁工况 = 4 * ROMAN IV37拱圈工况 = 4 * ROMAN IV687撑杆工况 = 4 * ROMAN IV12综上所述，各构件折算应力均，强度满足要求；变形量均，刚度满足要求。6.5 各机构受力情况张拉机构3450 kN（设定）, 止推机构2950kN（工况）,前锚杆1440kN（工况 = 4 * ROMAN IV）, 后锚杆220kN（工况）, 标高调节机构598kN（工况 = 4 * ROMAN IV），行走反滚轮358kN（工况I），挂腿

18、支点处1611kN(工况I). 6.6 挂篮整体抗倾覆计算6.6.1 挂篮行走状态稳定性按工况， 计算挂篮行走状态稳定性。挂篮行走至新浇梁段最外沿处（迎风面积最大），风垂直向上吹（风速27.9 m/s），为最危险状态。考虑荷载：模板重量433kN承载平台重量1267kN张拉机构重量53kN反滚轮机构重量11kN风载荷： 风速27.9 m/s。总倾覆力矩：M倾 =1090kN.m抗倾覆力矩：M抗倾 = 4735kN抗倾安全系数：k = M抗倾/ M倾 =4.36.6.2 挂篮初张拉状态稳定性工况 = 3 * ROMAN III，MB25#节段，挂篮定位，斜拉索张拉至初张拉值1725kN（单索），未浇砼，风垂直向上吹(风速13.6 m/s), 计算挂篮初张拉状态稳定性。考虑荷载：模板重量433kN承载平台重量1267kN张拉机构重量53kN反滚轮机构重量11kN后锚杆组极限受力按7740kN计，风载荷 风速13.6 m/s，索力1725kN（此时倾覆力矩最大）。总倾覆力矩：M倾 = 13066kN.m抗倾覆力矩：M抗倾 = 62594kN.m