2023年兰渝铁路新井口嘉陵江四线特大桥深水基础施工技术

新井口嘉陵江特大桥深水基础施工技术

-新井口嘉陵江特大桥81#、82#墩深水基础施工

1.工程概况

1.1工程地理位置、技术标准及规模

新建铁路兰州至重庆线广元段新井口嘉陵江特大桥位于重庆市沙坪

坝区嘉陵江井口河段，与其上游的既有渝怀铁路井口嘉陵江特大桥相距

45m,桥址处河道弯曲、狭窄、水深，是兰渝铁路的控制性工程。

新井口嘉陵江特大桥是兰渝铁路客(双)线与渝利货车外绕双线合

建的特大桥，主要技术标准为：客线列车设计速度为200km/h,货车外绕

线列车设计速度为120km/ho

本桥引桥部分客、货线桥分建，在跨江处合并为四线桥，其中客线

双线桥长2534m,货车(单)双线桥长3865.5m,四线桥部分长1301m,

总投资约8.69亿元。

1.2主桥桥式布置及结构

四线主桥跨江段桥跨布置及结构：(64+64)mT构+(84+152+76)m

连续刚构+(64+64)mT构。其中(84+152+76)m连续刚构是世界上铁路

四线桥第一座采用墩身下段及基础合修、墩身上段及梁部分修的四线大

跨度预应力混凝土刚构桥。主桥桥跨布置示意图如下：

图1-1四线主桥桥跨布置示意图

L3主墩下部结构

主墩81#、82#墩位于江中深水区，设计墩高均为80.5m。81#墩基础

设计钻孔桩32根，桩径2.5m,桩长为33m,按梅花形布置。承台为圆弧

端形，尺寸为45X20X4m,承台底标高为161.15m。

82#墩基础为高桩承台，设计钻孔桩32根，桩径2.5m,桩长为45m,

按行列式布置。承台为圆端形，外端尺寸为56.5*21,2*6m0承台底标高

分别为161.97m。

L4水文特征

嘉陵江属于长江一级支流，水位受季节性降雨变化较大，雨季河水

湍急。桥址处主河槽底标高为147m左右，枯水季节江面宽度约300m,主

河槽水深约20〜30m,洪水期宽度可达约500m,最大水深达约47m以上。

考虑20年一遇洪水，桥址处最大流速为V[l/20]=3.8m/s,最高水位为

H[1/20]=192.69mo

1.5桥址地质

嘉陵江自西北向东南流经井口，桥轴线位于黑羊石滩下游微弯河道

中，河槽断面呈宽谷形态。河岸基本无阶地，基岩大面积出露，岩层稳

定坚硬，为厚中生界侏罗系上统蓬莱镇组长石、石英砂岩和砂质泥岩互

层地层。岸上地面表层为层粉质粘土，其下为强风化泥岩夹砂岩和弱风

化泥岩夹砂岩。河床大部分基岩裸露，表层局部有沉积砂卵石土层，厚1〜

2m,其下为弱风化泥岩夹砂岩。

1.6航道及航运

桥区枯水航道维护尺度为1.5*40*400m（水深*航宽*弯曲半径），规

划航道尺度为：2.0〜2.4*60*480m,可通航1000t级船队，航道标准为

国家HI级，最高通航水位为200.63m,最低通航水位为166.06m。桥梁通

航净高40.9m,主跨通航净宽143m,边跨最小净宽68m。

2.主要工程特点及难点

1、新井口嘉陵江特大桥位于重庆市主城区，采用四线连续刚构桥跨

越嘉陵江，可有效地利用桥位资源，提高土地资源的利用效率，降低工

程成本，它的成功实施可为高墩多线连续刚构在铁路桥梁建设中的应用

提供借鉴与支持。

2、嘉陵江水流湍急，水位随季节及天气变化较大，每年6月至9月

底为汛期，洪水频发，洪水涨幅最多可达到24米，日涨幅10m以上。枯

水季节（施工期）约8个月。由于汛期水位变化较大，施工平台及围堰

难以按最高洪水位设计，因此深水基础施工应尽量避开汛期，如进入汛

期，如何确保施工期间安全度洪预防措施是本工程需要研究的课题。

3、桥址处于嘉陵江河谷狭窄地段，水流速度大，河床覆盖层较薄,

大部分基岩裸露。81#墩河床岩面倾斜（高差约5m）,必须先完成基础水

下爆破开挖，再进行围堰施工。82#墩位于主河槽内，汛期水深近50m,

枯水期最大水深约30m,施工技术难度及安全风险均较高。

4、根据嘉陵江的通航条件，枯水期浅滩地段较多，虽然在三峡水库

蓄水后有所改善，但三峡水库经常根据下游需求调控下放水量，对嘉陵

江的通航条件影响较大，大型水上运输设备通行不便。

3.任务来源

中铁十局集团有限公司于2009年7月中标兰渝铁路广元至重庆段

LYS-14标段，其中新井口嘉陵江特大桥由中铁十局子公司济南铁路工程

公司负责施工。

新井口嘉陵江特大桥工期紧、任务重、施工难度大、安全风险高，

是LYS-14标段重要的控制工程。为此中铁十局济南铁路工程公司成立了

深水基础施工技术研究攻关小组，将兰渝铁路新井口嘉陵江特大桥深水

基础施工技术研究列入科技课题攻关项目。经过概略的比选和论证，初

步拟定了施工方案，为进一步深入的研究明确了目标和方向。

4.研究的主要内容

4.1合理安排工期，满足总体工期要求

新井口嘉陵江特大桥跨江主桥部分设计初步完成后，受国家长江水

利委员会委对本桥行洪和通航情况进行论证和审批的影响，施工图于

2010年2月正式出图。施工图到位滞后对确定施工方案产生较大的影响。

根据总体施工组织安排，81#墩2010年6月底完成围堰施工，钻孔

桩在汛期过后进行施工，计划2011年元月底完成，3月底前完成承台。

82#墩2010汛期前完成施工准备工作，汛后10月份开始围堰施工，2011

年6月底完成承台。保证工期目标是确定深水基础施工方案的重要依据。

4.2采用可行的施工方案，满足度洪要求

嘉陵江流域面积大、落差大，汛期洪水涨幅大，流速高。两个主墩

深水基础施工周期长，不可预见的因素多，如何满足度洪安全要求，是

两个主墩基础施工方案必须研究的问题。

81#墩钢围堰施工距汛期仅有4个月时间，施工方案必须保证在汛

期前完成底节围堰拼装下水、上层围堰拼装、围堰定位着床、安装钻孔

桩施工平台、下放钢护筒及围堰於封底。围堰施工完成后即进入汛期，

其结构体系及措施必须保证钢围堰安全度汛。

拟定采用钢浮筒施工平台拼装围堰的方法，能够以最快的速度组织

施工，在汛期到来前完成围堰封底施工。钢围堰封底后与河床岩石形成

较强的附着力，施工平台、钢护筒、上下导向架连接成整体，形成钢围

堰壁板上部支撑，从而保证钢围堰安全度汛。

82#为高桩承台采用吊箱围堰施工，必须在一个枯水期内完成钢围

堰、钻孔桩、承台施工。由于钢围堰制做、拼装、下水、浮运、定位、

钻孔桩施工等施工过程存在着不可预见的因素较多，因此采用的施工方

案必须考虑度汛的要求，结构设计必须保证度洪安全。

拟定采用双壁钢吊箱围堰与定位桩构建施工平台的方案进行施工，

按最不利情况考虑，即汛期到来前未按期完成承台施工，桩基完成60%,

已完桩基与吊箱围堰组成的联合结构能够保证安全度洪。

4.3技术研究的主要内容

新井口嘉陵江特大桥主墩大型深水基础施工在拟定施工技术方案的

基础上，对钢围堰制做、拼装、下水、浮运、定位、施工平台建立、钻

孔桩施工、围堰抽水、承台施工等施工方法及相关工艺进行全面的研究，

对于一般性施工技术工艺进行了简略叙述，其重点技术研究主要内容有

以下几个方面：

(1)深水基础施工方案的比选。通过对常见的深水基础施工方法与

本项目拟采用的施工技术方案进行技术经济分析对比，确定研究需要解

决的问题和目标。

(2)双壁钢套(吊)箱围堰结构设计。根据拟定的施工技术方案，研

究与之相适应的围堰结构设计。

(3)钢浮筒施工平台拼装大型钢围堰施工技术方案。主要研究利用

钻孔桩钢护筒及施工平台所用材料、构件制做钢浮筒施工平台，以及在

钢浮筒施工平台拼装大型钢围堰和围堰下水的施工方法及工艺。

(4)双壁钢吊箱围堰底节岸上拼装、下水及双壁钢吊箱围堰与定位

钢护筒构建施工平台的技术方案和相关的施工方法，及满足度洪安全要

求的相关措施。

第一部分钢筒浮平台拼装大型双壁钢围堰技术研究报告

兰渝铁路新井口嘉陵江特大桥81#墩双壁钢围堰施工

1.技术方案论证

深水钻孔桩承台基础施工方法主要有“先桩后堰”和“先堰后桩”

两大类。本桥81#墩位处基岩裸露，岩面高低错落变化较大，设计承台

底位于基岩面以下2〜4m左右，因此两种施工方法均必须先将岩层爆破

开挖至基底(封底於底)。为缩短工期，“先堰后桩”施工方法优势明显，

因为钢围堰拼装下水与水下爆破开挖可平行作业，爆破开挖完成后，钢

围堰就位并在其顶部安装钻孔桩施工平台，经济上较合理。钢筒组装浮

平台拼装双壁钢围堰方案可满足此要求。

底节钢围堰拼装下水常采用码头拼装并拖拉下水和驳船组装平台拼

装然后起吊下水两种方法。采用第一种方法，本桥与上下游既有码头相

距较远，且码头租用、围堰下水及封航浮运成本较高，若修建围堰拼装

临时码头，桥址附近两岸较陡条件不具备，临时码头选址、审批、租地、

修建及解决施工用电等成本较高，时间上影响工期的不确定因素较多。

如采用驳船作为浮平台拼装底节，然后用龙门吊起吊下水，需租用60m

长(800t)的平板驳4条，其中两条驳船拼装围堰，两条拼装龙门吊，

另加1台浮吊进行配合，费用仍超支较大，且在长江上游租船难度较大，

影响工期。

钢护筒组装浮平台拼装双壁钢围堰是“先堰后桩”的一种施工方法，

是利用钢护筒制成密闭的钢筒作为浮体，拼装成大型浮动施工平台，在

浮平台上拼装底节钢围堰后，向钢浮筒内注水使平台下沉，底节围堰自

浮后移至墩位处进行上层围堰拼装、注水下沉及着床等作业，同时对沉

入水中的部分钢浮筒平台进行充气排水浮升至水面。

钢护筒浮平台利用钻孔桩钢护筒和钻孔施工平台所需构件、材料拼

装而成，浮平台用完拆除修整后再用于钻孔桩施工，把钢材及周转性材

料的消耗量降至较低点，施工成本降低额较大，能取得了较好的经济效

益。

用钢护筒拼装浮动施工平台，工序少、施工组织快，在底节围堰加

工完成前即可完成，不占用工期。由于拼装下水位置不在墩位处，因此

墩位处水下爆破与钢围堰拼装可平行作业，工期大大缩短。

本方案采用简易的注水下沉系统进行底节围堰下水，用简易的充气

排水系统对部分沉入水中的部分平台进行浮升打捞，施工方法中均采用

常用的水泵、空压机等小型机具设备，具有设备简单、操作简易、下水

速度均匀可控、安全可靠等特点。

钢浮筒平台拼装双壁钢围堰在桥址现场进行施工，对施工环境要求

不高，不需要施工码头，只要水深满足钢围堰下水自浮即可。钢围堰施

工均在浅水区域进行，避开了主航道，且不需封航进行长距离浮运，减

少了对水上交通运输的影响。

2.施工工艺原理

钢筒浮平台拼装双壁钢围堰施工主要设施由钢筒组装浮平台、拼装

垫梁、注水下沉系统及充气排水打捞系统四部分组成。施工工艺原理如

下：

采用直径2.8m钻孔桩钢护筒两端封堵后形成密闭钢浮筒，用若干个

密闭钢浮筒作为浮体，拼成4个组块，其中A组两块分别位于两侧直线

段围堰壁板下，B组两块分别位于两端的圆弧壁板下，用贝雷梁将4个浮

筒组块拼联成大型浮平台，并用锚碇系统进行固定。

在浮平台上铺设拼装垫梁，使拼装垫梁顶面在同一平面上。

拼装钢围堰底节时，按照先直线段后圆弧的顺序进行，合拢块设在

两端圆弧段的中部，拼装过程采用注排水进行平衡或局部配重的方式保

持浮平台整体平稳。

底节钢围堰下水时，先对直线壁板下A组钢浮筒平台分两批对称注

水下沉，在钢浮筒顶没入水中前抽离，然后再对两端B组钢浮筒平台分

批注水下沉，底节围堰自浮后，B组钢浮筒平台沉至水底。注水下沉系统

由进水管、出气管、水泵、阀门、控制柜组成。注水采用小型水泵，保

持平台缓慢下沉。钢浮筒注水过程通过中加强观测，通过对围堰顶面4

个角点标高的测量，不水平时，及时用阀门及水泵开关进行注水量控制

和调整，使底节钢围堰下水过程基本保持平稳。

底节钢围堰移至墩位处即可进行打捞作业。钢浮筒打捞系统由充气

管、排水管、空压机、阀门、气压表、控制柜组成。打捞时用空压机向B

组钢浮筒充气排水，当排水量大于B组钢浮筒平台自重时，使其浮出水

面，然后拖至岸边拆解上岸。

底节钢围堰下水自浮后，用拖轮将其浮运至墩位处，由锚碇系统初

步就位后，逐节拼装上层围堰并注水下沉。围堰拼装总高度超过水深1.0m

以上时，及时进行下沉着床作业。下沉至围堰底距河底0.5m左右，进行

精确定位后下沉着床。围堰拼装完成后，在围堰上安装钻孔桩施工平台，

下放钢护筒，然后进行封底混凝土施工。

3.施工工艺流程

钢浮筒平台拼装钢围堰施工工艺流程

4.主要工艺要点

4.1双壁钢围堰结构设计及制造

4.1.1双壁钢围堰结构

81#墩承台尺寸为45X20X4m,承台底标高为161.15m,施工水位

为175m。考虑钢围堰下沉就位精度，拟定围堰平面净尺寸为45.4X20.4m,

根据水深拟定封底杜厚2.5m,围堰顶高出施工水位1.0m,围堰总高度按

17.5m设计。

钢围堰由壁板结构及内支撑结构两部分组成。壁板采用竖向箱柱、

水平桁架和内外带肋面板构成的空间箱体结构。双壁部分高度为15.0m,

厚度为1.5m,单壁部分高度为2.5m。内支撑采用钢管结构。

根据方案墩位处河床基岩水下爆破开挖至围堰底标高，因此壁板不

设置刃脚，为保证底节围堰下水后自浮，在距底部1.0处设置一道水平

底板，并对下部开口段进行加强。在箱柱底部腹板处开孔与开口段连通，

用于开口段灌注水下硅封底。

4.1.2钢围堰结构验算

4.1.2.1荷载计算

钢围堰抽水安排在枯水期施工，按抽水完成后进行验算。主要荷载

为：静水压力、流水压力和风载，传力方式为面板一竖肋一水平桁架一

竖向箱柱->内支撑。计算根据设计及重庆西南水运工程科学研究所编写

的兰渝铁路新井口嘉陵江四线特大桥《通航净空尺度和技术要求论证研

究报告》提供的相关参数。

(1)静水压力

静水压力按设计施工水位标高175nl取值，最大深度按封底舲顶标高

161.15m计算。P»=yH=10*13.85=138.5kPa

(2)流水压力

计算时流速按20年一遇标准取值v=3.8m/s,与基础横桥向轴线夹

角为a=10°。由于流水压力值较小，为简化计算，流水压力按均布考

虑(忽略水深的影响)，圆弧端按水流与迎水面正交进行计算。侧壁计算

考虑水流夹角。

圆弧端：P»=Kv2P/2g=0.6X3.82X10/(2X10)=4.33kPa

侧壁：P静'=KV2PsinlO0/2g=1.47X3.82XsinlO°/2=1.843kPa

其中K一桥墩形状系数，根据《铁路桥涵设计基本规范》

TB10002.1-2005相关规定,圆弧端取0.6,侧壁取1.43。

(3)风荷载

桥区最大风速v=26.7m/s,主风向西北风。风荷载按《铁路桥涵设

计基本规范》TB10002.1-2005相关规定计算。

W=MK2K1X1.0X1.3X0.446=0.64kPa

其中W0=v71.6=26.72/1.6=446Pa

Ki一风载体形系数，取1.1。

电一风压高度变化系数，取1.0。

”一地形、地理条件系数，取1.3。

4.1.2.2面板验算

钢围堰内外侧面板采用8mm厚钢板，板肋间距设定为0.35m,第一

层桁架设在距封底校顶0.45m处，标高为161.6m,水深13.4,取该处静

水压力，面板宽度为1m,按5跨连续梁进行验算。

(1)均布荷载：CLIPMP流=13.4X10+4.33=138.33kN/m

q=138.33KN/m

1)

11"11.1"1!1二,

0,350,35I0,35

0,354--.Y■

0.1380.2020.2020.138

J

L3581.25612241,256

(2)强度验算：21*0.0082/6=0.00001lm3

。=M/W=1.358/0.000011/1000=123.45MPa

<[o]=145MPa故满足要求。

4.1.2.3板肋验算

钢围堰内外侧板肋N80X50X8角钢，间距d=0.35m,根据《钢结

构设计规范》，板肋计算时应与面板组合计算，取面板计算宽度为板肋两

侧各15t,t为面板厚度。面板计算宽度b=30t=24cm。

(1)杆件几何特性：

t0=(9.867*2.73+24*0.8*8.4)/(9.867+24*0.8)=6.475cm

IF62.83+9.867*(6.475-2.73)=201.21cm4

12=24*0.8*0.8*0.8/12+24*0.8*(8.4-6.475)=72.17cm4

I=I1+I2=273.38cm4

W=273.38/6.475=42.22cm3

S*=24*0.8*(8.4-6.475)+0.8*(8-6.475)72=37.89cm3

⑵桁架间距及板肋内力(MIDAS软件)计算：

静水压力：PiXPhi

流水压力：P流=4.33KPa

桁架间距：L=hi-hi+1

板肋均布荷载：qi=(Pi静+P流)d

桁架间距及板肋内力计算(见下表)：

桁架间距及板肋内力计算表

深度间距静水压力流水压力均布荷载跨中弯距杆端剪力挠度

第i层

hiLPi龄P端AiMiQif

013.850.4138.54.3349.991.0010.000.0000

113.450.95134.54.3348.595.4823.080.0009

212.511254.3345.275.6622.630.0010

311.511154.3341.775.2220.880.0009

410.51.11054.3338.275.7921.050.0013

深度间距静水压力流水压力均布荷载跨中弯距杆端剪力挠度

第i层

hiLPi仲P流qiMiQif

59.41.1944.3334.425.2118.930.0011

68.31.2834.3330.575.5018.340.0014

77.11.3714.3326.375.5717.140.0017

85.81.4584.3321.825.3415.270.0019

94.41.4444.3316.924.1411.840.0015

1031.2304.3312.022.167.210.0006

111.80.8184.337.820.633.130.0001

1210.8104.335.020.402.010.0000

130.20.224.332.220.010.220.0000

(3)板肋验算：

由上表得知各层桁架间板肋的计算内力均满足以下条件，故安全。

Mi<[M]=W[o]=42.22*145/1000=6.12kN-m

Qi<[Q]=[THd/S*=85*273.38*0.8/37.89/10=49.06kN

f=5ql7384EI<[f]=L/400m

4.1.2.4水平桁架验算

(1)各层桁架荷载计算

第i层静水压力：Pi^=Phi

第i层静水压力荷载：QiW=l/3(Pi+l/2Pi-1)(hi--hi)

+l/3(Pi+l/2Pi-1)(h-hitl)

第i层圆端流水压力荷载：Qiat=I/2P2(hii—hi-,)

第i层侧壁流水压力荷载:一流'=1/2P2‘(h--hi”)

第i层圆端均布荷载组合：qi=Qi静+Qi流

第i层侧壁布荷载组合：qi'=Qi静+Qi流'

钢围堰各层桁架荷载计算详见下表。

各层水平桁架荷载计算表

深度静水压力桁架均布荷载均布荷载组合

第i层标图

hiB静q静圆端今流侧壁5流圆端q侧壁q

0161.1513.85138.5

1161.5513.45134.589.552.921.2492.4790.79

2162.512.5125121.714.221.80125.93123.51

3163.511.5115115.004.331.84119.33116.84

4164.510.5105109.904.551.94114.45111.84

5165.69.494103.404.762.03108.16105.43

6166.78.38395.074.982.12100.0597.19

7167.97.17188.335.412.3093.7590.64

8169.25.85877.855.852.-1983.7080.34

9170.64.44461.606.062.5867.6664.18

1017233039.875.632.4045.5042.26

11173.21.81819.334.331.8423.6621.18

121741108.003.461.4711.469.47

13174.80.222.002.170.924.172.92

(2)桁架内力计算

根据上述各层桁架荷载计算，第2层桁架承受的均布荷载最大，其

中直线段qmax=123.51KN/m,圆弧端q皿=125.93KN/m,取两该层最大跨距

的桁架进行计算，受力简图如下：

qmax=123.51KN/m

J4Q

直线段桁架受力计算简图

圆弧端桁架受力计算简图

用MIDAS结构计算软件计算，桁架各杆件内力见下表。

桁架杆件内力表

杆直线段桁架圆弧端桁架

号

名称轴力杆端剪力跨中弯矩名称轴力杆端剪力跨中弯矩

178.288-78.288-27.40164.018-41.660-7.582

2外弦-78.288-78.289-27.40146.700-58.942-15.178

外弦

3杆-78.288-78.289-27.401-56.758-71.073-22.068

杆

478.288-78.288-27.401-49.377-71.073-8.025

5端杆0059.766-35.537-5.517

6-195.72000端杆000

739.14400-28.72100

内弦内弦

8117.4320042.03500

杆杆

939.14400-13.31400

10-195.72000000

端杆

11端杆000000

12262.58600-102.08100

13-262.58600-206.37000

1487.5290068.73000

15-87.52900腹杆-67.79100

腹杆

16-87.52900-86.66100

1787.5290087.86200

18-262.58600-199.89400

19262.58600

(3)直线段桁架杆件验算

直线段弦杆采用不等边角钢N160*100*10,A=25.315cm2,

1=668.69cm4,i=5.14cm,W=62.13cm3o角钢与壁板组合截面示意图如

下：

截面参数计算：

A=25.315+24*0.8=44.515cm2

t0=(25.315*5.14+24*0.8*16.4)7(25.315+24*0.8)=9.997cm

L=668.69+25.315*(9.997-5.14)*(9.997-5.14)=1265.88cm4

2

12=24*0.8*0.8*0.8/12+24*0.8*(16.4-9.997)=799.46cm4

I=I1+I2=2065.34cm4

W=2065.34/9.997=206.60cm3

S*=24*0.8*(16.4-9.997)+0.8*(16-9.997)72=151.77cm3

i=JI/A=6.81cm

外侧弦杆拉(压)弯构件强度验算：

o=N/A+M/VxW=143.9MPa<145Mpa故安全。

Yx一截面塑性发展系数，查表YX=1.05

外侧弦杆压弯构件稳定验算(2、3号弦杆)：

o=N/(pxA+PmxM/yxW(l-0.8N/NEx)=144.96MPa<145Mpa安全。

口一压杆稳定系数。3=l/i=20.6,属c类，查表得6=0.962

Bmx一等效弯矩系数，杆件受匀布荷载，取841

M—欧拉临界力。以=n2EA/Xx2=21327kN

内侧弦杆压杆稳定验算：

1、4号杆轴力N=-195.72kN,l=70cm

Xx=l/i=70/6.81=10.3属c类，查表得6=0.992

。=N/(pxA=44.32MPa<140Mpa

3号杆轴力N=117.432kN,1=140cm

。=N/A=26.38MPa<140Mpa

腹杆压杆稳定验算

12、13、18、19号杆采用等边角钢N110*110*10,A=21.261cm2,i

=3.38cm,N=262.586Kn,按压杆稳定进行验算。

Xx=l/i=155/3.38=45.9属b类，查表得(px=0.874

o=N/(pxA=141.31MPa^l40Mpa满足要求

中间腹杆14、15、16、17采用N90*56*8不等边角钢,A=11.183cm2,

i=1.56cm,N=87.529Kn,按压杆稳定进行验算。

Xx=10/i=155/l.56=99.4属b类，查表得(px=0.558

o=N/(pxA=140.26MPa=140Mpa满足要求

(4)圆端段桁架验算

直线段弦杆采用钢环板，钢板截面尺寸300*10mm,环板与壁板组合

截面示意图如下：

截面几何性质计算:

A=A1+A2=30+19.2=49.2cm2

to=(30*15+19.2*30.4)/49.2=21cm

L=1*30*30*30/12+30*(21-15)*(21-15)=3330cm4

I2=24*0.8*0.8*0.8/12+19.2*(30.4-21)*(30.4-21)=1698cm4

1=11+12=5028cm4

W=I/y=5028/21=239.43cm3

S*=24*0.8*(30.4-21)+1*(30-21)72=225.48cm3

i=JI/A=10.1cm

根据圆弧端桁架弦杆截面几何性质看出，该杆件承载能力强于直线

段弦杆，且各弦杆计算内力小于直线段弦杆，因此不需验算。

圆弧端桁架腹杆与面与直线段腹杆截面相同，且各对应腹杆内力小

于直线段腹杆，因此不需验算。

4.1.2.5箱柱验算

箱柱由翼板、腹板、水平环和板肋组成。其中翼板厚25mll1,腹板厚

18mm,水平环板厚10mm。箱柱承受三部分荷载：水平桁架传来集中力、

箱柱自身承受的静水压力(三角形分布)和流水压力(均布荷载)，经分

析取最不利的直线段箱柱进行验算。

(1)箱柱荷载及内力计算

集中荷载：钢围堰箱柱中心最大间距为6.75m,箱柱间桁架计算长

度为L=5.6m,各层水平桁架传来集中力为Fi=qL。详见下表

各层水平桁架传来集中荷载计算表

第i层qLF,第i层qL

190.685.60507.82880.345.60449.89

2120.185.60673.03964.185.60359.41

3116.845.60654.321042.265.60236.67

4111.845.60626.281121.185.60118.59

5105.435.60590.39129.475.6053.06

697.195.60544.24132.925.6016.36

790.645.60507.57

最大静水压力：Q产P静B=138.5*1.15=159.3kN/m

流水压力:Q.=P，B=l.843*1.15=2.12kN/m

风荷载：QRL=WB=O.64X1.15=0.74kN/m

封底混凝土及侧壁内混凝土浇筑后，刚箱底部封底混凝土以下可作

为固定端，围堰顶部内支撑作为刚箱的上支点，受力简图如下：

Q”Q*

（2）箱柱截面参数计算

25

翼板：11=(150*2.53/12+150*2.5*(75+1.25)2)*2=4360938cm4

翼板板肋：3(62.83+9.867*(75-5.27)2)*4=192156cm4

腹板：I;)=2*l.8*150712=1012500cm4

2

腹板肋：I4=(18.85+9.867*(30-1.25))*4=32698cm4

截面惯性矩：I=L+l2+L+l4=5598292cm4=0.056m4

弯曲截面模量：W=I/t=0.056/0.775=0.0723m3

截面静矩：

S*=150*2.5*76.25+9.867*(75-5.27)*2+9.867*(30-1.25)*2

+2*75*1.8*75/2=40662cm3=0.0407m3

(3)强度验算

o=M/W=8658.07/0.0723/1000=119.75MPa<145MPa

T=QS*/(Ib)=4405*0.0407/(0.056*0.036*1000)=88.93Mpa<85Mpa

考虑枯水期抽水因此满足强度要求。

4.1.2.6内支撑验算

(1)荷载及内力计算

内支撑选用小lOOOXIOmm钢管。根据箱柱荷载及内力计算得知内支

撑承受箱柱上支点传来压力F=1765.72kN。考虑内支撑需承受一定的施工

荷载，因此内支撑按压弯杆件验算。假定施工荷载P=2.5kPa,则均布荷

载为：

q=2.5*6.25=15.63kN/m

计算简图：

q=15.63KN/m

FIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIIF

杆端弯矩：M=-552.73kN-m

杆端剪力：Q=-160.99kN

杆端轴力:N=-1765.72kN

(2)截面参数计算：

面积：A=3.14*(1022-1002)/4=317.3cm2

惯性矩：1=3.14*(1024-1004)/64=404638cm4

惯性半径：i=VQ/A)=V(404638/317.3)=35.7cm

抗弯截面模量：W=I/(D/2)=7934cm3

(3)强度验算

o=N/A+M/YxW=116.23MPa<145Mpa故安全。

Yx一截面塑性发展系数，查表YX=1.15

(4)整体稳定验算

。=N/(pxA+PmxM/yxW(l-0.8N/NEX)=133.29MPa<145Mpa安全。

口一压杆稳定系数。3=l/i=57.7,属b类，查表得6=0.819

6批一等效弯矩系数，杆件受匀布荷载，取3*1

够一欧拉临界力。g=弘2EA/Xx2=19377kN

4.1.3钢围堰制造

为保证质量及加快施工进度，双壁钢围堰在工厂分块加工制做。结

合吊装设备能力及船运要求确定板件尺寸大小，不宜过大过重(15〜20t),

太小则影响吊装进度。具体分块尺寸为：壁板高度方向分为四节，节高

分别为5.5m、4.5m、5.0m、2.5mo每层分为18块，其中圆端形方向分3

块，直线段方向分6块，共计72块。为保证现场拼装吻合，每节直线段

及圆弧段分别整体制做，质量检测合格后，再分割成块，按每层一批运

至现场进行拼装。

4.2钢浮筒平台设计

4.2.1钢浮筒平台结构

钢浮筒平台主要由钢浮筒、贝雷梁拼装而成。钢浮筒采用直径2.8m

的钻孔桩钢护筒两端封堵后制成，长度分为9叭13m两种规格。在钢围

堰两侧直线壁板下分别垂直布设5根9nl长浮筒，浮筒位于围堰竖向箱柱

下（块件拼缝处），间距6.75m。在钢围堰两圆弧端下顺桥向各设2根31m

长浮筒，间距6m,每根由3节浮筒按照9+13+9m形式拼接而成。在钢

围堰直线壁板两侧各设一组贝雷梁（每组2片），将所有浮筒联结成整体，

形成钢围堰拼装浮动平台。

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6叁邺后

5.2.2钢浮筒平台结构验算

4.2.2.1浮力验算

钢护筒62800X16mm：(9X18+13X4)X1.104=236.26t

封端钢板：22X2X6.158X0.01X7.85=21.27t

贝雷梁：(54X4+42X4)X0.1=38.4t

拼装垫梁132b：(54X8+9X18)X0.05774=32.3t

底节围堰：320t

其它：30t

合计：G=678t

总浮力：Fmax=(9X18+13X4)X6.158=1318t

Fmax/G=1318/678=1.94>K=1.5,故满足要求。

拼装前每米浮筒排水量：V0=358/(9X18+13X4)=1.673m3

拼装后每米浮筒排水量:Vmax=678/(9X18+13X4)=3.168m3

根据弓形面积与弓高关系式计算钢浮筒平台吃水深度：

S=(nR2/180)arcCOS(R-h)/R-(R-h)V2Rh-h2

拼装前吃水深度:ho=O.89m,

拼装后吃水深度：hmax=l.43m,干弦高度为H=l.37m,满足要求。

4.2.2.2贝雷梁验算

A.拼装两块壁板时检算

围堰壁板按照先直线段后圆弧段及直线段按照由中间向两端对称的

顺序进行分块拼装。在拼装中部两块壁板时，5号浮筒承受重力W,4号

浮筒承受重力W/2,为保持平衡分别向4号筒内注W/2水量。由于贝雷梁

的分配作用，壁板重量由9个浮筒分担。两块壁板焊连前，5号筒吃水深

度略大，将两块壁板垫平焊连后，将5号筒上垫板抽出，在浮力作用下，

5#筒相应上浮，4、5号浮筒吃水深度接近。

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16J6,7516,751675」.6,75J67516,75.16J

底节围堰直线段拼装示意图(・)

在荷载和浮力的共同作用下，贝雷梁中部向下弯曲，1号筒与4号筒

间产生吃水深度差为f,为保证安全必须满足fmax〈[f],因本结构为临

时结构，贝雷梁允许挠度[f]=L/250计。

(1)贝雷梁挠度验算

假定两块壁板下的4、5号3个浮筒加载后下沉量相同，1〜4号浮筒

间贝雷梁按悬臂梁考虑，且在浮力作用下产生向上弯曲，因此各浮筒所

产生浮力由4号筒支点开始向两端递减，即分配的荷载递减。在计算挠

度时按平均分配荷载验算挠度相对安全。具体计算如下：

壁板每米重：320/130=2.46t/m=24.6kN/m

壁板及平衡水重：G1=2W+W=6.75*24.6*3=498.15kN

平均每个浮筒增加浮力:F=498.15/9=55.35kN

在各浮筒浮力作用下贝雷梁各点产生的挠度按公式f=P*xA

2*(3a-x)/3EI或f=P*aA2*(3x-a)/3E计算，贝雷梁参数：I=250497cm4,

I=2X105MPa,计算结果见下表。

拼装两块壁板1〜3号浮筒处挠度

各浮筒距4号浮筒位置及挠度(mm)

各浮筒浮力

①19.5m②13.5m③6.75m

Fl55.35kN68.2737.7510.85

F255.35kN37.7522.657.08

F355.35kN10.857.082.83

(f)合计：1176721

贝雷梁端部最大挠度：fmax=117mm^[f]=2L/250=156nun,满足要

求。

(2)贝雷梁强度验算

根据按各浮筒平均分配浮力计算贝雷梁的挠度可知，各点的挠度不

同，即各浮筒的浮力或分担的荷载不同，因此需重新进行分配。

平均每米浮筒排水量：V1=VO+AV=1.673+49.815/(9X9)=2.288m3

根据弓形面积与弓高关系式计算平均吃水深度:hl=l.12m

浮筒的水线宽度：Bo=2*V2Rh-h2=2.74m

由计算可得平均分配浮力时，水线的宽度基本接近浮筒直径。为简

化计算，在分配浮力时采用平均水线宽度，对浮力分配影响不大。

设1号浮筒加载后的下沉量为Ah,贝心

Fl=BoLAhy=2.74*9.O*Ahy=24.66Ahy

F2=Fl+BoL(fl-f2)v=Fl+2.74*9.0*(0.117-0.067)y=Fl+l.23Y

F3=F1+BoL(fl-f3)Y=Fl+2.74*9.0*(0.117-0.021)y=Fl+2.37y

F4=Fl+BoLfly=Fl+2.74*9.0*0.117v=Fl+2.89Y

根据计算假定4、5号3个浮筒浮力相等，因此可得：

F=2F1+2F2+2F3+3F4=9F1+15.87Y=9*24.66Ahy+15.87v

△h=(498.15-158.7)/9*246.6=0.153m

则可得：Fl=37.73kN,F2=50.03kN,F3=61.43kN,F4=66.63

kN,力计算简图如下：

3kN,61.43kN,50.03kN37.73RN

拼装两块臂板贝雷梁受力简图

贝雷梁参数：I=250497cm4,W=3579cm3,[M]=788.2kn-m,雷]=245.2kn,

采用4片贝雷梁，拼装两块壁板时内力结果计算如下：

Mmax=1825.8kn-m<4[M]=4*788.2=3152.8kn-m

Qmax=149.19kn<4[Q]=4*245.2=980.8kn故安全

B、拼装四块时各浮筒的浮力计算：

在拼装中部四块壁板时，先将4号浮筒内平衡水抽出，为保持平衡

分别向两侧3号筒内注W/2水量。再进行对称拼装。则已拼壁板重：

G2=4W+W=6.75*24.6*5=830.25kN

平均每个浮筒增加浮力：F=830.25/9=92.25kN

在各浮筒浮力作用下贝雷梁各点产生的挠度计算结果见下表。

拼装四块壁板1〜2号浮筒处挠度

各浮筒距4号浮筒位置及挠度(mm)

各浮筒浮力

①19.5m②13.5m

F192.25kN39.8912.06

F292.25kN12.064.72

(f)合计：5217

贝雷梁端部最大挠度：fmax=52mm^[f]=2L/250=l10mm,满足要

求。

(2)贝雷梁强度验算

贝雷梁端部最大挠度：fmax=52mm^[f]=2L/250=l10mm,满足要

求。

(2)贝雷梁强度验算

根据上述计算贝雷梁的挠度，对1、2号浮筒的浮力重新进行分配。

平均每米浮筒排水量：Vl=V0+AV=1.673+83.3/(9X9)=2.70m3

根据弓形面积与弓高关系式计算平均吃水深度：hl=1.27m

浮筒的水线宽度：Bo=2*V2Rh-h2=2.79m

由计算可知，平均分配浮力时水线的宽度基本接近浮筒直径。为简

化计算，在分配浮力时采用平均水线宽度，对浮力分配影响不大，且偏

于安全。

设1号浮筒拼装四块壁板后下沉量为Ah,贝1]：

Fl=BoLAhv=2.79*9.O*AhY=25.llAhy

F2=Fl+BoL(fi-f2)v=Fl+2.79*9.0*(0.052-0.017)v=F1+O.879

F3=Fl+BoLfiY=Fl+2.79*9.0*0.052Y=F1+1.306y

假定3、4、5号5个浮筒浮力相等，贝!!：

F=