杭州市江东大桥及接线工程通航孔自锚式悬索桥钢箱梁顶推施工组织设计方案（95页）.doc

1、目 录第一章 钢箱梁施工概述51.1工程概况51.2自然条件71.3钢箱梁施工特点8第二章 钢箱梁顶推施工方案92.1施工概述92.2施工前准备102.3钢箱梁顶推施工122.3.1顶推施工设备选择122.3.2顶推平台及桁吊设计与施工152.3.3临时墩设计与施工192.3.4钢导梁设计与施工212.3.5钢箱梁运输212.3.6顶推设备及安装222.3.7滑道布置232.3.8顶推系统调试及钢绞线安装242.3.9连续顶推施工252.4顶推施工顶推系统常见故障及处理方法292.5特殊梁段施工302.6合拢段安装302.7钢横梁施工302.8钢箱梁顶推施工工效分析30第三章 钢箱梁顶推施工进

2、度、人员的安排及设备的配备323.1施工进度安排323.2施工人员安排323.3施工设备的配备33第四章 钢箱梁顶推施工安全、质量保证措施344.1质量目标344.2质量保证措施344.3安全保证措施34第五章 龙门桁吊及顶推平台设计355.1设计说明355.1.1设计范围355.1.2设计依据355.1.3设计规范355.1.4主要内容355.1.5主要设计参数365.2龙门桁吊及顶推平台结构设计375.2.1龙门桁吊结构设计375.2.2顶推平台结构设计375.3龙门桁吊及顶推平台受力计算385.3.1龙门桁吊受力计算385.3.2顶推平台受力计算445.3.3计算结果汇总表46第六章 临

3、时墩设计486.1设计说明486.1.1设计范围486.1.2设计依据486.1.3设计规范486.1.4设计主要技术参数486.1.5主要材料496.2临时墩结构设计506.3临时墩受力计算516.3.1设计工况516.3.2轨道梁的计算516.3.3钢管支架及分配梁的计算526.3.4钢管桩的入土深度计算596.3.5钢管桩基桩内力计算596.3.6结论616.4临时墩在11级风下的强度验算616.4.1计算条件616.4.2主要杆件内力64第七章 钢导梁设计677.1钢导梁结构设计677.2钢导梁结构验算677.2.1荷载取值677.2.2结构整体受力分析687.2.3结构强度验算727

4、.2.4结构稳定性计算737.2.5结构局部稳定性计算747.2.6钢导梁的前端竖向挠度分析817.2.7钢导梁横向联系计算837.2.8钢导梁节点计算83第八章 钢箱梁顶推施工临时结构钢管桩基础参数一览表92第九章 附图939.1钢箱梁顶推施工总体布置图939.2钢箱梁顶推施工流程图939.3120t龙门桁吊总体布置图939.4杭州岸顶推平台总体布置图(一)939.5杭州岸顶推平台总体布置图(二)939.6杭州岸顶推平台总体布置图(三)939.7萧山岸门吊及顶推平台总平面图939.8萧山岸顶推平台总体布置图939.9钢箱梁顶推临时墩总体布置图939.10临时墩结构布置图939.11导向纠偏装

5、置结构构造图（一）939.12导向纠偏装置结构构造图（二）939.13导向纠偏装置结构构造图（三）939.14拉锚器总体布置图939.15拉锚器结构构造图939.16钢垫梁结构图939.17轨道梁结构图939.18钢箱梁顶推钢导梁总体结构图939.19钢导梁节段连接节点大样图93 钢箱梁顶推施工组织设计第一章 钢箱梁施工概述1.1工程概况本工程为杭州市江东大桥及接线工程第一合同段通航孔自锚式悬索桥钢箱梁施工。江东大桥通航孔自锚式悬索桥跨径布置为83+260+83m，双塔双缆面结构，分离式钢箱梁，独柱式桥塔，中跨两根空间主缆交汇于塔顶，吊索间距9m，矢跨比f/L=1/4.5,边跨主缆在中央分隔带

6、内平行布置,不设吊索。自锚式悬索桥位于0.85%的直线纵坡段上。自锚式悬索桥支承体系为三跨连续半漂浮结构体系。自锚式悬索桥主梁为分离式流线型正交异性桥面板扁平钢箱梁。主要轮廓尺寸为：含风嘴全宽47m，其中顶板宽度221m，底板宽度215.4m，钢横梁位于中央分隔带内，宽度5.0m；内腹板内缘处梁高3.5m，顶板设2横坡，底板水平。单幅桥钢箱梁内设两道纵腹板，形成单箱三室断面，主缆锚固区钢横梁连续布置形成整体式断面。考虑构造及施工架设等因素，钢箱梁标准节段长度9m，顺桥向划分为锚固端横梁、AH共11种节段类型、54个梁段，其中在主缆锚固区和塔梁支承区布置部分特殊梁段。B1H梁段采用顶推法施工，钢

7、导梁连接在B1梁段上；锚固端横梁和A梁段则直接运至边墩旁支架上安装施工，A梁段作为钢箱梁的施工合拢段。由于本桥宽度较大，钢箱梁需要分幅顶推施工，每个梁段沿横桥向再划分成三块，两幅钢主梁分别顶推到位后再焊接钢横梁，形成分离式钢箱梁，钢箱梁纵、横向节段划分方法详见下表1。顶推施工过程中钢箱梁与主塔之间净距为0.1m。锚固端横梁分块还需要综合考虑受力、焊接、吊装等因素，由设计单位和施工单位共同研究确定。钢箱梁为全焊钢结构，梁段工地连接均采用焊接方式。表1 钢箱梁节段划分表 单位：mm-t 梁段类型编号顺桥向划分横桥向划分长度钢主梁钢横梁钢主梁宽度钢主梁重量钢横梁类型钢横梁宽度钢横梁重量锚固端横梁约9

8、000全桥宽梁段重531tA5750全桥宽横向对称分成三块，总重266t，平均每块重为88.7tB160002075085.6HL4550010.4B275002075097.3HL355009.2C900021000107HL2500010D75002100082HL1500011E160002100072HL1500011E260002100085HL1500011F650021000109HL1500011G900021000101HL1500011H75002100089HL1500011单幅桥共计54个梁段图1 钢箱梁节段划分图图2 主梁标准横断面图1.2自然条件桥址位于钱塘江强潮河

9、口，其潮汛特征为非规则的半日潮类型，一日两涨两落，潮波向上游传播过程中，逐渐增大，湾口南汇咀多年平均潮差为3.17m，至湾顶澉浦达5.57m，实测最大达9.00m。涌潮是钱塘江河口一种特有的水力现象，江东大桥位于强潮河段，桥址附近河段涌潮可能最大高度约为3.0m，此时测点瞬时最大流速可达912m/s。每年710月台风期间常受风暴潮影响，如风暴潮遭遇天文大潮，则会形成异常高潮位，历史高水位有85由台风暴潮遭遇天文大潮所致。位于桥址上游3km的仓前水位特征见表2。表2 桥位仓前水位特征 项目单位量值出现时间平均高潮位m4.21平均低潮位m2.66平均潮差m1.55最高潮位m8.011997年8月1

10、9日最低潮位m0.401955年12月25日最大潮差m5.271994年8月22日平均涨潮历时h:min1:42平均落潮历时h:min10:43100年一遇高水位m8.2350遇高水位m7.9820遇高水位m7.64桥址处从上到下地质土层情况见下表3。表3 桥位地质土层情况表 土层序号土层名称层厚M层底标高M1素填土0.73.03.825.172江底填土0.75.0-0.284.161砂质粉土1.06.2-2.22.662粉砂夹粘土8.817.5-16.56-7.88 砂质粉土夹粘土2.215-24.83-16.98、1粘土7.928.5-45.50-29.312砂质粉土2.016.5-58.

11、9-36.083、1、2、3粉质粘土8.549.5-66.18-41.551全风化砂砾岩、泥质粉砂岩2.115.6-72.01-56.252强风化砂砾岩、泥质粉砂岩15.839.6-104.65-81.283中风化砂砾岩、泥质粉砂岩3.521.4-104.8-101.65微风化泥质粉砂岩、砂砾岩下伏基岩为北垩系下统朝川组下段岩层，岩性为砂砾岩及泥质粉砂岩，岩石单轴极限抗压强度为13MPa。1.3钢箱梁施工特点桥位位于钱塘江强潮河段，水文条件复杂；钢箱梁采用分幅多点连续顶推施工，中线限位难度大；提升桁吊、顶推平台及临时墩等受涌潮影响大，结构设计安全性显得尤为重要；锚固断横梁及A梁段为异形梁段，安

12、装困难；钢箱梁经栈桥运至吊装位置，栈桥设计荷载大。第二章 钢箱梁顶推施工方案2.1施工概述钢箱梁施工包括标准段钢箱梁与特殊段钢箱梁施工。特殊段钢箱梁指锚固端横梁及施工合拢段A梁段，其余梁段为标准段钢箱梁。自锚式悬索桥的施工特点是先梁后缆，根据设计单位提供的施工方案，标准梁段采用柔性墩多点顶推法施工，即在杭州岸边跨PM20#PM21#墩布置提升桁吊、安装顶推平台，在中跨PM21#PM22#墩和萧山边跨PM22#PM23#墩设置临时墩和边跨支架平台，并在顶推平台、边跨支架平台、临时墩、索塔横梁上布置滑道，滑道顶面线型为钢箱梁制造线型（详见设计院提供的钢箱梁顶推施工补充技术要求）。顶推千斤顶置于临时

13、墩横系梁上，在钢箱梁底采用多点拉索方式顶推，即在平台上逐段焊接，用多点连续千斤顶同步张拉钢绞线使钢箱梁向前滑移，循环标准化作业使钢箱梁到达设计位置。顶推施工由低端向高端进行，顶推的箱梁前端设有导梁，每拼装一个9m节段即整体顶推平移9m，由于本桥宽度较大所以采取分左右幅顶推施工的方法进行。钢箱梁顶推施工总体布置图见附图1。特殊梁段即锚固端横梁及合拢段A梁段均采用桁吊安装。当萧山侧B1梁段顶推到设计位置后，拆除全部导梁，利用桁吊依次吊装A梁段及锚固端横梁，精确调整后焊接，两岸A梁段作为全桥钢箱梁施工合拢段。图3 钢箱梁施工工艺流程图2.2施工前准备施工前准备工作一览表人员组织本桥钢箱梁采用多点连续

14、顶推施工，临时墩跨度大、作业面多，多工作面多个机具协调共同作业，在作业过程中，协调指挥将是作业完成的关键，为此，专门成立顶推现场协调指挥组保障施工。现场指挥组由5人组成：总指挥、副总指挥、总工程师、机械调度、人员调度组成。同时成立专门的施工队两个，负责左右幅钢箱梁顶推施工。施工队人员组成：机械操作人员、机械技术员、土木技术员、电工、吊装工、焊工、测控人员等。所有工作班组中机械技术人员担任各点临时指挥，负责与指挥组联系，以保证工程施工的顺利进行。人员培训该项目操作人员由我部具有几座悬索桥及顶推施工经验，技术上最优秀的人员组成。为了保证安全优质的施工质量，针对本工程特点将组织所有施工人员进行学习培

15、训，并在工程施工的每个环节严格按照规范操作。所有在本工程中从事可能影响产品质量的工作人员，进行规定的技能考核认定。针对该工程高空及水上作业多的特点，对参与该工程的所有人员进行体格检查和高空测定，所有培训考试均完整记录在案。2.3钢箱梁顶推施工2.3.1顶推施工设备选择钢箱梁顶推施工的主要施工设备有运梁车、提升桁吊、导梁、临时墩、连续顶升千斤顶、纵移横移系统等。运梁车运梁车采用DCY200型平板运输车，可以满足梁段分块运输的要求。主要技术参数如下：额定装载质量： 200t车辆自身质量： 50t轮系： 2纵列8轴线悬挂数量： 16轴载质量： 15625Kg驱动轴/从动轴数量： 8/8单车回转模式：

16、 直行、八字转向、以某一角斜行、横行、摆转及中心回转等车速： 空载（平地） 5Km/h, 满载（平地） 1 Km/h满载爬坡能力： 纵坡：4%； 横坡：2%轮胎规格/数量： 7.5-15/64轮辋规格/数量： 6.5-15/64平台最低位置： 1200mm平台升降总行程： 500mm离地间隙（正常行驶）：160mm平台外形尺寸： 长：16600mm，宽：4000mm。顶推千斤顶最不利工况下各点的最大顶推力约为100吨，故每个顶推点选用两台ZDL100自动连续千斤顶做为顶推千斤顶。全桥共需要20台。ZLD100自动连续顶推系统由三部分组成，即自动连续顶推千斤顶、自动连续顶推泵站和主控台，其相互关

17、系如图4所示。其控制过程是：用行程开关作为ZLD100自动连续顶推系统的动作传感元件，它将自动连续顶推千斤顶活塞的位置信号传递给主控台，主控台将得到的信号进行逻辑组合后，再将控制信号传递给自动连续顶推泵站，自动连续顶推泵站通过电磁换向阀去控制相应自动连续顶推千斤顶的动作。该过程形成一个闭环系统，能够自行调节自动连续顶推千斤顶的各种动作。图4 自动连续顶推千斤顶、自动连续顶推泵站和主控台三者关系示意图自动连续顶推千斤顶图5 ZLD100自动连续顶推千斤顶的结构1.后顶穿心套 2.油缸 3.后顶活塞 4.后顶密封板 5.后顶锚板 6.后顶夹片 7.行程开关SQ1 8.行程开关SQ2 9.行程开关S

18、Q3 10.前顶穿心套 11.前顶活塞 12.前顶密封板 13.前顶锚板 14.前顶夹片 15.行程开关SQ4 16.钢绞线 17.行程开关SQ5 18.行程开关SQ6 19.前顶回油嘴 20.前顶进油嘴 21.后顶回油嘴 22.后顶进油嘴表4 ZLD100自动连续顶推千斤顶技术性能表序号项 目单位性能指标序号项 目单位性能指标1公称张拉力kN10005穿心孔径mm1252公称油压MPa31.56外形尺寸mm40015803张拉活塞面积m23.141610-27质 量kg8004回程活塞面积m21.107410-28张拉行程mm200自动连续顶推泵站自动连续顶推泵站分液压系统和控制电路系统两部

19、分。自动连续顶推泵站液压系统原理图如图6所示。 图6 泵站液压系统原理图1.电磁换向阀 2.溢流阀 3.压力表 4.油泵 5.电动机 6.滤油器位7.油箱 A1.后顶进油管 B1.后顶回油管 A2.前顶进油管 B2.前顶回油管表5 ZLDB自动连续顶推泵站技术性能表额定油压MPa31.5额定转速r/min1460额定流量L/min26柱塞数个6油箱容积L250容积效率%87电机功率kW7.5质量kg330用油种类1030#液压油外形尺寸mm10007601170顶升千斤顶顶升千斤顶的作用是调整钢箱梁竖向标高，千斤顶型号为500吨千斤顶。起吊卷扬机根据设计图纸，钢箱梁最大吊重为110t，起吊设备

20、采用2台10t卷扬机和滑车组完成。桁吊贝雷提升梁横移系统钢箱梁由桁吊吊至一定标高后，需横移后才可到达顶推拼装平台。桁吊提升梁横移系统拟采用80t平车、60t平车及牵引卷扬机和滑车组组成的横移系统完成。2.3.2顶推平台及桁吊设计与施工顶推平台设计顶推平台布置在PM20#PM21#墩之间且靠近PM20#墩侧。顶推平台上下游分幅布置，单幅纵桥向42.9m(支架长度根据导梁长度以及拼装第一节钢箱梁所需的空间来确定的)，横桥向11.4m，两幅平台中心距为23.75m，在靠近PM20号墩侧设连接通道。平台下部采用82010mm钢管桩基础，钢管桩的连接方式、相邻钢管桩之间的平联及斜撑方式均与龙门桁吊相同。

21、平台上部采用贝雷作为主梁，主梁上布置滑移系统。具体设计详见第五章 龙门桁吊及顶推平台设计。图7 顶推平台效果图龙门桁吊设计在PM20#墩处设置一台龙门桁吊，用于标准钢箱梁段及杭州侧A梁段、锚固端横梁吊装；在PM23#墩处设置一台龙门桁吊用于萧山侧A梁段及锚固端横梁吊装。两侧桁吊结构形式相同，设计吊重均为120t。龙门桁吊横桥向87m，纵桥向30m。下部采用钢管桩基础，设计水位（7.64m）以下采用102cm、壁厚12mm钢管，以上均采用82cm、壁厚10mm钢管。上部横桥向主梁采用贝雷梁，为3跨连续结构，跨径组合为327m，吊装横梁也采用贝雷梁，跨径24m。移动系统采用平车。钢管桩的接长主要采

22、用焊接，考虑到设计水位以下的钢管桩基础受涌潮影响较大，此部分相邻钢管桩之间的平联采用63cm钢管，斜撑采用槽36型钢。设计水位以上相邻钢管桩之间的平联及斜撑均采用槽钢。桩顶依次设横桥向贝雷主梁、轨道、平车及贝雷提升梁等。依靠卷扬机及滑车组组成的牵拉系统完成横移。根据梁段重量和结构尺寸，拟定桁吊参数如下：跨 度：27m长 度：87m提升能力：120t提升速度：1m/min提升高度：35m提升卷扬机：210t 具体设计详见第五章 龙门桁吊及顶推平台设计。图8 龙门桁吊效果图龙门桁吊、顶推平台施工当杭州侧PM20#边墩墩身施工完成后，即可开始进行顶推平台及桁吊施工。基础施工：根据开工以来水文和河床情

23、况，无法使用打桩船或浮吊进行钢管桩打设，所以需通过主栈桥搭设支栈桥，利用50T履带吊在支栈桥上打设顶推平台及桁吊基础钢管桩。上部结构施工：下部基础施工完成后，在支栈桥上利用50t履带吊吊装顶推平台上部结构，再利用塔吊安装桁吊上部结构。桁吊搭设完成后，安装提升卷扬机及牵引卷扬机。为了方便施工，在桁吊轨道梁两侧设置1.0m宽的人行通道。顶推安装平台上空搭设固定作业棚，使梁段焊接作业不受天气影响。桁吊荷载试验桁吊施工完成后需进行荷载试验，以检测桁吊的设计能否满足最大的钢箱梁节段的吊装及横移需要；检测吊机的制造安装能否满足设计要求。拟直接采用成品钢箱梁和水箱注水进行加载试验。试验梁段在工厂出场时进行标

24、定，其上置水箱，试验钢箱梁水箱容重为最重钢箱梁重量的120。桁吊机试吊具体方法为：将吊机提升横梁停放在设计起吊位置，下放吊具；运梁平车将经过标定重量的钢箱梁含空水箱运至吊点下方；连接吊具并仔细检查吊具各部件的连接情况；确认无误后，驱动吊机卷扬机设备，缓缓垂直提升箱梁，为了安全起见，箱梁底面脱离支架架高度控制在515cm，持载30分钟；分次对水箱注水，计算总荷载，并持载30分钟以上，记录吊机承重梁挠度等数据；当荷载加至最重钢箱梁110重量后，牵引平车行走9m距离，以检验桁吊横移性能。加载到最重钢箱梁120荷载后，持载并稳定60min，经检查一切正常后放下配重梁段，吊机的试吊工作结束。顶推平台加载

25、试验加载试验目的顶推平台施工完成后进行预压，以消除平台的非弹性变形，检验平台结构的承载力和稳定性。加载试验方法.加载试验参数a.整个顶推平台设计荷载为813t，最大堆载为设计荷载的1.2倍即976T。堆载材料为砂袋。b.堆载分四级进行。一级堆载为设计荷载的35%，即284.6T；二级堆载为设计荷载的35%，即284.6T；三级堆载为设计荷载的25%，即203.3T；四级堆载为设计荷载的25%，即203.3T。c.卸载分四级进行。同加载相反，即一级卸载为203.3T，二级卸载为203.3T，三级卸载为284.6T，四级卸载为284.6T。.加载试验方法在已搭设好的顶推平台上堆载砂袋进行加载实验。

26、模拟施工荷载分布，并要求荷载加至最大施工荷载1.2倍。加载分四级进行，使荷载传递均匀，无冲击。第一级堆载值为284.6T,间隔12小时,待顶推平台不再发生沉降变形后,进行第二级堆载,依次类推。加载实验结束后，进行卸载和回弹量观测。卸载也分四级进行，第一级卸载值为203.3T，间隔12小时,待顶推平台回弹稳定后,进行第二级卸载,依次类推。.沉降观测方法为观测方便,可在顶推平台上选定的6个观测点上分别贴上塑料标尺或用红油漆作标记。将水准仪架设在测量平台上观测相对沉降。同时再架设全站仪从两个方向进行水平位移观测。每级加载或卸载完毕后，利用水准仪和全站仪每隔30min观测一次，并作好记录,若发生突然沉

27、降应立即上报,并停止加载。加载976T顶推平台稳定48小时其间每隔半小时观测一次,并作好记录。试验结束后整理观测数据报告。.加载试验注意事项a.加载过程中沉降变形发生突变时停止加载，并进行观测。b.变形未达到稳定不得进行下一级加载。2.3.3临时墩设计与施工临时墩设计钢箱梁左右幅分幅顶推施工过程中，共布置5个临时墩，其中在中跨PM21#PM22#墩之间布置4个临时墩，在边跨PM22#PM23#墩之间布置1个临时墩，跨径布置为52m5+41.5m2。临时墩由钢管支架、分配梁、轨道梁及垫梁等组成。临时墩以钢管支架为承力结构。钢管支架下部为插打于河床内的支撑钢管桩，其规格为外直径为120cm壁厚为1

28、2mm的螺旋焊管。在支撑钢管桩上面接高钢管立柱，钢管立柱采用外直径为82cm壁厚为10mm的螺旋焊管。支撑钢管与钢管立柱之间采用变截面钢管连接。为抵抗涌潮的影响，在支撑钢管桩上游打设斜钢管桩，斜钢管桩采用外直径为102cm壁厚为10mm的螺旋焊管。各钢管桩及钢管立柱之间采用钢管和型钢连接成整体。分配梁放置于钢管支架顶面，采用焊接方式固定于钢管支架的顶面。分配梁采用钢箱结构。轨道梁放置于分配梁上，采用焊接方式固定于分配梁之上。轨道梁为焊接式钢箱结构，长5.6m，高1.0m，宽1.2m，其焊缝均为一级焊缝。垫梁放置于轨道梁上，采用螺栓栓接于轨道梁之上。垫梁为焊接式钢箱结构，长3.0m，高0.5m，

29、宽0.9m，其焊缝均为一级焊缝。在顶推的过程中，为了保证水中临时墩安全，根据实际受力，在主塔承台及萧山岸PM23#边墩间设置钢绞线，每幅桥各两束，每束各6根15.24钢绞线，钢绞线两端设P锚，在顶推前实施预拉，以保证临时墩安全。具体设计详见第六章 临时墩设计。图9 临时墩效果图临时墩施工先通过主栈桥在每个临时墩位处搭设支栈桥。通过支栈桥进行临时墩的施工。钢管桩采用吊鱼法进行插打施工。每插打一根钢管桩后，需利用平联钢管将其与已插打的钢管桩连接成整体。首根钢管桩需与栈桥临时连接成整体。钢管桩插打完成后，需在其内部进行灌砂至标高+7.5m。变截面钢管由变截面段和两端的直线段组成，在后场焊接成整体后，

30、运输至现场进行接高。变截面钢管接高后，在其内部灌注3m高C20混凝土。在变截面钢管上接高钢管立柱，并完成平联及斜撑施工，最终完成钢管支架的施工。分配梁、轨道梁及垫梁均在加工场加工成整体后，运输至现场进行安装。轨道梁及垫梁焊接均采用一级焊缝，并做探伤检测。临时墩加载试验单个临时墩最大设计荷载为708t，最大堆载为设计荷载的1.2倍即850T。堆载材料为砂袋。临时墩加载试验方法与顶推平台加载试验方法相同,在这里不再赘述。2.3.4钢导梁设计与施工钢导梁设计钢导梁采用Q235钢材加工，长35m,单套导梁总重59.3t。单幅钢箱导梁采用两个焊接实腹式工字型变截面梁，两工字型截面距离7.9m，之间采用横

31、向联系桁架连接。共分四个节段加工，由根部向前，第一、二节段腹板均采用2cm钢板，翼缘板采用3cm钢板，梁高由根部3.24m渐变至2.45m；第三、四节段腹板均采用1.6cm钢板，翼缘板采用2cm钢板，梁高由2.45m渐变至1.5m。钢导梁第一节段上下同时设置横向加劲肋与纵向加劲肋，纵向加劲肋共设置上下两层，距离腹板上边缘分别为0.7m、2.5m，横向加劲肋间距2.0m左右。其余节段只配置横向加劲肋。钢导梁第四节段由下向上上线形上翘15cm，以抵消在顶推过程中的下挠。导梁各节段之间采用高强螺栓连接，在根部处与B1段钢箱梁腹板采用高强螺栓连接。具体设计详见第七章 钢导梁设计。钢导梁施工拼装平台及桁

32、吊施工完成后，即可在平台前端利用桁吊和卷扬机分节安装全部导梁，经过计算，首段梁段（两个梁段）顶推过程中结构重心均在平台上，不需要压重。图10 导梁效果图2.3.5钢箱梁运输钢箱梁段及其零配件由制造承包人在现场组装，经监理工程师检验合格后，利用运梁车经栈桥将钢箱梁运至安装位置。钢箱梁在运输过程中要防止倾倒、碰撞。支点要平稳、多点、可靠，采取可靠措施防止意外和碰损。2.3.6顶推设备及安装顶推设备为ZLD100自动连续顶推泵站系统，由若干套连续千斤顶、若干套泵站、预应力钢绞线、一个主控台及电路形成的一个闭合控制系统。单幅箱梁顶推采用16台100t级ZLD100自动连续顶推千斤顶，16台连续顶推液压

33、泵站和1台连续顶推主控台组成。在每个临时墩上各安置两台ZLD100连续顶推千斤顶。随着顶推钢箱梁重量的增加安装在各墩上的顶推千斤顶也将陆续投入运行。每两台连续千斤顶为一点，并设一泵站，各临时墩及安装平台各为一个点，两台千斤顶安装在反顶架上。主控台设于顶推安装平台上。预应力钢绞线为两束，每束815.24，长度将根据施工设计图纸下料，并穿入千斤顶及安装于钢梁底部的拉锚器上。拉锚器位置在钢箱梁底板上（位置及其与钢箱梁的连接构造须由设计、加工和施工单位共同协商确定），须在钢箱梁底板打孔后用螺栓与钢箱梁连接。顶推施工完成后，拆除拉锚器，并用特制螺栓补孔。拉锚器及钢绞线需分次安装：首先在已拼装的钢箱梁前后

34、端安装两套拉锚器，在安装平台上的千斤顶及后端拉锚器间穿入全部钢绞线，在杭州岸塔横梁上的千斤顶及钢箱梁前端拉锚器间穿入全部钢绞线，并用锚锚固于拉锚器上，用人工收紧钢绞线，并尽量做到每根钢绞线松紧程度一致，能基本保证左右两台连续千斤顶在顶推时拉力均匀，同步作业。钢绞线直径为15.24，强度等级为1860Mpa 。钢绞线分左右旋结构，预防在牵引过程中由于钢绞线扭转应力而发生扭转现象。钢绞线穿过设于固定端的拉锚器，另一端穿过自动连续千斤顶的前、后夹持器。随着梁段的增多，为保证临时墩不受水平力，原则上当钢导梁到达并支承于后续哪一个墩，哪一个墩即可参与张拉牵引，按上述原则再安装一组钢绞线及拉锚器，每到一个

35、墩每幅桥要增加两台连续千斤顶参与拖拉。顶推初始阶段只有两组千斤顶施力，到达边跨临时墩时将有8组千斤顶施力，以达到多点顶推的目的。钢导梁第四节段由下向上上线形上翘15cm，以抵消在顶推过程中的下挠。使钢导梁能够顺利搭到下一跨临时墩墩顶的钢垫梁上，必要时在临时墩顶布置竖向千斤顶及临时支垫调整导梁前端挠度。各临时墩相对孤立，在开始顶推前各临时墩应布置好自身电路及接口，当导梁到达临时墩时即可进行电路连接，保证参与顶推的临时墩供电。2.3.7滑道布置在安装平台顶、各临时墩顶均布置滑道，滑道为两条，中心距为7.9m，滑道中心为钢箱梁纵向隔板中心。钢板铆焊不锈钢板，不锈钢板表面粗糙度小于Ra5m。滑道进口3

36、0cm范围设圆弧，出口也设圆弧段。滑板采用聚四氟乙烯橡胶滑板，设两道，保证钢箱梁底面与滑板的接触面积在滑行过程中不小于设计要求。聚四氟乙烯橡胶滑板尺寸为50604cm，每个滑道配置滑板4块，其中同时承压滑移的滑板为3个，另一块为轮换滑块。聚四氟乙烯橡胶滑板底面涂硅脂，以减小摩擦系数，当损坏时可从两侧抽换。滑道钢垫梁顶标高的设定方法：垫梁顶标高加上滑板厚度（40mm），应高于箱梁支座顶标高（箱梁底标高）1020mm，以便抽去滑板后落梁到正式支座上。滑道安装时计算出滑道顶标高，进行测量精确控制，要求平整度偏差小于1mm；侧向限位系统及时正确安装完善。 滑道底设有备用临时起顶装置，当发生临时墩沉降或

37、其他紧急情况时需临时起顶到设计位置。钢箱梁顶推临时墩墩顶布置见图11。图11 临时墩墩顶布置图2.3.8顶推系统调试及钢绞线安装顶推系统安装完成后，应首先进行空载试验，依次运行前顶顶进、停止、顶回、停止等动作，以检查设备是否正常工作。液压系统空运转，全行程往复运行5次以上观察，动作要平稳，不得有爬行冲击、突进或停滞现象。负载试验时，用降压法，使活塞杆伸出张拉行程的2/3，升压至公称油压后关闭截止阀，测量千斤顶油缸油压压降，5min内压降值应1Mp。试验完成后即可进行钢绞线穿束工作。调节溢流阀，在较低压力下进行穿束，完成穿束后需恢复系统压力。穿束时钢绞线不得交叉、扭结，完成后将钢绞线锚固。 2.

38、3.9连续顶推施工钢箱梁标准梁段采用多点千斤顶连续顶推施工，按“分级调压，集中控制，差值限定”原则控制进行。钢箱梁的顶推，是将钢箱梁梁体搁置在铆接了不锈钢板的钢垫梁上，钢箱梁与钢垫梁之间设置聚四氟乙烯橡胶板作为滑板，并且在滑板下面涂上硅脂油，使滑板与钢垫梁之间的摩擦力大为减小，当水平千斤顶工作时，通过设置在钢箱梁底板的拉锚器和拉索施力于梁体，带动梁体向前滑动。钢箱梁顶推过程做好顶推前各项准备工作，包括总控台和各牵引千斤顶的动力油泵空载调试、检查各导向装置是否牢靠、施工人员是否到位、施工用材准备是否齐全等；准备就绪后，及时报告总控台，由总控台统一指挥操作，启动电动油泵顶进键，给各水平千斤顶供油，

39、千斤顶通过拉索和拉锚器传力于梁体，将梁体向前拉动；当千斤顶达到最大行程时，关闭电动油泵顶进键，启动电动油泵回程键，此时千斤顶前锚松弛后锚锚定，止住梁体防止下滑；回程完后继续供油顶进，如此循环，直至梁体顶推到位。顶推过程中的施工控制顶推过程中，便于总控台统一指挥，设置总指挥；各临时墩须配备技术干部，便于各墩施工的指挥控制，并及时向总指挥汇报情况和执行总指挥的指示意见。各牵引千斤顶的动力油泵上配备响铃，各临时墩技术干部配备使用专用频道的对讲机，顶进或回油前，先响铃再用对讲机进行联络。钢箱梁顶推施工操作由于PM20#墩中心到桁吊钢管桩的净距为13.6m,顶推梁段长度为69m不等,所以每次顶推1个梁段

40、。在安装平台上首先安装滑道，箱梁起吊到位安装滑板（聚四氟乙烯橡胶板）后再落梁调整对位、焊接，在焊缝探伤合格后实施顶推。根据钢箱梁自重、拼装平台长度、钢导梁重量及长度等计算，顶推过程中不需要压重。钢箱梁顶推施工流程图见附图2。在顶推前实施全面检查，各临时墩设立水准点以便观测沉降，钢绞线实施预拉，电路完好，通讯设备正常，操作人员到位，跟踪监测人员到位，顶推工况拉力计算完成。各点顶推力基本按设计控制，摩阻系数按10%计算。准备开始顶推，实施点动两到三次，以检查顶推全部设施是否正常。实施多点顶推。导梁未到达杭州侧主塔横梁前，在杭州侧主塔横梁上用两台水平千斤顶同时顶推；到达杭州侧主塔横梁后，由杭州侧主塔

41、横梁及A墩四台水平千斤顶共同顶推，到达E墩后，实施5点顶推。顶推时启动主控台按钮，各点同时加力直至箱梁开始滑动。当摩阻增大时系统能自动调节而使拉力增大，以保证滑移速度均匀。各点拉力可根据各支点反力计算，与泵站油压表相比较，以便分析临时墩受力状况。顶推过程中实行总体控制，统一指挥，用对讲机联系。直至梁体顶推到位。更换四氟板钢箱梁顶推时，更换四氟板是一项重要工作，钢箱梁要平稳安全顶推，四氟板必须完好平整，各块紧挨，钢箱梁与滑道间不得脱空。四氟板损坏时应及时更换。支点竖向起顶由于钢箱梁顶推过程中设有竖向预拱度，所以每顶推一个梁段也及时起顶，调整竖向标高。另当临时墩发生沉降时也需及时起顶，保证顶推滑移

42、轨迹在设计顶推线型上。监测监控钢箱梁顶推过程中，测量人员跟踪监测各墩的偏位及梁体中心线位置及梁体前端顶面标高，当中心线偏移时，及时利用侧向千斤调整。在顶推过程中对临时墩顶瞬间偏位的观测尤为重要，一旦墩顶瞬间偏位超过设计值需立即停止施力，重新调整后再顶推，以保证各临时墩的偏位满足设计要求。监测单位应对顶推时各工况进行及时分析计算，为实施顶推提供准确的参考值。钢箱梁顶推施工注意事项顶推系统使用前应认真调整好行程开关的位置，系统电源质量应予保证。必须保证油液的清洁干净。必须经常过滤油液，保证过滤精度不低于20um，并定期更换油液。每次顶推，必须对顶推的梁段中线和滑道顶的标高进行测量，并控制在允许范围

43、以内：a. 导梁中线偏差不大于2.0mm；b. 梁体中线偏差不大于2.0mm；c. 下滑道面应顺滑流畅；四氟滑板两面均应保持清洁，滑道顶面涂上润滑用的硅脂以减少摩擦，清理四氟板不可使用汽油或柴油。顶推过程中若发现顶推力骤升，应及时停止并检查原因，特别是检查四氟板。每节段开始顶推时，先推进5cm，立即停止，回油，再推进5cm，再停止，回油，为此反复三次，以松动各滑动面并检查各部分设施，然后正式顶推。顶推时，派专人检查导梁及箱梁，如果导梁构件有变形、螺丝松动、导梁与钢箱梁联结处有变形或箱梁局部变形等情况发生时，应立即停止顶推，进行分析处理。顶推过程中控制重点a.根据工况的支点反力估算摩擦力并与油压

44、表相验证，每工况的支点反力由监测单位提供。b.位移观测：位移观测主要是梁体的中线偏移和墩顶的水平、竖向位移，在顶推过程需用千斤顶及时调整。墩顶位移观测非常重要，我们采用的办法是根据设计允许偏位作为最大偏位值，换算坐标，从施力开始到梁体开始移动连续观测，一旦位移超过最大值则立即停止施力，重新调整各千斤顶拉力。因各临时墩均设有对拉水平预应力索，顶推时墩顶水平纵向位移将非常小。c.施加顶推力：顶推力的大小是主控台根据摩阻的大小自行调节的，并通过油表来反应，千斤顶使用之前按要求进行校定，油表应进行标定。 d.四氟板的更换：顶推过程中四氟板必须使用表面光洁、无破损的四氟板，光洁面涂以硅脂，顶推时各支点应

45、有专人检查更换。e.顶推到最后梁段时特别注意梁段是否到达设计位置，须在温度稳定的夜间顶推到最终位置，并根据温度仔细计算测定梁长。f.最后一次顶推时应采用小行程点动，以便纠偏及纵移到位。钢箱梁线型控制钢箱梁顶推施工过程中，钢箱梁的线形控制非常重要，应密切进行观测。钢箱梁的横向线形控制主要通过横向限位器控制，竖向线形控制主要通过设置在支墩顶的竖向千斤顶进行。钢箱梁顶推的初始线形，由监控设计单位提供。根据钢箱梁顶推的初始线形和顶推装置空间，确定顶推平台和临时墩的顶标高。中线限位装置（侧限）在临时墩上下游两侧设限位装置，限位装置下部为钢结构，与临时墩横向分配梁焊接，上部安装导向橡胶轮。在箱梁外侧设限位

46、导梁，限位导梁与钢箱梁底板栓接，外侧设导向橡胶轮，中线限位装置具体布置见图12。图12 中线限位装置布置图标高限位装置（即竖曲线）每个临时墩上布置4台400t竖向千斤顶作为标高调整的备用装置，即每个支点位置放2台。同时利用竖向千斤顶稍许顶起钢箱梁插入或抽出滑板，以便顶推作业或落梁到正式支座上。临时墩通过1.2倍施工荷载预压稳定后,在1.0倍荷载作用下一般不会发生明显沉降；如果由于河床冲刷过大，钢管桩承载力降低，临时墩发生意外较大沉降时，需要利用竖向千斤顶顶起钢箱梁，采取提高滑道标高或增加滑板厚度的方法来补充沉降量，调平顶推滑移系统。箱梁顶推过程中的限位钢箱梁在顶推的过程中特别是在首次顶推过程中

47、很容易出现中线偏位，将采取如下措施：在拼装平台上将拼装完毕的钢箱梁安装侧限。在钢箱梁前端导梁上、杭州岸索塔横梁上安装侧限，使顶推箱梁在既定的轨道上前进。随着钢箱梁顶推工作的进行，每个临时墩上逐步安装侧限，这样侧限不断增多，钢箱梁中线在顶推中不易跑位。若钢箱梁在顶推过程中中线有偏差，采取措施如下：a.在已拼装完成的钢箱梁顶面设置测量观测点，在地面固定三角点安置全站仪，在顶推的过程中跟踪测量出钢箱梁中线偏差。b.根据中心偏差放松相反方向的侧限，其放松量等于偏差值。c.在钢箱梁顶推过程中加大另一侧侧限力，使钢箱梁在前进的过程中逐步调整中心位置。d.主控台及各泵站上的万能转换开关即为纠偏开关,在顶推开

48、始梁段数量少且顶推力小时，通过停掉一侧千斤顶而另一侧施力即可实现左右纠偏。但当梁段数量多顶推力大距离长时，则不能采取此种方法。e.顶推过程中的偏位要随时调整,小的偏位采用楔形滑块在顶推中纠偏；大的偏位只能停止顶推，采用侧向千斤顶纠正后再继续顶推。箱梁标高调整由于钢箱梁顶推滑道均按设计标高安装，一般不会出现下沉现象，若确实发生下沉，则利用临时墩上布置的400t千斤顶进行加垫起顶。下沉及水平位移观测点是在顶推前即在各临时墩上设置自动位移计，在顶推的过程中可随时观测临时墩的三维坐标变化值，从而判断是否调整。由于钢箱梁在顶推线形设有竖曲线，所以每顶推一个梁段均要利用支点处的400t竖向千斤顶进行标高调

49、整，以符合设计顶推线形，其线形详见设计院提供的钢箱梁顶推施工补充技术要求。钢箱梁顶推到位后，应对钢箱梁的线形进行一次复测，复测应选择气温相对稳定状况下进行，避免温差及外界荷载的影响。复测后，对钢箱梁线形进行调整，直到满足设计要求的标准为止。2.4顶推施工顶推系统常见故障及处理方法表6 顶推施工顶推系统常见故障及处理方法序号问 题急停后处理办法1千斤顶油管漏油1.换油管或加垫片2.或换快快速接头2工具夹片有异响涂上退锚灵3泵站电磁阀等工作不正常更换新的4接近开关坏了更换新的5竖向顶推千斤顶松动拧紧螺母或补焊加强6钢绞线碰着障碍物把障碍物取掉7钢绞线不受力或受力很小(仅在调整的过程中可能出现)预紧

50、钢绞8千斤顶漏油(极少出现)1.千斤顶卸压，传到下锚上2.割除伸出绞线3.换千斤顶下，或更换密封件2.5特殊梁段施工A梁段及锚固端横梁为异型梁段，不能采用顶推法进行施工，当标准梁段顶推施工完成后，采用两边墩处的桁吊分块吊装特殊梁段。施工顺序为：锚固端横梁、A梁段。萧山侧：B1梁段顶推到达设计位置过程中，在支架上逐节拆除导梁，B1梁段到达设计位置后停止顶推，利用桁吊吊装锚固端钢横梁、A梁段。杭州侧：B1梁段安装后，拆除部分拼装平台，桁吊分块吊装锚固端钢横梁，精确调整位置，再吊装杭州岸侧A梁段。2.6合拢段安装在钢箱梁顶推过程中，根据实际长度，A梁段作为全桥的合拢梁段，当锚固端钢横梁施工完成后进行

51、合拢段施工。在温度稳定的夜间测量合龙口间距，且根据实际间距确定合拢段长度。在现场对合拢段进行二次加工，使之符合合拢长度要求，利用桁吊起吊合拢段梁段至拼装平台上，调整梁段空间位置，然后在温度稳定的夜间调整合龙段并对两端进行临时锁定。实施焊接并进行焊缝检查，释放临时锁定，钢箱梁安装完成。2.7钢横梁施工将上下游钢箱梁之间钢横梁焊接，以形成整体断面。具体步骤如下：在桥面上铺设运梁轨道，将钢横梁运输至相应位置后利用简易龙门吊起吊安装，采用手拉葫芦一端拉在钢箱梁临时吊点一端拉在钢横梁临时吊点的方式调整钢横梁使其精确就位。安装钢横梁与上下游钢箱梁之间匹配件，焊接钢横梁与梁段之间环缝，形成整体断面。B1和B

52、2梁段的钢横梁用龙门桁吊起吊至钢箱梁上后拆除龙门桁吊立柱并利用简易龙门吊起吊安装。2.8钢箱梁顶推施工工效分析当桁吊、顶推安装平台、临时墩及索塔横梁施工完成后即可进行钢箱梁顶推施工。梁段顶推由杭州边跨PM20#墩向萧山边跨PM23#墩施工，标准块钢箱梁顶推施工工效分析如下表7。表7 标准块钢箱梁顶推施工功效分析 项目时间运输、起吊横移0.5天纵移、横向位置调整1天梁段线性调整焊接3.5天梁段顶推施工1天合计6天第三章 钢箱梁顶推施工进度、人员的安排及设备的配备3.1施工进度安排我单位将精心组织、精心安排、合理利用资源，钢箱梁顶推施工从2007.4.10开始2008.1.15结束，计划施工工期9

53、个月。总体施工进度安排如下：龙门桁吊施工：2007.4.102007.4.25，工期为16天；顶推平台施工：2007.4.102007.4.30，工期为21天；临时墩施工：2007.4.102007.5.30，工期为51天； 钢箱梁标准段B1H节段顶推施工：2007.5.12007.12.31，工期为245天；锚固端横梁及A梁段施工：2008.1.12008.1.15，工期为15天；3.2施工人员安排为了满足钢箱梁顶推施工要求，配备足够的技术工种和其他操作人员，劳动力使用计划见下表8。表8 劳动力使用计划表 人员数量（人）现场指挥组总指挥1副总指挥1总工程师1机械调度1人员调度1技术干部6小计

54、11作业工人吊装工20测量工6电工2电焊工35机械操作工9架子工8普工20小计100总计1113.3施工设备的配备根据年度施工计划进度和钢箱梁施工计划进度安排，主要机械设备安排如下：表9 钢箱梁施工机械配备表序号名 称规 格数 量备 注1履带吊50t2台钢管桩打设2履带吊80t1台桁吊施工3振桩锤135kW1台钢管桩打设4塔吊150t.m2台索塔部位5提升桁吊120t2个钢箱梁吊装6导梁35m2根顶推施工7顶推千斤顶100t20台钢箱梁顶推8竖向千斤顶400t24台钢箱梁标高调整、落梁9平车60t8台钢箱梁横移10平车80t8台钢箱梁横移11卷扬机5t4台钢箱梁横移12卷扬机10t4台钢箱梁起

55、吊13拖挂车20t2台材料设备运输14汽车吊25t2台材料设备转运15运梁平车200t1台钢箱梁运输16钢结构加工设备3套钢结构加工17测量设备2套施工测量18电焊机50台钢结构施工设备进场之后，安排专职人员管理，负责统一调配协调使用，对机驾人员进行统一的培训。第四章 钢箱梁顶推施工安全、质量保证措施4.1质量目标钢箱梁分项工程合格率100%，优良品率95%。4.2质量保证措施建立项目总工程师及各级技术员的技术责任制，实行技术质量的统一领导和分级管理，明确各级技术人员的职责和权限。建立健全各种行之有效的技术管理制度，使技术组织管理工作制度化和标准化。加强机械设备的管理，强化机械保养和维修制，提

56、高机械设备的完好率和利用率。4.3安全保证措施施工中必须坚持“安全第一，预防为主”的原则，重视安全生产、文明施工的重要性。做到工前交底，工中检查，工后总结。顶推时严格按指令进行，集中指挥，发现问题及时反映并解决后方可进行下一工序的施工。进入施工现场必须戴安全帽，高空作业必须系好安全带，穿防滑绝缘鞋。严格遵守安全用电操作规程。钢结构是良好的导电体，四周应接地良好，拆接设备和电源应有专业电工操作。吊装索具，使用前必须认真检查规格及完好状况。顶推过程中应由专人对桥梁的坐标进行监测，发现偏移及时进行调整。第五章 龙门桁吊及顶推平台设计5.1设计说明5.1.1设计范围本图纸为龙门桁吊及顶推平台施工设计图

57、，内容包括：钢箱梁120t龙门桁吊系统及顶推平台支架系统设计等。5.1.2设计依据杭州市江东大桥及接线工程第一合同段通航孔自锚式悬索桥钢箱梁施工图设计说明杭州市江东大桥及接线工程第一合同段通航孔自锚式悬索桥钢箱梁施工图(第一分册杭州市江东大桥工程数学模型计算及定床模型试验研究5.1.3设计规范设计遵守的主要规范公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2004）公路桥涵地基与基础设计规范（JTJ024-85）公路桥涵施工技术规范（JTJ041-2000）公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(JTG D622004)钢结构设计规范(GB500172003)公路桥涵钢结构及木结构设计规范（JTJ0

58、2586）设计参考资料钢结构设计手册（中国建筑工业出版社，第二版）起重机设计手册（中国铁道出版社）机械设计手册（化学工业出版社，第四版）5.1.4主要内容江东大桥龙门桁吊系统及顶推平台支架系统，结构设计及材料的采购加工应本着多次周转和节约的原则。龙门桁吊基础采用1020钢管打入桩基础，钢管支架基础采用820钢管打入桩基础，钢管节段之间采用焊接直接连接。钢管立柱采用820钢管，基础与立柱之间采用变截面法兰连接。龙门桁吊设计最大吊重按120t控制。冲刷深度为8m，为增加施工的安全性，采取抛填块石或砂袋的措施维持河床面标高在+0.00m左右。5.1.5主要设计参数钢箱梁自重：钢箱梁段最大重量为110

59、t龙门桁吊设计吊重：120t设计水位：水位选取20年一遇高水位+7.64m； 水流流速：流速选取20年一遇断面平均流速2.7m/s；涌潮压力：55kpa风力：钢箱梁吊装及顶推施工时最大工作风速按6级风考虑；结构自重：由程序自动计入。龙门桁吊及顶推平台支架系统均采用贝雷架和各种规格的型钢钢管搭设。贝雷架材料为16Mn钢，其它材料采用Q235a钢。具体性能参数如下：根据我国行业标准，贝雷桁片材料均为Q345钢，按钢结构设计手册，临时结构材料容许应力可提高30，贝雷桁片材料容许应力2101.3273MPa，容许剪应力1201.3156MPa，桁架销子材料为30CrMnTi，双剪状态下容许剪力550k

60、N，弦杆螺栓容许剪力150kN，单个贝雷桁片设计参数见下表所示。表10 单个贝雷桁片设计参数表桁片各项目外形尺寸(cm)弦杆截面积A(cm2)弦杆截面模量Wx(cm3)弦杆纵向容许受压荷载(kN)桁片截面模量W0(cm3)桁片允许弯矩(kNm)设计性能参数30015025.4879.46633570975对于Q235钢材料，85MPa，140MPa。本系统设计计算采用计算机电算和手算相结合的方式，电算程序采用CSI公司的Sap2000 V10专业结构设计软件。计算中考虑到各种系数如下：荷载冲击系数：=1.25偏载系数：p=1.15超载系数：=1.255.2龙门桁吊及顶推平台结构设计5.2.1龙

61、门桁吊结构设计在PM20#墩处设置一台龙门桁吊，用于标准钢箱梁段及杭州侧A梁段、锚固端横梁吊装；在PM23#墩处设置一台龙门桁吊用于萧山侧A梁段及锚固端横梁吊装。两侧桁吊结构形式相同，设计吊重均为120t。龙门桁吊横桥向87m，纵桥向30m。下部采用钢管桩基础，设计水位（7.64m）以下采用102cm、壁厚12mm钢管，以上均采用82cm、壁厚10mm钢管。上部横桥向主梁采用贝雷梁，为3跨连续结构，跨径组合为327m，吊装横梁也采用贝雷梁，跨径24m。移动系统采用平车。钢管桩的接长主要采用焊接，考虑到设计水位以下的钢管桩基础受涌潮影响较大，此部分相邻钢管桩之间的平联采用63cm钢管，斜撑采用槽

62、36型钢。设计水位以上相邻钢管桩之间的平联及斜撑均采用槽钢。桩顶依次设横桥向贝雷主梁、轨道、平车及贝雷提升梁等。依靠卷扬机及滑车组组成的牵拉系统完成横移。根据梁段重量和结构尺寸，拟定桁吊参数如下：跨 度：27m长 度：87m提升能力：120t提升速度：1m/min提升高度：35m提升卷扬机：210t 5.2.2顶推平台结构设计杭州侧的顶推平台布置在PM20#PM21#墩之间且靠近PM20#墩侧。顶推平台上下游分幅布置，单幅纵桥向42.9m，横桥向11.4m，两幅平台中心距为23.75m，在靠近PM20号墩侧设连接通道。平台下部采用82cm、壁厚10mm钢基础，钢管桩的连接方式、相邻钢管桩之间的

63、平联及斜撑方式均与龙门桁吊相同。平台上部采用贝雷作为主梁，主梁上布置滑移系统。萧山侧的支架平台布置在PM22#PM23#墩之间且靠近PM23#墩侧。单幅纵桥向长24m，其余尺寸及结构形式与杭州侧的顶推平台相同。5.3龙门桁吊及顶推平台受力计算5.3.1龙门桁吊受力计算龙门桁吊采用双贝雷横梁方式起吊，每个横梁上下分别设置2台60t起吊平车和2台80t行走平车，平车均在厂家订制加工，采用P50双轨模式。两组贝雷横梁之间通过型钢联为一体，4个行走平车中，2台为驱动平车，2台为从动平车。荷载组合龙门桁吊设计荷载包括：恒载、钢箱梁起吊荷载、涌潮压力、流水压力和风荷载。龙门吊最大工作风速不超过6级，涌潮来

64、临时停止工作，因此龙门吊设计时荷载组合如下：组合I：恒载流水压力风荷载涌潮压力组合II：恒载流水压力风荷载钢箱梁起吊荷载其中组合I为最不利荷载，本龙门吊设计受涌潮压力控制。为防止河床冲刷，从而降低钢管桩承载力和加大水流压力荷载，应事先对河床进行预防护。平车设计每台起吊平车吊重为1201.21.151.2/453.9t，需选用60t平车。行走平车为5433/271t，选用80t平车。平车起吊梁采用H5823001217型钢，跨度2m，最大荷载70t，Wx3530cm3H582型钢Ix103000cm4，Sx1980.5cm3，t1.7cm则最大弯曲应力M/W99.15MPa273MPa，满足要求

65、。选择双H528300型钢，吊点处设置加劲板。QSx/(tIx)39.6MPa85MPa，满足要求。门吊起重设备采用卷扬机方式起吊，卷扬机最大输出张力10t，卷扬机钢绳与滑车组相连，滑车组绕8线。起吊贝雷桁梁设计起吊贝雷净空门吊最小净宽：2m预留A梁段5.65m锚固端6.0m承台宽度9.2m/218.25m因此，龙门吊净宽应不小于18.25m，设计采用21m，满足要求。轨道梁轨道选择P50铁路钢轨，通过压板及螺栓与轨道梁相连。轨道梁选用H3003001015/Q235型钢，枕梁采用工32a型钢，间距75cm。Wx1370cm3，Wy450cm3单点最大荷载60t，平车4个轮子，单个轮子最大荷载

66、20t，则：弯矩M200/20.75/237.5kNm则最大弯曲应力M/W27.37MPa273MPa，满足要求。枕梁枕梁采用工32a/Q235型钢，最大荷载20t则Ix11080cm4，Sx400.5cm3，t1.5cmQSx/(tIx)200/3=48.19MPa85MPa，满足要求。贝雷起吊桁梁贝雷起吊桁梁共有2组，每组桁梁采用单层8排上下均带加强弦杆贝雷组成，结构图见下图所示。图12 贝雷起吊桁梁结构图采用Sap2000计算，支点一端铰接一端简支，计算结果如下：贝雷起吊桁梁力学模型贝雷起吊桁梁计算结果贝雷弦杆承受到最大荷载为：贝雷弦杆处工32a分配梁间距75cm，均位于贝雷节点处。支撑

67、力经型钢分配后由贝雷桁片承受，通过程序计算，可求得桁片最大弯矩Mmax9.16kNm，最大轴力Nmax436.7kN，则最大正应力M/WN/A129.46MPa273MPa，满足要求。计算结果表明，支点处位于剪力区，贝雷弦杆受力不足，因此需对支点左右位置处的两片贝雷进行加强，加强采用增加10加强撑的方法。具体布置方法见施工设计图纸所示。贝雷桁梁在荷载作用下最大的挠度为4.3cm。根据钢结构设计手册，则矢跨比f/L=0.00180.002，满足要求。轨道贝雷桁梁设计轨道桁梁共有2组，每组桁梁采用单层8排上下部带加强弦杆贝雷组成，结构图见下图所示。图13 轨道贝雷桁梁结构图起重卷扬机和平车作用力钢

68、箱梁吊装时，分为起吊阶段和行走阶段。起吊时，采用4台10t卷扬机起重，每个滑车组走八线。拉力系数0.15Q，阻力系数1.172。各部件重量如下：钢箱梁 110吨28起重钢丝绳 3582.71=0.76吨单个滑车+吊具 0.51.0=1.5吨平车 1.52=3吨平车分配梁 2吨平车轨道P50 51.65kg/m施工荷载 300 kg/m单台吊重合计： 吨卷扬机钢绳张力为0.15Q=0.15(1101.1+1.5+0.76)1.2/3=7.396吨选择10t卷扬机，满足要求。平车每个轮下竖向荷载：(110+1.5+3+2)1.251.151.25/8=26.2吨风载作用力横桥向风荷载计算，按6级风

69、考虑，此时最大容许起吊风速为13.8m/s，桁吊高45米,风速高度修正系数为1.26，则风速VDm/s，相应的基本风压W0=18.5Kg/m2，风载体型系数k1.3，则单位面积上的风压为:W=KW0=1.318.5=24.05 Kg/m2 设计计算采用Sap2000计算，单个轨道梁共设4个支点，一个端头铰接，其余采用贝雷卡固定，计算结果如下：贝雷轨道桁梁力学模型贝雷轨道桁梁计算结果（仅示出局部）同样的方法，可求得238.4MPa，16.6Mpa，满足要求。计算结果表明，支点处位于剪力区，贝雷弦杆受力不足，因此需对支点左右位置处的两片贝雷进行加强，加强采用增加10加强撑的方法。具体布置方法见施工

70、设计图纸所示。分配梁及吊具平车起吊梁采用H5823001217/Q345型钢，长10m，可根据不同的箱梁长度调整吊点位置。单个吊点最大荷载60t，则最大弯矩M1200kNm，单个H582型钢Ix103000cm4，Sx1980.5cm3，t1.7cm，Wx3530cm3选择双H528300型钢，吊点处设置加劲板，则最大弯曲应力M/W169MPa273MPa，满足要求。QSx/(tIx)33.9MPa145MPa，满足要求。吊具采用80t滑车组，通过60t卸扣将吊带与吊点相连，吊带采用60t专用吊带。分配梁耳板采用Q345钢板，厚度25mm，耳板与分配梁焊接，设加劲板。销子采用55直径，40Cr

71、MnTi材料，受力为双剪状态，则：Q/2A126.3MPa550MPa，满足要求。钢管桩桩顶型钢桩顶型钢亦采用H5823001217/Q345型钢，长4m，跨度3m，最大荷载60t，单个H582型钢Ix103000cm4，Sx1980.5cm3，t1.7cm，Wx3530cm3选择双H528300型钢，吊点处设置加劲板，则最大弯曲应力M/W126.7MPa273MPa，满足要求。QSx/(tIx)33.9MPa145MPa，满足要求。钢管桩计算龙门桁吊采用Q235钢管桩，规格为100012mm。按摩擦桩设计。钢管立柱采用Q235钢管，规格为82010mm。为抵抗涌潮压力，采用8根钢管桩组成框架

72、基础，以提高抗涌潮能力。 龙门桁吊钢管立柱及钢管桩基础力学计算图示计算结果表明，单桩最大荷载为Mmax824.2kNm，Nmax1279.2kN。考虑旧材料折减系数0.9，则钢管桩正应力M/WN/A124.6MPa1400.91.3163.8MPa，满足要求。根据公路桥涵地基与基础设计规范(JTJ024-85)第4.2.3条规定，对于摩擦桩，锤击沉桩，在桩尖处的中距不得小于桩径的3倍，对于软土地基宜适当增大；震动沉入砂土内的桩，在桩尖处的中距不得小于桩径的4倍。本系统设计时按间距不小于3m控制。边墩位置处的土层主要为粉土及粘土，钢管桩间距为3.0m，满足要求。钢管桩按摩擦桩设计，承载力不小于1

73、279.2kN，按1300kN计算。基础地质持力层为淤泥质亚粘土，极限摩阻力取20Kpa，钢管桩的承载力为： P=sUiL I+pAR1300=0.873.142120L0.83.1421220/4因此可求出钢管桩入土深度L23.6m，考虑1m的淤泥层，不参与承载，则桩入土深度应不小于25m。根据我局钱塘江四桥项目部实测经验数据，确定桩底标高不小于-25.0m。 钢管支架分两节施工安装，底节为1000钢管打入桩，顶面标高8.0m，上下两节之间均采用角焊缝加钢板贴焊。标高+8.0m以上采用820钢管立柱，每10m一个标准节，顶节为调整节，节段之间采用角焊缝加钢板贴焊连接。为确保受力需要和施工操作

74、方便，底节钢管桩和上层钢管立柱之间采用变截面钢管连接。DZJ-200振动打桩锤最大激振力为1300kN，考虑到钢管桩所穿越地层情况的不确定性和土体的液化现象，以DZJ-200打桩锤打桩能力为准，直到打不动为止。 DZJ-200振动锤平撑及剪刀撑820立柱平撑采用36a双槽钢，直接与钢管焊接连接，也可通过节点板与钢管焊接，以现场施工方便可灵活采用。计算可满足要求。斜撑采用20a双槽钢，主要起相互连接固定作用，以增强支架的整体性。1000钢管桩顶节均采用600和400钢管平联，斜撑采用36a双槽钢，确保足够的刚度，以使钢管桩之间形成框架以抵抗涌潮压力。结构图见施工设计图，应力可满足要求。5.3.2

75、顶推平台受力计算荷载组合顶推平台设计荷载包括：恒载、钢箱梁荷载、涌潮压力、流水压力、风荷载以及顶推力。顶推时工作风速不超过6级，涌潮来临时停止工作，因此设计荷载组合如下：恒载钢箱梁荷载流水压力风荷载涌潮压力平台面层设计平台面层均采用贝雷架和型钢搭设，顶面设置四氟板滑道。贝雷桁架设计钢箱梁重量通过滑道传递至平台面层，再通过型钢分配至贝雷架。F梁段的尺寸为2100065003500cm，单片重量为109t，按线荷载计算，则：109t/6.5m/21.159.6t/m；同时在顶推平台前段施加20m长钢箱梁的自重，即20（1096.5）/2=167.7t。贝雷上的分配型钢采用工32a型钢，间距0.75

76、m，均位于贝雷支点处，支撑力经型钢分配后由贝雷桁片承受，可满足要求。贝雷桁片为8排单层，贝雷桁梁两端头铰接，其余采用贝雷卡固定，模型如下：杭州岸顶推平台支架贝雷桁梁力学模型杭州岸顶推平台支架贝雷桁梁计算结果计算结果表明，可满足要求。但支点处位于剪力区，贝雷弦杆受力不足，因此需对支点左右位置处的两片贝雷进行加强，加强采用增加10加强撑的方法。具体布置方法见施工设计图纸所示。顶推平台钢管支架顶推平台钢管支架通过sap2000程序计算，计算模型如下：顶推平台钢管支架力学模型计算结果表明，钢管桩基础最不利荷载组合为：弯矩Mmax876.5kNm，轴力Nmax1737kN。考虑旧材料折减系数0.9，则正

77、应力M/WN/A142.5MPa1400.91.3163.8MPa，满足要求。钢管桩施工设计控制参数与龙门桁吊相同。沙桶单个沙桶在仅考虑最大承载能力为100t，在顶推平台每个钢管桩顶设置两个，合计200t满足要求。每个沙桶在使用前均需要预压，按100t预压考虑。顶推平台钢管顶砂筒位置图桩顶工45a分配梁单个820钢管立柱顶部最大荷载按100t控制，则型钢最大剪应力为：QSx/(tIx)76MPa85MPa，满足要求。平撑及剪刀撑820立柱平撑采用36a双槽钢，直接与钢管焊接连接，也可通过节点板与钢管焊接，以现场施工方便可灵活采用。计算可满足要求。斜撑采用20a双槽钢，主要起相互连接固定作用，以

78、增强支架的整体性。820钢管桩均采用600和400钢管平联，斜撑采用36a双槽钢，确保足够的刚度，以使钢管桩之间形成框架以抵抗涌潮压力。结构图见施工设计图，其应力满足要求。钢管桩预埋件 在承台系梁位置设置4组预埋件，每组预埋件设1236地脚螺栓。在墩柱上设置12组横撑预埋件，对支架进行横向限位，但横撑及预埋件不参与竖向承载。820钢管基础底板采用1400140020/Q345钢板，根据钢结构设计手册，预埋件基础抗剪均为施加预紧力后采用摩擦抗剪方式。施工时应注意保护好预埋件端头的丝口，防止划伤或污损。施工完成后，拆除外露部分构件，用砂浆将预埋件槽口补平。5.3.3计算结果汇总表龙门桁吊及顶推平台

79、均由钢管桩基础及贝雷桁架组成，在最不利工况下的最大应力汇总如下表。表11 龙门桁吊及顶推平台构件最大应力汇总表结构项目构件名称最不利组合下的构件内力最大正应力MPa最大剪应力桩底标高备注龙门桁吊100012/Q235钢管桩弯矩M824.2kNm轴力N1279.2kN剪力Q403.9kN124.621.4-25m满足要求贝雷桁架/Q345弯矩M17.3kNm轴力N782.7kN剪力Q77.6kN238.415.23满足要求顶推平台82010/Q235钢管桩弯矩M600.5kNm轴力N1737kN剪力Q419kN186.226.1-35m满足要求贝雷桁架/Q345弯矩M8.7kNm轴力N476.8

80、kN剪力Q16.6kN147.112.3满足要求第六章 临时墩设计6.1设计说明6.1.1设计范围本图纸为钢箱梁顶推临时墩设计图，内容包括：钢箱梁顶推临时墩设计。6.1.2设计依据杭州市江东大桥及接线工程第一合同段通航孔自锚式悬索桥钢箱梁施工图设计说明杭州市江东大桥及接线工程第一合同段通航孔自锚式悬索桥钢箱梁施工图(第一分册杭州市江东大桥工程数学模型计算及定床模型试验研究6.1.3设计规范设计遵守的主要规范公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2004）公路桥涵地基与基础设计规范（JTJ024-85）公路桥涵施工技术规范（JTJ041-2000）公路桥涵钢结构及木结构设计规范（JTJ02586

81、）设计参考资料钢结构设计手册（中国建筑工业出版社，第二版）起重机设计手册（中国铁道出版社）公路工程结构可靠度设计统一标准( GB/T502831999 )公路工程质量检验评定标准( JTJ07198 )6.1.4设计主要技术参数钢箱梁自重：按130kN/m进行计算；导梁自重：按20kN/m进行计算；水流压力：水位选取最高通航水位+7.64m；流速选取20年一遇断面平均流速2.7m/s；按平均力计算，作用在钢管桩每米的作用力为Fw=KAV2/(2g)=0.81. 2102.72/2/9.81=3.57kN/m；冲刷深度：河床标高为+4.54m。根据现场实测结果知，冲刷后的河床最低标高为-2.7m

82、，即冲刷深度最大达到了7.35m，考虑到施工安全性，设计时选取河床冲刷深度为8m，即标高-3.46m。涌潮压力：根据水文数学模型计算及定床模型试验研究的成果，选取百年一遇涌潮进行设计，涌潮高度为3m，涌潮压力统计见下表12所示。表12 涌潮压力汇总表压力分布压力平均值P（kPa）受力平均值F（kN/m）+6.5m+8.5m1009.60+4.5m+6.5m551052.89.6-3.46m+4.5m5552.8钢管桩受力平均值按公式F=0.8P1.02进行计算。根据我部以往的施工经验和钱江四桥的水文研究成果，后排桩由于前排桩的阻水作用，使得后排桩的涌潮压力有所折减，折减系数为0.7。风力：风压

83、按0.35KN/m2计算，作用于钢管桩上的风力为0.350.820.8=0.23kN/m。结构自重：由模型直接计入。6.1.5主要材料钢管支撑钢管桩采用外直径为120cm壁厚为12mm的螺旋焊管；斜钢管桩采用外直径为102cm壁厚为10mm的螺旋焊管；钢管立柱采用外直径为82cm壁厚为10mm的螺旋焊管；平联钢管均采用外直径为42.6cm壁厚为10mm的螺旋焊管；斜撑钢管均采用外直径为42.6cm壁厚为10mm的螺旋焊管。钢管均采用对应壁厚的钢板卷制而成。钢板所采用的钢板厚度规格有10mm、12mm、14mm、20mm、30mm。除特殊说明外均采用Q235C材质钢板。钢绞线采用规格为15.24

84、的钢绞线，其技术标准应符合公路桥涵施工技术规范（JTJ041-2000）的规定。主要焊接材料焊接材料采用与母材相匹配的焊丝、焊剂和手工焊条，CO2气体纯度不小于99.5，各材料均应符合现行国家标准。6.2临时墩结构设计钢箱梁左右幅分幅顶推施工过程中，共布置5个临时墩，其中在中跨PM21#PM22#墩之间布置4个临时墩，在边跨PM22#PM23#墩之间布置1个临时墩，跨径布置为52m5+41.5m2。临时墩由钢管支架、分配梁、轨道梁及垫梁等组成。临时墩以钢管支架为承力结构。钢管支架下部为插打于河床内的支撑钢管桩，其规格为外直径为120cm壁厚为12mm的螺旋焊管。在支撑钢管桩上面接高钢管立柱，钢

85、管立柱采用外直径为82cm壁厚为10mm的螺旋焊管。支撑钢管与钢管立柱之间采用变截面钢管连接。为抵抗涌潮的影响，在支撑钢管桩上游打设斜钢管桩，斜钢管桩采用外直径为102cm壁厚为10mm的螺旋焊管。各钢管桩及钢管立柱之间采用钢管和型钢连接成整体。分配梁放置于钢管支架顶面，采用焊接方式固定于钢管支架的顶面。分配梁采用钢箱结构。轨道梁放置于分配梁上，采用焊接方式固定于分配梁之上。轨道梁为焊接式钢箱结构，长5.6m，高1.0m，宽1.2m，其焊缝均为一级焊缝。垫梁放置于轨道梁上，采用螺栓栓接于轨道梁之上。垫梁为焊接式钢箱结构，长3.0m，高0.5m，宽0.9m，其焊缝均为一级焊缝。在顶推的过程中，为

86、了保证水中临时墩安全，根据实际受力，在主塔承台及萧山岸PM23#边墩间设置钢绞线，每幅桥各两束，每束各6根15.24钢绞线，钢绞线两端设P锚，在顶推前实施预拉，以保证临时墩安全。图14 临时墩结构布置图6.3临时墩受力计算6.3.1设计工况根据箱梁施工工序，得出临时墩的设计工况如下：工况一：钢箱梁导梁顶推至临时墩处；工况二：钢箱梁导梁到达下一个临时墩前；工况三：钢箱梁顶推至下一个临时墩。设计工况为工况三，验算工况为工况二，由于工况一受力较小，在此可不做考虑。对顶推过程中不同的工况进行试算得出，钢箱梁顶推过程中的墩顶最大竖向受力为F=7080kN。6.3.2轨道梁的计算通过试算知，墩顶的最大竖向

87、荷载为F=7080kN。钢垫梁长度为3m，钢垫梁将钢箱梁的重量均匀传递给轨道梁，当钢垫梁移动到轨道梁跨中时，结构受力最不利。考虑1.2的不均匀分配系数，其作用至轨道梁上的荷载为P=7080/2/31.5=1770kN/m其计算模型如下：图15 计算模型通过计算得计算结果如下:图16 弯矩图图17 剪力图图18 变形图通过计算得轨道梁的最大弯矩为M=4673.8kNm，最大剪力为F=2677.1kN, 最大变形为0.0035m。轨道梁是采用钢板焊接而成的钢箱结构，其截面尺寸见下图所示。其截面面积为A=0.1147m2，截面模量为W=0.0361m3，则其最大弯矩应力为=M/W=4673.8/0.

88、0361=129.5MPa145MPa 满足要求。剪应力为=FS/（Itw）=2677.1x0.0209/0.018/0.06=51.8MPa85MPa 满足要求。最大变形为0.0032m5/1200=0.0042m 满足要求图19 轨道梁断面图6.3.3钢管支架及分配梁的计算设计荷载水流压力：按3.03kN/m计算；涌潮压力：见表11。风力：按0.23KN/m计算桩顶竖向作用力：竖向作用力作用于上分配梁上，共有4个作用点，其值为F1=7080/4=1770kN墩顶水平力：顶推施工中考虑到顶推设备的不同步性等方面的因素，钢管桩支架上的水平反力按在墩顶承受最大反力钢箱梁开始滑动而千斤顶还未施力状

89、态取值，同时取摩檫系数为0.08，考虑1.5的不均匀分配系数，即墩顶最大不平衡力为F2=70800.08/41.5=212.4kN；在箱梁停止顶推时，考虑到箱梁的纵桥向坡度为0.8%，得出墩顶的水平力为：F3=70800.008/4=14.16kN结构自重：由程序自动记入。设计工况及荷载组合工况一：顶推工况。选择平潮期进行顶推施工。其荷载组合为：流水压力+顶推水平力F2+桩顶竖向作用力F1+结构自重。工况二：顶推完成工况。在箱梁顶推完成，并在箱梁焊接过程中，遭遇涌潮及大风。其荷载组合为：流水压力+桩顶水平力F3+桩顶竖向作用力F1+风力+结构自重。计算模型钢管支架的计算模型如下：图20 计算模

90、型计算结果通过计算得计算结构见下图所示：图21 工况一轴力图图22 工况一主轴弯矩图图23 工况一次轴弯矩图图24 工况一变形图图25 工况二轴力图图26 工况二主轴弯矩图图27 工况二次轴弯矩图图28 工况二变形图对计算结果汇总见下表所示：表13 计算结果汇总表结构名称规格最大轴力(kN)最大弯矩(kNm)轴应力(MPa)弯矩应力(MPa)最大组合应力(MPa)允许应力(MPa)工况一钢管桩120cm12mm2260.11129.650.585.8136.2188.5钢管桩102cm10mm108.2346.33.443.647.1188.5支撑钢管82cm10mm1895.1593.782

91、.8129.7165.6188.5平联钢管及立柱钢管630mm10mm1106.2126.356.842.599.3188.5平联钢管及斜称钢管426mm10mm939.4106.271.980.095.9188.5斜撑型钢273mm6mm322.912.364.237.4101.5188.5上分配梁及下分配梁800600mm3931249.57.993.995.3188.5工况二钢管桩120cm12mm1591.31643.6475.635.5124.8188.5钢管桩102cm10mm483.11008.9312.615.2127.2188.5支撑钢管82cm10mm1509.1461.6

92、338.766.0100.9188.5平联钢管及立柱钢管630mm10mm1092.690.838.456.130.6188.5平联钢管及斜称钢管426mm10mm712126.937.154.595.6188.5斜撑钢管273mm6mm529.917.45.2105.352.9188.5上分配梁及下分配梁800600mm307.91248.21235.46.293.8188.5备注：查公路桥涵钢结构及木结构设计规范知，钢结构的允许弯矩应力为145MPa，对于临时结构容许应力应乘以提高系数K=1.3，即1451.3=188.5MPa。通过计算知，在工况一条件下，钢管桩顶的桥轴线方向的最大变形为

93、49.3mm，横桥向的最大变形为4.3mm，竖向变形为12.2mm；在工况二条件下，钢管桩顶的桥轴线方向的最大变形为3.4mm，横桥向的最大变形为12.8mm，竖向变形为10.9mm。通过以上的计算，得出冲刷线处的钢管桩在工况一条件下受力最不利时的最大轴力为F=2260.1kN，对应的最大弯矩为M=1129.6kNm，对应的剪力为Q=137.4kN；在工况二条件下受力最不利时所受到的最大轴力为F=1591.3kN，对应的最大弯矩为M=1607.5kNm，对应的剪力为Q=424.8kN。6.3.4钢管桩的入土深度计算通过以上的计算知，在工况一条件下冲刷线处的钢管桩所受到的竖向荷载最大，为F=22

94、60.1kN。通过试算选取钢管桩的底标高为-31m。钢管桩的入土深度为h=31-3.46=27.54m，其中8.6m厚的粉沙夹粘土，桩侧极限摩阻力为25kPa；6.2m厚的粉质沙土，桩侧极限摩阻力为20kPa；12.74m厚的粘土，桩侧极限摩阻力为50kPa，极限承载力为200 kPa钢管桩采用外直径为1200mm，壁厚为12mm。根据港口工程桩基规范JTJ254-98第4.2.4条规定。则其单桩承载力为：P=1/1.551. 2（8.625+6.220+12.7450）+1.20.012200=2379.7kN钢管桩的作用力为N=2260.1+3.51627.54=2356.9kNP=237

95、9.7kN故钢管桩的入土深度满足要求。6.3.5钢管桩基桩内力计算采用m法对土中的钢管桩进行内力计算。通过试算知，在工况二条件下的钢管桩的受力最不利。受力最不利条件下，冲刷线处钢管所受到的最大轴力为F=1591.3kN，对应的最大弯矩为M=1607.5kNm，对应的剪力为Q=424.8kN。钢管桩外直径为1200mm，壁厚为12mm，其截面面积为A=0.0448m2，截面模量为W=0.0132m3，惯性矩为I=0.007902m4。钢材的弹性模量为E=210GPa，钢管桩的计算直径为B=0.9（1+1/1.2）1.2=1.98m冲刷线以下为粉沙夹粘土，查规范选择m=5MN/m4。则钢管桩的变形

96、系数为=（mB/E/I）1/5=（51.98/210/0.007902）1/5=0.36/m-1采用M法对钢管内力进行计算，最大冲刷线以下深度Z处桩截面上的弯矩MZ计算：MZQ0Am/M0Bm计算结果见下表所示。表14 m法计算结果z(m)Z1=ZhAmBmQ0（kN）M0（kNm）MZ（kNm）00.36011.3501424.81607.51607.520.360.7211.350.60290.9332424.81607.52211.6 2.10.360.75611.350.62210.9242424.81607.52219.8 2.20.360.79211.350.64130.91524

97、24.81607.52228.0 2.30.360.82811.350.65780.9051424.81607.52231.1 2.40.360.86411.350.67350.8946424.81607.52232.8 2.50.360.911.350.68930.8841424.81607.52234.5 2.60.360.93611.350.70140.8721424.81607.52229.6 2.70.360.97211.350.71360.8602424.81607.52224.8 2.80.361.00811.350.72500.8479424.81607.52218.5 2.9

98、0.361.04411.350.73360.8347424.81607.52207.5 30.361.0811.350.74420.8221424.81607.52199.7 利用m法计算得，在桩入土深度为2.5m处的弯矩最大为Mz=2234.5kNm。 结构强度计算钢管桩截面面积为A=0.0448m2，截面模量为W=0.0132m3，其组合应力为=N/A+M/W=1591.3/0.0448+2234.5/0.0132=205.2MPa 0.1510.150.9188.525.4MPa所以，(1-n1N2/2/E/Am)m=(1-1.4x1591.3x16.62/3.142/210x106/0

99、.0448)x1.4=1.39N/Am（1M）/（2Wm）1591.3KN/0.0448m20.92234.KNm/（1.3910.0132m3）145.1Mpa10.9203182.7MPa所以，钢管桩强度及稳定性均满足要求。6.3.6结论通过以上计算知，轨道梁的最大弯拉（压）组合应力为129.5MPa，分配梁的最大弯拉（压）组合应力为95.3MPa，钢管桩最大弯拉（压）组合应力为186.3MPa，临时墩支架的竖向最大变形为12.2mm。查公路桥涵钢结构及木结构设计规范知，钢结构的允许弯矩应力为145MPa，对于临时结构容许应力应乘以提高系数K=1.4，即1451.4=203MPa。故临时墩

100、支架各结构的强度和刚度均满足要求。河床冲刷线标高按-3.46m进行计算，实际施工过程中，需严格控制河床标高在-2.0m以上。若冲刷严重，需采取防护措施。钢箱梁顶推施工需在平潮期施工，在涌潮期间必须停止施工。6.4临时墩在11级风下的强度验算6.4.1计算条件水位取值根据杭州市江东大桥初步设计阶段研究课题 水文数学模型计算及定床模型试验研究，报告编号：河海2005083，P7页表16所示。表15 1953年以来乍浦站排列前6位高潮位及当时台风项目序号最高潮位（m）台风增水（m）出现日期台风编号登陆时中心气压（百帕）登陆时间登陆地点15.541.481997.8.1997119608.18.21:

101、30温岭石塘24.911.001974.8.2074139748.20.00:00三门34.861.151994.8.2294179608.21.22:30瑞安梅头镇44.731.161979.8.2479109658.24.14:00舟山54.621.031981.9.181149509.1.02:00舟山64.602.351956.8.256129228.2.00:00象山另，钱塘江每年710月台风期间常受风暴潮影响，如果风暴潮与天文大潮相遇，每每形成异常高水位，通过仓前潮位站历年实测高、低水位统计结果得到桥位附近设计高低水位列于下表：表16 仓前站设计高、低水位频率仓前高水位低水位0.2

102、0%8.820.33%8.631%8.230.102%7.980.355%7.640.8510%7.351.05计算中取20年一遇最高水位：7.64m。竖向荷载根据以前计算结果，单副临时墩竖向最不利荷载为7080KN；水平摩擦力11级风时钢箱梁停止顶推施工，所以顶推阶段的水平摩擦力取0。河床标高及冲刷深度根据施工期间1年多的实测资料显示，21墩到22墩处河床标高最低为1.7m（7月份）。计算时取河床标高为-3.46m。水流速度相关资料中没有11级台风时对应的水流速度，计算中取桥址断面1频率下的平均流速，V3.02m/s；桥址断面各频率流量和最大断面平均流速频率0.2%0.33%1%2%5%断面

103、流量（m3/s）3688634859322303101625778断面平均流速（m/s）3.403.203.022.882.70对应的流水压力为（作用在水下三分之一处）： 风荷载按11级风考虑，取V28.5m/s高度（m）K2K5V10(m/s)Vd(m/s)g(m/s2)Wd(KN/m2)51.081.3828.542.47640.0129.811.1101.171.3828.546.01610.0129.811.3151.231.3828.548.37590.0129.811.4201.281.3828.550.34240.0129.811.6301.341.3828.552.70220.

104、0129.811.7401.391.3828.554.66870.0129.811.8高度（m）k0k1k3Wd(KN/m2)Awh(m2/m)Fwh(KN/m)510.771.31.10.820.901010.771.31.30.821.071510.771.31.40.821.152010.771.31.60.821.313010.771.31.70.821.404010.771.31.80.821.48涌潮涌潮高度取3m，3m范围内涌潮压力取55KPa，3m以下按三角荷载计算。考虑前排桩对后排桩的遮挡作用，折减系数取0.8。6.4.2主要杆件内力钢管桩编号见下图钢管桩编号图钢管桩内力计算

105、钢管桩内力表编号轴力（KN）Mx（KNm）My（KNm）Q（KN）118161876254002190217392835532390167930329113027321572963166511272698276由以上计算可知：1、3钢管桩受力最大，采用M法对钢管内力进行计算，最大冲刷线以下深度Z处桩截面上的弯矩MZ计算：MZQ0Am/M0Bm计算结果见下表所示。1钢管桩最大内力计算表z(m)Z1=ZhAmBmQ0（kN）M0（kNm）MZ（kNm）00.36011.350135914551455.0 20.360.7211.350.60290.933235914551959.0 2.10.36

106、0.75611.350.62210.924235914551965.1 2.20.360.79211.350.64130.915235914551971.1 2.30.360.82811.350.65780.905135914551972.9 2.40.360.86411.350.67350.894635914551973.3 2.50.360.911.350.68930.884135914551973.8 2.60.360.93611.350.70140.872135914551968.4 2.70.360.97211.350.71360.860235914551963.2 2.80.361

107、.00811.350.7250.847935914551956.7 2.90.361.04411.350.73360.834735914551946.1 30.361.0811.350.74420.822135914551938.3 1强度验算：钢管桩截面面积为A=0.0448m2，截面模量为W=0.0132m3，其组合应力为：3钢管桩最大内力计算表z(m)Z1=ZhAmBmQ0（kN）M0（kNm）MZ（kNm）00.36011.350129312871287.020.360.7211.350.60290.933229312871691.72.10.360.75611.350.62210.9

108、24229312871695.82.20.360.79211.350.64130.915229312871699.82.30.360.82811.350.65780.905129312871700.22.40.360.86411.350.67350.894629312871699.52.50.360.911.350.68930.884129312871698.92.60.360.93611.350.70140.872129312871693.32.70.360.97211.350.71360.860229312871687.92.80.361.00811.350.7250.8479293128

109、71681.32.90.361.04411.350.73360.834729312871671.330.361.0811.350.74420.822129312871663.73强度验算：钢管桩截面面积为A=0.0448m2，截面模量为W=0.0132m3，其组合应力为：第七章 钢导梁设计7.1钢导梁结构设计钢导梁采用Q235钢材加工，长35m。单幅钢箱导梁采用两个焊接实腹式工字型变截面梁，两工字型截面距离7.9m，之间采用横向联系桁架连接。共分四个节段加工，由根部向前，第一、二节段腹板均采用2cm钢板，翼缘板采用3cm钢板，梁高由根部3.24m渐变至2.45m；第三、四节段腹板均采用1.6c

110、m钢板，翼缘板采用2cm钢板，梁高由2.45m渐变至1.5m。钢导梁第一节段上下同时设置横向加劲肋与纵向加劲肋，纵向加劲肋共设置上下两层，距离腹板上边缘分别为0.7m、2.5m，横向加劲肋间距2.0m左右。其余节段只配置横向加劲肋。钢导梁第四节段由下向上上线形上翘15cm，以抵消在顶推过程中的下挠。导梁各节段之间采用高强螺栓连接，在根部处与钢箱梁腹板连接。7.2钢导梁结构验算7.2.1荷载取值施工中荷载为结构自重与风荷载。结构自重的取值荷载取值中近似按钢导梁各段重量相等考虑。单幅钢箱梁每延米重12.2t，钢导梁重量一般为钢箱梁重的1/10，故取钢导梁每延米重1.22t。初步设计阶段选取单根导梁

111、计算分析，故钢箱梁重量取单幅重量的一半，即每延米重6.1t，单根导梁重量每延米0.61吨。荷载标准值：钢箱梁重力标准值=61KN/M； 钢导梁重力标准值=6.1KN/M。荷载设计值：重力分项系数取1.2。 钢箱梁重力设计值=61*1.2=73.2KN/M； 钢导梁重力设计值=6.1*1.2=7.32KN/M。风荷载取值风荷载按10年一遇取值。根据公路桥涵设计通用规范公式4.3.7-3，式中，设计基准风压（）；空气重力密度（），；高z处的设计基准风压（m/s），；风速高度变化修正系数，导梁距离水面33m左右，取33m，查表=1.36；阵风风速系数，=1.38；桥梁所在地区设计基本风速（m/s），

112、查表得=22.2 m/s。则。作用在钢导梁上的风力按公路桥涵设计通用规范公式4.3.7-1计算，式中，设计风速重现期换算系数，；风载阻力系数，取；地形、地理条件系数，=1.0；导梁横向迎风面积，=86。则顶推施工阶段分析，将风载作为均布荷载作用于导梁上，则均布荷载。荷载组合时，风荷载取分项系数1.1，则风荷载的设计值为1.1*2=2.2KN/M。7.2.2结构整体受力分析顶推过程中分两阶段验算钢导梁结构强度：第一阶段为钢导梁前端在40m边跨的支座处向中跨行进过程，直至导梁达到全悬臂状态；第二阶段为钢导梁前端在52m中跨的支座处向前行进过程，直至导梁达到全悬臂状态。按每次行进3.5m考虑，计算每

113、行进3.5m钢导梁各计算截面在重力及风力作用下所受最大弯矩、最大剪力值。对每阶段建立SAP有限元计算模型如图28、29所示。行进过程35m40m35m52m40m图28 第一阶段计算模型行进过程图29 第二阶段计算模型经计算得出顶推过程中单根导梁在重力作用下弯矩、剪力包络图如图30、31所示。 图30 钢导梁重力作用下弯矩包络图 图31 钢导梁重力作用下剪力包络图钢导梁在风力作用下的最不利工况为导梁全悬臂状态受到的风力。将钢导梁工字型截面梁简化为两根悬臂梁，间距7.9m，工字型截面梁之间的横向桁架简化为独立的侧向支撑，如图32所示。 图32 钢导梁风力计算简化模型加风载如图33所示。 图33

114、钢导梁风载布置（KN） 图34 钢导梁风力作用下弯矩图（KNM） 图35 钢导梁风力作用下剪力包络图（KN）按照同一自由自由长度区间内的弯矩统一取最大值原则对钢导梁单根工字形截面梁在风力作用下的弯矩、剪力值统计如下。 表15 导梁各截面风力统计表截面距离导梁根部距离（m）0.00 3.50 7.00 10.50 14.00 17.50 21.00 24.50 28.00 31.50 35.00 截面最大弯矩（KNM）268.00 268.00 268.00 184.00 184.00 184.00 113.00 113.00 40.00 40.00 0.00 截面最大剪力（KN）77.00 6

115、9.30 62.00 54.00 46.20 39.00 31.00 23.00 15.40 7.70 0.00 7.2.3结构强度验算截面抗弯强度验算导梁截面抗弯强度按钢结构设计规范（GB50017-2003）公式4.1.1计算。，式中，、重力与风力作用下截面上的弯矩值；、对x轴和y轴的净截面模量；、截面塑性发展系数，对工字型截面，=1.0，=1.2；钢材的抗弯强度设计值，Q235钢厚2cm取205，1.6cm取215。导梁各截面计算结果如表15所示。表16 单根导梁各截面抗弯强度验算截面抗剪强度验算截面抗剪强度按平均剪应力法计算，并计算重力作用下的剪力应力与风载作用下的剪应力的合力。平均剪

116、应力按公式计算，式中，剪应力的合力按公式计算，式中，、分别为钢导梁横截面在重力作用下与风力作用下的平均剪应力。计算结果如表16所示。表17 单根钢导梁各截面抗剪强度验算7.2.4结构稳定性计算第一节段整体稳定系数计算：截面：3200x900x20x30受压翼缘自由长度：6000 mm截面材性：Q235b = 0.228571对弱轴y轴的长细比 y = 40.6617按 GB 50017-2003 第128页公式(B.5-2) 计算初步计算得整体稳定系数 b = 1.0124 1.0大于1.0取 b = 1.0注：按公式(B.5-1)或(B.5-2)计算得 b 0.6 时无需修正，大于1.0时取

117、 b = 1.0强度稳定验算：Mx = 8825.28 KN.MMy = 268 KN.MVmax = 1622.52 KN截面 Wx = 9.56063e+007 mm3截面 Wy = 5.25471e+006 mm3截面 Sx = 6.09719e+007 mm3截面 Ix = 1.67599e+011 mm4截面腹板厚 Tw = 20 mm截面塑性发展系数 x = 1 y = 1.2由最大板厚 30 mm 得：截面抗拉抗压抗弯强度设计值 f = 205 MPa截面抗剪强度设计值 fv = 120 MPa由 Mx / (x x Wx) + My / (y x Wy) 得计算得强度应力为 1

118、34.81 MPa 满足!由 Mx / (b x Wx) + My / (y x Wy) 得计算得稳定应力为 134.81 MPa 满足!由 Vmax x Sx / (Ix x Tw) 得计算得最大剪应力为 29.5133 MPa 满足!按同样的方法对第二、第三、第四节段整体稳定性进行验算均满足要求。7.2.5结构局部稳定性计算单根钢导梁腹板高厚比如表17所示。表18 单根钢导梁各计算截面腹板高厚比截面距离导梁根部距离（m）03.56.02710.51417.52124.52831.535腹板高（cm）320.00312.50312.5295.20277.80260.40243.00226.4

119、0209.00190.30168.60146.80腹板厚（cm）2.002.002.002.002.002.002.001.601.601.601.601.60腹板高厚比160.00156.25150146.7138.90130.20121.50141.50130.63118.94105.3891.75由上表可知，钢导梁腹板高厚比均大于，所以应配置横向加劲肋；导梁腹板距离根部6.02m以前的节段高厚比均大于150，需配置纵向加劲肋。根据以上计算，钢导梁在加工中，第一节（距离导梁根部09m段）同时配置横向加劲肋与纵向加劲肋，其余节段只配置横向加劲肋。只配置横向加劲肋的腹板稳定性验算横向加劲肋的最

120、大间距按2m取值计算。根据钢结构设计规范（GB50017-2003）4.3.3，仅配置横向加劲肋的腹板，其区格稳定按下式计算：。计算中取距离导梁根部10.5、14、17.5、21、24.5、28、35m处的特征截面验算，经计算，得出结果如下表。 表19 只配置横向加劲肋的腹板稳定性验算结果截面距离导梁根部距离（m）10.5014.0017.5021.0024.5028.0031.5035.00hc(cm)138.90130.20121.50113.20104.5095.1584.3073.40tw(cm)2.002.002.001.601.601.601.601.600.910.850.790

121、.920.850.780.690.60(MPa)64.6697.1989.3990.27153.0877.0662.930.00(MPa)196.11204.85205.00202.93214.39215.00215.00215.00a(cm)200.00200.00200.00200.00200.00200.00200.00200.00h0(cm)277.80260.40243.00226.40209.00190.30168.60146.80a/h00.720.770.820.880.961.051.191.360.900.880.861.051.020.970.900.82(MPa)17.

122、3715.1513.0412.7711.499.487.847.11(MPa)113.22114.41115.78106.70109.06112.53117.74123.72腹板稳定性验算结果0.130.240.200.210.520.140.090.00由上表可知，只配置横向加劲肋的腹板稳定性验算结果均小于1，稳定性满足要求。同时配置横向加劲肋和纵向加劲肋的腹板稳定性验算同时配置横向加劲肋和纵向加劲肋的腹板节段为第一节段（距离导梁根部09m节段），横向加劲肋最大计算间距取2.0m，共设置上下两道纵向加劲肋，纵向加劲肋与腹板底端距离分别为0.7m、2.5m。根据钢结构设计规范（GB50017-

123、2003）4.3.4，同时配置横向加劲肋和纵向加劲肋的节段，其腹板受压翼缘的区格稳定性按下式计算。取距离导梁根部0、3.5、7.0、9.0m处的特征截面进行验算。计算结果如下表。表20 同时配置横向加劲肋和纵向加劲肋的腹板受压区稳定性验算结果截面距离导梁根部距离（m）0.003.507.009.00的计算h1（cm）70.0070.0070.0070.00tw（cm）2.002.002.002.000.470.470.470.47(MPa)105.9992.8180.5464.66(MPa)205.00205.00205.00205.00的计算a（cm）200.00200.00200.0020

124、0.00h1（cm）320.00312.55295.15285.21a/h10.630.640.680.700.870.860.840.82(MPa)25.3822.1219.7017.37(MPa)110.91111.27112.18112.76腹板受压区稳定性验算结果0.570.490.420.34由上表可知，该节段腹板受压区稳定性验算结果均小于1，稳定性满足要求。根据钢结构设计规范（GB50017-2003）4.3.4，同时配置横向加劲肋和纵向加劲肋的节段，其腹板受拉翼缘的区格稳定性按下式计算。取距离导梁根部0、3.5、7.0、9.0m处的特征截面进行验算。计算结果如下表。表21 同时配

125、置横向加劲肋和纵向加劲肋的腹板受拉区稳定性验算结果截面距离导梁根部距离（m）0.003.507.009.00的计算H2（cm）250.00 250.00 250.00 250.00 tw（cm）2.002.002.002.000.640.630.580.55(MPa)144.95118.9995.3492.30(MPa)205.00205.00205.00205.00的计算a（cm）200.00200.00200.00200.00H2（cm）250.00242.50225.20215.21a/h20.800.820.890.930.870.860.840.82(MPa)25.3822.1219

126、.7017.37(MPa)115.20115.82117.39118.41腹板受拉区稳定性验算结果0.320.240.180.12由上表可知，该节段腹板受压区稳定性验算结果均小于1，稳定性满足要求。加劲肋构造验算钢导梁的加劲肋左右成对配置，按钢结构设计规范（GB50017-2003）4.3.6要求如下：根据以上要求，对导梁各计算截面附近的加劲肋分别进行构造验算，其结果如下表。表22 加劲肋构造验算结果由上表结果可知，加劲肋构造满足规范要求。导梁受压翼缘宽厚比验算按钢结构设计规范（GB50017-2003）4.3.8规定，梁受压翼缘自由外伸宽度b与其厚度t之比，应符合下式要求。，经计算如表23所

127、示。表23 受压翼缘宽厚比验算截面距离导梁根部距离（m）0.003.507.0010.5014.0017.5021.0024.5028.0031.5035.00翼缘板厚（cm)3.003.003.003.003.003.002.002.002.002.002.00翼缘板宽（cm)90.00 90.00 90.00 90.00 60.00 60.00 60.00 40.00 40.00 40.00 40.00 翼缘板外伸宽度与厚度比14.6714.6714.6714.679.679.6714.609.609.609.609.60经计算，受压翼缘宽厚比均小于15，满足规范要求。7.2.6钢导梁的前

128、端竖向挠度分析为了准确的设置钢导梁前端的上挠尺寸，以使钢导梁前端能够搭上临时墩顶面，需要对钢导梁前端的最大竖向挠度值进行分析。钢箱梁由40m跨向52m跨顶进过程中，导梁前端即将接触临时墩的时刻，为钢导梁最大变形工况。利用SAP2000有限元程序对钢导梁、钢箱梁整体建模。建模时，采用梁单元模拟钢箱梁，采用板单元模拟钢导梁腹板，采用梁单元模拟钢导梁翼缘板及横、纵向加劲肋，采用梁单元模拟钢导梁之间横向联系。整体建模如图36所示。图36 钢导梁整体模型经分析，得出导梁前端最大变形，如图37所示。图37 钢导梁前段最大变形结果图（尺寸单位：m；角度单位：rad）由上图可知，钢导梁前段的最大竖向挠度为10

129、.5cm，满足要求。7.2.7钢导梁横向联系计算分析工况：工况一：导梁最大悬臂状态工况二：导梁前段刚达到临时墩顶时工况三：导梁经过临时墩顶17.5m时（导梁产生最大正弯矩状态）采用SAP2000整体建模，横向联系按桁架结构处理，根据钢结构设计规范（GB50017-2003）规定，各连接节点按铰接处理。结构受重力和50年一遇的风力影响，经分析得出，在工况一条件下，导梁横向联系产生的轴力最大，轴向拉力值最大为3.5KN。压力值最大为5KN。横向联系杆件均取单L75X5，最大计算长度l0按3.8m考虑，截面积A=741mm2，回转半径m，则长吸比，杆件最大承载力，远远大于5KN，根据钢结构设计规范（

130、GB50017-2003）规定，桁架受压腹杆当内力小于或等区其承载能力的50%时，允许长细比可取200，所以横向联系杆件长细比及承载能力均满足要求。7.2.8钢导梁节点计算节段间高强螺栓计算按照计算的导梁弯矩、剪力包络图，统计导梁各节段之间连接节点处受力统计如下。表24 高强螺栓总体受力分析计算截面距离根部距离(m)08.517.526.5弯矩值(KNM)8825.2848002444.281200剪力值(KN)1622.521080963360距离导梁根部0m腹板高强螺栓计算a.基本参数螺栓选用摩擦型高强螺栓，10.9级，M20构件材性：Q235摩擦面处理：喷砂(丸)摩擦面的抗滑移系数为 0

131、.45受剪面数目为2个由 GB 50017-2003 第68页 7.2.2 得：单个螺栓受剪承载力 Nvb = 125.55 KN由GB 50017-2003 第70页 7.2.4 得：螺栓承载力折剪系数为 0.7折剪后单个螺栓受剪承载力 Nvb = 87.885 KN螺栓群受力 N = 0 KN V = 1622.52 KN M = 8825.28 KN.Mb.螺栓群形心计算螺栓个数 BoltNum = 228排列方式： 对齐排列螺栓位置：( 0, 0) ( 80, 0) ( 160, 0) ( 240, 0) ( 320, 0) ( 400, 0)( 0, 80) ( 80, 80) (

132、160, 80) ( 240, 80) ( 320, 80) ( 400, 80) ( 0, 160) ( 80, 160) ( 160, 160) ( 240, 160) ( 320, 160) ( 400, 160) ( 0, 240) ( 80, 240) ( 160, 240) ( 240, 240) ( 320, 240) ( 400, 240) ( 0, 320) ( 80, 320) ( 160, 320) ( 240, 320) ( 320, 320) ( 400, 320) ( 0, 400) ( 80, 400) ( 160, 400) ( 240, 400) ( 320,

133、 400) ( 400, 400) ( 0, 480) ( 80, 480) ( 160, 480) ( 240, 480) ( 320, 480) ( 400, 480) ( 0, 560) ( 80, 560) ( 160, 560) ( 240, 560) ( 320, 560) ( 400, 560) ( 0, 640) ( 80, 640) ( 160, 640) ( 240, 640) ( 320, 640) ( 400, 640) ( 0, 720) ( 80, 720) ( 160, 720) ( 240, 720) ( 320, 720) ( 400, 720) ( 0, 8

134、00) ( 80, 800) ( 160, 800) ( 240, 800) ( 320, 800) ( 400, 800) ( 0, 880) ( 80, 880) ( 160, 880) ( 240, 880) ( 320, 880) ( 400, 880) ( 0, 960) ( 80, 960) ( 160, 960) ( 240, 960) ( 320, 960) ( 400, 960) ( 0,1040) ( 80,1040) ( 160,1040) ( 240,1040) ( 320,1040) ( 400,1040) ( 0,1120) ( 80,1120) ( 160,112

135、0) ( 240,1120) ( 320,1120) ( 400,1120) ( 0,1200) ( 80,1200) ( 160,1200) ( 240,1200) ( 320,1200) ( 400,1200) ( 0,1280) ( 80,1280) ( 160,1280) ( 240,1280) ( 320,1280) ( 400,1280) ( 0,1360) ( 80,1360) ( 160,1360) ( 240,1360) ( 320,1360) ( 400,1360) ( 0,1440) ( 80,1440) ( 160,1440) ( 240,1440) ( 320,144

136、0) ( 400,1440) ( 0,1520) ( 80,1520) ( 160,1520) ( 240,1520) ( 320,1520) ( 400,1520) ( 0,1600) ( 80,1600) ( 160,1600) ( 240,1600) ( 320,1600) ( 400,1600) ( 0,1680) ( 80,1680) ( 160,1680) ( 240,1680) ( 320,1680) ( 400,1680) ( 0,1760) ( 80,1760) ( 160,1760) ( 240,1760) ( 320,1760) ( 400,1760) ( 0,1840)

137、 ( 80,1840) ( 160,1840) ( 240,1840) ( 320,1840) ( 400,1840) ( 0,1920) ( 80,1920) ( 160,1920) ( 240,1920) ( 320,1920) ( 400,1920) ( 0,2000) ( 80,2000) ( 160,2000) ( 240,2000) ( 320,2000) ( 400,2000) ( 0,2080) ( 80,2080) ( 160,2080) ( 240,2080) ( 320,2080) ( 400,2080) ( 0,2160) ( 80,2160) ( 160,2160)

138、( 240,2160) ( 320,2160) ( 400,2160) ( 0,2240) ( 80,2240) ( 160,2240) ( 240,2240) ( 320,2240) ( 400,2240) ( 0,2320) ( 80,2320) ( 160,2320) ( 240,2320) ( 320,2320) ( 400,2320) ( 0,2400) ( 80,2400) ( 160,2400) ( 240,2400) ( 320,2400) ( 400,2400) ( 0,2480) ( 80,2480) ( 160,2480) ( 240,2480) ( 320,2480)

139、( 400,2480) ( 0,2560) ( 80,2560) ( 160,2560) ( 240,2560) ( 320,2560) ( 400,2560) ( 0,2640) ( 80,2640) ( 160,2640) ( 240,2640) ( 320,2640) ( 400,2640) ( 0,2720) ( 80,2720) ( 160,2720) ( 240,2720) ( 320,2720) ( 400,2720) ( 0,2800) ( 80,2800) ( 160,2800) ( 240,2800) ( 320,2800) ( 400,2800) ( 0,2880) (

140、80,2880) ( 160,2880) ( 240,2880) ( 320,2880) ( 400,2880) ( 0,2960) ( 80,2960) ( 160,2960) ( 240,2960) ( 320,2960) ( 400,2960)螺栓群形心位置 (200,1480)c.螺栓受力计算(400 , 0)处螺栓受剪力最大：受到N产生的剪力 Nx1 = N/BoltNum = 0 KN受到V产生的剪力 Ny1 = -V/BoltNum = -7.11632 KN受到M产生的剪力 Nx2 = -72.6745 KN Ny2 = -9.82088 KNNv = sqrt (Nx1+Nx

141、2)2 + (Ny1+Ny2)2 = 74.6221 KNNv = Nvb 满足!距离导梁根部8.5m腹板高强螺栓计算a.基本参数螺栓选用摩擦型高强螺栓，10.9级，M20构件材性：Q235摩擦面处理：喷砂(丸)摩擦面的抗滑移系数为 0.45受剪面数目为2个由GB 50017-2003 第68页 7.2.2 得：单个螺栓受剪承载力 Nvb = 125.55 KN由 GB 50017-2003 第70页 7.2.4 得：螺栓承载力折剪系数为 0.7折剪后单个螺栓受剪承载力 Nvb = 87.885 KN螺栓群受力 N = 0 KN V = 1080 KN M = 4800 KN.Mb.螺栓群形心

142、计算螺栓个数 BoltNum = 135排列方式： 对齐排列螺栓位置： ( 0, 0) ( 100, 0) ( 200, 0) ( 300, 0) ( 400, 0) ( 0, 100) ( 100, 100) ( 200, 100) ( 300, 100) ( 400, 100) ( 0, 200) ( 100, 200) ( 200, 200) ( 300, 200) ( 400, 200) ( 0, 300) ( 100, 300) ( 200, 300) ( 300, 300) ( 400, 300) ( 0, 400) ( 100, 400) ( 200, 400) ( 300, 4

143、00) ( 400, 400) ( 0, 500) ( 100, 500) ( 200, 500) ( 300, 500) ( 400, 500) ( 0, 600) ( 100, 600) ( 200, 600) ( 300, 600) ( 400, 600) ( 0, 700) ( 100, 700) ( 200, 700) ( 300, 700) ( 400, 700) ( 0, 800) ( 100, 800) ( 200, 800) ( 300, 800) ( 400, 800) ( 0, 900) ( 100, 900) ( 200, 900) ( 300, 900) ( 400,

144、 900) ( 0,1000) ( 100,1000) ( 200,1000) ( 300,1000) ( 400,1000) ( 0,1100) ( 100,1100) ( 200,1100) ( 300,1100) ( 400,1100) ( 0,1200) ( 100,1200) ( 200,1200) ( 300,1200) ( 400,1200) ( 0,1300) ( 100,1300) ( 200,1300) ( 300,1300) ( 400,1300) ( 0,1400) ( 100,1400) ( 200,1400) ( 300,1400) ( 400,1400) ( 0,

145、1500) ( 100,1500) ( 200,1500) ( 300,1500) ( 400,1500) ( 0,1600) ( 100,1600) ( 200,1600) ( 300,1600) ( 400,1600) ( 0,1700) ( 100,1700) ( 200,1700) ( 300,1700) ( 400,1700) ( 0,1800) ( 100,1800) ( 200,1800) ( 300,1800) ( 400,1800) ( 0,1900) ( 100,1900) ( 200,1900) ( 300,1900) ( 400,1900) ( 0,2000) ( 10

146、0,2000) ( 200,2000) ( 300,2000) ( 400,2000) ( 0,2100) ( 100,2100) ( 200,2100) ( 300,2100) ( 400,2100) ( 0,2200) ( 100,2200) ( 200,2200) ( 300,2200) ( 400,2200) ( 0,2300) ( 100,2300) ( 200,2300) ( 300,2300) ( 400,2300) ( 0,2400) ( 100,2400) ( 200,2400) ( 300,2400) ( 400,2400) ( 0,2500) ( 100,2500) (

147、200,2500) ( 300,2500) ( 400,2500) ( 0,2600) ( 100,2600) ( 200,2600) ( 300,2600) ( 400,2600)螺栓群形心位置 (200,1300)c.螺栓受力计算(400 , 0)处螺栓受剪力最大：受到N产生的剪力 Nx1 = N/BoltNum = 0 KN受到V产生的剪力 Ny1 = -V/BoltNum = -8 KN受到M产生的剪力 Nx2 = -73.7589 KN Ny2 = -11.3475 KNNv = sqrt (Nx1+Nx2)2 + (Ny1+Ny2)2 = 76.2542 KNNv = Nvb 满足

148、!距离导梁根部17.5m腹板高强螺栓计算a.基本参数螺栓选用摩擦型高强螺栓，10.9级，M20构件材性：Q235摩擦面处理：喷砂(丸)摩擦面的抗滑移系数为 0.45受剪面数目为2个由 GB 50017-2003 第68页 7.2.2 得：单个螺栓受剪承载力 Nvb = 125.55 KN由 GB 50017-2003 第70页 7.2.4 得：螺栓承载力折剪系数为 0.7折剪后单个螺栓受剪承载力 Nvb = 87.885 KN螺栓群受力 N = 0 KN V = 963 KN M = 2444.28 KN.Mb.螺栓群形心计算螺栓个数 BoltNum = 88排列方式： 对齐排列螺栓位置： (

149、 0, 0) ( 100, 0) ( 200, 0) ( 300, 0) ( 0, 100) ( 100, 100) ( 200, 100) ( 300, 100) ( 0, 200) ( 100, 200) ( 200, 200) ( 300, 200) ( 0, 300) ( 100, 300) ( 200, 300) ( 300, 300) ( 0, 400) ( 100, 400) ( 200, 400) ( 300, 400) ( 0, 500) ( 100, 500) ( 200, 500) ( 300, 500) ( 0, 600) ( 100, 600) ( 200, 600)

150、 ( 300, 600) ( 0, 700) ( 100, 700) ( 200, 700) ( 300, 700) ( 0, 800) ( 100, 800) ( 200, 800) ( 300, 800) ( 0, 900) ( 100, 900) ( 200, 900) ( 300, 900) ( 0,1000) ( 100,1000) ( 200,1000) ( 300,1000) ( 0,1100) ( 100,1100) ( 200,1100) ( 300,1100) ( 0,1200) ( 100,1200) ( 200,1200) ( 300,1200) ( 0,1300) (

151、 100,1300) ( 200,1300) ( 300,1300) ( 0,1400) ( 100,1400) ( 200,1400) ( 300,1400) ( 0,1500) ( 100,1500) ( 200,1500) ( 300,1500) ( 0,1600) ( 100,1600) ( 200,1600) ( 300,1600) ( 0,1700) ( 100,1700) ( 200,1700) ( 300,1700) ( 0,1800) ( 100,1800) ( 200,1800) ( 300,1800) ( 0,1900) ( 100,1900) ( 200,1900) (

152、 300,1900) ( 0,2000) ( 100,2000) ( 200,2000) ( 300,2000) ( 0,2100) ( 100,2100) ( 200,2100) ( 300,2100)螺栓群形心位置 (150,1050)c.螺栓受力计算(300 , 0)处螺栓受剪力最大：受到N产生的剪力 Nx1 = N/BoltNum = 0 KN受到V产生的剪力 Ny1 = -V/BoltNum = -10.9432 KN受到M产生的剪力 Nx2 = -70.2764 KN Ny2 = -10.0395 KNNv = sqrt (Nx1+Nx2)2 + (Ny1+Ny2)2 = 73.3

153、42 KNNv = Nvb 满足!距离导梁根部26.5m腹板高强螺栓计算a.基本参数螺栓选用摩擦型高强螺栓，10.9级，M20构件材性：Q235摩擦面处理：喷砂(丸)摩擦面的抗滑移系数为 0.45受剪面数目为2个由 GB 50017-2003 第68页 7.2.2 得：单个螺栓受剪承载力 Nvb = 125.55 KN由 GB 50017-2003 第70页 7.2.4 得：螺栓承载力折剪系数为 0.7折剪后单个螺栓受剪承载力 Nvb = 87.885 KN螺栓群受力 N = 0 KN V = 360 KN M = 1200 KN.Mb.螺栓群形心计算螺栓个数 BoltNum = 51排列方式

154、： 对齐排列螺栓位置： ( 0, 0) ( 100, 0) ( 200, 0) ( 0, 100) ( 100, 100) ( 200, 100) ( 0, 200) ( 100, 200) ( 200, 200) ( 0, 300) ( 100, 300) ( 200, 300) ( 0, 400) ( 100, 400) ( 200, 400) ( 0, 500) ( 100, 500) ( 200, 500) ( 0, 600) ( 100, 600) ( 200, 600) ( 0, 700) ( 100, 700) ( 200, 700) ( 0, 800) ( 100, 800)

155、( 200, 800) ( 0, 900) ( 100, 900) ( 200, 900) ( 0,1000) ( 100,1000) ( 200,1000) ( 0,1100) ( 100,1100) ( 200,1100) ( 0,1200) ( 100,1200) ( 200,1200) ( 0,1300) ( 100,1300) ( 200,1300) ( 0,1400) ( 100,1400) ( 200,1400) ( 0,1500) ( 100,1500) ( 200,1500) ( 0,1600) ( 100,1600) ( 200,1600)螺栓群形心位置 (100,800)

156、c.螺栓受力计算(200 , 0)处螺栓受剪力最大：受到N产生的剪力 Nx1 = N/BoltNum = 0 KN受到V产生的剪力 Ny1 = -V/BoltNum = -7.05882 KN受到M产生的剪力 Nx2 = -76.3116 KN Ny2 = -9.53895 KNNv = sqrt (Nx1+Nx2)2 + (Ny1+Ny2)2 = 78.0958 KNNv = Nvb 满足! 焊缝计算式中，F集中荷载，0。计算结果如下表。表25 焊缝计算结果统计表截面距离导梁根部距离（m）0.003.507.0010.5014.0017.5021.0024.5028.0031.5035.00

157、翼缘腹板之间焊脚尺寸（cm）1.601.601.601.601.601.601.201.201.201.201.20Sf(cm3)43605.0042592.5040257.0037908.0023706.0022140.0013704.008440.007692.006824.005952.00IX(cm4)19546153.3318524601.7716292479.9714218073.899187304.547838194.504677350.372998137.202398097.111803243.311307520.96焊缝剪应力（MPA)8.087.096.405.734.54

158、3.994.033.212.752.382.26焊缝应力合计（MPA)106.9193.6281.3065.4297.5189.6690.54153.1977.2163.063.92经计算，焊缝见应力满足要求。第八章 钢箱梁顶推施工临时结构钢管桩基础参数一览表钢箱梁顶推施工临时结构钢管桩基础参数一览表结构名称规格根数顶标高(m)底标高(m)河床标高(m)冲刷深度(m)入土深度(m)杭州岸龙门吊100012mm64+8.0-25.0+4.5482582010mm32+43.5+8.0杭州岸顶推平台82010mm52+28.95-35.0+4.5483582010mm4+25.45-35.0+4.

159、5483582010mm4+25.45-1.0萧山岸龙门吊100012mm64+8.0-25.0+4.5482582010mm32+47.5+8.0萧山岸顶推平台82010mm36+32.593-35.0+4.5483582010mm4+29.093-35.0+4.5483582010mm4+29.093-1.0临时墩120012mm60+10.0-31.0+4.54827.5482010mm60+30.647(A)+31.089(B)+31.531(C)+31.973(D)+32.768(E)+10.0102010mm30+9.0-18.0+4.54814.54注:为增加顶推平台施工的安全性

160、，采取抛填块石或砂袋的措施维持河床面标高在+0.00m左右,所以该部分钢管桩的入土深度是从+0.00m标高开始计算的。第九章 附图9.1钢箱梁顶推施工总体布置图9.2钢箱梁顶推施工流程图9.3120t龙门桁吊总体布置图9.4杭州岸顶推平台总体布置图(一)9.5杭州岸顶推平台总体布置图(二)9.6杭州岸顶推平台总体布置图(三)9.7萧山岸门吊及顶推平台总平面图9.8萧山岸顶推平台总体布置图9.9钢箱梁顶推临时墩总体布置图9.10临时墩结构布置图9.11导向纠偏装置结构构造图（一）9.12导向纠偏装置结构构造图（二）9.13导向纠偏装置结构构造图（三）9.14拉锚器总体布置图9.15拉锚器结构构造图9.16钢垫梁结构图9.17钢箱梁顶推钢导梁总体结构图9.18钢导梁节段连接节点大样图9.19轨道梁结构图