1、重慶市涪陵區李渡長江大橋掛籃設計方案設計PAGE PAGE 24武漢港灣工程設計研究院目 錄設計說明工程概述 設計依據設計概要總體構造設計特點設計計算主要施工步驟制作與拼裝試載要求設計圖紙掛籃系統總圖（一） CFL-ZT-00（1/4）掛籃系統總圖（二） CFL-ZT-00（2/4）掛籃系統總圖（三） CFL-ZT-00（3/4）掛籃系統總圖（四） CFL-ZT-00（4/4）承載平臺（一） CFL-CZ-00（1/2）承載平臺（二） CFL-CZ-00（2/2）張拉機構 CFLZL-00止推機構 CFLZT-00行走反滾輪 CFL-GL-00牽引機構 CFLQY-00前/后錨桿組 CFLQW

2、-00標高調節機構 CFL-BG-00 模板系統（一） CFL-MB-00(1/2)模板系統（二） CFL-MB-00(2/2)1 . 工程概述李渡長江大橋斜拉橋為雙塔雙索面斜拉橋，全長738米，主跨398米，采用對稱三跨布置，即170+398+170=738米。橋面寬度25.1米。主塔采用H型塔，主梁近邊墩處邊跨因壓重需要采用箱形梁，其余均采用預應力混凝土邊主梁結構，橋軸線處梁高2.651米，設2%雙向橫坡。梁上標準索距7.6米，邊跨現澆段索距為3.7米、5.0米。主梁標準截面尺寸如下：矩形邊主梁寬2.3米，頂板厚0.24米，橫梁厚0.3米，標準節段設2道橫梁。在塔根處邊主梁寬度加大至3.5

3、米。邊跨箱梁腹板厚2.3米，頂板厚0.28米，底板厚0.4米，橫梁厚0.4米。 標準節段及SB15#節段主梁橫斷面如圖一所示：圖一 標準節段及SB15#節段斷面 （單位mm）2 . 設計依據重慶市涪陵區李渡長江大橋施工設計施工圖。 項目設計委托書鋼結構設計規范（GB50017-2003）鋼結構工程施工質量驗收規范（GBJ5005-2001）公路橋涵設計通用規范（JTJ021-89）公路橋涵鋼結構及木結構設計規范（JTJ025-86）冷彎薄壁型鋼結構技術規范（GBJ18-87）鋼結構高強度螺栓連接的設計、施工及驗收規程（JGJ82-91）公路橋涵施工技術規范（JTJ041-2000）混凝土結構工

4、程施工質量驗收規范（GB50204-2002）3 . 設計概要 本掛籃為大型前支點掛籃，設計承載砼重量510噸。設計將其安全與可靠性放在首要位置，承載平臺，牽索系統，錨固系統均給予了充分的安全儲備。為保證施工質量，設計承載平臺剛度大，并在適當位置配置錨桿，以減少箱梁縱橫向變形及“錯臺”量；長大構件分段制作以滿足運輸及現場拼裝的要求；滿足澆筑、移動及調整等使用功能方面的要求。本掛籃適用于主梁SB2#SB15#、MB2#MB25#節段澆筑。 4總體構造掛籃由承載平臺、牽索系統、行走系統、定位系統、錨固系統、模板系統、操作平臺及預埋件系統等組成。（見圖二） 41 承載平臺 承載平臺是掛籃的主體結構，

5、由支承懸澆荷載及模板體系的平面剛架和掛腿組成。平面剛架由二主縱梁、三橫梁組成。兩側主縱梁前端開槽，在主縱梁上設置承力面。42 牽索系統牽索系統的功能是在掛籃懸澆施工時將斜拉索與掛籃連接起來形成前支點；在懸澆完成后，將斜拉索與掛籃分離，實現索力的轉換。牽索系統由張拉機構及斜拉索組成。張拉機構中的張拉千斤頂通過撐腳固定在墊塊總成上。墊塊總成可沿主縱梁頭部導軌上下滑動并鎖定，因而前支點空間位置可調整。43 行走系統行走系統實現掛籃空載前移功能，由牽引機構及行走反滾輪組成。牽引機構由兩臺YC70X150千斤頂通過兩根精軋螺紋鋼筋，同步牽引掛腿下部行走滑靴帶動掛籃前移，行走滑靴在主梁頂面輔設的滑軌上滑動

6、。掛籃行走時由行走反滾輪平衡前傾力。44 定位系統定位系統實現掛籃澆筑前的定位，由前錨桿組、止推機構及后支點千斤頂組成。掛籃由前錨桿組提升到位，放置在主縱梁尾部的后支點千斤頂調整掛籃前端的豎向標高，止推機構承受斜拉索張拉力中的水平分力。由于掛籃的自重及構造尺寸都較大，再加上本橋主梁斷面的構造特點，使得掛籃橫橋向定位的調整較困難，因此在掛籃前移時，應盡量保證掛籃整體同步平移，并不斷觀測，隨時糾正掛籃的偏位。當掛籃前端產生橫橋向偏移時，可在掛籃后橫梁與橋主梁主肋間設反向頂推予以調整；當掛籃掛腿中心線處產生橫橋向位移時，在掛籃掛腿與橋主肋間加反向頂推。45 錨固系統 錨固系統包括8組前錨桿組和4組后

7、錨桿組。前錨桿組設在主縱梁中部及側面，其作用是將承載平臺承受的施工荷載傳遞到已澆梁段上，后錨桿組設在主縱梁尾部，其作用是平衡掛籃斜拉索初張拉時產生的后傾力，同時，4組錨桿組亦作為抗風安全錨固點。46 模板系統模板系統由橫隔板底模及側模、主肋側模及底模、頂板底模、頂模拱架及支架、支撐等組成。橫隔板側模底部通過鉸接與承載平臺相連，側模之間采用對拉螺桿連接，橫隔板底模位于承載平臺前、中橫梁之上。前端頂模采用可調撐桿支撐在承載平臺上，中間頂模采用拱架支撐，拱架通過鉸接固定在主縱梁的滑軌上。在掛籃前移前，松開對拉螺栓，將邊箱梁側模及橫隔板側模放置于拱架及承載平臺上，并與頂模一起隨拱架下降至橫隔板底標高以

8、下。掛籃前移到位后，再將拱架提升到設計標高位置，立模，澆筑下一節段。拱架用千斤頂頂升到位，并用銷軸定位。因而可方便地立模、拆模并將模板系統整體移至下一待澆節段。5.設計特點本掛籃懸澆節段長度7.6m，現澆橋面寬25.1m，懸澆節段砼質量最大510t，其設計上具有如下特點：掛籃整體剛度好，滿足了抗傾、抗風穩定性要求。掛籃操作調整方便，平面及標高調整均采用國產通用設備。掛籃的主要組成部分承載平臺為平面剛架結構，構造簡單，受力明確，構件自重較輕。根據各構件受力特點，采用了不同的結構形式，在保證平臺剛度和強度的前提下，減輕了平臺的質量。掛籃結構主要采用普通型材制作。掛籃結構及部件采用拼裝式，可重復利用

9、。模板系統主要由橫隔板及邊箱梁底模及側模、頂板底模及模架支撐等組成。大部分采用大模板結構，提高砼外觀質量，同時有效的控制橋形縮短施工周期。中部頂板底模采用拱架支撐，隨拱架在掛籃前移前下放至大橋橫隔板以下，掛籃前移到位后再將拱架提升至設計標高位置，便于立模，拆模，模板整體移至下一待澆節段。6. 設計計算6.1 設計荷載砼荷載 箱梁標準節段質量為420t，SB15#節段質量為510t。掛籃系統自重人群及施工荷載取1.5kN/m2風荷載 6.2 計算工況工況：掛籃受水平力牽引前移，風垂直向下（風速13.6 m/s），計算掛籃行走狀態的受力。工況：掛籃行走至新澆梁段最外沿，風垂直向上（風速27.9m/

10、s），計算掛籃行走狀態的穩定性。工況：掛籃位于MB25#節段并定位，設定初張拉索力值為1725kN（單索），水平角度24.0297，風垂直向上 (風速13.6 m/s)，計算掛籃穩定性。工況：MB2#節段，砼澆筑但未凝固，風垂直向下 (風速13.6 m/s)，設定索力為1450kN（單索），水平角度71.1006，計算掛籃工作狀態的受力與變形。工況：掛籃位于MB25#節段，砼澆筑但未凝固，風垂直向下 (風速13.6 m/s)，設定索力為3450kN（單索），水平角度24.0297，計算掛籃工作狀態的受力與變形。工況：掛籃行走至SB15#節段，砼澆筑但未凝固，風垂直向下 (風速13.6 m/s)

11、，設定索力為2750kN（單索），水平角度31.9391，計算掛籃工作狀態的受力與變形。6.3 材料性質6.3.1材料特性鋼的材料特性：彈性模量E=2.1105 MPa泊松比0.3密度7850 kg/m36.3.2容許應力Q235-A：170 MPa =100 MPa40Cr： d100 mm 350 MPad100 mm 385 MPa6.3.3幾何特性 掛籃重心距掛籃尾端9.7529米。6.4 計算模型及結果掛籃整體結構為一彈性支承空間剛架，通過簡化構件計算，確定構件截面尺度及性質（本計算過程略），拼合成整體結構用ANSYS電算進行優化設計。6.4.1 拱架計算計算工況：工況。6.4.1.

12、1工況計算拱架計算模型及結果見圖三、四所示。圖三 拱架計算模型圖四 拱架計算計算變形圖支座反力：水平力 豎向力6.4.1.2 計算結果匯總各桿件內力計算結果如下（取各最不利構件內力值）：部位最大正應力（MPa）最小正應力（MPa）最大軸應力（MPa）最大彎應力（MPa）拱圈-42.5-68.3-42.5-25.9梁30.4-36.6-8.530.1撐桿/-15.4/6.4.2 掛籃整體計算6.4.2.1 工況I計算荷載： 掛籃系統自重風荷載 風速13.6 m/s電算模型見圖五圖五 工況系統整體計算模型系統應力分布見圖六，最大應力120MPa（掛腿處） 圖六 工況系統各斷面應力分布圖 系統整體變

13、形見圖七，系統整體變形49mm圖七 工況系統整體變形圖各部件內力計算結果如下（取各最不利構件內力值）：部位主縱梁前橫梁中橫梁后橫梁掛腿綜合應力（MPa）52.740.843.430.5120約束反力： 掛腿處1611kN 行走反滾輪358kN6.4.2.2 工況 = 4 * ROMAN IV計算荷載：混凝土荷載4200kN 人群及施工荷載 1.5 kN/m2掛籃系統自重風荷載 風速13.6 m/s索力1450kN（單索），水平角度71.1006電算模型見圖八圖八 工況 = 4 * ROMAN IV系統整體計算模型系統應力分布圖見圖九，系統最大應力86.4MPa。圖九 工況 = 4 * ROMA

14、N IV 系統各斷面應力分布圖系統整體變形見圖十，變形量45.5mm。 圖十 工況 = 4 * ROMAN IV 系統變形圖各部件內力計算結果如下（取各最不利構件內力值）：部位主縱梁前橫梁中橫梁后橫梁綜合應力（MPa）62.786.486.046.3約束反力：止推機構268kN 前錨桿組1440kN 標高調節機構 598kN6.4.2.3 工況 = 5 * ROMAN V計算荷載：混凝土荷載4200kN 人群及施工荷載 1.5 kN/m2掛籃系統自重風荷載 風速13.6 m/s索力3450kN（單索），水平角度24.0297電算模型見圖十一圖十一 工況 = 5 * ROMAN V系統整體計算模

15、型系統應力分布圖見圖十二，最大應力143MPa。 圖十二 工況 = 5 * ROMAN V系統應力分布圖系統整體變形見圖十三，變形量29mm。圖十三 工況 = 5 * ROMAN V系統整體變形圖各部件內力計算結果如下（取各最不利構件內力值）：部位主縱梁前橫梁中橫梁后橫梁綜合應力（MPa）14386.086.444.3約束反力：止推機構2950 kN 前錨桿組810kN 后錨桿組 220kN6.4.2.4 工況 = 6 * ROMAN VI計算荷載：混凝土荷載5100kN 人群及施工荷載 1.5 kN/m2掛籃系統自重風荷載 風速13.6 m/s索力2750kN（單索），水平角度31.9391

16、電算模型見圖十四圖十四 工況 = 5 * ROMAN V系統整體計算模型系統應力分布圖見圖十五，最大應力141MPa。 圖十五 工況 = 5 * ROMAN V系統應力分布圖系統整體變形見圖十六，變形量57.5mm。圖十六 工況 = 5 * ROMAN V系統整體變形圖各部件內力計算結果如下（取各最不利構件內力值）：部位主縱梁前橫梁中橫梁后橫梁綜合應力（MPa）98.314113570.3約束反力：止推機構2128kN 前錨桿組1306kN 標高調節機構 89kN6.4.3 主要構件電算結果序號構件名稱控制工況桿件應力極值（MPa）最大位移（mm）豎向橫橋向1主縱梁工況143202前橫梁工況

17、= 6 * ROMAN VI141403中橫梁工況 = 6 * ROMAN VI135384后橫梁工況70175掛腿工況I120-6拱架梁工況 = 4 * ROMAN IV37拱圈工況 = 4 * ROMAN IV687撐桿工況 = 4 * ROMAN IV12綜上所述，各構件折算應力均，強度滿足要求；變形量均，剛度滿足要求。6.5 各機構受力情況張拉機構3450 kN（設定）, 止推機構2950kN（工況）,前錨桿1440kN（工況 = 4 * ROMAN IV）, 后錨桿220kN（工況）, 標高調節機構598kN（工況 = 4 * ROMAN IV），行走反滾輪358kN（工況I），掛腿

18、支點處1611kN(工況I). 6.6 掛籃整體抗傾覆計算6.6.1 掛籃行走狀態穩定性按工況， 計算掛籃行走狀態穩定性。掛籃行走至新澆梁段最外沿處（迎風面積最大），風垂直向上吹（風速27.9 m/s），為最危險狀態。考慮荷載：模板重量433kN承載平臺重量1267kN張拉機構重量53kN反滾輪機構重量11kN風載荷： 風速27.9 m/s?？們A覆力矩：M傾 =1090kN.m抗傾覆力矩：M抗傾 = 4735kN抗傾安全系數：k = M抗傾/ M傾 =4.36.6.2 掛籃初張拉狀態穩定性工況 = 3 * ROMAN III，MB25#節段，掛籃定位，斜拉索張拉至初張拉值1725kN（單索），未澆砼，風垂直向上吹(風速13.6 m/s), 計算掛籃初張拉狀態穩定性?？紤]荷載：模板重量433kN承載平臺重量1267kN張拉機構重量53kN反滾輪機構重量11kN后錨桿組極限受力按7740kN計，風載荷 風速13.6 m/s，索力1725kN（此時傾覆力矩最大）。總傾覆力矩：M傾 = 13066kN.m抗傾覆力矩：M抗傾 = 62594kN.m