公路桥临时固结

第一章工程概况

一．工程概况

本桥主桥上部结构为（55m+2×90m+55m）四跨单箱单室PC变截面连续箱梁，箱体顶板宽13.35m ，厚0.28m；底板宽7.0m，厚度由0.25m从跨中至距主墩中心4.25m范围按二次抛物线变化成0.60m，横桥向底板水平，顶板设2%横坡；箱梁中心根部梁高5.5m，跨中梁高2.5m，箱梁梁高从距跨中1.0m至距主墩中心1.75m处按二次抛物线变化；腹板厚度1～8号块为0.65m，10～11号块为0.40m，在9号块件范围内由0.65m按直线变化到0.40m；翼缘板悬臂长为3.175m，端部厚0.20m，根部厚0.65m。除在主墩墩顶设置一道厚3.5m的横隔板，边跨端部设厚1.5m的横梁外，其余部位均不设横隔板。

该桥采用悬臂浇筑施工方法。根据工程实际情况，2个中主墩0#块采用钢管柱支撑法组织施工，4个边主墩0#块采用托架法组织施工。

为确保施工安全，需对0#块采用临时锚固措施进行固结。在连续梁悬灌施工过程中，可能会产生不平衡力，为确保施工安全，在0#块处采用临时锚固措施，来抵消不平衡力，同时为现场施工技术进行有效的指导，特编制此方案（按一个中主墩计算）.

主要工程数量表（1个0#墩）

第二章、临时锚固设计

1 设计说明

连续梁在悬灌施工过程中由于在不同工况下，施工管理与控制差异、人为操作的不精确等因素，连续梁会产生一定的不平衡力矩，根据相关施工经验和现有管理与控制水平，结合本工程实际情况，现就55m+2×90m+55m 连续梁施工临时锚固的形式以及受力情况进行分析设计计算：○1计算参数

A.C40混凝土容重：26KN/m3

B. 钢材容重：78.5KN/m3

C.钢材弹性模量：E=206×103N/㎜2

○2各段梁体参考数见下表：

临时锚固示意图

○3临时支座采用C40钢筋混凝土，截面尺寸为2.0m×0.6。

临时支座内、外侧在墩身施工时预埋Ф32抗拉锚筋，每个临时支座设置66根，间距13cm。临时支座内设双向箍筋φ12＠200钢筋布置。

0#块顺桥向两侧各设2根Ф630×8立柱，底部法兰盘连接螺栓在承台混凝土浇筑时按照设计位置进行埋设。埋设时，连接螺栓用75cm长宽，1.2mm 厚的钢板定位和固定，钢板固定于承台钢筋上。在安装φ630mm钢管立柱时，钢管底部支撑在承台预埋钢板上，并与支撑钢板焊接，为防止立柱根部滑移失稳，沿钢管周身均匀补焊6块150mm*120mm*12mm楔型钢板。立柱顶部按箱梁坡度切斜坡，并用20mm厚的钢垫板焊接于立柱顶端，与箱梁底板无缝隙抵紧。

2、 临时锚固计算

2.1 锚固钢筋抗拉力矩计算

按照《公路钢筋混凝土和预应力混凝土设计规范》（JTGD62-2004），普通Ⅱ级钢筋（HRB335）抗拉强度设计值为300MPa ，则单根Φ32锚筋抗拉力设计值为：322×3.14×300/4=241.2KN 。.

梁体倾覆时支点钢筋锚固点处，钢筋抗拉力臂为3. 14m ，则钢筋抗拉力矩计算为：

M 支座=241.2×66×2×3.14=99972.58KN·m

2.2钢管支座抗压强度计算

Ф630×8钢管钢材料按Q235考虑。

y f ——筒壁屈服应力（MPa ）（取205MPA ） s

A ——筒壁截面面积（mm2）

2

22((614/2))15632.5mm s A π=-=（630/2）i=22㎝

钢管极限承载力 λ=L0/i=1163.7/22=52.9,查表φ =0.842 N=φ.f Y .A S =15632.5×205×0.842=2698.33KN

3、结构安全验算分析

工况一：梁重不均匀，一个悬臂自重增大5%，另一个悬臂自重减少5%； 工况二：挂篮、及施工机具重量偏差系数，一端采用1.2，另一端采用0.8； 工况三：梁体上堆放工具材料，一侧悬臂作用有10KN/m 均布荷载，并在端头有200KN 集中力，另一侧悬臂空载；

工况四：挂篮向11#段移动时不同步，一端移到10#段位置，另一端相差4m ；

工况五：11 #梁段混凝土灌注不同步，一端灌注完成，另一端灌注一半；工况六：在灌注11#段时，一端挂篮连同混凝土坠落，梁体、挂篮、机具及其它荷载动力系数1.2；

荷载七：最大悬臂长度时，一端悬臂承受竖向100%的风载，另一端悬臂承受竖向50%的风载。

○1、竖向最大不平衡弯矩计算考虑的不平衡荷载

(1) 一侧混凝土自重超重5%。

0#块荷载产生的弯矩：

6500/2×5%×5/2=365.625KN·m

1#块荷载产生的弯矩：

1099.8×5%×(5+3/2)= 357.435KN·m

2#块荷载产生的弯矩：

1042.6×5%×(5+3.0+3.0/2)=485.24KN·m

3#块荷载产生的弯矩：

988×5%×(5+3.0+3.0+3.0/2)=617.5 KN·m

4#块荷载产生的弯矩：

1092×5%×(5+3.0+3.0+3.0＋3.5/2)=859.95KN·m

5#块荷载产生的弯矩：

1034.8×5%× (5+3.0+3.0+3.0＋3.5＋3.5/2)=996KN·m

6#块荷载产生的弯矩：

982.8×5%×(5+3.0+3.0+3.0＋3.5＋3.5+3.5/2)=1117.94KN·m

7#块荷载产生的弯矩：

1013.6×5%× (5+3.0+3.0+3.0＋3.5＋3.5+3.5+3.5 /2)=1330.35KN·m

8#块荷载产生的弯矩：

1032.2×5%× (5+3.0+3.0+3.0＋3.5＋3.5+3.5+3.5＋4 /2)=1548.3KN·m

9#块荷载产生的弯矩：

943.8×5%× (5+3.0+3.0+3.0＋3.5＋3.5+3.5+3.5＋4＋4/2)

=1604.46KN·m

10#块荷载产生的弯矩：

871×5%× (5+3.0+3.0+3.0＋3.5＋3.5+3.5+3.5＋4＋4＋4/2)

=1654.9KN·m

11#块荷载产生的弯矩：

860.6×5%× (5+3.0+3.0+3.0＋3.5＋3.5+3.5+3.5＋4＋4＋4＋4/2)

=1807.26KN·m

则一侧混凝土自重超重5%产生的不平衡弯矩

M1′=365.625＋357.435＋485.24＋617.5＋859.95＋996＋1117.94＋1330.35＋1548.3＋1604.46＋1654.9＋1807.26

=12744.9KN·m

(2) 一侧施工线荷载为10KN/m，另一侧为悬臂空载。

施工线荷载偏差产生最大不平衡弯矩在11#块，力臂L长42m。

M2′=10×4×42=1680 KN·m＋200×42=10080K N·m

(3) 施工挂蓝的动力系数，一侧采用1.2，另一侧采用0.8。

施工挂蓝的动力系数产生的最大不平衡弯矩在11#块，力臂L长42m，施工挂蓝按56t×9.8=548.8KN考虑，混凝土按860.6KN考虑。

M3′=（1.2-0.8）×（548.8＋860.6）×42=23677.92 KN·m

(4) 阶段混凝土浇筑不同步产生的偏差控制在20t以下。

阶段混凝土浇筑不同步产生最大不平衡弯矩在11#块：

M4′=20×9.8×42=8232KN·m

(5) 风不平衡荷载：

设另一侧风向上吹，按风压强度按W=800pa 取，线荷载为：0.8KN/m 2×13.35m=10.68KN/m 。风荷载产生的最大不平衡弯矩在11#块：

M5′=10.68×44×44/2=10338.24KN·m 取最不利荷载组合： 组合一：(1)+(2)+(3)+(4) M 组合1′=M1′+M2′+M3′+M4′=

12744.9＋10080＋ 23677.92＋8232= 54734.82KN·m 组合二：(1)+(2)+(3)+(5) M 组合2′=M1′+M2′+M3′+M5′=

12744.9＋10080＋ 23677.92＋10338.24=56841.06KN·m

由上可知，荷载组合2产生的不平衡弯矩最大，则最大不平衡弯矩: Mmax′=56841.06 KN·m

而钢筋产生的抗拉力矩为M=99972.58KN·m ＞Mmax′=56841.06KN·m （安全系数1.76）

结论：满足要求。

○

2、水平方向最大不平衡弯矩计算考虑的不平衡荷载 由于横向风荷载的不对称加载，将在临时固结处产生扭矩。不对称系数取0.5。

横向风荷载：H C V p H d H 22/1ρ?= C H —横向力系数 本工程中C H =2.1-0.1B/H

B 主梁断面全宽13.35m ，H 主梁平均梁高5.5m ，CH=1.86 ρ-空气密度，1.25kg/m 3

V d 设计基准风速，V d =kv,k-风速修正值，本工程取1.12， V-基本风速，取25.6m/s 。

横向风力ρH=1/2*1.25*(1.12*25.6)2*1.56*5.5=4.4KN/m

横向力产生的力矩：

M风=4.4*902/2-(4.4/2)*902/2=8910kN·m

扭矩由临时支座及螺纹钢筋的剪力承担，

Ф32螺纹钢筋抗剪强度取120MPa,

剪力为：120*32*32*3.14/4=96.45kN

两个盖梁上66×2=132根螺纹钢，进行验算。只考虑螺纹钢筋抵抗扭矩，力矩臂1.45m。

抵抗扭矩为：96.45kN*132*1.45m=18460.53kN·m

抗扭安全系数为：n=18460.53kN·m/8910kN·m=2.07>1.5 结论：安全。

○4当墩顶中心3米设置临时钢管支座后,不平衡弯矩产生的附加力由钢管和临时支座共同承受

平衡方程: 3R1+1.45R2=56841.06……………①

临时支座变形量:

ΔL2=R2h2/EA=400R2/2000×600×2×3.25×104N/mm2

钢管支撑变形量（ф630×8）：

ΔL1=R1h1/EA=11637R1/31265×20×104N/mm2变形谐调方程: ΔL2=1.45/3ΔL1=0.483ΔL1

R2=175.13R1……………②

联合①和②求解，得:R1=221.2KN

R2=38738.76KN

钢管支架承载力满足要求2P=2×2698.33=5396.66kN＞R1

结论：钢管支架受压满足要求。

当墩顶设置临时砼支座后，在正常悬灌过程中，支撑钢管所受的总附加力为R1=221.2KN，通过计算，φ630×8钢管，按步高5m设置一道墩身附墙，强度和稳定性都能满足要求，而且保险系数足够大；

设置钢管支撑，除了要抵抗不平衡弯矩产生的附加力，还要作为0#段现浇的支架。

○5、临时支座混凝土局部应力检算

1、最大竖向支反力计算：0#～11#块重量为：17461.2KN，挂篮重量56×9.8=548.8KN 机具、材料和人重量为：62×9.8=607.6KN考虑；活荷载考虑1.2倍安全系数，即（548.8＋607.6）×1.2=1387.68，故最大竖向支反力为：37697.76KN。

2、不平衡弯矩56841.06KN·m。

则只考虑C40素混凝土情况下。(未考虑配筋)

局部压应力为:

σｃ=Ｎ／A0+M/W0

=37697.76×10-3/(4×2×0.6)+56841.06×10-3/(2×2×0.62/6+2×2×0.6×

1.452)＝18.6Mpa

考虑到架梁时混凝土受压强度可以提高10%，则墩的最小容许受压强度为

[σｃ]=1.1×19.1=21.01Mpa>σｃ＝18.6Mpa

结论：局部应力满足要求。

○6桥墩偏心受压强度检算

最大竖向支反力为37697.76KN，不平衡弯矩56841.06 KN·m，横向最大弯矩为8910KN·m.

验算盖梁顶面：

σｃ＝Ｎ／A0+ηM/W0

η--挠度对偏心距影响的增大系数

η=1/(1-KN/β)

K—安全系数，此处取1.6

N—轴心压力

β=απ2E C I C/L0

α=0.16+0.1/(0.2+e0/h)

e0= M/Ｎ=56841.06 /37697.76=1.51m

h=3.8m

α=0.16+0.1/(0.2+e0/h)=0.16+0.1/(0.2+1.51/3.8)=0.16+0.1/0.597=0.33 E C I C=3.25×107×(8×3.83/12)= 11.89×108KN.m2

L0—压杆计算长度，实际墩高取11.4m，则L0=22.4m

β=απ2E C I C/L02

=0.33×3.142×11.89×108/22.42

=7.71×106 KN·m

η=1/(1-KN/β)

=1/(1-37697.76×1.6/(1.01×106))

=1.060

则中性轴位置在：

N/(8×3.8)=6MX/(8×3.83)

则X=37697.76×8×3.83/(6×56841.06×8×3.8) =1.60 m<1.9m

则墩截面为部分截面受压

则截面A0=8×(1.9+1.6)=28m2

W0=8×(1.9+1.6)2/6=16.3m3

σc＝Ｎ／A0+ηM/W0

=37696.76/(28×103)+1.06×56841.06/(16.3×103)

=4.833MPa

弯曲受压混凝土容许应力[σb]=10 MPa

σc=4.833MPa<[σb]=10 MPa

结论：盖梁偏心受压强度满足规范要求。

第三章临时锚固施工

3.1 施工准备

3.1.1 施工准备

临时锚固措施施工前，应备足相关的材料、施工设备，配足施工人员。

3.1.2 技术准备

开工前由技术部组织技术人员认真学习本方案，阅读、审核施工图纸，澄清有关技术问题，熟悉规范和技术标准。制定施工安全、质量、环保、工期等保证措施，编制应急预案。由相关部门对施工人员进行技术交底、岗前技术、安全培训。

3.2 技术要求

1、钢筋品种、规格、技术性能应符合现行国家标准规定和设计要求，钢筋连接方式、弯钩形式、级别和数量应满足设计要求。

2、其余材料必须符合相关技术规范。

3、施工中应按照施工图准确的预埋锚固筋，严格控制施工质量。

3.3 施工程序及工艺流程

3.3.1 施工程序

施工准备→墩顶混凝土浇筑前→预埋锚固筋→墩顶混凝土浇筑→0#块支架施工→临时支座施工→0#块施工。

3.3.2 工艺流程

图3-3-1 临时锚固施工工艺流程图

3.3.3 施工工艺

1、预埋锚固筋

（1）墩顶混凝土施工前，在仓内预埋锚固筋，锚固筋使用Ф25架立钢筋进行固定，间距为1.0m，锚固筋采用Ф32螺纹钢，按3根一束进行布置，间距13cm，埋入墩身2.0m，外留2.0m；锚固筋布置在临时支座的外侧.

（2）锚固筋验收通过后，方可进行墩顶混凝土浇筑，墩顶混凝土按墩身混凝土浇筑相关流程和规定进行浇筑。

2、临时支墩施工

墩顶混凝土浇筑完成和0#块支架施工完成后，在墩顶临时支座的设计位置施做临时支座混凝土。

临时支座施做前先在墩顶涂一层隔离剂，再进行砼的浇注。

临时支座混凝土采用C40钢筋混凝土，用小刚模一次性浇筑成型。

3、临时锚固拆除

待悬灌部分浇筑至12#块时（即合拢后），拆除临时锚固、落梁；使用切割机和风镐将锚固筋和临时支座混凝土拆除，并对墩顶和梁底锚固筋头进行封闭。

4、资源配置

（1）施工人员组织

施工人员应结合所采用的施工方案、机械、人员组合、工期要求进行合理配置。每班作业人员配置参见下表

表3.1作业人员配备表

（2）施工设备

表3.2机械设备配备表

第四章各项保证措施

4.1质量保证措施

1、混凝土质量保证措施

①混凝土采用拌合站集中搅拌，电子计量控制，混凝土拌制符合规范及设计要求。

②每一拌合站设专职质量工程师，检查拌制设备和计量装置经常保持良好状态，并严格按配合比计量，各种搅拌材料的配量偏差为：水泥不大于±1%，粗、细骨料不大于±2%，水和外加剂不大于±1%，采用的原材料必须是经检测中心试验合格的选定原材料。

③同一结构部位混凝土采用同一拌合站拌制，同一批水泥，搅拌均匀，颜色一致。搅拌时宜先加入细骨料、水泥、粉煤灰和外加剂，搅拌均匀后再加入所需用水，待砂浆充分搅拌后再加入粗骨料，并继续搅拌均匀。

④采用搅拌运输车将混凝土运至现场后吊罐入模，其搅拌、运输混凝土至全部混凝土卸出时间不超过90min。卸料时出料口与接料面之间的高度不超过1.5m。

⑤混凝土灌筑分层摊铺厚度不大于250mm，振动时间20～30s，操作时依次垂直插入混凝土内，拔出时速度要缓慢，相邻两个插入位置的距离不大于500mm，插入下层混凝土的深度为50～100mm。

⑥灌注混凝土连续进行。如间断，其允许间断时间由试验确定，间断超过混凝土的初凝时间，则按照施工接缝处理，并埋入接茬的钢筋或型钢，外露一半。

⑦混凝土施工缝接缝处理，需待前层混凝土获得1.2MPa以上抗压强度(防渗混凝土达2.5MPa以上)时，才允许灌注次层混凝土。接灌前先凿除施工接缝面上的水泥砂浆薄膜和表面上松动的石子及松弱混凝土层，并以压

力水冲洗干净，使之充分湿润，不得存积水。施工接缝处的混凝土加强振捣，使新旧层混凝土紧密结合。

⑨混凝土灌注完毕后，及时对混凝土进行保水潮湿养护，当环境温度低于5℃时禁止洒水。

⑩混凝土拌制时，按不同标号、不同配合比、不同工程部位分别制作试件。制作试件的数量、采用的试模尺寸要符合《公路混凝土工程施工质量验收标准》要求。

2、钢筋工程质量保证措施

①每批钢筋，附有批号、炉罐号、出厂合格证，以及有关材质、力学性能试验资料等质量证明资料。

②到工地的每批钢筋按规范要求进行抽样试验，所有试验符合有关标准的规定。钢筋按不同品种、等级、牌号、规格及生产厂家分批验收，分别堆放。

③钢筋的加工、绑扎、焊接、接头以及安装严格按图纸中的尺寸、位置以及规范要求的质量标准进行。

4.2安全与环境保护

4.2.1 安全要求

（1）施工区域悬挂危险标志和警示牌，并设专职安全员随时检查安全状况，排除安全隐患；

（2）经常检查线路，以防电线漏电。起重设备，上料斗经常检查，钢绳应注意检查保修，各种件经常维护。；

（3）为保证施工安全，现场应有专人统一指挥，并设一名专职安全员负责现场的安全工作，坚持班前安全教育；

（4）施工人员按章作业，加强通信联络，专人负责起重设备指挥。

4.2.2 施工安全及环保要求

（1）对高空作业人员进行岗前培训，强化安全意识，高空作业人员必须配戴安全带、安全绳，混凝土搅拌站工人要穿戴防护服。

（2）非工作人员不得进入施区域，以防发生安全事故。

（3）注意机电安全，非专业人员不得随意接触、使用机电设备。

（4）废弃不用的混凝土要集中处理，不得随意丢弃。

（5）混凝土灌注过程中及灌注完毕后，清洗管道、机械的废水不得随意排放或引入河流，以免造成环境污染。

（6）墩台混凝土灌筑完成后，做到工完料清，及时清除多余的砂石、废弃混凝土和各种剩余材料。

（7）模板的吊装和拆除注意安全，拆下的模板不得从高处掷下，有人接应拿稳，并送至堆放点存度。拆下的小连接件不得到处乱扔，以免丢失或埋入土中污染环境，须送到指定点装入箱中，以备下次使用。

连续刚构桥跨中下挠问题的起因及预防

结合实例研究连续刚构桥跨中下挠问题的起因及预防 栗勇王鑫 （北京市市政工程设计研究总院 100082） [摘要]连续刚构桥是我国桥梁工程中最常用的结构形式之一，已建此类桥梁普遍出现了跨中下挠过大的病害。以一实桥为工程背景，从控制弹性挠度不足、施工原因导致的有效预应力的降低、预应力摩阻损失、结构开裂、施工超方以及活载长期作用等方面，讨论了各因素对跨中下挠的影响程度。通过对一些设计指标的控制、必要的构造措施以及合理施工方式的采取来降低和消除可能出现的病害。 [关键词]连续刚构桥跨中下挠弹性挠度预应力结构开裂施工超方 引言 连续刚构桥多为预应力混凝土结构，主梁为薄壁箱梁。该种桥型以其结构刚度大、行车平顺舒适、伸缩缝少和养护简便等一系列优点，备受业主、设计单位和施工单位的欢迎。从20世纪70年代起，预应力混凝土连续刚构桥在我国得到了迅速发展和广泛应用。目前在跨径40～150m 范围内，预应力混凝土连续刚构桥已经成为主要桥型之一。 然而，随着预应力混凝土连续刚构桥在我国各地的广泛应用，有关该种桥型的病害报告也越来越多，主要有跨中下挠过大、腹板斜裂缝、底板裂缝等。其中主跨跨中的持续下挠已经成为国内大跨径连续刚构桥的一种普遍现象，跨中下挠的同时往往伴随着梁体腹板斜裂缝甚至底板横向裂缝的出现，不但给桥面行车带来不便，对结构本身来说也是很大的安全隐患[1]。 本文以烂柴湾大桥为背景，分析跨中下挠问题可能存在的成因，并给出相应预防措施，为今后类似工程的设计、施工提供参考。 1 工程概况 烂柴湾大桥主桥上部构造为70m+3×120m+70m五跨预应力混凝土连续刚构，引桥为1×45m 预应力混凝土简支箱梁桥。结构总体布置见图1。 图1 烂柴湾大桥立面布置（单位：cm） 主梁采用单箱单室大悬臂变截面PC连续箱梁，两端及中跨跨中梁高2.8m(1/42.9中跨)，主墩墩顶根部梁高7.5m(1/16根部)，梁高按1.8次抛物线变化。箱梁顶宽12.00m，底宽6.0m，悬臂长3m。主梁设纵、竖预应力，纵向预应力分别采用钢绞线，布置在顶、底及腹板内。竖向预应力采用JL32精轧螺纹钢筋，布置在腹板内。桥墩采用双薄壁墩，薄壁墩横桥向宽度6m。 作者：栗勇（1976－），男，高级工程师，2003年毕业于大连理工大学桥梁与隧道工程专业，工学硕士。Email：liyong@https://www.wendangku.net/doc/db6056626.html,

连续刚构桥梁方案比选(原创、优秀)

1.1 方案比选 1.1.1 工程概况 （一） 主要技术指标： （1）孔跨布置：见”分组题目”。 （2）公路等级：一级。 （3）荷载标准:公路I 级，人群荷载3.5kN/m 2 （4）桥面宽度：桥面宽度20.5m ，即净2?7.5m(车行道)+1.5m(中央分隔带)+2 ?2.0m(人行道和栏杆) （5）桥面纵坡：0%（平坡）；桥轴平面线型：直线 （6）该地区气温：１月份平均6℃，７月份平均30℃。 （7）桥面铺装：铺装层为10cm 防水混凝土，磨耗层为8cm 沥青混凝土。 （二）材料规格 （１） 梁体混凝土:C50混凝土； （２） 桥面铺装及栏杆混凝土:C40级混凝土； （３） 预应力钢筋及锚具: 主梁纵向预应力钢筋可选用 715.24,915.24,1215.j j j j φφφφ----高强度低松弛钢绞线 (115.24j φ-公称断面面积为2140.00mm )，1860MPa b y R =，1488MPa y R =，对应锚具分别为YM15-7,YM15-9,YM15-12,YM15-19；对应波纹管直径分别为(内径) 70,80,85,100mm φφφφ（外径比同径大7mm ）。 主梁竖向预应力钢筋采用32φ冷拉IV 级钢筋，735MPa b y R =(冷拉应力)，550MPa y R =；对应锚具为M343?(螺距)；对应孔道直径43φ，锚垫板边长140mm a =，相邻锚板中心距离不小于15cm 。 （三）河床横断面 河 床 横 断 面

（四）工程地质条件 大桥位于江心洲西侧及附近水域，其中0+250~0+532地面高程为 3.8~4.20米，低潮时为陆地，高潮时被水淹没；0+542，0+614位于水中，地面高程为-0.18~-3.63米，钻孔揭露表明，桥位覆盖层厚43.00~50.10米，主要为中密细、中砂层，其中0+322~0+614下部分布有厚18.60~21.15米的密实卵石土层。下附基岩全、强分化层均很发育，厚22.75~34.10米，其中0+532，0+614具有不均匀分化现象，全、强风化花岗岩中在高程-64.00~-75.50米间分布有厚0.95~4.70米的微风化花岗岩残留体。微风化基岩面变化很大，在-62.12~-82.03米间，基岩主要为灰白色中粗粒花岗岩、花岗斑岩，微风化基岩岩质坚硬，呈块状~大块状砌体结构，为主墩桩基良好的持力层。基础设计时宜采用微风化基岩作为基础持力层，桩端进入微风化基岩一定深度。 微风化岩面一览表

临时固结参考文献

参考文献 [1]刘国强.悬浇连续箱梁临时固结体系施工技术[Z].广州市市政集团有限公司,2012-08-28. [2]杨勃,张鹏. 黑山湖特大桥跨兰新铁路零号块临时固结计算[J].晋城职业技 术学院学报,2013,(3). [3]易建辉.临时固结法中桥梁施工挠度的实践探讨[J].中国水运(学术 版),2007,(11). [4]成崇山.挂篮悬浇连续梁墩顶砂筒和精轧螺纹钢筋组合临时固结方案研究[J].江苏科技信息,2014,(10). [5] 胡贵松.预应力连续箱梁悬臂施工墩梁临时固结形式及设计计算注意事项 [A]. 中铁五局哈大铁路客运专线施工论文集[C],2010:3. [6]曾振华,习安,李昭廷. 刚构—连续组合梁桥临时固结拆除顺序的研究[J]. 公路工程,2012,(2). [7]侯建杰,宋文杰,李勇,许佳平,高文军,刘振标,聂海岩,吴泽迁,黄枝花,谷金明.墩梁临时固结后锚固体系施工方法[Z]. 2012. [8]谭可源.连续梁悬臂施工使用的一种新型临时固结体系[Z]. 2012. [9]谭可源.一种桥梁施工使用的新型临时固结体系[Z]. 2012. [10]蒋志强,曾燕玲.悬浇连续梁墩梁临时固结技术的验算与应用[J].西部交通科技,2013,(5). [11]丁东. 连续梁悬臂施工临时固结设计与检算[J]. 城市道桥与防洪,2013,(7). [12]赵有泽.连续箱梁悬臂现浇施工临时固结设计计算[J].科学之友,2012,(8). [13]王广生,甄玉杰,冯云成.苏丹西纳公路大桥墩梁临时固结设计与计算[J]. 中外公路，2012. [14]薛文明,阳华国,李鸿盛.京杭运河特大桥主桥12~#主墩临时固结方案优化 及安全复核计算[J]. 中外公路,2012,(S1). [15]宁平华,张靖,陈加树. 广州鹤洞大桥斜拉桥临时固结装置设计[J]. 城市道 桥与防洪,2004,(4). [16]汪德军,翁金福,张奎夫. 富民桥5号主塔墩临时固结方法及计算分析[J]. 桥梁建设,2004,(S1).

连续刚构桥毕业设计计算书

本科毕业设计 巴中市西环线老山一号桥（75+136+75）m连续刚构桥桥设计 年级：************ 学号：***** 姓名：**** 专业：土木工程 指导老师：***** 2016年6月

毕业设计任务书 班级 * 学生姓名 *** 学号 * 发题日期：2016 年 3 月 1 日完成日期：2016年 6 月 1 日 题目巴中市西环线老山一号桥（75+136+75）m连续刚构桥设计 (一) 设计资料 1、主要技术指标 (1) 孔跨布置：(75+136+75)m (2) 荷载标准：公路—Ⅰ级； (3) 桥面宽度：2×净-13.25米 (4) 桥面纵坡：0% (平坡)； (5) 桥面横坡：2%。 (6) 桥轴平面线型：直线。 2、材料规格 (1) 梁体混凝土：C60级混凝土； (2) 主墩墩身：C40级混凝土 (2) 桥面铺装及栏杆混凝土：C30级混凝土； (3) 预应力钢筋及锚具： 连续梁主梁纵横向预应力钢筋可采用s 15.24高强度低松弛钢绞线；竖向预应力 钢筋用精扎螺纹钢筋。 (4) 普通钢筋： 普通钢筋用HRB335钢筋； 3、施工顺序及要点 (1) 墩台基础施工：施工桩基及现浇承台，滑模或爬模浇筑墩身混凝土； (2) 0#段施工：安装施工托架，施加不小于120%实际荷载预压。然后在托架上浇筑墩顶现浇梁段。待混凝土龄期达到10天，且强度到90%后，对称张拉钢筋，进行临时固结； (3)挂篮安装：安装挂篮以及进行悬臂浇筑施工所必需的施工机具。 (4)预应力钢束张拉：利用挂篮，立模后绑扎钢筋，浇筑混凝土；待混凝土龄期达到7天，且强度达到90%后，对称张拉纵向预应力钢束和上一节段横向钢束和横竖向预应力粗钢筋，并压浆； (5) 节段施工：采用挂蓝向桥墩两侧分节段地进行对称平衡悬臂施工，施工完一个节段，张拉一个节段； (6) 边跨合龙：形成单悬臂结构体系； (7) 中跨合龙：安装中跨合拢段吊架，准备中跨合拢。拆除主墩墩顶粗钢筋临时

连续梁墩梁临时固结计算

XXXX大桥主桥连续梁墩梁临时固结结构计算 1、墩梁临时固结结构概况 由于墩梁是铰接支座，为抵抗悬臂浇筑施工中的不平衡倾覆力矩，需要对悬臂浇筑梁进行临时刚性固结。 根据本桥桥墩横向截面刚度较大，具有满足抵抗悬臂倾覆的能力。因此，临时固结结构采用内固结结构型式。 临时固结结构设置为：在墩顶设置四个C50混凝土条形支座，宽度0.55m、长度1.7m、高度0.5m。在永久支座两侧对称各预埋94根φ32mm三级螺纹钢筋，其中每个临时支座内各埋设34根φ32mm三级螺纹钢筋，临时支座示意图如下。 2、计算依据 （1）XXXX大桥施工图设计 （2）《混凝土结构设计规范》（GB50010－2010） （3）《公路桥涵设计通用规范》（JTG/T F50-2011） （4）《公路桥梁抗风设计规范》（JTG/T D60-01-2004） 3、计算参数 （1）抗倾覆安全系数K=1.5； （2）直径φ32mm三级螺纹钢筋抗拉强度标准值300MPa。 4、临时固结荷载 施工方案按最不利工况考虑倾覆荷载，具体组合如下： （1）挂篮最后一节悬臂段浇筑至快结束时，一侧挂篮及混凝土坠落，由此产生的偏载弯矩； （2）施工荷载计算

主要是竖向支反力和不平衡弯矩的计算。 1）竖向支反力 ①梁体混凝土自重：26636KN； ②施工人员、材料及施工机具荷载：按2.5KN/m2计算，布置在最后悬浇节段上； ③混凝土冲击荷载：按2.0KN/m2计算，布置在最后悬浇节段上； ④挂篮、模板及机具重量按照设计允许值：60t； 则竖向荷载组合为： N=1.2×[1）+4）]+ 1.4×[2）+3）]= 1.2×（26636+60×10）+1.4×（ 2.5×4×1 3.65+2.0×4×13.65）=33027KN 2）最大不平衡弯矩计算 ①一侧混凝土自重超重3%，钢筋混凝土容重取26 KN/m2； ②施工荷载不均衡按照顺桥向2.5KN/m计算，布置在倾覆侧现浇节段上； ③考虑挂篮、施工机具重量偏差，一侧挂篮机具动力系数为1.2，另一侧为0.8； ④风压强度取W=500Pa，百年一遇风速V10=28.6m/s； ⑤混凝土浇筑不同步引桥的偏差，控制在10t以下； ⑥挂篮行走不同步，挂篮及机具重量取60t； ⑦最后一个悬浇节段重量，取设计重量963KN。 （5）荷载参数 梁段重量及相关荷载参数表

回填固结灌浆计算公式

回填固结灌浆计算公式文档编制序号：[KKIDT-LLE0828-LLETD298-POI08]

灌浆工程计算式及其相关规定 回填·固结 析水率：浆液在静状态下由于水泥颗粒的沉淀作用而析出水的比率。是浆液稳定性的标 志。 析水率=析出清水体积(mL)/1000(mL) 浆液的水灰比: 体积比 已知浆液的水灰比，求浆液的密度（g/cm3） μ=μc(ω+1)/(μcω+1) 已知浆液的密度，求=浆液的水灰比： ω＝μc-μ/(μc(μ-1)) 式中μc－水泥的表观密度，g/cm3。 μ－浆液的密度，g/cm3。 ω－浆液的水灰比。 水泥浆液密度与水灰比关系对照表 水灰比越小，析水率越小，析水时间越长。 结石率：浆液析水后凝结形成的结石的体积占原浆液体积的百分数。（析水率＝1－结石率）

浆液用料的计算方法： 配制合比为水泥：黏士：砂：水＝ｘ：ｙ：ｚ：ｋ的水泥黏士砂浆，所需和种材料用量的计算式为： Wc=x×V/(x/μc+y/μe+z/μs+k/μw) We=y×V/(x/μc+y/μe+z/μs+k/μw) Ws=z×V/(x/μc+y/μe+z/μs+k/μw) Ww=k×V/(x/μc+y/μe+z/μs+k/μw) 式中 Wc－水泥的质量，kg We－黏士的质量，kg Ws－砂子的质量，kg Ww－水的质量，kg μc-水泥的密度，g/cm3 1 μe-黏士的密度，g/cm3 μs-砂子的密度，g/cm3 μw－水的密度，g/cm3 V －浆液的体积，L 水泥浆浓度变换时加料的计算： 水泥浆由稀变浓，需向原来的稀浆中加入水泥数量为： ΔWc＝μc(k1+k2)V/K2(1+k1μc) 水泥浆由浓变稀，需向原来的浓浆中加入水的数量为： ΔWw＝μc(k2-k1)V/(1+k1μc) 式中ΔWc－应加入的水泥量，kg

基坑降水对土体固结度计算的影响

浅析基坑降水对土体固结度计算的影响 摘要：本文介绍了基坑降水后土体固结度推算公式，以及基坑降水土体c、φ值的动态变化特征，为基坑支护工程提供理论依据，将有利于基坑工程的设计，保证基坑工程的安全。 关键词：基坑；降水；固结度 中图分类号：tv551.4文献标识码： a 文章编号： 土体固结度计算一直是岩土界研究的重要课题，太沙基提出了渗流固结理论一直沿用至今。如何在基坑降水过程中计算土体固结度，是人们一直研究的课题之一，本文将对此做一简单的推算。一、基坑降水后基坑土体固结度ut的计算 基坑降水前,基坑土体已经在原有自重压力下正常固结。降水后,在γwδh作用下再次渗流固结,土体固结度ut是随着时间的增长,逐步达到固结稳定。此时可以运用太沙基固结理论,进行固结度ut 的计算。设有一基坑,基坑土体渗透系数为k；压缩系数为a；孔隙比为e；降水幅度为δh；降水时间为t。根据太沙基渗流固结理论,可以求得基坑土体经过降水时间t后的固结度ut,具体步骤如下：(1)由已知基坑土体的渗透系数k、压缩系数a、孔隙比e及降幅δh和降水时间t求tv： 其中,=k(1+ e)γw·a (2)根据地下水类型确定的α值并求得的tv,用已有的固结度ut 与时间因素tv关系曲线,来查得相应的固结度ut。一般情况而言：

潜水降水属α=0情况;承压水降水属0<α<1情况;根据已求出的tv 值和α值查ut-tv关系曲线,可得到基坑土体的固结度ut(降水t时间后)。再根据ut可推求基坑土体c、φ值的大小。 二、基坑土体为任意固结度ut时的c、φ值推求 当进行不固结不排水剪切试验时,土体的固结度视ut= 0；固结不排水时,土体固结度ut=100%。深基坑降水的过程可将基坑侧壁土体视为由不固结不排水过程逐渐变为固结不排水过程。当降水时间为t时,土体固结度为ut(0

141 公路—I级桥面宽度26.8m单索面预应力混凝土斜拉桥(计算书、CAD图)

- 1 - 第1章 绪论 1.1 概述 斜拉桥是一种桥面体系受压、支承体系受拉的结构，其桥面体系由加劲梁构成，其支承体系由钢索组成。 上世纪70年代后，混凝土斜拉桥的发展可分成三个阶段： 第一阶段：稀索，主梁基本上为弹性支承连续梁； 第二阶段：中密索，主梁既是弹性支承连续梁，又承受较大的轴向力； 第三阶段：密索，主梁主要承受强大的轴向力，又是一个受弯构件。 近年来，结构分析的进步、高强材料的施工方法以及防腐技术的发展对大跨斜拉桥的发展起到了关键性的作用。斜拉桥除了跨径不断增加外，主梁梁高不断减小，索距减少到10m 以下，截面从梁式桥截面发展到板式梁截面。混凝土斜拉桥已是跨径200m ～500m 范围内最具竞争力的桥梁结构。 1.1.1 结构体系 斜拉桥的基本承载构件由梁（桥面）、塔和索三部分组成，且三者以不同的方式影响总体结构的性能。实际设计时三者是密不可分的。塔、梁及索的不同变化和相互组合，可以构成具有各自结构性能且力学特点和美学效果的突出的斜拉桥。正因为如此，斜拉桥基本体系可按力学性能分为漂浮体系、支承体系、塔梁固结体系和刚构体系： 漂浮体系为塔墩固结、塔梁分离，主梁除两端有支承外，其余全部用拉索悬吊，是具有多点弹性支承的连续梁。 支承体系即墩梁固结、塔梁分离，在塔墩上设置竖向支承，为具有多点弹性支撑的三跨连续梁。 塔梁固结体系即塔梁固结并支承在墩上，梁的内力和挠度同主梁与塔柱的弯曲刚度比值有关。其支座至少有一个为纵向固定。 刚构体系为梁塔墩互为固结，形成跨度内具有多点弹性支承的刚构。这种体系的优点是既免除了大型支座又满足悬臂施工的稳定要求，结构整体刚度较好，主梁挠度小；缺点是主梁固结处负弯矩较大，较适合于单塔斜拉桥。在塔墩很高的双塔斜拉桥中，若采用薄壁柔性墩来适应温度和活载等对结构产生的水平变形，形成连续刚构，能保持刚构体系的优点，并使行车平顺。采用这种体系的有美国的Dames Point 桥和我国的广东崖门大桥等。

60+100+60m连续梁悬臂T构墩梁临时固结方案计算书

新建铁路沈阳至丹东客运专线太子河特大桥（60+100+60）m连续梁悬臂T构临时固结 抗倾覆结构施工方案设计 计算：刘东跃 复核： 审定：刘东跃 中铁九局集团有限公司 2011年5月16日

一、工程概况 新建沈阳－丹东铁路客运专线本溪枢纽工程太子河特大桥，位于本溪市明山区，中心里程为DK56+899.82，桥梁全长1345.96m。其中跨越本溪市滨河南路为一联（60+100+60）m连续梁，桥墩牌号为27＃～30＃，28＃和29＃墩为悬臂梁O＃段主墩。 连续梁桥墩为双线圆端型实体桥墩。28#墩墩高为19m、29#墩墩高为11.5m；边墩27#墩高为21.5m、30#墩墩高9m。28＃墩和29＃墩墩顶横向长度为10m，纵向宽度为4m，其中两端为半径2m圆弧。 连续梁截面采用单箱单室、变高度、变截面直腹板形式。箱梁顶宽12.2m，底宽 6.7m。顶板厚度除梁端附近外均为400mm，腹板厚度600—1000mm，按折线变化，底板厚度由跨中的400mm变化至根部的1200mm。中支点处梁高7.85m，跨中10m直线段及边跨15.75m直线段梁高为4.85m。 0#块长度为14m，边跨现浇段长度9.75m，采用支架法现浇。边跨合拢段和中跨合拢段长度均为2m。1#～13#节段及合拢段梁段采用挂篮悬浇。为悬臂浇筑稳定，T构设置临时固结。 本桥T构临时固结方案采用体内固结结构形式。即在墩顶上设置钢筋混凝土临时支墩，同时预埋精轧螺纹锚固钢筋。 二、确定墩梁临时固结设计荷载 新建沈阳－丹东铁路客运专线无砟轨道预应力混凝土连续梁（双线悬浇）（60＋100＋60）m施工设计图《沈丹客专桥通－Ⅰ－04》设计说明书“七章施工方法及注意事项、（八）款”中“墩梁临时固结措施：各中墩梁临时固结措施（或临时支墩），应能承受中支点处最大不平衡弯矩70941KN

回填固结灌浆计算公式定稿版

回填固结灌浆计算公式 HUA system office room 【HUA16H-TTMS2A-HUAS8Q8-HUAH1688】

灌浆工程计算式及其相关规定 回填·固结 析水率：浆液在静状态下由于水泥颗粒的沉淀作用而析出水的比率。是浆液稳定性的标 志。 析水率=析出清水体积(mL)/1000(mL) 浆液的水灰比: 体积比 已知浆液的水灰比，求浆液的密度（g/cm3） ?μ=μc(ω+1)/(μcω+1) 已知浆液的密度，求=浆液的水灰比： ω＝μc-μ/(μc(μ-1)) 式中μc－水泥的表观密度，g/cm3。 μ－浆液的密度，g/cm3。 ω－浆液的水灰比。 水泥浆液密度与水灰比关系对照表

水灰比越小，析水率越小，析水时间越长。 结石率：浆液析水后凝结形成的结石的体积占原浆液体积的百分数。（析水率＝1－结石率） 浆液用料的计算方法： 配制合比为水泥：黏士：砂：水＝ｘ：ｙ：ｚ：ｋ的水泥黏士砂浆，所需和种材料用量的计算式为： Wc=x×V/(x/μc+y/μe+z/μs+k/μw) We=y×V/(x/μc+y/μe+z/μs+k/μw) Ws=z×V/(x/μc+y/μe+z/μs+k/μw) Ww=k×V/(x/μc+y/μe+z/μs+k/μw) 式中 Wc－水泥的质量，kg

We－黏士的质量，kg Ws－砂子的质量，kg Ww－水的质量，kg μc-水泥的密度，g/cm3 1 μe-黏士的密度，g/cm3 μs-砂子的密度，g/cm3 2.65 μw－水的密度，g/cm3 V －浆液的体积，L 水泥浆浓度变换时加料的计算： 水泥浆由稀变浓，需向原来的稀浆中加入水泥数量为： ΔWc＝μc(k1+k2)V/K2(1+k1μc) 水泥浆由浓变稀，需向原来的浓浆中加入水的数量为： ΔWw＝μc(k2-k1)V/(1+k1μc) 式中ΔWc－应加入的水泥量，kg ΔWw－应加入的水量，kg V－原来浆液的体积，L

连续刚构大桥中跨合拢前顶推力计算

毛坯子大桥主桥中跨合拢段顶推力计算预应力砼连续刚构桥在完成体系转换后，后期砼收缩徐变与降温效应相组合使两墩之间主梁有缩短得趋势，迫使墩顶向跨中方向发生位移，墩顶、墩底产生较大得弯矩，同时主梁受到砼纤维限制，在结构内部产生拉应力，对结构造成危害。因此，在边跨合拢后、中跨合拢前对中跨悬臂端部施加一个水平推力，使桥墩产生一个预偏位来抵抗上述位移，有利于桥梁后期受力，增加结构得安全度。为此，监控组根据设计图纸要求，通过建立有限元模型，计算分析确定合拢顶推力值。 一墩顶偏位与顶推力关系 在结构有限元计算模型（图1）中，需在最大悬臂工况下（即中跨合拢前）对悬臂端施加纵向得水平推力P，来消除各墩顶产生得水平偏位。 图1 毛坯子大桥主桥有限元模型 在最大悬臂端分别施加0KN、100kN、200kN 、300kN得顶推力,两个主墩墩身对应在0#块中心得节点（25号、71号节点）处得水平位移见表1。 表1 不同顶推力作用下主墩对应节点水平位移（mm）（合拢温差为0） 节点 25 71 顶推力 0KN 4、10 -2、89 100KN -0、01 1、04 200KN -4、26 5、11 300KN -8、60 9、26 从表1中可以瞧出，控制截面节点得水平位移变化基本与顶推力呈线性变化，即每增加100KN得顶推力，8#墩对应0#块中心处水平偏位为4、2mm，9#墩对应

0#块中心处水平偏位为4、1mm。有了上述节点位移量与顶推力得关系，即可开展顶推力优化计算与温度影响得分析。 二顶推力计算 2、1 收缩徐变对顶推力得影响 在确定桥梁在运营一段时间后因收缩徐变影响所需得实际顶推量时，我们需要考虑以下两个因素： （1）理论上得顶推量为长期收缩徐变后得累积纵向水平位移，结构有限元模型就是对桥梁结构理想状态得模拟，而实际桥梁结构得边跨支座位移肯定会受到摩阻力得影响。 （2）从成桥到收缩徐变完成需要很长时间，若预先顶推100% 收缩徐变效应值，这样结构在合龙完成后在运营阶段将会带有由于顶推作用而引起得反向过大位移，并且在这期间还有活荷载得作用，这对运营阶段得桥墩产生很大得不利弯矩，更有可能引起开裂。另外双薄壁墩一般采用柔性墩，设计上原本就容许有一定得纵向位移。 根据工程经验一般只需预顶实际收缩徐变量得60%。考虑桥梁运营十年后，主墩对应0#块中心处节点位移如表2所示。 表2 桥梁运营十年后对应节点水平位移（mm）(未顶推，合拢温差为0) 在顶推力Pi 作用下, 各节点得水平位移量可按式(1) 计算: δi =δ1-i×P i(1) δi =60%*δ10(2) 即P i=δi/δ1-i (3) 式中:δi 为各节点顶推产生得水平位移；δ1-i为单位顶推力作用下各节点水平位移；P i为顶推力；δ10为桥梁运营十年后节点累计水平位移。 通过表1，表2及公式（3）,可计算出: P25=δ25/δ1-25=-21、87×0、6/0、042=-313KN； P71=δ71/δ1-71=20、54×0、6/0、041=301KN；

临时固结计算

8临时固结计算 单单幅主墩临时固结设计为每侧4根直径800×10mm钢管混凝土柱加钢筋与梁体进行临时固结。为方便现场施工拟更改为在墩身设置0.4×3.5m×3尺寸的混凝土临时支座加28钢筋与梁体联接形成临时固结的方式。 图8.1 临时固结布置图 8.1 工况分析 考虑正常施工的情况，即以下两种工况。 工况1：悬浇节段工况，即在浇筑混凝土时，考虑施工机具荷载和风荷载的不对称作用，不同步浇筑节段混凝土的重量差为20t（8m3）。 工况2：挂篮行走工况，即在挂篮行走时，考虑施工机具荷载和风荷载的不对称作用的同时，不同步移动挂篮。 两种工况的荷载分别计算，不会同时产生。 偶然作用下，非正常状况出现时，考虑以下工况。 工况3：P23#墩在悬浇10块段时，以单侧挂篮掉落为最不利状态。 8.2 正常施工分析 临时固结荷载为竖向荷载和不平衡弯矩。竖向荷载计算如下： 临时支墩所承受的竖向力为混凝土自重，考虑人群机械及冲击荷载， 则: 混凝土重量为:4895.7t，（0号块和2倍的1至10号块） 菱形挂篮及模板重量为120t,则竖向荷载为:

1200×2+48957=51357kN 最大不平衡弯矩计算考虑的不平衡荷载有: （1）一侧混凝土自重超重5%； （2）一侧施工线荷载为0.48kN/m2,另一侧为0.24KN/m2（即考虑机具、人群荷载）； （3）施工挂篮的动力系数,一侧采用1.2,另一侧采用0.8； （4）另一侧风向上吹,按风压强度W=0.25kPa； （5）节段浇筑不同步引起的偏差,控制在20t(8m3)以下； （6）挂篮行走不同步，挂篮自重120t。 根据工况分析及规范要求，可得荷载组合： 组合一:(1)+(2)+(3)+(4) 组合二:(1)+(2)+(3)+（5） 组合三:(1)+(2)+(4)+（6） 为简化计算，箱梁单侧混凝土偏载的5%重量按均布荷载施加在连续梁上，以最远端的10号块为计算节段,其自重为168.5t,距离墩中心为45.7m，则： (1) 24478.5×5%=1223.9kN (2)(0.48-0.24)=0.24kN/m2 (3)120×10×（1.2-0.8）=480kN (4) 0.25kN/m2 （5）20×10=200kN （6）120×10=1200kN 组合一:M=1223.9×22.85+0.24×21.25×45.7×22.85+480×45.7+0.25×21.25×45.7×22.85=60775.3kN.m 组合二:M=1223.9×22.85+0.24×21.25×45.7×22.85+480×45.7+200×40.9=63407.8kN.m 组合三:M=1223.9×22.85+0.24×21.25×45.7×22.85+0.25×21.25×45.7×22.85+1200×4.8=44599.3kN.m 按照设计文件要求，临时固结措施要承受中支点处最大不平衡弯矩63407.8KN.m及相应竖向支反力52780.9KN，检算时取设计与计算的较大值，即

汨罗江特大桥主桥0、1号块支架方案计算书xg -

汨罗江特大桥主桥（50+80+50）m 预应力砼连续梁0、1号块现浇支架方案计算书 一、设计依据 1、岳望高速第II施工合同段两阶段施工设计图； 2、《公路桥涵施工技术规范》(JTJ/TF50-2011)； 3、《公路工程质量检验评定标准》（土建工程）（JTG F80/1-2004）； 4、《路桥施工计算手册》（人民交通出版社）； 5、现场踏勘调查资料； 6、我单位类似工程的施工经验及设备情况； 7、招标文件明确的技术规范、投标文件，相关部门或行业有关施工安全、职业健康、劳动保护、环境保护与文明施工方面的具体规定和技术标准； 8、混凝土质量控制标准(GB50164—92)； 9、施工现场临时用电安全技术规范(JGJ 46—2005)； 10、建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范(JGJ130—2001)； 11、建筑施工高处作业安全技术规范(JGJ80—91) 二、支架总体设计 在悬臂浇注施工过程中，为保证“T”形结构的稳定性，设计图纸考虑为在桥墩顶面与梁底间设置4个临时固结，临时固结采用C40混凝土浇筑成0.5×8.75m的混凝土块（与梁底同宽），每个临时支墩内部配置φ32钢筋118根，钢筋埋入桥墩120cm，埋入梁体100cm。在临时固结与桥墩中设置一道水泥硫磺砂浆夹层，待全桥施工完后将临时固结解除。按设计图纸浇筑临时固结混凝土块后，桥墩顶部将形成了一个封闭的空间，成桥后无法拆除梁底的模板和支撑体系，运营期间也无法对支座进行检查。 因此，拟上报设计变更将临时固结变更为两个分开的混凝土块，混凝土块尺寸为0.5*2.5m、间距3.75m，以实现施工期间的模板拆除，以及运营期间的支座检查维修。同时为了确保施工过程的“T”构稳定性，在0号支架的悬臂部分，单端各设置两条Φ600*10mm的钢管桩临时支墩和3条Φ32的精轧螺纹钢作为临时锚固体系。 支架搭设布置方案为： 1、0、1号块悬臂现浇部分，单端在纵桥向与临时支墩平行布置一排Φ529 mm，δ=8 mm的钢管，每排4根；在临时支墩与桥墩之间布置一排529 mm，δ=8 mm的钢管，每排4根； 2、钢管顶布置双拼56a工字钢纵向分配梁与钢管连接牢固，横桥向共4道； 3、纵向分配梁上布置3组单层双排贝雷梁，贝雷梁上铺设工25a纵梁作为调坡钢管架的平台； 4、调坡钢管架平台上采用碗扣钢管布设调坡架，调坡钢管架上部铺设2[10方钢作为横向连接，纵向采用间距10 cm 的10×10 cm方木铺设；

临时固结计算书

万州区长江二桥至密溪沟段消落带生态库岸综合整治工程（三标段） (桃子园大桥) 0号块临时固结 施 工 专 项 方 案 审批人： 审核人： 编制人： 编制单位：市政园林工程集团 编制时间：2016年9月

目录 （一）工程概况 (2) （二）固结方案 (3) 1、方案一：体固结 (3) 1.1临时支座受力计算 (4) 1.2临时支座验算 (4) 1.3临时支座拆除 (5) 2、方案二：体体外固结 (5) 2.l. 设计依据及参数 (6) 2.2. 临时固结抗倾覆荷载 (6) 2.3.计算临时固结结构力 (7) 2.4. 临时固结结构设计 (7)

（一）工程概况 桃子园大桥桥型布置为左幅桥上部结构为（55+100+55）m+（3x25）m 预应力混凝土连续梁，左幅桥全长295m，右幅桥为（55+100+55）m 预应力混凝土连续梁，右幅桥全长220m。桥墩下部结构为11 号主墩基础采用6 根φ1.8m 钻孔灌注桩，桩基呈行列式布置：横向间距4.5m、纵向间距4.5m；桩底高程147.728m，左右幅桥桩长均为30m；桥墩基础设计为端承桩基础。承台为矩形承台，平面尺寸为12.6m×8.1m。承台厚3.5m。墩身采用等截面矩形实体花瓶墩，墩高左幅桥为10.5m，右幅桥为9m，桥墩截面尺寸3×7.26m，四周设r=0.3m的倒角。12 号主墩基础采用6 根φ1.8m 钻孔灌注桩，桩基呈行列式布置：横向间距4.5m、纵向间距4.5m；左右幅桥桩长均为30m；桥墩基础设计为端承桩基础。承台为矩形承台，平面尺寸为12.6m×8.1m。承台厚3.5m。墩身采用等厚度矩形实体花瓶墩，墩高左幅桥为20m，右幅桥为16.5m，单幅墩标准截面3×7.26m，四周设r=0.3m 的倒角。 主桥上部结构为（55＋100＋55）m 三跨预应力混凝土变截面连续箱梁，采用分离的上、下行独立的两幅桥，单幅桥采用单箱双室截面，跨中箱梁中心高度为2.5m，支点处箱梁中心梁高6.5m，由距主墩中心2.5m 处往跨中方向46.5m 段按1.8 次抛物线变化。箱梁根部底板厚80cm，跨中底板厚28cm，箱梁高度以及箱梁底板厚度按 1.8 次抛物线变化。箱梁腹板根部厚75cm，跨中厚50cm，箱梁腹板厚度在腹板变化段按直线段渐变，由厚75cm 变至至50cm。箱梁顶板厚度30cm。箱梁顶宽18.49m，底宽9.786m，顶板悬臂长度外侧2.5m侧2.4m，悬臂板端部厚18cm，根部厚65cm。箱梁顶设有2%的单向横坡。箱梁浇筑分段长度依次为：12m（0 号段）+3×3.0m+4×3.5m+5×4.0m。 0号块箱梁长12m（墩柱中心线两边各6米），设计为单箱双室截面，

40+70+40连续梁墩梁临时固结设计计算书

40+70+40连续梁墩梁临时固结设计计算书由于连续梁施工采用支架法施工，故采用墩梁固结法确保安全。临时砼块采用C40混凝土，预埋Φ32精轧螺纹钢筋，配筋则按最小配筋率ρmin bh0计算。上部荷载按半跨计算，均由临时固结块承受。 一、设计荷载 1、工况I 假定：（1）由于采用对称支架施工，施工过程中不平衡荷载按半跨自重的5%取； （2）临时固结块不承受受拉过程中产生的水平荷载； （3）连续梁张拉后上挠和自重下挠由于分节段，认为不累积，可以调节，预抬值可以参见监控单位，每一节段支架沉落预留不叠加；（4）在计算临时固结时，不考虑连续梁因为预应力张拉引起的内应力、抵抗弯矩，变形忽略。 自重计算如下表： 块段名称混凝土方量（m3）钢筋砼容重(kg/m3) 自重（KN） 0# 35.25 2．6 916.50 1# 52.88 2．6 1374.88 2# 41.2 2.6 1071.20 3# 39.83 2.6 1035.58 4# 38.54 2.6 1002.04 5# 49.53 2.6 1287.78 6# 47.60 2.6 1237.60 7# 45.91 2.6 1193.66 8# 50.01 2.6 1300.26 9# 48.83 2.6 1269.58 按最不利工况计算： 由于固结为简支双悬臂，所受荷载为对称均恒荷载：

取1#－9#块自重，施工荷载作用于结构上，经计算得： G1 =10772.58KN，不平衡荷载按自重的5%计算，G’=538.629KN 2、工况Ⅱ 考虑竖向风荷载，查全国规范，内蒙古地区在10m以下100年一遇风基本风压值为0.6KN/m2，此值见相关参考书。不再考虑u Z（风压高度变化系数）u S（风荷载体型系数）。由于施工期为大风不常见期，计算风压取0.6KN/m2。 横向迎风面积按70×3.3＝231㎡计算， 竖向迎风面积按34×13.75=467.5㎡计算。 则横桥向风荷载为F h=0.6×231＝138.6KN， 竖向风荷载为F S=0.6×467.5＝280.5KN。 3、工况Ⅲ 施工过程中存在机具、人员布置不均的情况，在此按f=50KN的力作用在梁的一端，不再考虑其它因素。 二、Φ32精轧螺纹钢计算 为确保安全，按最不利情况考虑，即工况Ⅰ、工况Ⅱ、工况Ⅲ相互叠加作用在箱梁上。假设预埋Φ32精轧螺纹钢距0#块中心为L1=0.85m,箱梁为变截面，不平衡力作用在距0#块中心1/3处计算。 F S f 施工时受力图如下： G’ L2=34m L1=0.85m

连续梁、连续刚构桥

连续梁、连续刚构桥 一、等截面连续梁 1、等截面连续梁，构造简单施工方便，适用于中等跨径（20~60米），25米以下可选用钢筋混凝土连续梁桥，较大跨径采用预应力混凝土连续梁桥。小跨径布置一般用于高速公路的跨线立交桥、互通立交的匝道桥、环形立交桥及其他异形桥梁，较大跨径多用于接线引桥。可采用预制装配或就地浇筑施工。 2、连续梁桥常采用有支架施工法、逐孔现浇法、架设施工法、移动模架法和顶推施工法。 3、等截面连续梁桥的跨径、截面形式和主要尺寸 等截面连续梁桥的总体布置及主要尺寸见下表 等截面连续梁总体布置及主要尺寸 (1)等截面连续梁可选用等跨和不等跨布置。当标准跨径较大时，为考虑减少边跨正弯矩，可使边跨小于中跨，边跨与中跨的比在0.6~0.8左右。 (2)跨径小于15米，一般选用矩形截面；15~30米可采用T形或工字形截面；大于30米的可采用箱形截面。钢筋混凝土连续梁桥跨度不大时，可首先考虑采用板式（包括空心板）和T形截面。当需要采用箱形断面时，也可以采用低矮的多室箱，很少采用宽的单室箱。 (3)等截面连续梁的梁高，一般高跨比采用1/15~1/25。采用顶推法施工，从施工阶段受力要求考虑，梁高与顶推跨径之比选在1/12~1/17为宜。 (4)截面形式与桥宽关系。对于小跨径的城市高架桥或立交匝道桥，为求最小建筑高度，常用板式或肋板式截面，而在较大跨径时主要采用箱形截面。箱梁在横向布置，主要与桥宽有关。单箱室常用于桥宽在14米以内；单箱双室截面一般用于桥宽12~18米；超过18米的可以采用单箱多室或分离箱。 (5)板厚与梁高。板式截面分为实体截面和空心截面，实体截面多用于小跨径，且以支架现浇施工为主，板厚约为1/22~1/18L（L为跨径）；空心截面的板厚为0.8~1.0米，顶、

固结系数的测定

试验三 固 结 系 数 的 测 定 1.通过试验测定试样的固结系数，用以计算地基土体受荷载后的固结度及固结时间。 2.测定固结系数所用仪器设备与固结试验相同 3.试样的切取与安装与固结试验相同，加预压荷载后测微表调零。 4.进行试验 (1)施加第一级荷载，一般为25kPa 或50kPa ，加荷的同时，开动秒表，记录测微计读数，测记时间为6"，15"，1'，2'15"，4'，6'15"，9'，12'15"，16'，20'15"，25'，30'15"，36'，42'15"，49'，64'，100'，200'，400'，23h ，24h ，至稳定为止。 (2)重复上述步骤继续加荷P 2=100kPa ，P 3=200kPa ，P 4=400kPa (3)读数完成后拆除测微计，卸下砝码从固结容器内取出环刀与土样，用滤纸吸去附在土样表面及环刀外水份，称环刀加土质量以求试验后的密度。 (4)将环刀中的土样推出，从其中内部取两试样，测定试验后的含水率。 5.计算及绘图 (1)时间平方根法： 对P 1=100kPa ，以变形为纵坐标，时间平方根为横坐标，绘制变形与时间平方根关系曲线（如图3-1）。延长曲线开始段的直线，交纵坐标于ds 。ds 为理论零点，过ds 作另一直线，令其横坐标为前一直线横坐标的1.15倍，那么后一直线与t d -曲线交点所对应的时间的平方即为试样固结度达90%。所需的时间 t 90。 该级压力下的固结系数按下式计算： 式中：Cv —固结系数，cm 2/s h —最大排水距离，等于某级压力下试样的初始和终了高度的平均值，cm ； 图3-1 时间平方根法求t 90 (2)时间对数法： 对某一级压力，以变形为纵坐标，时间的对数为横坐标，绘制变形与时间对数关系曲线，（如图3-2）。在曲线的开始段，选任一时间t 1，查得相应的变形值d 1，再取时间t 2=t 1/4，查得相对应的变形值d 2，则2d 2-d 1即d 01；另取一时间依同法求得d 02、d 03、d 04等，取其平均值为理论零点d s ，延长曲线中部的直线段和通过9028480t h .C v =

临时锚固计算书

龙溪港大桥临时支撑技术方案 一、工程概述 开发区高架(二)：中心桩号K2+605.25,右偏角90度，跨越龙溪港Ⅲ级航道(长湖申线)，通航净空为60×7米，最高通航水位2.66米，百年一遇洪水位为3.80米，跨越外线位与航道中心线交角为70度，现状水面垂直宽度约为80米，规划两堤岸背水坡堤线间距离为120米。该航道位于曲线上，且航道上往来船舶较多，运输繁忙，为防止货船意外撞击水中桥墩造成事故，主桥一跨过河，采用75+130+75米悬挂预应力砼变截面连续箱梁结构，下部采用实体墩、承台接群桩基础。引桥为预应力砼连续箱梁，下部为双柱H型墩，承台接群桩基础。 31#墩承台尺寸为12.2m(宽)×12.2m(长)×4.5m(高)，桩基为18根φ180cm钻孔桩；32#墩承台尺寸为12.2m(宽)×12.2m(长)×4.5m(高)，桩基为18根φ180cm钻孔桩。承台顶面设计标高为 2.7m，承台底面设计标高为-1.8m。 开发区高架桥（二）主跨采用挂篮悬臂浇筑施工，1/2中跨65米长度内共分15个节段，其中0#节段长13米，1-3#节段长 3.5米，4-8#节段长4米，9-14#节段长 4.5米，合拢段长2.0米， 直线段桥面宽15.5m；挂蓝采用菱形挂蓝，空挂蓝自重约88T，梁体混凝土采用C55高性能混凝土，钢筋混凝土容重26.5KN/m3。

二、临时支撑施工方案 临时支撑系统采用在主墩两侧设钢管并在其中设拉筋的方式进行临时固结，每侧均布设4根长度为5.9m 的φ80钢管，钢管壁厚1cm ，拉筋为预应力15－5体系。施工时采用QY25G 吊车人工配合安装。0#块施工前所在构件安装到位，0#块施工完成后进行临时支撑张拉施工。如图1示。 图1 临时支撑结构示意图 工字梁 预应力YM-15-5体系每束张拉吨位18T 支撑钢管φ800mm 桥墩 0号块 三角垫层

连续梁悬臂施工墩梁临时固结计算

连续梁悬臂施工墩梁临时固结计算 临时固结措施参考“时速200公里客货共线铁路有砟轨道预应力混凝土连续梁（双线）图”叁桥（2006）2206-B 图，应能承受中支点处最大竖向力为33640KN 相应不平衡弯矩取为39424KNm,在每个墩身设置四个临时固结，则单个临时固结受力如下： 压力：R 1=33640/4+39424/3/2=8410+6570=14980KN （3.0m 为两个临时固结的纵向中心距） 拉力： R 2=39424/3/2=6570 KN 临时固结采用钢筋混凝土，由混凝土承受压力，钢筋承受拉力；混凝土采用C50, 钢筋采用25d mm =，=930pk f MPa 的精轧螺纹钢。 1 单个临时固结所需的精轧螺纹钢筋面积计算 As=1.3 R 2/f sd =1.3×6570/770=11092mm 2 （1.3为倾覆稳定的安全系数） 单根螺纹钢的截面面积2221125490.944 A d mm ππ= ??=??= 所需精轧螺纹钢筋根数： n= As/A=11092/490.9=20.4，取22n = (取22根φ25精轧螺纹钢钢筋，钢筋深入墩身和梁体各900mm ，在两端设锚垫板并加扣螺帽） 2 单个临时固结所需的C50混凝土面积计算 Ac=1.3R 1/fcd=1.3×14980×1000/22.4=869375mm 2 (取60×180cm ， 1.3为受压强度的安全系数) 3 单个临时固结所需的钢板面积计算

As=1.3R1/fsd=1.3×14980×1000/215=90577mm2 （采用2cm厚钢板设置隔档，设置总长度6.28m，受力面积125600 mm2）4 临时固结设计图 临时固结平面布置图（图二十九）单位：厘米 临时固结立面布置图（图三十）单位：米