太中银大桥悬浇挂篮验算书.doc

太中银铁路大桥连续箱梁悬浇挂篮验算书

太中银铁路大桥连续箱梁

悬 浇 挂 篮 验 算 书

目 录

1. 概 述 3
2. 引用文件 3
3. 设计荷载 3
4. 变形控制 3
5. 计算工况 4
6. 材料特性 4
7. 主要构件计算 4
7.1 底篮计算 4
7.1.1 面板 4
7.1.2 纵梁 5
7.1.3 前托梁 9
7.1.4 后托梁 11
7.2 外侧模计算 15
7.3 内模板小车架计算 20
7.4 内模滑梁计算 23
7.5 吊杆计算 25
7.6 承重主梁计算 26
7.7 三角承重主桁 28
8. 挂篮整体抗倾覆计算 31
8.1 工况I，即挂篮浇注状态 31
8.2 工况Ⅲ，即空篮行走状态 31
9. 主要部件强度验算 31
9.1 承重主桁拉杆销轴连接计算 31
9.2 锚固件销轴连接计算 32
9.3 主桁后锚固 33
9.4 反扣轮组 33
10 结 论 34
1. 概 述
为了确保太中银铁路大桥连续箱梁悬浇挂篮结构设计工作的可靠性和安全，应太中银项目部的要求，结合《太中银铁路大桥连续箱梁悬浇挂篮设计施工图》和《太中银铁路大桥连续箱梁悬浇挂篮强度校核计算书》，采用有限元计算软件（ANSYS 11.0）对太中银铁路大桥连续箱梁悬浇挂篮结构进行了分析验算。

2. 引用文件
2.1 《钢结构设计规范》（GB50017-2003）
2.2 《建筑结构荷载规范》（GB50009-2001）
2.3 《组合钢模板技术规范》（GB50214-2001）
2.4 《公路桥涵施工技术规范》（JTJ041-2000）
2.5 《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）
2.6 《建筑结构静力计算手册》
2.7 悬浇挂篮设计施工图及说明
2.8 太中银铁路大桥连续箱梁悬浇挂篮设计施工图

3. 设计荷载
3.1 砼荷载 （根据太中银铁路大桥施工图设计所列原始资料计算）最重节段质量101.6t
3.2 挂篮系统自重 43t
3.3 人群及施工荷载，按《公路桥涵设计通用规范》取1.5kN/m2
3.4 风荷载 0.594kN/㎡
3.5 振捣荷载：4kN/㎡
3.6 砼浇注节段长度3.45m，最大高度3.05m

4. 变形控制
4.1 三角承重主桁端点挠度≤L/400
4.2 承重主梁简支段挠度≤L/600，外伸悬臂端≤L/400
4.3 模板面板变形
4.4 内、外楞变形

5. 计算工况
工况Ⅰ：2＃节段浇筑，风垂直向下；
工况Ⅱ：挂篮在牵引力作用下前移，风垂直向下，计算挂篮行走状态的受力。
工况Ⅲ：挂篮行走至新浇节段最外沿，风垂直向下，计算挂篮行走状态的稳定性。

6. 材料特性
Ÿ 钢的材料特性：弹性模量E=2.06×102 GPa
泊松比μ＝0.3
密度ρ＝7850 kg/m3
Ÿ φ32精轧螺纹粗钢筋：弹性模量E=2.0×102GPa
泊松比μ＝0.3
密度ρ＝7850 kg/m3

7. 主要构件计算
悬浇挂篮是由两片三角承重主桁通过联系桁架、上横梁等连接而成的空间结构，其工作载荷是由11根前吊杆通过承重主梁传递给三角承重主桁前端点的。
经荷载分析对本挂篮三角承重主桁、底篮、外模及其滑梁、内模小车架及其滑梁、承重主梁等在最不利工况时的受力情况采用结构分析程序电算。
7.1 底篮计算
风荷载：
7.1.1 面板
δ=6mm, 工况I为最不利工况：
按四面固定板计算：
①边腹板处：
支撑间距为：195mm×340mm
计算荷载：
计算得：
②底板空心处：
支撑间距为：340mm×690mm
计算荷载：
计算得：
7.1.2 纵梁
工况I为最不利工况：
① 砼底实心处计算荷载（Ⅰ25b）：
底模自重：
砼 自 重：
人机施工荷载：
风 荷 载：
振捣荷载：
计算荷载：
纵梁工作状态力学模型图：

计算模型如下：

计算结果：最大应力 105.7MPa

最大应变：9.998mm

支反力：R前=28772N，R后=33526N
②砼底空心处(I25b)计算荷载：
底模自重：
砼 自 重：
人机施工荷载：
风 荷 载：
振捣荷载：
计算荷载：
纵梁工作状态力学模型图：

计算模型如下：

计算结果：最大应力：102.1Mpa

最大变形：9.656mm

支反力：R前=27799N，R后=32385N
7.1.3 前托梁
前托梁控制工况为工况I，将上述计算得支反力R前按照支撑部位作用在前托梁相应位置。前托梁采用2[32b。
前托梁工作状态力学模型图：

计算模型如下：

计算结果：前托梁最大应力：16.46MPa

前托梁最大变形：0.132mm

支反力从左至右依次为：63534N、103920N、87620N、103920N、63534N
7.1.4 后托梁
7.1.4.1 后托梁控制工况为工况I，后托梁采用2[32b。将底篮计算得支反力R后按照支撑部位作用在后托梁相应位置。
后托梁工作状态力学模型图：

计算模型如下：

计算结果：最大应力：17.25Mpa

最大变形：0.165mm

支反力从左至右依次为：4547N、79705N、117850N、102040N、117850N、79705N、4547N。
7.1.4.2 空篮行走时，底篮通过设置在前后托梁上的几个吊杆的带动，随主桁一起移动行走，行走时后托梁依靠两吊杆吊起，在行走状态下对其验算:
空篮行走状态后托梁力学模型图：

计算模型如下：

计算结果：最大应力：41.26MPa

最大变形：9.113mm

支反力为：21751N。

7.2 外侧模计算
工况I为外侧模最不利工况：
计算荷载：
风 荷 载：0.594Kpa
砼 荷 载：顶板处：15Kpa
底板处：53.2Kpa
振捣荷载：4Kpa
施工荷载：1.5Kpa
外侧模工作状态力学模型图：

太中银铁路大桥连续箱梁悬浇挂篮——外侧模工作状态力学模型图
7.2.1 外侧模整体计算结果如下：

计算结果：最大应力154MPa

整体最大变形：8.1mm
7.2.2 外侧模单片桁架计算结果如下：

最大应力 154MPa

最大变形：4.243mm
7.2.3 外侧模最大单元格面板计算结果如下：

最大应力：72.781MPa
最大变形：0.496mm
7.2.4 外滑梁计算结果如下：

外滑梁最大应力79Mpa

外滑梁最大变形：5.55mm

7.3 内模板小车架计算
工况I为最不利工况, 内模板小车架采用I18。
计算荷载
①底模自重：
②砼 自 重：
③施工荷载：1.5kN/㎡
④风 荷 载：0.594 kN/㎡
⑤振捣荷载：4 kN/㎡
计算荷载：
则

内模板小车架工作状态力学模型图：

计算模型如下：

计算结果：最大应力 108.7MPa

最大变形：8.324mm

支反力从左至右依次为：15060N、21606N、23604N、23604N、21606N、15060N（单边）
7.4 内模滑梁计算
内模滑梁控制工况为工况I，内模滑梁采用2[28b+I14。将内模板小车架计算得支反力按照支撑部位作用在内模滑梁相应位置。
其中：，，，，，。
内模滑梁工作状态力学模型图：

计算模型如下：

计算结果：最大应力：109.4Mpa

最大变形：7.702mm

支反力：R后= 89532N，R前=77031N
7.5 吊杆计算
吊杆采用PSB930级别的精轧螺纹钢筋，，分别对前、后托梁吊杆进行强度验算。
7.5.1 前托梁吊杆
前托梁浇注状态吊点分布及受力情况如下图所示：

取最大受力点计算其抗拉强度：
φ32精轧螺纹钢
φ25精轧螺纹钢

7.5.2 后托梁吊杆
7.5.2.1后托梁浇注状态吊点分布及受力情况如下图所示：

取最大受力点计算其抗拉强度：
φ32精轧螺纹钢
φ25精轧螺纹钢
7.5.2.2后托梁空篮行走状态吊点分布及受力情况如下图所示：

取最大受力点计算其抗拉强度：
φ25精轧螺纹钢
则 吊杆抗拉强度满足要求。

7.6 承重主梁计算
工况I为承重主梁最不利工况, 承重主梁采用2[40b。
计算荷载为：底篮工作状态前托梁上的吊杆反力、内顶模上的吊杆反力以及外滑梁前吊点反力。即：，，，，，，，，，，。
承重主梁工作状态力学模型图：

计算模型如下：

计算结果：最大应力：79.0MPa

最大变形：5.907mm

支反力：381660N

7.7 三角承重主桁
7.7.1三角主桁建模分析
工况I为承重主桁最不利工况，F=381.66kN（单片）
三角承重主桁工作状态力学模型图：

计算模型：

计算结果：最大应力：81.693MPa（在立杆上）。

承重主桁最大挠度值为13.43mm。前吊点处挠度值为10.79mm

7.7.2 三角主桁电算结果
三角主桁后锚梁处支反力：480620N
三角主桁前滑座装置处支反力：891420N
三角主桁立杆受力：-875271N
三角主桁后拉杆拉力：677710N
三角主桁前拉杆拉力：613874N
7.7.3 压杆稳定性计算
三角承重主桁中，立杆为受压杆件，其截面特性和承受轴向力如下表：
杆 件
规 格
截面面积（mm2）
截面回转半径iy
（mm）
轴向力
（kN）
立 杆
2[]32b-4000
10860.14
120.9
-875.271
立杆：
查表：
从以上计算可知，三角承重主桁受压杆件的稳定性完全满足压杆稳定性要求。
8. 挂篮整体抗倾覆计算
8.1 工况I，即挂篮浇注状态
此时主桁后锚锚固，
总倾覆力矩为：
M倾＝381.66x5x2+84.8x0.5=3859kN﹒m
主桁后锚固单根受力极限按631kN计，
总抗倾覆力矩为：
M抗倾＝2x4x631x3.825=19308.6kN﹒m
抗倾覆安全系数
k= M抗倾/M倾=19308.6/3859=5.0
8.2 工况Ⅲ，即空篮行走状态
仅靠反压主梁的后锚梁受力时为最不利状态，
总倾覆力矩为：
M倾＝527kN﹒m
反压轮组的轨道梁受力极限按326.2kN计，
总抗倾覆力矩为：
M抗倾＝326.2x3.825=1247.72KkN﹒m
抗倾覆安全系数
k= M抗倾/M倾=1247.72/527=2.37

9. 主要部件强度验算
9.1 承重主桁拉杆销轴连接计算
承重主桁拉杆最大轴向力F＝677.71kN，销轴直径d=80mm，材质：45，耳板厚度t=20mm。
9.1.1 销轴计算
剪切强度：
弯曲强度：
则 强度满足要求。
9.1.2 耳孔拉板的强度验算
截面最弱处为：通过销轴孔中心且垂直于拉力的截面最弱。
截面积：A=2×200×20=8000，则

耳孔拉板抗拉强度满足要求。
9.1.3 耳板孔壁承压应力验算
耳板孔壁承压应力：

9.2 锚固件销轴连接计算
9.2.1 销轴连接计算
将底篮计算得支反力进行比较，最大支反力F＝117.85kN，销轴直径d=50mm，材质：45，耳板厚度t=20mm。
① 销轴计算
剪切强度：
弯曲强度：
则 强度满足要求。
② 耳孔拉板的强度验算
截面最弱处为：通过销轴孔中心且垂直于拉力的截面最弱。
截面积：A=2×110×32=3520，则

耳孔拉板抗拉强度满足要求。
③ 耳板孔壁承压应力验算
耳板孔壁承压应力：

9.2.2 锚固连接器组件焊缝强度校核
将底篮前、后托梁计算得各吊点支反力进行比较，最大支反力
F＝117.85kN。
连接板与YGL-32型连接器连接焊缝的剪应力：

则 焊缝强度满足要求。
9.3 主桁后锚固
工况I为主桁后锚固最不利工况。
9.3.1 锚筋校核：φ32精轧螺纹钢
每个锚筋上受力：F＝480.62/4=120.155kN

9.3.2 顶锚梁的强度校核
锚梁采用两根25a工字钢焊接而成,
弯曲强度：
剪切强度：
故梁的强度条件满足要求！

9.4 反扣轮组
工况Ⅱ为反扣轮组最不利工况。
挂篮前移时，主桁后端反扣滚轮反压滚动以平衡倾覆力矩。反压力：
当反扣轮组单滚轮滚动时，此时为反扣轮组最不利工况，滚轮轴直径d=60mm，材质：45。校核滚轮轴强度：
剪切强度：
弯曲强度：
故强度条件满足要求！

10 结 论
1.原设计前托梁吊杆受力分别为103920N和87620N，对应采用Φ32mm和Φ25mm精轧螺纹钢筋作为吊杆；后托梁吊杆受力分别为117850N和102040N，对应采用Φ32mm和Φ25mm精轧螺纹钢筋作为吊杆。原设计在确定吊杆直径方面考虑欠周，其中后托梁吊杆受力102040N，与前托梁吊杆受力103920N基本相同，不宜采用不同直径的吊杆。况且，后托梁吊杆是重要部件，它的削弱对设备安全性极为不利。因此建议将原设计后托梁吊杆Φ25mm改为Φ32mm精轧螺纹钢筋。
2.各构件均满足强度要求，变形均满足变形控制的要求。
3.前、后托梁吊杆及后锚固杆均为本设备关键受力构件，所采用的精轧螺纹钢筋不得有横向裂纹、结疤和折叠等表面质量缺陷；安装前应进行试验，各杆件的试验荷载按1.3倍的最大工作荷载确定。
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