安全检算论文

2024-10-21

安全检算论文（精选7篇）

安全检算论文篇1

1 衬砌质量缺陷分类

1.1 检算分类

考虑到缺陷埋深情况都为深埋, 根据深埋隧道外荷载的计算方法, 可根据围岩等级、设计厚度等检算条件将其分为四类, 对一、二、三、四类都分别设置三种工况, 以二衬设计厚度为工况1, 二衬拱腰实测厚度最小值为工况2, 二衬拱顶一侧实测厚度最小值为工况3分别进行检算、对比分析 (见表1) 。

1.2 隧道衬砌检算资料说明

1) 第一类隧道衬砌检算资料说明。a.工程地质勘察报告:花岗岩, 弱分化, 岩质坚硬, 块状结构, 有轻微岩爆。b.设计支护情况:喷射5 cm厚C25混凝土, 拱部1.5 m×1.0 m设置22组合中空锚杆, 衬砌施作35 cm厚C35混凝土。埋深240 m。c.施工过程介绍:全断面开挖, 喷射5 cm厚C25混凝土, 拱部1.5 m×1.0 m设置22组合中空锚杆, 衬砌施作26 cm厚C35混凝土。d.地质素描:花岗岩, 灰黑色, 弱风化, 中~细粒结构, 块状构造, 节理裂隙较发育, 岩体较完整, 未见明显构造痕迹, 地下水不发育, 围岩自稳性好。

2) 第二类隧道衬砌检算资料说明。a.工程地质勘察报告:花岗岩, 弱分化, 岩质坚硬, 块状结构, 有轻微岩爆。b.设计支护情况:喷射5 cm厚C25混凝土, 拱部1.5 m×1.0 m设置22组合中空锚杆, 衬砌施作40 cm厚C35混凝土。埋深331 m。c.施工过程介绍:全断面施工, 喷射12 cm厚C25混凝土, 拱部设置网格间距25 cm×25 cm的6钢筋网, 拱部设置22组合中空锚杆, 拱墙设置22组合中空锚杆, 锚杆间距1.2 m×1.5 m, 衬砌施作30 cm厚C35混凝土。d.地质素描:花岗岩, 弱风化, 中~细粒结构, 块状构造, 岩质坚硬, 岩体完整 (局部欠完整) , 局部裂隙较发育, 地下水不发育, 围岩自稳性好。

3) 第三类隧道衬砌检算资料说明。a.工程地质勘察报告:中厚层状砂质板岩与长石石英砂岩互层, 弱风化, 岩质坚硬, 岩体较完整, 洞身深埋, 有轻微岩爆。b.设计支护情况:喷射12 cm厚C25混凝土, 拱部设置网格间距25 cm×25 cm的6钢筋网, 拱部设置22组合中空锚杆, 拱墙设置22组合中空锚杆, 锚杆间距1.2 m×1.5 m, 衬砌施作40 cm厚C35混凝土。c.施工过程介绍:全断面施工, 喷射12 cm厚C25混凝土, 拱部设置网格间距25 cm×25 cm的6钢筋网, 拱部设置22组合中空锚杆, 拱墙设置22组合中空锚杆, 锚杆间距1.2 m×1.5 m, 衬砌施作31 cm厚C35混凝土。埋深649 m。d.地质素描:花岗岩, 弱风化, 中~细粒结构, 块状构造, 裂隙较发育, 岩石结构致密, 坚硬, 岩体较完整, 岩石呈块状, 地下水不发育, 围岩自稳性较好。

4) 第四类隧道衬砌检算资料说明。a.工程地质勘察报告:厚层条带状钙质板岩夹中厚层状灰岩, 弱风化, 裂隙发育, 岩体破碎, 容易出现涌水、塌方等地质灾害。b.设计支护情况:喷射25 cm厚C30混凝土, 设置网格间距20 cm×20 cm的6钢筋网, 拱部设置22组合中空锚杆, 拱墙设置22组合中空锚杆, 锚杆间距1.2 m×1.2 m, 钢架采用H17022格栅钢架, 间距1 m/榀, 拱部120°范围内设置42-L=3.5 m超前小导管, 环向间距0.4 m, 纵向2榀钢架一环, 注浆采用水泥浆, 衬砌施作40 cm厚C35混凝土。c.施工过程介绍:全断面施工, 喷射12 cm厚C25混凝土, 拱部设置网格间距25 cm×25 cm的6钢筋网, 拱部设置22组合中空锚杆, 拱墙设置22组合中空锚杆, 锚杆间距1.2 m×1.5 m, 衬砌施作30 cm厚C35混凝土。埋深675 m。d.地质素描:砂质板岩, 弱风化, 砂质结构, 板状构造, 裂隙较发育, 岩石结构致密, 较坚硬, 岩体较完整, 岩石为块状、细块状, 胶结性好, 地下水不发育, 围岩自稳性较好。

2 结构安全性检算方法与参数选取

2.1 混凝土结构的强度安全系数

根据TB 10003—2005铁路隧道设计规范、TB 10020—2009高速铁路设计规范 (试行) 和实际工程情况, 计算复合式衬砌时, 初期支护应按主要承载结构计算。二次衬砌在Ⅰ级~Ⅲ级围岩可作为安全储备, 按构造要求设计;在Ⅳ级~Ⅵ级围岩, 应按承载结构设计;计算深埋隧道衬砌时, 围岩压力按松散压力考虑。在计算中应分别选用不同的安全系数, 并不小于表2所列数值。

2.2 衬砌内力的计算方法与参数选取

由于TB 10020—2009高速铁路设计规范 (试行) 不涉及到衬砌结构安全验算方面的内容, 故以下计算内容参考TB 10003—2005铁路隧道设计规范。

该隧道缺陷里程段埋深200 m~700 m, 故所有检算段都是深埋, 则可根据TB 10003—2005铁路隧道设计规范中第4.3节的计算方法来计算深埋隧道衬砌荷载, 衬砌内力采用荷载—结构法计算, 内力计算参数选取见表3。

2.3 结构设计承载力计算方法与参数选取

TB 10003—2005铁路隧道设计规范, 结构设计承载力计算按混凝土矩形截面中心及偏心受压构件计算抗压强度, 从抗裂要求出发, 计算混凝土矩形截面偏心受压构件的抗拉强度。承载力计算参数值见表4。

3 结构安全性检算结果

根据TB 10003—2005铁路隧道设计规范, 考虑混凝土的破坏原因分别为混凝土达到抗压极限强度、混凝土达到抗拉极限强度, 算得安全系数K压, K拉, 其中安全系数较小点如表5所示。

4 结构安全性评估

针对隧道二衬局部厚度不足问题, 分成了四大类, 每类设置了三种工况, 二衬无缺陷为工况1, 二衬拱腰出现缺陷为工况2, 二衬拱顶一侧出现缺陷为工况3, 分别进行了截面强度检算, 评估结论如下:1) 当二衬无缺陷时, 上述四类二衬强度都满足TB10003—2005铁路隧道设计规范的规定。2) 当二衬拱腰或拱顶一侧出现上述缺陷时, 其他位置的安全系数基本无变化, 缺陷位置的安全系数显著降低, 降低幅度大约为无缺陷时的50%, 但都满足TB 10003—2005铁路隧道设计规范的规定。3) 对于第三类, 无论拱顶一侧还是拱腰是否出现上述缺陷, 仰拱正中处的安全系数较小, 其值大小为3.63, 略大于TB 10003—2005铁路隧道设计规范规定的最小抗拉安全系数3.60。

5 结语

在实际施工中, 由于施工单位技术水平参差不齐, 隧道厚度不足质量缺陷也是一种常见质量通病。隧道厚度不足对结构安全性影响较大, 对衬砌厚度不足出现的位置对结构安全性的了解, 控制好现场施工中重点位置衬砌施工技术, 有利于避免出现衬砌施工质量缺陷, 造成衬砌拆除返工现象。

摘要：针对某隧道施工中存在的衬砌质量缺陷, 按围岩等级、设计厚度等检算条件将其分为四类, 并对一、二、三、四类都分别设置三种工况, 以二衬设计厚度为工况1, 二衬拱腰实测厚度最小值为工况2, 二衬拱顶一侧实测厚度最小值为工况3分别进行检算、对比分析, 从而评估确定结构的安全性。

关键词：隧道,衬砌,质量缺陷,检算,评估

参考文献

[1]钟悦鹏.某公路隧道衬砌结构检测及评价[D].广州:华南理工大学, 2012.

[2]李松.公路隧道支护结构无损检测及安全评估研究[D].重庆:重庆大学, 2011.

[3]周强.高速公路隧道衬砌背后空洞影响及安全性分析[D].重庆:重庆交通大学, 2013.

[4]张小明.水工隧洞衬砌结构的缺陷检测及稳定性分析[D].成都:西南交通大学, 2014.

[5]TB 10003—2005, 铁路隧道设计规范[S].

[6]TB 10020—2009, 高速铁路设计规范 (试行) [S].

挂篮结构施工检算篇2

在现代桥梁设计施工中, 悬臂浇筑法施工已成为修建大中跨桥梁的一种有效手段。挂篮作为悬臂施工中的专用的重要临时结构, 因其自重轻、变形小、稳定性好, 拆装方便和灵活移动的特点, 越来越广泛地应用, 故对其进行受力计算以确保其施工安全, 就显得尤为重要。本文以京沪高铁大汶河桥施工中用到的三角挂篮为背景, 检算挂篮结构各主要构件的强度、刚度和稳定性。以大型结构分析软件ANSYS为平台, 建立该三角挂篮的空间有限元模型, 写入荷载组合, 分别提取各构件的应力及变形, 并与设计值大小作比较, 确定其是否满足设计要求;对于支柱等受压构件, 在ANSYS里建立屈曲模型, 提取屈曲临界载荷, 与不同荷载组合下的计算轴力比较, 查看是否满足稳定要求。

1 工程概况

本桥为京沪高铁上一座特大型桥梁, 跨越大汶河, 主桥桥跨组成为48+80+48m的变截面单箱连续梁, 采用垂直腹板。箱梁顶宽12m, 底宽6.7m, 翼缘板长2.65m, 支点处梁高6.65m, 跨中梁高3.85m, 梁高及底板厚按二次抛物线变化。腹板厚90cm (支点) ~60cm (跨中) , 底板厚度为100cm (支点) ~40cm (跨中) , 顶板厚度保持40cm不变, 设支点横隔板及中跨跨中横隔板。箱梁顶面设3%单向横坡, 腹板上方设通气孔。

箱梁0# 块梁段长度为12m, 边、中合拢段长度为2m;挂篮悬臂浇注箱梁最重块段为1# 块, 其重量为136.882t。大汶河桥箱梁悬臂浇注段采用三角形挂篮分段对称施工, 其施工顺序如图1 所示。

该三角形挂篮的主要构件包括主桁架系统和底模系统。其主桁架包括主梁、前上横梁、支柱、斜拉杆, 支柱上横连、支柱下横连、长锚杆、吊带等;底模系统包括前下横梁、后下横梁、纵梁、后锚杆等。

2 有限元模型建立

2.1 挂篮结构建模方法

挂篮的几何模型较为复杂, 在ANSYS里详尽地模拟每一个构件的模型, 工作量非常大。所以在不影响分析结果的情况下, 为减少工作量, 可以不模拟侧模和内外导梁, 仅建立主桁、悬吊系统和工作平台 (也就是底模系统) 的空间模型。

该三角形挂篮可以看成空间梁杆体系, 几何模型尺寸较为规整, 容易计算各个构件的空间坐标位置;各部分构件是利用型钢或钢板加工焊制, 虽构造形式复杂, 但截面形状固定。因此该挂篮模型的建立宜采用关键点连线的方法生成几何模型;然后在划分网格时将各构件的截面分别付给各几何模型, 划分网格生成有限元模型;施加边界条件和载荷, 求解;提取结果分析各个构件的强度、刚度和稳定性。

2.2 各构件截面

三角形挂篮为空间梁杆体系, 在ANSYS分析中需用不同的单元来分别模拟梁和杆, 考虑到各个构件在挂篮结构中的实际作用, 主梁、前上横梁、支柱、前下横梁、后下横梁和纵梁用beam188 单元, 在ANSYS里提供有截面单元库, 但这些梁的截面比较复杂, ANSYS截面单元库里没有直接提供, 所以需要自定义截面, 然后程序自动读入截面的各个参数;斜拉杆, 支柱上横连、支柱下横连、长锚杆、吊带和后锚杆根据结构中的受力情况可以看成杆构件, 用link8 单元, link8 单元仅需要输入面积。

2.3 挂篮结构空间建模

建模的过程采用了直接生成法, 在建立关键点之前要设置各杆件的材料属性, 并设置不同杆件的单元类型, 设好参数之后, 输入挂篮各部件的节点, 依次连接, 既可得到挂篮的几何模型;将几何模型进行有限元网格划分, 并赋予不同杆件各自的属性即可得到挂篮结构的空间模型, 所得模型如图2 所示。

在施工阶段约束的施加情况如图3 所示。

3 施加荷载计算分析

除了自重外, 所有的荷载均施加在底模上, 因为底模是一个斜面, 在面上直接施加的荷载是垂直于面的, 而荷载均是竖直向下的, 故需要在面上先加一层表面效应单元, 然后再施加竖直向下的荷载。

考虑浇筑混凝土时因动力因素和挂篮安全方面的重要性, 控制荷载取最大梁段混凝土荷载的1.2 倍, 则其面荷载大小为:

混凝土面:

偏载面:

人群机具面:

对于主桁架的主梁、前上横梁作为主要的受弯构件, 只要考虑其弯曲应力, 如图4 所示。

由图4 可看出, 主梁最大应力为 σmax=55.8MPa, 上前横梁最大应力为 σmax=131MPa均小于材料的容许弯曲应力[σw]=145MPa, 故满足强度要求。

4 小结

挂篮作为悬臂现浇施工的主要设备, 由于挂篮悬臂浇筑施工使用少量施工机具设备, 避免大量支架, 而且施工不受跨度限制, 跨度越大, 其经济效益越高, 所以在我国的桥梁建设中挂篮悬臂浇筑施工发挥着巨大的作用。本文以京沪高铁大汶河桥悬臂挂篮施工为背景, 检算了该挂篮结构在施工过程的强度, 挂篮各主要受力构件的应力均小于允许应力, 表明挂篮主要构件具有足够的安全储备, 可以满足施工要求, 能够保证施工安全。

参考文献

[1]卢彭真.人字形桥梁的动力特性研究[J].华东公路, 2006, 3:54-57.

[2]黄海云, 石国斌.人字形桥梁的约束扭转和畸变效应分析[J].华东公路交通, 2002, 6:41-44.

[3]卢彭真, 张俊平, 刘爱荣, 等.基于梁格理论的人字形桥梁结构分析[J].广州大学学报 (自然科学版) , 2006, 2 (5) :67-72.

现浇刚构连续梁支架的检算篇3

影响现浇刚构连续梁质量的主要因素很多, 首先要保证模板支架的安全稳定。本文只对支架检算进行浅显的分析。

2 工程概况

新建兰新铁路X301立交大桥全长161.34m, 在DK713+140处跨越X301旅游公路, 3#墩至乌鲁木齐侧桥台间设置为18+21+18m刚构连续梁。本桥平面位于直线上, 线路纵坡为1‰的上坡。桥址处的地震动峰值为0.15g, 属非风区, 无地表水和地下水。梁体为双线分离变截面实体连续刚构, 梁底宽度4.99m, 顶宽6.09m, 外侧设悬臂长1.1m。跨中梁高1.35m, 刚壁墩端部梁高2.05m。两梁体之间缝隙为2cm, 主梁全长61m, 本桥与线路法线斜角35°, 梁端与线路正交。

3 现浇支架检算

3.1施工总则。

刚构连续梁采用满布支架现浇法一次施工。采用18mm厚酚醛覆膜镜面竹胶板施工, 支架采用碗扣式脚手架搭设, 钢管加固, 木方支撑。

3.2基础处理。

在地基处理完达到承载力要求后, 采用20~30cm厚混凝土进行地表硬化。

3.3碗扣脚手架系统支架检算。

3.3.1荷载。

作用在模板、方木、支架上的力可分为恒载和活载。恒载主要有:现浇砼、钢筋、模板、背楞、背杠自重;活载包括:捣固人员、捣固器具、砼捣固时产生的荷载、风荷载。首先选取受力部位, 根据设计图分析板梁自重对支架最不利位置为梁端断面部位, 其底板受力最大。本计算不考虑墩柱承重, 计算结果将偏于安全。板梁底面距地面高度分为6m、9m两种, 地面平坦, 连续刚构梁施工采用碗扣式支架现浇。

底板:主墩边处钢筋砼荷载:q1'=26KN/m3× (2.05) m=53.3KN/m2

底板:跨中至主墩边钢筋砼荷载:q1'=26KN/m3× (1.35) m=35.1KN/m2

翼缘板:钢筋砼荷载:q1'=26KN/m3× (0.3) m=7.8KN/m2

施工人员荷载:q2=2KN/m2

施工机具荷载:q3=2KN/m2

泵送砼冲击荷载:q4=3.5KN/m2

振捣砼产生荷载:q5=2KN/m2

方木及模板自重:q6=0.5KN/m2

荷载组合及计算q=q1+q2+q3+q4+q5+q6

主墩底板荷载组合:q1=53.3+2+2+3.5+2+0.5=63.3 KN/m2

跨中底板荷载组合:q2=35.1+2+2+3.5+2+0.5=45.1 KN/m2

翼板底板荷载组合:q3=7.8+2+2+3.5+2+0.5=17.8 KN/m2

3.3.2上层方木验算。

上层横向方木为10×10cm, 间距为25cm。计算荷载取最大值 (主墩底板位置) , 主墩两边各2.5米范围内, 梁高从2.05米变化到1.35米, 计算荷载取根部时为最大。

其所受线荷载qÂÃÄÅ63.3KN/mÁ0.25m15.8KN/m

按简支梁验算 (偏于安全)

(1) 强度验算

Mmax=0.125×q×L2=0.125×15.8×0.62=0.711KN·m

σmax=Mmax/W=0.711×103/166.7=4.3Mpa<[σ]=11Mpa, 满足要求

Qmax=0.5×q×L=0.5×7.78×0.6=2.33KN

τmax= (Qmax×s) / (Ix×b) = (Qmax×bh2/8) / (bh2/12×b)

=1.5Qmax/b/h=1.5×2.33×103/100/100

=0.35Mpa<[τ]=1.3 Mpa满足要求

(2) 刚度验算

fmax=5q L4/384EI=5×15.8×0.64/384/9/833.3×105=0.355mm

3.3.3下层方木验算。

下层横向方木为14×12cm, 横桥向间距为0.6m, 顺桥向主墩两边范围间距为60cm, 其他部位为90cm。

对于主墩根部底板处所受线荷载ÁÂq63.3KN/m0.6m 37.98KN/m

其他部位底板所受线荷载Áq2 45.1KN/m0.6m 27.06KN/m

(1) 强度验算

主墩根部底板处

Mmax=0.125×q×L2=0.125×37.98×0.62=1.709KN·m

σmax=Mmax/W=1.709×103/392=4.36Mpa<[σ]=11Mpa, 满足要求

Qmax=0.5×q×L=0.5×37.98×0.6=11.394KN

τmax= (Qmax×s) / (Ix×b) = (Qmax×bh2/8) / (bh2/12×b)

=1.5Qmax/b/h=1.5×11.394×103/120/140

=1Mpa<[τ]=1.3 Mpa满足要求

(2) 刚度验算

fmax=5q L4/384EI=5×37.98×0.64/384/9/2744×105=0.26mm

其他部位底板

Mmax=0.125×q×L2=0.125×27.06×0.92=2.74KN·m

σmax=Mmax/W=2.74×103/392=6.99Mpa<[σ]=11Mpa, 满足要求

Qmax=0.5×q×L=0.5×27.06×0.9=12.177KN

τmax= (Qmax×s) / (Ix×b) = (Qmax×bh2/8) / (bh2/12×b)

=1.5Qmax/b/h=1.5×12.177×103/120/140

=1.1Mpa<[τ]=1.3 Mpa满足要求

(3) 刚度验算

fmax=5q L4/384EI=5×27.06×0.94/384/9/2744×105=0.93mm

3.3.4碗扣立杆验算

(1) 支架自重 (k N)

NG1=0.149×9.00=1.341k N;

(2) 模板的自重 (k N) :

NG2=0.50×0.600×0.600=0.180 k N;

NG2=0.50×0.600×0.900=0.27 k N;

(3) 梁体自重 (k N)

NG3=26.500×2.050×0.600×0.600=19.557 k N;

NG3=26.500×1.350×0.600×0.900=19.319 k N

NG3=26.500×0.300×0.600×0.900=4.293 k N

静荷载标准值NG=NG1+NG2+NG3=20.264 k N;

⑷施工荷载

施工人员及设备取2.0KN/m2, 捣固混凝土取2.0KN/m2。

NQ= (2.000+2.000) ×0.600×0.600=1.44 k N;

NQ= (2.000+2.000) ×0.600×0.900=2.16 k N;

⑸不考虑风荷载时, 立杆的轴向压力设计值计算公式

不考虑风荷载时, 立杆的稳定性计算公式

其中N——立杆的轴心压力设计值 (k N)

σ——轴心受压立杆的稳定系数, 由长细比Lo/i查表得到;

i——计算立杆的截面回转半径 (cm) :i=1.58 cm;

A——立杆净截面面积 (cm2) :A=4.89

W——立杆净截面模量 (抵抗矩) (cm3) :W=5.08 cm3;

σ——钢管立杆受压应力计算值 (N/mm2) ;

[f]——钢管立杆抗压强度设计值:[f]=205.000 N/mm2;

L0——计算长度 (m) ;

如果完全参照《扣件式规范》, 由下式计算

l0=h+2a

a——立杆上端伸出顶层横杆中心线至模板支撑点的长度;a=0.200 m;

得到计算结果:

立杆计算长度L0=h+2a=1.200+2×0.200=1.600 m;

L0/i=1600.000/15.800=101.000;

由长细比lo/i的结果查表得到轴心受压立杆的稳定系数φ=0.580;

钢管立杆受压应力计算值;σ=28140/ (0.580×489.000) =99N/mm2;

立杆稳定性计算σ=99 N/mm2小于钢管立杆抗压强度设计值[f]=215.000 N/mm2, 满足要求。

结束语

悬臂连续梁0号块支架设计及检算篇4

石武高速铁路某特大桥跨邢临高速公路桥采用(40+64+64+40)m四孔变截面混凝土连续箱梁,顶板宽12 m,底板宽6.7 m,采用挂篮悬臂浇筑施工。该连续梁设有3个T构,每个T构设有1个0号块和7个悬浇节段,梁高自0号块悬臂,底部线形按二次抛物线变化,其中0号块长度为9 m,高度为6.05 m,中跨合龙段长度为2 m,边跨合龙段长度为2 m,边跨直线段梁长7.75 m,梁高皆为3.05 m。梁体混凝土为C50,采用三向预应力体系。该段连续梁下部主墩为圆端形墩身,墩身底截面分别为7.82 m×3.82 m 和7.84 m×3.84 m,桥墩高度分别为9.5 m,10.5 m,10.5 m。主、边墩承台尺寸分别为14.6 m×10.6 m×3 m,12.5 m×8.1 m×2.5 m。桥梁合龙顺序为先边跨后中跨,最终完成体系转换调整成桥内力。桥梁边跨合龙前,梁体固结于临时墩身上,待边跨合龙后拆除临时支墩。

20号块支架设计

2.1 材料选择

1)木胶合板厚:

18 mm,抗弯强度:15 N/mm2,弹性模量:5 200 N/mm2。

2)第一层方木宽:

150 mm,高:100 mm;抗弯强度:15 N/mm2,抗剪强度:1.3 N/mm2,弹性模量:9 000 N/mm2。

3)分布横梁3Ⅰ32a工字钢。

Ⅰ32a工字钢截面特性:惯性矩I=11 080 cm4,截面模量W=692 cm3,截面积A=67 cm2,型钢自重52.7 kg/m。

4)纵梁2Ⅰ36a工字钢。

Ⅰ36a工字钢截面特性:惯性矩I=15 760 cm4,截面模量W=875 cm3,截面积A=76.3 cm2,型钢自重59.9 kg/m。

5)三角支架:

斜杆:Ⅰ20a工字钢;立杆:[14a槽钢。Ⅰ20a工字钢截面特性:惯性矩I=2 369 cm4,截面模量W=236.9 cm3,截面积A=35.5 cm2,型钢自重27.9 kg/m;[14a工字钢截面特性:惯性矩I=564 cm4,截面模量W=80.5 cm3,截面积A=18.5 cm2,型钢自重14.5 kg/m。

6)立柱:

ϕ600 mm,δ=10 mm钢管。

2.2 方案设计

利用临时支墩设置纵梁,与ϕ600 mm,δ=10 mm钢管、横梁、三角支架形成主要托架结构。

支架纵梁为2Ⅰ36a工字钢,受力部位采用劲板加强。在四个临时支墩按设计位置分别预留一个宽38 cm高34 cm的长方形孔,纵梁2Ⅰ36a工字钢穿过该孔,再继续灌注临时支墩钢管混凝土。临时支墩之间增加两根ϕ600 mm,δ=10 mm钢管,钢管顶部开启槽口,3Ⅰ32a工字钢横梁置于槽口内,两端支撑于2Ⅰ36a纵梁上。

支架平台的主横梁采用3Ⅰ32a工字钢,长为12 m,间距1.5 m布置。3Ⅰ32a主横梁顶面铺设三角支架调坡,三角支架斜边采用Ⅰ20工字钢,三角支架斜边与主横梁之间采用[14槽钢作为竖向支撑并焊接连接,每片三角支架斜坡通过[14立杆调节,腹板位置三角支架的间距为35 cm,底板为60 cm,每片三角支架设置[10槽钢作为横联,增加支架的稳定性。三角支架直接支撑底模板横向方木骨架,横向方木采用10 cm×15 cm,方木中心间距30 cm,净距15 cm,底模采用1.8 cm厚高密度竹胶板。

30号块支架检算

3.1 荷载取值

1)箱梁混凝土容重26

kN/m3;

2)模板自重:

外模重量150 kN,内模及支架重量65 kN,底模重量15 kN;

3)施工荷载按2.5

kN/m2计算;

4)混凝土振捣荷载按1

kN/m2计算。

Q235钢抗拉、抗压和抗弯强度设计值[σ]=215 N/mm2,抗剪强度设计值[τ]=125 N/mm2,弹性模量E=2.06×105 N/mm2。

3.2 受力检算

3.2.1 底模(竹胶板)检算

托架构造图如图1所示。

底模板采用18 mm厚竹胶板,模板底横向铺设670 cm×10 cm×15 cm方木骨架,方木中心间距为30 cm。由图1可以看出位于箱梁腹板底部的底模板和方木的受力情况为最不利受力状态,需进行检算。

箱梁截面如图2所示。

底模检算时按三跨连续梁检算,梁宽取1.0 m。腹板截面面积S=5.75 m2,施工荷载及模板重量取10 kN/m2。转化为梁体宽1 m的长线荷载,考虑1.3倍安全系数,则腹板位置线荷载q=(26×5.75/1.47+10)×1×1.3=145.2 kN/m。

底模受力采用MIDAS/Civil V2006建模,计算简图如图3,图4所示。

弯矩:Mmax=0.32 kN·m。

$σ = \frac{Μ}{W} = \frac{Μ}{b h^{2} / 6} = \frac{6 \times 0.32 \times 10^{3}}{1.0 \times 0.018^{2}} = 5.93$ MPa<[σ]=15 MPa(满足强度要求)。

挠度: $v = \frac{0.677 q l^{4}}{100 E Ι} = \frac{0.677 \times 145.2 \times 10^{3} \times 0.15^{4}}{100 \times 5 200 \times 10^{6} \times 1.0 \times 0.018^{3} / 12} = 2.0 \times 10^{- 4} m = 0.2 m m$ 。

挠度允许值[v] $= \frac{l}{300} = \frac{150}{300} = 0.5$ mm,故挠度满足要求。

3.2.2 第一层方木检算

腹板截面面积S=5.75 m2,施工荷载及模板重量取10 kN/m2。转化为纵桥向,横向方木中心间距为30 cm的长线荷载,考虑1.3倍安全系数,则腹板位置线荷载q=(26×5.75/1.47+10) ×0.35×1.3=50.9 kN/m。

经受力分析可知:

弯矩:Mmax=0.55 kN·m;

剪力:Qmax=10.5 kN。

弯曲正应力: $σ = \frac{Μ}{W} = \frac{Μ}{b h^{2} / 6} = \frac{6 \times 0.55 \times 10^{3}}{0.15 \times 0.1^{2}} = 2.2$ MPa<[σ]=15 MPa(满足强度要求)。

剪应力: $τ = \frac{Q S^{*}}{Ι b} = \frac{10.5 \times 10^{3} \times 187 500}{150 \times 100^{3} / 12 \times 150} = 1.05$ MPa<[τ]=1.3 MPa(满足强度要求)。

挠度: $v = \frac{0.677 q l^{4}}{100 E Ι} = \frac{0.677 \times 50.9 \times 10^{3} \times 0.35^{4}}{100 \times 9 000 \times 10^{6} \times 0.15 \times 0.1^{3} / 12} = 4.6 \times 10^{- 5} m = 0.05$ mm。

挠度允许值: $[v] = \frac{l}{300} = \frac{350}{300} = 1.2$ mm,故挠度满足要求。

3.2.3 三角架检算

1)腹板位置均布荷载:

腹板截面面积S=5.75 m2,施工荷载及模板重量取10 kN/m2。取梁段纵向方向1 m为研究对象,转化为三角架横向方向中心间距为35 cm的长线荷载,考虑1.3倍安全系数,则腹板位置线荷载q=(26×5.75/1.47+10)×0.35×1.3=50.9 kN/m。

2)底板位置均布荷载:

同理可得q=31.1 kN/m。

三角支架受力采用MIDAS/Civil V2006建模,经受力分析可知:最大弯矩为13.2 kN·m,最大剪力为45.6 kN。此桁架体系中,3号～4号杆承受最大压力,其值为91.0 kN,故需检算其稳定性。

三角架杆件材料为:

斜杆采用Ⅰ20a工字钢:Wx=236.9 cm3,Ix=2 369 cm4,A=35.55 cm2;

竖杆采用[14a槽钢:Wx=80.5 cm3,Ix=564 cm4,A=18.52 cm2。

a.斜杆强度检算:

$σ = \frac{Μ_{\max}}{W_{x}} = \frac{13.2 \times 10^{3}}{236.9} = 55.7$ MPa<[σ]=215 MPa(满足要求)。

$τ = \frac{Q S^{*}}{Ι b} = \frac{45.6 \times 10^{3} \times 136.11 \times 10^{3}}{7 \times 2 369 \times 10^{4}} = 37.4$ MPa<[τ]=125 MPa(满足要求)。

b.3号～4号杆件抗压稳定性检算:

组合截面的性质计算:

$r_{x} = \sqrt{\frac{Ι_{x}}{A}} = \sqrt{\frac{564}{18.52}} = 5.52$ cm。

稳定性检算:自由长度lx=42 cm;

$λ_{x} = \frac{l_{x}}{r_{x}} = \frac{42}{5.52} = 7.6 ＜ [λ] = 150$ ,查表得:ϕ=0.996;

故: $σ = \frac{Ν}{ϕ A} = \frac{91.0 \times 10^{3}}{0.996 \times 18.52 \times 10^{2}} = 49.3$ MPa<[σ]=215 MPa(满足要求)。

同理可得底板位置三角架满足要求。

同理对翼缘板底部2[14a槽钢、梁底分布横梁3Ⅰ32a工字钢及纵梁2Ⅰ36a工字钢进行检算,其弯曲正应力、剪应力及挠度均满足要求,计算过程就不再赘述。

4结语

支架的合理选择是保证箱梁0号块施工质量的重要因素和减少投入的重要环节。利用现有材料设计合理施工方案,通过MIDAS/Civil V2006建模对支架结构的受力进行检算,各个杆件受力均满足要求。本0号块支架在保证施工质量、安全的前提下充分考虑了成本投入,使临时材料在施工过程中达到最大限度的使用。

摘要：介绍了石武高速铁路某特大桥跨邢临高速公路预应力混凝土连续箱梁0号块支架材料的选择、施工方案的设计,并通过MIDAS/Civil V2006建模对支架的受力进行了检算,表明各杆件受力均满足要求。

关键词：高速铁路特大桥,连续箱梁,0号块支架,MIDAS/CivilV2006建模

参考文献

安全检算论文篇5

跨潍莱高速公路特大桥中心里程DK31+727.7, 全长2279.11m, 孔跨布设形式为24-32m简支梁+ (40+64+40) m连续梁+1-32m简支梁+1-24m简支梁+39-32m简支梁, 主跨 (40+64+40) m连续梁所处墩号为24#—27#。25#、26#墩间线路里程DK31+727.7处上跨潍莱高速公路, 上部为连续梁64m孔跨, 梁下净空要求不小于5.5m。潍莱高速公路路堤高约5.3m, 路基宽26.4m, 与线路夹角75.1°。

(40+64+40) m预应力混凝土连续箱梁共35个浇筑段, 0#段长8m, 1#、2#段长3.5m, 3#～7#段长4m, 9#段为边跨现浇段长7.6m, 合拢段长2m, 总长145.2m;除0#段、9#段采用支架现浇外, 其余浇筑段均采用挂篮法施工。

连续梁桥面宽度为7.5m, 底板宽4m。高度从0#段4.8m, 过渡到边跨段2.8m, 全梁设4个横隔板。连续梁总方量1210m3, 其中0#段125.4m3、1#段33.8m3、9#段58.3m3。

2 支架搭设

支架是0#节段支架现浇混凝土过程中的主要受力结构, 设置在悬灌主墩两侧。支架采用外景4.8cm、壁厚3.5mm的无缝钢管脚手架, 扣件连接。支架搭设在承台上, 因而无需地基处理。支架和墩柱合抱成整体, 搭设范围比0#段梁体的垂直投影范围宽1m, 以便于施工平台搭设和安装安全防护设施, 支架纵横均每隔四排设置剪刀撑。

采用扣件式脚手架搭设, 使用与立杆配套的横杆及立杆可调底座、立杆可调托撑。

注:表中单位为cm

3 荷载计算

0#段与边跨现浇段模板、支架采用同等形式施工。0#段梁重及施工荷载均大于边跨现浇段, 所以只进行0#段的支架验算。

3.1 0#块荷载分配原则

(1) 翼缘板砼 (一区) 及模板重量由翼缘板下支架承担;

(2) 腹板砼 (二区) 及模板重量由腹板模板下支架承担;

(3) 顶板及底板砼 (三区) 及模板重量由底板支架承担;

(4) 支架连接按铰接计算。

3.2 荷载分析

根据本桥0#段箱梁的结构特点, 在施工过程中将涉及到以下荷载形式:

q1———箱梁自重荷载, 新浇混凝土密度取2600kg/m3。

q2———根据《路桥施工计算手册》中, 模板、组合钢模、连接件及钢楞容重为0.75kN/m2, 此处取q2=1.0kPa (偏于安全) 。

q3———施工人员、施工材料和机具荷载, 按均布荷载计算, 当计算模板及其下肋条时取2.5kPa;当计算肋条下的梁时取1.5kPa;当计算支架立柱及其他承载构件时取1.0kPa。

q4———振捣混凝土产生的荷载, 对底板取2.0kPa, 对侧板取4.0kPa。

q5———支架自重, 支架每米重量0.0384KN。

计算每步脚手架自重:NG1=ht1+t2

式中:

h———步距 (m) ;t1———立杆每米重量 (kN) ;

t2———纵向横杆单件重量 (kN) ;按最大值进行计算, 步距取0.6m, 横向距离取0.3m, 纵向距离0.6m, 总高度为10m, 则步数取16步。

由于剪力撑每四排设置一道, 在其它荷载取值时已充分考虑了富余量, 故此处未对剪力撑荷载具体列入。由工期安排未进入冬季施工, 故此处计算未考虑雪荷载及冬季施工保温设施荷载的影响。

3.3 荷载组合

3.4 荷载计算

箱梁自重———q1计算

根据0#段箱梁结构特点, 进行箱梁自重计算, 并对截面下的支架体系进行检算, 首先分别进行自重计算。

一区砼截面:0.65m2二区砼截面:4.23m2三区砼截面:3.63m2

新浇混凝土自重:

一区:q1=0.65×26/1.75=9.66kN/m2二区:q1=4.23×26/1.1=100kN/m2

三区:q1=3.63×26/2.4=39.3kN/m2

4 结构检算

4.1 扣件式钢管支架立杆强度及稳定性验算

本工程现浇箱梁支架按φ48×3.5mm扣件式钢管支架进行立杆内力计算。

钢管扣件式支架体系布置结构, 如下图:

4.1.1 立杆强度验算

不考虑风荷载时, 立杆所受荷载为N=1.2 (NG1K+NG2K) +1.4ΣNQK

考虑风荷载时, 立杆所受荷载为N=1.2 (NG1K+NG2K) +0.85×1.4ΣNQK

故此处最不利荷载组合应为不考虑风荷载情况;

NG1K———支架结构自重标准值产生的轴向力;

NG2K———支架构配件自重标准值产生的轴向力;

ΣNQK———施工荷载标准值;

(1) 一区

(2) 二区

N=1.2× (18+0.18) +1.4×2.02=24.64KN<[N]=33kN, 强度满足要求。

(3) 三区

N=1.2× (14.15+0.36) +1.4×4.032=23.06KN<[N]=33kN, 强度满足要求。

4.1.2 立杆稳定性验算

根据《建筑施工扣件式安全技术规范》有关模板支架立杆的稳定性计算公式:

NW———钢管所受的垂直荷载, N=1.2 (NG1K+NG2K) +0.85×1.4ΣNQK (组合风荷载时) , 同前计算所得;

f———钢材的抗压强度设计值, f=205N/mm2参考《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》JGJ166-2008附录B得。

A———φ48mm×3.5mm管的截面积, A=489mm2。

φ———轴心受压杆件的稳定系数, 根据长细比λ查表即可求得φ。

i———截面的回转半径, i=15.8mm。

长细比λ=L/i。

L———步距;L=1.2m

于是, λ=L/i=76, 查表得φ=0.744。

WK———风荷载

uz———风压高度变化系数, 参考《建筑结构荷载规范》表7.2.1得uz=1.38

us———风荷载脚手架体型系数, 查《建筑结构荷载规范》表6.3.1第36项得:

w0———基本风压, 查《建筑结构荷载规范》附表D.4 w0=0.8kN/m2

故:WK=0.7uz×us×w0=0.7×1.38×1.2×0.8=0.927 kN/m2

MW———计算立杆段有风荷载设计值产生的弯距;

La———立杆纵距0.6m (三个区域相同) ;

h———立杆步距1.2m (三个区域相同) ;

W———截面模量, 查表得:W=5.08×103mm3

(1) 一区:

(2) 二区:

(3) 三区:

计算结果说明支架是安全稳定的。

4.2 扣件抗滑验算

根据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》规定, 扣件采用直角扣件时, 抗滑承载力设计值8.0kN;

横杆自重0.039KN×0.6=0.0234kN;满布脚手板0.7×0.6=0.42kN;施工均布活荷载标准值3kN×0.6=1.8kN;

扣件抗滑满足要求。

4.3 结论

通过以上计算过程可以得出一下结论:各区支架立杆的强度、稳定性均满足要求。

5 结束语

支架现浇法施工中, 支架的稳定性是安全生产与梁体质量的保障, 进行支架强度、稳定性等力学指标的检算就显得尤为重要。

本文以在建的某铁路线跨潍莱高速公路特大桥为例, 对大桥40+64+40m连续梁0#块支架进行了详细的检算, 经计算支架的强度、稳定性等力学指标均满足标准要求, 挠度变形在容许范围内。施工实践证明, 现浇完的0#块箱梁的整体质量优良、平面位置和标高均得到精确控制, 梁体线性优美。

参考文献

[1]建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范 (JTJ130-2001, J84-2001) [S].

[2]铁路桥涵施工手册.

[3]建筑结构荷载规范 (GB50009—2001) [S].

安全检算论文篇6

关键词：市政隧道,盖板受力,受力分析

依据有关规范并考虑最不利组合的荷载条件,对南城隧道1号,2号,3号盖板进行结构检算(管沟布置见图1)。参考天桥防撞墩的有关撞击力的计算方法,对隧道电缆沟侧壁高度为25 cm的工况进行防撞检算。

1 水沟盖板强度问题

1.1 计算模式

根据跨高比按深受弯构件及普通受弯构件计算。

1.2 计算内容

受弯构件的正截面、斜截面承载能力、裂缝检算、挠度检算。

1.3 荷载条件

1)计算2号盖板时按城—A级车辆荷载轮荷载偶然作用于上面。

2)计算1号,3号盖板按5 kPa的可变均布荷载及1.5 kN的竖向集中可变荷载分别计算,取不利者。

1.4 截面检算

1.4.1 2号盖板

1)计算跨度为35 cm,板厚为10 cm,跨高比为35/10=3.5<5,按深受弯构件计算。

2)车轮荷载设计值为:50/(0.2×0.3)=833.3 kN/m2,盖板荷载设计值为:833.3×0.2+24×0.1×0.35=167.5 kN/m。

3)最不利弯矩设计值: $Μ_{\max} = \frac{167.5 \times 0.35^{2}}{8} = 2.56$ kN·m。

4)最不利剪力设计值:Vmax=50×20/35=28.57 kN。

5)经检算2号盖板承载力满足要求。

1.4.2 3号盖板

1)跨高比为75/5=15>5,按普通受弯构件计算。

2)荷载设计值。

a.人群荷载按5 kPa均布设计时,荷载设计值为:1.4×5=7 kN/m2,则荷载设计值为:7×0.4+24×0.05×0.4×1.2=3.376 kN/m。

b.人群荷载按1.5 kN竖向集中荷载时,荷载设计值为:1.4×1.5=2.1 kN,则荷载设计值为:2.1+24×0.05×0.75×0.4×1.2=2.532 kN。

c.人群荷载按5 kPa均布设计时,荷载标准值为5 kN/m2,则荷载标准值为:5×0.4+24×0.05×0.4=2.48 kN/m。

d.人群荷载按1.5 kN竖向集中荷载时,荷载标准值为1.5 kN,则3号盖板的荷载标准值为:1.5+24×0.05×0.75×0.4=1.86 kN。

3)最不利荷载。

a.人群荷载按5 kPa均布设计时:

最不利弯矩设计值: $Μ_{\max} = \frac{q L^{2}}{8} = 0.237$ kN·m;

最不利剪力设计值:Vmax=3.376×0.75/2=1.266 kN;

b.人群荷载按1.5 kN竖向集中荷载时:

最不利弯矩设计值: $Μ_{\max} = \frac{q L}{4} = 0.475$ kN·m;

最不利剪力设计值:Vmax=2.532 kN。

因此人群荷载按竖向集中荷载计算。

c.人群荷载按1.5 kN竖向集中荷载时:

3号盖板受最不利弯矩标准值: $Μ_{\max} = \frac{q L}{4} = 0.349$ kN·m;

3号盖板受最不利剪力标准值:Vmax=1.86 kN。

4)3号盖板厚度为5 cm,配3ϕ8钢筋。极限承载力、裂缝宽度、跨中挠度经检算均满足规范要求。

由于1号盖板与3号盖板的配筋率及配筋量相同,且1号盖板的跨度小于3号盖板的跨度,因此1号盖板的各计算项目满足规范要求。

2 电缆沟侧壁抗冲击计算

1)计算模式。

电缆沟侧壁的计算跨度为65 cm,板厚为25 cm,跨高比为65/25=2.6<5,按深受弯构件计算。

2)电缆沟最不利剪力设计值:

P=175 kN。

3)电缆沟最不利弯矩设计值:

Mmax=175×0.65=113.75 kN·m。

4)电缆沟侧壁极限承载力。

电缆沟侧壁厚度为25 cm,配8根直径为20 mm,HRB335竖向钢筋。

a.电缆沟侧壁的正截面承载能力:

M=fyAsz=300×2 513×161.20=121.53 kN·m>113.75 kN·m。

b.电缆沟侧壁受剪截面的极限承载力:

hw/b=210/1 000<4。

c.电缆沟侧壁的斜截面极限承载能力:

检算表明,电缆槽侧壁的厚度为25 cm,配8 20的竖向钢筋可满足要求。按照构造要求水平方向配间距15 cm的10水平纵向钢筋。

3结语

3.1管沟盖板受力

检算结果表明,隧道管沟盖板各项承载力均满足《混凝土结构设计规范》。

3.2电缆沟外墙防撞问题

考虑电缆沟外墙受直接撞击为小概率事件,现行规范未对电缆沟外墙防撞作出明确规定,设计时电缆沟外墙设10 cm厚素混凝土。若考虑防撞尚需对电缆沟外墙进行加厚并配筋补强。

由于检算部位为公路及城市道路隧道的微不足道之处,故甚少有人留意,再加之工程经验欠缺,不妥之处在所难免,文中所述尚需在今后的设计及工程实践中进一步优化及研究,以便在理论和实践中得到进一步完善提高。

参考文献

[1]GB 50010-2002,混凝土结构设计规范[S].

[2]CJJ 37-90,城市道路设计规范[S].

[3]TJJ 026-90,公路隧道设计规范[S].

[4]CJJ 77-98,城市桥梁设计荷载标准[S].

[5]CJJ 69-95,城市人行天桥与人行地道技术规范[S].

[6]JTG D70-2004,公路隧道设计规范[S].

[7]JTG/T D71-2004,公路隧道交通工程设计规范[S].

安全检算论文篇7

歹阳河大桥为黄织铁路跨越歹阳河而设;桥跨为2-24 m+3-32 m+(52+96+52) m+1-32 m预应力钢筋混凝土连续刚构,桥梁全长392.62 m;该桥高133 m,6#主墩高94 m,7#主墩高100 m,矩形空心墩,基础为嵌岩基础,其他为钻孔桩基础。

歹阳河大桥6#、7#墩为连续刚构悬臂箱梁,采用轻型菱形挂篮分段悬臂浇筑施工,“T”构0#段长12 m。悬臂箱梁共分11段,分段长度为1#段3 m、2#～5#段3.5 m、6#～11#段4 m。在5号墩和8号墩顶设墩旁托架施工12#、13#节段,合拢边跨,13#段为墩台顶处,长4.7 m,拆除挂篮形成连续刚构。

2 挂篮构造

2.1 挂篮简介

(1)箱梁底板宽4.5 m,顶板宽7.0 m。

(2)箱梁高度变化为7.0～3.0 m。

(3)最大节段为13#段,混凝土数量为38.8 m3,重量为97.0 t。

(4)施工挂篮总重为61.026t。(其中内模及支撑为5.988t,底模为10.864t,侧模为2×11.466t,锚固及悬挂系统为5.776t,主桁架为15.466 t)。

(5)施工荷载按5 t计。

2.2 挂篮构造

在6#、7#墩设置2对4套挂篮同时进行悬臂施工作业。每个挂篮自重约50t,由主桁架、悬臂及锚固系统、走行系统、模板系统组成。

(1)主桁架。主桁架采用桁梁结构,下纵梁采用2×[28b槽钢加δ10钢板焊接成箱形梁,其刚度大、重量轻,上部桁架采用苏式万能杆件,有部分非标杆件和非标节点板。

(2)悬臂及锚固系统。挂篮的锚固系统主要分为底模横梁体系、外模滑梁体系、内模滑梁体系及后锚体系4个部分。①底模横梁体系分成前横梁及后横梁2种,底模前横梁6个锚点均锚在挂篮主桁架前横梁上;底模后横梁6个锚点中最外侧2锚点锚在梁顶板上,其余4个锚点锚在梁底板上。②外模滑梁体系。每个独立挂篮外侧钢模板桁架上均设有滑梁,每根滑梁设前、中、后3个吊点,用于调整其外模的高度,其前吊点锚具在挂篮主衍架前横梁上,中、后吊点均锚具在连续梁顶板上。③内模滑梁体系。采用装配式木模板,高度调整直接用钢管或方木支撑,不需安装内滑梁。④后锚体系。后锚体系共有12个锚固点,每侧6个通过小扁担梁锚固其纵梁,施工时锚固点用16 t千斤顶进行预紧,1#～9#梁段锚固点用梁体竖向张拉筋,其他节段锚固点另外预埋。

挂篮后锚采用Φ32 mm精轧螺纹钢筋,其余吊带采用Φ32 mm精轧螺纹钢筋,材料为40SiMnV,外模和底模锚点均采用16 t千斤顶张拉后锚固,以保证混凝土接口平顺。

(3)走行系统:①挂篮走行采用前滑后滚方式,即前支点为滑船结构,后支点为滚轮结构。②走行轨道采用P43轨,对于0#段走行轨道采用12 m通长钢轨,其他节段为3.5 m或4.0 m长度与原有轨道通过鱼尾板连接。③桁架移动由2台5 t手动葫芦牵引,桁架后部设2台5 t手动葫芦,防止桁架倾覆。每节梁段浇注时,其前端两边侧各设置一个葫芦牵引装置Φ20mm“U”形环扣。

(4)模板系统:①外模采用整体式钢模板。②内模采用木模板。③底模采用可调式平面钢模板。④端模采用木模板。

3 挂篮检算

3.1 挂篮设备桁架受力计算

根据现场的机具设备等各方面原因,挂篮杆件委托铁道部武汉工程机械厂武北分厂在武汉加工,挂篮杆件加工前委托武汉交科大交通工程研究院通过电算计算结构强度,结果为单挂篮最大应力为1 460.93 kg/cm2,最大变形为1.44 cm;强度满足规范要求。

桁架受力情况分析如下。

(1)梁体最大重量为97.0t。

公路桥梁

(2)模板重量为33.8 t。

(3)施工载荷为5 t。

(4)内模及其支承重量G=5.988 t。

(5)前端承载:G=[66.378 4÷1.25+1/2×(33.8+5-0.43-0.186-1.5)]×1.25=89.3 t (已考虑动载系数),每个支点受力F=89.3÷6=14.88 t。

(6)后下横梁每个锚固点:F=[84.402 5÷1.25+1/2(33.8+5-0.43-0.186-1.5)]×1.25÷6=17.9 t (已考虑动载系数)。

3.2 挂篮设备抗倾覆计算

行走时,后横梁外加150 km配重,其抗倾覆系数计算如下。

3.2.1 挂篮上体走行结构示意图(如图1所示)

3.2.2 对挂篮上体走行离散分析

挂篮上体结构,从局部结构形式来看,有些部分有对称性,把其有对称性的部分作为一个整体进行分析,把整个挂篮上体分离形成若干个部分进行分析,然后再进行综合。

3.2.2. 1 主支柱及其对称部分

(1)结构图如图2所示。

(2)结构重量(未计螺杆及缀板重量):

∑G=3×8×N1H+16×N16+8N4+16NN5+4N1-11+4N1-10+16N5T+8×N23+14×N8

=3 563.28 kg+8×13+14×10.9

=3 819.88≈3 820 kg

(3)力矩:

M1=3 820×0.3=1 146 kg·m

3.2.2. 2 前横梁、支座及千斤顶、吊杆部分

(1)结构图如图3所示。企业科技与发展2015年第4期(总第392期)

(2)结构重量:G1为前横梁,G2为上支座,G3为千斤顶及扁担,G4为吊杆,G5为工作平台及单板。

∑G=1 442+2×69.6+8×15+6×24.5+2×54+10×50+150=2 606.2

(3)力矩:

M2=2 606.2×(4.96-0.3)=12 145 kg·m

3.2.2. 3 前端拉板、节点板及N1T柱销(1)结构图如图4所示。

(2)力矩:

3.2.2. 4 纵梁

(1)结构图如图5所示。

(2)G,为走行,G2为纵梁,G3为前走船:M4=G1×(5+0.3)+G2×1.94+G3×0.3

=2×131.8×5.3+2×1 748×2.065+2×133.3×0.3=8 696.3 kg·m

3.2.2. 5 后横梁

(1)结构图如图6所示。

(2) M5=(G1+G2)×7.98=(1 128+2×69.6)×7.98=10 112 kg。

3.2.2. 6 后端拉板、N1H、N17、节点板、柱销(1)结构图如图7所示。

(2) M6=G1×6.678 9+G2×7.88+G2×4.8+G3×4.5+G4×5.08+(G5+6)×4.14+6.7×3.487

=4×59×6.67+2×28×7.88+2×28×4.8+4×55.3×4.5+8×73.1×5.08+(8×54.3+2×33.7+2×15.6+4×21.8+2×13+4×10.9)×4.14+4×56×3.48=9 885.676 kg·m (未计螺栓、缀板)。

(3)综合:∑M=M1+M4+M5+M6=29 840 kg·m;∑M=M2+M3=15 485 kg·m。

(4)后横梁加外力为150 kg。

(5)η=(∑M+150×7.98)/∑M=2.01。

3.3 挂篮设备后锚受力计算

后锚固点共设12点,施工时,每个锚固点用16t千斤顶预紧,按其平均受力,每个点受力计算如下。

(1)桁架受力图如图8所示。

(2) F1=150、F2=4×15、N2=0;∑M=F1×4.66=89.3t×4.66=416.138t;∑M=4×F2×8.18+4×F2×8.58+4×F2×6.98=91.36F2;(油顶最大力)<31.3t (Φ25 mm精轧螺纹钢张拉力)。

4 挂篮组装方法

受场地及塔吊的吊重限制,挂篮各个构件通过塔吊吊装运至连续梁上。等连续梁0#段浇注、张拉完毕,清理完已浇注0#段顶面,铺好杂木枕,钉好钢轨,走行轨道铺好后通过缆索吊逐个地把2个挂篮构件先后吊至连续梁上拼装,通过Φ32 mm精轧螺纹钢把挂篮主桁架与模板体系连接一个整体,由于挂篮外模滑梁中,后锚杆此时无法锚锭,在中锚杆处用双根24b“工”字钢暂时作为联结横梁,通过钢丝绳与模板联贯,然后缓慢地落于安装好的走行轨道上,用对接板把2个单独挂篮连成一个整体,上好顶部连接杆,通过后锚把联体挂篮锚在连续梁上。

模板体系安装时,也需先清理场地,搭设枕木垛,然后从模梁→纵梁→底模→侧模逐步安装,最后安装侧模的上、下拉杆及吊杆、栏杆。

当1#段梁浇注、张拉完毕,把联体挂篮从中间断开,然后每个下弦杆(即纵梁)接3 280 mm长杆件,安装后横梁及斜杆形成独立整体挂篮。

5 挂篮的试压

为保证挂篮结构的可靠性和确认挂篮施工中的弹性变形量,消除挂篮的非弹性变形,在使用前对挂篮进行试压,对拼装好的挂篮按设计最大荷载加安全系数1.2倍进行施压,并观测、记录各级荷载作用下竖向位移,绘制挠度曲线以提供相应的参数。

荷载试验采用“千斤顶加载法”,即在0#块上,按挂篮施工设计要求布好支点,安装好挂篮主桁架、主桁前上、后上横梁及后锚,利用连接器将吊挂在主桁梁顶前横梁上的精制螺纹钢与梁体竖向钢筋连接起来,模拟1#段施工荷载作用下,采用张拉设备在前横梁顶分级加载的方法进行试验。

挂篮最不利情况为施工3 m箱梁第1号梁段,荷载试验仅根据1号梁段的荷载进行加载、观测。

荷载试验采用分级加载,取1.2倍安全系数,1号梁段共重1 493 kN,乘以1.2倍安全系数为1 792 kN。

为提供悬浇施工时挂篮的弹性变形,挂篮加载将几个特征节段的重量作为加载量,分为加载如下(3级)。每片主桁梁顶前横梁上各级加载值如下:第一级为底板施工时,重量为748 kN;第二级为底板加腹板施工时,重量为1 474.8 kN;第三级为1#段全部,重量为1 792 kN。

加压前检查挂篮的安装运行情况,确保各配件安装到位并调试,保证各联结、锚固点牢固可靠。

6 结论

歹阳河大桥连续刚构施工过程中,从歹阳河大桥6#、7#墩的0#段混凝土施工开始,悬臂箱梁挂篮共施工11段,再到6#、7#墩的中跨合拢,再到5号墩和8号墩顶设墩旁托架12#、13#节段边跨合拢,悬臂箱梁挂篮施工行走稳定,未发生变形,悬臂箱梁线型控制良好,未发生任何变形和安全质量事故。

摘要：文章介绍歹阳河大桥悬臂粱挂篮施工构造及试压,对挂篮设备桁架、抗倾覆、后锚等受力进行检算,确保工程质量和施工安全。