结构检算

结构检算（精选4篇）

结构检算 篇1

0 引言

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.

[4]黄海云, 张俊平.人字形桥梁受力行为的参数分析[J].广州大学学报, 2003, 2 (5) :472-475.

结构检算 篇2

1工程概况

徐大郢跨线大桥为单线直线桥, 于淮南线里程K98+480处上跨淮南线、远景直通上行货线、西宁上行货线, 桥下净空按7.5 m设计。采用17.7 m+3×25 m+17.7 m梁端正交的斜交连续刚构, 全桥长125.5 m。3号～4号墩之间为淮南线上下行双线, 铁路线间距为4.1 m, 路线与铁路交角为54°, 梁体与墩顶两侧设有高0.7 m的梗肋, 梁高1.35 m。3号～4号墩跨淮南线, 施工时必须保证淮南线通畅, 采用钢管柱、槽钢、贝雷梁搭设门洞结构, 跨度12.75 m。

2门架结构布置

采用钢管桩配合槽钢分配梁、贝雷梁合理搭设, 组成门洞结构。钢管桩采用10根820 mm×9 mm钢管, 横向钢管桩间距为1.5 m, 纵向钢管桩间距为12.75 m。钢管桩上面先横挑12 m的56c工字钢, 再铺设纵向贝雷梁, 贝雷梁5节, 跨距15 m, 采用单排单层的组合方式, 共设5组, 每组间距1.2 m, 组距0.2 m。然后在贝雷梁上横向铺设10 cm×10 cm的方木支撑, 在铺设的方木上安装模板。

3荷载参数

梁断面面积:S=7.297 5 m2, L=15 m, ρ=2 500 kg/m3。

混凝土质量:M=S×L×ρ=7.297 5×15×2 500=273.656 25 t。

G=M×g=273.656 25×10 =2 736.562 5 kN。

4方木检算

方木特性:E=10 GPa, I=8×10-6 m4, W=0.167×10-3 m3。

共50根方木, 取安全系数1.2, 则每根方木承重=1.2×2 736.562 5/50=66 kN。

每根方木的受力长度为:4.9 m, 则方木的荷载集度q=66/4.9=13.5 kN/m。L为荷载集度的分布宽度, 取0.4 m。

Mmax=qL2/8=13.5×0.42/8=0.27 kN·m。

Fc=5qL4/384EI=5×13.5×0.44/384EI=0.056 mm。

σ=M/W=270/W=1.63 MPa<13 N/mm2, 满足要求。

5贝雷梁检算

贝雷梁采用单排单层的结构形式, 共需桁架70节, 14件组成, 检算时两侧4组不考虑, 按中间10组检算。跨径12.75 m。

贝雷架的力学性能:

[σw]=273 MPa。[τ]=208 MPa。

单根:I=250 497.2 cm4。H=1.5 m。W单=I/H=166 998 cm3。E=210 GPa。[f]=L/250=80 m。贝雷梁检算见图1。

为考虑模板和方木重量, 取安全系数及列车行车动载1.4, 则每组贝雷梁承重=1.4×2 736.562 5/5=766.237 5 kN。

每组贝雷梁受力长度:L1=12.75 m, 则贝雷梁的荷载集度:q=766.237 5/12.75=60.1 kN/m。

截面特性:

I总=5×2×I单=2 504 972.0 cm4。

W总=5×2×W单=5×2×166 998=1 669 980 cm3。

跨中最大弯矩:

Mmax=qL${}_1^2$/8=1 221.25 kN·m。

f=5qL${}_1^4$/384EI=5×60.1×103×12.754/384×2.1×105×106×2 504 972.0×10-8=3.9 mm。

σw=Mmax/W总=1 221.25×103/1 669 980×10-6=0.73 MPa, 满足要求。

656c工字钢检算

截面特性:普Ⅰ56c;

截面高度:H=560 mm;

惯性矩:I=714 300 000 mm4;

截面模量:W=2 551 071 mm3;

单位重量:123.857 kg/m;

贝雷梁总重:22.7 t;

P=1.4×2 736.562 5 (梁体混凝土、方木、模板) +22.7×10=4 058 kN。

每片贝雷梁角对槽钢的作用力为:P/ (10×2) =4 058/20=202.9 kN。

每组钢管桩上采用3根56c槽钢作为分配梁, 总重为123.857×12×3×2=8.92 t, 折合89.2 kN。因为钢管桩等间距布置, 所以支反力对称分布R= (4 058+89.2) /10=414.7 kN。

作用力分布见图2。

弯矩图见图3。

I总=3×I单=3×714 300 000=21 429×10-7 m4。

W总=3×W单=3×2 551 071=7 653 213×10-9 m3。

σw=Mmax/W总=157.122×103/7 653 213×10-9=2.05×10-5 MPa, 满足要求。

56c型槽钢跨中间距70 cm, 其挠度无需检算。

7钢管桩检算

门洞每端采用5根820 mm×9 mm的钢管桩, 共10根。跨距12.75 m, 横向间距1.5 m, 高7.3 m。钢管桩对称布设, 所以支反力对称分布。

R= (4 058.2+89.2) /10=414.7 kN, 即每个钢管桩承载41.47 t。

钢管稳定性验算:

面积:A=0.023 823 18 m2。

426型钢管截面特性:i=14.75 mm。

有效长度:μ=2。

λ=μl/i=2×7.3/ (14.75×10-2) =98.98。

按b类截面计算, 稳定系数ϕ查表得:ϕ=0.561。

钢管抗压强度设计值取[σ]=170 MPa。

于是有:

ϕ[σ]=0.561×170=95.37 MPa。

其稳定性如下:

σ=R/A=414 700/0.023 823 18=17.41 MPa<95.37 MPa。

满足稳定性要求。

8混凝土基础检算

每端钢管桩基础为:1.5×9.23=13.845 m2, 高度1 m。

钢管桩单位重为:44.545 kg/m。

钢管桩自重为:44.545×7.3×10=3.25 t。

地基承载力为:P=4 058+89.2+32.5+ (13.845×1×2×26) =4 905 kN。

σ地=4 905/ (13.845×2) =177 kPa。

取安全系数1.1 (可视地质情况另外取值, 或做特殊处理) 。

[σ地]= 177×1.1=194.7 kPa<220 kPa。满足要求。

9门架搭设

1) 钢管在现场进行编号, 根据钢管底座标高与设计柱顶标高调整钢管长度, 将钢管底端进行平齐切割;2) 吊车分别就位在3号、4号墩侧, 在施工要点内同时起吊钢管, 直到钢管准确就位后焊接牢固位置。钢管在安装时要严格控制钢管柱的顶面标高和垂直度, 钢管柱安装完成后在柱与柱之间加设连接系。吊车在5级以上大风及施工要点以外时间内不得进行门架施工作业;3) 工字钢横梁在地面上组装成整体后起吊安装, 与门架钢管柱中心轴线重合, 安装时与钢管柱顶点焊接牢固;4) 贝雷架在2号～3号墩之间拼装完成, 起吊前检查各部件之间连接是否牢固, 主吊吊车位于3号墩与既有铁路之间的南侧, 将贝雷架直接吊起安放在工字钢上, 在4号墩侧安排辅吊吊车配合, 确保贝雷架准确、迅速就位。贝雷架安装顺序:先中间后两边对称安装。安装完毕采用扣件钢管整体连接, 依次满铺竹胶板及搭设两侧防护, 然后进行钢管支架施工。

10支撑门架的拆除

钢管支架:在梁部混凝土达到设计强度后, 进行支架和模板的拆除, 先拆除两侧模板, 然后下落腹板, 顶托, 底板, 拆除钢模。贝雷梁:模板与支架拆除后, 将8组贝雷梁向分配梁两端移动。再采用2台汽车吊于既有线两侧直接将贝雷梁吊到桥面上拆卸。工字钢及钢管桩:工字钢采用2台汽车吊直接吊起防止落到地面上, 钢管桩根部氧气切割放倒后, 直接吊走。在整个门架的安装及拆除施工中需要对淮南上下行线进行封锁。

11铁路行车配合条件

1) 应力放散施工时需要将淮南下行线封锁110 min, 同时封锁前后的第一列车慢行。2) 便梁架设及拆除时对淮南上、下行线进行封锁40 min。3) 支撑门架搭设时, 连续11 d每天上午及下午各封锁淮南上下行线1 h, 共22个封锁点。4) 支撑门架拆除时, 连续10 d每天上午及下午各封锁淮南上下行线1 h, 共20个封锁点。5) 门架搭设开始施工前10 d直至门架拆除期间, 淮南上、下行线慢行45 km/h, 慢行长度为施工地点前后各25 m。

最后, 门洞结构完成后应做预压试验, 以检查门洞结构的压缩量和稳定性。预压可采用施工静载法, 水静压法, 沙袋静压法等。

参考文献

现浇箱梁模板支架设计及检算 篇3

广东省中山市东部快线工程第三合同段的中拱互通立交跨线桥涉及箱梁现浇段, 位于中山市南朗镇境内, 横跨规划路及京珠高速公路。该桥孔跨布置为: 5 × 25 + ( 39 +50 + 54 + 39) + 25 ( m) , 共分为3 联, 其中第二联为变高度预应力混凝土连续箱梁, 桥梁全长338 m。第二联39 + 50+ 54 + 39 ( m) 位于京珠高速及规划路上。

现浇箱梁中支点处梁高3. 2 m, 跨中处梁高1. 75 m。梁体为左幅单箱三室、右幅单箱双室、变高度、变截面结构。箱梁顶宽为左幅19. 797 m, 右幅15. 5 m, 箱梁底宽为左幅14. 797 m, 右幅10. 5 m。顶板厚度为25 ~ 50 cm, 腹板厚度为45 ~ 65 cm, 底板厚度为28 ~ 60 cm。全联在端支点、中支点共设5 个横隔板, 其中端支点横隔板厚150 cm, 中支点横隔板厚200 cm。全联采用满堂支架法结合梁柱支架法现浇施工。54 m跨39. 2 m范围 ( 京珠高速预留门洞) 设置梁柱支架搭设, 其余采用满堂支架进行施工。本文限于篇幅仅就满堂支架部分进行设计及检算。

2 支架及模板搭设

本项目选用碗扣式支架进行搭设, 模板下设10 × 10 ( cm) 的横向方木, 间距不大于20 cm ( 支点处间距15 cm) ;横向方木下设8 × 12 ( cm) 的纵向方木, 间距为60 cm; 模板用厚18 mm的优质竹胶合板。

支架间距布置为: 横桥向间距60 cm, 纵桥向间距30cm, 横杆步距90 cm。支架剪刀撑按加强型进行设置, 具体要求为: 在架体四周及纵、横向每5 跨, 由底至顶设置连续的竖向剪刀撑, 剪刀撑宽度为5 跨。水平剪刀撑设置在竖向剪刀撑顶部交点平面、扫地杆处以及支架中间, 共3层, 剪刀撑宽度为3 m。竖向剪刀撑的斜杆与地面倾角按45° ~ 60°进行设置, 水平剪刀撑与支架水平杆的夹角按45°~ 60°进行设置。

3 模板支架计算

对本桥各截面尺寸进行对比分析得: 现浇段以右幅中支点截面受力最大, 故本计算书以右幅中支点截面处预应力混凝土箱形连续梁 ( 单箱双室) 为例, 对其模板及支架进行设计与检算。

3. 1 荷载计算

3. 1. 1 荷载分析

依据JTG/T F50 - 2011《公路桥涵施工技术规范》, 本桥现浇箱梁模板及支架涉及以下荷载:

q1— 箱梁模板自重荷载, 按均布荷载计算, 取q1= 1. 0k Pa ( 偏于安全) 。

q2— 箱梁自重荷载, 新浇钢筋混凝土密度: 2 600 kg/m3。

q3— 施工人员、材料、机具荷载, 按均布荷载进行计算, 当计算模板及模板下横向方木时取2. 5 k Pa; 当计算纵向方木时取1. 5 k Pa; 当计算支架立柱及其他承载构件时取1. 0k Pa。

q4— 振捣混凝土时产生的荷载, 底板取2. 0 k Pa。

因本项目位于广东省中山市, 无雪荷载等, 故不再考虑雪荷载、冬季保温措施等。

3. 1. 2 设计计算荷载组合 ( 见表1) 。

3. 1. 3 箱梁自重荷载q2计算

结合中拱立交桥现浇箱梁结构的特点, 取7#墩截面 ( 中支点横隔板两侧) 进行箱梁自重计算。根据横断面图, 用CAD量得该处梁体截面积A = 35. 215 m2则:

式中, B为箱梁下底宽, 取B = 10. 5 m, 将箱梁全部重量平均到底宽范围内进行计算, 是偏安全的。

3. 2 底模板检算

箱梁底模采用竹胶板, 结构简图如图1。

通过分析可知, 横桥向方木布置间距为20 cm为最不利位置, 则有:

根据JGJ 162 - 2008《建筑施工模板安全技术规范》附录A的表A. 5. 1 可得: 竹胶板弹性模量E = 9 898 MPa, 抗弯强度设计值[σW] = 35 MPa,

模板截面抵抗矩

模板截面惯性矩

( 1) 模板强度计算:

模板强度满足要求。

(2) 模板刚度验算:

式中, qg为恒荷载均布线荷载标准值。

故模板刚度符合规范要求。

3. 3 横桥向方木检算

支架横桥向方木截面尺寸为10 × 10 ( cm) , 在中支点截面处跨度为60 cm, 间距为15 cm。横向方木按照均布荷载下的简支梁进行计算, 木材的弹性模量和容许应力的取值按照油松进行计算, 实际施工时可选取柏木等力学性能优于油松的木材。底模下横桥向方木受力简图见图2。

油松抗弯强度设计值fm= 13 MPa, 弹性模量为E =10 000 MPa, 注意: 露天环境中取强度设计值调整系数0. 9, 弹性模量调整系数0. 85; 不同使用年限强度设计值和弹性模量调整系数均取1. 1; 因本支架恒载产生的内力超过全部荷载产生的内力的80% , 应单独以恒载进行验算, 此时, 强度设计值和弹性模量调整系数均取0. 8 ( 参考JGJ 162 -2008《建筑施工模板安全技术规范》附录A. 3) 。

( 1) 抗弯强度检算:

恒载:q1=1.0 k Pa q2=86.98 k Pa

活载:q3=2.5 k Pa q4=2.0 k Pa

方木间距为15 cm, 其受力范围也是15 cm。

单独以恒载进行验算如下:

抗弯强度满足规范要求。

(2) 挠度检算:

式中, qg= (1.0+86.98) ×0.15=13.20 k N/m

挠度符合规范要求。

3. 4 支架顺桥向方木检算

支架顺桥向采用8 × 12 ( cm) 方木, 间距为60 cm, 计算跨径取立杆纵向间距30 cm, 按照集中荷载下的简支梁进行计算。木材的弹性模量和容许应力的取值按照油松进行计算, 实际施工时可选取柏木等力学性能优于油松的木材。支架顺桥向方木检算见图3。

( 1) 方木抗弯强度计算:

恒载:q1=1.0 k Pa q2=86.98 k Pa

活载:q3=1.5 k Pa q4=2 k Pa

单独以恒载进行验算如下:

抗弯强度满足规范要求。

(2) 方木挠度计算:

挠度满足规范要求。

3. 5 立杆强度及稳定性验算

本工程满堂支架按立杆选取 48 × 3. 5 mm钢管。在中支点横隔板, 满堂支架采用60 × 30 × 90 ( cm) 的布置结构, 立杆横桥向间距为60 cm, 纵桥向间距为30 cm, 步距为90cm。

( 1) 立杆强度验算:

立杆承受荷载按下式进行计算:

单肢立杆允许轴向承载力[N]=A·f, f为钢材的抗压强度设计值, 查表5.1.6得f=205 MPa。A=π×24×24-π×20.5×20.5=489 mm2

故[N] = A·f = 489 × 205 × 10-3= 100. 25 k N

N = 19. 69 k N < [N] = 100. 25 k N, 抗压强度符合规范要求。

( 2) 立杆稳定性验算:

依据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》, 立杆的稳定性计算公式如下:, 由上文可知:

φ 为轴心受压杆件稳定系数, 按长细比查附表A. 0. 6 可得。

长细比— 截面的回转半径, 钢管的惯性矩, 其中 ( d为内圆直径, D为外圆直径)

l0为立杆计算长度, 按下式进行计算, 取二者最大值。

顶部立杆段:l0=kμ1 (h+2a)

非顶部立杆段: l0= kμ2h

式中, a为立杆伸出顶层水平杆至支撑点的长度, 取a =30 cm; h为步距, h = 0. 9 m; k为立杆计算长度附加系数, 查表5. 4. 6 得k = 1. 155。

查附表C - 3 得 μ1= 1. 643, 查附表C - 5 得 μ2= 2. 626。

顶部立杆段: l0= kμ1 ( h + 2a) = 1. 155 × 1. 643 × ( 0. 9+ 2 × 0. 3) = 2. 846 m

非顶部立杆段: l0= kμ2h =1. 155 × 2. 626 × 0. 9 =2. 730 m

为立杆纵距, 取la=0.3 m;h为步距, 取h=0.9 m;ωK为风荷载标准值, k N/m2;ωk=μZμSω0。

μZ为风压高度变化系数, 按GB50009 - 2012《建筑结构荷载规范》采用。满堂支架离地面高度为12 m, 地面粗糙度按近海海面考虑, 项目位置距离海岸线约10 km, 查表8. 2. 1和8. 2. 3 得:

式中, μs为风荷载体型系数, μs= 1. 3φ; φ 为挡风系数, 对于密目式安全立网挡风系数可取 φ = 0. 8, 则 μs= 1. 3φ =1. 3 × 0. 8 = 1. 04。

ω0为基本风压值, 取重现期n = 10 对应的风压值。查GB5009 - 2012《建筑结构荷载规范》表E. 5, 按广州地区考虑, ω0= 0. 3 k N / m2。

故立杆稳定性满足要求。

3. 6 地基承载力检算

支架通过底托立于经过换填50 cm卵石处理后的基础上 ( 上铺15 cm厚C20 混凝土垫层) , 基底为粉质黏土, 经碾压达到90% 的压实度, 能够满足承载力要求。现检算如下:

可调底座的面积150 × 150 = 22 500 mm2; 根据JTG D63- 2007《公路桥涵地基与基础设计规范》表4. 5. 3, > 0. 5, 垫层压力扩散角取30°, 则垫层底面宽度为b1= b +2ztanθ = 150 + 2 × 500 × tan30° = 727. 35 mm, 垫层底面面积: A = 727. 35 × 727. 35 = 529038 mm2。

上部结构传至立杆基础顶面的轴向力标准值Nk为:

经处理后的地基承载力要求达到120 k Pa, , 地基承载力满足要求。

4 结语

根据对模板、支架纵横向方木、立杆以及地基承载力进行检算, 该现浇箱梁选取的模板、支架的各项参数是满足安全需要的。需要注意的是, 因模板与支架计算参照不同的规范, 故荷载分项系数的选取是不一样的。满堂支架有局部失稳和整体失稳两种失稳情况。一般情况下, 满堂支架的主要破坏形式为整体失稳, 故本文是按照整体失稳进行设计和检算的。本项目现浇箱梁的浇筑已经顺利完成, 证实了模板、支架各项参数的选取是合理的。

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参考文献

[1]JTG/T F50-2011公路桥涵施工技术规范[S].

[2]JGJ 162-2008建筑施工模板安全技术规范[S].

[3]JGJ 166-2008建筑施工碗扣式钢管脚手架安全技术规范[S].

[4]JGJ 130-2011建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范[S].

[5]GB 50009-2012建筑结构荷载规范[S].

现浇刚构连续梁支架的检算 篇4

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;

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;

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