便橋-棧橋-平臺-吊箱計算說明(9-15)

附件一：柬埔寨洞里薩河大橋8#墩承臺鋼套箱施工過程結構分析委托單位：杭交工集團柬埔寨大橋工程項目部承擔單位：浙江大學結構研究所編 寫：王金昌審 核：汪建竹21工程概況柬埔寨洞里薩大橋主墩為梭形，平面尺寸11.3m10.3m，承臺高6m，底標高為-5.3m。承臺施工擬采用鋼套箱方案，鋼套箱外圍尺度為11.3m10.3m6m。2工況描述2.1水文條件（1）水位和流速該橋所處河流的水位及流速見2.1所示。表2.1 潮位特征值項目特征值最高水位10.5m設計水位6.5m最大流速0.70m2.2計算工況根據鋼套箱的施工方案，在實際施工過程中遇到的各種荷載組合，總結了以下四種不利荷載工況：1、階段一、套箱起吊 結構組成：底板及底板主次梁、吊架、內部桁架梁。 作用荷載：結構自重。2、階段二、套箱安裝結束尚未澆封底砼（加固已結束） 結構組成：底板及底板主次梁、內部桁架梁、吊架、樁。 作用荷載：結構自重、波流力。3、階段三、澆注封底砼，但砼尚未有強度 結構組成：底板及底板主次梁、內部桁架梁、吊架、樁。作用荷載：結構自重、封底砼自重、封底砼側壓力、波流力、靜水浮力。4、階段四、澆注下層砼，但砼尚未有強度 結構組成：封底砼、內部桁架梁、吊架、樁。作用荷載：結構自重、封底砼自重、下層砼自重、下層砼側壓力、波流力、靜水浮力、靜水側壓力。3計算參數 鋼套箱鋼結構，描述其本構行為采用彈性模型進行模擬，彈性本構模型的材料參數為： 彈性模量E=2.01011Pa泊松比=0.3質量密度=7850kg/m3混凝土材料作為荷載施加于鋼套箱上，混凝土材料的質量密度取為2500kg/m3。 4計算模型4.1計算方法1、承臺套箱、樁基的波流力計算根據水力學動量計算公式，流體與固體邊界的相互作用力可以按下式計算。式中，i 為1，2，3方向；初始水流速度修正系數，取值為1；初始水流速度（m/s）；與結構物碰撞后水流速度修正系數，取值為1；與結構物碰撞后水流速度（m/s）。 水的密度（kg/m3）；，面積A上單位時間通過的水流量（m3/s）。計算時，取最不利情況，即假定水流與套箱接觸后速度為0，從而有（N）2、計算模型的尺寸根據設計資料可得數模分析的鋼套箱外圍尺度為11.3m10.3m6m的鋼套箱。分析方法為三維有限單元法，具體分析時采用空間梁單元和殼單元對物理模型進行離散。4.2模型參數主要構件模型類型及參數詳見表4.1。表4.1 主要構件模型參數表序號構件名稱材料構件尺寸單元類型1底板主、次梁鋼材56a 16梁2套箱側板鋼材厚6mm板殼3吊架鋼材口600400梁板殼4套箱豎向肋梁鋼材 16 梁5水平肋鋼材 16梁6封底砼砼C25厚800mm板殼7下層砼砼C25厚3500mm8鋼管樁鋼材直徑2700mm，厚100mm梁9內部桁架梁主梁鋼材2998梁10內部桁架梁聯(lián)系鋼材2998梁鋼套箱的材料遵循彈性變形規(guī)律，彈性本構模型基本力學參數為彈性模量和泊松比，鋼的彈性模量取為2.0105MPa，泊松比為0.3。完成鋼套箱各個階段的計算后，要判斷鋼材是否達到屈服應力，鋼的屈服應力為195MPa。5鋼套箱計算結果現將鋼套箱結構的主要構件在各個階段計算荷載作用下的內力結果及位移結果匯總整理如下。內容包括每一階段中，鋼套箱各構件的具體內力數值及內力分布情況。5.1 階段一：起吊階段起吊階段，鋼套箱和鋼內支撐的有限元模型見圖5.1.1所示，其中鋼套箱側板采用四結點縮減積分殼單元進行網格劃分，其余的加勁肋和底部縱橫向梁采用空間兩結點梁單元進行網格劃分。起吊階段受到的荷載為結構自重，通過定義質量密度和激活豎向重力加速度即可。根據試算，在八根I56a縱梁端部設置鉸結約束外，在外側兩根I56a工字鋼中部設置吊點，提供豎向約束條件。圖5.1.2給出了在自重荷載作用下的Mises等效應力分布，鋼套箱底部靠近中間位置應力較大，Mises等效應力達69.23MPa，這是由于在此處施加吊點約束的緣故，最小Mises等效應力為19.59kPa，但是這些值都還在工字鋼極限應力范圍之內。在起吊階段，結構雖然在工字鋼和套箱側壁的一些部位產生應力集中現象，但是集中的應力值都不是很大。圖5.1.3為整個結構豎向最大位移分布圖，由圖可知，鋼套箱的最大豎向位移為7.63mm。圖5.1.4為水流方向（2方向）位移分布，位移較小。圖5.1.1 起吊階段鋼套模型圖5.1.2 Mises應力云圖圖5.1.3豎向位移云圖圖5.1.4 水流方向（2方向）水平位移云圖5.2 階段二：套箱安裝結束尚未澆封底砼 起吊安裝好，但未澆注混凝土時結構計算結果。受到的荷載有：結構自重，波流力。在這些荷載作用下，套箱受到重力方向與水平荷載作用下的應力及位移分布如圖5.2.1圖5.2.3所示，與圖5.1.2圖5.1.4對比可知，考慮波流力作用后，套箱應力有所增加，集中力的位置基本上沒有變化，波流力影響有限。圖5.2.1 Mises應力分布圖5.2.2 豎向位移方分布圖5.2.3 水流方向（2方向）水平位移云圖5.3 階段三：澆注封底砼，但砼尚未有強度澆注下層混凝土，但此時還未有強度達到70%。受到的荷載有：結構自重，波流力，未達到70%的平臺混凝土自重，浮力。因設計時在每根工程樁頂部設置套箍，從而底部縱橫向梁受到豎向約束作用，采用有限元進行分析時，將該約束簡化為彈簧，彈簧剛度取為2.0109N/m，見圖5.3.1所示。激活這些彈簧約束后，施加澆注的下層混凝土形成的荷載。圖5.3.1 設置豎向彈簧示意計算得到的Mises等效應力見圖5.3.2所示，最大Mises等效應力達147.7MPa，有典型的應力集中現象，但鋼材尚未達到屈服應力。豎向位移分布見圖5.1.3所示，最大豎向位移為1.25cm。圖5.3.2 Mises應力云圖圖5.3.3 豎向位移方分布5.4 階段四：澆注下層砼，但砼尚未有強度平臺混凝土澆注完成，同時澆注上層混凝土，受到的荷載有：結構自重，波流力，套箱靜水壓力，浮力，平臺混凝土自重，強度未達到70%的上層混凝土自重。在平臺混凝土強度達到70%以后，可以在上部澆注厚度為3.5m為上層混凝土。在澆注上層混凝土之前，需要將套箱內部的水排出。在上層混凝土強度未達到70%時，混凝土對套箱側壁還有側向壓力作用。同時，由于套箱內部水排出，套箱側壁內外受到靜水壓力也不一樣。下部平臺混凝土起作用后，下部相當于密閉，套箱還受到水的浮力作用。此時80cm下層混凝土已達到設計強度，形成板體，此有限元分析步中激活底板殼，整體受力好。計算得到的Mises等效應力見圖5.4.1，最大等效應力為153.0MPa，最大豎向位移為1.269cm。圖5.4.1 Mises等效應力分布圖5.4.2 豎向位移分布5.5 割除鋼護筒內支撐澆筑完成承臺混凝土且混凝土強度達到70%后，割除內支撐。拆撐后等效Mises應力分布見圖5.5.1所示，最大等效應力為132.3MPa，因為應力重新分配，最大等效應力有所減小。圖5.5.1 Mises等效應力分布豎向位移分布如圖5.5.2所示，與拆撐前相差不大，說明拆撐對豎向位移分布影響較小。圖5.5.2 豎向位移分布圖5.5.3圖5.5.6分別為拆撐前后兩個水平方向的位移分布，1方向最大位移增加較多，拆撐后最大位移為1.683cm。 圖5.5.3 拆撐前1方向位移分布 圖5.5.4 拆撐后1方向位移分布 圖5.5.5 拆撐前2方向位移分布 圖5.5.6 拆撐后2方向位移分布雖然應力滿足要求，但為了增加鋼套箱的良好受力，應在承臺混凝土與鋼套箱間增設水平或斜向支撐。7 吊桿內力復核吊桿內力由最不利工況決定，作用于吊桿上的力為鋼套箱上約束節(jié)點的反力。澆筑封底混凝土且混凝土未達到強度時對應的支反力最大，如圖6.1所示（非框中數字單位為kN）。由公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范（JTG D62-2004）可知，32精軋螺紋鋼筋抗拉強度設計值為770MPa，標準值為930MPa，所以單根32精軋螺紋鋼筋抗拉力設計值為單根32精軋螺紋鋼筋抗拉力標準值為從而雙根32精軋螺紋鋼筋抗拉力設計值為1238.54kN。所以采用32精軋螺紋鋼筋作為吊桿時，采用設計值時定義安全系數時，安全系數為采用標準值定義安全系數時，安全系數為 圖7.1 所有工況中反力分布7 結論雖然整個鋼平臺高度較大，但是整體剛度很大，所以整個平臺在重力、水流力、水浮力以及套箱外靜水壓力作用下，應力都在極限允許值范圍內。在底板（工字鋼和槽鋼）與套箱側壁接觸的區(qū)域以及兩個側壁面連接的附近有應力集中現象，但是這些應力集中值都不是很大，結構在安裝、澆注底部混凝土，澆注上層混凝土的過程中都在應力控制范圍之內。在澆注底部混凝土結束后，由于混凝土自重，上部套箱重量和本身自重作用，底板中部在豎向位移有些偏大。但在下層混凝土強度達到要求，套箱中水體排出后，受到下部浮力作用，底板（工字鋼和槽鋼）豎向位移又有較大恢復。對于這些位移較大的位置，需要關注，可以在中部加固，提高底板剛度，減小位移。保證平臺施工時的穩(wěn)定性。整個結構在整個施工階段中強度均能滿足要求。 附件二：柬埔寨洞里薩河大橋便橋的計算委托單位：杭交工集團柬埔寨大橋工程項目部承擔單位：浙江大學結構研究所編寫：王金昌審核：汪建竹1. 便橋的基本概況（1）便橋基礎便橋基礎采用609，壁厚為10mm的鋼管樁，鋼管入土至強風化巖頂面，長度根據相應的地質勘察資料而定。橫向兩根樁，縱向樁間距為11.5m+412.0m+1.5m（支點中心間距）。（2）便橋上部結構 采用I56a作為便橋上橫梁，在其上擱置“321”軍用貝雷片2組，兩組間距為6.60m，每組兩片，兩片間距為45cm，貝雷梁上擱置I40a橫向分配梁，間距為150cm，其上擱置I25a縱向分配梁，間距30cm，橋面 8mm厚鋼板鋪設。（3）便橋荷載：履帶吊25t，加最大吊重25t，共計50t。2計算時材料參數和幾何參數（1）力學參數 本次計算對象為鋼結構，采用彈性本構模型，所以涉及的材料參數為： 彈性模量E=2.01011Pa泊松比=0.3質量密度=7850kg/m3（2）貝雷片貝雷片主要由主弦桿和斜豎桿構成，其中主弦桿：410槽鋼16MN錳鋼；斜豎桿：18槽鋼16MN錳鋼。主弦桿中心距：1.50M，每片有效長度：3.00M，每片有自重：275。主方向抗彎剛度I1=250500cm4，次方向抗彎剛度I2219.6 cm4。主方向的允許彎矩M=788.2kN.m，剪力Q=245.2kN。3上部結構分配梁的受力計算根據設計資料可知，不論是履帶車還是汽車，荷載均直接作用于鋼板，這8mm厚的鋼板將荷載分攤到I25a縱梁上，而I25a縱梁由I40a梁支撐，本次計算時偏于保守將I40a和I25a分別簡化為簡支梁。I40a的計算簡圖如圖3.1所示，其中在跨中施加的荷載集度為12.5t，計算結果見圖3.2所示和圖3.3所示，鋼材尚未屈服。圖3.1 I40a鋼計算簡圖圖3.2 I40a鋼Mises應力圖3.3 I40a鋼豎向撓度I25a鋼縱向支撐于I40a，支撐間距為150cm，偏于保守計算時簡化為150跨徑的簡支梁，I25a鋼橫向間距為30cm，考慮12.5t由三根I25a承擔，所以作用于I25a上的集中荷載為4666.7N，計算簡圖如圖3.4所示，計算結果見圖3.5和圖3.6所示，工字鋼尚未屈服。圖3.4 I25a鋼計算簡圖圖3.5 I25a鋼Mises應力圖3.6 I25a鋼豎向撓度實際上分配梁縱橫交錯，且上面鋪設了8mm鋼板，所以對于I40a和I25a鋼的承載能夠滿足使用要求。4有限元分析模型的建立和荷載場的確定對上下部結構共同作用進行分析時，主要考慮了鋼管樁、I56a橫梁、貝雷片構成的梁和地基（側向簡化為彈簧）。上部其余部分換算為荷載施加于I56a橫梁和貝雷梁上。4.1 荷載場的計算（1）自重荷載的計算I56a橫梁和I56a橫向分配梁，共9根，每根長7m，每延米重106.316kg，共重：6697.8kg；I25a縱梁，每跨31根，每根長12.0m，每延米重38.105kg，共重：14175.1kg；橋面鋼板厚8mm，長12m，寬6m，共重：5652.0kg；貝雷片，每片275kg，每跨16片，共重：4400kg?？偣仓兀?0924.9kg。（2）水流力 在有水流作用范圍內，水流力集度為615.8N/m。4.2 有限元分析模型的建立采用空間梁單元和彈簧單元對便橋上下部結構共同作用進行模擬，其中彈簧用來模擬土對樁的作用，樁可能發(fā)生兩個平面上兩個方向的變形，所以設置了雙向彈簧，其中彈簧的剛度通過”m”法確定，即k=mZ式中，m為抗力系數，粘土取為6106N/m，淤泥取為6106N/m。 Z為自地表向下深度。 I56a、鋼管樁和貝雷梁采用兩結點空間單元進行離散，為了更符合實際工況，梁與梁之間采用鉸接耦合（如圖中的圓圈所示），即約束三個平動自由度，轉角自由度放松。有限元模型如圖4.1所示。圖4.1 有限元模型邊界條件：樁底施加豎向約束，土彈簧另一端（未與樁相連的端點）施加三個方向的平動自由度約束。荷載的施加：（1） 自重荷載平均分布作用于貝雷梁上，線荷載集度為12885.4N/m。（2） 將履帶吊荷載均勻分布到貝雷梁上。（3） 將水流力以均布荷載的形式施加于每側的迎水面?zhèn)?。具體見圖4.2所示。圖4.2 荷載及邊界條件5計算結果及分析 通過鋼板的分散作用，所以將履帶等荷載平均傳遞至兩側貝雷片上，線荷載集度為21800N/m。通過有限元計算，可得到應力場和位移場。圖5.1為Mises等效應力分布，最大應力為4.08MPa，圖5.1 Mises應力分布主方向的剪力和彎矩分布分別見圖5.2和圖5.3所示，由圖可知，最大剪力為230.5kN，最大彎矩為357.8kN.m，遠小于兩片貝雷片的允許彎矩和剪力。圖5.2 主方向的剪力分布圖5.3 主方向的彎矩分布便橋的豎向位移和水流方向的水平位移分布分別見圖5.4和圖5.5所示。最大豎向位移為5.824mm，最大水平位移為0.376mm，說明側向水流力對變形的影響不大。圖5.4 豎向位移等值線圖5.5水流方向側向位移等值線 圖5.6給出了豎向反力分布，由圖可知，最大豎向支反力為328.8kN，將由樁側摩阻力和樁端支承反力承擔。圖5.6樁底豎向反力分布6. 單樁承載力的計算6.1 單樁承載力計算公式參照公路橋梁地基與基礎設計規(guī)范（JTJ024-1985）鉆孔灌注樁的極限承載力可按下式計算：式中單樁軸向受壓容許承載力（kN）；樁的周長（m）；樁在局部沖刷線以下的有效長度（m）；樁底橫截面面積（m2）；樁壁土的平均極限摩阻力（kPa），可按下式計算：土層層數；承臺底面或局部沖刷線以下各土層的厚度（m）；與對應的各土層與樁壁的極限摩阻力（kPa）；樁尖處土的極限承載力（kPa），可按下式計算：樁尖處土的容許承載力（kPa）；樁尖的埋置深度（m）；地面土容許承載力隨深度的修正系數，取1.0；樁尖以上土的容重（kN/m3）;修正系數，取0.85；清底系數，取1.0。鋼管樁樁底均位于好的下臥層，本次計算所涉及的土層或巖層的參數見表7.1所示，其余指標如厚度見地質報告。表6.1 巖土參數分層代號巖土名稱地基土允許承載力(kPa)鉆孔灌注樁樁側土極限摩阻力(kPa)1淤泥4082粘土140403亞粘土160453淤泥質亞粘土60151中砂、粗砂200552礫砂250601全風化砂巖4001006.2 單樁承載計算 對于樁端未進入巖層的鋼管樁，不考慮端承力。（1）樁周長：（2）鋼管樁截面積：（3）鋼管樁內芯中空面積： （4）樁側平均摩阻力的計算： （5）單樁豎向極限承載力從7#墩至8#墩，至巖層頂面上覆土層厚度在13.724.3m。所以僅考慮側摩阻力時單樁承載力為（7）單樁計算自重根據JTJ024-1985，位于局部沖刷線以下部分的樁身自重的一半作為外力考慮，地面以上樁長4.4m，地面以下至樁端長24.3m，所以單樁計算自重為（8）單樁豎向承載的安全系數7. 結論由以上分析結果可知，便橋滿足施工中使用要求。對于鋼管樁插入深度不足，應根據相應的地質土層分布重新進行計算，再決定是否要加打鋼管樁。 附件三：柬埔寨洞里薩河大橋棧橋的計算委托單位：杭交工集團柬埔寨大橋工程項目部承擔單位：浙江大學結構研究所編 寫：王金昌審 核：汪建竹1. 棧橋的基本概況（1）?；A棧橋采用299，壁厚為5mm的鋼管拼接而成，鋼管長度等定。拼接的形式詳見相關的設計圖紙。（2）棧橋上部結構 采用兩片貝雷片，貝雷片的間距為180cm，橫向通過桿件連接在一下，整體受力。棧橋的導管架縱向間距為21m。在貝雷片頂面鋪設8mm厚鋼板。（3）棧橋上的輸送混凝土導管 棧橋主要是用來輸送混凝土，考慮兩根輸送混凝土的導管，導管直徑為20cm，壁厚為5mm，考慮兩根導管滿充混凝土。2計算時材料參數和幾何參數（1）力學參數 本次計算對象為鋼結構，采用彈性本構模型，所以涉及的材料參數為： 彈性模量E=2.01011Pa泊松比=0.3質量密度=7850kg/m3（2）貝雷片貝雷片主要由主弦桿和斜豎桿構成，其中主弦桿：410槽鋼16MN錳鋼；斜豎桿：18槽鋼16MN錳鋼。主弦桿中心距：1.50M，每片有效長度：3.00M，每片有自重：275。主方向抗彎剛度I1=250500cm4，次方向抗彎剛度I2219.6 cm4。主方向的允許彎矩M=788.2kN.m，剪力Q=245.2kN。3荷載場的計算以單跨為單位進行計算。（1）輸運混凝土導管的重量：1548.5kg；（2）輸運混凝土的最大重量：7372.6kg；（3）鋪設鋼板的重量：1978 kg；（4）貝雷片總重量：3850kg。（5）在有水流作用范圍內，水流力集度為615.8N/m。4貝雷梁承載能力的計算考慮到鋼板分攤作用，兩片貝雷片平均分擔荷載，均布荷載集度為4284.0N。偏于安全和計算簡介，將貝雷梁簡化為簡支梁，計算結果見圖4.1和圖4.2所示，由圖可知最大彎矩為425.1kN.m，最大剪力為40.48kN，最大撓度為2.097cm。滿足貝雷片允許彎矩和剪力要求。圖4.1 主彎矩分布圖4.2 剪力分布圖4.3 撓度等值線5導管架的計算導管架兩側受到偏載作用時，即一側混凝土輸運管運輸混凝土，同時受到水流力的作用。有限元計算模型見圖4.1所示，鋼管架底部為三個方向的鉸接約束，貝雷片兩端受到鉸接約束作用，從而使棧橋水平向受到三個位置的約束，從而增加了抗水平的變形能力。由圖可知，最大Mises等效應力為65.29MPa，最大豎向位移為1.244cm，最大水平位移為3.377cm。同時由計算結果得到約束反力，豎向約束反力在-3.83kN118.8kN，僅在局部位置出現，影響不大。水平向約束反力在-28.35kN8.97kN之間，為了增加水平向抗滑能力，應在中間導管架及貝雷片兩端采取一些加固措施。圖4.1 有限元計算模型圖5.5 鋼管架Mises等效應力圖5.6 鋼管架豎向位移分布圖5.7 鋼管架水流方向水平位移分布圖5.8 鋼管架豎向反力分布圖5.9 鋼管架水流方向反力分布6結論與建議如果導管架底部置于力學性能參數好的砂粒層或巖層頂上，此時導管架不會出現因為水流力作用而產生傾覆，這部分水平力由底部摩擦力提供，底部能提供多大摩擦力，有待于進一步驗證，否則為了限制導管架的側向移位，應采用一些附加措施。由地質資料可知，一些導管架底部為淤泥或淤泥質亞粘土，由最大豎向荷載高達75kN，由設計圖紙可知，在導管架底部設計了三角形墊板，墊板面積為2.00m2，如果導管架底部直接支承于淤泥層頂，而淤泥的地基允許承載力為50kPa，所以由墊板大小的淤泥提供的支反力為100kN，因淤泥頂受到一定厚度水流作用，地基承載力會有所提高，所以導管架的豎向承載能夠滿足要求，但為了抵抗水平力的作用，導管架豎向鋼管應插入下覆土層一定的深度，至少2.00m。附件四：柬埔寨洞里薩河大橋8#墩施工平臺的計算委托單位：杭交工集團柬埔寨大橋工程項目部承擔單位：浙江大學結構研究所編 寫：王金昌審 核：汪建竹18#墩施工平臺基本概況平臺基礎采用鋼管樁排架式，鋼管樁直徑609，壁厚為8mm，鋼管入土至強風化巖頂面，長度根據相應的地質勘察資料而定。 2計算時材料參數和幾何參數（1）力學參數 本次計算對象為鋼結構，采用彈性本構模型，所以涉及的材料參數為： 彈性模量E=2.01011Pa泊松比=0.3質量密度=7850kg/m3（2）貝雷片貝雷片主要由主弦桿和斜豎桿構成，其中主弦桿：410槽鋼16MN錳鋼；斜豎桿：18槽鋼16MN錳鋼。主弦桿中心距：1.50M，每片有效長度：3.00M，每片有自重：275。主方向抗彎剛度I1=250500cm4，次方向抗彎剛度I2219.6 cm4。單片貝雷片主方向的允許彎矩M=788.2kN.m，剪力Q=245.2kN，兩片貝雷片主方向的允許彎矩M=1576.4kN.m，剪力Q=490.4kN。3荷載的確定（1）上部自重荷載的計算36C槽鋼每延米重量為75.31kg，共有25根，每根長度為20.5m，共重38596.4kg。I56a每延米重量為106.316kg，共有10根，每根長度為13.5m，共重14352.7kg。甲板的鋼板厚為8mm，重量為15708.8kg。貝雷片，共有56片，重量為15400kg。所以上部荷載自重總共為84057.9kg。（2）人群荷載，考慮在平臺上同時有20個人，每個人重量考慮為100kg，共重2000kg。（3）考慮兩臺鉆機同時施工，每臺鉆機重量考慮為15t，附屬設備為15t，共45t。（4）在有水流作用范圍內，水流力集度為615.8N/m。（5）船只撞擊力，順橋向為400kN，橫橋向為550kN。4. 平臺施工時計算結果及分析4.1 有限元模型的建立采用空間梁單元和彈簧單元對便橋上下部結構共同作用進行模擬，其中彈簧用來模擬土對樁的作用，樁可能發(fā)生兩個平面上兩個方向的變形，所以設置了雙向彈簧，其中彈簧的剛度通過”m”法確定，即k=mZ式中，m為抗力系數，粘土取為6106N/m，淤泥取為6106N/m。 Z為自地表向下深度。 I56a、鋼管樁和貝雷梁采用兩結點空間單元進行離散，為了更符合實際工況，梁與梁之間采用鉸接耦合（如圖中的圓圈所示），即約束三個平動自由度，轉角自由度放松。有限元模型如圖4.1所示。圖4.1 有限元模型邊界條件：樁底施加豎向約束，土彈簧另一端（未與樁相連的端點）施加三個方向的平動自由度約束。荷載的施加：（4） 自重荷載（包括人群荷載）平均分布作用于貝雷梁上，線荷載集度為13039N/m。（5） 鉆機及附屬設備按不利情況布置于平臺中央，以集中荷載的形式施加于四個結點上。 （6） 將水流力以均布荷載的形式施加于每側的迎水面?zhèn)?。具體見圖4.2所示。圖4.2 荷載及邊界條件4.2 計算結果及分析 通過有限元計算，可得到應力場和位移場。圖4.3為Mises等效應力分布，最大應力為41.69MPa。圖4.3 Mises應力分布主方向的剪力和彎矩分布分別見圖4.4和圖4.5所示，由圖可知，最大剪力為219.7kN，最大彎矩為439.3kN.m，遠小于兩片貝雷片的允許彎矩和剪力。圖4.4 主方向的剪力分布圖4.4 主方向的彎矩分布平臺的豎向位移和水流方向的水平位移分布分別見圖4.5和圖4.6所示。最大豎向位移為2.113 cm，最大水平位移為1.669mm，說明側向水流力對變形的影響不容忽視。圖4.5 豎向位移等值線圖4.6 水流方向側向位移等值線 圖4.7為樁底反力分布，由圖可知，最大樁底反力為225.7kN，實際上這部分力由樁側摩阻力和樁端支承力承擔。圖4.7 樁底支承反力考慮材料、浮吊、交通船的靠泊等因素，作用于樁頂最外側位置處，施工平臺結構的Mises等效應力分布見圖4.8所示和圖4.9所示。由圖可知，在平臺分別受到橫橋向和順橋向撞擊荷載作用時，最大Mises等效應力分別達到377.3MPa和238.9MPa，已超過鋼材的屈服應力，結構可能發(fā)生破壞，所以為了應對該橫橋向和順橋向碰撞力的作用，應采取一些附加防撞措施。圖4.8 施工平臺受到橫橋向水平撞擊力作用下的等效應力分布圖4.9 施工平臺受到順橋向水平撞擊力作用下的等效應力分布5. 采用鋼套箱進行8#承臺施工時的計算結果及分析根據鋼套箱部分的數值模擬分析結果顯示，澆筑承臺封底混凝土時為最不利加載工況，此時封底混凝土自身強度尚沒有發(fā)揮出來，所以自重荷載通過鋼套箱傳到吊點上。5.1 荷載場的確定（1）鋼套箱的自重鋼套箱部分包括槽鋼、I字型鋼、圓鋼和鋼板，這部分重量共：50606.6kg；封底混凝土和承臺共重：1262050kg。所以鋼套箱部分作用于平臺上自重荷載總共為1312656.6kg。 水的浮力向上，該種工況下對鋼套箱受力有利，浮力為：704400kg。（2）水的浮力向上，該種工況下對鋼套箱受力有利，浮力為：704400kg。 所以作用于每個吊點上的作用力為：(1312656.6-704400)10./16=380160.4kg5.2 計算結果及分析采用第四節(jié)的分析模型，除了將鉆機荷載移除外，其余條件不變。計算結果見下面圖所示。由圖5.1圖5.3可知，最大Mises等效應力為56.35MPa，最大剪力為170.1MPa，最大彎矩為320.6MPa，滿足強度要求。由圖5.4和圖5.5可知，最大豎向位移為1.757cm，最大水平位移為1.669cm。圖5.1 Mises等效應力分布圖5.2 主剪力分布圖5.3 主彎矩分布圖5.4 豎向位移分布圖5.5 水平位移分布 圖5.6為樁底反力分布，由圖可知，最大樁底反力為498.8kN，實際上這部分力由樁側摩阻力和樁端支承力承擔。但此處計算時未考慮七根工程樁的豎向支承作用，所以計算得到的樁底反力較大。圖5.6 樁底支承反力在澆筑承臺時，工程樁對鋼套箱已能提供豎向支承作用，在澆筑承臺工況將工程樁的作用簡化為豎向彈簧，彈簧的剛度為2.5109N/m，如圖5.7給出的考慮工程樁（等效為彈簧作用時）的有限元網格劃分圖。最不利工況下的約束反力如圖5.8所示，每側總反力分別為82.89kN和87.42kN，彈簧軸向應力分布如圖5.9所示，最大為0.991MPa。圖5.7 樁底支承反力圖5.7 考慮彈簧作用時約束反力圖5.8 彈簧