號塊及邊跨托架設計檢算書

1、中鐵十八局田桓鐵路TH-2標姜家堡子大雅河特大橋（32+48+32m）連續(xù)梁0號塊及直線段現澆支架設計計算書設計： 復核： 二一五年六月目 錄 TOC o 1-3 h z u HYPERLINK l _Toc421570235 一、0號塊支架設計檢算書 PAGEREF _Toc421570235 h 1 HYPERLINK l _Toc421570236 (一)、工程概況 PAGEREF _Toc421570236 h 1 HYPERLINK l _Toc421570237 (二)、檢算依據 PAGEREF _Toc421570237 h 1 HYPERLINK l _Toc421570238

2、 (三)、參數選擇 PAGEREF _Toc421570238 h 2 HYPERLINK l _Toc421570239 (四)、底模板橫向方木計算 PAGEREF _Toc421570239 h 3 HYPERLINK l _Toc421570240 4.1荷載計算 PAGEREF _Toc421570240 h 3 HYPERLINK l _Toc421570241 4.2 強度計算 PAGEREF _Toc421570241 h 4 HYPERLINK l _Toc421570242 4.3剛度計算 PAGEREF _Toc421570242 h 4 HYPERLINK l _Toc4

3、21570243 (五)、托架支撐結構計算 PAGEREF _Toc421570243 h 5 HYPERLINK l _Toc421570244 5.1 荷載計算 PAGEREF _Toc421570244 h 5 HYPERLINK l _Toc421570245 5.2 模型建立 PAGEREF _Toc421570245 h 6 HYPERLINK l _Toc421570246 5.3 結果分析 PAGEREF _Toc421570246 h 7 HYPERLINK l _Toc421570247 (六)、三角托架焊縫計算 PAGEREF _Toc421570247 h 9 HYPE

4、RLINK l _Toc421570248 (七)、結論 PAGEREF _Toc421570248 h 12 HYPERLINK l _Toc421570249 二、直線段支架設計檢算書 PAGEREF _Toc421570249 h 14 HYPERLINK l _Toc421570250 (一)、工程概況 PAGEREF _Toc421570250 h 14 HYPERLINK l _Toc421570251 (二)、底模方木計算 PAGEREF _Toc421570251 h 14 HYPERLINK l _Toc421570252 2.1荷載計算 PAGEREF _Toc421570

5、252 h 14 HYPERLINK l _Toc421570253 2.2 強度計算 PAGEREF _Toc421570253 h 15 HYPERLINK l _Toc421570254 2.3剛度計算 PAGEREF _Toc421570254 h 16 HYPERLINK l _Toc421570255 (三)、托架支撐結構計算 PAGEREF _Toc421570255 h 16 HYPERLINK l _Toc421570256 3.1 荷載計算 PAGEREF _Toc421570256 h 16 HYPERLINK l _Toc421570257 3.2 模型建立 PAGER

6、EF _Toc421570257 h 18 HYPERLINK l _Toc421570258 3.3 結果分析 PAGEREF _Toc421570258 h 19 HYPERLINK l _Toc421570259 (四)、配重計算 PAGEREF _Toc421570259 h 20 HYPERLINK l _Toc421570260 (五)、三角托架頂部預埋縱梁錨固計算 PAGEREF _Toc421570260 h 23 HYPERLINK l _Toc421570261 (六)、三角托架焊縫計算 PAGEREF _Toc421570261 h 23 HYPERLINK l _Toc

7、421570262 (七)、結論 PAGEREF _Toc421570262 h 27一、0號塊支架設計檢算書(一)、工程概況田桓鐵路TH-2標姜家堡子大雅河特大橋DK72+667.34（32m+48m+32m）連續(xù)梁，中心里程為：DK72+862.21，起始里程：DK72+773.21DK72+919.31，全橋共分4個橋墩，全橋所有基礎均為挖井基礎，空心墩，最大墩高39m，最小墩高37m。為了便于安裝掛籃，施工采用0號塊及1號塊同時現澆方案，三塊全長12m，由于墩身高度較高，托架采用三角形結構，墩頂通常預埋托架頂梁，斜支撐焊接與墩身預埋鋼板上，兩側共設置12個三角托架，其中中間四個采用I4

8、0b組焊而成，兩側采用K型布置，采用I20a組焊，托架頂部設置I20a橫向分配梁，橫梁頂部梁底部分采用14a焊接三角桁架做縱向支撐，翼緣板部分采用I20a，縱梁頂滿鋪10 x10cm方木，10mm竹膠板做面板，側模采用桁架式定型鋼模板；托架布置如圖1所示：圖1 0號塊托架布置圖(二)、檢算依據1、姜家堡子大雅河特大橋DK72+667.34連續(xù)梁32+48+32m，圖號：橋施A06982、鐵路橋涵施工規(guī)范（TB10203-2002）；3、鐵路橋梁鋼結構設計規(guī)范（TB10002.2-2005）；4、公路橋涵鋼結構及木結構設計規(guī)范(JTJ025-86)5、建筑施工計算手冊中國建筑工業(yè)出版社 江正榮

9、2006年4月。6、鋼結構設計規(guī)范（GB50017-2003）。7、木結構設計規(guī)范(GB50005-2003)。8、竹膠合板模板 (JG/T 156-2004)。9、混凝土結構設計規(guī)范 （GB50010-2002）(三)、參數選擇1、優(yōu)質竹膠合板順長度方向順寬度方向彈性模量密度：8.5kN/m32、木材（A-3廣東松）：順紋受壓及承壓應力順紋彎曲應力彎曲剪應力橫紋承壓應力(全面積、局部表面、墊板下)彈性模量密度：4.5kN/m33、鋼材Q235：彎應力 剪應力 彈性模量 密度：78.50kN/m3強度設計值：角焊縫強度設計值：(四)、底模板橫向方木計算底模板采用10mm優(yōu)質竹膠板，地鋪10cm

10、x10cm方木，方木采用滿鋪方式，所以竹膠板強度及剛度不需計算。僅需計算方木強度及剛度。4.1荷載計算根據公路橋涵施工技術規(guī)范(JTJ041-2000)相關規(guī)定，面板的荷載計算如下： 模板自重竹膠板的容重取8.5kN/m3，則10mm厚時為0.085kN/m2。 新澆混凝土自重取托架支撐段最大截面計算，截面最高為3.5m，而腹板處的荷載最大，取新澆混凝土容重為26.5 kN/m3，同時考慮5%的超灌系數，則混凝土自重荷載為3.51.0526.5kN/m3=97.4kN/m2。 施工人員和施工材料、機具等行走運輸或堆放的荷載按照規(guī)范計算模板時，均布荷載取2.5kPa=2.5 kN/m2，另外以集

11、中荷載2.5kN進行驗算。 振搗混凝土時產生的荷載按照規(guī)范水平面模板為2.0kPa=2.0 kN/m2。以上荷載總計為4.2 強度計算方木采用100100mm，間距100mm，則方木承擔的最大線荷載為：，考慮接頭等影響，方木計算按簡支梁計算，經初步計算方木計算跨度最大取0.8m(腹板下0.5m，底板下0.8m) ，此時方木中最大彎矩為：方木抗彎模量：方木中最大彎曲應力值為：所以方木強度滿足要求。4.3剛度計算方木抗彎剛度：方木最大變形為：所以方木剛度滿足要求。(五)、托架支撐結構計算5.1 荷載計算縱梁布置考慮混凝土荷載分布的不均勻性，分為翼緣板、腹板、頂底板（箱室）部分，縱梁間距翼緣板根據模

12、板尺寸確定位置，腹板和頂底板（箱室）部分分別為0.5m及0.8m間距布置，混凝土計算時按縱梁布置分為8個部分（半幅）。如圖2所示。圖2 混凝土荷載劃分(1) 混凝土荷載并根據梁段的劃分，截取三個截面即11號、10號，各截面之間荷載按線性分布考慮，各截面混凝土分塊計算如表1所示。翼緣板部分根據模板支點位置，兩側翼緣板荷載作用在第二、三道縱梁上。第一道縱梁僅考慮人員及機具荷載，梁端部橫梁考慮施工平臺僅考慮也僅計算人員及機具荷載 (2) 模板荷載模板取順橋向單位m，鋼模板側模重量總重約9t，長約3.84m，內模重量按2.0t/m；底模按0.5kN/m2。 施工人員和施工材料、機具等行走運輸或堆放的荷

13、載按照規(guī)范計算模板時，均布荷載取2.5kPa=2.5 kN/m2。分塊計算，按寬度分布，則每塊模板荷載如表1所示。對于翼緣板部分，兩側各三道縱梁除上述荷載外另外考慮施工人員荷載的作用 振搗混凝土時產生的荷載按照規(guī)范水平面模板為2.0kPa=2.0 kN/m2。分塊計算，按寬度分布，則每塊模板荷載如表1所示。表1 0號塊荷載計算統(tǒng)計表截面號塊號寬度m面積m2自重kN/m模板荷載施工人員及機具振搗荷載荷載合計1012.0310.6617.95.55.14.132.6110.6617.95.55.14.132.61020.5470.328.831.41.114.3110.328.831.41.114

14、.31030.2720.8122.120.70.525.3110.89124.320.70.527.51040.551.7447.61.11.41.151.2111.92552.61.11.41.156.21050.651.0528.821.61.333.7111.16931.921.61.336.81060.80.8623.522.01.629.1110.9826.822.01.632.41070.80.8422.922.01.628.5110.9626.222.01.631.81080.80.8422.922.01.628.5110.9626.222.01.631.85.2 模型建立計算采

15、用有限元軟件Midas建立整體計算模型，所有桿件均采用梁單元。荷載在加載位置按梁單元荷載施加，自重通過重力加速度施加，考慮焊縫綴板等的影響，自重施加時考慮1.2倍的系數。計算模型如圖3所示。圖3 托架計算有限元模型加載模型如圖4所示圖4 托架加載模型5.3 結果分析1、強度計算結果托架系統(tǒng)最大組合應力結果如圖5所示。圖5 托架系統(tǒng)最大組合應力分布(MPa)最大組合應力值為143.4MPa=140MPa，最大值位于墩兩側第五橫梁與腹板下第一個托架交叉點處，超過值較小、5%，所以可以滿足施工需要，同時如果考慮按極限狀態(tài)法計算時，考慮1.3倍的荷載系數，則最大組合應力為143.41.3=186.4M

16、Pa小于鋼材的強度設計值f=215MPa，也滿足要求。同時通過計算結果可以看出，橫向分配梁上，組合應力大于120MPa的區(qū)域很小，集中在橫梁與三角托架搭接處，如圖6所示。圖6 最大組合應力在120MPa140MPa的范圍分布2 、剛度計算托架系統(tǒng)豎向變形結果如圖7所示。圖7 托架系統(tǒng)豎向變形（mm）豎向最大絕對變形3.5mm，位于最外側橫梁“K”形三角托架處，此橫梁最大跨度3.2m，則容許變形值f=L/400=8mm，所以剛度滿足要求。(六)、三角托架焊縫計算1、反力計算 托架反力計算結果如圖8、9所示圖8 托架反力結果1（kN）圖9 托架反力結果2(彎矩)（kNm）邊托架Fy=32kN，Fz

17、=61kN，Fx=85kN，My=1 kNm中托架上Fz=212 kN，Fx=291kN，My=11kNm2、變托架I20a焊縫計算所以焊縫高度hf取6mm上翼緣焊縫有效面積 Aw1 = 726.6 mm2下翼緣焊縫有效面積 Aw2 = 726.6 mm2腹板兩側焊縫有效面積 Aw3 = 1488.5 mm2總的焊縫有效面積 Aw = 2941.7 mm2焊縫 Ix = 16972582.2 mm4Fz由腹板承擔，則腹板的剪應力 V = Fz / Aw3 = 41 MPaFx由所有焊縫承擔，則由軸力產生的正應力 N = Fx / Aw = 28.9 MPaFy由兩個翼緣板焊縫承擔，則翼緣板處的

18、剪應力：V =22MPa彎矩引起的正應力M = My / Ix = 5.9 MPa翼緣板處的最大正應力=N+M= 28.9 +5.9=34.8 MPa按極限狀態(tài)法考慮1.3倍的荷載系數，則最大正應力=45.2MPa翼緣板處的剪應力：V =28.6MPa腹板的剪應力：V =53.3MPa由于各應力值均很小，遠小于強度設計值ffw=160 MPa，滿足強度要求，不再計算折算應力。2、中托架上I40b焊縫計算 焊縫高度hf取8mm上翼緣焊縫有效面積 Aw1 = 1430.8 mm2下翼緣焊縫有效面積 Aw2 = 1430.8 mm2腹板兩側焊縫有效面積 Aw3 = 4110.4 mm2總的焊縫有效面

19、積 Aw = 6972 mm2焊縫 Ix = 152201929.133 mm4Fz由腹板承擔，則腹板的剪應力 V = Fz / Aw3 = 51.6 MPaFx由所有焊縫承擔，則由軸力產生的正應力 N = Fx/ Aw = 41.7 MPa彎矩引起的正應力M = My / Ix = 14.5 MPa翼緣板處的最大正應力=N+M= 41.7+14.5=56.2MPa按極限狀態(tài)法考慮1.3倍的荷載系數，則最大正應力=73MPa腹板處的剪應力：V =67.1 MPa由于各應力值均很小，遠小于強度設計值ffw=160 MPa，滿足強度要求，不再計算折算應力。3、中托架下I40b焊縫計算 焊縫高度hf

20、取8mm上翼緣焊縫有效面積 Aw1 = 1430.8 mm2下翼緣焊縫有效面積 Aw2 = 1430.8 mm2腹板兩側焊縫有效面積 Aw3 = 4110.4 mm2總的焊縫有效面積 Aw = 6972 mm2焊縫 Ix = 152201929.133 mm4Fz由腹板承擔，則腹板的剪應力 V = Fz / Aw3 = 55.1 MPaFx由所有焊縫承擔，則由軸力產生的正應力 N = Fx / Aw = 31.8 MPa彎矩引起的正應力M = My / Ix = 0.4 MPa翼緣板處的最大正應力=N+M= 31.8+0.4=32.2 MPa考慮1.3倍的荷載系數，則最大正應力=41.9MPa

21、腹板處的剪應力：V =71.6 MPa由于各應力值均很小，遠小于強度設計值ffw=160 MPa，滿足強度要求，不再計算折算應力。預埋板的連接焊縫截面特性均不小于托架焊縫，所以不再計算。(七)、結論通過以上分析計算，支架結構各桿件均滿足強度及剛度及穩(wěn)定性要求。幾點建議：1、將原設計鋼管支撐改為14a組合焊接桁架結構如圖10所示。圖10 底腹板下14a組合桁架2、兩側翼緣板根據外模板桁架支撐位置布置縱梁，縱梁采用I20a，縱梁及底腹板支撐桁架布置如圖11所示圖11 側模支撐縱梁及底腹板支撐桁架布置3、I20a托架與預埋板焊縫高度hf不得小于6mm，I40b托架與預埋板連接焊縫高度hf不得小于8m

22、m。4、支架拼裝完成后，需做靜載試驗驗證托架可靠性。5、托架之間需加強橫向連接，底腹板支撐桁架同樣加強橫向連接。6、托架頂縱梁預埋時加強豎向連接，防止墩頂頂裂。二、直線段支架設計檢算書(一)、工程概況直線段全長7.6m，支架采用托架結構，托架錨固在橋墩上，托架采用40b工字鋼組焊而成，橫向布置20a工字鋼做橫向分配梁，橫梁上設置20a工字鋼托架上分配梁上布置單40b工字鋼做側模板支撐縱梁，單32a工做縱梁，縱梁頂密鋪10 x10cm方木，方木上鋪設10mm厚優(yōu)質竹膠板做底模，側模采用桁架式定型鋼模板；托架布置如圖1所示：圖1 直線段支架布置圖(二)、底模方木計算底模板采用10mm優(yōu)質竹膠板，地

23、鋪10cmx10cm方木，方木采用滿鋪方式，所以竹膠板強度及剛度不需計算。僅需計算方木強度及剛度。2.1荷載計算根據公路橋涵施工技術規(guī)范(JTJ041-2000)相關規(guī)定，面板的荷載計算如下： 模板自重竹膠板的容重取8.5kN/m3，則10mm厚時為0.085kN/m2。 新澆混凝土自重取直線段截面最高為2.5m，而腹板處的荷載最大，取新澆混凝土容重為26.5 kN/m3，同時考慮5%的超灌系數，則混凝土自重荷載為2.51.0526.5kN/m3=69.56kN/m2。 施工人員和施工材料、機具等行走運輸或堆放的荷載按照規(guī)范計算模板時，均布荷載取2.5kPa=2.5 kN/m2，另外以集中荷載

24、2.5kN進行驗算。 振搗混凝土時產生的荷載按照規(guī)范水平面模板為2.0kPa=2.0 kN/m2。以上荷載總計為2.2 強度計算方木采用100100mm，間距100mm，則方木承擔的最大線荷載為：，考慮接頭等影響，方木計算按簡支梁計算，經初步計算方木計算跨度取1m ，此時方木中最大彎矩為：方木抗彎模量：方木中最大彎曲應力值為：所以方木強度滿足要求。2.3剛度計算方木抗彎剛度：方木最大變形為：所以方木剛度滿足要求。(三)、托架支撐結構計算3.1 荷載計算縱梁布置考慮混凝土荷載分布的不均勻性，分為翼緣板、腹板、頂底板（箱室）部分，縱梁間距翼緣板根據模板尺寸確定位置，腹板和頂底板（箱室）部分分別按不

25、同間距布置，混凝土計算時按縱梁布置分為6個部分（半幅）。如圖2所示。圖2 混凝土荷載劃分(1) 混凝土荷載混凝土荷載計算時，截面選擇托架支撐部分最大截面，截面如圖3所示圖3 梁體混凝圖荷載計算截面 (2) 模板荷載根據模板布置，模板荷載按下面取值翼緣板部分取側模板重量即腹板部分，底頂板部分：分塊計算，按寬度分布，則每塊模板荷載如表2所示。 施工人員和施工材料、機具等行走運輸或堆放的荷載按照規(guī)范計算模板時，均布荷載取2.5kPa=2.5 kN/m2。分塊計算，按寬度分布，則每塊模板荷載如表2所示。對于翼緣板部分，最外側縱梁只考慮施工人員荷載，內側兩根縱梁除了承擔第5部分混凝土荷載外，還有外側走臺

26、人員荷載的一半，兩端設置1m走臺，荷載按施工人員及機具荷載考慮。 振搗混凝土時產生的荷載按照規(guī)范水平面模板為2.0kPa=2.0 kN/m2。分塊計算，按寬度分布，則每塊模板荷載如表1所示。表1 直線段縱梁荷載計算分塊號面積混凝土自重模板荷載人員機具振搗荷載合計10.24 6.75 4.22.6252.115.68 20.43 11.83 42.5220.33 31.45 40.44 42.5248.94 41.70 47.21 22.5253.71 50.77 21.44 32.5228.94 60.75 20.86 32.5228.36 3.2 模型建立計算采用有限元軟件Midas建立整體

27、計算模型，所有桿件均采用梁單元。荷載在加載位置按梁單元荷載施加，自重通過重力加速度施加，考慮焊縫綴板等的影響，自重施加時考慮1.2倍的系數。計算模型如圖4所示。圖4 托架計算有限元模型加載模型如圖5所示圖5 托架加載模型3.3 結果分析1、強度計算結果托架系統(tǒng)最大組合應力結果如圖6所示。圖6 托架系統(tǒng)最大組合應力分布(MPa)最大組合應力值為139.7MPa=140MPa，最大值位于橫向分配梁上，組合應力大于120MPa小于140MPa的區(qū)域很小，集中在橫梁與三角托架搭接處，范圍很小，如圖7所示。圖7 最大組合應力在120MPa140MPa的范圍分布2 、剛度計算托架系統(tǒng)豎向變形結果如圖8所示

28、。圖8 托架系統(tǒng)豎向變形（mm）豎向最大絕對變形6mm，位于最外側橫梁“K”形三角托架處，此橫梁最大跨度3.2m，則容許變形值f=L/400=8mm，所以剛度滿足要求。(四)、配重計算托架一側澆筑邊跨現澆段，另一側需配一定的重量以防止墩身在偏心荷載作用下另一側拉裂。墩身彎矩計算計算時，邊跨現澆段端部1.5m按實心截面計算，其余6.1m取變截面最大截面，根據墩梁布置，則實心段到墩中心的距離為0.53m，空心段到墩中心的距離為4.33m，墩梁布置如圖9所示。圖9 墩梁布置（mm）實心段截面面積為23.9m2，空心段截面面積為10.7m2，墩身托盤及頂帽混凝土117m3，現澆段對墩身產生的力矩如表2

29、所示。梁端面積長度重量力臂力矩實心段23.91.593.210.5349.40空心段10.76.1169.704.33734.81表2 墩身力矩計算（tm）2、墩身應力計算彎矩對墩身產生的應力計算時取墩身空心段（不考慮倒角），截面如圖10所示圖10 墩身計算截面（mm）截面I= 2.851013mm4，面積A=13.54m2截面應力為計算截面上部混凝土自重為：梁體自重262.91 t墩身托盤及頂帽混凝土自重為：1172.6=304.2t托盤到計算截面混凝土自重為13.5412.6=35.2t混凝土自重總計：602.32t產生的壓應力為：受拉側混凝土最大拉應力為1.8MPa，墩身采用C40混凝土

30、，其抗拉強度設計值為1.71MPa，所以，不配重會導致外側墩身拉裂。3、配重計算考慮在托架端部配重，配重分一次完成，在澆筑前配重50t，配重位置選擇在中間四個三角托架端部，配重如圖11所示。圖11 托架配重示意澆筑前配重50t時，配重產生的力矩為M=506.2=310 tm截面應力為澆筑完成后，截面應力為：所以，一次配重50t，且在澆筑前完成，即可滿足施工要求。(五)、三角托架頂部預埋縱梁錨固計算由于三角托架頂部縱梁采用通長預埋的方式，需考慮澆筑混凝土時，縱梁對墩身頂帽的影響。根據計算托架頂縱梁最大拉力值為288.9，最大軸向應力33MPa，取設計強度215MPa計算，并將縱梁等效為圓形截面（

31、偏安全的按面積等效）。則I40b可以等效為直徑110mm的圓桿，I20a可以等效為直徑67mm的圓桿。則根據混凝土設計規(guī)范，錨固長度計算采用公式-1計算（混凝土結構設計規(guī)范GB50010-2002）其中為外形系數，按光面鋼筋取0.16；為混凝土抗拉強度設計值，標號大于C40按C40取為1.71。所以最大需要的錨固長度為：由于實際應力值（33MPa）遠小于設計值（215MPa），因而實際錨固長度遠小于計算錨固長度。(六)、三角托架焊縫計算1、反力計算 托架反力計算結果如圖12、13所示圖12 托架反力結果1（kN）圖13 托架反力結果2(彎矩)（kNm）邊托架Fy=39.4kN，Fz=96.2

32、kN，Fx=94.6 kN，My=10.8 kNm中托架上Fz=154.6 kN，Fx=57.4kN，My=26.6kNm中托架下Fz=226.4 kN，Fx=221.6kN，My=0.3kNm其中變托架彎矩按最大值取值。2、變托架I32a焊縫計算所以焊縫高度hf取8mm上翼緣焊縫有效面積 Aw1 = 1290.8 mm2下翼緣焊縫有效面積 Aw2 = 1290.8 mm2腹板兩側焊縫有效面積 Aw3 = 3248 mm2總的焊縫有效面積 Aw = 5829.6 mm2焊縫 Ix = 83342685.067 mm4Fz由腹板承擔，則腹板的剪應力 V = Fz / Aw3 = 29.6 MPaFx由所有焊縫承擔，則由軸力產生的正應力 N = Fx / Aw = 16.2 MPaFy由兩個翼緣板焊縫承擔，則翼緣板處的剪應力：V =15.3MPa彎矩引起的正應力M = My / Ix = 20.8 MPa翼緣板處的最大正應力=N+M= 20.8 +16.