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1、三角形掛籃計算書第1章 設計計算說明1.1 設計依據 40+65+40M箱梁構造圖和技術資料；鐵路橋涵施工規范（TB10203-2002）；鐵路混凝土與砌體工程施工規范（TB10210-2001）；鋼結構設計規范GB50017-2003；路橋施工計算手冊；橋梁工程、結構力學、材料力學；其他相關規范手冊。1.2 工程概況本橋為40+70+40m連續箱梁，設計為變截面單箱單室，采用直腹板形式。箱梁頂寬12m，底寬6m，梁高2M3.8M,頂板厚度除梁端附近外均為25cm，底板厚度30cm至60cm，按直線線性變化，腹板厚55cm。箱梁0#段長2m，懸澆段9段，1-4#段長3米，5-9#段長3.5米，2、0#與1#支架現澆，2#9#懸臂現澆，最重梁段為混凝土數量為31.24m3，重為81.22 t（容重按2.6t/m3計算），采用三角形掛籃施工懸澆段。1.3 掛籃設計1.3.1 主要技術參數砼自重GC26kN/m3；鋼彈性模量Es2.1105MPa；材料容許應力：1.3.2 掛籃構造掛籃為三角形掛籃，三角形桁片下平桿由436c組成，其他桿件由232c普通熱軋槽鋼組成的方形截面桿件構成，前上橫梁由2I45b普通熱軋工字鋼上下滿焊10mm厚鋼板組成，底模前、后橫梁由2I36a普通熱軋工字鋼組成，底模縱梁為由228c，吊桿采用32精軋螺紋鋼。1.3.3 掛籃計算設計荷載及組合荷載系數考慮箱梁混凝土澆3、筑時脹模等系數的超載系數：1.05；預壓時動力系數：1.1掛籃空載行走時的沖擊系數1.3；澆筑混凝土和掛籃行走時的抗傾覆穩定系數：2.0；施工荷載箱梁荷載：2#段箱梁混凝土為重為81.22t，考慮1.05超灌系數，重量為85.3t；施工機具及人群荷載：2.5kPa；預壓荷載：85.3*1.2=102.4 t荷載組合荷載組合I：掛籃自重+預壓荷載重+沖擊附加荷載；荷載組合：混凝土重量+超載+動力附加荷載+掛籃自重+施工荷載；荷載組合：混凝土重量+超載+掛籃自重+施工荷載；荷載組合：掛籃自重+沖擊附加荷載；荷載組合I用于掛籃預壓時計算；荷載組合用于剛度計算（穩定變形）計算；荷載組合用于主桁承重系統4、強度和穩定性計算；荷載組合IV用于掛籃系統行走時計算。第2章 掛籃底模系統及吊桿計算底模系統的計算考慮2種工況、3種荷載組合，具體見下表：底模計算荷載組合列表工況工況描述荷載組合 荷 載 描 述計 算 內 容11.2倍預壓混凝土重量、超載、動力附加荷載、掛籃自重、施工荷載底模面板、底模橫肋、底模縱梁、底模前后橫梁、吊桿強度2砼澆筑混凝土重量、超載、掛籃自重、施工荷載底模面板、底模橫肋、底模縱梁、底模前后橫梁、吊桿強度2砼澆筑掛籃自重、預壓荷載重、沖擊附加荷載底模面板、底模橫肋、底模縱梁、底模前后橫梁剛度根據上表描述的工況及荷載組合，對底模系統分別計算，以下為計算過程。2.1 底模板面板計算2.5、1.1 計算簡圖腹板下第模板面板按3邊固結、1邊簡支板考慮，計算簡圖如下：2.1.2.計算荷載計算荷載按三種荷載組合分別計算。荷載組合預壓荷載預壓時全部荷載作用到掛籃底模上，預壓荷載按節段混凝土重量的1.2考慮，模板荷載考慮底模板荷載，按1Kpa估算，施工人員荷載按1Kpa考慮，沖擊系數按1.1考慮，則底模板面荷載為：q=(（1368.82*1.2）/3.96/6.7+1+1)*1.1=70.3KN/m2荷載組合混凝土澆筑荷載（考慮沖擊系數）混凝土澆筑時，底模板計算考慮2部分，一部分為腹板下，一部分為底板下，施工荷載如下：。 1號段腹板下：施工荷載按“施工荷載”項取用，底模板面板荷載為：q1=6、（5.958*26*1.05+2.5）*1.2=198.18KN/m21號段底板下：施工荷載按“施工荷載”項取用，底模板面板荷載為：q2=（0.921*26*1.05+2.5）*1.2=33.17KN/m2荷載組合混凝土澆筑荷載（不考慮沖擊系數）1號段腹板下：q1=（5.958*26*1.05+2.5）=165.1KN/m21號段底板下：q2=（0.921*26*1.05+2.5）=27.6KN/m2采用荷載綜合以上荷載計算結果，計算強度時采用荷載組合，腹板下q1=198.18Kpa，底板下q2=33.17Kpa計算剛度時采用荷載組合，腹板下q1=165.1Kpa，底板下q2=27.7Kpa。7、2.1.3. 結算結果按上述圖示與荷載，計算底模板面板結果如下：腹板下底模面板應力云圖底模下底模面板應力云圖從上圖可以看出，面板最大折算應力發生在腹板下max=157.28Mpa145*1.3=188.5Mpa，強度滿足要求。剛度計算結果為面板最大變形fmax=0.5mm300/400=0.75mm，且小于1.5mm，剛度滿足要求！2.2 底模板橫肋計算2.2.1. 預壓荷載作用下底模橫肋計算計算簡圖橫肋采用8，間距30cm，按支撐于底模縱梁的連續梁計算，其計算簡圖如下：計算荷載按底模板荷載計算，面板荷載q=70.3KN/m2q1=70.3*0.3=21.09N/mm計算結果按上述荷載與圖示，8、計算結果為：Mmax=1.6039KN*mQmax=9.082KN8的截面幾何特性為：I=101cm4 W=25.3cm3A=10.2cm2 A0=5*（80-8*2）=320mm2 max= Mmax /W=1.6039106/25.3103=63.39N/ mm2145*1.3=188.5 N/ mm2max= Qmax /A0=9.082103/320=28.38N/ mm285 N/ mm2支點反力R1=5413.9N;R2=4424N;R3=11623N;R4=16462N;R5=15421N;R6=17307N結論：在預壓荷載作用下，底模橫肋采用8，間距30cm可滿足施工要求！2.9、2.2. 澆筑混凝土時底模板橫肋的計算計算簡圖橫肋采用8，間距30cm，采用2號段后部斷面計算，按支撐于底模縱梁的連續梁計算，其計算簡圖如下： 計算荷載按底模板荷載計算，腹板下面板面荷載q=198.18Kpa倒角下面板面荷載q=（1.023*26*1.05+2.5）*1.2=36.51Kpa底板下面板面荷載q=（0.873*26*1.05+2.5）*1.2=31.6Kpaq1=198.18*0.3=59.45KN/m=59.45N/mmq2=36.51*0.3=10.953KN/m=10.953N/mmq2=31.6*0.3=9.48KN/m=9.48N/mm計算結果按上述荷載與圖示，結算結果10、為：Mmax=0.90229KN*mQmax=12.573KN8的截面幾何特性為：I=101cm4 W=25.3cm3A=10.2cm2 A0=5*（80-8*2）=320mm2 max= Mmax /W=0.90229106/25.3103=35.7N/ mm2145*1.3=188.5 N/ mm2max= Qmax /A0=12.573103/320=39.3N/ mm285 N/ mm2支點反力R1=18951N;R2=15599N;R3=20271N;R4=8126.2N;R5=6879.8N;R6=7788.3N結論：在混凝土荷載作用下，底模橫肋采用8，間距30cm可滿足施工要求！11、2.3 底模縱梁計算2.3.1. 預壓荷載作用下底模縱梁計算計算簡圖底模縱梁采用228C，按支撐于底模底模前后橫梁上的簡支梁計算，預壓荷載滿布于底模 ，其計算簡圖如下：計算荷載由計算模型可知，橫肋支點反力支點作為荷載施加到底模縱梁上，按底模橫肋計算結果，支點反力R1=5413.9N,R2=4424N,R3=11623N，R4=16462N,R5=15421N,R6=17307N，將集中荷載按集度300mm轉化成均布荷載，則q1=5413.9/300=18.05N/mm，q2=4948/300=14.75N/mm，q3=11623/300=38.74N/mm，q4=16462/300=54.8712、N/mm，q5=15421/300=51.4N/mm，q6=17307/300=57.69N/mm計算結果按上述荷載與計算簡圖計算，第六根與第七根縱梁的荷載最大，檢算上述2根縱梁即可，按上述荷載與圖示，結算結果為：Mmax=147.57KN*mQmax=123.64KN228c的截面幾何特性為：I=2*5495=10990cm4 W=2*393=786cm3A=2*52.1=104.2cm2 A0=2*10*（280-12.5*2）=5100mm2 max= Mmax /W=147.57106/786103=187.7N/ mm2145*1.3=188.5 N/ mm2max= Qmax /A13、0=123.64103/5100=24.2N/ mm285 N/ mm2 支點反力第一、十二根縱梁支點反力：后支點反力R1=35.523KN 前支點反力R2=40.832KN第二、十一根縱梁支點反力：后支點反力R1=29.408KN 前支點反力R2=33.868KN第三、十根縱梁支點反力：后支點反力R1=73.878KN 前支點反力R2=84.494KN第四、九根縱梁支點反力：后支點反力R1=103.78KN 前支點反力R2=118.53KN第五、八根縱梁支點反力：后支點反力R1=97.346KN 前支點反力R2=111.21KN第六、七根縱梁支點反力：后支點反力R1=109.01KN 前支點14、反力R2=124.48KN結論：在預壓荷載作用下，底模縱梁采用228c，間距780mm可滿足施工要求！2.4 底模后橫梁計算2.4.1. 預壓荷載作用下底模后橫梁計算計算簡圖底模后橫梁采用2I36a截面形式，建模時考慮該桿件與后吊桿、后錨桿的協調變形，按組合結構建模，橫梁采用梁單元模擬，錨吊桿采用桿系單元模擬，其計算簡圖如下：計算荷載計算荷載取用底模縱梁后支點反力，P1=35.523KN，P2=29.408KN，P3=73.878KN，P4=103.78KN，P5=97.346KN，P6=109.01KN計算結果 底模后橫梁按上述荷載與圖示，計算結果為：Mmax=33.406KN*mQmax=15、134.28KN2I36a的截面幾何特性為：I=2*15760=31520cm4 W=2*875=1750cm3A=2*76.3=152.6cm2 max= Mmax /W=33.406106/1750103=19N/mm2145*1.3=188.5 N/ mm2max= Qmax /A0=134.28103/15260=8.8N/ mm285 N/ mm2錨吊桿 N1=43.726KN，N2=225.5KN，N3=235.12KN 支點反力支點反力R1=43.928KN R2=225.57KN R3=235.19KN結論：在預壓荷載作用下，底模后橫梁采用2I36a截面，可滿足施工要求！2.416、.2. 澆筑混凝土時底模后橫梁的計算底模后橫梁采用2I36a截面形式，建模時考慮該桿件與后吊桿、后錨桿的協調變形，按組合結構建模，橫梁采用梁單元模擬，錨吊桿采用桿系單元模擬，其計算簡圖如下：計算荷載計算荷載取用1#段底模縱梁后支點反力，P1=106.91KN，P2=88.371KN，P3=114.21KN，P4=47.207KN，P5=40.123KN，P6=45.152KN計算結果 底模后橫梁按上述荷載與圖示，計算結果為：Mmax=115KN*mQmax=217.43KN2I36a的截面幾何特性為：I=2*15760=31520cm4 W=2*875=1750cm3A=2*76.3=152.17、6cm2 max= Mmax /W=115106/1750103=66.1N/mm2145*1.3=188.5 N/ mm2max= Qmax /A0=217.43103/15260=14.2N/ mm285 N/ mm2錨吊桿 N1=144.68KN，N2=257.88KN，N3=94.519KN 支點反力支點反力R1=144.89KN R2=257.94KN R3=94.584KN結論：在預壓荷載作用下，底模后橫梁采用2I36a截面，可滿足施工要求！2.5 底模前橫梁與前上橫梁計算因底模前橫梁與主桁架上橫梁協調變形，建模時考慮空間效應，將兩個構件整體建模考慮。2.5.1. 預壓荷載作用下底18、模前橫梁與前上橫梁計算計算簡圖底模前橫梁采用2I36a截面形式，上橫梁采用2I45b截面形式，吊桿采用6根32精軋螺紋鋼，模型按支撐于主桁架前端的組合結構考慮，其計算簡圖如下：計算荷載縱梁傳遞荷載取用預壓時底模縱梁前支點反力P1=40.832KN，P2=33.868KN，P3=84.494KNP4=115.83KN，P5=111.21KN，P6=124.48K外模荷載主要為外模板荷載,并考慮1.2沖擊系數，W=（14600.5+2275.75）*1.2/4=50.628KN內模板荷載在預壓時為0KN。計算結果底模前橫梁按上述荷載與圖示，底模前橫梁計算結果為：Mmax=279.41KN*mQma19、x=191.61KN2I36a的截面幾何特性為：I=2*15760=31520cm4 W=2*875=1750cm3A=2*76.3=152.6cm2 max= Mmax /W=279.41106/1750103=159.7N/mm2145*1.3=188.5 N/ mm2max= Qmax /A0=191.61103/15260=12.6/ mm285 N/ mm2前上橫梁按上述荷載與圖示，前上橫梁計算結果為：Mmax=416.91KN*mQmax=353.92KN2I45b的截面幾何特性為：I=2*15760=31520cm4 W=2*875=1750cm3A=2*76.3=152.6cm20、2 max= Mmax /W=416.91106/3720103=112.1N/mm2145*1.3=188.5 N/ mm2max= Qmax /A=353.93103/23800=14.9N/ mm285 N/ mm2前吊桿軸力N1=176.47KN N2=180.7KN N3=167.25KN支點反力支點反力R=585.48KN 結論：在預壓荷載作用下，底模前橫梁采用2I36a截面形式，上橫梁采用2I45b截面形式，可滿足施工要求！2.5.2. 澆筑混凝土時底模前橫梁與前上橫梁的計算計算簡圖底模前橫梁采用2I36a截面形式，上橫梁采用2I45b截面形式，吊桿采用6根32精軋螺紋鋼，模型按21、支撐于主桁架前端的組合結構考慮，其計算簡圖如下： 計算荷載縱梁傳遞荷載取用澆注1#梁段時底模縱梁前支點反力P1=90.483KN，P2=70.933KN，P3=35.876KNP4=37.748KN，P5=37.45KN，P6=41.509K外模荷載主要為外模板及翼緣板混凝土荷載,并考慮1.2沖擊系數，W=（14600.5+2275.75）*10*1.2/1000/4+（1.245*3.5*26*1.05*1.2+2.5*3.5*2.65）/2=133.6KN內模板荷載主要為內模板及頂板混凝土荷載，并考慮1.2沖擊系數N=（6996.8+4551.5）*10*1.2/1000+2.624*3.22、5*26*1.05*1.2+2.5*3.5*5.5）/4=121.9KN計算結果底模前橫梁按上述荷載與圖示，底模前橫梁計算結果為：Mmax=101.1KN*mQmax=154.81KN2I36a的截面幾何特性為：I=2*15760=31520cm4 W=2*875=1750cm3A=2*76.3=152.6cm2 max= Mmax /W=101.1106/1750103=57.8N/mm2145*1.3=188.5 N/ mm2max= Qmax /A=154.81103/15260=10.1/ mm285 N/ mm2前上橫梁按上述荷載與圖示，前上橫梁計算結果為：Mmax=266.39KN23、*mQmax=296.95KN2I45b的截面幾何特性為：I=2*15760=31520cm4 W=2*875=1750cm3A=2*76.3=152.6cm2 max= Mmax /W=266.39106/3720103=71.6N/mm2145*1.3=188.5 N/ mm2max= Qmax /A=296.95103/23800=12.5N/ mm285 N/ mm2前吊桿軸力N1=158.89KN N2=115.78KN N3=50.351KN支點反力支點反力R=590.94KN 結論：在澆注混凝土狀態下，底模前橫梁采用2I36a截面形式，上橫梁采用2I45b截面形式，可滿足施工要求24、！2.6 底模后錨桿、前吊桿計算2.6.1.預壓狀態下后錨桿計算在預壓狀態下，使用3根吊帶（錨固于成型梁體），2根吊桿（懸吊于外模滑道），吊帶最大軸力為235.12KN，采用30*150鋼板，材質為Q345B，開孔為60mm，開孔位置使用2*120*8mm鋼板補強，吊桿采用采用32精軋螺紋鋼時，計算其應力為：吊帶其安全儲備為：K=200/52.2=3.8(Q345B控制應力取200MPa)吊帶開孔補強后：其安全儲備為：K=200/64.2=3.11(Q345B控制應力取200MPa) 吊桿其安全儲備為：K=650/55=11.8(精軋螺紋鋼控制應力取650MPa)2.6.2.澆筑混凝土狀態下后25、錨桿計算在澆筑混凝土狀態下，使用3根吊帶（錨固于成型梁體），2根吊桿（懸吊于外模滑道），吊帶最大軸力為257.88KN，吊桿最大軸力為144.68KN；其應力為：吊帶其安全儲備為：K=200/57.3=3.5(Q345B控制應力取200MPa)吊帶開孔補強后：其安全儲備為：K=200/70.5=2.83(Q345B控制應力取200MPa) 吊桿其安全儲備為：K=650/180=3.6(精軋螺紋鋼控制應力取650MPa)2.6.3.預壓狀態下前吊桿計算在預壓狀態下，使用6根吊桿（懸吊于上橫梁上），前吊桿最大軸力為180.7KN，在預壓狀態下最大支反力為采用32精軋螺紋鋼時，其應力為：其安全儲備為26、：K=650/224.7=2.89（精軋螺紋鋼控制應力取650MPa)。2.6.4.澆筑混凝土狀態下前吊桿計算在澆筑混凝土狀態下，使用4根吊桿（懸吊于外模滑道），后錨桿前最大軸力為158.89KN，采用32精軋螺紋鋼時，其應力為：其安全儲備為：K=650/197.55=3.3(精軋螺紋鋼控制應力取650MPa)。由上述計算可知，底模系統前后橫梁的錨吊桿安全儲備均大于2，滿足要求。 32 第3章 掛籃主桁計算由“底模前橫梁與前上橫梁”的計算結果，主桁架的控制荷載為澆注2號段時荷載，結構計算時主要考慮澆注混凝土時掛籃主桁架桿件的強度與穩定性。另外需計算掛籃走行時主要桿件的強度穩定性及走行錨固裝置的27、安全性。計算考慮2種工況、2種荷載組合，具體見下表：底模計算荷載組合列表工況工況描述荷載組合 荷 載 描 述計 算 內 容12#段澆注混凝土重量、超載、動力附加荷載、掛籃自重、施工荷載主桁架桿件強度、穩定性；后錨系統安全性2掛籃走行掛籃自重、施工荷載、動力附加荷載主桁架桿件強度、穩定性；走行滑道強度；走行錨固安全性3.1 荷載組合(混凝土重量+超載+動力附加荷載+掛籃自重+施工荷載)3.1.1荷載計算由“底模前橫梁與上橫梁”在澆注混凝土作用下計算結果得到支點反力為590.94KN，計算主桁架時前端點荷載按該值計算，即P=590.94KN3.1.2 荷載組合I作用下主桁計算 計算簡圖三角形桁架簡28、化后計算簡圖如下圖所示。主桁計算簡圖由計算結果得到支反力和各桿的內力大小如下表所示。主桁支反力及內力內力及支反力單元號支點號1234后支點1后支點2前支點軸力(kN)1032.8988.89-1339.6759.69-彎矩（KN*m）-177.69-剪力（KN）-592.2反力(kN)-358.48-342.341323.3注:支點反力為負表示拉力，為正表示壓力。后錨及傾覆安全系數后支點1與后支點2均采用2根32精軋螺紋鋼(張拉力522.8kN)，則錨固安全系數為：后支點1：后支點2：主桁桿件強度驗算主桁桿件1-3均由普通熱軋232c槽鋼組成，桿件4由普通熱軋436c槽鋼組成，截面形狀如下圖所29、示。232c槽鋼截面特性如下：1號和2號桿件均受拉彎，應力分別為：1號： (滿足要求)2號： (滿足要求)3號桿件為所受壓力最大桿件，桿件長度為3.37m，故在此只驗算5號桿件的應力強度及受壓穩定性，其軸力為-1339.6Kn，按軸心壓桿檢算。已知桿件3計算長度lox=loy=3.37m，軸力為N=-1339.6KN強度檢算N/A1339.6*1000/12300=108.9Mpa 1.3 整體穩定性檢算Iy=2(374+61.512.912)=21248.2cm4Iy=SQRT(Ix/A)=13.1cmy=loy/iy=3370/131=261=50.25/2.47=20.3oy=SQRT(30、y2+12)=SQRT(26220.32)=33,oy=33，x=3370/119=28.3分別查表得y=0.925，x=0.942 =N/（minA）=1339.6103/(0.92512300)=117.7N/mm21.3剛度檢算： y=33=150單肢穩定檢算：1=50.25/2.47=20.3查得1=0.969=N1/（1A1）=0.51339.6103/(0.9286150)=117.3N/mm21.3綴板計算：綴板尺寸為270mm250mm10mm，綴板間凈距25.25厘米。綴板應力驗算：作用在柱上的剪力Vmax=(Af/85)SQRT(fy/235)=12300215/85=3131、111.8N作用在一側綴板上的剪力T=V1a/c=31.11（25.25+25）/(2*12.91) =60.5KN剪應力=T/A=60.5*103/250*10=24.2N/mm285 N/ mm2彎矩M=V1a/2=31.11（25.25+25）/4=390.8KNcm正應力=M/W=390.8*104/(10*2502/6)=37.5N/ mm21.3綴板與柱肢用焊縫相聯，滿焊，hf=8mm，三面圍焊，計算時偏安全地取豎直焊縫計算，因手工焊接，計算時每條焊縫的兩端各扣除10mm，焊縫長度取230mm。AT=0.78230=1288 mm2WM=(1/6) 0.782302=49373mm32、3由綴板剪力產生的焊縫應力為：T=T/AT=31111.8/1288=24.2Mpa由綴板彎矩產生的焊縫應力：M=M/WM3908000/4937379.2Mpa焊縫的總應力為：SQRTT2+(M/1.22)2）=81.6N/mm2fwf=160N/ mm2432c截面幾何特性為：I=4*8690=34760cm4 W=4*543=2172cm3A=4*61.5=246cm2 A0=4*12*（320-14*2）=14016mm2 計算桿件4，結果如下max=N/A+ Mmax /W=759690/24600+177.69106/2172103=112.7N/mm2145*1.3=188.5 33、N/ mm2max= Qmax /A0=592.2103/14016=42.3N/ mm285 N/ mm2fmax=17.6mm2，滿足安全儲備要求。3.2.3.走行滑道檢算計算簡圖 計算走行滑道時，彎矩最不利位置為前支點在跨中位置時，剪力最不利位置為前支點在錨固點腹板開孔位置。對滑道采用連續梁方式建模如下圖：（2）荷載確定：由上面計算結果得到，后錨點反力為P1=158.1KN，前支點反力為P2=320.2KN（3）計算結果走行滑道的截面采用228c+2*240*12mm鋼板的形式，截面幾何特性為：I=2*5495+2*24*1.2*14.6*14.6=23268cm4W =23268/1534、.2=1530.8cm3A0=2*(280-12.5*2)*11.5=5865mm2A0=2*(280-12.5*2-128)*11.5+2*10*78=4481mm2(開口截面)按上述圖示與荷載，計算得到：最大彎矩 Mmax=63.919KNm最大剪力按前支點荷載計算，Qmax=193.3KNmax= Mmax /W=63.919106/1530.8103=41.8N/ mm2188.5 N/ mm2max= Qmax /A=193.3103/4481102=43.1N/ mm285 N/ mm2結論：走行錨固采用25精軋螺紋鋼筋，間距100cm，走行軌道采用240a截面，開孔位置使用272*78*10mm鋼板加強，滿足走行狀態受力與錨固要求。