盖博士最新施工栈桥验算报告Word文档格式.docx

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根据现场地形、地貌，设计栈桥桥跨为15m/跨和12m/跨。

（5）栈桥基础采用单排3根直径Φ630mm,壁厚8mm的钢管桩；

每6跨设置一处伸缩缝，伸缩缝间距30cm；

伸缩缝位置栈桥采用双排直径Φ630,壁厚8mm的钢管桩，每排布置3根钢管桩。

桩长根据地面标高和承载力变化，约为22-28m不等。

钢管桩之间设连接系加固。

（6）栈桥上部结构采用3组单层双排贝雷片作主梁，每组贝雷片之间采用花架连接。

其下垫2I32a工字钢；

其上铺设I16工字钢横向分配梁、I12工字钢纵向分配梁及1cm厚桥面板。

桥面设置φ10防滑钢筋和防护栏杆。

图1栈桥横断面（一般位置、伸缩缝处）

2验算工况

栈桥作为施工材料、机械设备转运的主要通道，同时作为施工人员上下班便道，除承受竖向施工车辆荷载外，还受到风、浪、流的作用。

要求如下：

在栈桥施工状态下，栈桥应满足自身施工过程的安全要求，风力6级以上时停止栈桥搭建工作；

在工作状态下，栈桥应满足正常使用的安全和适用要求，并有足够的安全储备；

在非工作状态下（台风等情况），栈桥停止通行，此时栈桥能满足整体安全性的要求，允许出现局部可修复的损坏。

本栈桥共有三种结构形式：

6×

15m栈桥、5×

15m栈桥和4×

12m栈桥，以6×

15m栈桥最为不利，作为分析对象。

该栈桥的主要施工工况，可概况为下表。

表1栈桥的验算工况

工况号

恒载

基本可变荷载

其它可变荷载

Ⅰ施工状态

结构自重

履带吊①=500kN

履带吊吊装钢管桩①+④=523kN

履带吊吊装贝雷梁①+⑤=527kN，作为CASE1.1

履带吊+平板车运输贝雷梁①+③+⑤=557kN

履带吊+平板车运输6根钢管桩①+③+6×

④=668kN，作为CASE1.2

多年平均海平面0.065m，对应波浪、潮流作用和6级大风

Ⅱ工作状态

履带吊吊装模板①+⑦=580kN

履带吊，考虑最大吊重20t，①+20t=700kN，

作为CASE2.1

罐车空车荷载②=140kN

满载罐车荷载②+⑩=356kN，

作为CASE2.2

满载罐车荷载②+⑩，同时罐车空车会车②=496kN，

作为CASE2.3不能会车

平板车运输冲击钻钻头③+⑧=150kN

平板车运输牙轮钻钻头③+⑨=230kN，作为CASE2.3

牙轮钻整体行走⑨=350kN，作为CASE2.4

满载罐车荷载+平板车运输钢筋笼②+⑩+③+⑥=436kN，作为CASE2.5

平均高潮位0.55m，对应波浪、潮流作用和8级大风

Ⅲ非工作状态

—

平均高潮位0.55m，对应波浪、潮流作用和12级台风

此处施工状态指在浅滩位置采用履带吊在岸边或已完成栈桥上进行逐跨打设钢管桩和吊装上部结构。

在深水位置采用履带吊在驳船进行打设钢管桩和吊装上部结构，更为安全，不必分析。

每种工况再分为车辆荷载作用在跨中位置获得正弯矩最大，标识为“a”；

车辆荷载作用在支点附近获得负弯矩、支反力最大，标识为“b”。

50t履带吊吊装作业时，考虑1.10动荷载系数；

平板车运输车和混凝土罐车在行驶，考虑1.15动荷载系数；

若平板车运输车处于静止状态，不考虑动荷载系数。

冲击系数按下式计算。

图2各工况车辆布置示意图

3单项荷载计算

3.1恒载

结构自重按实际重量计算，栈桥上部结构（贝雷片以上部分）的自重，由ANSYS计算得到13.5kN/m。

3.2施工荷载

1）主要施工车辆

表2施工车辆荷载

施工车辆

货物

荷载组合

①50t履带吊徐工QUY50自重500kN

②9m3罐车空车自重140kN

③平板车自重30kN

④钢管桩按最长15m计算，钢管桩自重取23kN

⑤15m长双拼贝雷梁最大自重为27kN

⑥平板车运输钢筋笼12m，钢筋笼最大自重为50kN

⑦墩身模板最重为80kN

⑧运输冲击钻钻头，冲击钻钻头最大120kN，桅杆和冲击梁总重100kN

⑨运输牙轮钻钻头，牙轮钻总重350kN

⑩9m3砼重216kN

履带吊吊装贝雷梁①+⑤=527kN

履带吊，考虑最大吊重20t，①+20t=700kN

满载罐车荷载②+⑩=356kN

满载罐车荷载②+⑩，同时罐车空车会车②=496kN

平板车运输牙轮钻钻头③+⑨=230kN

牙轮钻整体行走⑨=350kN

④=668kN

满载罐车荷载+平板车运输钢筋笼②+⑩+③+⑥=436kN

施工车辆布载时，一跨内同方向最多只布置一辆重车。

考虑栈桥宽度，跨内不能与空车会车，只能在钻孔平台处会车，因此，会车不作验算工况。

平板车、罐车行驶速度限制在20km/h，履带吊车行驶速度限制在5km/h，考虑车辆冲击系数，禁止在桥上急刹车，不考虑汽车制动力。

栈桥上不得堆放施工材料等，以免引起车辆偏载。

2）其它荷载

原资料中施工荷载及人群荷载：

4KN/m2，本计算不考虑。

3.3气象水文环境

1）潮位

平均高潮位0.55m，平均低潮位－0.44m，多年平均海平面0.065m。

2）水流力

长岛海域的潮流，主要水道多为东西流，港湾多为回湾流，北部海区水流速一般在1.20m/s左右，据此计算水流力。

根据《港口工程荷载规范》，港口工程的水流压力为：

Fw=Cwm1m2ρV2A/2

其中：

Fw—为水流压力，kN

Cw—为水流阻力系数，圆形截面取0.73，I形取2.07

m1—为遮流影响系数，取前钢管桩1.0，后钢管桩0.56

m2—为淹没深度影响系数，取1.0

ρ—为水密度t/m3，海水取1.025

V—为水流设计速度，m/s

A—为计算构件在与流向垂直平面上的投影面积，m2

表3水流力计算值（kN/m）

受力构件

水流速1.20m/s时

φ630mm钢管桩

前钢管桩0.34，后钢管桩0.19

钢管桩平联[14a

0.09

3）波浪力

根据该平台区域的波浪要素，钢管桩和钢护筒的直径与波长之比D/L均小于0.2，故采用莫里森方程（MorisonEquation）计算波浪力。

Morison公式的第一项

称为阻力项，它是由于流体的粘性效应造成的，通常认为阻力与流体的质点速度平方成正比；

第二项

称为惯性力项，与流体的质点加速度成正比。

式中，

是阻力系数，

是惯性力系数，取

=0.7，

=2.0，D和A是圆柱体直径和截面积，

、

是流体的质点速度和加速度，可根据Stokes五阶波理论计算，公式如下：

，

为波数，

。

取用25年一遇的波浪参数，H1/3=0.93m，采用理论公式计算波浪力后，将波浪力的荷载作用等效转化到模型结构上的作用力进行计算。

波浪力荷载的计算结果见表4。

表4波浪力计算值（kN/m）

平均高潮位+0.55m时

多年平均海平面+0.065m

1.856

1.670

0.138

0.124

4）风荷载

根据《港口工程荷载规范》，港口工程的风压力为：

Wk=μSμτW0

其中，Wk—为港口工程结构风压力，Kpa

μS—为风载体型系数，型钢纵横梁取1.30，钢管桩取0.80，贝雷片对单组的杆件取1.30，共3组。

μτ—为风压高度变化系数，取1.0

W0—为基本风压，Kpa；

W0=V2/1600，V为港口附近的空旷平坦地面，离地10m高30年一遇10min平均最大风速，m/s。

烟台的基本风压为0.55kPa，对应风速29.7m/s。

地区最大风速记录为40m/s，过于偏大。

综合考虑以12级台风为最大设计风速。

表5计算风荷载

类别

风速V（m/s）

风压力（kPa）

风速6级强风

10.8～13.8，取中数12.0

贝雷片、型钢0.21，钢管桩0.13

风速8级大风

17.2～20.7，取中数19.0

贝雷片、型钢0.29，钢管桩0.18

风速12级台风

32.7～36.9，取中数33.0

贝雷片、型钢0.88，钢管桩0.54

5）冰冻期冰对钢管桩的挤压力（咱不考虑）

根据《港口工程荷载规范》，港口工程的冰挤压力为：

FI=mAbhRy

FI—为港口工程结构的冰挤压力，kN

m—为桩或墩迎冰面形状系数，圆形取0.9

A—为冰温系数，取A=2.0（冰温-10℃时）

b—为桩或墩迎冰面投影宽度

h—为冰厚，m

Ry—为冰的抗压强度标准值，Kpa

根据南北长山联岛大桥工程施工招标文件-基础资料提供的数据,对h、Ry取沿岸海区20年一遇分别为0.122m、735Kpa。

则

FI=mAbhRy=0.9×

2.0×

0.63×

0.122×

735=102kN/m

4有限元模型

1～2跨栈桥模型适用于施工状态，6跨栈桥模型适用于工作状态。

图3有限元模型（1跨）

图4有限元模型（6跨）

图5贝雷片模型

表6构件与单元类型

单元类型

模拟的构件

梁单元beam4

贝雷梁及花架、所有型钢构件

梁单元beam188

钢管桩

壳单元shell63

钢面板

15m栈桥的分析结果与评价

贝雷片杆件的力学特性如下，取屈服强度350MPa作为验算标准。

Q235钢材的屈服强度为235MPa，按照极限状态法设计，其设计强度下表所示。

钢材属于各向同性材料，适用于第四屈服准则，即VonMises屈服准则，要求VonMises等效应力小于屈服强度，公式如下：

板单元Shell63、梁单元beam188可以显示单元外形，提取VonMises等效应力进行验算；

梁单元beam4不能真实显示单元截面轮廓，仍然采用单元截面边缘应力组合值NMσ±

σ进行验算。

容许应力取屈服强度235MPa。

5.1变形验算

根据规范JTJ025-86中1.1.5条的规定，钢桁架简支梁、连续梁其容许挠度为L/800，采用平板挂车或履带车验算时，容许竖向挠度可增加20%，对于临时施工结果，容许竖向挠度还可以放松要求，取容许值1.2×

L/500=36mm。

从可知，栈桥的刚度（变形）验算通过。

表7变形验算

UY=-12.9～+8.4mm，极值12.9mm<

36mm，满足要求。

UY=-13.9～+1.0mm，极值13.9mm<

图6施工状态结构位移UY

图7工作状态结构位移UY

5.2应力验算

钢面板的VonMises等效应力极值17.5MPa，远小于屈服强度值，应力验算通过，构件

具有足够的强度。

图8钢面板的VonMises等效应力（Pa）

I12.6分布纵梁的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[43，-36]MPa之间，小于屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图9分布纵梁的截面最大应力SMAX和SMIN（

Pa）

I16分布横梁的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[105，-103]MPa之间，小于屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图10分布横梁的截面最大应力SMAX和SMIN（

I32a横垫梁的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[54，-53]MPa之间，均小于材料屈服强度，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图11横垫梁的截面最大应力SMAX和SMIN（

2I40a纵垫梁的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[41，-41]MPa之间，均小于材料屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图12纵垫梁的截面最大应力SMAX和SMIN（

桩间联系[14a的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[119，-138]MPa之间，小于材料屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图13桩间联系的截面最大应力SMAX和SMIN（

钢管桩的VonMises等效应力极值39MPa，远小于屈服强度值，应力验算通过，构件

在钢管桩顶横梁处设置竖向支座，只提供竖支反力，以及承受风力、波流合力和冰压力等，因此，应力水平很低，具有足够的强度。

图14钢面板的VonMises等效应力（Pa）

贝雷梁上弦杆的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[57，-53]MPa之间，小于材料屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图15贝雷梁上弦杆的截面最大应力SMAX和SMIN（

贝雷梁下弦杆的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[143，-94]MPa之间，小于材料屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图16贝雷梁下弦杆的截面最大应力SMAX和SMIN（

贝雷梁竖杆的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[137，-201]MPa之间，小于材料屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图17贝雷梁竖杆的截面最大应力SMAX和SMIN（

贝雷梁斜杆的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[108，-109]MPa之间，小于材料屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图18贝雷梁斜杆的截面最大应力SMAX和SMIN（

贝雷梁插销的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[152，-185]MPa之间，小于材料屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图19贝雷梁插销的截面最大应力SMAX和SMIN（

贝雷梁支承架的截面应力极值[NMIS13MAX，NMIS24MIN]在[13，-28]MPa之间，远小于材料屈服强度值，应力验算通过，构件具有足够的强度。

图20贝雷梁支承架的截面最大应力SMAX和SMIN（

5.3桩基承载力分析

三种状态下单根钢管桩的支承反力见表8，极值为371kN。

钢管桩按摩擦桩设计，单根钢管桩的支承反力按371kN控制，实际施工时以振动锤的锤击力确定钢管桩的入土深度，不宜小于设计入土深度。

表8单桩支反力要求

单桩支反力极值为304kN，发生在CASE11b2

单桩支反力极值为371kN，发生在CASE21b1

单桩支反力极值为174kN，发生在CASE3

5.4稳定性分析

特征值失稳是结构理论分析结果，考虑结构材料弹塑性、几何非线性和结构初始缺陷后，发生失稳时的荷载倍数要小于特征值。

表9说明，在浅滩位置采用履带吊在岸边或已完成栈桥上进行逐跨打设钢管桩和吊装上部结构的施工状态，只有1跨、2跨栈桥，令桩顶负弯矩极大时，钢管桩间的联系杆会发生面外失稳，引起贝雷片侧倾。

因此，要求在起始1跨～2跨栈桥施工时，履带吊尽量驻位于跨中，平稳吊装贝雷梁。

栈桥处于工作状态时、非工作状态，屈曲特征值均在3.5以上，对于临时施工结构而言，稳定性满足要求。

表9特征值失稳

结构状态

验算工况

特征值

失稳模态

CASE11b1

CASE11b2

1.8301

2.4801

2.7639

2.0177

2.2223

3.7974

钢管桩间的联系杆发生面外失稳，附带贝雷片侧倾

/

CASE21a1

CASE21b1

3.5168

3.7031

3.9144

3.9212

5.3300

5.5129

桥面系分配横梁发生侧倾失稳

桥面系分配纵梁发生侧倾失稳

CASE3

7.5327

7.6525

7.6844

钢管桩间的联系杆发生面外失稳

同上

图21特征失稳模态CASE11b1

图22特征失稳模态CASE11b2

图23特征失稳模态CASE21a1

图24特征失稳模态CASE3

6简化分析

为了印证前述分析，将贝雷梁简化为一根梁，建立宏观的分析模型，分析软件为理工工具箱。

在第5节分析基础上，选取几个偏危险工况，计算结果一览见表10。

双排单层贝雷梁的容许内力值：

[M]=1576.4kN.m，[Q]=490.5kN，则本栈桥的容许弯矩为4729kN.m，容许剪力为1472kN。

最大弯矩值2088kN.m，占容许值的44%；

最大剪力值611kN.m，占容许值的442%，可见，本栈桥安全系数在2.0以上，富裕安全。

表10强度验算

弯矩包络值kN.m

剪力包络值kN

CASE11a

-243～+2088

-426～+355

-598～+316

-409～+393

-1468～+2085

-611～+364

-689～+338

-504～+487

容许值

4729

1472

图25内力包络图

通过简化宏观分析和精细空间分析，可知，贝雷梁的强度、刚度验算通过。

7结论

本栈桥的刚度（变形）、强度（应力）验算均通过，结构是安全的，富裕度较大。

在浅滩位置采用履带吊在岸边或已完成栈桥上进行逐跨打设钢管桩和吊装上部结构的施工状态，只有1跨、2跨栈桥，令桩顶负弯矩极大时，钢管桩间的联系杆会发生面外失稳，引起贝雷片侧倾。

钢管桩按摩擦桩设计，单根钢管桩的支承反力按371kN控制，实际施工时以振动锤的锤击力确定钢管桩的入土深度。

8扩展计算：

栈桥钢管桩承载力计算

依据《建筑桩基技术规范》JGJ94-2008第5.3.7条规定，钢管桩竖向极限承载力标准值计算公式为：

本计算书参考5号墩位置地质勘探的地层地质状况进行验算。

由地质柱状图（后附）可知，第一层地质状况为素填土，黄褐色，松散，以粘性土为主，局部碎石含量较高，混沙砾，本层地质不稳定，对于钢管桩的承载力忽略不计；

第二层为地质状况为碎石土，灰褐色～青灰色，松散，岩芯以碎石为主，磨圆度较差，局部混沙砾，终端土的承载力基本允许值为180kPa，桩侧土的极限摩阻力标准值为60kPa，分层厚度3.9m；

第三层为地质状况为砾石层，灰褐色～灰白色，松散，颗粒不均匀，级配较好，磨圆度较好，局部混风化砂，终端土的承载力基本允许值为200kPa，桩侧土的极限摩阻力标准值为65kPa，分层厚度3.6m。

栈桥设计中，单根钢管桩底地基承载力为371KN,考虑1.3的安全系数，则Quk≥1.3×

371=482.3KN

假定第二层土对钢管桩的承载力即可满足设计要求，入土深度为h，则Quk=3.142×

60×

h+0.16×

（h/0.63）×

180×

3.142×

（0.63/2）2

求得h=3.63m＜3.9m（层厚）

可知本层土的桩基承载力即可满足要求，入层深度为3.63m。

为保证安全考虑冲刷层厚3m，故桩长为6.63m。

本工程栈桥实际施工时，钢管桩最小入土深度大于7m（按7m计算），则Quk实≥3.142×

[60×

3.9+65×

（7-3.9）]+0.16×

[（7-3.9）/0.63]×

200×

（0.63/2）2=681.95≥1.3×

351=456.3KN（允许承载力）

施工满足要求。

结论：

可知实际施工过程中的钢管桩入土深度满足要求。