顶推导梁计算单Word格式文档下载.docx

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因此，整个体系的荷载由钢箱梁自重、导梁自重、联结系自重三部分组成，如下表所示：

导梁荷载表

项目

导梁自重

联结系自重

荷载

177.76KN/m

159.25KN/m

152.78KN/m

自动计入

30/个

在计算中，钢箱梁自重按均布荷载布置，导梁自重由系统根据截面自动计算，联结系自重按集中荷载作用于导梁上，对于其他的不确定荷载按导梁自重的1.4倍考虑。

三、导梁计算

1、总体结构计算：

导梁结构的计算采用Sap2000有限元计算分析程序进行，起始计算工况为钢箱梁顶推到达B临时墩后，导梁悬臂长度为0m；

以后依次为导梁悬臂长度从0m～48m，每三米为一个计算工况；

当导梁到达B临时墩前，整个系统悬臂最长，导梁前端挠度最大，因此单独设置一个工况。

如图二（单位mm）所示。

拟定导梁截面（见导梁截面特性总汇表）建立模型进行计算，根据各种工况作用下统计导梁所受的内力，找出每个截面所受的最大内力进行验算（见导梁各截面最大内力统计表）。

钢箱梁按等截面计算，截面特性如下：

A＝1.168m2，Ix＝2.594m4，Iy＝30m4，Wx＝1.134m3，Wy＝2.926m3。

导梁截面特性总汇表（单位：

mm）

节点号

3

4

5

6

7

H

1000

1192

1385

1577

1796

1962

2154

B

460

560

640

680

700

720

760

tw

16

tf

28

36

A

40864

49536

57104

62416

67040

82080

88032

Ix

7.207E+09

1.258E+10

1.963E+10

2.754E+10

3.766E+10

5.708E+10

7.34E+10

Wx

1.441E+07

2.110E+07

2.835E+07

3.492E+07

4.194E+07

5.818E+07

6.816E+07

Sx

8.042E+06

1.171E+07

1.569E+07

1.937E+07

2.338E+07

3.211E+07

3.764E+07

8

9

10

11

12

13

14

2346

2539

2701

2923

3115

3308

3500

800

850

24

40

46

91104

103344

105936

109488

116560

119648

159992

8.868E+10

1.197E+11

1.373E+11

1.636E+11

1.98E+11

2.264E+11

3.124E+11

7.560E+07

9.433E+07

1.017E+08

1.120E+08

1.271E+08

1.369E+08

1.785E+08

5.208E+07

5.632E+07

6.229E+07

7.070E+07

7.640E+07

1.024E+08

15

17

导梁截面最大内力汇总表（单位：

N，mm）

工况

一

二

三

Mmax

2.132E+09

4.159E+09

5.978E+09

7.670E+09

9.343E+09

1.122E+10

σmax

50.51

73.36

85.59

91.45

80.29

82.31

QM

6.941E+05

5.567E+05

5.857E+05

5.413E+05

6.664E+05

8.457E+05

τ

20.19

13.91

12.88

10.50

11.71

13.55

四

五

六

七

Qmax

7.259E+05

9.010E+05

1.072E+06

1.300E+06

1.523E+06

1.797E+06

2.059E+06

τmax

25.31

26.21

26.78

28.58

29.55

31.59

33.00

MQ

1.361E+08

3.764E+08

8.253E+08

1.401E+09

2.210E+09

3.187E+09

σ

3.22

6.64

11.82

16.70

18.99

23.38

1.358E+10

1.617E+10

1.892E+10

2.227E+10

2.586E+10

2.965E+10

3.412E+10

89.81

85.71

93.05

99.45

101.70

108.30

95.57

7.540E+05

9.580E+05

1.155E+06

1.080E+06

1.296E+06

1.564E+06

1.440E+06

11.14

13.02

14.80

12.85

14.46

16.49

9.83

八

九

十

十一

十二

十三

十四

2.370E+06

2.668E+06

3.009E+06

3.331E+06

3.696E+06

4.044E+06

4.427E+06

35.03

36.26

38.57

39.63

41.23

42.64

30.22

4.43E+09

5.871E+09

7.601E+09

9.551E+09

1.182E+10

1.434E+10

1.721E+10

29.33

31.12

37.38

42.65

46.48

52.38

48.20

3.879E+10

4.347E+10

4.922E+10

108.65

121.75

137.86

1.710E+06

1.969E+06

1.866E+06

11.67

13.44

12.74

十五

十六

十七

4.787E+06

5.196E+06

5.628E+06

32.68

35.47

38.42

2.04E+10

2.394E+10

2.782E+10

57.05

67.05

77.92

由导梁内力表中可见，导梁最大应力在根部出现，σmax＝137.86Mpa，没有超过规范容许应力[σ]=180Mpa（《公路桥涵钢结构计及木结构设计规

范》JTJ025－86）。

导梁前端最大挠度f＝760mm。

因此，导梁结构采用上述截面是满足使用要求的。

2、整体稳定验算

导梁主体为受弯构件，受压翼缘在最大应力状态下同受压构件一样，可能出现失稳现象。

因此，必须验算受压翼缘的整体稳定性。

根据《钢结构设计规范》（GB50017-2003），在最大刚度主平面内受弯的构件，整体稳定性验算按下式计算：

（1）

翼缘最大应力发生在导梁支撑于临时墩上悬臂24m时的导梁与钢箱梁连接处，因此整体稳定系数φb应按下式计算：

（2）

其中：

βb——梁整体稳定的等效临界弯矩系数，本导梁应接近第8类，取1.2；

λy——梁在侧向支撑点间对截面弱轴的长细比，

；

Iy=4.712×

109mm4，A＝159992mm2，

l1——联结系中心线间距；

h、t1——梁截面的全高和受压翼缘厚度，h=3500mm，t1=46mm；

ηb——截面不对称影响系数，对于双轴对称截面ηb=0；

由此，计算φb=9.09>

0.6，所以按下式计算：

取φb＇＝1.0，则有：

因此，整体稳定性是满足要求的。

导梁的整体稳定性是通过导梁之间的横向联结系来保证的。

横向联结系的支撑力是将受压翼缘看作轴心受压杆件来计算的。

由于导梁为变截面，而根部12m范围内的截面变化不大，且受力较大，因此以此段为基础进行计算。

如图1所示，在根部12m范围内设置2道横向联结系，则支撑力为：

N——翼缘压力，N=850×

46×

160=625.6t；

ｍ——支撑数量，m=2

因此，可以采用万能杆件2N4就可以满足要求。

3、局部稳定验算

当导梁截面腹板的高厚比较大时，即使整体截面的抗弯、抗剪满足要求，腹板截面局部在弯、剪共同作用下有可能发生失稳，从而导致整体截面破坏。

因此，必须验算截面的局部稳定。

（1）、在导梁根部出现了较大的弯矩和剪力，先对此截面在最大弯矩的作用下进行验算。

如图3所示，

Mmax＝4.92×

1010N.mm，QM＝1.866×

106N

腹板高度h0＝3408mm，高厚比

所以，除了在腹板两侧布置横向加劲肋外，还应在翼缘附近布置纵向加劲肋，如图3所示。

A、受压翼缘与纵向加劲肋之间的区格

临界应力计算：

a、临界正应力

h1＝770-46＝724mm，fy＝345Mpa

σcr1＝f＝200Mpa

b、临界剪应力

a/h0=2000/3500=0.571<

因此，τcr1=fv=113Mpa

满足要求。

B、受拉翼缘与纵向加劲肋之间的区格

h2＝3500-770-46＝2684mm，

σcr2＝f＝200Mpa

（2）、截面在最大剪应力时的腹板局部稳定验算

Qmax＝5.628×

106N，MQ＝-2.782×

1010N.mm，N＝5.628×

106N；

加劲肋布置同图3。

c、临界局部压应力

c、临界局部压应力

1.5

（3）、在只有横向加劲肋，而无纵向加劲肋处，在最大弯矩作用下的腹板局部稳定验算。

如图4所示：

Mmax＝7.67×

109N.mm，QM＝5.413×

105N

腹板高度h0＝1740mm，高厚比

所以，在腹板两侧需布置横向加劲肋，如图4所示。

a/h0=3000/1740=1.724>

1.0

因此，

（4）、仅有横向加劲肋时，最大剪应力下的腹板局部稳定验算，如图4所示。

Qmax＝1.523×

106N，MQ＝-1.401×

109N.mm，N＝1.523×

临界正应力和临界剪应力同上；

a/h0=3000/1740=1.724<

2.0

由以上可以看出，所布置的加劲肋均能满足受力要求。

对于高度比较小的截面，按照构造要求布置，横向加劲肋间距应<

2h0。

四、总结

通过以上计算可以看出，根据整个施工过程中导梁的受力特性来进行截面配置是比较优化的方法，既可以满足受力要求，又可以节约材料。

由于导梁截面腹板的高厚比很大，在较大受力状态下将会出现局部失稳，因此对于腹板需要增加加劲板，以满足局部稳定需要。

对于导梁的整体稳定，主要是受压翼缘在弯矩较大情况下表现出和轴心受压构件相同的失稳模式，因此需要增加侧向支撑来减小受压翼缘的自由长度，从而满足受压翼缘的整体稳定需要。

参考书目：

《钢结构设计规范》（GB50017-2003）

《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》（JTJ026-86）

《钢结构－原理与设计》（清华大学出版社，王国周、瞿履谦主编）