兴化杭州路大桥液压自动化爬升模板系统结构设计复核计算报告Word文件下载.docx
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《钢结构用高强度大六角头螺栓》（GB/T1228-2006）
2液压自爬升模板系统架体结构计算的相关参数
2.1液压自爬升模板系统基本参数
（1）架体系统：
架体支承跨度：
≤6米（相邻埋件点之间水平距离）；
外架体高度：
约13.5米；
外架体宽度：
主平台2.70m，上平台1.20米、中、下平台1.20米；
（2）液压升降系统
额定工作压力：
25MPa；
油缸行程：
400mm；
伸出速度：
外墙油缸380mm/min；
（依配用的控制台型号和顶升油缸的数量的多少其值略有所差别）
顶升油缸额定推力：
100kN；
串联双油缸不同步差:
≤20mm.
（3）爬升机构
爬升机构有自动导向、液压升降、自动复位的锁定机构，能实现架体与导轨互爬的功能。
2.2液压自爬升模板系统关键计算参数
（1）塔肢内侧外墙液压自爬模各操作平台的设计施工荷载为:
模板，浇筑，钢筋绑扎工作平台最大允许承载3kN/m2
爬升装置工作平台最大允许承载1.5kN/m2
模板后移及倾斜操作主平台最大允许承载1.5kN/m2
电梯人口平台最大允许承载1.0kN/m2
系统工作平台总体额定承载能力（按顶层计）3.0kN/m2
（2）爬模整体提升，同一榀爬架提升机位间同步差控制在20mm以内。
（3）爬模的每根液压缸的推力为100kN（即10t）。
（4）自爬模爬升时，结构砼抗压强度不低于15MPa。
3液压自爬升模板系统架体结构计算
3.1结构计算基本数据的确定
核算部位的确定：
按塔肢倾斜形状，塔身内侧爬模工作状态最为恶劣，如塔身内侧爬模满足要求，其它面的爬模也必满足要求，故只需计算外侧爬模是否满足要求：
而内侧爬模系统是由两个对称的二个爬升机位组成，按浇筑施工程序，标准层浇筑高度4500mm，要求相应削减因倾斜向上而收缩的模板宽度，最大的一块模板为5500mm，高度为4950mm。
取最大面积为5.5x4.95=27.225平方米的模板来进行验算。
这块模板重量最大，若它满足设计要求，其它就都能满足要求。
以下按二个机位一起顶升这块大模板来验算其支撑能力。
为确保液压爬模架体的受力状态充分满足本工程的需要，塔肢的倾斜度按照1：
2.761的斜度计算。
该计算结果如能通过复核，在实际施工中液压爬模安全系数将大幅提高。
图3-1顺桥向内侧面爬模架体简图
3.1.1恒载计算
外爬架的横载包括脚手板自重、模板自重、外架自重。
.脚手板自重W1：
由图纸可知脚手板共分五层，上层1-2层长5.5米，宽1.6米，面积为：
A=5.5×
1.6=8.8m2
主平台宽度长5.5米，宽2.7米,面积为：
2.7=14.85m2
-1层平台宽度长5.5米，宽2.2米,面积为：
2.2=12.1m2
-2层平台宽度长5.5米，宽1.5米,面积为：
1.5=8.25m2
所以整个单面架子脚手板总平方数：
A1=8.8+14.85+12.1+8.25=44平方
查木材比重
（含水率15%）为0.4-0.75吨/立方,取平均值为0.57吨/立方
木板选用厚度为4cm的板材
木板总重量为44×
0.04×
0.57=1.003吨=10kN
W1=分摊到每个机位的木板重量为10kN/2=5kN
b.模板的自重W2：
模板标准重量为：
72kg/m2，面积A=27.225m2
（每平方模板含木梁四根共计25.6kg，[14a背楞两根共计29.07kg，WISA面板14.81kg，小配件计2.5kg，以上合计72kg/m2）
模板自重为72×
27.225=19.6kN
此处设有二个后移装置，间距近似相等，所以每个后移装置承重:
W2=（72×
27.225/2）×
9.8/4.95=0.194t/m
自重由程序自动加载
c.外架自重W3：
由图纸可查得每个机位爬模架自重（不含导轨和埋件支座及埋件总成）18kN，机位间联系机构（栏杆，剪刀撑，跳板支承等）9.211kN（见下表），所以：
W3=18+9.211/2=22.61（kN）
每个机位的永久荷载总重：
W0=W1+W2+W3=5+19.6+22.61=47.21kN
则设计恒荷载为：
W=W0×
1.2=56.65kN
式中1.2为荷载分项系数。
横桥向联系结构重量统计表
名称
材料
长度
数量
重量
上平台护栏
φ48×
3.5
5.5米
6根
125.4kg
中平台护栏
4根
83.6kg
下平台护栏
上平台剪刀撑
6米
91.2kg
中平台剪刀撑
3.2米
8根
97.3kg
跳板支撑
[9.7
440kg
合计
921.1kg=9.211kN
3.1.2活载计算
施工期间，主要使用的平台为钢筋绑扎工作平台，该平台要承受钢筋的临时荷载及施工人员活载。
主要施工层为两层:
浇筑、钢筋绑扎工作平台（面积：
5.5×
1.6）最大承载3kN/m2，模板后移及倾斜操作主平台（面积5.5×
2.7）最大承载1.5kN/m2。
工况一：
在非工作状态下使用工况下（钢筋施工阶段），顶层平台承受临时施工荷载，其它平台均无施工荷载，施工荷载计算如下：
浇筑、钢筋绑扎工作平台：
K1=3×
1.6=26.4（kN）
上平台架体横桥向面共二榀，每榀有2个节点与上平台联接。
因此K1节点=26.4/4=6.6kN
工况二：
模板后移，架体处于待爬升状态。
主平台承受受施工荷载。
在升降工况下，施工荷载按1.5kN/m2计算。
模板后移及倾斜操作主平台施工荷载：
K2=1.5×
2.7=22.275（kN）
主平台下的下架体横桥向共二榀，二道底梁，共可视为4个节点。
每个节点受力为K2节点=22.275kN/4=5.57kN
工况三：
浇筑砼期间，模板承受砼侧压力，架体各层平台均无施工荷载载作用。
3.1.3风荷载计算
风载计算可以按建筑施工荷载规范进行计算：
ωk=0.7μsμzωO
式中，
ωk-------------------风荷载标准值
μs-------------------风荷载的体形系数；
背靠的桥墩全封闭，爬架自主平台以下外挂密目网，主平台以上外挂大眼网。
挡风系数φ=1，因而风荷载的体形系数为1
μz------------------风荷载的高度变化系数；
地面按D类80m高空μz=1.05
ωO-----------------基本风压（kN/m2）；
按国家公布的全国基本风压分布图，取兴化市100年一遇风压即ωO=0.45kN/㎡
风荷载标准值：
ωk=0.7μsμzωO=0.7*1*1.05*0.45=0.33kN/㎡
上架体承受风载标准值：
Fwh上=0.33*5.5*4.5=8.16kN
横桥向面上架体共2榀，每榀上围护钢管连接节点共5个，上架体部分分配到每个节点上的风载为上节点Q1=8.16/10=0.816kN
下架体部分高度为6米，宽度为5.5米，下架体承受风载标准值Fwh下=0.33*5.5*6=10.89kN
横桥向面下架体共2榀，每榀上围护钢管连接节点共8个。
下架体部分分配到每个节点上的风载为Q2下节点=10.89/16=0.68kN
风荷载加载如下：
图3-3风载在架体上的加载图
3.1.4混凝土压力
由于模板倾斜，新浇筑的混凝土对模板有竖向压力，其值与混凝土的有效高度有关。
对于本工程来说，二榀桁架间最大承压宽度为5.5/2=2.75m，因此：
W=Fb=26×
2.75×
1.63×
0.98/2*4.95=11.53kN/m
加载如下:
图3-4砼浇筑对主背楞的加载图
3.2计算工况及计算简图
本报告共进行三种工况的验算，同时每种工况又分为有风和无风情况，分别为：
绑筋状态验算
工况一
（1）：
绑筋无风状态（1.2×
结构自重+1.0×
钢筋绑扎荷载+1.0×
脚手板自重+1.0×
模板自重）
图3-5绑筋无风状态的加载图
工况一
（2）：
绑筋状态+风荷载（1.2×
模板自重+1.0×
风荷载）
式中1.2为结构自重放大系数。
在工况一状态下风载及施工荷载在架体上的分配简图如下：
图3-6绑筋有风状态的加载图
静止状态验算
工况二
（1）：
非工作状态（1.2×
主平台荷载+1.0×
图3-7静止无风状态的加载图
工况二
（2）：
非工作状态+风荷载（1.2×
在工况二状态下风载及施工荷载在架体上的分配简图如下：
图3-8静止有风状态的加载图
浇筑状态验算
工况三
（1）：
浇筑状态（1.2×
混凝土压力+1.0×
图3-9浇筑无风状态的加载图
工况三
（2）：
浇筑状态+风荷载（1.2×
风荷载）式中1.2为结构自重放大系数。
在工况三浇筑状态下风载及混凝土压力在架体上的分配简图如下：
图3-10浇筑有风状态的加载图
4斜爬的空间有限元仿真分析
该爬模的计算简图如下图所示。
模型中共有9种截面类型，上平台4种，下平台4种，另外还有一种平台横梁截面。
根据这些截面，在Midas中建立如图所示的模型。
图4-2斜爬模的Midas模型
规格杆件规格及相关参数见表4-1。
表4-1各杆件规范及相关参数
杆件号
规格
面积
I/mm4
回转半径/mm
杆件最大长度
长细比
稳定系数
1
方管80×
80×
4
1216
1.17E+06
31.1
1460
47.0
0.87
2
][14a槽
3656
1.12E+07
55.3
3000
54.3
0.835
3
圆管89×
1068
29.8
2600
86.4
0.645
][16a槽
4340
1.72E+07
62.9
938
14.9
0.983
5
][18a槽
5082
2.52E+07
70.5
13.3
0.987
6
圆管
165×
2513
8.05E+06
56.6
4015
70.9
0.751
7
][22a槽
6300
4.75E+07
86.8
3600
41.5
0.895
8
方管100×
100×
1536
2.36E+06
39.2
102.4
0.542
9
H型钢200×
200×
8×
12
6428
4.77E+07
86.1
2200
25.5
0.951
4.1工况一：
静止状态计算
此工况包括两个子工况：
静止状态
静止状态+百年一遇风荷载
工况一
（1）下的荷载作用形式见上图3-5。
经Midas计算，得到各杆件应力如图4-4所示。
图4-4工况一
（1）下爬模各杆件应力图（单位：
N/mm2）
从上图可知，所有杆件最大拉应力为43N/mm2，最大压应力为16.8N/mm2，均小于强度设计值[f]=215N/mm2，因此满足要求。
该工况下的变形如下图所示。
图4-5工况一
（1）下的变形图（单位：
mm）
由上图可知，该工况下最大变形为3.25mm.满足要求。
该工况下的反力如下图所示。
图4-6工况一
（1）下反力图（单位：
kN）
由上图可知，该工况下的最大竖向反力为18.08kN，上面支座在水平方向受拉，最大拉力为12.6KN。
工况一
（2）下的荷载作用形式见下图3-6。
Q1=0.82kN；
Q2=0.68kN。
经Midas计算，得到各杆件应力如图4-6所示。
图4-8工况一
（2）下爬模各杆件应力图（单位：
从上图可知，所有杆件最大拉应力为42.6N/mm2，最大压应力为48.1N/mm2，小于强度设计值[f]=215N/mm2。
满足要求.
图4-9工况一
（2）下的变形图（单位：
由上图可知，该工况下最大变形为7.65mm满足要求。
图4-10工况一
（2）下反力图（单位：
由上图可知，该工况下的最大反力为22.54kN
4.2工况二：
非工作状态
非工作状态+百年一遇风荷载
工况二
（1）下的荷载作用形式见上图3-7。
经Midas计算，得到各杆件应力如图4-8所示。
图4-12工况二
（1）下爬模各杆件应力图（单位：
从上图可知，所有杆件最大拉应力为15.2N/mm2，最大压应力为8.86N/mm2，均小于强度设计值[f]=215N/mm2，因此满足要求。
图4-13工况二
（1）下的变形图（单位：
由上图可知，该工况下最大变形为0.6mm满足要求。
图4-14工况二
（1）下反力图（单位：
由上图可知，该工况下的最大竖向反力为9.8kN，上面支座在水平方向受拉，最大拉力为8.95kN，
工况二
（2）下的荷载作用形式见上图3-8。
经Midas计算，得到各杆件应力如图4-10所示。
图4-16工况二
（2）下爬模各杆件应力图（单位：
从上图可知，所有杆件最大拉应力为41.7N/mm2，最大压应力为48.2N/mm2，小于强度设计值[f]=215N/mm2。
图4-17工况二
（2）下的变形图（单位：
由上图可知，该工况下最大变形为0.8mm，满足要求。
图4-18工况二
（2）下反力图（单位：
由上图可知，该工况下的最大反力为13.08kN
4.3工况三：
浇筑状态
浇筑状态+百年一遇风荷载（因在大风状态下不进行砼施工,本状态不核算,）
工况三
（1）下的荷载作用形式见上图3-9。
经Midas计算，得到各杆件应力如图4-12所示。
图4-20工况三
（1）下爬模各杆件应力图（单位：
从上图可知，所有杆件最大拉应力为126.75N/mm2，最大压应力为78.03N/mm2，小于强度设计值[f]=215N/mm2。
满足要求
图4-21工况三
（1）下的变形图（单位：
由上图可知，该工况下最大变形为6.27mm，满足要求。
图4-22工况三
（1）下反力图（单位：
由上图可知，该工况下的最大竖向反力为163.7kN
浇筑状态+百年一遇风荷载（本工况下禁止砼浇筑，但可验算参照）
单个埋件的抗拔力计算
根据《建筑施工计算手册》,按锚板锚固锥体破坏计算
埋件的锚固强度如下:
假定埋件到基础边缘有足够的距离，锚板螺栓在轴向力F作用下，螺栓及其周围的混凝土以圆锥台形从基础中拔出破坏（见右图）。
分析可知,沿破裂面作用有切向应力τs和法向应力δs,由力系平衡条件可得：
F=A（τssinα+δscosα）
α按45°
计
δF=0.0203fc,代入式中得：
F=（2×
0.0203/sin45°
）×
√π·
fc[（√π/2）·
h2ctg45°
+bh]
=0.1fc（0.9h2+bh）
式中fc—————混凝土抗压强度设计值（15N/mm2）;
h—————破坏锥体高度（通常与锚固深度相同）（320mm）;
b—————锚板长度（80mm）.
所以F=0.1fc（0.9h2+bh）
=0.1×
15（0.9×
3202+80×
320）
=176.6（kN）
埋件的抗拔力为F=176.6kN,两个埋件的抗拔力：
2×
F=353.2kN〉 Fx＝2.49t（工况三FX），满足要求！
3.3.2锚板处砼的局部受压抗压力计算
根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》局部受压承载力计算：
局部承压构件计算公式：
γ0Fid≤1.3ηSβfcdAln
β=√Ab/AL
γ0-------桥梁结构重要性系数，特大桥、重要桥梁取1.1
Fid--------局部受压面积上的局部压力设计值Fid=24.99/2＝12.5kN
ηS—混凝土局部受压时的修正系数，砼强度为C50以下强度时取1.0
fcd—混凝土轴心抗压强度设计值，取15Mpa
Aln—混凝土局部受压面积3.14x（40-13.25）2=2247mm2
β—混凝土局部受压时的强度提高系数β＝3
Ab—局部受压计算底面积；
45216mm2
AL—不扣除孔洞的混凝土局部受压面积；
5024mm2
γ0Fld=1.1×
12.5=13.75kN
1.3ηSβfcdAln=1.3×
1.0×
3.0×
15×
2247＝131.5kN>
γ0Fld=13.75kN故满足要求
3.3.2锚杆抗拉力计算
锚杆直径为20mm，设计抗拉强度600MPa，抗拉能力：
F＝3.14×
102×
600＝188.4KN＞Fid＝12.5KN 满足要求。
3.3.3受力螺栓扭矩计算
高强螺栓须分两次（即初拧和终拧）进行拧紧，对于大型节点应分初拧、复拧和终拧三次进行。
复拧扭矩应等于初拧扭矩。
对于高强度大六角头螺栓尚应在终拧后进行扭矩值检查。
根据《建筑施工计算手册》扭矩值可按下式计算：
.初拧扭矩值计算：
TO=0.065PCd其中PC=P+△P
式中，TO高强螺栓的初拧扭矩（N·
mm）；
PC高强螺栓施工拉力（kN）；
PC=P+△P=104.5kN
d高强螺栓公称直径（mm）；
d=42mm
P高强螺栓拉力设计值（kN）；
P=76/0.8＝95kN
△P预拉力损失值，一般取拉力设计值的10%；
△P=9.5kN
TO=0.065×
104.5×
42=285.3（kN）·
mm
．终拧扭矩值计算：
TC=KPCd
式中：
K高强螺栓连接副的扭矩系数平均值，一般取0.13；
TC高强螺栓的终拧扭矩（N·
其它符号意义同前。
TC=0.13×
42570.6（kN）·
．检查扭矩值计算：
高强度大六角头螺栓扭矩检查应在终拧1h后，24h以内完成。
扭矩检查时，应将螺母退回30o～50o，再拧到原位测定扭矩，该扭矩与检查扭矩的偏差应在检查扭矩的±
10%以内，检查扭矩应按下式计算：
Tch=KPd
式中，Tch高强螺栓的检查扭矩（N·
其它符号意义同前。
Tch=KPd=0.13×
95×
42=518.7（kN）·
3.3.4受力螺栓的抗剪力和抗弯拉力的计算
材料：
35VB或40Cr号钢强度等级10.9S直径M42
受力螺栓的抗压、抗拉、抗弯强度查表可知：
抗拉强度极限f=1000N/mm2，屈服强度f=900N/mm2，设计值按0.8倍屈服值取720N/mm2，剪力设计值＝432N/mm2（该数据在高强度螺栓部分上查不到，按一般机械性能指标抗拉的0.6—0.7倍，取值0.6）
根据《钢结构用高强度大六角头螺栓》GB/T1228-2006的规定的性能等级,
每个螺栓的受拉承载力设计值按下式计算
Nbt≤ψAefffbt
Nbt—高强度螺栓拉力设计值
ψ—高强度螺栓直径对承载力的影响系数，当螺栓直径小于30mm时，取1.0，当螺栓直径大于30mm时，取0.93，
Aeff—高强度螺栓有效截面面积，M42螺栓有效面效=1121mm2螺栓有效直径=37.8mm
fbt—高强度螺栓热处理后的抗拉强度设计值，按0.8倍屈服值取72
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