69米贝雷梁挂篮计算书Word文档格式.docx

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（3）挂篮结构自重荷载：

①底模平台、底模及挂篮封闭防护系统

底模平台重量约96.6KN；

挂篮封闭防护重量约60KN；

挂篮底模31.4KN，纵桥向长4.5m，横桥向宽8m。

底模平台、封闭防护及底模总重：

188KN。

②挂篮主梁重量（两榀梁）

主梁及横向连接系：

112.9KN；

后锚固系统：

13.9KN；

前后支腿重：

20.4KN。

③外导梁系统重量

外导梁（两侧）采用2[32a组焊成箱形，L=10.1m，重61.4KN；

④前、后上横梁：

前上横梁采用2工45a，L=18m，共重42.4KN。

后上横梁采用2工45a，L=14m，共重35.8KN。

⑤挂篮吊挂系统共重约57.0kN。

⑥、外模重量

模系统（竹胶板+脚手架）总重13.3KN；

两侧外侧模及桁架自重为67.7kN；

⑦混凝土箱梁节段最大荷载：

本挂篮悬臂浇筑长度分3.0m和4m，取不同节段长的控制梁段分别计算。

其中1#块和4#块为控制梁段。

1#块：

节段长3.0m，砼方量49.6m3，重129.0t。

4#块：

节段长4.0m，砼方量54.9m3，重142.7t。

挂篮各构件自重总和约63.3t，与混凝土梁段重量之比为0.43。

4、底模平台计算

底模平台计算时分为三种工况：

第一种工况为挂篮悬浇施工连续箱梁时；

第二种工况为挂篮前移空载走行时；

第三种工况为挂篮施工结束后倒退回0#块时空载走行。

混凝土荷载分解图示具体如下：

图1荷载分解图

箱梁混凝土荷载分解：

翼缘悬臂区域，由Ha和Hb外导梁承担；

顶板、底板、腹板区域混凝土分别由H0～H5共13根底纵梁承担；

H6、H7、H8三根纵梁用作施工操作平台的支撑。

4.1底模平台纵梁计算

（1）底模平台纵梁（I40a）荷载分布计算

每片纵梁承担箱梁底板及腹板砼

q1=砼分布面积×

26×

1.05KN/m

每片纵梁上的底模荷载（以0.93kN/m2计）

q2=0.93×

底模分布宽度KN/m

外导梁上的外模荷载：

q3=67.7÷

2÷

4.5=7.52KN/m

施工荷载（以2.5KN/m2计）

q5＝2.5×

分布宽度KN/m

每片纵梁自重qz＝0.85KN/m

底模平台纵梁采用I40a计算。

1#块，4#块每片底模纵梁及外导梁所对应的荷载参数如表一所示：

表一：

底纵梁及、外导梁对应的混凝土荷载q1（单位：

KN/m）

块段

顶板、底板区纵梁

腹板区纵梁

翼缘板外导梁

H0

H1

H2

H3

H4

H5

Ha

Hb

1#

29.39

30.89

35.22

37.40

39.04

10.65

33.58

4#

29.76

28.39

分布宽度（m）

1.1

1.025

0.66

0.34

0.325

1.58

2.42

（2）底模纵梁计算：

1#块和4#块施工时挂篮底模纵梁的计算简图如图2所示：

图2底模纵梁计算简图

1#块、4#块和12#块施工时挂篮底模纵梁荷载如表二所示：

表二：

底模纵梁荷载q=q1+q2+q5+qz（单位：

分布宽度B

纵梁

砼荷载q1

底模q2

施工荷载q5

自重qz

1#块

4#块

1.02

2.75

0.85

0.95

2.56

0.61

1.65

0.32

0.85

0.30

0.81

1）、1#块混凝土施工：

从表二可以看出，腹板下H4底纵梁受力控制，计算得：

反力R后=74.5KN；

R前=54.1KN;

跨中最大挠度fmax=6.9m<

[f]=5000/400=12.5mm

底纵梁采用I40a工字钢符合要求。

2）、4#块混凝土施工：

从表二可以看出，腹板下H2底纵梁受力控制，计算得：

反力R后=79.9KN；

R前=79.9KN;

最大组合应力：

跨中最大挠度fmax=8.15m<

3）、H6、H7、H8纵梁受力计算：

H6、H7、H8为外脚手平台纵梁：

在施工过程中承受自重qz=0.85KN/m

脚手板qj=0.25KN/m

施工荷载qs=1.0KN/m

支点反力R前=R后=（0.85+0.25+1.0）×

5.4/2＝5.7kN。

4.2前、后下横梁计算：

前、后下横梁拟采用2[40b，梁长18m。

由以上底模纵梁计算结果可看出，4#块混凝土施工时，下横梁受力最不利；

此处仅检算4#块施工时下横梁受力情况。

前、后下横梁荷载作用如下图所示：

图3前、后下横梁施工受力简图

图3中RH0～RH8表示底纵梁计算中所得的前、后下横梁支点反力；

均布荷载qz+qf为下横梁自重和挂篮封闭防护产生的荷载，qz+qf=（28+30）/18=3.2KN/m；

X外和X表示底模平台前、后外吊挂和吊挂的反力。

4#块混凝土施工时，前、后下横梁所受底纵梁的荷载值如下表六所示

表六：

4#块施工前、后下横梁计算荷载（KN）

RH0

RH1

RH2

RH3

RH4

RH5

RH6

RH7

RH8

施工4#块

前下横梁

69.6

72.6

79.9

74.5

64.4

61.6

5.7

5.7

后下横梁

1）、4#块混凝土施工：

由Midas程序计算可得，以后下横梁计算为例，吊点反力如下：

后吊点反力（KN）：

X外=176.5KN，X=258.3KN。

图84#块后下横梁吊点反力图

后下横梁剪力：

最大剪力V=144.9KN

图94#块后下横梁剪力图

后下横梁弯矩：

最大弯矩M=74.1KN.m

图104#块后下横梁弯矩图

最大挠度δ=0.57mm，悬臂端挠度4.7mm<

[f]=4580/250=18.3mm；

混凝土施工时最大组合应力为：

σ=40.2MPa

；

图114#块后下横梁组合应力图

可知，后下横梁受力变形均满足要求。

4#块施工时，前、后下横梁计算结果如下表七所示：

表八：

4#块施工前、后下横梁计算结果

σmax/MPa

δmax/mm

X外/KN

X/KN

下横梁

40.2

0.57/9

176.5

258.3

4.3挂篮前移，底模平台空载吊挂走行计算：

本连续梁梁顶宽16m，梁底宽8m。

底模平台空载走行时，前下横梁吊点无变化，后下横梁通过两个临时走行吊点吊挂至外导梁，此时仅底模和纵梁自重荷载作用于前后下横梁上。

由于底平台自重相比梁段混凝土浇筑荷载较小，前下横梁走行时不做计算，后下横梁走行受力变形较大，为控制工况。

此处检算后下横梁走行工况：

后下横梁走行跨度为11.04m；

底模系统（不含下横梁重）重约128KN。

后下横梁承重64KN，按均布加载在底模8m围，则q=64/8=8KN/m。

后下横梁自重28KN，挂篮封闭防护系统重60KN，均布荷载qz+qf=（28+60/2）/18=3.2KN/m。

拟采2[40b型钢检算：

受力简图如下：

图12挂篮前移，后下横梁走行受力简图

简单计算可得，后下横梁走行时两临时吊挂吊点反力X=62.0KN

后下横梁最大弯矩：

M=143.2KN.m；

弯矩应力σ=77.7Mpa；

跨中挠度fmax=22.7mm<

[f]=11040/400=27.6mm；

应力和变形均满足要求。

4.4挂篮施工结束后，底模平台空载吊挂倒退走行计算：

本连续梁中跨下方是高速公路，因此挂篮施工结束后不能就地拆除，需倒退回0#块处再行拆除。

挂篮倒退走行时，外模系统和外导梁都落在底模平台上，底模平台空载吊挂走行，前、后下横梁各通过两端的走行吊点吊挂至前、后上横梁。

此时有底模、纵梁、外模、外导梁和挂篮封闭防护系统作用于前、后下横梁上，前、后下横梁受力相同，平均分担上述重量。

后下横梁走行跨度为16.64m；

后下横梁承重64KN，按均布加载在底模8m围，则q1=64/8=8KN/m。

外模及外导梁重约（61.4+67.7=）129.1KN，按均布加载在底模两侧各5m围q2=129.1/2/5=12.9KN/m。

图13挂篮倒退，后下横梁走行受力简图

计算可得，后下横梁走行时两临时吊挂吊点反力X=126.5KN

M=289KN.m；

弯矩应力σ=160Mpa；

挠度fmax=65mm＞[f]=16640/400=42mm；

对于挂篮倒退空载走行工况，应力和变形都可以接受。

5、外导梁计算

5.1浇筑混凝土计算：

（1）荷载：

外导梁：

2[32a，长度10.1m，重13.0KN。

自重qZ=1.3KN/m

外导梁Hb承受施工荷载q5＝2.5×

BKN/m=2.5×

2.42KN/m=6KN/m

外导梁Ha承受施工荷载q5＝2.5×

1.58KN/m=4KN/m

外导梁Hb承受的外侧模重量q3=5KN/m

外导梁Ha承受的外侧模重量q3=2.5KN/m

外导梁Hb承受箱梁翼缘砼重量q1=受荷面积×

26KN/m3×

1.05=33.58KN/m。

外导梁Ha承受箱梁翼缘砼重量q1=受荷面积×

1.05=10.65KN/m。

（2）混凝土浇筑计算简图：

图16外导梁混凝土施工计算简图

（3）混凝土施工计算：

1#块、4#块箱梁翼缘板结构相同，仅块段长度不同，所以外导梁受力以4#块段为最大值，由Midas程序计算可得，以4#块施工时外导梁Hb受力为例：

外导梁前、后吊点反力（KN）：

W后=106KN，W前=90.3KN。

外导梁剪力：

最大剪力V=99.9KN

外导梁弯矩：

最大弯矩M=131.1KN.m

图194#块外导梁弯矩图

最大挠度δ=7.0mm<

[f]=5000/400=12.5mm；

σ=89.4MPa

可知，外导梁受力变形均满足要求。

表九：

4#块施工时外导梁计算结果

W后/KN

W前/KN

外导梁Hb

89.4

7.0

106

90.3

外导梁Ha

33.2

2.5

48.9

35.5

5.2外导梁走行计算：

当外导梁走行时（Hb不利），按走行至4.0m混凝土节段时计算，底模平台临时吊挂及外侧模在外导梁上滑移至最大跨跨中时受力最不利。

此时，外导梁受力有外导梁自重qZ=1.3KN/m；

外侧模重量q3=5KN/m；

底模平台临时后吊挂X=62KN。

具体计算如下：

（1）计算模型如下图：

工况一（开始走行）：

工况二：

（走行一个4m节段长，最不利走行工况）

图20外导梁走行时受力简图（单位：

mm）

（2）计算得：

工况一：

走行前、后吊点反力R后=78KN；

R前=19.1KN；

（弯矩剪力略）

走行前、后吊点反力R后=45.1KN；

R前=51.9KN；

外导梁弯矩M=187.9KN.m，剪力V=51.7KN；

组合应力σ=128.4Mpa<

[σ]

梁变形fmax=30mm＞[f]=9500/400=24mm；

变形略大，仍可满足走行使用。

6、前上横梁计算：

本挂篮前上横梁拟采用2工45a结构，长18m，前上横梁计算时分为三种工况：

第二种工况为挂篮前移空载走行时，此时前上横梁吊挂不变，可不进行计算；

6.1浇筑混凝土计算：

前上横梁：

2工45a，长18m，自重qZ=2.3KN/m

前上横梁承受各吊挂自重荷载F吊=5KN

前上横梁承受各吊挂荷载由外到依次为：

外导梁Ha前外吊挂W外，外导梁Hb前吊挂W，下横梁前外吊挂X外,下横梁前吊挂X。

1#块、4#块和12#块各块段前上横梁受吊挂荷载如下表所示：

表十一：

4#块施工前下横梁计算荷载

W外/KN

W/KN

图26前上横梁混凝土施工计算简图

4#块前上横梁计算：

a、主桁支反力计算得：

R2=600.9KN

图294#块前上横梁支点反力（单位：

KN）

b、前上横梁力计算：

最大剪力V=329.5KN；

最大弯矩M=515.4KN（图略）

4#块混凝土施工时，前上横梁最大挠度fmax=2mm＜[f]=7200/400=18mm；

悬臂端挠度为19.0mm＜[f]=5400/250=21.6mm

最大组合应力为：

σ=124.9Mpa<

[σ]；

前上横梁在浇筑混凝土施工阶段的受力和变形均满足要求。

6.2挂篮走行，前、后上横梁计算：

工况二为挂篮前移空载走行时，此时前上横梁吊挂不变，与浇筑混凝土工况相比，本工况没有混凝土荷载，可不必计算。

工况三为挂篮施工结束后倒退回0#块时空载走行。

此时挂篮底模平台和侧模桁架的重量通过前、后走行吊挂，分别由前、后上横梁承担。

吊挂反力为X倒退=126.5KN。

图31挂篮倒退走行前、后上横梁计算简图

挂篮倒退走行时，对前、后上横梁计算可得：

跨中最大挠度fmax=19.8mm＞[f]=7200/400=18mm；

悬臂最大挠度fmax=75.4mm＞[f]=5400/250=21.6mm；

图32挂篮倒退走行前、后上横梁变形图

σ=152.7Mpa<

图33挂篮倒退走行前、后上横梁组合应力图

受力满足要求，变形稍大，但对于挂篮倒退走行情况，可以接受。

7、挂篮主桁计算：

挂篮主桁采用弦杆加强贝雷片组拼，每三片一榀，共设两榀主梁。

两组间通过连接系连成整体，在主桁尾部通过后锚梁+精轧螺纹钢筋锚固在箱梁上。

两组贝雷梁主梁均采用3片上下弦加强型结构，则单组贝雷梁（3片上下弦加强型）计算参数如下：

几何特性：

Wx=23097.4cm3；

Ix=1732303.2cm4；

容许弯矩：

[M]=4809.4KN.m；

容许剪力：

[V]=698.9KN；

（1）主梁整体计算（贝雷梁采用整体受力计算）：

最大前吊点力：

1#块（509.5KN）、4#块（600.9KN），主梁自重qz=5.6KN/m。

两个块段前支点及后锚固力计算如下，从上往下依次为1#（未解体）、4#块模型：

图34浇筑1#块时挂篮主梁受力简图（单位：

图34浇筑4#块时挂篮主梁受力简图（单位：

计算得，前支腿反力结果如下：

N1max=1034.5KN；

N4max=1169.7KN；

后锚固力如下：

M1=400KN（预拉）；

M4=484.8KN；

最大剪力依次为：

V1max=572.2KN；

V4max=640.1KN；

最大弯矩依次为：

M1max=3003.5KN.m；

M4max=3742.6KN.m；

前吊点变形依次为：

f1=13mm，f2=16mm。

最大剪力V=640.1KN＜[V]=698.9KN；

最大弯矩M=3742.6KN＜[M]=4809.4KN.m；

最大挠度fmax=16mm＜[f]=20mm

以上数据计算满足受力要求。

（2）单排贝雷梁计算：

由以上主梁整体计算，可知，4#块段主梁受力最大。

因此，取4#块段主梁作为计算对象，对单排贝雷梁计算，单排贝雷梁受前吊点集中力为R=600.9/3=200.3KN。

用Midas建立贝雷梁模型，如下图所示：

图35挂篮单排贝雷梁计算模型

a、主梁应力σ=266.4MPa<

1.1[σ]＝300MPa

图36贝雷梁组合应力图

b、最大剪应力τmax==77.7MPa＜[τ]=175MPa

c、最大轴应力σmax=166.1MPa<

[σ]=273MPa

图38贝雷梁轴应力图

d、主梁变形，前吊点处fmax=32mm。

变形偏大，未考虑贝雷梁间连接系的作用。

e、单排贝雷梁前支腿反力N单=338.3KN，后锚固力M单=47.2+69.8=117KN

四片贝雷梁前支腿反力N=338.3×

3=1014.9KN，后锚固力M=117×

3=351KN。

结果与整体计算时差别较小。

8、挂篮后锚固筋配置：

后锚固筋为直径32mm精轧螺纹钢筋，材质为PSB930，每根可承力540KN。

1#块施工时后锚固力为400KN（每根预拉10t），4#块施工时后锚固反力为484.8KN。

4#块施工，采用两排共4根锚固筋，[P]=4×

540=2160KN

K=[P]/P=2160/484.4=4.5>

3，后锚固满足要求。

9、挂篮走行倾覆检算：

挂篮空载走行，采用主梁尾部设走行锚固梁，一次走行，走行锚固梁通过锚固筋与梁体锚固。

走行最不利工况：

挂篮走行前，启用走行锚固梁，解除挂篮施工后锚固，挂篮整体一次向前走行到下一节段施工位置，后锚固未安装状态最不利。

本套挂篮施工时，走行后锚固梁距前支腿2.85m，此处检算挂篮施工走行开始时稳定性。

图40挂篮走行布置图

挂篮主桁走行时，引起主桁倾覆的力

包括：

部分主梁（自重45kN）、前上横梁（42.4KN）、前上横梁吊挂系统（44KN）、前横联A（8.8KN），底模平台走行时前吊挂荷载（62KN）、外导梁走行时前吊挂荷载（19.1KN）。

稳定力矩由部分主梁（自重67kN）、后横联C（3.3KN）、后支腿（10.3KN），后锚固梁（13.8KN）、走行锚固梁（35.8KN）提供。

以前支腿为倾覆旋转点计算：

稳定力矩：

M1=67×

4.5+3.3×

9+10.3×

7.5+13.8×

8.85+35.8×

2.85=632.6KN.m

倾覆力矩：

M2=45×

3+42.4×

5+44×

5+8.8×

6+62×

5+19.1×

5=1025.3KN.m

挂篮主桁系统走行稳定系数不得小于2.0，本挂篮靠走行锚固梁提供反压力走行，单组主梁走行锚固提供400KN反压力，则两组主梁走行锚固压力为：

400×

2=800KN；

则稳定力矩为：

M1’==632.6+800×

2.85=2912.6KN.m

挂篮空载走行时的稳定系数

K=M1’/M2=2912.6/1025.3=2.84>

2.0；

综上，挂篮采用走行锚固梁走行时，单组主梁走行锚固梁反压力不得小于400KN。

每组走形锚固梁有两根锚固筋，所以每根锚固筋预拉不得小于200KN。