厦门公铁大桥跨海主桥钢管支架计算.docx
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厦门公铁大桥跨海主桥钢管支架计算
跨海主桥钢管支架受力计算
一、编制依据
1、《公路桥涵施工技术规范》（JTJ041—2000）
2、《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTJ24—85）
3、《路桥施工计算手册》
4、福夏铁路厦门公铁大桥公路桥工程勘察设计初步设计
二、工程概况
A标段跨海主桥起迄点桩号为：
K678+559.376～K680+000。
桥型布置为：
（43.10+4×50.3）+3×（8×50.3），共29跨,全长1440.624米。
布置为50.3米孔跨等截面预应力混凝土连续梁，梁高3.0m，顶板宽为15.5m，底板宽为5.5m。
主桥分幅布置，净距1米，沿桥梁中心线对称，单幅桥面宽度15.50米，设2%单向横坡。
主梁采用单箱单室截面。
A标段跨海主桥段受海潮影响，上部结构连续箱梁满足净空段采用移动模架施工方案。
由于起始部分段不能满足移动模架施工净空，考虑采用搭设钢管贝雷支架进行上部结构施工。
详见附图10《跨海主桥现浇箱梁钢管支架搭设横断面图》和附图11《跨海主桥现浇箱梁钢管支架搭设纵断面图》。
三、钢管支架受力演算
1、钢管壮支架布置
支架采用Φ600×8mm钢管桩作为主要支承，箱梁底版下贝雷作为承重纵梁，I20a型钢作为横向分配梁，I12.6a型钢为纵向小分配梁。
由于翼缘板重量轻，采用I45a型钢作为承重纵梁，然后在上面搭设支架并立模板进行混凝土施工。
2、荷载计算
⑴砼自重：
50.3米箱梁砼总重（砼自重取2.6t/m3单室箱梁方量为449.4m3）共计P1=449.4×2.6=1168.4t
⑵施工荷载（模板、机具、作业人员）：
①模板荷载按0.2t/m2计，共计为：
P2=50.3×15.5×0.2=155.9t
②设备及人工荷载按0.25t/m2计，共计为：
P3=50.3×15.5×0.25=194.9t
③砼浇注冲击及振捣荷载按0.2t/m2计，共计为：
P4=50.3×15.5×0.2=155.9t
总荷载P=P1+P2+P3+P4=1168.4+155.9+194.9+155.9=1675.1t
3、底模下次梁（I12.6型钢）验算
次梁按纵桥向布置，间距70cm和35cm 。
计算跨径为150cm，按简支梁受力考虑，分别验算底模下斜腹板对应位置和底板中间位置：
①斜腹板对应的间距为35cm的I12.6型钢受力验算
底模处砼箱梁荷载：
P1=3.0×26=78.0kN/m2（按3.0m砼厚度计算）
模板荷载：
P2=200kg/m2=2kN/m2
设备及人工荷载：
P3=250kg/m2=2.5kN/m2
砼浇注冲击及振捣荷载：
P4=200kg/m2=2kN/m2
则有P=（P1+P2+P3+P4）=84.5kN/m2
由梁正应力计算公式得：
强度满足要求；
支点反力
由矩形简支梁挠度计算公式得：
刚度满足要求。
②底板下间距为70cm的I12.6型钢受力验算
中间底板位置砼厚度26cm，考虑内模支撑和内模模板自重，I12.6型钢间距70m，则有：
底模处砼箱梁荷载：
P1=0.26×26=6.8kN/m2
内模支撑和模板荷载：
P2=400kg/m2=4kN/m2
设备及人工荷载：
P3=250kg/m2=2.5kN/m2
砼浇注冲击及振捣荷载：
P4=200kg/m2=2kN/m2
则有P=（P1+P2+P3+P4）=15.3kN/m2
支点反力
q=15.3×0.7=10.7kN/m＜84.5×0.35=29.58kN/m
表明底板下间距为70cm的I12.6型钢受的力比腹板对应的间距为35cm的I12.6型钢所受的力要小，所以底板下间距为70cm的I12.6型钢受力安全。
以上各数据均未考虑模板强度影响，若考虑模板刚度作用和3跨连续梁，则以上各个实际值应小于此计算值。
4、贝雷上横向分配梁（I20a型钢）验算：
贝雷上横向分配梁（I20a型钢）按横桥向布置，间距150cm。
计算跨径取为贝雷片间距，其受力模型如下：
由SAP2000计算分配梁弯矩、剪力及支座反力情况如下：
分配梁I20a型钢弯矩图
分配梁I20a型钢剪力图
分配梁I20a型钢支点反力图
Rmax=34.86KN
Qmax=26.10KN
Mmax=5.05KN.m
选用Q235钢
〔σ〕=145MPa；〔τ〕=85MPa
I20a工字钢截面特性参数：
单位重27.9kg/m;A=35.5cm2b=10cmIx/Sx=17.2cmd=0.7cmIy=158cm4Ix=2370cm4Sx=137.8cmWx=237cm3ix=8.15cmiy=2.12cm
弯矩应力：
剪应力：
故按间距1.5m一道布置I20a型钢分配梁是合理的。
5、钢管支架贝雷梁验算：
为简化计算，按简支梁受力进行验算，实际为多跨连续梁受力，并按最大支点反力Rmax=34.86KN进行验算，计算结果偏于安全，单跨单排单层贝雷受力模型如下：
由SAP2000计算分配梁弯矩、剪力及支座反力情况如下：
单排单层贝雷弯矩图
单排单层贝雷剪力图
单排单层贝雷支点反力图
Rmax=122.01KN
Qmax=87.15KN
Mmax=235.30KN.m
查阅《装配式公路钢桥多用途使用手册》，“321”贝雷桁架容许应力表：
双排单层：
容许弯矩：
1576.4kN·m
容许剪力：
490.5kN
本支架采用三组双排单层贝雷桁架，则：
1576.4÷2=788.2kN·m>235.30kN·m
490.5÷2=245.3kN>87.05kN
从贝雷桁架纵梁结构受力上看这种跨径满足要求。
6、I45a型钢顶横梁验算：
将钢管桩顶横向承重梁H60型钢视为两边支撑在I45a型钢上的单跨连续梁计算，横梁H60型钢计算长度取5.5m，其跨径等于钢管桩的间距4.6m,计算荷载取贝雷支点的反力的最大值122.01kN。
I45a型钢顶横梁H60型钢承受的荷载分布及支撑情况见下图：
由SAP2000计算承重梁弯矩、剪力及支座反力情况如下：
承重梁H60×20型钢弯矩图
承重梁H60×20型钢剪力图
承重梁H60×20型钢支点反力图
Rmax=366.03KN
Qmax=244.02KN
Mmax=225.72KN.m
选用Q235钢
〔σ〕=145MPa；〔τ〕=85MPa
H60×20型钢截面特性参数：
单位重106.0kg/m;A=135.2cm2b=20cmIx/Sx=54.6cmt1=1.1cmt2=1.7cmIy=2280cm4Ix=78200cm4Sx=1431.58cmWx=2610cm3ix=24.1cmiy=4.11cm
弯矩应力：
剪应力：
满足要求。
7、钢管桩顶纵梁验算：
将钢管桩顶纵向承重梁双肢I45a型钢视为两边支撑在钢管桩上的单跨连续梁计算，横梁H60型钢计算长度取3.3m，其跨径等于横向钢管桩的间距2.0m,计算荷载取H60型钢支点反力的最大值366.03kN。
钢管桩顶纵梁双肢I45a型钢承受的荷载分布及支撑情况见下图：
由SAP2000计算I45a承重梁弯矩、剪力及支座反力情况如下：
承重梁I45a型钢弯矩图
承重梁I45a型钢剪力图
承重梁I45a型钢支点反力图
Rmax=183.01KN
Qmax=183.01KN
Mmax=183.01KN.m
选用Q235钢
〔σ〕=145MPa；〔τ〕=85MPa
I45a型钢截面特性参数：
单位重80.4kg/m;A=102cm2b=15cmIx/Sx=38.6cmd=1.15cmIy=855cm4Ix=32240cm4Sx=836.4cmWx=1430cm3ix=17.7cmiy=2.89cm
弯矩应力：
剪应力：
满足要求。
8、钢管桩桩长的确定及承载力检算：
承重梁底设置钢管桩，钢管桩顶标高为6.63m。
由上计算知钢管桩顶受最大力：
P＝183.01kN，考虑结构安全，取单桩设计承载力为200kN。
选用钢管外径D=600mm、壁厚t=10mm。
①按地质资料计算的单桩承载力确定钢管桩长度
根据《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTJ024-85）31页得打入桩的容许乘载力公式为：
[P]＝1/2（UΣαiτili+αAσR）
αi、α——分别为打入桩对各土层桩周摩阻力和桩底承压力影响系数。
（αi、α土层埋深5米以下时取0.8，10米时取1）打入桩均取1
A——桩底支承面积A=0.0185m2
σR——桩尖土的极限承载力
[P]——轴向受压桩的容许承载力（kN）
U——桩身截面周长（m）U=πd=3.14×0.60=1.88m
τi——桩侧土的极限摩阻力（kPa）
li——各土层的厚度（m）
根据福夏铁路厦门公铁大桥《工程地质报告》及招标文件，桩基施工区域的土层主要为淤泥、残积砂质泥质粘性土及强风化花岗岩，《岩土工程勘探报告》有桩周土的极限摩阻力和桩尖土的极限承载力表，计算取τi=100kPa，σR=500kPa（桩至少打入强风化花岗岩内）
钢管桩打入土层的最小深度计算如下:
以打入强风化花岗岩最小桩长为主控。
所以钢管桩至少嵌入强风化花岗岩内1.9m。
⑹按桩身强度检算单桩承载力
钢管桩按一端自由，一端嵌固的等截面压杆考虑受力简图见下图
杆件长取20m
杆件长细比λ＝l0/i＝20/0.209＝95.7＜[λ]＝150
按长细杆计算，利用欧拉公式算得临界荷载：
取安全系数nst＝4则
钢管桩容许荷载[Pcr]＝Pcr/nst＝1045.1/4＝261.28kN
P＜[Pcr]满足要求。
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