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预压荷载:
85.3*1.2=102.4t
⑶荷载组合
荷载组合I:
挂篮自重+预压荷载重+冲击附加荷载;
荷载组合Ⅱ:
混凝土重量+超载+动力附加荷载+挂篮自重+施工荷载;
荷载组合Ⅲ:
混凝土重量+超载+挂篮自重+施工荷载;
荷载组合Ⅳ:
挂篮自重+冲击附加荷载;
荷载组合I用于挂篮预压时计算;
荷载组合Ⅱ用于刚度计算(稳定变形)计算;
荷载组合Ⅲ用于主桁承重系统强度和稳定性计算;
荷载组合IV用于挂篮系统行走时计算。
第2章挂篮底模系统及吊杆计算
底模系统的计算考虑2种工况、3种荷载组合,具体见下表:
底模计算荷载组合列表
工况
工况描述
荷载组合
荷载描述
计算内容
1
1.2倍预压
Ⅰ
混凝土重量、超载、动力附加荷载、挂篮自重、施工荷载
底模面板、底模横肋、底模纵梁、底模前后横梁、吊杆强度
2
砼浇筑
Ⅱ
混凝土重量、超载、挂篮自重、施工荷载
Ⅲ
挂篮自重、预压荷载重、冲击附加荷载
底模面板、底模横肋、底模纵梁、底模前后横梁刚度
根据上表描述的工况及荷载组合,对底模系统分别计算,以下为计算过程。
2.1底模板面板计算
2.1.1计算简图
腹板下第模板面板按3边固结、1边简支板考虑,计算简图如下:
2.1.2.计算荷载
计算荷载按三种荷载组合分别计算。
⑴荷载组合Ⅰ—预压荷载
预压时全部荷载作用到挂篮底模上,预压荷载按节段混凝土重量的1.2考虑,模板荷载考虑底模板荷载,按1Kpa估算,施工人员荷载按1Kpa考虑,冲击系数按1.1考虑,则底模板面荷载为:
q=((1368.82*1.2)/3.96/6.7+1+1)*1.1=70.3KN/m2
⑵荷载组合Ⅱ—混凝土浇筑荷载(考虑冲击系数)
混凝土浇筑时,底模板计算考虑2部分,一部分为腹板下,一部分为底板下,施工荷载如下:
。
①1号段腹板下:
施工荷载按“施工荷载”项取用,底模板面板荷载为:
q1=(5.958*26*1.05+2.5)*1.2=198.18KN/m2
②1号段底板下:
q2=(0.921*26*1.05+2.5)*1.2=33.17KN/m2
⑶荷载组合Ⅲ—混凝土浇筑荷载(不考虑冲击系数)
①1号段腹板下:
q1=(5.958*26*1.05+2.5)=165.1KN/m2
q2=(0.921*26*1.05+2.5)=27.6KN/m2
⑷采用荷载
综合以上荷载计算结果,计算强度时采用荷载组合Ⅱ,腹板下q1=198.18Kpa,底板下q2=33.17Kpa计算刚度时采用荷载组合Ⅲ,腹板下q1=165.1Kpa,底板下q2=27.7Kpa。
2.1.3.结算结果
按上述图示与荷载,计算底模板面板结果如下:
腹板下底模面板应力云图
底模下底模面板应力云图
从上图可以看出,面板最大折算应力发生在腹板下
σmax=157.28Mpa<
145*1.3=188.5Mpa,强度满足要求。
刚度计算结果为面板最大变形fmax=0.5mm<
300/400=0.75mm,且小于1.5mm,刚度满足要求!
2.2底模板横肋计算
2.2.1.预压荷载作用下底模横肋计算
⑴计算简图
横肋采用[8,间距30cm,按支撑于底模纵梁的连续梁计算,其计算简图如下:
⑵计算荷载
按底模板荷载计算,面板荷载q=70.3KN/m2
q1=70.3*0.3=21.09N/mm
⑶计算结果
按上述荷载与图示,计算结果为:
Mmax=1.6039KN*m
Qmax=9.082KN
[8的截面几何特性为:
I=101cm4W=25.3cm3
A=10.2cm2A0=5*(80-8*2)=320mm2
σmax=Mmax/W=1.6039·
106/25.3·
103=63.39N/mm2
<
145*1.3=188.5N/mm2
τmax=Qmax/A0=9.082·
103/320=28.38N/mm2
85N/mm2
⑷支点反力
R1=5413.9N;
R2=4424N;
R3=11623N;
R4=16462N;
R5=15421N;
R6=17307N
结论:
在预压荷载作用下,底模横肋采用[8,间距30cm可满足施工要求!
2.2.2.浇筑混凝土时底模板横肋的计算
横肋采用[8,间距30cm,采用2号段后部断面计算,按支撑于底模纵梁的连续梁计算,其计算简图如下:
⑵计算荷载
按底模板荷载计算,腹板下面板面荷载q=198.18Kpa
倒角下面板面荷载q=(1.023*26*1.05+2.5)*1.2=36.51Kpa
底板下面板面荷载q=(0.873*26*1.05+2.5)*1.2=31.6Kpa
q1=198.18*0.3=59.45KN/m=59.45N/mm
q2=36.51*0.3=10.953KN/m=10.953N/mm
q2=31.6*0.3=9.48KN/m=9.48N/mm
按上述荷载与图示,结算结果为:
Mmax=0.90229KN*m
Qmax=12.573KN
σmax=Mmax/W=0.90229·
103=35.7N/mm2
τmax=Qmax/A0=12.573·
103/320=39.3N/mm2
R1=18951N;
R2=15599N;
R3=20271N;
R4=8126.2N;
R5=6879.8N;
R6=7788.3N
在混凝土荷载作用下,底模横肋采用[8,间距30cm可满足施工要求!
2.3底模纵梁计算
2.3.1.预压荷载作用下底模纵梁计算
底模纵梁采用2[28C,按支撑于底模底模前后横梁上的简支梁计算,预压荷载满布于底模,其计算简图如下:
由计算模型可知,横肋支点反力支点作为荷载施加到底模纵梁上,按底模横肋计算结果,支点反力R1=5413.9N,R2=4424N,R3=11623N,R4=16462N,R5=15421N,R6=17307N,将集中荷载按集度300mm转化成均布荷载,则q1=5413.9/300=18.05N/mm,q2=4948/300=14.75N/mm,
q3=11623/300=38.74N/mm,q4=16462/300=54.87N/mm,
q5=15421/300=51.4N/mm,q6=17307/300=57.69N/mm
按上述荷载与计算简图计算,第六根与第七根纵梁的荷载最大,检算上述2根纵梁即可,按上述荷载与图示,结算结果为:
Mmax=147.57KN*m
Qmax=123.64KN
2[28c的截面几何特性为:
I=2*5495=10990cm4W=2*393=786cm3
A=2*52.1=104.2cm2A0=2*10*(280-12.5*2)=5100mm2
σmax=Mmax/W=147.57·
106/786·
103=187.7N/mm2
τmax=Qmax/A0=123.64·
103/5100=24.2N/mm2
⑷支点反力
第一、十二根纵梁支点反力:
后支点反力R1=35.523KN前支点反力R2=40.832KN
第二、十一根纵梁支点反力:
后支点反力R1=29.408KN前支点反力R2=33.868KN
第三、十根纵梁支点反力:
后支点反力R1=73.878KN前支点反力R2=84.494KN
第四、九根纵梁支点反力:
后支点反力R1=103.78KN前支点反力R2=118.53KN
第五、八根纵梁支点反力:
后支点反力R1=97.346KN前支点反力R2=111.21KN
第六、七根纵梁支点反力:
后支点反力R1=109.01KN前支点反力R2=124.48KN
在预压荷载作用下,底模纵梁采用2[28c,间距780mm可满足施工要求!
2.4底模后横梁计算
2.4.1.预压荷载作用下底模后横梁计算
底模后横梁采用2I36a截面形式,建模时考虑该杆件与后吊杆、后锚杆的协调变形,按组合结构建模,横梁采用梁单元模拟,锚吊杆采用杆系单元模拟,其计算简图如下:
计算荷载取用底模纵梁后支点反力,P1=35.523KN,P2=29.408KN,P3=73.878KN,P4=103.78KN,P5=97.346KN,P6=109.01KN
1底模后横梁
Mmax=33.406KN*m
Qmax=134.28KN
2I36a的截面几何特性为:
I=2*15760=31520cm4W=2*875=1750cm3
A=2*76.3=152.6cm2
σmax=Mmax/W=33.406·
106/1750·
103=19N/mm2
τmax=Qmax/A0=134.28·
103/15260=8.8N/mm2
②锚吊杆
N1=43.726KN,N2=225.5KN,N3=235.12KN
支点反力R1=43.928KNR2=225.57KNR3=235.19KN
在预压荷载作用下,底模后横梁采用2I36a截面,可满足施工要求!
2.4.2.浇筑混凝土时底模后横梁的计算
底模后横梁采用2I36a截面形式,建模时考虑该杆件与后吊杆、后锚杆的协调变形,按组合结构建模,横梁采用梁单元模拟,锚吊杆采用杆系单元模拟,其计算简图如下:
计算荷载取用1#段底模纵梁后支点反力,P1=106.91KN,P2=88.371KN,P3=114.21KN,P4=47.207KN,P5=40.123KN,P6=45.152KN
2底模后横梁
Mmax=115KN*m
Qmax=217.43KN
σmax=Mmax/W=115·
103=66.1N/mm2
τmax=Qmax/A0=217.43·
103/15260=14.2N/mm2
N1=144.68KN,N2=257.88KN,N3=94.519KN
支点反力R1=144.89KNR2=257.94KNR3=94.584KN
2.5底模前横梁与前上横梁计算
因底模前横梁与主桁架上横梁协调变形,建模时考虑空间效应,将两个构件整体建模考虑。
2.5.1.预压荷载作用下底模前横梁与前上横梁计算
底模前横梁采用2I36a截面形式,上横梁采用2I45b截面形式,吊杆采用6根φ32精轧螺纹钢,模型按支撑于主桁架前端的组合结构考虑,其计算简图如下:
纵梁传递荷载取用预压时底模纵梁前支点反力
P1=40.832KN,P2=33.868KN,P3=84.494KN
P4=115.83KN,P5=111.21KN,P6=124.48K
外模荷载主要为外模板荷载,并考虑1.2冲击系数,
W=(14600.5+2275.75)*1.2/4=50.628KN
内模板荷载在预压时为0KN。
①底模前横梁
按上述荷载与图示,底模前横梁计算结果为:
Mmax=279.41KN*m
Qmax=191.61KN
A=2*76.3=152.6cm2
σmax=Mmax/W=279.41·
103=159.7N/mm2
τmax=Qmax/A0=191.61·
103/15260=12.6/mm2
②前上横梁
按上述荷载与图示,前上横梁计算结果为:
Mmax=416.91KN*m
Qmax=353.92KN
2I45b的截面几何特性为:
σmax=Mmax/W=416.91·
106/3720·
103=112.1N/mm2
τmax=Qmax/A=353.93·
103/23800=14.9N/mm2
⑷前吊杆轴力
N1=176.47KNN2=180.7KNN3=167.25KN
⑸支点反力
支点反力R=585.48KN
在预压荷载作用下,底模前横梁采用2I36a截面形式,上横梁采用2I45b截面形式,可满足施工要求!
2.5.2.浇筑混凝土时底模前横梁与前上横梁的计算
纵梁传递荷载取用浇注1#梁段时底模纵梁前支点反力
P1=90.483KN,P2=70.933KN,P3=35.876KN
P4=37.748KN,P5=37.45KN,P6=41.509K
外模荷载主要为外模板及翼缘板混凝土荷载,并考虑1.2冲击系数,
W=(14600.5+2275.75)*10*1.2/1000/4+(1.245*3.5*26*1.05*1.2+2.5*3.5*2.65)/2=133.6KN
内模板荷载主要为内模板及顶板混凝土荷载,并考虑1.2冲击系数
N=((6996.8+4551.5)*10*1.2/1000+2.624*3.5*26*1.05*1.2+2.5*3.5*5.5))/4=121.9KN
Mmax=101.1KN*m
Qmax=154.81KN
σmax=Mmax/W=101.1·
103=57.8N/mm2
τmax=Qmax/A=154.81·
103/15260=10.1/mm2
Mmax=266.39KN*m
Qmax=296.95KN
σmax=Mmax/W=266.39·
103=71.6N/mm2
τmax=Qmax/A=296.95·
103/23800=12.5N/mm2
N1=158.89KNN2=115.78KNN3=50.351KN
支点反力R=590.94KN
在浇注混凝土状态下,底模前横梁采用2I36a截面形式,上横梁采用2I45b截面形式,可满足施工要求!
2.6底模后锚杆、前吊杆计算
2.6.1.预压状态下后锚杆计算
在预压状态下,使用3根吊带(锚固于成型梁体),2根吊杆(悬吊于外模滑道),吊带最大轴力为235.12KN,采用30*150钢板,材质为Q345B,开孔为φ60mm,开孔位置使用2*120*8mm钢板补强,吊杆采用采用φ32精轧螺纹钢时,计算其应力为:
①吊带
其安全储备为:
K=200/52.2=3.8(Q345B控制应力取200MPa)
吊带开孔补强后:
K=200/64.2=3.11(Q345B控制应力取200MPa)
②吊杆
K=650/55=11.8(精轧螺纹钢控制应力取650MPa)
2.6.2.浇筑混凝土状态下后锚杆计算
在浇筑混凝土状态下,使用3根吊带(锚固于成型梁体),2根吊杆(悬吊于外模滑道),吊带最大轴力为257.88KN,吊杆最大轴力为144.68KN;
其应力为:
K=200/57.3=3.5(Q345B控制应力取200MPa)
K=200/70.5=2.83(Q345B控制应力取200MPa)
K=650/180=3.6(精轧螺纹钢控制应力取650MPa)
2.6.3.预压状态下前吊杆计算
在预压状态下,使用6根吊杆(悬吊于上横梁上),前吊杆最大轴力为180.7KN,在预压状态下最大支反力为采用φ32精轧螺纹钢时,其应力为:
K=650/224.7=2.89(精轧螺纹钢控制应力取650MPa)。
2.6.4.浇筑混凝土状态下前吊杆计算
在浇筑混凝土状态下,使用4根吊杆(悬吊于外模滑道),后锚杆前最大轴力为158.89KN,采用φ32精轧螺纹钢时,其应力为:
K=650/197.55=3.3(精轧螺纹钢控制应力取650MPa)。
由上述计算可知,底模系统前后横梁的锚吊杆安全储备均大于2,满足要求。
第3章挂篮主桁计算
由“底模前横梁与前上横梁”的计算结果,主桁架的控制荷载为浇注2号段时荷载,结构计算时主要考虑浇注混凝土时挂篮主桁架杆件的强度与稳定性。
另外需计算挂篮走行时主要杆件的强度稳定性及走行锚固装置的安全性。
计算考虑2种工况、2种荷载组合,具体见下表:
2#段浇注
主桁架杆件强度、稳定性;
后锚系统安全性
挂篮走行
Ⅳ
挂篮自重、施工荷载、动力附加荷载
走行滑道强度;
走行锚固安全性
3.1荷载组合Ⅱ(混凝土重量+超载+动力附加荷载+挂篮自重+施工荷载)
3.1.1荷载计算
由“底模前横梁与上横梁”在浇注混凝土作用下计算结果得到支点反力为590.94KN,计算主桁架时前端点荷载按该值计算,即P=590.94KN
3.1.2荷载组合I作用下主桁计算
⑴计算简图
三角形桁架简化后计算简图如下图所示。
主桁计算简图
由计算结果得到支反力和各杆的内力大小如下表所示。
主桁支反力及内力
内力及支反力
单元号
支点号
3
4
后支点1
后支点2
前支点
轴力(kN)
1032.8
988.89
-1339.6
759.69
-
弯矩(KN*m)
177.69
剪力(KN)
592.2
反力(kN)
-358.48
-342.34
1323.3
注:
支点反力为负表示拉力,为正表示压力。
⑵后锚及倾覆安全系数
后支点1与后支点2均采用2根φ32精轧螺纹钢(张拉力522.8kN),则锚固安全系数为:
后支点1:
后支点2:
⑶主桁杆件强度验算
主桁杆件1-3均由普通热轧2[32c槽钢组成,杆件4由普通热轧4[36c槽钢组成,截面形状如下图所示。
2[32c槽钢截面特性如下:
1号和2号杆件均受拉弯,应力分别为:
1号:
(满足要求)
2号:
3号杆件为所受压力最大杆件,杆件长度为3.37m,故在此只验算5号杆件的应力强度及受压稳定性,其轴力为-1339.6Kn,按轴心压杆检算。
已知杆件3计算长度lox=loy=3.37m,轴力为N=-1339.6KN
①强度检算
σ=N/A=1339.6*1000/12300=108.9Mpa
<
1.3
②整体稳定性检算
Iy=2(374+61.5×
12.912)=21248.2cm4
Iy=SQRT(Ix/A)=13.1cm
λy=loy/iy=3370/131=26
λ1=50.25/2.47=20.3
λoy=SQRT(λy2+λ12)=SQRT(262+20.32)=33,
λoy=33,λx=3370/119=28.3
分别查表得
ψy=0.925,ψx=0.942
δ=N/(ψmin·
A)=1339.6×
103/(0.925×
12300)=117.7N/mm2
1.3
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