深茂铁路32 48 32m连续梁三角形挂篮设计计算书手算版方案Word文档下载推荐.docx
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0.74*3*26.5+100*1.04=58.97KN。
②号纵梁(I32b工字钢)的荷载为:
58.97KN。
通过静力平衡法可计算得前、后下横梁上的集中力分别为28.58KN、30.39KN。
c、③号纵梁上的荷载
底板的断面面积为0.47m2,其砼及模板荷载为:
0.47*3*26.5+100*2.44=39.81KN。
③号纵梁上的荷载为:
39.81KN。
通过静力平衡法可计算得前、后下横梁上的集中力分别为19.29KN、20.52KN。
d、④号纵梁上的荷载
底板的断面面积为0.51m2,其砼及模板荷载为:
0.51*3*26.5+100*3.7=44.25KN。
④号纵梁上的荷载为:
44.25KN。
通过静力平衡法可计算得前、后下横梁上的集中力分别为21.44KN、22.81KN。
e、⑤号纵梁上的荷载
底板的断面面积为0.42m2,其砼及模板荷载为:
0.42*3*26.5+100*3.1=36.49KN。
⑤号纵梁上的荷载为:
通过静力平衡法可计算得前、后下横梁上的集中力分别为17.68KN、18.81KN。
f、以荷载较大的①号进行纵梁内力计算,荷载集度q=62.1KN/3m=20.7KN/m。
荷载布置图
M图(单位:
KN·
m)
Q图(单位:
KN)
由计算所得I32b工字钢最大弯矩44.8KN*m,最大剪力37.8KN。
结构最大竖向变形3mm<
4600/400=11.5mm。
⑵纵梁验算
a、I32工字钢验算
查《材料力学》,得I32b工字钢d=12mm,A=83.64cm2,Ix=16574cm4,Wx=920.8cm3,ix=14.08cm,Ix:
Sx=27.3cm,iy=2.57cm
弯曲正应力:
δ=
=44.8×
106/920.8×
103=48.65MPa<[δ]=215MPa
剪应力:
τ=QS/Id=37.8×
103/12/237=13.29MPa<[τ]=125MPa
2、底模后横梁验算
⑴荷载计算
a、砼荷载采用1#段最重梁段的荷载验算。
b、纵梁自重在后下横梁上的集中力为293.7kg/2=146.85kg=1.47KN
①号纵梁在后横梁上的集中力为32KN+1.47KN=33.47KN
②号纵梁在后横梁上的集中力为30.39KN+1.47KN=31.86KN
③号纵梁在后横梁上的集中力为20.52KN+1.47KN=21.99KN
④号纵梁在后横梁上的集中力为22.81KN+1.47KN=24.28KN
⑤号纵梁在后横梁上的集中力为18.81KN+1.47KN=20.28KN
c、两侧操作平台及施工荷载在前、后横梁上的集中力为5KN/m2×
13.52m2/4=16.9KN。
d、底模后横梁及吊点自重12.63kN,均匀分布在后下横梁上,荷载集度为:
12.63KN/12m=1.1KN/m。
e、底模后横梁下操作平台2KN/m2×
7.5=15KN,均匀分布在底板6.7m范围内的后下横梁上,荷载集度为15KN/6.7m=2.24KN/m。
⑵内力计算
由计算得最大弯矩73.6KN·
m,最大剪力89.4KN,最大竖向变形6mm。
⑶强度校核
底模横梁采用2][32b槽钢焊接格构式。
Ix=8140cm4,Wx=509cm3,d=10mm
Sx=302.5cm3
弯曲正应力:
δ=M/W=73.6×
106/509×
10-3=144.59MPa<
[δ]=215MPa
τ=QSx/Ixd=89.4×
103/10/302.5=29.5MPa<
[τ]=125MPa
⑷后吊杆受力计算
吊杆所受的拉力在数值上等于相应支座的支座反力。
采用结点平衡法,从后下横梁剪力图中可计算得支座反力即吊杆所受拉力。
a、内侧后吊杆所受拉力F′=F=374.516KN。
b、外侧后吊杆所受拉力F′=F=129.223KN。
三、吊杆验算
⑴内侧后吊杆:
F=374.516KN<[F]=(0.15-0.051)×
0.04×
170×
103=673.2KN。
⑵外侧后吊杆:
F=129.223KN<[F]=(0.15-0.051)×
⑶外侧前吊杆:
F=115.283KN<[F]=785×
804=631.1KN。
⑷内侧前吊杆:
F=274.417KN<[F]=(0.16-0.051)×
103=741.2KN。
四、走行梁
1、内模走行梁
设计走行梁为一根2][32b槽钢,取两吊点之间的部分并以4#块内顶板砼重量进行验算。
内顶板砼在一根内模走行梁上的荷载:
F1=2.47m2×
4m×
2.65t/m3×
1.1×
0.5=14.835t=148.35KN
一根内模走行梁承受内模架荷载:
F2=4564×
0.5=2282kg=22.82KN
内模架间距100cm,共4道,每道模架下滑梁所受集中力:
F=(F1+F2)/4=42.7KN
内模走行梁自重集度q=100kg/m=1KN/m
m)Q图(单位:
通过计算,最大弯矩114.39KN·
m,最大剪力88.09KN,最大竖向变形8mm。
查《材料力学》,得[32b槽钢截面性质:
Wx=2×
469.413cm3,Ix=2×
7510.6cm4,Sx=2×
[88×
160×
80-(88-8)(160-14)(160-14)/2]=547520mm3,d=8mm。
=114.39×
103/2×
469.413×
10-6=121.8MPa<[δ]=140MPa
τ=QSx/Id=88.09×
103×
547520×
10-9/2×
7510.6×
10-8/0.008=40.1MPa<[τ]=85MPa
采用静力平衡法可求得支座反力为88.09KN和88.09KN,即前吊杆受力为88.09KN。
五、前上横梁
前上横梁2根I40b工字钢下面的桁架不参与内力计算。
1、荷载计算
内侧前吊杆受力(含吊杆自重):
274.42KN+9.24KN=283.66KN
外侧前吊杆受力(含吊杆自重):
115.28KN+5.81KN=121.09KN
内模走行梁前吊杆受力:
88.09KN
外滑梁前吊杆受力:
103.01KN
前上横梁2I40b工字钢及扁担梁、底座自重荷载集度1.96KN/m;
前上横梁上操作平台及施工荷载集度2KN/m2×
1.5m=3KN/m;
2、内力计算
M图(单位:
m)
通过计算得I40b工字钢截面加强段最大弯矩260.48KN·
m,最大剪力386.26KN;
外侧前吊杆间最大竖向变形1mm,横梁两端竖向变形12mm。
3、强度校核
查《材料力学》,得I40b工字钢截面性质:
Wx=1139cm3,Ix:
Sx=34.1cm,d=12.5mm。
=260.48×
1139×
10-6=114.3MPa<[δ]=140MPa
τ=QSX/IXd=386.26×
34.1×
10-2/0.0125=45.3MPa<[τ]=85MPa
4、支座反力计算
采用结点平衡法,利用支座处剪力计算得支座反力。
F=628.09KN
六、主桁
主桁受力模型如下:
Q图(单位:
N图(单位:
通过计算主梁最大弯矩40.1KN·
m,最大剪力11.8KN,最大轴力-952.9KN;
立柱最大压力752.9KN;
斜拉带最大拉力589.96KN。
前端最大竖向变形10mm。
杆BC采用[]28b双槽钢缀板连接的格构式杆件,横截面尺寸见图。
于杆BC内力及综合应力最大,故以受力最不利杆件BC计算
设计参数:
、
对实轴(X轴)计算:
查截面型钢表可得:
2[]28b,
对实轴(X轴)演算刚度和整体稳定:
,满足要求
按照b类截面查《钢结构设计规范》附表C:
可得:
则:
对虚轴(Y轴)计算:
计算肢间距离:
分肢长细比
,取
从而,
验算虚轴的刚度和整体稳定性:
单个槽钢[28b的截面数据为:
①、整个截面对虚轴(X-X轴)数据:
,
得:
②、分肢稳定性验算:
满足要求。
③、缀板设计:
初选缀板尺寸:
缀板宽度:
厚度:
,且不小于10mm.
缀板取:
缀板间净距
相邻缀板中心距离
缀板线刚度之和与分肢刚度比值为:
横向剪力:
缀板与分肢连接处的内力为:
在剪力和弯矩的共同作用下,该处角焊缝为贴角满焊,焊缝强度满足下式要求:
根据构造要求:
,最后确定取
,可以满足要求。
七、主桁架节点高强螺栓验算
1、设计资料
受力类型为:
扭矩、竖向剪力及水平拉力
荷载数据:
扭矩T(kN·
m):
0.00
竖向剪力V(kN):
741.10
水平拉力F(kN):
螺栓排列——等行距排列:
行数:
3,行距D:
90.00mm
列数:
3,列距:
80.00mm
2、单个螺栓的参数计算
所选螺栓的参数:
类型及等级:
高强螺栓承压型连接10.9级
螺栓直径d:
24mm
受剪面数目nv:
2
连接板钢号:
Q235
同一受力方向连接板较小总厚度Σt:
14mm
抗剪强度设计值
一个高强螺栓承压型连接的抗剪承载力设计值:
280.48kN
一个高强螺栓承压型连接的承压承载力设计值:
157.92kN
所以,取二者中较小值
3、螺栓群受力计算
螺栓群受扭矩T和竖向剪力V以及水平力F(即偏心力作用下螺栓群抗剪),采用弹性分析法,旋转中心在螺栓群形心处
Σr2=Σx2+Σy2=38400.00+48600.00=87000.00mm2
对于受力最大的螺栓:
扭矩T产生的水平力:
0.00kN
扭矩T产生的竖向力:
水平轴力F产生的水平方向的剪力:
竖向剪力V产生的竖直方向的剪力:
82.34kN
所以,受力最大的螺栓所受剪力的合力为:
82.34kN
4、结论
受力最大的螺栓所受合力
设计满足
八、总沉降量计算
前吊杆最大长度按12.5m进行计算,伸长量最大为3mm。
通过各级结构变形的总体累计后总沉降量f=3+0.2+3+1+9+3.3=19.5mm。
八、后支座与主构架连接螺栓计算
每个后支座与主构架由8个M27-10.9S高强螺栓连接,按《钢结构高强螺栓连接的设计、施工、及验收规程》JGJ82-91,每个螺栓抗拉、抗剪、承压承载力设计值为
图27后支座与主构架连接螺栓计算
连接螺栓在挂篮走行时拉力N=R1=93.2KN;
摩擦力所产生的剪力V=0.15×
93.2=14.0KN;
摩擦力所产生的弯矩M=V×
0.25=3.5KN·
m
在拉力N与弯矩M作用下一个高强螺栓最大拉力
一个高强螺栓的剪力
故
故后支座与主构架连接螺栓安全。
九、后支座计算
后支座由连接板、竖板、水平板、隔板及加劲肋组焊而成,其中竖板、水平板和加劲肋构成L形钩板。
挂蓝走行时,后支座的水平板钩住工字钢轨道的上翼缘,以抵抗走行状态的倾覆力。
经计算,后支座的承载力由水平板承载力控制。
水平板采用δ20的钢板双面开坡口与竖板焊透,在每个水平板下设有三道δ14的加劲肋。
每个加劲肋的尺寸为100X85mm,加劲肋分别与水平板和竖板双面贴角焊,焊缝高8mm。
每个水平板承受的竖向力为R’=R2/2=93.2/2=46.6KN。
偏于安全,不计水平板与竖板的焊缝承载力,假定水平板所受竖向力全部通过加劲肋传给竖板。
每个加劲肋与竖板的有效焊缝长度为L1=2X80=160mm;
。
每个加劲肋与竖板连接焊缝允许承载力
[N]=160X8X0.7X[τ]=160X8X0.7X100=89.6KN;
每个水平板的允许竖向承载力[Q]=3X[N]=3X89.6KN=268.8KN;
由以上可知,每个水平板的安全系数即挂篮走行安全系数为
k2b=[Q]/R’=268.8/46.6=5.7。
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