某立交匝道跨越铁路施工支架设计secret

某立交匝道跨越铁路施工支架设计一、工程简介施工项目为位于某市区南端秦淮河东南岸的某立交工程，属互通式城市立交工程，处于某市主城路网规划 “两纵两横快速路”的“东纵”与“南横”的交叉点，是某市主城区“外环+井字”型快速道路网的重要组成部分。其中，某铁路贯穿立交范围，为满足施工期间铁路通行的需要，保证铁路建筑界限不受侵占，须架设支架跨越铁路以满足施工需要。二、设计依据1、某立交桥工程 D2 标设计文件。2、 公路桥涵钢结构及木结构设计规范 （JTJ02586） 。3、 钢结构设计规范 （GBJ1788）4、 公路桥涵施工技术规范 （JTJ0412000） 。5、 公路桥涵施工手册及其他有关的现行国家及地方强制性规范和标准。6、 铁路技术管理规程 （铁道部令第 2 号） 。三、设计说明本支架专为满足 H 匝道桥跨越某铁路施工需要而设计。H 匝道与某铁路成40斜交，在满足铁路建筑界限要求前提下，支架垂直铁路线路方向净跨6.50m，贝雷片桁架梁梁底距铁路轨顶面高 7.0m。支架采用法兰连接钢管墩柱，每个墩柱由 3 根并排放置间距 0.4m 的 220 6mm 钢管组成，每片贝雷桁架梁对应支立一墩柱，同时为了增强墩柱的整体稳定性，每 4.0m 布置一道角钢横杆斜撑。墩顶盖梁采用双榀32c 工字钢，工字钢盖梁搁置在双榀20b 槽钢顶托上。支架顺桥向跨越构件采用 15003000mm4 贝雷片桁架，其中箱底部位采用三排单层贝雷片，间距 3.1m，翼板部位采用双排单层贝雷片，间距3.4m，悬挑 1.0m。贝雷片桁架上按间距 1.0m 搁置三榀 P43 扣轨横向分配梁，然后，在扣轨上支立扣件式满堂钢管支架。为了明确满堂式支架每根立柱所传递竖向力的大小，本设计首先对满堂式钢管支架进行了受力检算，确定钢管支架立柱的横向间距：腹板附近为 0.8m，箱底其它部位为 1.0m，翼板部位为 1.4m；纵向间距均为 1.0m；支架纵横杆步距 1.5m。箱梁底模采用 =15mm 厚的竹编胶合模板，底模小楞采用间距 0.3m的 100100mm 方木，大楞采用 150150mm 方木，相关的具体布置见附图。四、受力检算、荷载 砼自重：箱底：22.30 KPa, 翼板部位：8.67 KPa, 模板重量（含内模、侧模及支架） ，以砼自重 5%计，则：箱底：22.305%=1.12 KPa翼板部位：8.67 5%=0.43 KPa 施工荷载：2.0 KPa 振动荷载：2.5 KPa 砼倾倒产生的冲击荷载：2.0 KPa荷载组合计算强度：q= 计算刚度：q= 、底模检算底模采用 15mm 厚竹编胶合模板，直接搁置于间距 L=0.30m 的方木小楞上，按连续梁考虑，取单位长度（1.0m ）板宽进行计算。 荷载组合箱底：q 1=22.301.12+2.0+2.5+2.0=29.92 KN/m翼板：q 2=8.670.43+2.0+2.5+2.0=15.60 KN/m 截面参数及材料力学性能指标W=bh2/6=1000152/6=3.75104 mm3I= bh3/12=1000153/12=2.81105 mm4竹胶模板的有关力学性能指标按竹编胶合板 （GB13123）规定的类一等品的下限值取：=90 MPa, E=6 103 MPa 承载力检算 箱底 强度Mmax= q1l2/10=29.920.302/10=0.27 KNm， 合格。MPaaW900.75.30max46 刚度 合 格 。荷 载 ： ,75.04375.018.2061534.0 /4292. 544 mfmEIqlf KN 翼板部位考虑此处荷载较小，方木小楞间距取 L=0.40m。 强度mKNlq25.014.6510maxM2， 合格。MPaaW97.75.346 刚度荷载： mKNq /10.92.06.1， 合格。fEIlf 0.14.8.5490534 、方木小楞检算方木搁置于间距 1.0m 的方木大楞上，小楞方木规格为 100100mm，小楞亦按连续梁考虑。 荷载组合箱底： mKNq /04.91.63.0)25.012.3(1 翼板部位： 36446782 截面参数及材料力学性能指标3531067.106Wma464.82I方木的力学性能指标按公路桥涵钢结构及木结构设计规范（JTJ025 86）中的 A3 类木材并按湿材乘 0.9 的折减系数取值，则：， aMP8.1092 MPaE3310.8910 承载力检算 箱底部位 强度mKNlq90.1.049maxM221，合格。MPaPaW8.13.567. 刚度荷载： mKNq /65.30.250.8， 合格。mfEIlf 5.2401.1.81.61506344 翼板部位 强度 mKNlq63.01.360maxM22 MPaPaW8.10756 刚度荷载： mKNq /70.34.250.3.6， 合格。mfEIlf 5.2401.1.81.7150634 、方木大楞检算考虑箱梁腹板部位的重量较集中，而为了方便计算，箱梁自重是按整体均布考虑，这必将导致腹板处的实际荷载要大于计算荷载，而其他部位的计算荷载比实际荷载偏大，因而在腹板部位对支架立柱给予加密，横向间距取 0.80m，箱底其他部位立柱间距取 1.0m，翼缘板处立柱间距取 1.40m，同时，腹板部位大楞的计算跨度按 1.00m 计以平衡因计算荷载比实际荷载偏小的不利影响，且大楞偏安全地按简支梁考虑。大楞规格为 150mm150mm 的方木。 荷载组合小楞所传递给大楞的集中力为：箱底： KN04.91.P1翼板部位： 30.6362大楞方木自重： mg/.5. 截面参数及材料力学性能指标353106.16Wa4742.52mI方木的力学性能指标按公路桥涵钢结构及木结构设计规范（JTJ025 86）中的 A3 类木材并按湿材乘 0.9 的折减系数取值，则：， aMP8.1092 MPaE3310.8910 承载力检算 箱底部位由于小楞方木的布置具有一定的随机性，因此检算应力时应按产生最大应力布载模式进行计算。力学模式： 强度按产生最大正应力布载模式计算。支座反力 KNR63.120.430.9则最大跨中弯距 mKNM 09.43.9250.1450.6312/， 合格。MPaPaW870.59452/1max 刚度按产生最大竖向力的“最大支座反力布载模式”计算集中荷载： KN6.2901.25.04.9P mEIglIlf 81.0.4.8345.1.8623548 73734 mf.09，合格。 翼板部位力学模式：翼板部位的钢管立柱间距 1.4m，方木规格同箱底部位。 强度按产生最大正应力布载模式计算。支座反力 KNR5.9241.03.6则最大跨中弯距 mKNM13.403.627.0./1， 合格。MPaPaW8.134.706.5452/1max 刚度按产生最大竖向力的“最大支座反力布载模式”计算集中荷载： KN10.64.025.430.6P mEIglIlf 71.28351.1.84548 347343 mf.01，合格。f、满堂式钢管支架检算每根钢管立柱所承受的竖向力按其所支撑面积内的荷载计算，忽略方木小楞自重不计，则大楞传递的集中力：箱底（均以跨度 1.00m 计算）： KN06.314.0.1)025.12.30(P1 翼板： .2.4.67.82 483mm 钢管自重，满堂式钢管支架按 8.0m 高计：KNg 65.02.643.91.3则单根钢管立柱所承受的最大竖向力为：KN71.306530N 检算其稳定性。483mm 钢管的面积 ，钢管回转半径为：24Amdi 9.15428421支架横杆、纵杆的步距均为 1.5m，并适当布置垂直剪刀撑。长细比 1503.9.150il查钢结构设计规范 （GBJ17-88） ，得 .68强度验算：MPaPaAN21543.72410.3故满足要求。稳定性验算：，满足要求。 KN71.3008.621/542681.0N 扣轨横向分配梁检算 荷载组合钢管立柱传递的集中力：箱底：P 1=30.71 KN翼板：P 2=22.040.65=22.69 KN扣轨自重： KNg29.134.0 轨束截面参数及力学性能指标三根 43 轨扣轨的截面抵抗矩： ，355510.617.208. mW三根 43 轨扣轨的截面惯性矩： ，474913I三根 43 轨扣轨的中性轴以上部分面积对中性轴的面积矩：中和轴以上部分面积近似的按其上下部分抵抗矩之比取值2321049.8.573.21.08 mcA面积矩 53.61049Sm钢轨腹板厚： 5取弹性模量： ，MPaE2由于缺少钢轨的相关资料，钢轨的力学性能指标偏安全地参照 A3 钢取值.容许弯曲应力： 5.183.4 承载力检算 1#纵 梁 2纵 梁 实 际 受 力 模 式 （ 图 -1）3#纵 梁 4纵 梁P1=07KN5#纵 梁 单 位 ： cmP2=.69KNP2=.69KNg1/PR3R12简 化 模 式4（ 图 -2）5R6P21P1单 位 ： cm7R82P横向分配梁采用由三根 P43 轨相扣组成的轨束支承满堂式钢管支架。考虑箱梁自重主要集中在箱底部位，即对称梁中线分布在 4.60/sin40o=7.16m 范围内，而翼板部位相对较小，因而采用图-1 模式布置贝雷片纵梁，并为了方便计算偏安全的采用图-2 简支简化模式进行计算。1 带伸臂的边跨段P2R121g 强度支座反力： KNR 96.704.3.619.24.38071.291 ）（ 57.6计算并绘制受弯图 mKNM34.2)/0.129.62(支 mKN 63.42/0.9174035.1 87/6.8.22 mKN3/29.1.3 26.3978控制弯矩： mKNM38.27控，合格。MPaW5.18Pa5.410.656控 刚度伸臂梁的挠曲变形受悬挑段的负弯与跨内的正弯的相互约束，其最大挠度应小于悬挑段单独布载或跨内单独布载时的挠度，故为了方便计算，计算悬挑段的最大挠度时仅考虑悬挑段荷栽，而跨内按简直梁计算。荷载计算：P 1=（22.30+1.12）1.01.0+0.141.0=23.56 KN P2=（8.67+0.43）1.01.4+0.141.4=12.94 KNg=1.29 KN悬挑段的最大挠度mfmEIlalEIPaf 5.240198.1 3401107.41.243930/17.233.4 55232 故，满足要求。跨内段的最大挠度按简直梁考虑，则 mEIglIPlf 27.4107.1.23843495107.41.2485639. 543 mf80故，满足要求。中间跨横向分配梁 R43P11g=.29单 位 ： cm 强度支座反力： KNR 31.751.3).250(7.21.393 .4.04 计算并绘制受弯图： mKNM 27.358.07128.091.3751 14.6362 mKN 6.25.80.17.2.91.375控制弯距： mKNM14.5控，合格。MPaW5.18Pa3.703.6456控 刚度集中荷载：P=23.56KN mEIglIPlf 9.5107.41.2384395107.41.24856348 553 ， 故，满足要求。f 抗剪检算控制剪力按轨束传递给贝雷片纵梁的最大集中力计算。1#、5#贝雷梁： KNRP96.7012#、4#贝雷梁： KN81.03.5323#贝雷梁： .54故控制剪力： KNQ81.0mf.0MPaIQSm 83.15.43107.68容许剪应力增大系数便安全地取 C=1.0，临时结构提高系数 ,则30.1kPa3185，故满足要求。 轨束整体稳定性检算P43 轨轨束绕 y 轴的惯性矩如下：466108.70.23mIY为了增强钢轨的整体稳定性，每根满堂式钢管支架的立柱下设一方钢卡（具体构造见附图） ，因而计算长度取最大立柱间距 ml40.15.8.71408. 67yxyxe Ihlarl查钢结构设计规范 （GBJ17-88） ，得 ，则.，故满足要求。MPaMPa653.8.k14.5max 贝雷桁架纵梁检算 荷载轨束传递给贝雷片纵梁的最大集中力：1#、5#贝雷梁： KNRP96.7012#、4#贝雷梁： KN81.03.5323#贝雷梁： .54双排单层贝雷片自重： mg/.230三排单层贝雷片自重： KN. 截面参数及力学指标双排单层贝雷片：mKNM4.1576Q90361.7W4905mI三排单层贝雷片： KNM4.26Q983710.mW495I 承载力检算双排单层贝雷桁架1#、5#纵梁为双排单层贝雷片梁。为了减少不均匀沉降，横向分配梁自桁架中心对称布置，计算跨径偏安全地按 12m 计。则力学模型为： PRa贝 雷 桁 架 梁 受 力 模 型PP单 位 ： cmRbg 强度支座反力：R a=Rb=（212+70.9612）/2=437.76KN取跨中弯矩作为控制弯距：mKNMmKNM 4.157628.13 5.4.352.109.067422/故，满足要求。 抗剪检算控制剪力取支点反力： KNQKNRQ5.49076.43故，满足要求。 刚度集中荷载近似地减去间距一半的施工荷载，则：P=1270.96-122.7（2.0+2.5+2.0）=640.92 KN mEIglIPlf 4.210.51.2384010.51.24829603548 949 mf12，故满足要求。f 三排单层贝雷桁架2#、3#、4#纵梁均为三排单层贝雷桁架梁，其中 2#、4#梁受力集中荷载最大，检算时取 2#、4#梁进行计算。其力学模型同双排单层贝雷桁架梁。 强度 PRa贝 雷 桁 架 梁 受 力 模 型PP单 位 ： cmRbg支座反力：R a=Rb=（312+108.8112）/2=670.86KN跨中弯矩：mKNMmKNM 4.2658.201 5.4.352.10810.672/1故，满足要求 抗剪检算控制剪力：KNQKNRQ9.6886.70故，满足要求。 刚度集中荷载近似地减去相邻两贝雷片梁间距范围内的施工荷载，则：P=12108.81-123.25（2.0+2.5+2.0）=1052.22 KN mEIglIPlf 24105.71.238405105.71.248205348 949 mf12，故满足要求。f 双榀 I32c 工字钢墩顶盖梁检算考虑贝雷片纵梁所传递给墩顶盖梁的集中荷载较大，如跨内布置集中荷载必会导致过大跨内弯曲应力，为避免盖梁的材料用量过大，采用改善墩柱布置来消除这一不利影响，在每个集中力下面设一支点，即每片贝雷片梁下方布设一钢管墩柱，这样按简支梁考虑的话，工字钢盖梁跨内仅有自重所产生的弯曲应力，而集中荷载通过工字钢梁直接传递给了墩柱，因而再此仅对盖梁的抗剪能力进行检算。I32c 工字钢的截面参数：48102.mIx35S腹板厚 .1控制剪力采用 2#纵梁所产生的最大支点反力，工字钢自重忽略不计，并按 2根工字钢平均受力考虑。则KNQ45.392.68力学模式： PPP故 MPaIQSX 90.5.1302.45398因 ， ，故取容许剪应力增大Pa12043 25.110系数 C=1.0，临时结构的钢材容许应力提高系数 ，则30.k，故满足要求。 MPaa9.55.183. H 型钢组合截面墩柱检算墩柱对称 C 匝道线路中心线与某铁路线路中心线交点的切线方向布置，布置范围为 ，每个墩柱由 2 根间距 0.3m 的 40#H 型钢组mLoo8.3526sin4.9ta7合而成，顶部搁双榀22b 槽钢用以支承盖梁。取盖梁的控制剪力加双榀 40#H型钢自重作为墩柱的控制轴向力 P=Q+g=698.9+16.24/4=702.15KN 。 双榀22b 槽钢顶托验算1、 强度 抗弯受力模式： PRARB支座反力： KNRBA16.283.57mM94.062/1双榀20b 槽钢截面参数：截面抵抗距： 3551082.391.2Wx 截面惯性矩： 7mI半截面面积矩： 355Sx腹板厚 m1892，合格。MPaMPaWM50.183.6.20.3456/1 抗剪控制剪力取支座反力： KNQ16.28MPaIQSX 72.950.316287因 ， ，故取容许剪应力增大MPa.917806.230 .10.3.80系数 C=1.0，临时结构的钢材容许应力提高系数 ，则3.k，故满足要求。 MPaa72.955.1830. 刚度忽略槽钢自重不计。，合格。mfmEIPlf 14004.182.301.24857753 整体稳定性检算双榀20b 槽钢的回转半径：，cmix64.7ciy09.2则， 876438.1yxerhla查钢结构设计规范 （GBJ17-88） ，得 ，则90.，故满足要求。MPaMPa65143.90.k36.12max 40 #H 型钢组合墩柱检算H 型钢组合截面如右图所示。每根 40H 型钢的截面参数： 毛截面面积： 208.7cmA毛截面惯性矩： ，49.16Ixc截面中和轴以上部分面积对中和轴的面积矩 33607609218142cmSm最小回转半径：cAIrx64.108.792mI5361两根 9.0m 长的 40#H 型钢（忽略缀板重量不计）自重： KNG98.102.组合截面墩柱轴向力： NGPN3.589.1032.57H型 钢 组 合 截 面X11yXy 对实轴 X-X 的稳定性验算 09.546.10xrl查钢结构设计规范 （GBJ17-88） ，得 849.0MPaMPaANm 123.0.427849.035故，满足要求。 对虚轴 y-y 的稳定性验算组合截面截面参数： 420121 .389508.76. cmZbAIeIy cAIry6.12.39则长细比 4.576.10yxrl两个型钢用缀板焊接成整体，缀板两侧焊缝间的距离 。 cmS40确定缀板间的净距 cmSa1045.2.又因构件单肢长细比不宜大于 40，则即 401ra cra2.1853.401故取缀板间的净距 。cm7则 45.13.01ra故长细比 47.59.13.72221y查钢结构设计规范 （GBJ17-88） ，得 860MPaMPaANm 182403.9.4827086.135 缀板验算作用在墩柱上的横向剪力按轴心受压杆件计，NAQ6.327908.7210端缀板长度 cmSh504.15.中缀板长度 1根据以上估算，选用cmh301ch502缀板厚度 缀板间净距 ca7在全长 9.0m 的组合杆件上缀板的布置如下图所示。中缀板的中心距离 cmh103710两个 H 型钢性心轴间的距离 cmZb30125缀板所受剪力NbQaT5463021.790缀板所受弯距maM8194046.790缀板的截面模量322115063hW缀板弯曲应力MPaMPa板剪应力MPaMPahT 5.1083.3.270125463故，缀板满足使用要求。 缀板焊缝验算缀板焊接采用人工贴角焊，取焊缝长度与缀板长度相同，即中缀板为300mm，端缀板为 500mm，焊缝厚度等于缀板厚度 。mf10由缀板剪力产生的焊缝应力： MPahTf 03.2617.054.1由缀板弯距所产生的焊缝应