5-6号桥墩间钢箱梁施工方案计算分析报告

5-6号桥墩间钢箱梁施工方案计算分析报告一施工方案介绍图1-1 施工方案布置图由施工方提供的资料可知：5、6号桥墩之间钢箱梁跨度为60m，其间跨过铁路和G108。根据施工现场的场地条件，现将钢箱梁分为17m，26m，17m三段，焊接好后再铺设混凝土路面。如图1所示，在铁路上方搭设便桥1，国道上方搭设便桥2，以作为支撑钢箱梁的临时平台。在施工时，需首先设置临时支柱，然后在临时支柱上放双H600X450X14X20，最后在双H型钢上搭设贝雷架。待贝雷梁做成的便桥施工完成后，在便桥上放50b的普通工字钢，作为钢箱梁的支承点。在焊接钢箱梁之前，只需设置钢梁拼接线两边的支承工字钢，焊接好后增设其它支撑用的工字钢，再铺设混凝土路面。二焊接钢箱梁前贝雷梁的验算2.1计算将钢箱梁自重传递给贝雷架的50b普通工字钢所受的力钢箱梁自重取50KN/m，各拼接段计算如下：第一拼接段（17m）的计算：图2-1 第一段（17m）的计算简图求得支座反力R2=466.13 KN，即第一根50b普通工字钢所承受的力为466.13 KN。第二拼接段（26m）的计算：图2-2 第二段（17m）的计算简图求得支座反力R2= R3=670.55KN，即第二根和第三根50b普通工字钢所承受的力均为670.55 KN。第三拼接段（17m）的计算：图2-3 第三段（17m）的计算简图求得支座反力R2 =488.34KN，即第四根50b普通工字钢所承受的力为488.34KN。2. 2计算50b普通工字钢传递给贝雷架的力50b普通工字钢自重1.01KN/m，贝雷梁布置间距为225mm，则由2.1的计算结果知，四根工字钢传递给贝雷梁的力分别为：P1=(1.01+466.13/4) 0.47=55.25KN P2=(1.01+670.55/4) 0.47=75.89KN P3=(1.01+670.55/4) 0.45=75.89KN P4=(1.01+488.34/4) 0.45=55.4KN2. 3验算便桥1中各片钢箱梁下的贝雷梁20mm厚钢板q=0.027850=1.57KN/ 横梁(28b工字钢)间距250mm q=447.9kg/=1.916 KN/贝雷架自重q=折算为线荷载取2.5KN/m由2. 1知，便桥1上两根工字钢传给贝雷梁的力分别为75.89KN，55.4KN。第一片钢箱梁下贝雷梁计算：图2-4 第一片钢箱梁下贝雷梁恒载作用计算简图图2-5 第一片钢箱梁下贝雷梁恒载作用剪力图图2-6 第一片钢箱梁下贝雷梁恒载作用弯矩图产生的支座反力为R2=108.2KN，R3=73KN产生的最大剪力Vmax=108.2KN，最大弯矩Mmax=543.72KNm第二片钢箱梁下贝雷梁计算：图2-7 第二片钢箱梁下贝雷梁恒载作用计算简图图2-8 第二片钢箱梁下贝雷梁恒载作用剪力图图2-9 第二片钢箱梁下贝雷梁恒载作用弯矩图产生的支座反力为R2=99.5KN，R3=82.3KN产生的最大剪力Vmax=99.5KN，最大弯矩Mmax=563.14KNm第三片钢箱梁下贝雷梁计算：图2-10 第三片钢箱梁下贝雷梁恒载作用计算简图图2-11 第三片钢箱梁下贝雷梁恒载作用剪力图图2-12 第三片钢箱梁下贝雷梁恒载作用弯矩图产生的支座反力为R2=91KN，R3=90.7KN产生的最大剪力Vmax=91KN，最大弯矩Mmax=560.01KNm第四片钢箱梁下贝雷架计算：图2-13 第四片钢箱梁下贝雷梁恒载作用计算简图图2-14 第四片钢箱梁下贝雷梁恒载作用剪力图图2-15 第四片钢箱梁下贝雷梁恒载作用弯矩图产生的支座反力为R2=82.4KN，R3=98.4KN产生的最大剪力Vmax=98.4KN，最大弯矩Mmax=540.05KNm第五片钢箱梁下贝雷梁计算：图2-16 第五片钢箱梁下贝雷梁恒载作用计算简图图2-17 第五片钢箱梁下贝雷梁恒载作用剪力图图2-18 第五片钢箱梁下贝雷梁恒载作用弯矩图产生的支座反力为R2=71.8KN，R3=109.9KN产生的最大剪力Vmax=109.9KN，最大弯矩Mmax=512.36KNm第六片钢箱梁下贝雷梁计算：图2-19 第六片钢箱梁下贝雷梁恒载作用计算简图图2-20 第六片钢箱梁下贝雷梁恒载作用剪力图图2-21 第六片钢箱梁下贝雷梁恒载作用弯矩图产生的支座反力为R2=61.8KN，R3=119.97KN产生的最大剪力Vmax=119.97KN，最大弯矩Mmax=469.22KNm第七片钢箱梁下贝雷梁计算：图2-22 第七片钢箱梁下贝雷梁恒载作用计算简图图2-23 第七片钢箱梁下贝雷梁恒载作用剪力图图2-24 第七片钢箱梁下贝雷梁恒载作用弯矩图产生的支座反力为R2=52.6KN，R3=124.2KN产生的最大剪力Vmax=124.2KN，最大弯矩Mmax=404.91KNm活载取3 KN/，折算为线荷载30.45=1.35KN/m活载下贝雷梁计算图2-25 活载作用下贝雷梁计算简图产生的支座反力为R2=12.1KN，R3=12.1KN产生的最大弯矩为Mmax=45.02KNm对比七片钢箱梁下贝雷梁计算结果可知，恒载下贝雷梁受到的最大剪力为124.4KN，最大弯矩为563.14 KNM，将恒载和活载组合后，贝雷梁受力为Vmax=166.22KN，Mmax=741.6KNm下表1为“321”系列贝雷梁容许内力表贝雷梁截面剪力承载力验算：查上表可知，不加强单排单层贝雷梁剪力承载力为245.2KN166.2KN，即剪力承载力满足要求。贝雷梁截面弯矩承载力验算：查上表可知，不加强单排单层贝雷梁弯矩承载力为788.2KNM741.6KNM，即弯矩承载力满足要求。2. 4验算便桥2中各片钢箱梁下的贝雷梁由2.1.1可知，便桥2上50b工字钢对贝雷架的作用力分别为75.89KN，55.4KN，其它恒载跟便桥1上的相同。图2-26 恒载作用下便桥2贝雷梁计算简图图2-27 恒载作用下便桥2贝雷梁剪力图图2-28 恒载作用下贝雷梁弯矩图产生的最大剪力为V max=82.4KN，最大弯矩为Mmax=5.29KNm活载取3 KN/，折算为线荷载30.45=1.35KN/m图2-29 活载作用下贝雷梁计算简图图2-30 活载作用下贝雷梁剪力图图31 活载作用下贝雷梁弯矩图产生的支座反力为R2=3.97KN，R3=3.97KN产生的最大弯矩为Mmax=2.86KNm将恒载和活载组合后，贝雷梁受力为Vmax=104.43KN，Mmax=10.305KNm贝雷梁截面剪力承载力验算：查表1可知，不加强单排单层贝雷梁剪力承载力为245.2KN104.43KN，即剪力承载力满足要求。贝雷梁截面弯矩承载力验算：查表1可知，不加强单排单层贝雷梁弯矩承载力为788.2KNM10.305KNM，即弯矩承载力满足要求。三焊接好钢箱梁，铺设混凝土路面后贝雷梁的验算3.1计算各片钢箱梁下传递钢梁自重的工字钢所受的力增加支承点后，50b工字钢的布置见图1-1，钢箱梁自重为50KN/m，计算各片钢箱梁下工字钢受力如下：第一片钢箱梁图3-1 第一片钢箱梁下各支承点处反力计算简图求得反力从左到右依次为R2=2314.97KN，R3= -1645.84KN，R4=739.165KN，R5=1.677KN，R6=191.623KN，R7=131.827KN，R8=181.066KN，R9=43.91KN，R10=543.308KN，R11=-1317.139KN，R12=1897.66KN，R13=1794.515KN，R14=-651.56KN，R15=-2202.846KN，R16=3074.64KN（负号表示支座反力向上）第二片钢箱梁图3-2 第二片钢箱梁下各支承点处反力计算简图求得反力从左到右依次为R2=1877.46KN，R3= -1281.94KN，R4=533.856KN，R5=46.517KN，R6=180.176KN，R7=133.18KN，R8=187.2KN，R9=18.003KN，R10=640.78KN，R11=-1681.14KN，R12=2259.53KN，R13=2164.122KN，R14=-1023.647KN，R15=-2108.76KN，R16=3058.18KN（负号表示支座反力向上）第三片钢箱梁下支承点与第二片的布置相同，故反力一样。第四片钢箱梁图3-3 第四片钢箱梁下各支承点处反力计算简图求得反力从左到右依次为R2=1479.663KN，R3= -896.05KN，R4=430.49KN，R5=74.07KN，R6=173.21KN，R7=133.08KN，R8=194.45KN，R9=-10.88KN，R10=749.03KN，R11=-2085.41KN，R12=2653.21KN，R13=2565.87KN，R14=-1436.423KN，R15=-2004.39KN，R16=3039.922KN（负号表示支座反力向上）第五片钢箱梁图3-4 第五片钢箱梁下各支承点处反力计算简图求得反力从左到右依次为R2=1023.386KN，R3= -475.29KN，R4=317.81KN，R5=104.06KN，R6=165.95KN，R7=132.153KN，R8=205.44KN，R9=-53.92KN，R10=910.244KN，R11=-2687.06KN，R12=3227.55KN，R13=3151.61KN，R14=-2050.15KN，R15=-1849.2KN，R16=3012.77KN（负号表示支座反力向上）第六片钢箱梁图3-5 第六片钢箱梁下各支承点处反力计算简图求得反力从左到右依次为R2=922.57KN，R3= -386.84KN，R4=294.123KN，R5=110.352KN，R6=164.168KN，R7=131.77KN，R8=208.428KN，R9=-65.49KN，R10=953.534KN，R11=-2848.645KN，R12=3379.99KN，R13=3306.99KN，R14=-2214.9KN，R15=-1807.546KN，R16=3005.48KN（负号表示支座反力向上）第七片钢箱梁图3-6 第七片钢箱梁下各支承点处反力计算简图求得反力从左到右依次为R2=736.88KN，R3= -230.035KN，R4=252.137KN，R5=121.486KN，R6=161.92KN，R7=130.85KN，R8=214.68KN，R9=-89.6KN，R10=1043.71KN，R11=-3185.235KN，R12=3695.37KN，R13=3628.5KN，R14=-2557.99KN，R15=-1720.79KN，R16=2990.31KN（负号表示支座反力向上）3.2计算50b普通工字钢传递给贝雷架的力50b普通工字钢自重1.01KN/m，贝雷架布置间距为225mm，则由3.1的计算结果知，各片钢箱梁下贝雷架所受的力为：第一片钢箱梁：P2=(1.01+2314.97/4) 0.235=136.242KN P3=(1.01-1645.84/4) 0.235=-96.455KNP4=(1.01+739.165/4) 0.235=43.661KN P5=(1.01+1.677/4) 0.235=0.336KNP6=(1.01+191.623/4) 0.235=11.49KN P7=(1.01+131.83/4) 0.235=7.98KNP8=(1.01+181.07/4) 0.235=10.87KN P9=(1.01+43.91/4) 0.235=2.82KNP10=(1.01+543.31/4) 0.235=32.16KN P11=(1.01-1317.14/4) 0.235=-77.14KNP12=(1.01+1897.66/4) 0.235=111.72KN P13=(1.01+1794.52/4) 0.235=105.66KNP14=(1.01-651.56/4) 0.235=-38.042KN P15=(1.01-2202.85/4) 0.235=-129.18KNP16=(1.01+3074.64/4) 0.235=180.87KN第二片钢箱梁：P2=(1.01+1877.47/4) 0.235=110.538KN P3=(1.01-1281.94/4) 0.235=-75.076KNP4=(1.01+533.856/4) 0.235=31.60KN P5=(1.01+46.52/4) 0.235=2.97KNP6=(1.01+180.07/4) 0.235=10.82KN P7=(1.01+133.18/4) 0.235=8.06KNP8=(1.01+187.2/4) 0.235=11.23KN P9=(1.01+18.00/4) 0.235=1.295KNP10=(1.01+640.78/4) 0.235=37.88KN P11=(1.01-1681.139/4) 0.235=-98.53KNP12=(1.01+2259.53/4) 0.235=132.98KN P13=(1.01+2164.122/4) 0.235=127.379KNP14=(1.01-1023.647/4) 0.235=-59.9KN P15=(1.01-2108.76/4) 0.235=-123.652KNP16=(1.01+3058.18/4) 0.235=179.9KN第三片钢箱梁与第二片相同第四片钢箱梁：P2=(1.01+1479.66/4) 0.235=87.167KN P3=(1.01-896.05/4) 0.235=-52.4KNP4=(1.01+430.49/4) 0.235=25.53KN P5=(1.01+74.07/4) 0.235=4.589KNP6=(1.01+173.21/4) 0.235=10.41KN P7=(1.01+133.085/4) 0.235=8.056KNP8=(1.01+194.45/4) 0.235=11.66KN P9=(1.01-10.88/4) 0.235=-0.402KNP10=(1.01+749.03/4) 0.235=44.24KN P11=(1.01-2085.412/4) 0.235=-122.281KNP12=(1.01+2653.21/4) 0.235=156.98KN P13=(1.01+2562.87/4) 0.235=150.98KNP14=(1.01-1436.42/4) 0.235=-84.15KN P15=(1.01-2004.39/4) 0.235=-117.832KNP16=(1.01+3039.922/4) 0.235=178.83KN第五片钢箱梁：P2=(1.01+1240.93/4) 0.235=77.14KN P3=(1.01-672.28/4) 0.235=-39.258KNP4=(1.01+370.56/4) 0.235=22.00KN P5=(1.01+90.03/4) 0.235=5.53KNP6=(1.01+169.3/4) 0.235=10.18KN P7=(1.01+132.73/4) 0.235=8.035KNP8=(1.01+199.75/4) 0.235=11.97KN P9=(1.01-31.75/4) 0.235=-1.628KNP10=(1.01+827.26/4) 0.235=48.84KN P11=(1.01-2377.29/4) 0.235=-139.429KNP12=(1.01+2933.323/4) 0.235=172.57KN P13=(1.01+2851.58/4) 0.235=167.77KNP14=(1.01-1734.232/4) 0.235=-101.649KN P15=(1.01-1929.09/4) 0.235=-113.097KNP16=(1.01+3026.748/4) 0.235=178.06KN第六片钢箱梁：P2=(1.01+922.57/4) 0.235=54.44KN P3=(1.01-286.84/4) 0.235=-22.489KNP4=(1.01+294.122/4) 0.235=17.517KN P5=(1.01+110.352/4) 0.235=6.72KNP6=(1.01+164.467/4) 0.235=9.9KN P7=(1.01+131.77/4) 0.235=7.97KNP8=(1.01+208.83/4) 0.235=12.48KN P9=(1.01-65.49/4) 0.235=-3.61KNP10=(1.01+953.534/4) 0.235=56.257KN P11=(1.01-2848.645/4) 0.235=-167.121KNP12=(1.01+3379.96/4) 0.235=198.81KN P13=(1.01+3306.99/4) 0.235=194.52KNP14=(1.01-2214.9/4) 0.235=-129.88KN P15=(1.01-1807.54/4) 0.235=-105.956KNP16=(1.01+3005.48/4) 0.235=176.8KN第七片钢箱梁：P2=(1.01+736.88/4) 0.235=43.53KN P3=(1.01-230.04/4) 0.235=-13.28KNP4=(1.01+252.137/4) 0.235=15.05KN P5=(1.01+121.48/4) 0.235=7.37KNP6=(1.01+161.916/4) 0.235=9.75KN P7=(1.01+130.85/4) 0.235=7.92KNP8=(1.01+214.687/4) 0.235=12.85KN P9=(1.01-89.6/4) 0.235=-5.03KNP10=(1.01+1043.71/4) 0.235=61.56KN P11=(1.01-3185.24/4) 0.235=-186.89KNP12=(1.01+3695.36/4) 0.235=217.34KN P13=(1.01+3628.5/4) 0.235=213.41KNP14=(1.01-2557.99/4) 0.235=-150.045KN P15=(1.01-1720.793/4) 0.235=-100.86KNP16=(1.01+2990.31/4) 0.235=175.92KN3.3验算便桥1中各片钢箱梁下的贝雷梁20mm厚钢板q=0.027850=1.57KN/横梁(28b工字钢)间距250mm q=447.9kg/=1.916 KN/贝雷架自重q=折算为线荷载取2.5KN/m另外，由图1-1可知，P2P12作用在便桥1上。现取每片钢箱梁下的一根贝雷梁验算，该片贝雷梁上承受了由11根工字钢传递的荷载。具体计算如下：第一片钢箱梁：图3-7 增设支承点后，第一片钢箱梁下贝雷梁受恒载简图图3-8 增设支承点后，第一片钢箱梁下贝雷梁受恒载剪力图图3-9 增设支承点后，第一片钢箱梁下贝雷梁受恒载弯矩图由图3-8和3-9可知，产生的最大剪力Vmax=136.24KN，最大弯矩Mmax=186.76KNm。第二片钢箱梁：图3-10 增设支承点后，第二片钢箱梁下贝雷梁受恒载简图图3-11 增设支承点后，第二片钢箱梁下贝雷梁受恒载剪力图图3-12 增设支承点后，第二片钢箱梁下贝雷梁受恒载弯矩图由图3-11和3-12可知，产生的最大剪力Vmax=132.98KN，最大弯矩Mmax=170.51KNm。第三片钢箱梁：图3-13 增设支承点后，第三片钢箱梁下贝雷梁受恒载简图图3-14 增设支承点后，第三片钢箱梁下贝雷梁受恒载剪力图图3-15 增设支承点后，第三片钢箱梁下贝雷梁受恒载弯矩图由图3-14和3-15可知，产生的最大剪力Vmax=105.85KN，最大弯矩Mmax=169.98KNm。第四片钢箱梁：图3-16 增设支承点后，第四片钢箱梁下贝雷梁受恒载简图图3-17 增设支承点后，第四片钢箱梁下贝雷梁受恒载剪力图图3-18 增设支承点后，第四片钢箱梁下贝雷梁受恒载弯矩图由图3-17和3-18可知，产生的最大剪力Vmax=136.24KN，最大弯矩Mmax=168.746KNm。第五片钢箱梁：图3-19 增设支承点后，第五片钢箱梁下贝雷梁受恒载简图图3-20 增设支承点后，第五片钢箱梁下贝雷梁受恒载剪力图图3-21 增设支承点后，第五片钢箱梁下贝雷梁受恒载弯矩图由图3-20和3-21可知，产生的最大剪力Vmax=139.43KN，最大弯矩Mmax=151.43KNm。第六片钢箱梁：图3-22 增设支承点后，第六片钢箱梁下贝雷梁受恒载简图图3-23 增设支承点后，第六片钢箱梁下贝雷梁受恒载剪力图图3-24 增设支承点后，第六片钢箱梁下贝雷梁受恒载弯矩图由图3-23和3-24可知，产生的最大剪力Vmax=167.32KN，最大弯矩Mmax=143.98KNm。第七片钢箱梁：图3-25 增设支承点后，第七片钢箱梁下贝雷梁受恒载简图图3-26 增设支承点后，第七片钢箱梁下贝雷梁受恒载剪力图图3-27 增设支承点后，第七片钢箱梁下贝雷梁受恒载弯矩图由图3-26和3-27可知，产生的最大剪力Vmax=188.89KN，最大弯矩Mmax=144.47KNm。对比每片钢箱梁下贝雷梁计算结果可知，贝雷梁在恒载作用下，所受的最大剪力为188.89KN，最大弯矩为186.76 KNm。由2.3可知，活载作用下的贝雷梁所受剪力为12.1 KN，弯矩为45.02 KNm。则组合后，贝雷梁所受剪力为243.6 KN，弯矩为324.5 KNm。贝雷梁截面剪力承载力验算：查表1可知，不加强单排单层贝雷梁剪力承载力为245.2KN243.6KN，即剪力承载力满足要求。贝雷梁截面弯矩承载力验算：查表1可知，不加强单排单层贝雷梁弯矩承载力为788.2KNm324.5KNm，即弯矩承载力满足要求。3. 4验算便桥2中各片钢箱梁下的贝雷梁由图1-1可知，P13P16作用在便桥1上，其它恒载与便桥1上相同。第一片钢箱梁：图3-28 增设支承点后，便桥2第一片钢箱梁下贝雷架受恒载简图图3-29 增设支承点后，便桥2第一片钢箱梁下贝雷架受恒载剪力图图3-30 增设支承点后，便桥2第一片钢箱梁下贝雷架受恒载弯矩图由图3-29和3-30可知，该贝雷梁所受的最大剪力Vmax=128.18KN，最大支座反力Rmax=91.3KN，最大弯矩Mmax=140.62KNm。第二片钢箱梁：图3-31 增设支承点后，便桥2第二片钢箱梁下贝雷架受恒载简图图3-32 增设支承点后，便桥2第二片钢箱梁下贝雷架受恒载剪力图图3-33 增设支承点后，便桥2第二片钢箱梁下贝雷架受恒载弯矩图由图3-32和3-33可知，该贝雷梁所受的最大剪力Vmax=123.6KN，最大支座反力Rmax=94.9KN，最大弯矩Mmax=145.92KNm。第三片钢箱梁下贝雷架与第二片贝雷架受力相同，故其所受最大剪力Vmax=123.6KN，最大支座反力Rmax=94.9KN，最大弯矩Mmax=145.92KNm。第四片钢箱梁：图3-34 增设支承点后，便桥2第四片钢箱梁下贝雷架受恒载简图图3-35 增设支承点后，便桥2第四片钢箱梁下贝雷架受恒载剪力图图3-36 增设支承点后，便桥2第四片钢箱梁下贝雷架受恒载弯矩图由图3-35和3-36可知，该贝雷架所受的最大剪力Vmax=117.52KN，最大剪力Rmax=98.89KN，最大弯矩Mmax=151.79KNm。第五片钢箱梁：图3-37 增设支承点后，便桥2第五片钢箱梁下贝雷架受恒载简图图3-38 增设支承点后，便桥2第五片钢箱梁下贝雷架受恒载剪力图图3-39 增设支承点后，便桥2第五片钢箱梁下贝雷架受恒载弯矩图由图3-36和3-39可知，该贝雷架所受的最大剪力Vmax=113.01KN，最大剪力Rmax=101.77KN，最大弯矩Mmax=156.03KNm。第六片钢箱梁：图3-40 增设支承点后，便桥2第六片钢箱梁下贝雷架受恒载简图图3-41 增设支承点后，便桥2第六片钢箱梁下贝雷架受恒载剪力图图3-42 增设支承点后，便桥2第六片钢箱梁下贝雷架受恒载弯矩图由图3-41和3-42可知，该贝雷架所受的最大剪力Vmax=129.8KN，最大剪力Rmax=114.4KN，最大弯矩Mmax=174.59KNm。第七片钢箱梁：图3-43 增设支承点后，便桥2第七片钢箱梁下贝雷架受恒载简图图3-44 增设支承点后，便桥2第七片钢箱梁下贝雷架受恒载剪力图图3-45 增设支承点后，便桥2第七片钢箱梁下贝雷架受恒载弯矩图由图3-44和3-45可知，产生的最大剪力Vmax=140.04KN，最大支座反力Rmax=126.14KN，最大弯矩Mmax=191.85KNm。对比每片钢箱梁下贝雷梁计算结果可知，贝雷梁在恒载作用下，所受的最大剪力为133.63KN，最大弯矩为196.4 KNm。由2.4可知，活载作用下的便桥2贝雷梁所受剪力为3.97 KN，弯矩为2.86 KNm。则组合后，贝雷梁所受剪力为173.65 KN，弯矩为234.224 KNm。贝雷梁截面剪力承载力验算：查表1可知，不加强单排单层贝雷梁剪力承载力为245.2KN173.65KN，即剪力承载力满足要求。贝雷梁截面弯矩承载力验算：查表1可知，不加强单排单层贝雷梁弯矩承载力为788.2KNm234.44KNm，即弯矩承载力满足要求。四贝雷梁下双H6004501420（Q345钢）的验算4.1便桥1中双H6004501420的验算4.1.1恒载作用下双H型钢的受力通过比较各种工况下贝雷梁的受力，贝雷梁支座处产生的最大反力取P1=130.368KN，双H型钢自重为q=202.842=405.68kg/m=4.06KN/m图4-1 便桥1中双H6004501420在恒载下的受力简图图4-2 便桥1中双H6004501420在恒载下的剪力图图4-3 便桥1中双H6004501420在恒载下的弯矩图由图4-2，4-3可知，恒载作用下双H型钢所受最大剪力Vmax=1788.235KN，最大支座反力Rmax=1788.235KN，最大弯矩Mmax=619.36KNm。4.1.2活载载作用下双H型钢的受力活载取3 KN/，折算为线荷载318/2=27 KN/m。图4-4 便桥1中双H6004501420在活载下的受力简图图4-4 便桥1中双H6004501420在活载下的剪力图图4-5 便桥1中双H6004501420在活载下的弯矩图由图4-4，4-6可知，活载载作用下双H型钢所受最大剪力Vmax=77.46KN，最大弯矩Mmax=24.6KNm。4.1.3截面验算截面几何特性： A=258.39X2=516.78cm2，Ix=171928.53X2=343857.06cm4，S=(45020290+14280280/2)2=31588002mm3根据4.1.1和4.1.2的计算结果，将恒载和活载组合后，双H型钢所受最大剪力与最大弯矩分别为2254.326 KN，777.67 KNm。抗剪强度为： ，满足要求。抗弯强度为：，满足要求。4.2便桥2中双H6004501420的验算4.2.1恒载作用下双H型钢的受力通过比较各种工况下贝雷梁的受力，贝雷梁支座处产生的最大反力取P=126.14KN，双H型钢自重为q=202.842=405.68kg/m=4.06KN/m图4-6 便桥2中双H6004501420在恒载下的受力简图图4-7 便桥2中双H6004501420在恒载下的剪力图图4-8 便桥2中双H6004501420在恒载下的弯矩图由图4-7，4-8可知，恒载作用下双H型钢所受最大剪力Vmax=1776.62KN，最大支座反力Rmax=1776.62KN，最大弯矩Mmax=599.71KNm。4.2.2活载载作用下双H型钢的受力活载取3 KN/，折算为线荷载36/2=9 KN/m。图4-8 便桥2中双H6004501420在活载下的受力简图图4-9 便桥2中双H6004501420在活载下的剪力图图4-10 便桥3中双H6004501420在活载下的弯矩图由图4-4，4-6可知，活载载作用下双H型钢所受最大剪力Vmax=25.82KN，最大支座反力Rmax=25.82KN，最大弯矩Mmax=8.2KNm。4.2.3截面验算截面几何特性： A=258.39X2=516.78cm2，Ix=171928.53X2=343857.06cm4，S=(45020290+14280280/2)2=31588002mm3根据4.2.1和4.2.2的计算结果，将恒载和活载组合后，双H型钢所受最大剪力与最大弯矩分别为2168.1 KN，713.13 KNm。抗剪强度为： ，满足要求。抗弯强度为：，满足要求。五柱子63016（Q345钢）的验算5.1便桥1柱子的验算5.1.1柱子在恒载作用下的受力由4.1.1可知，由上部结构传给柱子的轴力为1788.235KN，柱子自重为2.42KN/m，高度为8米，故柱子恒载下的轴力为P=1788.235+2.428=1807.6KN。5.1.2柱子在活载作用下的受力由4.1.2可知，柱子在活载下的轴力为77.46KN。5.1.3柱子在风荷载作用下的受力当计算主要承重结构时： 式中 风荷载标准值（KN/）；高度z处的风振系数；风荷载体型系数；风压高度变化系数；基本风压（KN/）。地面粗糙度类别为B类，在离地面8米的地方，取其风风振系数=1.8，压高度变化系数=1.00，另外考虑到场地条件，对风压高度变化系数进行修正，取修正值为=1.5。太原地区基本风压为。对于贝雷架，即单榀桁架而言，体型系数ust=us（其中us为桁架构件的体型系数取1.3，=An/ A，An为桁架杆件和节点挡风的净投影面积，A=hl为桁架的轮廓面积），经计算=0.255。则纵向风荷载由贝雷架传给柱头的集中力为 F=1.81.001.50.2251.30.41.518/2=4.83KN柱子上所受的纵向风荷载由平面外水平系杆及交叉撑杆承担，这里不予计算。横向风荷载传给柱头的集中力为 F=1.81.001.51.30.41.52.7=5.7KN对于柱子，整体计算时，其体型系数查建筑结构荷载规范续表7.3.1可知，us =0.53，可将横向风荷载作用下，柱子上所受风荷载折算为线荷载q=1.81.001.50.530.40.63=0.36KN/m。图5-1 纵向排架风荷载作用下的受力简图图5-2 纵向排架风荷载作用下的剪力图图5-3 纵向排架风荷载下的弯矩图 纵向风荷载作用下，柱子所受轴力为零，最大剪力为1.65KN，最大弯矩为13.21KNm。图5-4 横向排架风荷载作用下的受力简图图5-5 横向排架风荷载作用下的剪力图图5-6 横向排架风荷载作用下的弯矩图横向风荷载作用下，柱子所受轴力为零，最大剪力为5.86KN，最大弯矩为35.37KNm。5.1.4便桥1柱子的强度及其稳定性验算 柱子截面为63016，Q345B级钢材，柱间距为2.7m，高度为8m。柱子的截面几何特性为： A=308.63cm2，Ix = Iy=145539.133cm4，ix= iy=21.715cm根据5.1.1，5.1.2和5.1.3的计算结果，将恒载，活载和风载作用下柱子所受轴力及其弯矩组合后，得到：N=2277.56KN，平面外弯矩My=18.9 KNm，平面内弯矩Mx=49.5 KNm5.1.4.1 强度验算：满足要求5.1.4.2验算整体稳定性 有侧移框架柱在平面内的计算长度系数由K1/ K2确定，其中K1表示相交与柱上端、柱下端的横梁线刚度之，K2表示柱的线刚度之和。对底层框架柱，当柱与基础刚接时，K2=10。对贝雷梁，其惯性矩为I=0.90.85（），其中分别为上下弦杆的截面面积，分别为上下弦杆的截面高度。由此求得：查钢结构设计规范（GB500172003）表D2可知，=2.03。，满足要求。纵向柱子间最大2.5m间距设有支撑，则，满足要求。查钢结构设计规范（GB500172003）表C2可知，满足要求。5.2便桥2柱子的验算5.2.1柱子在恒载作用下的受力由4.2.1可知，由上部结构传给柱子的轴力为1776.62KN，柱子自重为2.42KN/m，高度为5米，故柱子恒载下的轴力为P=1776.62+2.425=1788.72KN。5.2.2柱子在活载作用下的受力由4.2.2可知，柱子在活载下的轴力为25.82KN。5.2.3柱子在风荷载作用下的受力根据5.1.3中查得各系数，可知：纵向风荷载由贝雷架传给柱头的集中力为 F=1.81.001.50.2251.30.41.56/2=1.61KN柱子上所受的纵向风荷载由平面外水平系杆及交叉撑杆承担，这里不予计算。横向风荷载传给柱头的集中力为 F=1.81.001.51.30.41.52.7=5.7KN横向风荷载作用下，柱子上所受风荷载折算为线荷载q=1.81.001.50.530.40.63=0.36KN/m。图5-7 纵向排架风荷载作用下的受力简图图5-8 纵向排架风荷载作用下的剪力图图5-9 纵向排架风荷载作用下的弯矩图纵向风荷载作用下，柱子所受轴力为零，最大剪力为0.59KN，最大弯矩为2.96KNm。图5-10 横向排架风荷载作用下的受力简图图5-11 横向排架风荷载作用下的剪力图图5-12 横向排架风荷载作用下的弯矩图横向风荷载作用下，柱子所受轴力为零，最大剪力为4.79KN，弯矩为35.37KNm。5.2.4便桥2柱子的强度及其稳定性验算柱子截面为63016，Q345B级钢材，柱间距为2.7m，高度为5m。柱子的截面几何特性为A=308.63cm2，Ix = Iy=145539.133cm4，ix= iy=21.715cm根据5.2.1，5.2.2和5.2.3的计算结果，将恒载，活载和风载作用下柱子所受轴力及其弯矩组合后，得到：N=2132KN，平面外弯矩My=4.14 KNm，平面内弯矩Mx=49.5 KNm5.2.4.1 强度验算：满足要求。5.2.4.2验算整体稳定性 有侧移框架柱在平面内的计算长度系数由K1/ K2确定，其中K1表示相交与柱上端、柱下端的横梁线刚度之，K2表示柱的线刚度之和。对底层框架柱，当柱与基础刚接时，K2=10。对贝雷梁，其惯性矩为I=0.90.85（），其中分别为上下弦杆的截面面积，分别为上下弦杆的截面高度。由此求得：查钢结构设计规范（GB500172003）表D2可知，=2.03。，满足要求。纵向柱子间最大2m间距设有支撑，则，满足要求。查钢结构设计规范（GB500172003）表C2可知，满足要求。六便桥1临时柱基础的验算6.1地质条件 根据施工方提供的资料可知，铁路边坡路面标高为877.413m，则基础土层信息如下： Q3eol 粉土: 厚度0.913m， 土层承载力基本容许值0=120kPa Q3al+pl卵石土: 厚度2.7m，土层承载力基本容许值 0=350kPa Q2eol粉土: 厚度10.4m，土层承载力基本容许值0=150kPa 6.2基础设计相关信息 便桥1的基础混凝土采用C30，基础埋深d=1.0，采用一阶阶型基础，平台连接。基础宽2.0m，高1.5m。基础底板设C10混凝土垫层100mm厚，钢筋保护层厚度40mm，底板X向配筋为20100，Y向配筋为20100。6.3地基承载力验算6.3.1便桥1地基承载力特征值计算基础覆土的加权平均重度：m=(180.913+180.087)/1=18 kN/m3基底处土层重度：=18 kN/m3基础底面宽度小于3m，按3m计算。则地基承载力特征值：fa=fak+b(b-3)+dm(d-0.5)=350+318(3-3)+4.418(1.5-0.5)=429.2 kPa=350+318(3-3)+4.418(1-0.5)6.3.2便桥1基础和回填土总重标准值计算基底以上总体积：V=LB(d-d)=27002000(1-00.5)10-6=5.4 m3基础体积：Vc=8.1 m3基础与回填土总重标准值：Gk=(V-Vc)m+Vccg=(5.4-8.1)1.810-5+8.12.510-5106=153.9 kN6.3.3便桥1地基承载力验算控制工况：恒+活则由5.1.1和5.1.2可知，该工况下内力为N=1885.05 kN；Vx=0 kN；Vy=0 kN；Mx=0 kNm；My=0 kNm基底竖向合力值：Fk+Gk= N+Gk =1885.05+153.9=2038.95 kN由于剪力与弯矩值均为零，故基底X向和Y向力矩值都为零。由此求得该工况下：基底平均压力值：Pk=(Fk+Gk)/A=2038.95/54000104=377.583 kPa429.2，满足。基底最大压力值：Pkmax=(Fk+Gk)/A+|Myk|/Wy=377.583 kPa1.2 fa=515.04，满足。6.4基础抗冲切验算控制工况：1.2恒+1.4活则由5.1.1和5.1.2可知，该工况下内力为N=2277.55 kN；Vx=0 kN；Vy=0 kN；Mx=0 kNm；My=0 kNm基础与覆土自重设计值：G=(153.9+0)1.2-0=184.68 kN基底竖向力值：Fd=N+G=2277.55+184.68=2462.23 kNPk=(Fk+Gk)/A=2038.95/54000104=377.583 kPa429.2，满足由于剪力与弯矩值均为零，故基底X向和Y向力矩值都为零。基础的最大冲切应力出现在基础X向右侧第1阶处，冲切锥体抗冲切承载力计算：基础第1阶有效高度：h0=1500-40-10=1450 mmh=1-(h0-800)/12000=1-(1450-800)/12000=0.9417Pkmax=(Fk+Gk)/A+|Myk|/Wy冲切破坏锥体上边长：bt=1060 mm冲切破坏锥体下边长：bb=2000 mm冲切破坏锥体中边长：bm=(bb+bt)0.5=(2000+1060)0.5=1530 mm抗冲切承载力：Fh=0.7*h*bm*H0*ft=0.70.9417153014501.4310-3=2091.177 kN冲切验算取用的基底面积呈矩形分布，区域内地基净压力分布 (kPa)为：冲切矩形宽度：l=ar=2000 mm；冲切矩形高度：h=0 mm。基底冲切压力值：Fl=0 kN2091.177 kN，满足。按保守简化方法(均布最大净反力)计算的冲切压力为：冲切作用基底面积：Al=lh=0 cm2冲切压力值：Fl=Al*(pmax-G/A)= 0 kN2091.177 kN，满足。6.5基础抗剪切验算控制工况：1.35恒+0.98活，则由5.1.1和5.1.2可知，该工况下内力为N= 2516.161 kN；Vx=0 kN；Vy=0 kN；Mx=0 kNm；My=0 kNm基础与覆土自重设计值：G=(153.9+0)1.35-0=207.76 kN基底竖向力值：Fd=N+G=2516.161+207.76=2723.926 kN由于剪力与弯矩值均为零，故基底X向和Y向力矩值都为零。基础的最大剪切应力出现在基础X向右侧第1阶处，则：基础第1阶有效高度：h0=1500-40-10=1450 mmh=(800/h0) 0.25=(800/1450)0.25=0.8618基础第1阶抗剪切面面积Av=(20001450)10-6=2.9 m2基底剪切矩形内地基净压力分布 (kPa)为：基底剪切矩形宽度：l=2000 mm；基底剪切矩形高度：h=820 mm。经积分计算，剪切压力值：Fl=764.167 kN2501.858 kN，满足。按保守简化方法(均布最大净反力)计算的剪切压力：剪切作用基底面积：Al=lh=200082010-2=16400 cm2剪切压力值：Fl=Al(Pmax-G/A)=16400(500.156-34.2)10-4=764.167 kN2501.858 kN，满足。6.6控制工况下基础局部受压验算按素混凝土验算柱下基础混凝土的局部受压，考虑局部受压面上荷载均匀分布，取荷载分布影响系数：=1。基础素混凝土轴心抗压强度设计值：fcc=0.85fc=0.8514.3=12.155 N/mm2控制工况：1.35恒+0.98活，则由5.1.1和5.1.2可知， N= 2516.161 kN。局部受压面积：Al=XcYc=1060106010-2=11236 cm2计算底面X向增大宽度：bx=50 mm计算底面Y向增大宽度：by=50 mm计算底面积：Ab=(Xc+2bx)(Yc+2by)=(1060+250)(1060+250)10-2=13456 cm2强度提高系数：l=(Ab/Al) 0.5=(13456/11236) 0.5=1.094柱下局压应力比：=N/(fcclAl) =2516.161/(12.1551.09411236)10=0.16841，满足。6.7基础底板配筋验算6.7.1基础底板X向配筋验算控制工况：1.35恒+0.98活，则由5.1.1和5.1.2可知，该工况下内力为N= 2516.161 kN；Vx=0 kN；Vy=0 kN；Mx=0 kNm；My=0 kNm 基底作用力的计算同6.5。基础X向最大有效面积：Ax=29000 cm2；基础X向实配钢筋面积：Asx=62.832 cm2。基础X向配筋率：sx=Asx/Ax100=62.832/29000100=0.2167%0.15%，满足。基础的最大抗弯应力出现在基础X向右侧第1阶处，底板钢筋总拉力：Fs=fbxAbxl=2103141.593200010-3=1319.469 kN基础作用面有效高度：h0=1500-40-10=1450 mm混凝土受压区高度：x=46.135 mm相对受压区高度：=x/h0=46.135/1450=0.03182b=0.614，满足。底板钢筋力臂长度：S=h0-x/2=1450-46.135/2=1426.932 mm第1阶的抗弯承载力为：Mu=FsS=1882.793 kNm抗弯验算取用的基底面积呈梯形分布，区域内地基净压力分布 (kPa)为：基底梯形下宽：l=2000 mm；基底梯形上宽：bc=1060 mm；梯形上边到基础下边距离为470 mm；基底梯形高度：h=820 mm。基底净压力对第1阶的截面弯矩为：264.221 kNm1882.793 kN*m，满足。按(保守简化方法)均布最大净反力计算的截面弯矩：M=h2(2l+bc)(Pmax-G/A)/6=8202(22000+1060)(504.431-38.475)/610-9=264.224 kNm1882.793 kNm，满足。6