施工组织设计下载简介

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焦港大桥上部结构施工组织设计与方案

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施工组织设计施工方案报审表　　　　　　Ａ　　　　　　　Ｂ

　　　　　　　　　　　　　　　ＲＢ

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图中Ｐ－后锚固力：Ｒｂ－前支点反力；Ｒ－平台传来的荷载，即Ｒａ。

（１）、主桁架各杆内力为　Ｎａｂ＝－５３８．３ＫＮ　　Ｎｂｃ＝－６２７ＫＮ

　　　　　　　　　　　Ｎｃｄ＝５３８．３ＫＮ　Ｎａｄ＝６３９ＫＮ　Ｎｂｄ＝－３５４．３ＫＮ

说明：“－”为受压杆，“＋”为受拉杆。

（２）、Ｃ点产生的最大竖向位移为８ｍｍ．

（３）、抗倾覆计算：后锚固力ｐ＝３４３．６ＫＮ，每片主桁架后锚固采用３根精扎螺纹粗钢筋，因单根拉力为１１４．５ＫＮ，而容许荷载［Ｐ］＝６００ＫＮ，抗倾覆系数则为６００／１１４．３＝５．２。

（４）、前支点反力Ｒｂ＝６６７ＫＮ。　

（二）、工况２：挂篮走形时

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图中Ｐ－后反压杆所受的拉力：Ｒｂ－前支点反力；Ｒ－平台传来的荷载。

经计算得：Ｒ＝１３．６８ｔ　　　Ｐ＝１４．５５ｔ

后反压杆采用两根精扎螺纹粗钢筋锚固（另外安装两根作备用），单根受力为７．２８ｔ<［Ｐ］＝６０ｔ，抗倾覆完全满足要求。

主桁受力简图见图（一）。

4.1.1.1.待浇砼、挂篮底蓝、模板和其它施工荷载重：

3.3米梁段：钢筋砼重867.1kN、施工荷载47.25kN、模板系统重232.24kN

3.9米梁段：钢筋砼重796.73kN、施工荷载54.0kN、模板系统重217.47kN

4.1.1.2.荷载总重：

3.3米段：1138.2kN

3.9米段：1068.2kN

4.1.1.3.前点板荷载计算：

对3.5米梁段：G=1138.2×1/2×2.15/4.65=263.1kN

对4.0米梁段：G=1068.2×1/2×2.40/4.65=275.7kN

经上面计算得知：4.0米梁段工况为最不利。

4.1.2.菱形桁架各杆件的几何、断面特性及受力情况

后锚点与前支点的间距为：4.25米

前支点与前节点（前挂点）的间距为：4.45米

杆件采用的型钢：N1、N5为：2I36b

N2、N3为：2[32a

杆件的截面积：A1=A5=16700mm2

A2=A3=9700mm2

A4=27050mm2

各杆件受力：N1=（288.722+4092）1/2=500.6kN（拉）

N2=4.45/3×275.7=409kN（拉）

N3=5.367/3×275.7=493.2kN（压）

N4=4.25/5.202×500.6=409kN（压）

N5=3/4.25×409=288.7kN（压）

RA=3/5.202×500.6=288.7kN（拉）

RB=8.7/4.25×275.7=564.4kN（压）

4.1.2.1.受拉杆件强度验算

4.1.2.1.1.对N1进行验算：

σ1=N1/A1=500.6×103/16700=30.0MPa＜[σ]=210MPa

由σ1＜[σ]知杆件强度满足要求。

4.1.2.1.2.对N2进行验算：

σ2=N2/A2=409×103/9700=42.2MPa＜[σ]=210MPa

由σ1＜[σ]知杆件强度满足要求。

4.1.2.2.受压杆件稳定性验算

4.1.2.2.1.对N3进行验算：

由λ=Ln/iy=536.7/7.03=76.34查表得φ=0.712

=493×1000/（9700×0.712）=71.4MPa＜[σ]=210MPa

则N3压杆稳定性满足要求。

4.1.2.2.2.对N5进行验算：

由λ=Ln/iy=56.56查表得φ=0.825

=288.7×1000/（16700×0.825）=20.95MPa＜[σ]=210MPa

则N5压杆稳定性满足要求。

4.1.2.3.焊缝抗剪强度验算

按主桁实际受力及主桁的构造，该结构只验算N2与N3、N1与N2

和N1与N4焊接处焊缝强度即可。

以：(=N/（0.7×Hf×(Lf）焊缝抗剪强度[(]=160MPa

a.N1与N2焊缝强度验算

(=500.6×1000/(0.7×6×3670)=33.05MPa

由(＜[(]知焊缝强度满足要求。

b.N2与N3焊缝强度验算

(=493.2×1000/(0.7×6×2650)=44.31MPa

由(＜[(]知焊缝强度满足要求。

4.1.3.挂篮竖向变形计算

挂篮竖向变形f包括主桁架和底模吊带变形的总和。

4.1.3.1.挂篮竖向变形

挂篮最不利工况为4.0米段箱梁砼浇筑，假定对主桁施加单位荷载G=1，则桁架的单位内力系数如下：

1#杆件N1=1.734

2#杆件N2=1.483

3#杆件N3=1.789

4#杆件N4=1.417

5#杆件N5=1.05

桁架杆件单位内力系数与桁架杆件内力相乘，计算桁架的竖向位移f1：

f1=(n×Ni×Li/EAi=[（1.734×500.6×5.202+1.05×288.7×3.0）/16700+（1.483×409.0×4.45+1.789×493.2×5.367）/13410+1.417×409.0×4.25/27050]×106/[2.1×105]=4.6mm

吊带竖向变形f2计算。取吊带长度L为8米，吊带材料为精扎螺纹钢筋，近似取E为2.1×105MPa

f2=275.7×2×8×106/（804.3×6×2.1×105）=4.4mm

挂篮竖向变形f=f1+f2=9.0mm

4.2.1.箱梁底板平台结构验算

平台组成：底模支撑梁I36b共7根，前后下横梁2I25a。

按最不利假定工况：假定I36b的4.65m跨段满跨为均布荷载，

4.2.1.1.对腹板底部2I36b进行强度和刚度验算

由2I36b承受的荷载有：

钢筋砼产生的荷载：43.12kN/m

振捣砼产生的荷载：2.2kN/m

模板自重：4.86kN/m

2I36b自重：1.312kN/m

则2I36b承担的线荷载为：51.49kN/m（49.29kN/m）

受力简图见图（二）（单位：m）。

查表得2I36b：Wx=1838cm3，Ix=33060cm4

由M=ql2/8=51.49×4.652/8=139.17kN.m

σ=M/W=139.17×103/1838=75.72MPa＜[σ]=210MPa

f=5ql4/（384EI）=5×49.29×4.654×1012/（384×2.1×105

33060×104）=4.3mm＜[f]=L/1000=4.65mm

知2I36b强度和刚度满足要求。

4.2.1.2.对底模板中部I36b进行强度和刚度验算

钢筋砼：10.82kN/m

模板自重：1.8kN/m

I36b：0.658kN/m

施工荷载：2.25kN/m

则I36b承受的线荷载为：15.526kN/m（13.276kN/m）

查表得I36b：Wx=919cm3Ix=16530cm4

由M=ql2/8=15.526×4.652/8=41.25kN/m

σ=M/W=41.25×103/919=44.89MPa＜[σ]=210MPa

f=5ql4/（384EI）=5×13.276×4.654×103/（384×2.1×105）

=2.3mm＜[f]=L/1000=4.65mm

知I36b强度和刚度满足要求。

4.2.1.3前后下横梁强度和刚度验算

4.2.1.3.1对前下横梁验算（4m梁段为最不利工况）

为计算简便，假定前下横梁从A、B、C、D、E、F点断开，即各段简化为简支梁计算，此简化为最不利情况。

M=FL/4=32.05×1.96/4=15.35kN/m

σ=M/W=15.35×103/803.76=19.10MPa＜[σ]=210MPa

f=Fl3/48EI=32.05×1.9163×1012/（48×2.1×105×10047.08×104）

=0.2mm＜[L/1000]=1.9mm

因BC段与CD段跨度相同，且工况比CD段有利，故可以不进行验算。

M=Pa（2c+b）/l=60.7×0.45×（2×0.125+0.325）/0.9

σ=M/W=17.45×103/803.76=21.71MPa＜[σ]=210MPa

4.2.1.3.2.对后下横梁验算

对3.5m梁段：G1=1138.2×2.0/4.65=489.55kN

对4.0m梁段：G2=1068.2×2.25/4.65=516.87kN

则4.0梁段工况最不利，且在4.0m梁段对前下横梁有：

G=1068.2×2.4/4.65=551.33kN

由G＞G2，且后下横梁结构比前下横梁结构相应大而力的作用点又相同，故在此不需对后下横梁进行受力验算。

4.3.前挂梁和吊带受力验算

4.3.1.前挂梁强度验算

计算简图见图（四）、（五）。

查表得2[32a：Wx=949.758cm3Ix=15196.12cm4

MA=MB=30.69×2.788+30.69×0.813+38.78×0.613=134.29kN.m

σ=M/W=134.29×103/949.758=141.4MPa＜[σ]=210MPa

跨中Mmax=69.1kN.m

σ=M/W=69.61×103/949.758=73.3MPa＜[σ]=210MPa

吊带采用精轧螺纹钢筋32，其[σ]=750MPa

根据前面计算可知吊带的最大受力F=82.62kN

由σ=F/A=82.62×1000/804.3=102.7MPa＜[σ]知吊带受力满足要求。

4.4.挂篮移动工况下的稳定性验算

4.4.1.底篮系统之后下横梁受力验算

后下横梁组成：2I36b计算长度为14m。

荷载组成：模板、模板支撑系统及后下横梁自重。

荷载布置见计算简图（六）

后下横梁弯矩图见图（七）

查表得：W=1838cm3,I=33060cm4

强度验算：外荷载弯矩M1=58.28kN.m，自重荷载弯矩M2=32.15kN.m

σ=M/W=90.43×1000/1838=49.2MPa＜[σ]=210MPa

挠度验算：分析弯矩图图形，且按荷载布置及结构情况，可将后下横

梁挠度验算简化为简支梁受均布荷载模式进行验算。

有：q=7.17kN/m、

f=5ql4/384EI=5×7.17×144×103/（384×2.1×33060）=52mm

4.4.2.滑梁受力验算

滑梁组成：2[32a加上、下加劲板。

计算简图及荷载布置情况见图（八）

假定A点为转动点，求主桁及模板系统重心距A点距离L。

又知一套挂篮一半自重为164.91kN，

各杆件及模板系统对A点产生的弯矩：

M1=58.37×10.6+6×10.6+2.04×8.375+53.97×6.15+9.18×6.15+5.36×8.375+4.71×8.375+3.36×6.15+6.28×4.025+15.64×3.075=1266.15kN.m

则有：主桁及模板系统重心距A点距离L=1266.15/164.91=7.68m

假定B点为转动点，求挂篮移动时后锚点拉力N。

N=164.91×2.08/5.6=61.25kN

滑梁受力状况见计算简图（九）

MA=33.08×4.6=152.17kN.m

查表得结构截面特性：I=35226.4cm4，W=1910.93cm3

δ=M/W=152.17×103/1910.93=79.63MPa＜[δ]=210MPa

f=Pa2b2/(3EIL)=61.25×4.62×5.42×1015/(3×2.1×105×35226.4×104×10×103)=17mm

因2[32a顶部两翼板同时受力，按结构的实际情况，即2[32a顶板和底板未锚固，故翼板受力验算不考虑加劲板。

槽钢截面几何特性，取截面中心线尺寸：

ay=3b2t/(6bt+hδ)=3×8.42×1.4/（6×8.8×1.4+30.6×0.8）=3.01cm

IK=(∑biδi3)/3=(8.4×1.43×2+30.6×0.83)/3=20.59cm4

Iw=(b3h2t/12)×(2hδ+3bt)/(6bt+hδ)

=(8.43×30.62×1.4/12)×(2×30.6×0.8+3×8.4×1.4)/(6×8.4

×1.4+30.6×0.8)

=57390.4cm6

τw=MwSw/IwδMw=Pe`(shkb/shkl)chkx

设G=0.81×105MPa,E=2.1×105MPa

k=(GIK/EIw)1/2=[（0.81×105×20.59）/（2.1×105×5739.04）]1/2

kl=0.01176×1000=11.76

shkl=64013.7

kb=0.011768.4=0.0988

kx=0.01176×460=5.4096

chkx=111.77

e`=ay+yc+2=1.842+3.01+2=6.852cm

Mw=2.1×0.1×106×111.77/64013.7=366.7N.mm

τw=366.7×311.15×104/(57390.4×106×8)=0.003MPa

经计算知滑梁受力满足要求。

4.4.3.后挂梁受力验算

后挂梁组成：2I36b

外载产生的弯距M1=53.97×3.73=201.31kN.m

GBT 9711-2017 石油天然气工业 管线输送系统用钢管 非正式版自重产生的弯距M2=ql2/2=1.312×3.732/2=9.13kN.m

查表得：W=1838cm3I=33060cm4

σ=M/W=210.44×1000/1838=114.5MPa<[σ]=210MPa

挠度f=FL3/3EI+qL4/8EI=53.97×3.733×103/(3×2.1×33060)+1.312×3.734×103/(8×2.1×33060)=13.9mm

经计算知挂梁悬臂端受力满足要求。

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