6华山南枢纽互通立交主线桥钢管桩支架计算书(最终版)

'龙口至青岛公路莱西（沈海高速）至城阳段第八合同段华山南互通立交主线桥第四联第二孔支架计算中铁十九局集团有限公司龙青高速公路土建八标段项目经理部二O一二年十月三十日 目录一、工程概况11.1桥跨布置11.2计算编制依据11.3支架布置方案简介1二、主要计算内容32.1支架计算方法32.2支架计算内容52.3计算参数选取52.4箱梁等效荷载取值6三、计算结果分析83.1支撑反力83.1.1钢管桩工况一支撑反力83.1.2钢管桩工况二支撑反力93.1.3满堂支架工况一支撑反力103.1.4满堂支架工况二支撑反力113.2支架结构应力123.2.1工况一结构应力123.2.2工况二结构应力153.3支架结构变形173.3.1钢管桩支架变形173.3.2满堂支架支架变形183.4稳定性分析193.5支架基础及地基承载力验算21四、结论与建议224.1计算主要结论224.2要求及建议22i 一、工程概况1.1桥跨布置华山南枢纽互通立交K125+339.8主线跨线桥起于K124+345，终于K126+180，全长1835米，为跨既有威青高速及E、F匝道桥而设，其中第四联箱梁跨越威青高速。第四联为36+45+36m预应力混凝土连续箱梁，分左右幅，单幅箱梁顶宽16.5m，底宽11.38m，高2.3m，为单箱三室截面。由于被交路威青高速需通车，因此施工时需开设门洞，门洞净空5.0m，净宽10m，使用钢管桩进行支架搭设，其余位置采用碗扣式满堂支架搭设。1.2计算编制依据1、龙青高速公路土建八标段工程设计文件；2、施工单位支架设计方案；3、《公路桥涵施工技术规范》(JTJ041—2000)；4、《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》(JTJ025—86)；5、《公路桥涵设计通用规范》（JTGD60—2004）；6、《钢结构设计规范》(GB50017—2003)；7、《建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范》(JGJ166—2008)；8、《建筑结构荷载规范》(GB50009—2001)；9、《钢结构设计手册》（第二版）；10、《路桥施工计算手册》。1.3支架布置方案简介为满足施工及保证道路交通畅通，在既有威青路上设钢管柱和工字钢平台支架体系的跨路门洞，以保证车辆的通行。门洞净高为5.0m，净宽为10m，具体架设示意图如下图所示。22 图1-1第四联第二孔45m跨门洞纵断面示意图门洞基础为C30砼条形基础，宽1.5m，高1m，基础顶面预埋0.8m×0.8m的2cm厚钢板（确保预埋钢板顶面水平，便于钢柱与之全面接触，外露砼面1cm）；边立柱采用外径630mm、壁厚16mm的无缝钢管为立柱，立柱间距3.0m，高4.1m，沿横桥向（左右幅一起布置）每排布置13根，每根立柱顶托、底座处各设置4片底宽7.5cm、高20cm、厚1cm的三角钢板作为加强肋，加强肋与立柱顶托、底座之间通过焊接连接，立柱顶安装36a工字钢作为横向分配梁，每排2根（焊接），36a工字钢上安装40a工字钢作为纵向承重梁，间距0.6m。考虑门洞的整体稳定性，在立柱间用Φ48（壁厚3.5mm）碗扣钢管做剪刀撑。工字钢上横向满铺方木、横向满铺方木上顺桥向铺设地梁（20×25cm方木，间距0.9m，对应工字钢位置）及搭设碗扣式钢管满堂支架。小里程侧碗口满堂支架架设方式为，端头3.6m位置采用0.6m步长加密布置6排碗扣支架，接着采用0.9m步长布置8排碗扣支架，0.6m与0.9m中间过渡横向连接采用3根0.6m碗扣钢管，并用剪刀撑加强。最内侧布置0.9m碗扣支架层。大里程侧满堂支架与小里程侧支架布设方式呈镜像布置。22 二、主要计算内容2.1支架计算方法由于该桥与被交路斜交成70°角，满堂支架架设完成后，若满堂支架最内侧层与钢管桩支架有重叠，可适当调整钢管桩（门洞）支架的架设距离。由于架设时满堂支架与钢管桩支架分开架设，计算时也应分开计算。但实际施工过程中可将满堂支架与钢管桩支架搭接或焊接锚固成一个整体，以提高支架系统的整体稳定性。应用大型有限元分析软件MidasCivil2011，建立钢管桩支架空间离散模型，进行支架不同工况下受力及变形分析计算。单位约定：力单位为KN，长度单位为m；坐标约定：X坐标方向为顺桥向，Y坐标方向为横桥向，Z坐标方向为竖向；正负号约定：正号表示拉应力，负号表示压应力；单元类型及荷载模拟：支架采用梁单元模拟，现浇箱梁采用均布荷载（单位：KN/m）及节点荷载（单位：KN/节点）模拟；建模时的考虑：主线跨线桥与被交路斜交成70°角，建模时需考虑斜交对支架的影响；钢管桩左右幅整体架设，顺桥向长2×10+3=23m，横桥向斜长13×3=39m（考虑横桥向两端比箱梁伸长0.5m左右），中间为避开管道，设间距3.0m布设两道立柱。采用梁单元模拟支架钢管，支架共离散为18716个节点，45544个单元；其中钢管桩基础56个单元、剪刀撑208个单元、横梁208个单元、纵梁198个单元；碗扣式满堂支架44874个单元。实际仿真模型离散图如下图所示。图2-1支架单元离散图（3维图）22 图2-2考虑70°角斜交支架平面布置图图2-2中，两边为满堂支架部分，中间部分为钢管桩支架支撑横纵梁部分。门洞支架搭设简略步骤见下图：图2-3搭设步骤1架设钢管桩及剪刀撑图2-4搭设步骤2架设横梁最后搭设纵梁，同时搭设满堂支架，搭设完成效果图见图2-1。22 2.2支架计算内容在支架系统进行施工阶段分析时，荷载的确定及荷载的工况组合与运营阶段不同，目前尚无具体的规范可参考，须根据现场条件、施工工艺等具体情况进行确定。本项目对支架系统进行三个工况组合的结构验算。（1）工况一：支架系统搭设完成，考虑自重+模板重量+施工荷载1+风荷载共同作用；（2）工况二：支架系统搭设完成，浇筑现浇箱梁，考虑自重+模板重量+混凝土湿重+施工荷载2+风荷载共同作用；（3）工况三：支架系统考虑自重+模板重量+混凝土湿重+施工荷载2+风荷载共同作用下稳定性分析。2.3计算参数选取（1）梁体：梁体容重取26kN/m³，截面尺寸参考设计图纸，实际过程中梁体荷载采用均布荷载加载至纵梁工钢上，满堂支架采用节点荷载模拟，具体数值见加载荷载取值；（2）立柱：采用630×16mmQ235无缝钢管；（3）横梁：采用36a工钢，材料为Q235，横梁采用两块36a钢板对焊制成；图2-5横梁工钢单元示意图（4）纵梁：采用40a工钢，材料为Q235；（5）碗扣式满堂支架及剪刀撑：采用φ48mm×3.5mm碗扣式脚手架钢管，材料为Q235A级普通钢管。22 2.4箱梁等效荷载取值根据现浇箱梁不同区域混凝土浇筑的高度不同，其自重荷载施加于支架结构的荷载也不同，所以混凝土自重荷载须根据混凝土浇筑高度不同分区确定，主要考虑翼缘板与箱梁中间部分区别，中间钢管桩部分上部荷载（半幅荷载）分配如下图2-6所示。图2-6钢管桩部分荷载分布图（半幅）其中，q1=8.5KN/m，q2=5KN/m；碗扣支架节点个数由于间距（0.6m和0.9m区别）及斜交影响区别较大，箱梁等效荷载分布如图2-7所示。22 图2-7满堂支架荷载分布图（左半幅）表2-1节点荷载分布情况（单位：KN/节点）位置左幅右幅q120.318q1"13.813q1"7.67q2均6均6.3模板荷载按《建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范》(JGJ166—2008)要求按定型钢模板进行取值q=0.75KN/m2；施工人员及设备荷载标准值按均布荷载取1.0KN/m2；振捣混凝土时产生的荷载标准值采用2.0KN/m2；水平风荷载取值为Wk=0.7×μz×μs×Wo=0.7×1.35×0.8×0.5=0.378KN/m2；其他荷载参考《建筑结构荷载规范》确定，分项系数按永久荷载取1.2，施工荷载取1.3，风荷载取1.4。22 三、计算结果分析3.1支撑反力支架底部支撑反力是直接影响支架系统稳定性的主要计算指标，支撑反力也是判断地基承载力的理论依据，因此，先进行支撑反力的结果分析。3.1.1钢管桩工况一支撑反力在工况一荷载条件下，钢管桩支架系统竖向与水平向最大反力分别为95.1KN和14.1KN，反力图分别如下图3-1~3-3所示。图3-1钢管桩支架结构水平向（x向）反力（工况一）图3-2钢管桩支架结构水平向（y向）反力（工况一）22 图3-3钢管桩支架结构竖向（z向）反力（工况一）3.1.2钢管桩工况二支撑反力在工况二荷载条件下，钢管桩支架系统竖向与水平向最大反力分别为318.9KN和55.0KN，反力图分别如下图3-4~3-6所示。图3-4钢管桩支架结构水平向（x向）反力（工况二）22 图3-5钢管桩支架结构水平向（y向）反力（工况二）图3-6钢管桩支架结构竖向（z向）反力（工况二）3.1.3满堂支架工况一支撑反力在工况一荷载条件下，满堂支架系统竖向与水平向最大反力分别为8.0KN和0.272KN，反力图分别如下图3-7~3-9所示。图3-7满堂支架结构水平向（x向）反力（工况一）22 图3-8满堂支架结构水平向（y向）反力（工况一）图3-9满堂支架结构竖向（z向）反力（工况一）3.1.4满堂支架工况二支撑反力在工况二荷载条件下，满堂支架系统竖向与水平向最大反力分别为35.9KN和0.294KN，反力图分别如下图3-10~3-12所示。图3-10满堂支架结构水平向（x向）反力（工况二）22 图3-11满堂支架结构水平向（y向）反力（工况二）图3-12满堂支架结构竖向（z向）反力（工况二）3.2支架结构应力为确保支架结构安全，需对支架系统各构件应力进行计算并判断是否满足受力要求。3.2.1工况一结构应力在工况一的荷载条件下，钢管桩部分的最大应力为9.9MPa压应力；剪刀撑部分的最大应力为6.5MPa压应力；横梁部分的最大应力为13.7MPa压应力；纵梁部分的最大应力为55.7MPa压应力；满堂支架部分的最大应力为38.1MPa压应力。各部件应力图及最大应力出现位置见图3-13~3-17所示。22 图3-13钢管桩部分应力图（工况一）图3-14剪刀撑部分应力图（工况一）图3-15横梁部分应力图（工况一）22 图3-16纵梁部分应力图（工况一）图3-17满堂支架部分应力图（工况一）22 3.2.2工况二结构应力在工况二的荷载条件下，钢管桩部分的最大应力为38.6MPa压应力；剪刀撑部分的最大应力为14.1MPa压应力；横梁部分的最大应力为50.3MPa压应力；纵梁部分的最大应力为124.4MPa压应力；满堂支架部分的最大应力为78.2MPa。各部件应力图及最大应力出现位置见图3-18~3-22所示。图3-18钢管桩部分应力图（工况二）图3-19剪刀撑部分应力图（工况二）22 图3-20横梁部分应力图（工况二）图3-21纵梁部分应力图（工况二）图3-22满堂支架部分应力图（工况二）通过应力计算结果可知，支架各构件应力均满足其材料结构容许应力要求，支架系统应力符合受力要求。22 3.3支架结构变形为保证主线桥45m跨现浇箱梁浇筑质量，须对临时支架系统的变形进行严格控制，以避免由支架系统变形过大而引起现浇箱梁出现裂缝等问题。3.3.1钢管桩支架变形在工况二荷载条件下，钢管桩支架系统竖向与水平向最大变形分别为1.15mm和0.95mm，支架变形图及最大变形出现位置见图3-23~3-25所示。图3-23钢管桩支架变形x向（工况二）图3-24钢管桩支架变形y向（工况二）22 图3-25钢管桩支架变形z向（工况二）3.3.2满堂支架支架变形在工况二荷载条件下，满堂支架系统竖向与水平向最大变形分别为1.4mm和2.0mm，支架变形图及最大变形出现位置见图3-26~3-28所示。图3-26满堂支架变形x向（工况二）图3-27满堂支架变形y向（工况二）22 图3-28满堂支架变形z向（工况二）通过对支架变形结果分析可知，支架整体变形较小，支架系统稳定，但支架拼装过程中，施工条件及施工工艺和支架各构件材料与理想状态会有一定偏差。在支架拼装完成后，应对支架进行预压处理，以消除支架拼装弹性变形、得到非弹性变形值及检验支架安全性及稳定性，更好地指导施工。3.4稳定性分析考虑在支架系统自重不变，现浇梁荷载、风荷载、施工及设备荷载可变的情况下，支架系统的屈曲模态分析，屈曲模态见图3-29~3-33。图3-29屈曲模态一22 图3-30屈曲模态二图3-31屈曲模态三图3-32屈曲模态四22 图3-33屈曲模态五共取5阶屈曲模态，计算结果分别如下：模态1：支架一阶临界荷载系数为14.34，由图3-19可知，一阶屈曲为满堂支架构件最内侧边层顶部水平x向失稳；模态2：支架二阶临界荷载系数为14.34，由图3-20可知，二阶屈曲为满堂支架构件最内侧边层顶部水平x向失稳；模态3：支架三阶临界荷载系数为14.35，由图3-21可知，三阶屈曲为满堂支架构件最内侧边层顶部水平x向失稳；模态4：支架四阶临界荷载系数为14.36，由图3-22可知，四阶屈曲为满堂支架构件最内侧边层顶部水平x向失稳；模态5：支架五阶临界荷载系数为14.40，由图3-23可知，五阶屈曲为满堂支架构件最内侧边层顶部水平x向失稳。且失稳剪刀撑都位于满堂支架构件最内侧边层顶部，施工过程中可适当采用横撑加强该层，并可将该层与钢管桩相连，以加强该层的横向刚度。3.5支架基础及地基承载力验算该支架钢管桩桩底与C30钢筋混凝土基础预埋钢板焊接，其中，中间钢管桩桩底支撑力最大，反力合计为7074.2KN，基础应力为：该支架基础满足地基承载力要求。22 四、结论与建议4.1计算主要结论1、支架中各杆件结构的应力满足规范要求，并具有一定的安全储备；2、支架变形很小，满足施工要求；3、支架整体稳定性计算结果表明支架在施工荷载作用下稳定性系数为14.34，按工程惯例一般弹性稳定性系数要求大于4来判断，该支架能满足稳定性要求；4、地基承载力验算结果为120.9KPa，满足小于200KPa地基承载力的要求。4.2要求及建议1、本仿真模型严格按照支架设计方案进行建模计算，施工过程中如有变动，应与复核计算方协商处理；2、支架施工及上部梁体混凝土浇筑要严格遵守国家相关法规的规定及行业规范要求，加强施工管理；3、支架的连接件一定要严把质量关，做到牢固可靠，坚固耐用；4、施工过程中如发现任何异常，请及时与业主、设计、监理等单位联系，及时处理，确保施工安全、稳定；5、钢管的锈蚀程度在施工过程中应严格监控，如发现内径锈蚀过多，应立即更换钢管或采取其他相关保护、加固措施；6、支架搭设完成后应进行预压，以消除非弹性变形及得到弹性变形值，为大桥顺利浇筑提供立模实测依据。22'