连续梁悬臂浇筑挂篮设计与计算方案

连续梁悬臂浇筑挂篮设计与计算方案

连续梁悬臂浇筑挂篮设计与

计算方案

第1章 绪论

1.1研究背景和意义

随着我国经济的迅速发展，交通运输方面对于桥梁建造的速度要求越来越高；同时近年来随着桥梁结构多样化、复杂化的发展，所在的地理位置和自然条件的千差万别，不同的桥梁所采用的施工工艺也不尽相同，在施工中投入的临时结构设备也存在着种类和形式上的变化和发展。其中本次设计的连续梁桥的挂篮是临时结构当中相当重要的一部分，在桥梁施工当中有着不可替代的作用。

悬臂施工具有很大的优势：不需要大量的施工机械和临时设备；不影响桥下通航通车；施工受季节、河道水位影响小。悬臂施工的主要施工工具为挂篮，因此挂篮设计的合理与否将关系到整个桥梁的施工质量。

1.2国内外研究现状

挂篮悬臂施工在我国的桥梁施工当中运用广泛，悬臂浇筑法施工从60年代由前西德首先使用以来，先后由各国借鉴运用，发展至今，已成为修建大中跨径桥梁的一种有效施工手段。有一项数据：日本预应力混凝土工业协会《关于预应力混凝土长大桥梁的调查研究报告》指出，1972年后建造的跨径大于100m以上的桥梁近200座，其中悬臂法施工的桥梁占87%以上，而采用悬臂浇筑法施工占80%左右。这充分表明了悬臂施工方法在当代以及今后桥梁施工当中将处于非常重要的地位，挂篮作为悬臂灌筑施工的主要设备现已有很多类型，有些国家如日本、法国等已有定型的系列化产品，这为施工过程带来很大的便利。我国自从80年代开始使用这种技术以来，已经取得了巨大的成就，但与其他在悬臂施工方面发展较快的国家相比仍然有着不小的差距。因此，总结并比较各种类型挂篮的优劣，努力发展我国的悬臂施工工艺，对今后的应用及其发展有着重要的意义。

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1.3 悬臂施工法的施工工艺

用挂篮悬臂浇筑施工又称为迪维达克施工法，施工前需要首先将梁体进行施工设计分段，然后按照设计节段长度在桥墩两侧以挂篮为机具进行对称悬臂施工， 0号段在墩顶位置，其上可提供挂篮的安装和材料的堆放地，因此长度按两个挂篮的纵向安装长度而定，一般5～10m。0号段是悬臂浇筑施工的中心段，同时也是体系转换的控制段，受力最为复杂，预应力孔道也最多，需要精心施工。0号段对称往外为两侧利用挂篮分段对称悬臂施工部分，根据挂篮的承载能力和预应力筋的布置要求，一般每2～5m分成一个节段。桥跨中间和边缘需要设置合龙段分别为中跨合龙段和边跨合龙段，边跨合龙段均在支架上现浇完成，中跨合龙段仍用悬臂施工完成，中跨合龙段是悬臂施工的关键部位，应该尽量的短，一般1.5～2.0m为宜，有多个中跨合龙段的时候还需要选择最优合龙顺序以使结构体系转换后的内力最为合理。

挂篮悬臂施工时需要首先在已经建好的的桥墩顶部现浇0号段，张拉预应力筋以后在其上安装两个悬臂端挂篮，如果墩顶位置不够，可以将两侧挂篮的承重梁先连在一起；安装完毕后即可用挂篮浇筑对称的1号和1’号段，这两个节段通过张拉预应力筋和0号段连接成一个整体；之后两个挂篮可以解体，各自前移，进行下一个节段的浇筑施工，浇筑一段，前进一段，直至悬臂完成，接下来就可以根据设计工序在支架上进行边跨合龙或悬臂进行中跨合龙，最终转化成为连续梁体系。

1.4挂篮结构

挂篮是悬臂施工中的关键设备。其主要功能是支承模板，承受新浇筑的混凝土的重量。这就要求挂篮不仅要有足够的强度保证，还要有足够的刚度以及稳定性。挂篮具有结构简单、自重轻、前移和装拆方便、坚固稳定、受力后变形小、便于调整标高和具有较强的可重复利用性等特点，挂篮下部有充足的空间，可提供较大的施工作业平台，有利于钢筋模板施工操作。

1.4.1挂篮分类

目前，挂篮的形式有很多。挂篮可以按照多种分类方式进行分类，常见的分类方法有：

(1)按挂篮使用材料分类：由军用梁、贝雷梁、万能杆件等制式杆件组拼的挂篮和由型钢加工制成的挂篮两种；

(2)按受力原理分类：垂直吊杆式(包括三角形挂篮和菱形挂篮)、斜拉式(包括三角斜拉式和预应力斜拉式)、刚性模板式三种；

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(3)按抗倾覆平衡方式分类：压重式、锚固式和半压重半锚固式三种； (4)按移动方式分类：滚动式、滑动式和组合式三种。

1.4.2挂篮承重结构形式分析

(1)平行桁架式挂篮。平行桁架式挂篮上部结构为一等高度钢桁梁。其受力特点为：底模平台及侧模桁架所承重均有前后吊杆垂直传至钢桁梁节点和箱梁底板，桁架梁顶用锚固或压重或二者结合的方法解决倾覆稳定的问题，桁架本身会受弯。

(2)菱形挂篮。菱形挂篮可以认为是从平行桁架式挂篮的基础上简化而来的，其上部结构为菱形，前部伸出两伸臂小梁，作为挂篮底模平台和侧模前移的滑道，其菱形结构后端锚固于箱梁顶板上，无平衡压重，且结构简单，故自重轻，近年来在桥梁施工中广泛采用。

(3)三角形挂篮。与菱形挂篮结构相似，受力较菱形挂篮有利，但施工空间较小，会给施工带来不便。三角形挂篮在桥梁施工中也较为常见。

(4)弓弦式挂篮。弓弦式桁架挂篮主桁外形似弓形，桁高随弯矩大小变化，可以在安装时施加预应力以消除非弹性变形。可消除平衡重，故重量一般较轻。

(5)滑动斜拉式挂篮。滑动斜拉式挂篮上部采用斜拉体系代替梁式结构的受力，由此引起的水平分力，通过上下限位装置(或称水平制动装置)承受，主梁的纵向倾覆稳定性由后端锚固压力维持。其底模平台后端仍吊挂或锚固于箱梁底板之上。

(6)预应力斜拉式挂篮。预应力斜拉式利用梁体内腹板的预应力筋拉住模板，从而使得挂篮结构简单，重量变轻。

(7)牵索式挂篮。斜拉桥施工中，利用斜拉主索牵挂挂篮，其承重结构悬挂于已成梁段的下面，通过牵索系统将挂篮的垂直荷载直接传到斜拉桥的主塔上。

设计者设计好了挂篮样图后，就要进行挂篮制作阶段。在制作时要严格按照图纸要求，对挂篮结构、材料、大小、质量等任何细节都不得随意改变，除非出现特殊问题，可以与相关设计人员或负责人沟通，经同意后方可进行相应变动，如果不按照设计进行制作，轻者会影响施工效果，重者会因为质量问题而造成人员的伤亡与财务损失，所以必须要明白其重要性，并且在制作完成后，相关人员要通过多次的审核与实验，保证挂篮各部件的准确性与稳定性，如果出现问题必须第一时间解决，确保没有问题后才能进行下一步的安装。

1.4.4 安装挂篮

最后，依据水平中线的测量结果来铺设轨道，并将安装后的挂篮移动到 0# 块处固定即可。需要注意的是首次使用挂篮时要进行试压，可采用如水箱加载、千斤

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顶高强钢筋加力等方法。

1.4.5校正与安装模板

模板分为外模板与内模板，对于模板的校正与安装，首先将底模、侧模与内模合理安装，底模是放在挂篮底部的纵梁段与横梁段上方的， 侧模则由外框架搭建而成， 并且形成一个整体，而内模则与框架是分散的，不构成一个整体，因为在每一段梁段上两者的高度都是不一致的，需要进行不断修改，最后通过各部分的组装，完成整个模板的安装工作。模板的校正过程：首先，要依据箱梁搭的截面情况来确定下一步砼浇筑的浇筑次数，是一次还是分次。一次浇筑法，要求箱板底部要有留一个窗口，使砼(混凝土)由窗口流入箱内，分布至底模上。当箱梁比较高的时候，砼到达底模比较困难，应采用减速漏斗，以改变砼的方向，使其向下运动。而分次浇筑法，先进行底模、侧模、侧板、底板的预应力筋与普通钢筋的安装，并通过前一次砼浇筑完成后，再进行内模、项板的预应力筋与普通钢筋的安装。然后，每经过一次浇筑底模就要相应的提高一次，如果对于提高要求不多的时候，可以用支垫底模法来对底模加高，经过几次提高之后，由于提高差距变大，则可以使用提升挂篮的方法来增高底模，这样底模不断增高调整的过程就是模板的校正过程。

1.5菱形挂篮

1.5.1 菱形挂篮的结构及构造

菱形挂篮主要由承重系统、走行系统、模板系统、悬吊系统、锚固系统和张拉操作平台组成。 1.5.1.1 承重系统

挂篮的承重系统由菱形主桁架组成。主桁架竖放于箱梁腹板位置，主桁的片数由主梁截面特性确定，一般为两片。主桁各杆件一般采用双槽钢截面，各杆间的连接一般为栓接或销接。两片主桁间用槽钢或角钢组成的横联连接。主桁架承受施工设备和新浇筑节段混凝土的全部重量，并通过支点和锚固装置将合作传到已施工完成的梁身上。在主桁前端节点处放置一根横梁，横梁一般采用双工字钢截面，若悬吊系统采用吊带，两工字钢间距由吊带宽度确定。在横梁上设置吊点，用于悬吊底模横梁、侧模导梁及内模导梁。 1.5.1.2 走行系统

挂篮走行系统分为桁架走行系统、底模、外模走行系统及内模走行系统。

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桁架走行系统是在两片桁架下已浇箱梁顶面铺设用钢板组焊的轨道，轨道顶面放置前后支座，支座与主桁节点栓接，前支座支撑在轨道顶面，下垫聚四氟乙烯滑板，可沿轨道滑行，主桁前移时后支座通过反扣装置沿轨道顶板下缘滑行，不需加平衡重。底模和外模与挂篮主桁同步行走，走行时，底模模板仍然支撑在底模纵梁上，底后横梁和外模模板系统悬挂于侧模走行梁上，随侧模走行梁一起向前行走。内模待前段箱梁底板和腹板的钢筋绑扎完成后，沿内导梁滑移到位。浇筑混凝土前，主桁架后端用精轧螺纹钢锚固于已浇梁段箱梁顶面。 1.5.1.3 模板系统

模板系统由外侧模、内模和底模等几部分组成。

外侧模由模板及其加劲肋组成。模板通常采用钢板，加劲肋一般采用小型号的槽钢或角钢。外侧模横向由侧模桁架支撑，侧模桁架竖向支撑于侧模导梁上。挂篮行走时，外侧模与侧模桁架一同沿导梁行走。

内模模板一般采用组合钢模板，不设加劲肋，横向由内模框架支撑。内模框架通常采用双槽钢截面，顶板倒角处设带销孔的钢板，以适应由腹板厚度变化引起的顶板宽度变化。横向内模框架通过纵向连接梁连接成整体，再通过滑轮连接到内模导梁上，挂篮行走时，模板及内模框架沿导梁随其一起向前行走。

底模由底模模板、模板加劲肋、底模桁架(或纵梁)、底横梁组成。底模模板一般采用钢板，当腹板倾斜时，由于梁高沿桥向变化，底模宽度会沿桥向变化，模板宽度沿桥向也发生变化，这时可在底模模板中间一定范围内加一块木模板。模板加劲肋采用较小型号的槽钢或角钢。底模模板及其加劲肋纵向由底模桁架(或纵梁)支撑，底模桁架(或纵梁)支撑于前后底横梁上。底模桁架一般由型钢焊接而成，底模纵梁一般采用型钢，底模横梁一般采用双槽钢截面或双工字钢截面。 1.5.1.4 悬吊系统

悬吊系统是由螺旋千斤顶、扁担梁、吊杆或吊带组成的，用于悬吊模板系统。悬吊段很重时采用吊带，否则可以采用吊杆。吊带或吊杆一般通过扁担梁固定于前上横梁上。由于桥梁的梁高一般是沿着纵桥向变化，为了使挂篮能很好的适应梁高变化，需借助螺旋千斤顶及扁担梁来调整底模模板的标高。 1.5.1.5 锚固系统

对双向以及三向预应力梁，可借助梁腹板的双向预应力钢筋将滑道锚固在梁的顶板上，用以平衡挂篮空载走行时的倾覆力矩；对无竖向预应力筋的梁，可通过施工中的预埋钢筋或预留孔洞来解决。

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1.5.1.6 张拉操作平台

张拉操作平台悬挂于主桁上，通过钢丝绳悬吊在菱形桁架的前端小悬臂梁上，一般用角钢和钢筋组成，平台平面铺以木板供作业人员站立行走，可用手动葫芦调整其高度。用来提供立模、扎筋、灌注混凝土、张拉预应力束及移动挂篮的工作面。

1.5.2 菱形挂篮受力分析

从总体看，挂篮荷载约一半通过前吊带(或吊杆)传至主桁架节点，菱形桁架各杆以内部结构刚接，外部铰接来计算杆力，其前下节点支于箱梁顶板前侧，后下节点则通过竖向预应力筋锚于梁上。

菱形挂篮具体传力方式如下： (1)底板荷载

底板荷载由底模加劲肋传给底模桁架(或底模纵梁)，通过底模桁架(或底模纵梁)由于直接与前后底横梁连接，荷载会传到前后底横梁。前底横梁通过其吊带(或吊杆)将荷载传到前上横梁，再由前上横梁传给主桁。后底横梁通过其吊带(或吊杆)将荷载传给已浇梁段的底板。

(2)腹板竖向荷载

腹板竖向荷载由其模板加劲肋传给底模桁架(或底模纵梁)，通过底模桁架(或底模纵梁)传给前后底横梁。前底横梁通过其吊带(或吊杆)可以将荷载传到前上横梁，再由前上横梁传到主桁。后底横梁通过其吊带(或吊杆)将荷载传给已浇梁段的底板。

(3)腹板水平荷载

腹板水平荷载主要是由于腹板在浇筑过程中混凝土处于流动状态，流动状态的混凝土会对竖向模板产生水平向的压力，通过水平方向设置对拉筋且将对拉筋锚固于内外模板上来平衡水平向荷载。

(4)翼板荷载

翼板荷载由侧模加劲肋传给侧模桁架，通过侧模桁架将其传给侧模导梁，再由侧模导梁通过前后吊杆将荷载分别传到前上横梁和已浇梁段翼板，传到前上横梁的荷载最终传给主桁。

(5)顶板荷载

顶板荷载由内模加劲肋传给内模框架，内模框架由内模纵向连接梁支撑，将所受荷载传给内模导梁，内模导梁再通过前后吊杆将荷载分别传到前上横梁和已浇梁段顶板，传到前上横梁的荷载最终传给主桁。

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1.6主要研究内容

本本文以36m+2×64m+36m预应力混凝土连续梁桥为工程背景，设计出了其采用悬臂浇筑法进行施工所需的挂篮临时结构。按照有关的设计资料，选择合适的挂篮形式并完成挂篮的设计计算，编写设计说明书，并绘制部分图纸。

本次挂篮结构的设计方法为承载力容许应力法。挂篮结构设计过程以“根据桥梁施工图及相关规范初步拟定结构布置形式及结构尺寸—荷载计算—简单手算或软件建模分析计算—根据计算结果修改结构形式及尺寸—再次检算”的过程最终得到最理想的设计方案。这就使得所设计的挂篮结构既具有可靠的强度、刚度及稳定性，又具有良好的经济适用性。

在上述临时-结构设计过程中，除模板系统和连接部分进行了手算外，其他都用Midas软件进行了整体建模分析计算这一新的手段，克服了手算时简化计算模型而带来的种种误差，使得所设计的结构无论是内力，还是变形方面都更加符合实际，且建模计算的方便性与直观性更是手算所无法比拟的。

图纸生成方面，借助新的软件tekla structures先建立整体的三维模型，再通过软件自带的图纸生成功能，调整图纸格式，生成所需要的零件图、构件图和整体布置图。

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第2章 挂篮设计计算说明

2.1 工程概况

箭杆河大桥是新建长沙至昆明客运专线铁路玉屏至昆明段上的一座大桥。设计荷载采用ZK活载。主桥桥跨布置36m+2×64m+36m，为预应力混凝土连续梁桥，主梁采用单箱单室箱形截面，三向预应力体系，采用挂篮悬臂浇筑施工，箱梁顶板宽12.0m，底板宽6.7m，悬浇1～7#段，节段长度有四种,依次是：3.0m、3.25m、3.5m和4.25m，边跨及中跨合拢段长度均为2m。

本桥施工挂篮采用菱形挂篮，由主桁承重系统、悬吊系统、锚固系统、走形系统、张拉操作平台系统及模板系统等部分组成。如下图所示。

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图2-1 挂篮整体效果图

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图2-2 挂篮立面图

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图2-3 挂篮正面图

2.2 挂篮设计思路

本次菱形挂篮设计采用承载力容许应力法，外侧模导梁和内侧模导梁按最长悬浇段设计，其余部分按梁高最大和梁段最重的悬浇段进行设计。为了保证设计的挂篮在施工期间的结构安全，确保挂篮的强度、刚度及稳定性满足施工规范的要求，对本桥施工设计挂篮进行结构验算。验算主要内容如下：

(1)挂篮主桁在混凝土浇筑时的强度、刚度和稳定性；

(2)挂篮底篮、悬吊系统和锚固系统在混凝土浇筑时的强度和刚度； (3)挂篮底模和侧模的强度和刚度； (4)主桁节点板以及螺栓的强度；

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(5)中销座的强度检算；

(6)挂篮走行时后锚可靠性及结构的稳定性。

其中前两项和最后一项采用MIDAS/Civil软件建立空间杆系有限元模型进行分析，三、四、五项参考相应施工手册手算校核。

2.3 计算依据

(1)《公路桥涵施工技术规范》(JTJ 041-2000)

(2)《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》(JTJ 025-86) (3)《路桥施工计算手册》

(4)《箭杆河大桥施工图设计》(中国中铁二院工程集团有限责任公司，2010.12) (5)《箭杆河大桥挂篮施工图设计》

2.4 计算参数

(1)材料参数

挂篮主桁、底前后横梁、底纵梁、前托梁、后托梁、内滑梁及模板等均采用Q235B组合型钢，吊杆φ32精轧螺纹粗钢筋，锚固构件采用φ32精轧螺纹粗钢筋。

表2-1 挂篮材料参数表

钢 材 精轧螺

项 目 符号 单位 纹 Q235B Q345 弹性模量 E MPa 2.06×2.06×2.0×105

55泊松比 ν - 0.3 0.3 0.3

78.5 78.5 容重 γ kN/m3 78.5

200 600 容 轴向应力 σ MPa 140

210 弯曲应力 σw MPa 145 -

许

剪应力 τ MPa 85 120 - 应

300 孔壁承压- MPa 210 -

力 1.3 1.3 1.0 提高系数 k -

注：1、材料容许应力按规范JTJ025-86取值，Q235和Q345 钢材分别对应A3和16Mn钢，精轧螺纹粗钢筋的容许应力该规范未给出，按设计取值；2、根据规范JTJ 025-86第1.2.10条，临时结构容许应力应乘以提高系数k。

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(2)荷载取值

挂篮结构验算考虑的计算荷载有： ① 主梁混凝土容重：26kN/m； ② 混凝土超载(胀模)系数：1.05；

③ 人群及机具荷载：对直接支撑模板取2.5kPa，计算直接支撑模板的梁时取1.5kPa；

④ 振捣混凝土产生的荷载：对水平面模板2.0kPa，对侧模4.0kPa； ⑤ 倾倒混凝土对侧模冲击产生的水平荷载取6.0kPa； ⑥ 挂篮走行的冲击系数：1.1。 (3)其它

① 悬臂浇筑混凝土最大重量153t(4#块)；

② 挂篮总重(包括箱梁内外模板及防护平台)：51.6t； ③ 挂篮施工、行走时的抗倾覆稳定系数：≥2.0； ④ 自锚固系统安全系数：2.0；

⑤ 刚度限值：钢模面板变形1.5mm,结构表面外露的模板及支撑模板的梁挠度为模板构件跨度的1/400。

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第3章 模板计算

3.1 底模板计算

3.1.1面板计算

悬浇节段中1#块的底板为最大厚度，新浇混凝土对底篮模板的压力标准值：

F1h1.05260.751.0520.5kN/m2 面板自重： F2h78.50.0050.4kN/m2 施工荷载： F32.5kN/m2

551042750mm2 振捣荷载：

200N底篮模板是由C10槽钢与钢板焊接组成的模架，底篮模板下的C10槽钢横肋的间距是300mm，槽钢间距是300mm，模板的受力模型为跨度300mm的单向板。选择面板小方格中最不利情况计算，即三面固定，一面简支。

L3001，查表可知最大弯矩系数K1=0.06，最大挠度系数K2=0.0016。 由xLy300取1mm宽的板条作为计算单元，荷载为：

FF1F2F3F420.50.42.52.025.4kN/m20.0254N/mm2

线荷载为：q0.025410.0254N/mm

A．强度计算：

最大弯矩 M0.06ql20.060.02543002137.2Nmm 截面抵抗据 W最大应力 11524.2mm3 6M137.232.7MPa[]145MPa W4.2B．挠度计算：

Fl4 (3-1) fKfB0Eh32.0610553B02.36106Nmm，其中为钢材的泊松比。 2212(1)12(10.3) 14

0.02543004f0.00160.2mm 62.3610规范要求模板变形不超过1.5mm，所以满足要求。

3.1.2横肋计算

A．强度计算：

q0.02543007.62N/mm

横肋采用等边角钢6.3，其截面特性：W6000mm3，I271200mm4，支撑横肋等边角钢 6.3 的两纵梁最大间距为 300mm，则：

M17.6230022ql14.3MPa[]145MPa

W8W86000B．挠度计算：

57.623004f0.014mm[f]300/4000.75mm 3842061032712003.2 外侧模板计算

侧模的纵横肋间距为0.25m和0.8m。

混凝土的作用为模板的侧压力。根据测定，混凝土作用产生的侧压力随混凝土的浇筑高度增加而增加，当浇筑高度达到某一临界值时，侧压力就不再增加，此时的侧压力即为新浇混凝土的最大压力。侧压力达到最大值的浇筑高度称为混凝土的有效压头。通过理论和实践，可按下列二式计算，并取其最小值：

F10.22ct12V (3-2)

F2ch (3-3)

式中：

F—新浇混凝土对模板的最大侧压力(kN/m2)；

c—混凝土的重量密度(kN/m3)；

t—新浇混凝土的初凝时间(h)，可按实测定。当缺乏实验资料时，可采用t计算，在此t2005；

2515200T15T—混凝土的温度(°)取25°；

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V—混凝土的浇注速度(m/h)取2m/h；

h—混凝土侧压力计算位置处至新浇混凝土顶面的总高度(m)，其取值如下： 当V/T0.035时，h0.2224.9V/T当V/T0.035时，h1.533.8V/T;

;

在这里V/T2/250.080.035，取h1.533.8V/T1.834m

1—外加剂影响修正系数，不掺外加剂时取1；

2—混凝土塌落度影响系数，当塌落度小于30mm时，取0.85，50~90mm

时，取1；110~150mm时，取1.15。在此取1。

F10.22265111.41440.4kN/m2

F2h261.83447.68kN/m2

所以取40.4kN/m2进行计算，同时考虑倾倒混凝土产生的水平荷载6kN/m2，振捣产生的水平荷载4kN/m2，施工荷载2.5kN/m2，总荷载为：

F40.4642.553kN/m20.053N/mm2

线荷载为：

q1F0.053N/mm

Lx0.83.22，按单向板考虑，取1mm板宽做计算单元， Ly0.25WI11524.2mm3 6115310.4mm4。 12A．强度计算 弯矩：

Mql2/80.053250250/8414.1Nmm

应力：

M414.198.6MPa[]145MPaW4.2

B．挠度计算：

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50.0532504f1.3mm1.5mm 33842061010.4规范要求模板变形不超过1.5mm，满足要求。

3.3 内侧模板计算

悬浇节段全长顶板厚度不变，新浇混凝土对内模板的压力：

F11.05h1.05260.410.9kN/m2

面板自重：F2h78.50.0050.4kN/m2 施工荷载：F32.5kN/m2 振捣荷载：F42.0kN/m2

选面板小方格中最不利情况计算，即三面固定，一面简支。

Lx0.350.78，查表知最大弯矩系数K0.075，最大挠度系数Kf0.00219。取Ly0.451mm板宽做计算单元，W11524.2mm3。荷载为： 6FF1F2F3F410.90.42.52.015.8kN/m20.0158N/mm2

q0.015810.0158N/mm

A．强度计算： 最大弯矩：

M0.06ql20.0850.01583502164Nmm

W11524.2mm3 6最大应力：

B．挠度计算：

M16439MPa[]145MPa W4.2Fl4 (3-4) fKfB0Eh32.0610553B02.36106Nmm 2212(1)12(10.3) 17

0.01583504f0.0030.30mm 62.3610规范要求模板变形不超过1.5mm，所以满足要求。

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第4章 主结构计算

4.1 荷载分析

挂篮的主要承重结构由底模纵梁、底模前后横梁、外模走行梁、内模走行梁、前上横梁、主桁架构成，其中梁体底板和腹板混凝土的重量由底模纵梁承担并传至底模横梁，再通过吊带传到前上横梁；翼缘板和顶板混凝土的重量分别由侧模行走梁和内模行走梁承担，通过吊杆传到前上横梁；前上横梁所承受的力最终传到主桁架上。

4.1.1底篮普通纵梁处荷载分析

挂篮底模面板(其他构件重量已计)按3300kg考虑，底模面积6.7×4.8m。

2表4-1 底模纵梁荷载1

1#块 4#块

项 目 单位

(3000mm) (4250mm) kN/

1 底模板自重 2

m

底板混凝土kN/2 2

重量 m(2)项×涨模kN/3

系数1.05 m2

kN/

4 施工荷载 2

mkN/

5 振捣荷载

m2 kN/

6 面荷载 2

m

1.03 18.98 19.93 2.5 2 25.5

1.03 14.69 15.42 2.5 2 21.0

19

4.1.2 底篮加强纵梁处荷载分析

表4-2 底模纵梁荷载2

项 目

单1#块 4#块 位

(3000mm) (4250mm) 1 底模板自重 kN/

m2

1.03 1.03 2 单侧腹板混kN/凝土重量 m2

138.84 98.28 3 (2)项×涨模kN/系数1.05 m

2

145.8 103.2 4 施工荷载

kN/

m2 2.5 2.5 5 振捣荷载 kN/

m2

2 2 6 面荷载

kN/

m2

151.5

108.7

20

4.1.3 侧模纵梁荷载分析

浇注1#块时：

箱梁翼板的最大重量：G11.193.0261.0597.5kN 侧模板自重：G238.4kN 振捣荷载2kPa，施工荷载1.5kPa

转化为重量为：G3(21.5)3.02.6527.8kN 侧模重量：GG1G2G3163.5kN 浇注4#块时：

箱梁翼板的最大重量：G11.194.25261.05138.1kN 侧模板自重：G238.4kN 振捣荷载2kPa，施工荷载1.5kPa

转化为重量为：G3(21.5)4.252.6539.4kN 侧模重量：GG1G2G3215.9kN

4.1.4 内模托梁荷载分析

浇注1#块时：

箱梁顶部混凝土通过内模传给单条滑梁的最大荷载：

G11.393.0261.05113.8kN

内模自重传给单条滑梁的荷载约为：G228.0kN 振捣荷载2kPa，施工荷载1.5kPa

转化为重量为：G3(21.5)3.02.5526.8kN 内模总重：GG1G2G3168.6kN 浇注4#块时：

箱梁顶部混凝土通过内模传给单条滑梁的最大荷载：

G11.394.25261.05161.3kN

内模自重传给单条滑梁的荷载约为：G128.0kN 振捣荷载2kPa，施工荷载1.5kPa

转化为重量为：G3(21.5)4.252.5538.0kN 内模总重：GG1G2G3227.3kN

21

4.2 结构计算模型

4.2.1 建立模型

挂篮为菱形挂篮，菱形主桁杆由2[32a普通热轧槽钢组成的截面杆件对扣构成，顶横梁由2I45b普通热轧工字钢组成的截面杆件构成，底模前、后横梁由2I40a普通热轧工字钢组成的截面杆件构成，底模纵梁由I40a普通热轧工字钢组成，外模吊梁由双2[36b普通热轧槽钢组合截面构成，内模吊梁由2[36b普通热轧槽钢组成的截面杆件构成，底模吊带由2×φ32精轧螺纹钢组成，主要结构计算模型如下：

图4-1 结构计算模型

22

4.2.2 荷载施加

由上面荷载计算可知：底篮的最大荷载发生在浇筑1#块的时候，内外侧模的最大荷载发生在浇筑4#块的时候，为了计算各个构件的最不利情况，在此计算时将底模、内外侧模发生的最大荷载作用于挂篮上。

腹板下的纵梁受力：面荷载为151.5kN/m2，腹板宽0.8m，共四片纵梁承受，则每片承受的均布荷载为：q1151.50.8/430.3kN/m；

底板下的纵梁承受面荷载25.5kN/m2，共6片纵梁承受，每片承受的均布荷载：

q225.5(6.720.8)/621.7kN/m；

外侧模的荷载为215.9kN，共6片框架，每个框架承受的集中力为(考虑均由工作导梁承受)F=36kN；

内侧模的荷载为227.3，共6片框架，每个框架承受的集中力为F=38kN。

图4-2 荷载施加

23

4.2.3各个部分结构计算结果

(1)底模纵梁

图4-3 底模纵梁应力云图(最大值为72.82MPa)

图4-4 底模纵梁位移云图(最大值为26.11mm)

24

(2)底前横梁

图4-5 底前横梁应力云图(最大值为49.85MPa)

图4-6 底前横梁位移云图(最大值为26.18mm)

25

(3)底后横梁

图4-7 底后横梁的应力云图(最大值为42.97MPa)

图4-8 底后横梁的位移云图

(最大值为9.79mm，最小值为6.56mm)

26

(4)外侧模导梁

图4-9 外侧模导梁应力云图(最大值为44.40MPa)

图4-10 外侧模导梁位移云图

(最大值为15.47mm，最小值为4.08mm)

27

(5)内侧模导梁

图4-11 内侧模导梁应力云图(最大值为95.52MPa)

图4-12 内侧模导梁位移云图(最大值为20.32mm)

28

(6)顶横梁

图4-13 顶横梁应力云图(最大值为68.55MPa)

图4-14 顶横梁位移云图(最大值为17.92mm)

29

(7)主桁架

图4-15 主桁架应力云图(最大值为97.23MPa)

图4-16 主桁架位移云图(前段挠度为14.54mm)

30

(8)门架

图4-17 门架应力云图(最大值23.19MPa)

(9)横联

图4-18 横联应力云图(最大值为17.64MPa)

31

(10)底模吊杆

图4-19 底模吊杆应力云图(最大值为346.53MPa)

(11)其他吊杆

图4-20 其他吊杆应力云图(最大值为204.48MPa)

32

4.2.4计算结果分析

从图19的主桁架杆件的应力结果来看，可以看出后斜杆受的拉力最大，达到了97.23MPa。前段斜杆的压应力比较大，达到了95.38MPa，而且长度最长，为6.554m,需要进行压杆稳定计算。

截面面积A=48.52=97(cm2)

经过计算，截面最小回转半径i=12.44cm，自由长度是655.4cm，那么

λ＝655.4/12.44＝52.68

23552.68

235235按Q235 b类截面查表可得φ＝0.8436，那么长斜杆的折算应力是

fy52.6895.38MPa/0.8436=113.06MPa(容许应力值为140MPa,合格) 主桁架前端的最大挠度是14.54mm(14.54＜20，合格)。

由于位移的计算相互关联，不能直接从软件分析之中看出结果，可以根据Madis得出的数据进行简单的计算，计算如下：

主桁架前段最大挠度 14.54mm 底模纵梁位移 26.11-14.54=11.57mm 顶横梁位移 17.92-14.54=3.38mm 后底横梁位移 9.79-6.56=3.23mm 内模导梁位移 20.32-14.54=5.78mm 前底横梁位移 26.18-14.54=11.64mm 外模导梁位移 15.47-4.08=11.39mm

主桁架各个杆件的最不利计算结果见下表，按公路钢桥设计规范，临时结构的容许应力可以提高1.3倍。

33

表4-3 主结构计算结果

容许

杆件正应力位移容许位

应力

名称 /MPa /mm 移/mm

/MPa

主桁

20 97.23 140 14.54

架 底模5200/40

72.82 145 11.57

纵梁 0=13 前底7140/40

49.85 145 11.64

横梁 0=17.8 后底

42.97 145 3.23 17.8

横梁 外模5200/40

44.40 145 11.39

导梁 0=13 内模5200/40

95.52 145 5.78

导梁 0=13 顶横6480/40

68.55 145 3.38

梁 0=16.2 吊杆 204.48 横联门架

23.19

600 145

/

/

备注 满足要求 满足要求 满足要求 满足要求 满足要求 满足要求 满足要求 满足要求 满足要求

34

第5章 其他构件计算

5.1 加工要求

下节的计算以下面的加工要求为依据，否则可能导致计算与实际结构的受力有较大的偏差。

1、挂篮各部件多属组焊件，必须制定合理的加工工艺，减少起焊接变形与焊接次应力。各构件的变形公差不得超过《钢结构工程施工及验收规范》(GBJ205--92)规定的允许值。

2、钻孔及孔距公差要求： 2.1螺栓孔应采用样板钻孔。

2.2钻孔时，工型杆件的孔应以腹板中心为基准；槽钢腹板应分中钻孔；槽钢翼缘上的孔及角钢上的孔，均应以肢背为基准。

2.3螺栓孔的孔距公差规定为： (1)同组孔内两相邻孔距±0.25mm。

(2)一组孔(指一块节点板或拼接板)内的极边孔距±0.35 mm。

(3)同一根杆上如包括数组孔，两组相邻孔及该杆的极边距孔±0.5 mm。 (4)角钢的钉线边距±0.5 mm。

(5)工形(或双槽钢)杆件两个平行竖直面上，同心栓孔的错孔公差为0.25 mm。 (6)孔端距(端部孔距杆端)±2.5 mm。

(7)孔群中心线与杆件中心线的最大偏差1.5 mm。 2.4孔径公差φ31.5 mm。

2.5螺栓光杆部分的直径公差为φ30±0.1 mm。

2.6各部分的首制件必须经检验合格，确认无误后，方可批量生产。 3、焊条选用：Q235钢母材采用E43焊条，Q345钢母材采用E50焊条。 4、销座等主要受力部件，必须保证其焊接质量，焊后按技术要求进行探伤或做张拉实验。

5、各部件随时加工，随时组装，发现问题及时纠正。 6、挂篮出厂需进行出厂实验。

5.2 主桁架连接计算

主桁杆件的连接计算不计弯矩影响，只考虑轴向力的影响，如图：

35

图5-1 主桁结构图

图5-2 主桁轴力云图

在此处，主桁杆件的连接都是用的节点板和螺栓连接的，需要验算螺栓数量是否达到要求。经过Madis计算分析得出，主桁杆件的最大轴力为896.24KN。

设计中，采用的是4.6级M22的普通螺栓，计算其抗剪承载力。 单个螺栓抗剪承载力设计值：

Nnv式中 d—螺栓公称直径；

bvd24fvb (5-1)

36

—螺栓的抗剪强度设计值； n—每个螺栓的剪切面数。式中按nfvbvv1计算。

Nnvbvd24fvb=122140103=53.22kN

42单个螺栓承压承载力设计值：

Ncbdtfcb (5-2)

式中

d—螺栓公称直径；fbc—螺栓的抗压强度设计值；

t—在同一受力方向的承压构件的较小总厚度，节点板厚度

10mm，主桁杆件厚度8mm，t取8mm。

bNcdtfcb=22830510-3=53.68kN

一个抗剪普通螺栓的承载力设计值按其抗剪承载力设计值和承压承载力设计值的较小值采用，即

Nvbminmin(Nvb,Ncb)=53.22kN

板件一侧所需的螺栓数量：

N=

NNvbmin896.24/2=8.4

53.22因此，每一侧需要螺栓数最多为10个，而设计中的螺栓数达到了16个，所以螺栓数目足够。

5.3 中销座计算

每个销座承受33t荷载，材料Q345，容许应力[σw]=210MPa，[σ]=200MPa，[τ]=120MPa，[σφ]=300MPa。

N331041650mm2垂向需要净面积：jx

200

A=

垂向实际：Ajs692022760mm2

AjsAjx1.671.4(可)

端头净面积：692022760Ajx1650承压计算：(2012)262[，再考虑到补强板说明安全。 ]119t33t(满足计算要求)

37

5.4 滑道和滑道连接板上的抗剪螺栓计算

由计算可知，在挂篮前移时后锚的上拔力为144kN。现按一个垫梁连接板作用，其上的螺栓数量为6个，螺栓直径20mm，有效截面面积314mm2，抗剪能力为：

F314685160kN144kN

5.5 挂篮走形计算

5.5.1 挂篮主桁以及下导梁的纵向移动

图5-3 反力图

从计算数据中可以得出，后端反扣的最大拉力为6.80t，前端的最大支撑反力为11.65t。单片主桁向前顶推的顶推力为：F=0.33×16.4＝5.5t。因此，采用10t的液压千斤顶进行顶推，滑道梁采用U型φ20的圆钢进行锚固，可提供的锚固反力为8.5t，故走行时稳定系数为：K=8.5/2.8=3.03≥2 满足要求。

5.5.2 外导梁和内导梁在走形时受力计算

外导梁：

从设计尺寸中得出,每片侧模架重量是4kN，外模板总重量是19.17kN，外导梁

（419.176）24kN，底模板总重量15.15kN，底篮构单个支承点所受力F1

38

（15.1564.32）419.87kN。 架总重量64.32kN，外导梁受底篮的力F2

图5-4 外导梁走形受力图

图5-5 外导梁走形变形图

从计算结果来看，挠度为12.2mm从设计尺寸中得出，每片内模架重量是6.67kN，内模板总重量是33.07kN，内

（6.6733.076)26.01kN 导梁单个支承点所受力F

图5-6 内导梁走形受力图

39

图5-7 内导梁走形变形图

5.5.3 挂篮下横梁、底模以及侧模系统在下导梁上滑移

从模型计算结果来看，挠度变形为9.12mm走行装置由轨道、钢(木)枕、前后支座、手动葫芦或YC30-1000千斤顶等组成。轨道由2C16a及δ20钢板栓接而成。竖向预应力筋用连接器接长后，通过锚轨扁担将轨道锚固。轨道根据梁段不同分1.5m、2m两种。

前后支座各两个，前支座支承在轨道顶面，走行时下垫φ20圆钢筋。后支座以后钩板的形式沿轨道下缘滚动，不需要加设平衡重，4个手动葫芦或2台YC30—1000千斤顶牵引前支座，使整个挂篮向前移动。

5.5.4 滑移到设计位置

前支座处压力很大，因此，在支座下的垫枕一定按设计数量垫够，并空出预留孔的位置。后支座拉力很大，因此，轨道与竖向预应力筋的联结一定要牢固可靠。

5.5.5 锚固

挂篮在灌注混凝土时，后端利用12根φ32精轧螺纹钢锚固在滑行轨道上，轨道锚固在已成梁段的竖向预应力筋上，在锚固时，利用千斤顶将后支座反扣装置脱离轨道2厘米，然后锚固。

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第6章 结论

6.1设计总结

本文所设计的连续梁桥悬臂施工挂篮以60m+2×64m+60m的三跨连续梁为工程背景，设计过程遵循“根据桥梁施工图及相关规范初拟结构布置形式及相应尺寸—荷载计算—建模计算分析或简单手算—根据计算结果对所拟定的结构进行修改、完善—再次检算”的设计思路，经过多次试算，确定最终的设计方案，并且所设计的结构在强度、刚度、稳定性方面全都满足了规范要求，且结构强度运用比较充分，满足了安全、经济、适用以及拆装方便的设计原则，初步达到了设计目的。

通过上述设计计算过程，我们可以知道，在设计过程中，参照设计规范确定相关参数或数据，既可以满足设计使用的要求也可降低工作量，减小设计难度，因此，对于不能直接确定的数据，要严格按照相关的设计规范取值；既定的设计流程是前人工作经验和智慧的结晶，按照既定的流程去设计，可以确定整体的设计框架，进一步在里面填充内容，不但思路清晰而且文章结构规整，符合要求，有助于提升文章档次。

6.2挂篮设计中存在的问题及其反思

挂篮的计算模型本身是模拟计算，虽然可以通过软件近似模拟，且都能满足工程要求，但是距实际结构的受力还是有一些差距，在以后的学习工作中应该注重模型的建立要接近真实的受力情况，并且要尝试通过多种方式建立不同的计算模型来验证同一结果，不但要保证计算的准确性，还要总结出相关模型各自的优劣，便于以后直接确立正确的计算模型。

在进行挂篮设计时，可以按各部分的受力以及挂篮的传力过程分别建立Midas模型，进行设计验算。但实际当中，结构各部分的受力与建模验算的结果存在一定的偏差，如对拉筋的受力大小可由侧模桁架或内模框架的反力得出，但按照侧模桁架和内模框架得出的反力各不相同，而对拉筋两侧受力应该是相同的。为了解决这个问题，可以在Midas程序中建立整体受力模型，将其与按每部分建立模型得到的验算结果对比作进一步的研究。

在计算的过程中，也存在一些不足之处。由于时间的限制以及本人缺乏相关的实践经验，虽然通过挂篮设计对挂篮的主要构造有了进一步的了解，但对许多细部构造仍不太清楚。为了设计出完整的一套临时挂篮结构，还需对挂篮的细部构造如

41

走形系统进行进一步的研究与学习。在本次挂篮设计中，有一些细节问题没能考虑到；如在挂篮设计中的杆件之间的连接结构设计以及轨道等均未能考虑；在挂篮设计中，混凝土荷载取值过于保守；同时在计算当中忽略了许多荷载情况比如横向风荷载等，这些都是有待完善的。

42

参考文献

[1] 陈伟，李明．桥梁施工临时结构设计[M]

．北京：中国铁道出版社，2002.

[2] 葛俊颖．桥梁工程(上)[M]．北京：中国铁道出版社，2007. [3] 容新．桥梁菱形挂篮设计与施工[J]．黑龙江交通科技，2008. [4] GB50017-2003，钢结构设计规范[S]．山东科学技术出版社． [5] 张志国，张庆芳．钢结构(2版)[M]．北京：中国铁道出版社，2008. [6] GB50009-2001，建筑结构荷载规范[S]．

[7] 毛瑞祥，程翔云．公路桥涵设计手册基本资料[M]．北京：人民交通出版社，

1993．402-406.

[8] 李廉锟．结构力学(4版) [M]．北京：高等教育出版社，2004.

[9] 孙训方，方孝淑，关来泰．材料力学(4版)[M]．北京：高等教育出版社，2002. [10] JTJ041-2000．公路桥涵施工技术规范.

[11] 向敏．桥梁工程(下)[M]．北京：中国铁道出版社，2007. [12] TB10002.2-2005，铁路桥梁钢结构设计规范[S]． [13] GB/T 20065-2006，预应力混凝土用螺纹钢筋[S]．

[14] 叶见曙．结构设计原理(2版) [M]．北京：人民交通出版社，2005.

43

致谢

在铁道大学四年对土木工程及桥梁方向专业课的学习，掌握了基本的专业知识，在此对各位专业课与基础课老师表示感谢。

再次,我要感谢我的指导老师葛老师他严谨细致、一丝不苟的作风一直是我工作、学习中的榜样，给了起到了指明灯的作用；他们循循善诱的教导和不拘一格的思路给予我无尽的启迪，让我很快就感受到了设计的快乐并融入其中。我从开始时对挂篮结构的不了解到对他有了一个深入的认识在这期间葛老师给了我参考的图纸，对挂篮的计算进行了系统的讲解我感觉受益匪浅。

再者我要感谢给予我帮助的以起做毕业设计的同学们他们给了我很多的帮助指点，没有他们的帮助和提供资料，没有他们的鼓励和加油，这次毕业设计就不会如此的顺利进行。

最后我还要感谢土木工程学院和我的母校铁道大学四年来对我的栽培。

44

附录A

外文翻译原文

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46

47

48

49

50

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外文翻译译文

倾斜角度对连续组合梁桥的影响

文摘

倾斜的桥梁的设计在工程界越来越普遍了。在本文中，利用三维有限元分析倾斜角度对连续组合梁桥的作用，对七十二种双跨度桥梁各种跨度比率模型(N = 1、1.55和1.82),倾斜角度(0-60°),以及各种安排中间横向膜片进行了分析。所有模型采用AASHTO HS20-44加载。对于斜交桥与参考nonskewed桥的对比，以及AASHTO标准规范和AASHTO LRFD规范的对比，结果表明，随着倾斜角度的增加，在内部和外部的梁支座弯矩迅速减小。在倾斜角度不大于20°时，弯矩减少了10%，倾斜角度达到45°时减少到了原来的33%。随着倾斜角度的增加，在桥墩支撑的外梁剪切力增加，内梁的剪切力减小。以外梁为例，随着倾斜角度达到45°，剪切力比增加到了1.3。当倾斜角度为30°时，最大弯矩按AASHTO标准规格高估20%，跨度比率模型N=1，倾斜角度为45°时高估50%，而当倾斜角度为45°时，剪切力高估10%。按AASHTO LRFD规范高估纵向弯矩和剪力。这种高估随着倾斜角度的增加，在45°时达到12%，在20°时达到45%。结果表明，横隔板垂直于桥梁纵向梁的分布是负载的最好安排。比较斜面板的简化关系的结果与有限元分析的结果表明，拟议的continuous-skewed方程是保守的连续斜交桥。值得注意的是，如果假定条件不同，虽然趋势应该是相似的，但这些桥梁的具体配置可能会发生改变。

DOI：10.1061 /（ASCE）be.1943-5592.0000273。2012美国土木工程师学会。 CE数据库主题词：连续梁桥；组合梁；梁桥；斜交桥。

关键词：倾斜角度；连续梁桥；分配系数；复合桥。

介绍

在控制桥梁的设计可能取决于对齐的问题而不是经济问题的发达地区中斜交桥尤为常见，它也很常见在地形特征可能使桥梁上部结构不能垂直于桥台和桥墩的山区。

在nonskewed桥梁中，荷载支撑在跨度方向，在斜交桥，这是没有的情况。对于实心板斜交桥，荷载往往走捷径到大桥的钝角，在纵向梁桥桥面，这种效果也发生，虽然它是不太明显。这一变化在高斜交桥的荷载路径的方向上，带来了以下的特殊特性：在甲板板有显著的扭转力矩，纵向弯矩减小，横向弯矩增加，在钝角处

52

产生应力集中和负弯矩，在急性角可能产生小的反升力。斜交桥的这些特点使对他们的分析和设计比nonskewed桥更复杂。

在过去，无论倾斜角度有多大，人们都是以建造直桥的方法来对斜交桥进行分析、设计和建造，许多设计因素都是以同样的方式处理斜桥和直桥的。这方面的一个例子是荷载分布系数（LLDF），它在设计规范上可以是设计简单化，并提供一个简单而快速的评估桥梁的方法。LLDF就是一个参数函数，比如桥梁几何，组件的相对刚度，和荷载的性质。AASHTO(2003)标准规范给简支梁的内梁提供分布因素作为梁

间距的函数，此规范不考虑倾斜角度和桥的连续性的影响。Ontario公路桥梁设计规范

（OMTC1992）除了主梁间距不做说明，只对纵向和横向刚度的桥梁做了说明，然

而，该方法只限于简支梁和斜交角度较小的桥梁。

当前AASHTO LRFD桥梁设计规范（AASHTO 2010）承认LLDF是梁间距，跨长度，板厚，梁刚度的函数。LLDFs对内外梁，剪力和弯矩，以及一个车道加载和两个或两个以上的车道加载情况是不同的。AASHTO LRFD规范为lldf作为一个倾斜角度的功能引入折减系数。

倾斜角度对斜桥的荷载分布系数和荷载效应来说无疑是一个重要参数（zokaie等人。1991）。Khaleel and Itani（1990）为确定由于活载作用下连续梁和斜板梁桥产生的弯矩提出了一种方法。他们的结论是，AASHTO规范低估了正常桥梁的外部结构达28%的弯矩，而对于一个倾斜角度为60°的桥梁，内梁的最大弯矩才考虑了71%。Helba和Kennedy（1994）通过对简支梁、连续梁，以及双跨和斜交组合桥的测试提出了连续倾斜复合桥的极限载荷定义。ebeido和甘乃迪（1996年A，B）研究了倾斜角度以及其他设计参数对连续、双跨、钢-混凝土组合桥的剪切和反应分布因素的影响。

Khaloo和Mirzabozorg（2003），采用有限元分析（FEA）方法，分析了三维（3D）、简支和斜交桥的跨度，倾斜角度，梁间距，以及内部横膈膜的布置，他们发现，当倾斜角度为60°时，斜交桥外梁的荷载分布系数和nonskewed桥梁的相比降低了24%。此外，研究表明了内梁荷载分布系数对倾斜角度的灵敏性，倾斜角度为60°时荷载分布系数分布系数与nonskewed桥相比降低了26.3%。结果表明，AASHTO标准规范的荷载分布系数比用有限元分析发现的荷载分布系数高达43.1%。Khaloo和Mirzabozorg（2003）建议对斜交桥的主梁活载分布系数重新进行评估。黄等人（2004）用有限元分析方法对倾斜角度为60°的双跨连续钢桁梁桥进行了现场试验和理论分析。Ashebo等人（2007）研究了动荷载对斜箱梁连续梁桥的影响，发现在倾斜角度为0°–30°范围内倾斜程度对桥梁的静动力特性的影响很小。Menassa等人（2007）对简支单跨车道偏移钢筋混凝土板桥进行了有限元分析，他们的结论是当倾斜角度

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小于20度时，斜交桥与直线桥有限元分析得到的纵向弯矩的比例几乎为1，这个比例在桥梁倾斜角度为30度到40度之间时下降到了0.75，在桥梁倾斜角度增加到50度时进一步下降至0.5.在这些研究中，还没有考虑横向隔板的布置和跨度比的影响。

在本文中，采用有限元分析方法，研究了双跨连续钢-混凝土组合桥的弯矩、剪力和分布系数的影响。对斜交桥有限元分析结果与参考直线桥梁进行了比较，包括与AASHTO标准规范和AASHTO LRFD规范进行了比较。此外，对以前研究中的一个简单的方程的精度进行了检查，对横隔板的布置和跨度比的影响进行了研究了，对不同跨度比（1，1.55,1.82）、倾斜角度（0°–60°）和安排双排的内梁横隔板的72种模型进行了分析。

桥梁模型的描述与假设

在这里对由六工形截面梁梁组成、总宽度为11.8米的双车道桥梁进行了分析。在下面的假设下，该结构是理想化的：

1、面板焊接在梁板上，纵梁的六个工字钢中心距为2米。 2、所有的材料均为弹性和均匀的。

3、桥面板和纵向工字钢简支，在桥台和桥墩上连续。

对于第一跨24米，跨度比为1,1.55,1.82的桥梁，进行了中间横隔板不同安排的研究：第一种模式，横向横隔板垂直于纵向梁；第二种模式，横向横隔板与桥面支呈线平行。第一种模式下，倾斜角度变化为0-45度，第二种模式的倾斜角度变化为0-60度。工字钢梁高2米，截面面积为0.046立方米。我们用L80x8毫米的角钢做有顶部和底部线横架的X型中间隔板。所有桥梁中，我们对抗压强度30兆帕的25厘米厚的混凝土板的顶部和底部加固了一个400平方米的钢筋网(Ebeido and Kennedy 1996a, b)。图1显示的是有限元模型和两种横隔板的安排。

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图1 有限元模型分析

有限元分析

在许多文献中已经用许多的变化来制定梁板的模型。海斯等人（1986）利用四

边壳形为桥面板和空间框架做了一个模型，除了知识在重力中心线上做了简单的连接，没有做刚性连接外，可以类似的看成一座偏心梁模型。真正的偏心梁是Imbsen and Nutt在1978年提出的，该模型利用板单元和刚性连接得梁单元分别代表桥面板和梁单元。Brockenbrough（1986）用了一个详细方法把梁体分成了三部分，每个凸缘被建模为一个梁单元，每个连接被建模成一个板单元。板单元与板单元之间通过刚性连接连接到每个单元的质心。坚实的甲板是由tarhini和弗雷德里克提出的（1992），他们采用实体单元代表桥面板，用板单元代表梁体。偏心梁模型被认定为最经济的模型，同时还准确预测梁的行为。我们利用通用有限元分析程序SAP2000（沪深2000）做三维有限元分析。使用四个节点的三维弹性板单元与六度的自由度，在每个节点的混凝土板进行建模，纵向钢梁采用2节点三维弹性梁单元，在每个节点处有六个自由度，板体和梁单元通过刚性连接元件连接。这些元素通过连接节点连甲板上的元素与梁和板元素被用来模拟甲板和梁之间的复合动作，框架状的横隔板均采用梁单元模拟，梁和横隔板之间的连接是固定的。除了在纵向方向上，桥梁模型简单的在两端的使用边界约束的平移位移被限制，并没有旋转约束。结果表明，简支边界条件可以提供更均匀的结果（EOM和诺瓦克2001）。此外，中间墩的模型使用边界约束，在所有的平移位移限制来建模。

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附录B

图纸

1 顶横梁图纸

2 顶横梁扁担梁图纸 3 底模总成图纸 4 前底横梁图纸 5 中销座图纸 6 主桁架图纸

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