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地铁车站顶部龙门吊轨道基础设计计算.docx

根据施工场地布置 ,车站顶板上方将承受相当大的施工 荷载 ,计划正常施工荷载将达 30 kNPm2 , 比设计给定的地面 允许荷载大 10 kNPm2 。为满足施工要求 ,保证车站顶板结构 的安全 ,对车站顶板进行了加固 ,加固后的车站顶板允许荷 载为 54 kNPm2 。

顶板上方管片堆放区的荷载可作为分布荷载 ,其大小易 于控制 ,而龙门吊的轮压产生的是集中荷载 , 如何保证轮压

图 1 地铁车站顶龙门吊的布设

经过轨道基础和人工填土层后扩散到顶板的荷载小于 30 kNPm2 ,是轨道基础设计首先要解决的问题 。

DB22／T 3411-2022 高寒地区纯电动汽车性能综合评价指标体系.pdf2 车站顶板上部龙门吊轨道基础设计计算

2. 1 计算荷载

根据施工场地布置 ,龙门吊悬臂位于车站侧墙外 , 龙门 吊每次起吊管片 3 块 ,最大荷重约 120 kN。当重物沿龙门吊

3 张厚美现在上海交通大学力学博士后流动站工作。

Industrial Construction 2013 ,Vol. 33 ,No. 1 工业建筑 2013 年第 33 卷第 1 期 79

横梁移动到内侧时 ( 吊勾极限位置距立柱 1. 6 m) ,龙门吊右 侧轨道(靠近顶板中央) 荷载反力最大 ,其受力简图见图 2 。

对图中 A 点取力矩平衡得 :

图 2 轨道反力计算简图

cm ×10 cm ×15 cm ,基础有限元分析模型见图 3 。材料 ( C30 混凝土) 本构模型采用线弹性模型 ,其参数取值如下 :

弹性模量 E = 30 000 MPa ,泊松比μ = 0. 15 ,密度ρ = 2. 4 gP

2. 3 计算结果及配筋

轨道轮下方基底压力最大 ,其值达 32. 8 kPa ,考虑 0. 75 m 厚土层的自重后 ,顶板上的最大压应力为 47. 8 kPa < 54 kPa , 符合要求 ,见图 4 。

从扩散范围看 ,基底压力是以轨道轮作用点为中心 ,沿

式中 , R2 为吊重 P 产生的轨道反力 , 由两个轨道轮分担。 将最大荷重值 P = 120 kN 代入式( 1) 求得 :

R2 = 99 kN

ψ2 = 1 + 0. 7 v (2)

式中 , v 为最大起升速度 , v = 0. 12 mPs。

考虑动载效应后的单个轮压为 : ψ2 R2 / 2 = 53. 6 kN ;龙门 吊自重 700 kN ,由 4 个轨道轮分担 ,单个轮压为 175 kN ;因此 , 最大轮压为 228. 6 kN ;考虑一 定安全余量 , 取车站顶板上方 轨道基础最大设计轮压为 230 kN 。 0

2. 2 计算模型及参数

为了使龙门吊轮压在顶板上产生的分布荷载小于设计 控制荷载 ,拟在轨道下设置一条钢筋混凝土基础 ,基础下保

四周逐渐降低 。沿轨道轴向距轨道轮作用点 2 m 和 3. 0 m 处 ,基底压力分别降至 17. 7 kPa 和 6. 6 kPa ,6. 6 kPa 相当于基 础自重产生的压力 , 因此单个轨道轮的轴向应力扩散半径约 为 2. 8 m ,而龙门吊前后两个轨道轮的轴距为 10 m ,左右轮距 为 9. 124 m ,因此相邻轨道轮之间的应力叠加作用可忽略不

图 4 龙门吊基础基底应力分布( 图中应力单位为 102kPa)

留 75 cm 厚的人工填土层 , 以作为缓冲和扩散荷载之用 。经 对多种方案的对比 ,确定出的基础横截面形状见图 3 。

图 3 车站顶板上部龙门吊基础横截面

将轨道基础看作弹性地基梁 , 由于基础下方填土层厚仅 75 cm ,地基反力系数不能反映土层厚度对基底应力分布的 影响 , 因此地基弹簧刚度不宜简单套用地基反力系数进行计 算 ,为此将土层离散为土柱 ,采用土层的压缩模量计算地基 弹簧刚度 :

k = EAPL (3)

式中 E —人工填土层的弹性模量 ,根据地质资料取 E =

A —单个土柱截面积 ( 其大小与基础有限单元面积

相等) ,A = 150 cm2 ;

L —土柱高度 ,L = 75 cm。

将上述数据代入式(3) 得 : k = 3 kNPcm。

采用大型结构分析有限元软件 Algor 12 进行三维分析 , 土层对基础的作用以土弹簧模拟 ,车站顶板所受压力等于土 弹簧压力 。根据圣维南原理 ,某个力系仅对力作用点附近的 一定范围内的应力分布有影响 , 为减少单元 ,仅取一个轨道 轮作用点前后各 3 m 长的基础进行分析 。采用 6 面体实体 单元 ,共划分 4 865 个单元 ,6 150 个节点 , 最大单元尺寸 10

轨道轮作用点下方的竖向位移最大 ( 1. 7 mm) ,沿轨道纵 向距轨道轮作用点 3 m 处 ,竖向位移降低至 0. 3 mm ,由此可 推算出基础的竖向挠度为 1. 4 mm。因此 ,轮压引起的基础变 形不会对龙门吊的运行造成不利影响 。

3) 基础轴向应力分布

基础上部为受压区 , 受压区高度约 22 cm ,最大压应力 10. 2 MPa ,小于 C30 混凝土的弯曲抗压强度 16. 5 MPa ,因此受 压区只需按构造配筋 。

4) 基础横向应力分布

基础上部约 2/ 3 为受压区 , 最大压应力 9. 2 MPa ,小于 C30 混凝土的弯曲抗压强度 16. 5 MPa ,因此横向受压区也只 需按构造配筋 。

基础下部为受拉区 ,横向受拉区面积远小于轴向受拉区 面积 ,最大拉应力约 2. 1 MPa ,由受拉区应力分布积分求得的 单位长度受拉区总拉力约为 13 kNPm ,因此横向受拉区也只 需按构造配筋 。基础宽度 2. 4 m ,高 0. 45 m ,横向受拉区可按 板配置分布筋 ,单位长度分布钢筋截面积取受力主筋截面积 的 12 %[1 ] , 即 :Af = 131. 6 mm2 / m。选用 <6 Ⅰ级配筋 , 单根钢 筋截面积 A1 = 28. 3 mm2 ,则单位长度需配置 Af/ A1 = 4. 65 根 分布筋 ,取 5 根 ,分布筋间距 s = 0. 2 m。

80 工业建筑 2013 年第 33 卷第 1 期

3 车站结构外侧龙门吊桩基轨道梁设计计算

3. 1 计算荷载

当重物沿龙门吊横梁移动到最外侧 ( 悬臂端) 时 ,龙门吊 左侧轨道荷载反力最大 ,其受力简图见图 5 。

图 5 轨道反力计算简图

图 7 轨道梁内力分布

参照提升钢井架规范 ,梁的允许挠度为 :

δmax = L/ 600 = 10 mm > 4. 9 mm ,所以梁的最大变形符合 要求 。

根据规范 ,集中荷载作用下矩形梁混凝土和箍筋的最小

承载力为[3 ] :

Vmin = + 0. 025 f c bh0 (6)

式中 Vmin —混凝土和箍筋的最小承载力 ,N ;

f c —混凝土轴心抗压强度设计值 ,12. 5 MPa ; b —梁宽度 ,300 mm ;

h0 —梁有效高度 ,570 mm ;

λ—剪跨比 ,λ = 5. 26 > 3 ,取λ= 3。

所以 Vmin = 148 437 N < 250 000 N

最小承载力小于设计剪力 , 故应按计算配筋 , 箍筋用量 为 :

式中 A sv —单肢箍筋截面积 ,mm2 ;

xx大模板内浇外砌多层住宅搂工程施工组织设计s —箍筋间距 ,mm。

选用 2<8 ,则单肢箍筋面积 A sv = 100. 5 mm2

k = EA/ L (5)

由上式得 : s = 1 6 = 97 mm2 ,取 s = 100 mm2

综上 , 箍筋配置如下 : 选用 Ⅰ级钢筋 2<8 ,箍筋间距 s = 100 mm。

4 小 结

环保节能工程施工方案根据上述方法设计出的龙门吊轨道基础梁 ,经过半年多 的运行 ,证明其强度和变形等均能满足实际要求 , 车站顶板 的变形量也在规定范围之内 。计算表明 : 在轮压作用下 ,基 底压力是以轨道轮作用点为中心 ,沿四周逐渐降低的 。轨道 轮轮压的应力扩散半径小于龙门吊相邻两个轨道轮间的距 离 ,轨道轮之间的应力叠加作用可忽略不计 。轮压引起的基 础变形很小 ,不会对龙门吊的运行造成不利影响 。

1 张岐宣 . 混凝土结构设计 —基本理论、方法和实例 . 南京 : 江苏 科学技术出版社 ,1993. 202～212

2 王振东. 混凝土结构设计规范 —设计方法. 北京 :地震出版社 ,1991