功成街盾构始发反力架支撑设计

始发反力架体系计算书 1、 设计概况 （1）盾构机简介 海瑞克盾构机 S-392、 总推力为 42000KN,通过 32 根推进油缸作用于支撑装 626 置，切削刀盘扭矩为 4400kNm(100%),盾构机承受极限最大脱困扭矩为切削刀盘扭矩 的 120%。 （2）反力架简介 反力架尺寸为长 6.205m，高 8.000m（下端 1.44m 为固定端，上部有 6.56m 为简 支于中板） ，主体采用 Q235 型钢三榀制作，反力架底座与底梁预埋钢板焊接连接， 焊缝高度为 10mm，反力架用Φ 609 钢管双排 45 度斜撑支撑，支撑作用点分别设置与 h=3.859m 和 h=5.876m 处。反力架支撑图见附图。 2、 设计原则 反力架支撑属于压杆，最佳受力状态便是尽量使截面在各个方向上的惯性矩相 等，即（Iy=Iz） ，因此在此采用圆环形截面做支撑结构也是理想选择。材料确定之后， 接下来便要对支撑的结构进行合理的设计，总的设计原则便是让反力架整体变形达 到最小。设计步骤为：1、分析各杆件的类型，计算出各杆件的临界荷载；2、对于 反力架进行受力分析，确定出支撑点的最佳位置，使反力架整体变形最小；3、布置 好支撑位置后，验算反力架工字钢的强度与刚度，保证二值在规范允许范围内；4、 对支撑本身进行加固，形成一个桁架结构，使整个支撑可看成一个刚体，确保整体 稳定性。 3、 体系计算 （1）支撑设计验算

1

1.506

-4.444

洞 门 [+1环]

[-9环]

[-8环]

[-7环]

[-6环]

[-5环]

[-4环]

[-3环]

[-2环]

[-1环]

[+2环]

[+3环]

[+4环]

钢 环 -10.294

-12.294

图 1 功成街始发站剖面图

支撑截面为圆环 d  585 mm ， D  609 mm ， l a  5.6m, lb  2.83 钢材选用 Q235， s  61.6 ，  p  101 由欧拉公式 Fpcr 

l  2 EI ，  ，i  2 i l 

I A

 ,  35 ~ 45 ，

la  1 .6 ，得到 2.5  l a  2.81， sin 

lb 

2.8 ，得到 4.38  lb  4.91 sin 

对于圆环， I 

4

d 4 

 d 4 1   64   64 

  D2  d 2  ， A  ，所以，  4 

中板





i

I  A

4 d   d   1     64   D      0.195 2 2  D  d / 4

@

a

@

b

对 a 杆和 b 杆，查表得两端固定，得到   0.5

a 

l

i

 14.36   s ； b 

l

i

 7.2   s

底板

a 和 b 杆均属于粗短杆，则  cr   s  235Mpa

图 2 计算简图

2

Fpcr  23510 

6

 D 2  d 2 

4

=5290KN

分析支撑点的最有利布置位置 如反力架支撑简图图 2 所示。支撑布置在均布荷载（管片环范围内）内可最 大限度抵消弯矩，使梁的弯矩最小

-9环传向反力架的理论均布力q

中板支撑

支撑a 1344 2005

支撑b 2861

底部支撑

790

图

5420

拟定总推力 1500t，安全系数 K=1.5，则设计推力 T=22500KN， 反力架受均布推力 q=T/C=1.19X106N/m，设计斜撑与反力架夹角θ 1=θ 2=45。 受力分析： 由于中板与底板支撑底座为全现浇砼，非反力架后靠系统的受力薄弱点，但 当反力架后靠体系处于临界破坏状态时，体系全部轴向力转为只反力架梁式受 力。因此斜撑此时的强度在整个受力体系中起主导作用，为保证这种不利状态的 发生，在始发推时过程中将按排专人观测反力架的整体受力变形情况，在推进前 将用 TS-02 全站仪精测布置在反力架上部与中部的位移监测点， 避免出现斜撑后 靠破坏状态的发生： （2）支撑节点承载力设计值：

  t 2 f hi N ipi  1.8  2  d c sin   4c sin  n i i  i 

其中，

3

n  1.0 原式

0.25 c  (1.0   ) 2 f 

 1  122 235 103   1.8  sin(45)  2  4 sin(45)   

=230992KN 支撑节点理论设计强度满足要求。 （3）验证三榀反力架是否满足受力要求 由实际设计反力架后靠体系所得的弯距包络图得，a 支撑为整天个体系中集 中力最大点，计算支撑 a 的轴向设计承载力 Fxa

T 2710

中板支撑C

支撑a 1344 2005

支撑b 2861

底部支撑D

斜撑理论极限承载力 Fpcr=5290KN, 安全系数 K=1.5 由  M  0,  FX  0 ,可得， 0.151 Fb =2.71 Fd Fb =17.9Fd 0.151T = Fa (0.151+2.005)+ Fc (0.151+2.005+1.344)

Fa  0.1 5T  1.6Fc 1

由此可以将体系归化为简支梁受力如下图

T

中板支撑C

底部支撑D

4

取节点 b 为研究对象 a 达到极限承载力 Fpcr 时理论总推力 T’=

Fpcr lT 1.5l a

=50354.2KN

反力架承受的最大荷载 T 控制在 2250t 内，因此理论满足设计要求。 （4）计算梁的挠度 计算惯性矩 I x 梁的截面如右图所示: 计算得到 I x  3.03103 m 4 查规范得，梁的挠度应满足 wmax 

l ， 400

A

最高强度要求为 wmax  2mm，钢材的弹性 模量 E=1.96X109

空心矩形截面性质计算

b＝ h＝ b0＝ h0＝ A＝ Ix＝ Ix0＝ Iy＝ Iy0＝ ix＝ ix0＝ iy＝ iy0＝ Wx＝ Wy＝ γ = G＝ 504.00 504.00 474.00 474.00 29340.00 1170401940.00 3033609300.00 1170401940.00 3033609300.00 199.73 321.55 199.73 321.55 4644452.14 4644452.14 78.50 2.30 (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm4) (mm4) (mm4) (mm4) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm3) (mm3) (kN/m3) (kN/m) 矩形宽 b 矩形高 h 空心宽 b0 空心高 h0 截面面积 A 惯性矩 Ix=b*h^3/12 惯性矩 Ix0=Ix-∑Ai*yi^2 惯性矩 Iy=h*b^3/12 惯性矩 Iy0=Iy-∑Ai*xi^2 回转半径 ix=sqrt(Ix/A) 回转半径 ix0=sqrt(Ix/A) 回转半径 iy=sqrt(Iy/A) 回转半径 iy0=sqrt(Iy/A) 截面抵抗矩 Wx=Ix/h*2 截面抵抗矩 Wy=Iy/b*2 材料重度 γ (钢材为 78.5kN/m3) 每延米自重 G=Aγ

下面计算梁的挠度 按叠加法，分别计算出单个荷载时梁挠度，然后叠加便得到梁变形时的最大挠度 ① 均布荷载作用时， wq 

5ql 4  0.33m m 384EI

5

② 集中力作用时，

wF  

23Fl 3  1.26m m 1296EI

wmax  wq  wF  1.59 mm 

l  15mm ，满足要求 400

同时 wmax  2mm，也满足最高强度要求。 （5）后靠焊缝强度验算： 采用三块 4cm 厚等腰直角三角形钢板做为Ф 609 斜撑的后靠，如下图示：

N 5290 103  sin 45 =153.5N/mm2 f   he l w 4  10  609

应力  

N l wt

=5290X103sin(45)/(800*40) =116.7N/mm2

N 3740 103 f   he (l w  2he ) 4  10  (609  24)

159.8N/mm2

 f  w  f    f 2 =201N/mm2

2

焊缝满足要求。 综上验算，反力架体系符合始发使用要求。 计算依据：

[1] 钢结构设计规范 GB50017-2003 [2] 结构力学教程 [北京] 高等教育出版社 [3] 钢结构基础-2 版 [北京] 中国建筑出版社 [4] 海瑞克盾构机技术参数、相关钢材力学参数 [5]104 标车站结构设计图、反力架设计图以及复合地层盾构始发技术经验

6

始发反力架体系计算书 1、 设计概况 （1）盾构机简介 海瑞克盾构机 S-392、 总推力为 42000KN,通过 32 根推进油缸作用于支撑装 626 置，切削刀盘扭矩为 4400kNm(100%),盾构机承受极限最大脱困扭矩为切削刀盘扭矩 的 120%。 （2）反力架简介 反力架尺寸为长 6.205m，高 8.000m（下端 1.44m 为固定端，上部有 6.56m 为简 支于中板） ，主体采用 Q235 型钢三榀制作，反力架底座与底梁预埋钢板焊接连接， 焊缝高度为 10mm，反力架用Φ 609 钢管双排 45 度斜撑支撑，支撑作用点分别设置与 h=3.859m 和 h=5.876m 处。反力架支撑图见附图。 2、 设计原则 反力架支撑属于压杆，最佳受力状态便是尽量使截面在各个方向上的惯性矩相 等，即（Iy=Iz） ，因此在此采用圆环形截面做支撑结构也是理想选择。材料确定之后， 接下来便要对支撑的结构进行合理的设计，总的设计原则便是让反力架整体变形达 到最小。设计步骤为：1、分析各杆件的类型，计算出各杆件的临界荷载；2、对于 反力架进行受力分析，确定出支撑点的最佳位置，使反力架整体变形最小；3、布置 好支撑位置后，验算反力架工字钢的强度与刚度，保证二值在规范允许范围内；4、 对支撑本身进行加固，形成一个桁架结构，使整个支撑可看成一个刚体，确保整体 稳定性。 3、 体系计算 （1）支撑设计验算

1

1.506

-4.444

洞 门 [+1环]

[-9环]

[-8环]

[-7环]

[-6环]

[-5环]

[-4环]

[-3环]

[-2环]

[-1环]

[+2环]

[+3环]

[+4环]

钢 环 -10.294

-12.294

图 1 功成街始发站剖面图

支撑截面为圆环 d  585 mm ， D  609 mm ， l a  5.6m, lb  2.83 钢材选用 Q235， s  61.6 ，  p  101 由欧拉公式 Fpcr 

l  2 EI ，  ，i  2 i l 

I A

 ,  35 ~ 45 ，

la  1 .6 ，得到 2.5  l a  2.81， sin 

lb 

2.8 ，得到 4.38  lb  4.91 sin 

对于圆环， I 

4

d 4 

 d 4 1   64   64 

  D2  d 2  ， A  ，所以，  4 

中板





i

I  A

4 d   d   1     64   D      0.195 2 2  D  d / 4

@

a

@

b

对 a 杆和 b 杆，查表得两端固定，得到   0.5

a 

l

i

 14.36   s ； b 

l

i

 7.2   s

底板

a 和 b 杆均属于粗短杆，则  cr   s  235Mpa

图 2 计算简图

2

Fpcr  23510 

6

 D 2  d 2 

4

=5290KN

分析支撑点的最有利布置位置 如反力架支撑简图图 2 所示。支撑布置在均布荷载（管片环范围内）内可最 大限度抵消弯矩，使梁的弯矩最小

-9环传向反力架的理论均布力q

中板支撑

支撑a 1344 2005

支撑b 2861

底部支撑

790

图

5420

拟定总推力 1500t，安全系数 K=1.5，则设计推力 T=22500KN， 反力架受均布推力 q=T/C=1.19X106N/m，设计斜撑与反力架夹角θ 1=θ 2=45。 受力分析： 由于中板与底板支撑底座为全现浇砼，非反力架后靠系统的受力薄弱点，但 当反力架后靠体系处于临界破坏状态时，体系全部轴向力转为只反力架梁式受 力。因此斜撑此时的强度在整个受力体系中起主导作用，为保证这种不利状态的 发生，在始发推时过程中将按排专人观测反力架的整体受力变形情况，在推进前 将用 TS-02 全站仪精测布置在反力架上部与中部的位移监测点， 避免出现斜撑后 靠破坏状态的发生： （2）支撑节点承载力设计值：

  t 2 f hi N ipi  1.8  2  d c sin   4c sin  n i i  i 

其中，

3

n  1.0 原式

0.25 c  (1.0   ) 2 f 

 1  122 235 103   1.8  sin(45)  2  4 sin(45)   

=230992KN 支撑节点理论设计强度满足要求。 （3）验证三榀反力架是否满足受力要求 由实际设计反力架后靠体系所得的弯距包络图得，a 支撑为整天个体系中集 中力最大点，计算支撑 a 的轴向设计承载力 Fxa

T 2710

中板支撑C

支撑a 1344 2005

支撑b 2861

底部支撑D

斜撑理论极限承载力 Fpcr=5290KN, 安全系数 K=1.5 由  M  0,  FX  0 ,可得， 0.151 Fb =2.71 Fd Fb =17.9Fd 0.151T = Fa (0.151+2.005)+ Fc (0.151+2.005+1.344)

Fa  0.1 5T  1.6Fc 1

由此可以将体系归化为简支梁受力如下图

T

中板支撑C

底部支撑D

4

取节点 b 为研究对象 a 达到极限承载力 Fpcr 时理论总推力 T’=

Fpcr lT 1.5l a

=50354.2KN

反力架承受的最大荷载 T 控制在 2250t 内，因此理论满足设计要求。 （4）计算梁的挠度 计算惯性矩 I x 梁的截面如右图所示: 计算得到 I x  3.03103 m 4 查规范得，梁的挠度应满足 wmax 

l ， 400

A

最高强度要求为 wmax  2mm，钢材的弹性 模量 E=1.96X109

空心矩形截面性质计算

b＝ h＝ b0＝ h0＝ A＝ Ix＝ Ix0＝ Iy＝ Iy0＝ ix＝ ix0＝ iy＝ iy0＝ Wx＝ Wy＝ γ = G＝ 504.00 504.00 474.00 474.00 29340.00 1170401940.00 3033609300.00 1170401940.00 3033609300.00 199.73 321.55 199.73 321.55 4644452.14 4644452.14 78.50 2.30 (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm4) (mm4) (mm4) (mm4) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm3) (mm3) (kN/m3) (kN/m) 矩形宽 b 矩形高 h 空心宽 b0 空心高 h0 截面面积 A 惯性矩 Ix=b*h^3/12 惯性矩 Ix0=Ix-∑Ai*yi^2 惯性矩 Iy=h*b^3/12 惯性矩 Iy0=Iy-∑Ai*xi^2 回转半径 ix=sqrt(Ix/A) 回转半径 ix0=sqrt(Ix/A) 回转半径 iy=sqrt(Iy/A) 回转半径 iy0=sqrt(Iy/A) 截面抵抗矩 Wx=Ix/h*2 截面抵抗矩 Wy=Iy/b*2 材料重度 γ (钢材为 78.5kN/m3) 每延米自重 G=Aγ

下面计算梁的挠度 按叠加法，分别计算出单个荷载时梁挠度，然后叠加便得到梁变形时的最大挠度 ① 均布荷载作用时， wq 

5ql 4  0.33m m 384EI

5

② 集中力作用时，

wF  

23Fl 3  1.26m m 1296EI

wmax  wq  wF  1.59 mm 

l  15mm ，满足要求 400

同时 wmax  2mm，也满足最高强度要求。 （5）后靠焊缝强度验算： 采用三块 4cm 厚等腰直角三角形钢板做为Ф 609 斜撑的后靠，如下图示：

N 5290 103  sin 45 =153.5N/mm2 f   he l w 4  10  609

应力  

N l wt

=5290X103sin(45)/(800*40) =116.7N/mm2

N 3740 103 f   he (l w  2he ) 4  10  (609  24)

159.8N/mm2

 f  w  f    f 2 =201N/mm2

2

焊缝满足要求。 综上验算，反力架体系符合始发使用要求。 计算依据：

[1] 钢结构设计规范 GB50017-2003 [2] 结构力学教程 [北京] 高等教育出版社 [3] 钢结构基础-2 版 [北京] 中国建筑出版社 [4] 海瑞克盾构机技术参数、相关钢材力学参数 [5]104 标车站结构设计图、反力架设计图以及复合地层盾构始发技术经验

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