2.8.18.挂篮走行最不利状后支座反力计算附表
走行状态后锚最大反力
名称 前上横梁 前吊带垫梁 前吊带扁担梁 前吊杆垫梁 前吊杆扁担梁 QD32型螺旋千斤顶 前吊带 内模前吊杆 外模前吊杆 底模平台 外模前吊杆力 内模前吊杆力 以上合计 单榀主构架前节点力 主桁架前节点间距 主桁架后节点间距 动力系数 单榀主构架后锚计算反力 单重(kg) 2633.56 78.9 80.72 78.9 74.36 20 523.31 25.24 22.09 11723.38 4837 2955 5.0 4.1 件数 1 2 2 2 2 8 2 2 2 1 2 2 总重(kg) 2633.56 157.8 161.44 157.8 148.72 160 1046.62 50.48 44.18 5861.69 9674 5910 26003.29 13001 1.2 15601 kg 备注 一半重量作用于前上横梁 由上可知，走行状态最不利时单榀主构架后支座反力为R’=156KN 2.8.19.后支座与主构架连接螺栓计算
每个后支座与主构架由12个M27-10.9S高强螺栓连接，按《钢结构高强螺栓连接的设计、施工、及验收规程》JGJ82-91，每个螺栓抗拉、抗剪、承压承载力设计值为
Ntb?0.8p?0.8?290?232KN
N?nvbv?de24bfvb?1?459?215?98.7KN
Ncb?d?tfc?27?18?335?162.8KN
图34后支座与主构架连接螺栓计算
连接螺栓在挂篮走行时拉力N=R’=156KN;摩擦力所产生的剪力V=0.5×R’=78KN;摩擦力所产生的弯矩M=V×0.31=24.18KN·m
在拉力N与弯距M作用下一个高强螺栓最大拉力Nt
MyN15624.18?0.275?n1????2.83?0 n120.42?yi2i?1Nmax?Nt?(M?Ne)y1?y'i?1n?2i(24.18?156?0.25)?0.25?21.06KN
0.75一个高强螺栓的剪力Nv
Nv?故
V78??6.5KN n1222?Nv?b?N?v??Nt?6.5??21.06????b?????????0.1?1 ??N?98.7232??????t?22bNv?6.5KN?Nc/1.2?162.8/1.2?135.7KN
故后支座与主构架连接螺栓安全。 2.8.20.后支座计算
后支座由连接板、竖板、水平板、隔板及加劲肋组焊而成，其中竖板、水平板和加劲肋构成L形钩板。挂蓝走行时，后支座的水平板钩住工字钢轨道的上翼缘，以抵抗走行状态的倾覆力。经
计算，后支座的承载力由水平板承载力控制。水平板采用δ20的钢板双面开坡口与竖板焊透，在每个水平板下设有三道δ12的加劲肋。每个加劲肋的尺寸为100X56mm，加劲肋分别与水平板和竖板双面贴角焊，焊缝高10mm。每个水平板承受的竖向力为R”=R’/2=78KN。偏于安全，不计水平板与竖板的焊缝承载力，假定水平板所受竖向力全部通过加劲肋传给竖板。
每个加劲肋与竖板的有效焊缝长度为l1=2X80=160mm；。
每个加劲肋与竖板连接焊缝允许承载力［N］=160X10X0.7X[τ]=160X10X0.7X100=112KN；。 则每个水平板的允许竖向承载力[Q]=3X[N]=3X112KN=336KN；。 由以上可知，每个水平板的安全系数k2b=[Q]/R”=336/78=4.3。 2.8.21.轨道计算
轨道采用三维实体单元建模。计算结果表明，在挂篮走行最不利状态下，轨道翼缘竖向变形最大值为0.3mm，等效Von Mises应力最大值为81.0MPa，则轨道承载力的安全系数k2c=235/81=2.9。
图35. 轨道计算模型
图36.轨道von Mises应力
图37. 轨道竖向变形值
2.8.22.锚固精扎螺纹钢筋计算
走行最不利状态时，挂篮后支座反力R’=156KN由一根精扎螺纹钢筋承受。单根精扎螺纹钢筋屈服承载力为360KN，则锚固精扎螺纹钢筋承载力安全系数 k2d=360/156=2.3
根据2.8.19――2.8.22四项计算，挂篮走行状态抗倾覆系数由锚固精扎螺纹钢筋承载力控制，最小安全系数K2=k2C=2.3。
3.结论
经计算，该挂篮在各种计算工况下，强度、刚度、稳定均满足相关规范要求。