穿越铁路架空设计计算书 - 精品资料

昆安高速公路小河边下穿隧道

1、工程概况

穿越铁路架空设计计算书

昆安高速公路小河边下穿隧道与既有成昆线交叉通过，全线位于直线地段，与既有成昆铁路交角а=21°，本下穿隧道框架采用单箱双室结构，跨径为2х16m，底板厚1.5m，顶板厚1.3m，箱内净高9.5 m，外腹板厚1.5 m，内腹板厚1.3 m，下穿隧道长290.5 m，共分19段现场预制，成昆线下穿隧道框架施工采用B型便梁架空既有线路后，开挖基坑，现场立模浇注框架。 2、设计架空既有线路情况

原设计下穿隧道穿越铁路处采用5х24米D便梁，两端再采用纵横工字钢梁上架设枕木及钢轨作为配跨梁架空既有线路，在线路两侧用挖孔桩（2.0х1.5）m作支墩，作为线路第一次架空方案，然后施工6、8、10、12号段框构，待此框构钢筋砼强度达到100%后，将D便梁支点转移到6、8、10、12段框构上，重新沿铁路线路方向纵移D便梁及搭设配跨梁，将支点落在已预制好的框构上，在支点下的框构内设置万能杆件支撑，完成既有铁路的二次架空，拆除挖孔桩支柱，立模浇注7、9、11、13号节段。

3、优化后采用的架空既有线路方案

下穿隧道穿越铁路处采用5х24米B型便梁架空线路，接头处采用底部用下拼接板及高强螺栓连接的非连续结构或采用上、下拼接板及高强螺栓连接的连续结构方案进行选择，在线路两侧用挖孔桩（2.0х1.5）m作支墩，每个支墩采用单支座或双支座，完成第一次线路架空；然后施工6、8、10、12号段框构，待此框构钢筋砼强度达到100%后，将已连续后的B型便梁支点转移到6、8、10、12号段框构顶两端的混凝土支墩上，支墩下的框构内采用两根ф500mm大号钢管支撑顶板，拆除第一次线路架空用的挖孔桩支墩，完成 B型便梁第二次线路架空；然后施工7、9、11、13号框构，待上述框构钢筋砼强度到100%后，完成架空既有铁路段的基坑回填及轨道填渣，然后拆除B型便梁及钢支墩，完成架空既有铁路的工作。 4、优化后穿越铁路架空设计计算

4.1、工况一：第一次线路架空B便梁连续梁结构设计计算

每孔B便梁长24.5m，计算跨度24m，支座设置在距B便梁端0.25m处，横梁采用4型布置方式， B便梁重41.05T，拆除既有的木轨枕。 4.1.1. B便梁自重作用下第一次线路架空设计计算 4.1.1.1荷载计算

恒载：轨道重： 2×60kg/m=120 kg/m 24米B便梁重： 1676 kg/m q=120+1676=17.96 kN/m 4.1.1.2计算模式

D便梁长24.50m，计算跨度l=24.0m，两梁间采用盖板拼接板形成连续结构，连接处设单支座，取两跨连续梁进行计算。

A17.96KN/m 4.1.1.3计算结果

RA恒=161.6KN RB恒=538.8KN RC恒=161.6KN

MB(max)=1293KN/m (上部受拉) QB(max)=269.4KN

24000BC24000单位:mm4.1.2.B便梁活载作用下第一次线路架空设计计算

采用中华人民共和国铁路标准活载的普通中---活载图示，由中---活载图任意截取一段荷载对第一次线路架空结构进行设计计算 4.1.2.1、计算模式

当列车中---活载运行到如下图位置时，两B便梁连接支座处所受到的支座 反力、弯矩及剪力最大。

80KN/m92KN/m220KN220KN220KN220KN220KNABC5*1500=750024000单位:mm6500240003000040004.1.2.2计算结果

RA =747.5KN RB =3086.3KN RC=789.7KN

MB(max)=6932.2KN-m (上部受拉) QB(max)=1382KN

4.2、工况二：第二次线路架空B便梁连续梁结构设计计算

第一次线路架空施工完6、8、10、12号段框构后，将已连续后的B型便梁支点转移到6、8、10、12号段框构顶两端的钢支墩上，支点设单支座，计算跨度为9.5及15m两种。

4.2.1. B便梁自重作用下第二次线路架空设计计算 4.2.1.1荷载计算

恒载：轨道重： 2×60kg/m=120 kg/m 24米B便梁重： 1676 kg/m q=120+1676=17.96 kN/m 4.2.1.2计算模式

80KN/m92KN/m220KN220KN220KN220KN220KN任意长305*1.5单位:mD便梁计算跨度l=9.5m及15m两种，两梁间采用盖板拼接板形成连续结构，支点转换处设单支座，取三跨连续梁进行计算。

17.96KN/mAB950015000C9500D单位:mm 4.2.1.3计算结果

RA恒=54.1KN RB恒=251.3KN RC恒=251.3KN RD恒=54.1KN

M接=208.2KN-m (下部受拉) QB= QC=134.7KN

4.2.2.活载作用下第二次线路架空B便梁连续梁支点反力计算 4.2.2.1、计算模式

当列车中---活载运行到如下图位置时， B便梁连续梁支点转换后支座所受的支点反力及剪力最大。

17.96KN/m5*220KNAB1200095005*150015000CD9500单位:mm4.2.2.2计算结果

RA =231.6KN RB =1491KN RC=607.3KN

QB(max)=848.1KN

4.2.3、活载作用下第二次线路架空.B便梁连续接点处最大弯距计算 4.2.3.1、计算模式

当列车中---活载运行到如下图位置时， B便梁连续梁支点转换后连续接点处所受的弯距最大。

17.96KN/m5*220KNAB1450095005*150015000CD9500单位:mm4.2.3.2计算结果

M接 =1761.3KN-m (下部受拉)

4.3、工况三：第一次线路架空B便梁简支结构设计计算

由于B便梁设计计算时按简支考虑，并经过实践检验，各种受力均能满足要求，检算省略。

4.4、第一次线路架空B便梁连续梁支点支承加劲肋计算

由工况一计算知，恒载及活载作用下，最大支座反力均发生在支座B处，其支座反力分别为

R恒=538.8KN R活=3086.3KN

由于列车运行速度为45km/h， 列车冲击系数

2828???1??1.4375

40?L40?24每侧便梁支座所受支点反力R=(538.8+1.4375×3086.3)/2=2487.7 KN 在既有加劲肋的基础上，选用4□120×20mm的16Mn钢板。 4.4.1、支承面的承压强度计算

320120*12（20）钢板1252303046024241300

承压面积 A=（90×12+90×20）×4=11520mm

2

N2487.7?103?216MPa?[σdc]=300Mpa 可 承压强度 σc=?A115204.4.2、支承加劲肋的稳定计算

120*20钢板120*12钢板11959514立 面 图201212015*12=18015*12=1801-1 剖 面 图单位：mm12

1300支承加劲肋为多个十字形截面的特殊杆件。

Am=4（12×120+20×120）+（95+14+95+2×15×12）×12=21168 mm2

11?12?(120?12?120)3?2??20?(120?12?120)3?2=16003008Ix?

1212（2+10/3）

=85349376 mm4

Ix85349376rx=??63.5mm

Am21168?x0.7?0.7?1300?x????14.3 ??0.897

?x?x63.5N2487.7?103????117.5MPa??[?]?0.897?200?179.4MPa 可

Am211684.4.3、支承加劲肋连接角焊缝计算

梁端支反力系通过加劲肋与腹板的连接角焊缝传给加劲肋与腹板，加劲肋与腹板用16条焊缝连接，δ=12mm及δ=20mm钢板焊缝各为8条，其中δ=12mm钢板的焊脚尺寸hf=6mm，每条焊缝的计算长度lf=1300-2×24-2×30-2×5=1182mm＞50hf=50×6=300mm

δ=12mm钢板焊缝的有效长度按lf=300mm计

δ=20mm钢板的焊脚尺寸hf=10mm，每条焊缝的计算长度lf=1300-2×24-2×30-2×5=1182mm＞50hf=50×10=500mm

δ=20mm钢板焊缝的有效长度按lf=500mm计

N2487.7?103=65.4MPa＜[?]=120Mpa ???0.7hf?fn0.7?8(6?300?10?500)可

4.5、第二次线路架空B便梁连续梁支点承压计算

由工况二计算知，恒载及活载作用下，最大支座反力均发生在支座B处，其支座反力分别为

R恒=251.3KN R活=1491KN 列车冲击系数 ??2828?1??1.4375 40?L40?24每侧便梁支座所受支点反力R=(251.3+1.4375×1491)/2=1197.3 KN

在对支点下的既有加劲肋接长到B便梁下翼缘的基础上，每个支点下选用4□120×12mm的16Mn钢板作加强肋。

4.5.1、支承面的承压强度计算

24120*12（20）钢板30302446024单位：mm

430承压面积 A=90×12×6=6480mm

2

N1197.3?103?184.8MPa?[σdc]=300Mpa 可 承压强度 σc=?A64804.5.2、支承加劲肋的稳定计算

支承加劲肋为多个十字形截面的特殊杆件。 Am=6×12×120+（260+2×15×12）×12=16080 mm2

1Ix??12?(120?12?120)3?3=48009024 mm4

12rx=

Ix48009024??54.6mm Am16080?x?x??x?0.7??x?0.7?1300?16.7 ??0.897

54.6N1197.3?103????74.5MPa??[?]?0.897?200?179.4MPa 可

Am160804.5.3、支承加劲肋连接角焊缝计算

梁端支反力系通过加劲肋与腹板的连接角焊缝传给加劲肋与腹板，加劲肋与腹板用12条焊缝连接，其中δ=12mm钢板的焊脚尺寸hf=6mm，每条焊缝的计算长度lf=1300-2×24-2×30-2×5=1182mm＞50hf=50×6=300mm

δ=12mm钢板焊缝的有效长度按lf=300mm计

N1197.3?103=79.2MPa＜[?]=120Mpa 可 ???0.7hf?fn0.7?6?300?12126824120*12钢板11130130立 面 图1212015*12=18015*12=1801-1 剖 面 图单位：mm121300

4.6、B便梁连续梁接头计算

采用在B便梁端头处加上下翼缘拼接板，并用M32连接， 使B便梁在接头形成连续梁结构。 工况一情况下：

MB（max）=1293（恒载）+1.4375(冲击系数)×6932.2=11258KN-m 工况二情况下：

MB（max）=208.2（恒载）+1.4375(冲击系数)×1761.3=2740KN-m 所以， 工况一控制B便梁连续梁接头设计.

上翼缘拼接板400120*12（20）钢板125230323024下翼缘拼接板46032mm钢板52522413001485050500104120450032mm钢板63565693747493812635030011230050460单位：mm

4.6.1、工况一情况下B便梁连续梁接头处截面强度计算

400

上翼缘拼接板32024400713.512521300728.5586.5下翼缘拼接板B便梁端头截面y下(端)=

B便梁接头截面320?24?(12?1252?24)?1252?12?(626?24)?460?24?12=586.5mm

320?24?1252?12?460?24 Ix(端)=111?320?243?(713.5?12)2?320?24??12?12523?(713.5?626)2?12?1252??460?243121212

(586.5?12)2?460?24=9.5×10mm

9

4

y下(接)= Ix(端)=

400?32?(16?1300?32)?460?32?16=635.5mm

400?32?460?3211?400?323?(728.5?16)2?400?32?(635.5?16)2?32?460??460?323 1212=1.215×1010mm4

4.6.1.1、工况一情况下B便梁连续梁端头截面强度计算 MB（max）=11258KN-m Ix(端)= 9.5×109mm4 y=713.5mm

σ= MB（max）×y/ Ix(端)=11258×106×713.5/(9.5×109)=845.5MPa＞[σw]=210MPa 不可

3246024635.5460130032单位:mm4.6.1.2、工况一情况下B便梁连续梁接头截面强度计算 MB（max）=11258KN-m Ix(端)= 1.215×1010mm4 y=728.5mm

σ= MB（max）×y/ Ix(端)=11258×106×728.5/(1.215×1010)=675MPa＞[σw]=210MPa 不可

通过以上计算可知，工况一情况下，B便梁连续梁接头处副弯距太大，导致 现接头连接方法无法满足弯距应力的要求，而B便梁为定型产品，改动过大既不经济，供货方也不同意，对此，第一次线路架空拟采用简支结构，即工况三方案，工况二情况下拟采用连续结构的施工方案。

4.6.2、工况二情况下B便梁连续梁接头处截面强度计算 工况二情况下：

M接（max）=208.2（恒载）+1.4375(冲击系数)×1761.3=2740KN-m 4.6.2.1、工况二情况下B便梁连续梁端头截面强度计算 M接（max）=2740KN-m Ix(端)= 9.5×109mm4 y=713.5mm

σ= M接（max）×y/ Ix(端)=2740×106×713.5/(9.5×109)=205.8MPa＜ [σw]=210MPa 可

4.6.2.2、工况二情况下B便梁连续梁接头截面强度计算 MB（max）=2740KN-m Ix(端)= 1.215×1010mm4 y=728.5mm

σ= M接（max）×y/ Ix(端)=2740×106×728.5/(1.215×1010)=164.3MPa ＜[σw]=210MPa 可

4.6.3、工况二情况下B便梁连续梁接头处下翼缘拼接板螺栓群计算 螺栓群所受到的轴向力N=σ×A=164.3×106×460×32=2418496N=241.85T 4.6.3.1、工况二情况下B便梁连续梁接头处螺栓个数计算

接头螺栓采用M30摩擦型高强度螺栓，材质为40Cr，根据设计院提供的数据，其单剪时单栓承载力为[NL1]=24吨.

按内力法计算每块拼接板连接需要的高强度螺栓数n=241.85/24=10.1个 取n=12个

4.6.3.2、工况二情况下B便梁连续梁接头处拼接板净截面强度计算 AJ=520×32-4×31×32=12672mm2 拼接板受到的轴向力N= 241.85T

其最大应力σ=N/ AJ=241.85×104/12672=190.86 MPa＜[σ]=200MPa 可

4.6.4、工况二情况下B便梁连续梁接头处上翼缘拼接板螺栓群计算 螺栓群所受到的轴向力N=σ×A=164.3×106×460×32=2418496N=241.85T 4.6.3.1、工况二情况下B便梁连续梁接头处螺栓个数计算

接头螺栓采用M30摩擦型高强度螺栓，材质为40Cr，根据设计院提供的数据，其单剪时单栓承载力为[NL1]=24吨.

按内力法计算每块拼接板连接需要的高强度螺栓数n=241.85/24=10.1个 取n=12个

4.6.3.2、工况二情况下B便梁连续梁接头处拼接板净截面强度计算 AJ=520×32-4×31×32=12672mm2 拼接板受到的轴向力N= 241.85T

其最大应力σ=N/ AJ=241.85×104/12672=190.86 MPa＜[σ]=200MPa 可

4.7、支墩计算

二次支点转换后B型便梁下支墩采用C30混凝土立柱，线路纵向1.5m，横向按1.0m宽支墩计算，最大支墩高3.2m，支墩上设防横移型钢。 由4.5项第二次线路架空B便梁连续梁支点承压计算知，

每侧便梁支座所受支点反力R=N=(251.3+1.4375×1491)/2=1197.3 KN fc=15N/mm2

l03.2??3.2?8 b1.0查表得:φ=1.0

N1197.3?103?0.8N/mm2???fc?15N/mm2 满足要求 σc=?A1000?15004.8、箱内支撑计算

箱内支点下采用ф500大号钢管支撑，钢管壁厚10mm，自由长度4m，箱顶支点传下的力为N=1197.3+1×1.5×24×3.2=1312.5KN 每个支点在箱内设二根钢管

1500立柱0051顶板6钢管6135007613水平连杆7613底板10004.8.1、截面特性计算

A=π(R2-r2)= π(2502-2402)=15386mm2

I?y=Ix=64（D4?d4）??64（5004?4804）?4.62?108mm2 iy=ix=Ix/A?4.62?108/15386?173.28mm 4.8.2、钢管支撑刚度计算

单位:mm

??????l03167??18.3?[?]?150 满足 ix173.284.8.3、钢管支撑稳定计算

由??????18.3，查表得??0.9 二根钢管受力的不均匀系数K按K=0.9考虑

N1312.5?103σ=??52.7?Pa?[?压]?140MPa 满足

k?A0.9?0.9?2?15386 结论：下穿隧道穿越铁路处采用5х24米B型便梁架空线路，接头处采用底部用下拼接板及高强螺栓连接的非连续结构，在线路两侧用挖孔桩（2.0х1.5）m作支墩，每个支墩采用双支座，完成第一次线路架空；然后施工6、8、10、12号段框构，待此框构钢筋砼强度达到100%后，封锁线路，将B型便梁接头采用δ=32mm的上下拼接板及，材质为40Cr ，M30摩擦型高强度螺栓连接形成连续结构，并将B型便梁支点转移到6、8、10、12号段框构顶两端的钢支墩上，在每个B型便梁支点处焊接6块δ=12mm的16Mn钢板作加强肋，采用平面尺寸为1.5×1.0m的C30立柱作支墩， 每个支墩下的框构内采用二根ф500mm大号钢管支撑顶板传来的荷载，确保框构顶板受力安全;拆除第一次线路架空用的挖孔桩支墩，完成 B型便梁第二次线路架空；然后施工7、9、11、13号框构，待上述框构钢筋砼强度到100%后，完成架空既有铁路段的基坑回填及轨道填渣，然后拆除B型便梁及钢支墩，完成架空既有铁路的工作。

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