三角形挂篮计算书

第1章 设计计算说明

1.1 设计依据

① 40+65+40M箱梁构造图和技术资料；

②《铁路桥涵施工规范》（TB10203-2002）；

③《铁路混凝土与砌体工程施工规范》（TB10210-2001）；

④《钢结构设计规范》GB50017-2003；

⑤《路桥施工计算手册》；

⑥《桥梁工程》、《结构力学》、《材料力学》；

⑦其他相关规范手册。

1.2 工程概况

    本桥为40+70+40m连续箱梁，设计为变截面单箱单室，采用直腹板形式。箱梁顶宽12m，底宽6m，梁高2M~3.8M,顶板厚度除梁端附近外均为25cm，底板厚度30cm至60cm，按直线线性变化，腹板厚55cm。

箱梁0#段长2m，悬浇段9段，1-4#段长3米，5-9#段长3.5米，0#与1#支架现浇，2#~9#悬臂现浇，最重梁段为混凝土数量为31.24m3，重为81.22 t（容重按2.6t/m3计算），采用三角形挂篮施工悬浇段。

1.3 挂篮设计

1.3.1 主要技术参数

⑴砼自重GC＝26kN/m3；

⑵钢弹性模量Es＝2.1×105MPa；

⑶材料容许应力：

1.3.2 挂篮构造

    挂篮为三角形挂篮，三角形桁片下平杆由4[36c组成，其他杆件由2[32c普通热轧槽钢组成的方形截面杆件构成，前上横梁由2I45b普通热轧工字钢上下满焊10mm厚钢板组成，底模前、后横梁由2I36a普通热轧工字钢组成，底模纵梁为由2[28c，吊杆采用φ32精轧螺纹钢。

1.3.3 挂篮计算设计荷载及组合

⑴荷载系数

考虑箱梁混凝土浇筑时胀模等系数的超载系数：1.05；

预压时动力系数：1.1

挂篮空载行走时的冲击系数1.3；

浇筑混凝土和挂篮行走时的抗倾覆稳定系数：2.0；

⑵施工荷载

箱梁荷载：2#段箱梁混凝土为重为81.22t，考虑1.05超灌系数，重量为85.3t；

施工机具及人群荷载：2.5kPa；

预压荷载：85.3*1.2=102.4 t

⑶荷载组合

荷载组合I：挂篮自重+预压荷载重+冲击附加荷载；

荷载组合Ⅱ：混凝土重量+超载+动力附加荷载+挂篮自重+施工荷载；

荷载组合Ⅲ：混凝土重量+超载+挂篮自重+施工荷载；

荷载组合Ⅳ：挂篮自重+冲击附加荷载；

荷载组合I用于挂篮预压时计算；荷载组合Ⅱ用于刚度计算（稳定变形）计算；荷载组合Ⅲ用于主桁承重系统强度和稳定性计算；荷载组合IV用于挂篮系统行走时计算。

第2章 挂篮底模系统及吊杆计算

底模系统的计算考虑2种工况、3种荷载组合，具体见下表：

2.1 底模板面板计算

2.1.1 计算简图

腹板下第模板面板按3边固结、1边简支板考虑，计算简图如下：

2.1.2.计算荷载

计算荷载按三种荷载组合分别计算。

⑴荷载组合Ⅰ—预压荷载

预压时全部荷载作用到挂篮底模上，预压荷载按节段混凝土重量的1.2考虑，模板荷载考虑底模板荷载，按1Kpa估算，施工人员荷载按1Kpa考虑，冲击系数按1.1考虑，则底模板面荷载为：

q=(（1368.82*1.2）/3.96/6.7+1+1)*1.1=70.3KN/m2

⑵荷载组合Ⅱ—混凝土浇筑荷载（考虑冲击系数）

混凝土浇筑时，底模板计算考虑2部分，一部分为腹板下，一部分为底板下，施工荷载如下：。

  ①1号段腹板下：施工荷载按“施工荷载”项取用，底模板面板荷载为：

q1=（5.958*26*1.05+2.5）*1.2=198.18KN/m2

②1号段底板下：施工荷载按“施工荷载”项取用，底模板面板荷载为：

q2=（0.921*26*1.05+2.5）*1.2=33.17KN/m2

⑶荷载组合Ⅲ—混凝土浇筑荷载（不考虑冲击系数）

①1号段腹板下：q1=（5.958*26*1.05+2.5）=165.1KN/m2

②1号段底板下：q2=（0.921*26*1.05+2.5）=27.6KN/m2

⑷采用荷载

综合以上荷载计算结果，计算强度时采用荷载组合Ⅱ，腹板下q1=198.18Kpa，底板下q2=33.17Kpa计算刚度时采用荷载组合Ⅲ，腹板下q1=165.1Kpa，底板下q2=27.7Kpa。

2.1.3. 结算结果

按上述图示与荷载，计算底模板面板结果如下：

腹板下底模面板应力云图

底模下底模面板应力云图

从上图可以看出，面板最大折算应力发生在腹板下

σmax=157.28Mpa<145*1.3=188.5Mpa，强度满足要求。

刚度计算结果为面板最大变形fmax=0.5mm<300/400=0.75mm，且小于1.5mm，刚度满足要求！

2.2底模板横肋计算

2.2.1. 预压荷载作用下底模横肋计算

    ⑴计算简图

横肋采用[8，间距30cm，按支撑于底模纵梁的连续梁计算，其计算简图如下：

⑵计算荷载

按底模板荷载计算，面板荷载q=70.3KN/m2

q1=70.3*0.3=21.09N/mm

⑶计算结果

按上述荷载与图示，计算结果为：

Mmax=1.6039KN*m

Qmax=9.082KN

[8的截面几何特性为：

I=101cm4       W=25.3cm3

A=10.2cm2       A0=5*（80-8*2）=320mm2   

σmax= Mmax /W=1.6039·106/25.3·103=63.39N/ mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A0=9.082·103/320=28.38N/ mm2

<85 N/ mm2

⑷支点反力

R1=5413.9N;R2=4424N;R3=11623N;R4=162N;R5=15421N;R6=17307N

结论：在预压荷载作用下，底模横肋采用[8，间距30cm可满足施工要求！

2.2.2. 浇筑混凝土时底模板横肋的计算

    ⑴计算简图

横肋采用[8，间距30cm，采用2号段后部断面计算，按支撑于底模纵梁的连续梁计算，其计算简图如下：

  ⑵计算荷载

按底模板荷载计算，腹板下面板面荷载q=198.18Kpa

倒角下面板面荷载q=（1.023*26*1.05+2.5）*1.2=36.51Kpa

底板下面板面荷载q=（0.873*26*1.05+2.5）*1.2=31.6Kpa

q1=198.18*0.3=59.45KN/m=59.45N/mm

q2=36.51*0.3=10.953KN/m=10.953N/mm

q2=31.6*0.3=9.48KN/m=9.48N/mm

⑶计算结果

按上述荷载与图示，结算结果为：

Mmax=0.90229KN*m

Qmax=12.573KN

[8的截面几何特性为：

I=101cm4       W=25.3cm3

A=10.2cm2       A0=5*（80-8*2）=320mm2   

σmax= Mmax /W=0.90229·106/25.3·103=35.7N/ mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A0=12.573·103/320=39.3N/ mm2

<85 N/ mm2

⑷支点反力

R1=151N;R2=15599N;R3=20271N;R4=8126.2N;R5=6879.8N;R6=7788.3N

结论：在混凝土荷载作用下，底模横肋采用[8，间距30cm可满足施工要求！

2.3底模纵梁计算

2.3.1. 预压荷载作用下底模纵梁计算

    ⑴计算简图

底模纵梁采用2[28C，按支撑于底模底模前后横梁上的简支梁计算，预压荷载满布于底模 ，其计算简图如下：

⑵计算荷载

由计算模型可知，横肋支点反力支点作为荷载施加到底模纵梁上，按底模横肋计算结果，支点反力R1=5413.9N,R2=4424N,R3=11623N，R4=162N,R5=15421N,R6=17307N，将集中荷载按集度300mm转化成均布荷载，则q1=5413.9/300=18.05N/mm，q2=4948/300=14.75N/mm，

q3=11623/300=38.74N/mm，q4=162/300=54.87N/mm，

q5=15421/300=51.4N/mm，q6=17307/300=57.69N/mm

⑶计算结果

按上述荷载与计算简图计算，第六根与第七根纵梁的荷载最大，检算上述2根纵梁即可，按上述荷载与图示，结算结果为：

Mmax=147.57KN*m

Qmax=123.KN

2[28c的截面几何特性为：

I=2*5495=10990cm4       W=2*393=786cm3

A=2*52.1=104.2cm2       A0=2*10*（280-12.5*2）=5100mm2   

σmax= Mmax /W=147.57·106/786·103=187.7N/ mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A0=123.·103/5100=24.2N/ mm2

<85 N/ mm2

  ⑷支点反力

第一、十二根纵梁支点反力：

后支点反力R1=35.523KN      前支点反力R2=40.832KN

第二、十一根纵梁支点反力：

后支点反力R1=29.408KN      前支点反力R2=33.868KN

第三、十根纵梁支点反力：

后支点反力R1=73.878KN      前支点反力R2=84.494KN

第四、九根纵梁支点反力：

后支点反力R1=103.78KN      前支点反力R2=118.53KN

第五、八根纵梁支点反力：

后支点反力R1=97.346KN      前支点反力R2=111.21KN

第六、七根纵梁支点反力：

后支点反力R1=109.01KN      前支点反力R2=124.48KN

结论：在预压荷载作用下，底模纵梁采用2[28c，间距780mm可满足施工要求！

2.4底模后横梁计算

2.4.1. 预压荷载作用下底模后横梁计算

    ⑴计算简图

底模后横梁采用2I36a截面形式，建模时考虑该杆件与后吊杆、后锚杆的协调变形，按组合结构建模，横梁采用梁单元模拟，锚吊杆采用杆系单元模拟，其计算简图如下：

⑵计算荷载

计算荷载取用底模纵梁后支点反力，P1=35.523KN，P2=29.408KN，P3=73.878KN，P4=103.78KN，P5=97.346KN，P6=109.01KN

⑶计算结果

1底模后横梁

按上述荷载与图示，计算结果为：

Mmax=33.406KN*m

Qmax=134.28KN

2I36a的截面几何特性为：

I=2*15760=31520cm4       W=2*875=1750cm3

A=2*76.3=152.6cm2      

 σmax= Mmax /W=33.406·106/1750·103=19N/mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A0=134.28·103/15260=8.8N/ mm2

<85 N/ mm2

②锚吊杆

  N1=43.726KN，N2=225.5KN，N3=235.12KN

  ⑷支点反力

支点反力R1=43.928KN     R2=225.57KN    R3=235.19KN

结论：在预压荷载作用下，底模后横梁采用2I36a截面，可满足施工要求！

2.4.2. 浇筑混凝土时底模后横梁的计算

    底模后横梁采用2I36a截面形式，建模时考虑该杆件与后吊杆、后锚杆的协调变形，按组合结构建模，横梁采用梁单元模拟，锚吊杆采用杆系单元模拟，其计算简图如下：

⑵计算荷载

计算荷载取用1#段底模纵梁后支点反力，P1=106.91KN，P2=88.371KN，P3=114.21KN，P4=47.207KN，P5=40.123KN，P6=45.152KN

⑶计算结果

2底模后横梁

按上述荷载与图示，计算结果为：

Mmax=115KN*m

Qmax=217.43KN

2I36a的截面几何特性为：

I=2*15760=31520cm4       W=2*875=1750cm3

A=2*76.3=152.6cm2      

σmax= Mmax /W=115·106/1750·103=66.1N/mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A0=217.43·103/15260=14.2N/ mm2

<85 N/ mm2

②锚吊杆

  N1=144.68KN，N2=257.88KN，N3=94.519KN

  ⑷支点反力

支点反力R1=144.KN     R2=257.94KN    R3=94.584KN

结论：在预压荷载作用下，底模后横梁采用2I36a截面，可满足施工要求！

2.5底模前横梁与前上横梁计算

因底模前横梁与主桁架上横梁协调变形，建模时考虑空间效应，将两个构件整体建模考虑。

2.5.1. 预压荷载作用下底模前横梁与前上横梁计算

    ⑴计算简图

底模前横梁采用2I36a截面形式，上横梁采用2I45b截面形式，吊杆采用6根φ32精轧螺纹钢，模型按支撑于主桁架前端的组合结构考虑，其计算简图如下：

⑵计算荷载

纵梁传递荷载取用预压时底模纵梁前支点反力

P1=40.832KN，P2=33.868KN，P3=84.494KN

P4=115.83KN，P5=111.21KN，P6=124.48K

外模荷载主要为外模板荷载,并考虑1.2冲击系数，

W=（14600.5+2275.75）*1.2/4=50.628KN

内模板荷载在预压时为0KN。

⑶计算结果

①底模前横梁

按上述荷载与图示，底模前横梁计算结果为：

Mmax=279.41KN*m

Qmax=191.61KN

2I36a的截面几何特性为：

I=2*15760=31520cm4       W=2*875=1750cm3

A=2*76.3=152.6cm2        

σmax= Mmax /W=279.41·106/1750·103=159.7N/mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A0=191.61·103/15260=12.6/ mm2

<85 N/ mm2

②前上横梁

按上述荷载与图示，前上横梁计算结果为：

Mmax=416.91KN*m

Qmax=353.92KN

2I45b的截面几何特性为：

I=2*15760=31520cm4       W=2*875=1750cm3

A=2*76.3=152.6cm2        

σmax= Mmax /W=416.91·106/3720·103=112.1N/mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A=353.93·103/23800=14.9N/ mm2

<85 N/ mm2

⑷前吊杆轴力

N1=176.47KN      N2=180.7KN      N3=167.25KN

⑸支点反力

支点反力R=585.48KN    

结论：在预压荷载作用下，底模前横梁采用2I36a截面形式，上横梁采用2I45b截面形式，可满足施工要求！

2.5.2. 浇筑混凝土时底模前横梁与前上横梁的计算

    ⑴计算简图

底模前横梁采用2I36a截面形式，上横梁采用2I45b截面形式，吊杆采用6根φ32精轧螺纹钢，模型按支撑于主桁架前端的组合结构考虑，其计算简图如下：  

 ⑵计算荷载

纵梁传递荷载取用浇注1#梁段时底模纵梁前支点反力

P1=90.483KN，P2=70.933KN，P3=35.876KN

P4=37.748KN，P5=37.45KN，P6=41.509K

外模荷载主要为外模板及翼缘板混凝土荷载,并考虑1.2冲击系数，

W=（14600.5+2275.75）*10*1.2/1000/4+（1.245*3.5*26*1.05*1.2+2.5*3.5*2.65）/2=133.6KN

内模板荷载主要为内模板及顶板混凝土荷载，并考虑1.2冲击系数

N=（（6996.8+4551.5）*10*1.2/1000+2.624*3.5*26*1.05*1.2+2.5*3.5*5.5））/4=121.9KN

⑶计算结果

①底模前横梁

按上述荷载与图示，底模前横梁计算结果为：

Mmax=101.1KN*m

Qmax=154.81KN

2I36a的截面几何特性为：

I=2*15760=31520cm4       W=2*875=1750cm3

A=2*76.3=152.6cm2        

σmax= Mmax /W=101.1·106/1750·103=57.8N/mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A=154.81·103/15260=10.1/ mm2

<85 N/ mm2

②前上横梁

按上述荷载与图示，前上横梁计算结果为：

Mmax=266.39KN*m

Qmax=296.95KN

2I45b的截面几何特性为：

I=2*15760=31520cm4       W=2*875=1750cm3

A=2*76.3=152.6cm2        

σmax= Mmax /W=266.39·106/3720·103=71.6N/mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A=296.95·103/23800=12.5N/ mm2

<85 N/ mm2

⑷前吊杆轴力

N1=158.KN      N2=115.78KN      N3=50.351KN

⑸支点反力

支点反力R=590.94KN    

结论：在浇注混凝土状态下，底模前横梁采用2I36a截面形式，上横梁采用2I45b截面形式，可满足施工要求！

2.6底模后锚杆、前吊杆计算

2.6.1.预压状态下后锚杆计算

在预压状态下，使用3根吊带（锚固于成型梁体），2根吊杆（悬吊于外模滑道），吊带最大轴力为235.12KN，采用30*150钢板，材质为Q345B，开孔为φ60mm，开孔位置使用2*120*8mm钢板补强，吊杆采用采用φ32精轧螺纹钢时，计算其应力为：

①吊带

    其安全储备为：K=200/52.2=3.8(Q345B控制应力取200MPa)

吊带开孔补强后：

    其安全储备为：K=200/.2=3.11(Q345B控制应力取200MPa)

 ②吊杆

    其安全储备为：K=650/55=11.8(精轧螺纹钢控制应力取650MPa)

2.6.2.浇筑混凝土状态下后锚杆计算

在浇筑混凝土状态下，使用3根吊带（锚固于成型梁体），2根吊杆（悬吊于外模滑道），吊带最大轴力为257.88KN，吊杆最大轴力为144.68KN；其应力为：

①吊带

    其安全储备为：K=200/57.3=3.5(Q345B控制应力取200MPa)

吊带开孔补强后：

    其安全储备为：K=200/70.5=2.83(Q345B控制应力取200MPa)

 ②吊杆

    其安全储备为：K=650/180=3.6(精轧螺纹钢控制应力取650MPa)

2.6.3.预压状态下前吊杆计算

在预压状态下，使用6根吊杆（悬吊于上横梁上），前吊杆最大轴力为180.7KN，在预压状态下最大支反力为采用φ32精轧螺纹钢时，其应力为：

    其安全储备为：K=650/224.7=2.（精轧螺纹钢控制应力取650MPa)。

2.6.4.浇筑混凝土状态下前吊杆计算

在浇筑混凝土状态下，使用4根吊杆（悬吊于外模滑道），后锚杆前最大轴力为158.KN，采用φ32精轧螺纹钢时，其应力为：

    其安全储备为：K=650/197.55=3.3(精轧螺纹钢控制应力取650MPa)。

        由上述计算可知，底模系统前后横梁的锚吊杆安全储备均大于2，满足要求。

第3章  挂篮主桁计算

由“底模前横梁与前上横梁”的计算结果，主桁架的控制荷载为浇注2号段时荷载，结构计算时主要考虑浇注混凝土时挂篮主桁架杆件的强度与稳定性。另外需计算挂篮走行时主要杆件的强度稳定性及走行锚固装置的安全性。计算考虑2种工况、2种荷载组合，具体见下表：

3.1.1荷载计算

由“底模前横梁与上横梁”在浇注混凝土作用下计算结果得到支点反力为590.94KN，计算主桁架时前端点荷载按该值计算，即P=590.94KN

3.1.2 荷载组合I作用下主桁计算

⑴ 计算简图

    三角形桁架简化后计算简图如下图所示。

主桁计算简图

    由计算结果得到支反力和各杆的内力大小如下表所示。

主桁支反力及内力

⑵后锚及倾覆安全系数

后支点1与后支点2均采用2根φ32精轧螺纹钢(张拉力522.8kN)，则锚固安全系数为：

后支点1： 

后支点2： 

⑶主桁杆件强度验算

    主桁杆件1-3均由普通热轧2[32c槽钢组成，杆件4由普通热轧4[36c槽钢组成，截面形状如下图所示。

2[32c槽钢截面特性如下：

    1号和2号杆件均受拉弯，应力分别为：

1号： 

(满足要求)

2号：  

(满足要求)

    3号杆件为所受压力最大杆件，杆件长度为3.37m，故在此只验算5号杆件的应力强度及受压稳定性，其轴力为-1339.6Kn，按轴心压杆检算。

已知杆件3计算长度lox=loy=3.37m，轴力为N=-1339.6KN

①强度检算

σ＝N/A＝1339.6*1000/12300=108.9Mpa

                       <1.3 

②整体稳定性检算

Iy=2(374+61.5×12.912)=21248.2cm4

Iy=SQRT(Ix/A)=13.1cm

λy=loy/iy=3370/131=26

λ1=50.25/2.47=20.3

λoy=SQRT(λy2+λ12)=SQRT(262＋20.32)=33,

λoy=33，λx=3370/119=28.3

分别查表得

ψy=0.925，ψx=0.942  

δ=N/（ψmin·A）=1339.6×103/(0.925×12300)=117.7N/mm2

<1.3

③刚度检算： λy=33<[λ]=150

④单肢稳定检算：

λ1=50.25/2.47=20.3查得ψ1=0.969

δ=N1/（ψ1·A1）=0.5×1339.6×103/(0.928×6150)=117.3N/mm2

<1.3

⑤缀板计算：

缀板尺寸为270mm×250mm×10mm，缀板间净距25.25厘米。

缀板应力验算：

作用在柱上的剪力Vmax=(Af/85)SQRT(fy/235)

=12300×215/85=31111.8N

作用在一侧缀板上的剪力T=V1a/c=31.11×（25.25+25）/(2*12.91)

                        =60.5KN

剪应力τ=T/A=60.5*103/250*10=24.2N/mm2

<85 N/ mm2

弯矩M=V1a/2=31.11×（25.25+25）/4=390.8KN·cm

正应力δ=M/W=390.8*104/(10*2502/6)=37.5N/ mm2

<1.3

缀板与柱肢用焊缝相联，满焊，hf=8mm，三面围焊，计算时偏安全地取竖直焊缝计算，因手工焊接，计算时每条焊缝的两端各扣除10mm，焊缝长度取230mm。

AT=0.7×8×230=1288 mm2

WM=(1/6) ×0.7×8×2302=49373mm3

由缀板剪力产生的焊缝应力为：

τT=T/AT=31111.8/1288=24.2Mpa

由缀板弯矩产生的焊缝应力：

τM=M/WM＝3908000/49373＝79.2Mpa

焊缝的总应力为：

SQRT{τT2+(τM/1.22)2）}=81.6N/mm24[32c截面几何特性为：

I=4*8690=34760cm4       W=4*543=2172cm3

A=4*61.5=246cm2     

A0=4*12*（320-14*2）=14016mm2   

计算杆件4，结果如下

σmax=N/A+ Mmax /W=759690/24600+177.69·106/2172·103=112.7N/mm2

<145*1.3=188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A0=592.2·103/14016=42.3N/ mm2

<85 N/ mm2

fmax=17.6mm<4200/200=21mm

结论：主桁架杆件1-3选用2[32c槽钢，杆件4选用4[36c，钢材为Q235号钢，受力、稳定及刚度满足要求。

3.2 荷载组合IV(挂篮自重+冲击荷载)

3.2.1计算荷载

   挂篮前移时，主桁靠后勾板扣在轨道上行走，挂篮的底模系统、侧模系统、内模系统自重为30.456t，端模及张拉操作平台1.0t，前提升系统自重4t，则挂篮的前支点的荷载为：P1=30.456/2+1.0+4=20.228t，考虑冲击荷载后，单个前吊点荷载为：T=20.228×1.3/2=13.148t。该荷载小于浇注混凝土时主桁架前端点荷载（59.09t），对于主桁架杆件可不计算，只需计算走行轨道及走行锚固装置。

3.2.2. 锚固筋计算

⑴计算思路与计算简图

锚固筋最不利位置为后支点与其中一个锚固点重合时，安全的认为后支点力全部由该锚点的1根精轧螺纹钢承担。计算简图如下图所示。

⑵结算结果与结论

荷载P=155KN,计算后锚点反力R=158.1KN。锚筋采用φ25精轧螺纹钢，其抗拉力为[N]=490.9*650=319.085KN，锚固筋走行锚固安全系数n=319.085/158.1=2.02>2，满足安全储备要求。

3.2.3.走行滑道检算

⑴计算简图

   计算走行滑道时，弯矩最不利位置为前支点在跨中位置时，剪力最不利位置为前支点在锚固点腹板开孔位置。对滑道采用连续梁方式建模如下图：

（2）荷载确定：由上面计算结果得到，后锚点反力为P1=158.1KN，前支点反力为P2=320.2KN

（3）计算结果

走行滑道的截面采用2[28c+2*240*12mm钢板的形式，截面几何特性为：

I=2*5495+2*24*1.2*14.6*14.6=23268cm4

W =23268/15.2=1530.8cm3

A0=2*(280-12.5*2)*11.5=5865mm2

A0’=2*(280-12.5*2-128)*11.5+2*10*78=4481mm2(开口截面)

按上述图示与荷载，计算得到：最大弯矩 Mmax=63.919KN·m

最大剪力按前支点荷载计算，Qmax=193.3KN

σmax= Mmax /W=63.919·106/1530.8·103=41.8N/ mm2

<188.5 N/ mm2

τmax= Qmax /A=193.3·103/4481·102=43.1N/ mm2

<85 N/ mm2

结论：走行锚固采用Φ25精轧螺纹钢筋，间距100cm，走行轨道采用2[40a截面，开孔位置使用272*78*10mm钢板加强，满足走行状态受力与锚固要求。