1、第38卷第4期 2012年8月 包钢科技 Science and Technology of Baotou Steel Vo138，No4 August，2012 砼锥体施工采用自立式钢底模的设计方法 付国忠 ，安 宇 (1内蒙古包钢西北创业建设有限公司，内蒙古包头014010； 2内蒙古包钢西北创业公司综合部，内蒙古包头014010) 摘要：文章通过对自立式锥形钢底模的设计过程介绍，并用将钢锥体简化为筒体得到的计算模型对钢锥体进行 受力分析，对锥形钢底模的设计、计算给出完整的方法。钢底模的施工实际使用情况表明该方法可靠、实用。 关键词：砼锥体；钢底模；设计 中图分类号：Tu74 文献标识码：
2、B 文章编号：10095438(2012)0401)6504 Design Method for Construction of Concrete Cone witll Selfsupporting Steel Mould FU Guozhong ，AN Yu (1Construction CoofNorthwest Pioneer CoLtdofBaotou Steel(Group)Corp，Baotou 014010， Nei Monggol，China； 2Comprehensive DeptofNorthwest Pioneer CoLtdofBaotou Steel(Group)Co
3、rp，Baotou 014010， Nei Monggol，China) Abstract：In the paper，the forces of steel cone are analyzed by introducing the process of designing the selfsupport ing cone steel mould and with the calculation model of simplifying the steel cone to cylinder as well as the complete method for designing and calc
4、ulating the cone steel mould is舀venThe actual service conditions for construction of steel mould in dicate that this method is reliable and practica1 Key words：concrete cone；steel mould；design 在乌海水泥生产线建设中，其生料库筒仓内的 砼锥体于2009年9月底达到施工条件，为了避免在 11月浇筑砼内锥体，缩短施工工期，包钢西北创业 建设公司决定将土建砼内锥施工的底模改成自立式 钢模，安装砼锥体钢底模后，先
5、安装上部50 m平台， 此后上部50 m平台的设备安装、中部砼锥体绑钢筋 与支外模及浇注、下部锥下各层钢结构与设备安装 3部分同步进行，工期约80天，这样才能实现预定 2009年l2月底试车的目标。为了降低自立式钢底 模的制作成本和安装难度，需要对钢锥体底模进行 设计分析，进而确定经济的钢底模结构。 1 钢底模设计原则 采用较薄的锥体壁厚，合理设置合适断面的环向 加劲肋和纵向加劲肋，以保证钢底模在各类施工荷载 作用下整体稳定、局部稳定：勾设计原则。由于锥体环 向具有壳体的预应力特点，因此环向加劲肋可比纵向 加劲肋偏弱选择。由此初步确定环向加劲肋采用钢 板制作，而纵向加劲肋采用： 钢或工字钢制作
6、。 收稿日期：20120312 作者简介：付国忠(1971一)，男，内蒙古包头市人，硕士，高级工程师，现从事工业建设、设备检修等施工技术管理及机 械结构与设备的设计优化工作。 包钢科技 第38卷 2 钢锥体(底模)的设计方法 21设计步骤 首先根据经验初步选定锥体壁厚，再根据板宽 规格和现场吊车的吊装能力确定锥体分带制作的带 宽和瓣数(考虑板宽是为了减少材料损耗)，然后根 据带宽初步按每带至少一条环肋的原则确定环肋的 间距，最后根据纵肋间距与环肋间距接近并等分圆 周来确定纵肋间距。至此双向加劲锥壳初步设计完 毕，再通过简化模型进行受力分析与各方面校核，对 不安全的情况相应进行参数调整，最终确定
7、合理的 壁厚、加劲肋截面及间距。 22锥体初步设计 根据以上方法初步选定锥体采用厚度t=8 mm 钢板，由于板宽15 m，带宽13 m(放样确定)，环向 加筋采用8 mm100 mm钢板，间距10 m。纵向加 劲肋沿底边间距15 ITI加一根75 mm8 mm角钢。 锥体表面积为510 1TI ，具体加劲肋的设置见图1。 _半长纵筋。758角钢，沿鹿圆局长间距3046瞳均布； 8通长纵筋，75X8角钢，沿底圆周长阊距3046啊均布 c_环筋，8100钢板，沿母线阃距1000岫布置。 图l 锥形钢底模加劲肋布置展开图 由于钢锥体直径较大，壳板较薄，为了防止各带 吊装时发生变形需增加径向临时支撑。
8、径向支撑采 用 8 mm3 mm的架管l8点均布固定在下部各 带的纵肋中部。锥体下沿直径17 460 mm，包括径 向支撑在内自重总计为51 t。 3 钢锥体的受力分析 根据钢锥体的实际受力情况，其下部为危险区 域，此区域的壳板、各加劲肋承受2方面的荷载： (1)由于钢锥体自重使受力单元承受沿母线的 纵向压力与沿环向的压力。 (2)由于外侧浇注的一定高度的混凝土在其没 有初凝前产生的侧压力使受力单元承受沿环向的压 力与纵向压力。 由于锥体必须同时满足强度要求、整体与局部 的稳定才是安全的，根据锥体的这些受力情况，简化 为以下4个方面的校核问题： (1)锥体的环向压力进行叠加，小于材料的许 用应
9、力，满足环向强度要求。 (2)锥体的沿母线(纵向)压力叠加，小于材料 的许用应力，满足纵向强度要求。 (3)轴向压力近似按非加劲圆筒(加劲肋作为 储备)承受轴向压力的极限压力进行归类，只要实 际纵向压力小于极限压力并且留有安全余量，比如 安全系数大于15，锥体就稳定。 (4)锥体的外侧压力，近似按等径的加劲圆筒 壳的外压极限压力进行归类，只要实际外压力小于 极限压力，锥体就稳定。 4钢锥体的校核 由于砼内锥底部为25 m高的钢筋砼环梁，需 要连续浇筑完成，根据当地lO月初平均温度10， 其砼初凝时间为8 h计算，在8 h内浇注完成环梁， 共浇注砼150 m ，浇注速度031 mh。此过程中 2
10、 500 mm高的砼类似液体对模板产生侧压力。 由于环梁内的钢筋绑扎完成后下部放在库壁台 阶上，且环向钢筋自成体系，因此不考虑钢筋对模板 的侧压力。同时浇注时作业人员在环梁钢筋上作业， 人力载荷也由钢筋承担。此时无外模和支架架管。 但存在振捣压力和泵送浇注砼入模时的冲击压力。 因此2 500 mm高的砼对模板的压力和振捣压力、人 模压力叠加为最不利情况，以下对此情况进行校核。 41锥体的外部压力 根据混凝土施工规范中模板侧压力的计算方法计 算底模承受的侧压强，连续浇注H=25 in高的砼，混 凝土密度P=27 tm3，得到P =004 Nn ，即为锥 体下部承受的最大外压力。 42锥形薄壁壳受
11、砼施工压强的应力 以最大的环向应力和最大轴向应力 l 为准计 算，二者的位置略有不同，此处按在同一位置(标 高)考虑，这样既简单且留有余量，即此为最危险的 情况。锥度角 =30。 ，、，1=pg-Ftana：35 Nmm2m a 一4 c0s 一 式中： ，最大环向压应力。 第4期 砼锥体施工采用自立式钢底模的设计方法 67 ，l：3pgH2tano：263 Nmm2 ma 。一16tcos 一 式中： 最大轴向压应力。 43锥形薄壁壳自重的应力(对于底部壳环) 为了考虑双向加劲肋、径向支撑的重量影响，引 入重量增大系数 =5132=16，锥体母线长度 L=16 860 mm，钢材的密度P o
12、=785 X 10 kgm ， 壳板的自重应力为： o-I x2 P0gLtan =071 Nram ，环 向压应力。 2： 掣：141 Nmm ，轴向压应 x2 一 ，制l口J压 力。 44 自重与外压的应力合成 nn = 1+ t x2=421 Nram 133，表明筒壳可能发 生柱形屈曲和局部失稳。 451 弹性和非弹性柱形(整体)屈曲 A=o9( )考=0o05 2 =404 Nram ，不会发生非弹性整体屈曲。 452 局部弹性屈曲 z=(iL)( ) ：179285，为中长 筒壳，其轴向受压极限应力or 为： =0605 =2366 Nram = 404Nram ，表明壳体不会发生
13、局部弹性屈曲(其中 5为考虑制作、安装变形和残余应力的安全系数)。 453 局部非弹性屈曲 = =0416 = 404 Nram ，表明壳体不 发生局部非弹性屈曲。 以上分析表明非加劲筒壳在轴向受压下稳定， 实际为加劲筒壳，也将稳定。 46筒形正交加劲壳受径向外压模型 根据钢锥体下部环带的受力情况，应当将环梁 浇筑完毕混凝土未凝固前的钢锥体底模简化为受均 匀横向(径向)压力和均匀纵向自重压力的双向加 劲圆筒壳。但通过计算表明，自重压力折算为端面 均匀外压力是很小的(0002 3 Nmm )，与径向外 压力004 Nram 相比影响很小。此时壳体的失稳 表现主要受横向(径向)压力控制 j。 因此
14、，为了简化分析过程，并引用已有的模型， 将环梁浇筑完毕且混凝土未凝固前的钢锥体底模简 化为受均匀横向(径向)压力的双向加劲圆筒壳(将 钢锥体自重产生的纵向压力的影响忽略)。 将初始设计的锥形钢底模简化为带有间距 1 000 mm环向加劲肋的圆筒形薄壁壳体进行计算，局 部壳体壁厚t=8 mm。总体壳体按均分纵向加劲肋 截面积的等效薄膜壁厚考虑纵向加劲肋的作用，z = 1 500 mm即总体壳体壁厚lc】=t+鲁=877 lnln，按 母线高度为2 887 mm，垂直高度为2 500 mm计算。 461总体稳定性 环向加劲肋截面积A=8 X 100=800 mm ，肋间 距z=1 000 mm，壳
15、体长度L=2 887 ram(实际壳体 长度为14 600 mm，此处考虑直接受外压的部分，其 余不受外压，留为安全储备)，锥壳体下部最大直径 R=8 730 lIllTl，D=17 460 mln，环肋高度h=100 mill， Z =50 mm，附连壳板宽度6=11、 +t=419 min， 这表明环肋间距小于419 mm将产生浪费，为了略 有余量，取b=408 mm，环向加劲肋的惯性矩为，= 。L 3 =666 6667 mm ，附连壳板与环向加劲肋共同 作用的惯性矩为， 。 (“ 2 )+ _23210 mm 包钢科技 第38卷 K=( ) 7 =259120，这表明受外 压的锥壳很可
16、能发生弹性失稳I2 。 在总体稳定性方面考虑双向加劲肋的作用，把 纵向加劲肋的截面积平均分配到壳体壁厚上，壳体 高度按照环梁的全高对应的锥体母线长度考虑，直 径按底部最大直径17 460 mm考虑(最不利的情 况)，仅受横向压力公式 。 = 5， q。 ： (n 一1+ )：+ cr n一 + )+ E，l(n 一1) R(n 一1)(n2+ ) R Z 式中：q 焦壳体失稳的最小外压力。 由于下部锥体内部每带(带高为1 300 mm)设 有18组均布的径向支撑以保证安装稳定，并在浇筑 期间保留，因此壳体的失稳波数将是18的整数倍 (约束作用的结果)。经计算，得到失稳波数n=18， q =02
17、7 Nmm P 1=004 Nmm ，整体稳定， 安全系数为675。 462局部稳定性 在局部稳定性方面分别考虑环向加劲肋环带和 壳板环带。为了安全，按环向加劲肋的间距f= 1 000 mm考虑单根环向加劲胁环带的稳定性，采用 文献2的公式(1O43)的第2项_2，单根环向加劲 肋环带的失稳波数也将是18的整数倍。 E11( 一1) ger 求得n=18， =023 NIl2P l=004 N11112， 肋环局部稳定，安全系数为575。 壳板环带的局部稳定性，采用文献3的仅受 横向(侧向)压力的加劲壳体公式(6)的前2项 。 由于附连壳板的宽度为408 mm，因此实际纯壳板局 部高度为Z=6
18、00 mm， ： ：4571 g ，： (n：一1+Otzc)z+ gcr L n一 +，+ Ef R(n 一1)( +O ) 由于下部锥体每带(带高1 300 mm)设有36根 均布的纵向支撑进行加强，因此壳体的失稳波数将 是36的整数倍。 计算得到n=72，g。 =015 Nmm P l= 004 Nmm ，壳板局部稳定，安全系数为375。 以上计算表明壳体总体和局部均稳定，但局部 壳板的安全余量不大。由于将锥体简化为简体本身 存在一些误差，不排除施工中局部壳板发生压凹变 形的可能。由于壳体整体稳定，局部变形仅影响砼 结构的外观。同时可以通过控制浇筑速度来控制壳 板的受压程度，因此认为初步
19、设计的钢锥体满足施 工要求。后续对肋环的应力和壳板的应力计算也表 明其符合强度要求，并且壳体处于弹性变形范围内 (这些计算此处从略)。最后决定采用此底模进行 施工。锥体总重51 t，制作、安装费用约35万元，比 原设计的措施节省约45万元，比较经济。 5 实际施工情况 实际施工中，底模制作、吊装时存在偏单薄的情 况。安装完毕后，局部接口采用筋板补强。在混凝 土浇注过程中钢锥体整体稳定，表现出比较强的整 体承受外压的能力，这与计算结果一致。且钢锥体 局部也没有发生压凹变形，并且施工过程中壳体刚 性良好，这与计算结果也一致，表明简化为圆筒壳可 以满足施工要求。其中，将锥壳简化为筒壳时，按最 大直径
20、简化，并且按全高均受到均匀的最大外压力 考虑，这样简化的受力情况比实际情况要大。因此 满足简化后受力条件的底模将满足实际需要，简化 的荷载放大在一定程度上抵消了用筒壳代替锥壳的 偏差所导致的安全风险，能够保证结构的安全。 6 结束语 通过以上分析和施工实际表明，对于类似受力 情况的锥壳(锥顶向上)的设计校核，采用正交加劲 的等径筒壳受外压下的极限应力为依据进行设计， 可以满足施工措施要求。同时，适当加以调整，此方 法也可用于锥顶向下锥壳的设计。 2 3 参考文献 徐灏机械设计手册(第1卷)M北京：机 械工业出版社，1991 BGJohnston金属结构稳定性设计准则解 说M北京：中国铁道出版社，1981 王晓天，姚文，梁超不同纵横外压作用下环 肋圆柱壳稳定性分析J哈尔滨工程大学学 报200728(10)：10791083
