反力架计算书汇总
反力架及支撑体系计算书20160712
反力架及支撑体系计算书审批人：审核人：编制人：编制单位：编制日期：二0一六年七月一、反力架的结构形式1.1、反力架的结构形式如图一所示。
图一反力架结构图1.2、各部件结构介绍（1）立柱立柱为焊接箱型梁，规格为箱800X600X30X40，材质为Q235-B钢材，具体形式及尺寸见图二。
图二立柱结构图（2）上横梁上横梁为焊接H型钢构件，规格为H800X600X30X40，材质为Q235-B钢材，其结构如图三所示。
（3）下横梁下横梁为焊接H型钢构件，构件规格及材质均同上横梁。
图三上下横梁结构图（4）八字撑八字撑为焊接H型钢构件，规格为H800X300X30X30，材质为Q235-B，八字撑共有4根，中心线长度为2222mm，截面尺寸如图四所示。
图四八字撑接头结构图1.3、反力架支撑结构形式支撑主要有斜撑和直撑两种形式，按照安装位置分为立柱直支撑、立柱斜支撑、下横梁直支撑，上横梁紧贴中隔板。
支撑结构形式如图五所示。
图五支撑结构形式图图六直支撑和斜支撑结构形式图（1）立柱支撑（以右线盾构反力架为例）：线路中心右侧（西侧）可以直接将反力架的支撑固定在标准段与扩大端相接的内衬墙上，线路中心线左侧（东侧）斜支撑；支撑材料均采用直径508mm，壁厚10mm的钢管。
始发井西侧立柱支撑是3根直撑(中心线长度为2200mm)，始发井东侧立柱是2根斜撑(中心线长度分别为6776mm和4152mm，与水平夹角分别为40度和18度)和一根直撑(中心线长度为2200mm)。
（2）上横梁紧贴中隔板。
（3）下横梁支撑：材料均采用直径508mm，壁厚10mm的钢管(2根中心线长度为2200mm的直撑)。
二、反力架受力及支撑条件（1）反力架安装位置：反力架安装在负9环后，距离洞门11400mm, 后支撑位置如下图所示：（2）初始掘进时反力架的受力分析在正式始发掘进时，已经安装好两环负环，采用错缝拼装，因此可以将其看成近似的刚性整体。
当初始掘进时，盾构机所需推力很小，钢管环可视为均匀受力，所产生压应力也呈环状均匀分布。
盾构始发反力架验算书
反力架验算书1.反力架安装反力架提供盾构机推进时所需的反力，因此反力架应具有足够的强度和刚度。
反力架及支撑通过底板预埋件固定，以保证反力架的稳定性，反力架支撑设计原则主要有：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，保证其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。
反力架的纵向位置保证负环管片拆除后浇筑洞门时满足洞门的结构尺寸和连接要求以及支撑的稳定性。
反力架的横向位置保证负环管片传递的盾构机推理准确作用在反力架上。
安装反力架时，先用经纬仪双向校正两根立柱的垂直度，使其形成的平面与盾构机的推进轴线垂直。
为了保证盾构机始发姿态，安装反力架和始发台架时，反力架左右偏差控制在±10mm之内，高程偏差控制在±5mm 之内。
始发台架水平轴线的垂直方向与反力架的夹角<±2‰，盾构机姿态与设计轴线垂直偏差<2‰，水平偏差<3‰。
反力架高8.25m、宽6.45m，厚0.6m，分块加工，现场组装。
反力架支撑体系从上至下分为三部分：本次反力架支撑设置4根型号为200mm*450mm的单拼工字钢，8根型号为400*450mm的双拼工字钢。
顶部用四根长度为0.6米型号为200mm*450mm单拼工字钢与中板端头支撑；中部采用5根双拼工字钢（其中2根为45°角与车站底板预埋钢板焊接牢靠的斜撑）；底部采用3根1.5米长型号为400mm*450mm双拼工字钢与结构底板变断面位置水平支撑牢靠。
工字钢端部与结构板相连处设有封口钢板，以增大受力面积和增强钢材受力，反力架平面布置图所下所示。
图5.2-2反力架正立面图2.反力架验算反力架后支撑验算根据盾构机的构造及以往盾构始发的经验结合本工程的实际情况，作用在反力架上的总推力一般在10000KN以内，为了安全起见，本次验算按F max=20000KN 计算，而盾构始发时，反力架受力以中部及下部为主，上方受力较小，总推力分配在反力架上、中、下各部分的比例为：上部比例：10%；中部比例：40%；下部比例：50%；45c工字钢的屈服强度σ=235MPa，设计强度f y=200MPa,每根单拼工字钢的面积为A=9450mm2，所以验算如下：1）整体强度验算=F max/f y=2.0×107/200=1.0×105mm2在该推力下需要的钢管总面积为：A总/A=1.0×105/9450=10.58,即最少需要11根单拼则需要Φ609钢管数量：n=A总工字钢，而本次盾构始发，反力架设置单拼工字钢20根，包括轴向支撑18根（4根长度600mm，14根长度1500mm)，45°斜撑两根(一根长4340mm，一根长8121mm），因此完全满足整体强度要求。
盾构始发托架、反力架计算书
目录一、工程概况 (1)二、反力架计算 (1)2.1 反力架及支撑体系介绍 (1)2.2 反力架受力分析 (4)2.3 反力架验算 (4)三、始发托架计算 (7)3.1 始发托架介绍 (7)3.2 始发托架受力验算 (8)盾构始发托架、反力架计算书一、工程概况本标段包括2站2区间，分别是云梦站、大板站、云梦站～长发站区间、长发站～大板站区间，区间采用盾构法施工。
云梦站～长发站区间，盾构从云梦站始发，沿凤凰大道地下敷设，向东沿陕鼓大道到达长发站小里程端接收。
区间左线隧道长1050.213m，右线隧道长1043.206m；线路平面有二处曲线，曲线半径为1200/450m，洞顶覆土5.4～17.2m，线间距13～15.5m，最大纵坡为14.818‰。
长发站～大板站区间，盾构从长发站和站后暗挖隧道空推通过后，在暗挖隧道端头和车站大里程端二次始发，沿陕鼓大道地下向东行进后，转向东南方向沿迎宾大道地下进行，到达大板站小里程端接收吊出。
区间左线隧道长637.377m，右线隧道长858.852m，区间含一处平曲线，曲线半径为450m，洞顶覆土6.3～13.2m，左右线间距为15～15.6m，线路纵坡为V形坡，最大坡度为22‰。
二、反力架计算2.1 反力架及支撑体系介绍盾构机在始发掘进时，必须借助外置反力架来提供盾构在始发过程中及前阶段的顶进推力。
反力架的结构设计按照安全、适用、经济的原则，其材料的选定是根据盾构机各种设定参数计算出来总的推力并充分考虑了盾构施工现场的实际情况。
反力架采用20mm和30mm厚钢板制作，进行盾构反力架形式的设计时，是以盾构的最大推力及盾构工作井轴线与隧道设计轴线的关系为设计依据。
图2-1-1 反力架钢负环设计图图2-1-2 反力架组装立体示意图反力架设计如图2-1-3、2-1-4所示。
图2-1-3 云梦站反力架设计图图2-1-4 长发暗挖隧道反力架设计图支撑系统由钢反力架、斜撑及负环管片临时衬砌组成。
【反力架验算】
反力架支撑检算书1#盾构反力架与结构之间采用12支φ530mm （壁厚10mm ）钢筒支撑，包括9根轴向支撑（直撑）和3根45°斜撑；并在钢管紧贴结构端加焊10mm 厚钢板局部加固以分散作用在管片上的集中应力。
另在钢管架设时，将各钢管撑用角钢或型钢连接加固，增强其整体稳定性，确保盾构施工正常进行。
φ530mm 钢筒材料性能表力学性能钢材型号Q235 强度值fy (MPa) 200 弹性模量E(GPa) 210 标准尺寸外径（mm ）530 内径（mm ） 510 壁厚（mm ）10根据我公司长期的盾构施工经验，盾构始发总推力：F max =800T~1000T ；考虑1#盾构工作井洞门采用C20素混凝土回填,可能对始发造成的阻碍，故有意提高保守量，始发最大总推力取值提高至Fmax =2000T ，进行验算。
（1）整体强度检算则在该推力下需要的钢管总面积为： 257max 100.1200100.2mm f F A y ⨯=⨯==； φ530钢管单根截面积：22216336)510530(4mm A =-⨯='π；则需要φ530钢管数量：12.616336100000=='=A A n ，即最少需要7根支撑；本次1#2#盾构始发，反力架设置φ530mm 钢筒12根，包括：轴向支撑（直撑）9根>7根，另设45°斜撑斜撑3根，因此完全满足整体强度要求。
（2）分部强度检算盾构始发时，反力架受力以下部及左右侧支撑受力为主，上方受力很小，为增大安全余富，在本次检算中，把上横梁支撑作为安全储备，即认为，Fmax =2000T 的盾构推力完全由下部及左右支撑来承担。
在此条件下，做出如下两种情况的分析：（A ）假定反力架均匀受力，即下部、左、右三部分受力均匀；由此，右左下F F F N n F F ===⨯=⨯==67m ax 1067.112100.2' ；①正应力检算MPa MPa A F 15020075.0]%[7502.102163361067.16=⨯=<=⨯='=σσ下。
反力架计算书-附件(修改)
要说明、工程说明盾构机始发时盾构推力一般不大于8000kN。
反力架总受力取最大推力为15000 kN;左、右线两台盾构机推力均按相同考虑。
二、反力架结构验算本区间所采用的反力架立柱和横梁为宽度为600mm长度为1000mm厚度为20mn1的Q235钢板焊接成受力箱梁形式板，反力架支撑采用500*600，厚度20mm的Q235钢板焊接，底部采用焊接形式，焊缝高度20mm 按图纸建模，考虑到反力架中各杆件都是钢板焊接成的箱室单元，可按梁单元进行计算。
反力架支撑结构图1、强度验算把反力架圆环分成三个部分，上钢环，中钢环和下钢环，受到盾构力的反力上钢环15%中钢环40%下钢环45%考虑，不考虑上端与下端的支撑。
采用midas civil 建模如下图。
荷载如果按规范，把压力看成动载，和自重进行组合，压力按照1500T 验算。
强度上：N= 1.2*G+1.4*P 刚度上：F = G+P 计算结果最大应力在176Mpa 左右，满足要求。
.i-76410c+00 5L44377e+€D5—-a.03105s +004 ——4.B27S0# +004——1.52450e +0D 斗 □ ,00000e *0004.732D9e ―-7.385365+004 -1.1 LBS -i-OO 5-1.75953&+O0S CB:霉雙 MAX 1 1 MITJ ! 49壬牟T廊樣壬录1 ~ 单扫khl/m rZ; 口，二 ES2、最大变形验算最大变形在上部4.2mm 左右。
这是不考虑上部支撑与下部支撑， 且力进行了组合，而且强度上是压力的1.4倍计算的结果，如果加上 支撑，按实际力进行计算，变形及应力要小很多，完全满足要求。
MIDAS^ivil POSTPROCESSOR SEAM STRESS3、焊缝强度验算由上面的计算可知，总共有6道支撑支持反力架，其中两道斜撑,4道直撑，按照最不利受力状态，盾构机以最大推力推进，每个钢支撑所受的平均力大小为2500kN,根据作用力与反作用力原理，预埋钢板所受的压力也为2500kN方向为与预埋钢板成45°角斜向下, 因此预埋钢板受到的水平力为：2500kN cos45 二1768kN焊缝的强度验算：N h e1 w 1768 10314 1712二73.8N / mm2N h e1w 1768 10314 1712 二73.8N/mm2岂：f f wt= 1.22 200= 244N/mm2MID AS 心ilPO5T-PROCESSORDISPL ACEMEfJT匚日；邑盂MAX ! 47MIN s 13 3333 3 33_3^-^K二飪益趙生-丈件£諫拥51尢琵1=H F日制CI5： 1^/20 172 2 )(73.8)273.82 =95.4N /mm2乞200N / mm2■- 1.22其中，h f 为20mm l w为500 (投影长度)2 2X 2-10=1712mm式中h e——角焊缝的有效厚度（mm）,对直角角焊缝取0.7h f，h f 为较小焊脚尺寸;l w -------------角焊缝的计算长度（mm）,每条焊缝取实际长度减去10mmf wt ――角焊缝的强度设计值（N/mm2）[f ――正面角焊缝强度增大系数，静载时取1.0，动载时取 1.2。
反力架计算书汇总
目录一、设计、计算总说明 0二、计算、截面优化原则 0三、结构计算 03.1 反力架布置形式 03.2力学模型 (1)3.3 荷载取值 (2)3.4力学计算 (2)四、截面承载能力复核 (5)4.1 截面参数计算 (5)五、截面优化分析 (7)六、水平支撑计算 (8)七、螺栓连接强度设计 (9)7.1计算参数确定 (9)7.2 弯矩设计值Mmax和剪力设计值Vmax (9)一、设计、计算总说明该反力架为广州市地铁21号线11标[水西站～长平站]盾构区间右线盾构机始发用。
反力架外作用荷载即盾构机始发的总推力乘以动荷载效应系数加所有不利因素产生的荷载总和，以1600吨水平推力为设计值。
反力架内力计算采用中国建筑科学研究院开发的PKPM2005版钢结构STS 模块为计算工具。
对于螺栓连接、角焊缝连接处的设计，仅仅计算其最大设计弯矩和剪力值，而不作截面形式设计，可根据提供弯矩、剪力设计值来调整截面是否需要做加固处理。
二、计算、截面优化原则1、以偏向于安全性的原则。
所有计算必须满足实际结构受力的情况，必须满足强度、刚度和稳定性的要求。
2、在满足第1项的前提下以更符合经济性指标为修改结构形式、截面参数等的依据。
3、参照以往施工项目的设计经验为指导，借鉴其成熟的结构设计形式，以修改和复核计算为方向进行反力架结构设计。
4、但凡构件连接处除采用螺栓连接外，需要视情况进行必要的角焊缝加固，特殊情况下，可增设支托抗剪、焊钢板抗弯，以保证连接处强度不低于母体强度。
三、结构计算3.1 反力架布置形式由两根立柱和两根横梁以及水平支撑组成。
立柱与横梁采用高强螺栓连接，为加强整体性一般按照以往施工项目的施工经验另需在连接处焊接，故所有节点都为固定连接。
所有连接在设计时必须要求连接处强度不得低于母体强度。
图3-1 反力架平面布置图3.2力学模型如上图所示，反力架为一门式刚架。
立柱计算高度为6630mm，上下各有两个横梁，计算跨度为5700mm。
托架反力架计算书
目录一、盾构机始发前的受力 (1)二、盾构机的总推力计算 (1)2.1计算参数 (1)2.2盾构荷载计算 (2)2.3盾构机总推力计算 (2)三、始发托架的设计 (4)3.1始发托架的用途及受力 (4)3.2始发托架设计及固定 (4)3.2.1始发托架验算 (5)四、反力架的设计 (8)4.1设计、计算总说明 (8)4.2反力架材料强度复核 (9)4.3反力架支撑强度复核 (13)4.3.1底部支撑计算 (13)4.3.2顶部支撑计算 (14)4.3.3盾构方向左侧斜撑计算 (14)4.3.4盾构方向右侧斜撑计算 (15)一、盾构机始发前的受力整个盾体支承在始发托架上，盾构主机仅有重力G约3950kN作用在始发托架上，重心距刀盘面约4m，刀盘悬臂置于托架前端，托架前端离始发掘进面（围护结构外侧面）约2m。
始发井盾构始发设计负9环始发，负9环端面靠紧反力架的反力环面，负9环另一端成为16组推力油缸的支撑面，提供掘进支撑反力，盾构机始发前受到始发托架两个导轨的支撑反力。
二、盾构机的总推力计算根据隧道工程条件，盾构主要参数计算按进洞时水压位置进行计算。
根据隧道纵剖面图及地质堪察报告得盈中车辆基地出入段线进洞埋深约10米。
地下水位埋深按2m进行计算。
2.1计算参数管片内径：Φ5500mm管片外径：Φ6200mm管片厚度：350mm管片宽度：1200mm覆土厚度：10m水头压力：180kPa土容重：γ＝19.2kN/m³土的侧压力系数：0.4盾构机重量：约395t盾构机主机长度：9.095米（铰接油缸按回收完计算）盾构尾部的外径为：Φ6420mm＝6460mm盾构刀盘直径为：D钢与土的摩擦系数μ1＝0.3车轮与钢轨之间的摩擦系数μ2＝0.15后配套系统G1＝200t最大推力F：42580kN额定扭矩：6307kNm脱困扭矩：7569kNm2.2盾构荷载计算地层参数按③5砂质粉土选取，土体中含水量为23%－27%左右。
反力架计算书..
目录一、设计、计算总说明 (1)二、计算、截面优化原则 (1)三、结构计算 (1)3.1 反力架布置形式 (1)3.2力学模型 (2)3.3 荷载取值 (3)3.4力学计算 (3)四、截面承载能力复核 (6)4.1 截面参数计算 (6)五、截面优化分析 (8)六、水平支撑计算 (9)七、螺栓连接强度设计 (10)7.1计算参数确定 (10)7.2 弯矩设计值Mmax和剪力设计值Vmax (10)一、设计、计算总说明该反力架为广州市地铁21号线11标[水西站～长平站]盾构区间右线盾构机始发用。
反力架外作用荷载即盾构机始发的总推力乘以动荷载效应系数加所有不利因素产生的荷载总和，以1600吨水平推力为设计值。
反力架内力计算采用中国建筑科学研究院开发的PKPM2005版钢结构STS 模块为计算工具。
对于螺栓连接、角焊缝连接处的设计，仅仅计算其最大设计弯矩和剪力值，而不作截面形式设计，可根据提供弯矩、剪力设计值来调整截面是否需要做加固处理。
二、计算、截面优化原则1、以偏向于安全性的原则。
所有计算必须满足实际结构受力的情况，必须满足强度、刚度和稳定性的要求。
2、在满足第1项的前提下以更符合经济性指标为修改结构形式、截面参数等的依据。
3、参照以往施工项目的设计经验为指导，借鉴其成熟的结构设计形式，以修改和复核计算为方向进行反力架结构设计。
4、但凡构件连接处除采用螺栓连接外，需要视情况进行必要的角焊缝加固，特殊情况下，可增设支托抗剪、焊钢板抗弯，以保证连接处强度不低于母体强度。
三、结构计算3.1 反力架布置形式由两根立柱和两根横梁以及水平支撑组成。
立柱与横梁采用高强螺栓连接，为加强整体性一般按照以往施工项目的施工经验另需在连接处焊接，故所有节点都为固定连接。
所有连接在设计时必须要求连接处强度不得低于母体强度。
图3-1 反力架平面布置图3.2力学模型如上图所示，反力架为一门式刚架。
立柱计算高度为6630mm，上下各有两个横梁，计算跨度为5700mm。
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目录一、设计、计算总说明 (1)二、计算、截面优化原则 (1)三、结构计算 (1)3.1 反力架布置形式 (1)3.2力学模型 (2)3.3 荷载取值 (3)3.4力学计算 (3)四、截面承载能力复核 (6)4.1 截面参数计算 (6)五、截面优化分析 (8)六、水平支撑计算 (9)七、螺栓连接强度设计 (10)7.1计算参数确定 (10)7.2 弯矩设计值Mmax和剪力设计值Vmax (10)一、设计、计算总说明该反力架为广州市地铁21号线11标[水西站～长平站]盾构区间右线盾构机始发用。
反力架外作用荷载即盾构机始发的总推力乘以动荷载效应系数加所有不利因素产生的荷载总和，以1600吨水平推力为设计值。
反力架内力计算采用中国建筑科学研究院开发的PKPM2005版钢结构STS 模块为计算工具。
对于螺栓连接、角焊缝连接处的设计，仅仅计算其最大设计弯矩和剪力值，而不作截面形式设计，可根据提供弯矩、剪力设计值来调整截面是否需要做加固处理。
二、计算、截面优化原则1、以偏向于安全性的原则。
所有计算必须满足实际结构受力的情况，必须满足强度、刚度和稳定性的要求。
2、在满足第1项的前提下以更符合经济性指标为修改结构形式、截面参数等的依据。
3、参照以往施工项目的设计经验为指导，借鉴其成熟的结构设计形式，以修改和复核计算为方向进行反力架结构设计。
4、但凡构件连接处除采用螺栓连接外，需要视情况进行必要的角焊缝加固，特殊情况下，可增设支托抗剪、焊钢板抗弯，以保证连接处强度不低于母体强度。
三、结构计算3.1 反力架布置形式由两根立柱和两根横梁以及水平支撑组成。
立柱与横梁采用高强螺栓连接，为加强整体性一般按照以往施工项目的施工经验另需在连接处焊接，故所有节点都为固定连接。
所有连接在设计时必须要求连接处强度不得低于母体强度。
图3-1 反力架平面布置图3.2力学模型如上图所示，反力架为一门式刚架。
立柱计算高度为6630mm ，上下各有两个横梁，计算跨度为5700mm 。
根据连接形式，以及荷载传递路径可按如下计算模型设计：z 1z 2z 3z 5z 4H 1H 2L 2L图3-2反力架计算模型其中：L1、L2为水平横梁与部分钢负环直接接触。
H1、H2为立柱，底部与井底板预埋钢板固接，中间与横梁、斜向连杆、水平支撑固定连接。
Z1～Z7为水平支撑，一端固接与反力架一端固接在井壁预埋钢板上。
荷载传递路径分析：盾构机水平推力F→负环管片→钢负环→反力架→水平支撑以及井底、井壁的支座。
3.3 荷载取值根据海瑞克公司提供的总荷载设计值为F=1600吨。
平均分配到钢负环上。
如下图所示。
钢负环把荷载传递到反力架上的四个受力区域（即图3.2所示的A、B、C、D四个区域）每个区域的Fi为1/4 F。
F=1600t*9.8kN/t=15680kN；Fi=F/4=3920kN。
图3-3 荷载分布示意图3.4力学计算根据以上分析，我们分别建立横梁、立柱、支撑的计算模型。
因为横梁的荷载是传递到立柱和水平支撑上的，故应计算为横梁-立柱-水平支撑-井壁支座。
3.4.1横梁L1计算q1=F1/2.39m=1640kN/m.L0=5.7m X1=X2=1.655m 。
3.4.2横梁L2计算q 2=F 2/2.39m=1640kN/m. L 0=5.7m X 1=X 2=1.655m 。
q 1图3-5 L 1弯矩图（kN.m ）图3-6 L 1剪力图 (kN)2图3-7 L 2计算简图3.4.3立柱H 12计算如左图所示，q h 即为钢负环传递的荷载，R 1、 R 2为横梁L 1、L 2传递的支座反力，立柱H 1、H 2计算模型相同。
Q h =F 2/2.39m=1640kN/m; L 0=6.555m;R1=382kN; R2=2678kN.图3-8 L 2弯矩图(kN.m)图3-9 L 2剪力图（kN ）q hR R 2图3-10H 1|z 受力图四、截面承载能力复核4.1 截面参数计算横梁和立柱采用箱式截面，腹板为2*（640*30）mm ，翼缘采用2*（500*30）mm 。
A 腹板=640*30=19200mm 2； A 翼缘=500*30=15000mm 2；As=2*（A 腹板+ A 翼缘）=68400mm 2；32311(*500*3015000*335)*2(*30*640)*21212x I =++Ix=4679720000 mm4313370628.57/2xz I W mm h ==4.2.1 L1截面复核图3-11H 1|z 弯矩图（kN.m ）图3-12H 1|z 剪力图（kN ）X图4-1横截面示意图查弯矩图、剪力图，得M max =793.1 kN.m ； Vmax=2276.2 kN ；6max max3793.1*10.59.313370628.57x M N mmMPa W mm δ=== 3max max22276.2*1059.32*2*19200V N MPa A mmτ===腹板 查钢结构设计规范可知：[δ]=210MPa ；[τ]=120MPa 。
故经检验δmax <[δ], τmax <[τ]；横梁L 1满足强度设计要求。
4.2.2 L2截面复核 查弯矩图、剪力图，得M max =3030kN.m ；V max =2678.9 kN ；6max max33030*10.226.613370628.57x M N mmMPa W mm δ=== 3max max22768.9*1072.12*2*19200V N MPa A mmτ===腹板 查钢结构设计规范可知：[δ]=210MPa ；[τ]=120MPa 。
故经检验δmax 〉[δ], τmax <[τ]；横梁L 2不能满足正截面强度要求。
4.2.3. H1|2截面复核 查弯矩图、剪力图，得： Mmax=655.9kN.m ； Vmax=1787.9kN ； 6max max 3655.9*10.49.113370628.57x M N mmMPa W mmδ=== 3max max21787.9*1046.62*2*19200V N MPa A mm τ===腹板查钢结构设计规范可知：[δ]=210MPa ；[τ]=120MPa 。
故经检验δmax 〉[δ], τmax <[τ]；横梁H 12不能满足正截面强度要求。
五、截面优化分析通过以上分析和计算我们发现横梁L 1上的最大正应力和最大剪应力远小于许用正应力和许用剪应力；横梁L 2的最大正应力略大于许用正应力。
故，从使用角度和经济角度上看，我们需要对横梁L 1和L 2进行截面参数调整，以使其更符合上述要求。
注：虽然通过计算立柱H 1和H 2的最大正应力和最大剪应力也远小于许用正应力和许用剪应力，但立柱不但要承受横梁传递的支座反力R 1同时还需要承受横梁传递的扭矩。
考虑到箱型梁抗扭转的极惯性矩2*c A I dA =ρ⎰，是非常规计算可以得出的。
故在上述计算中未考虑立柱的抗扭转强度，而是根据经验值预留一定的安全强度储备。
（1）横梁L1截面优化计算取L1截面参数如下图所示; Iy=1749860000mm4Wy=6685314.3mm3 A 腹板=19200mm2 A 翼缘=15000mm2As=34200mm2 则有:6max max3793.1*10.118.6[]6685314.3x M N mmMPa W mm δ===<δyz3max max22768.9*10118.6[]2*19200V NMPa A mmτ===<τ腹板所以，横梁L1截面调整为如图5-1所示的截面形状。
（2）横梁L2截面优化计算Iz=6371666667mm4 Wz=18204761.9mm3 A 腹板=36000mm2 A 翼缘=50000mm2As=86000mm26max max33030*10.166.4[]18204761.9x M N mm MPa W mm δ===<δ3max max22768.9*1076.9[]2*36000V N MPa A mm τ===<τ腹板所以，横梁L 1截面调整为如图5-1所示的截面形状。
六、水平支撑计算A 腹板=640*30=19200mm 2； A 翼缘=500*30=15000mm 2；As=2*（A 腹板+ A 翼缘）=68400mm 2；32311(*500*3015000*335)*2(*30*640)*21212x I =++ I x =4679720000 mm 4313370628.57/2xz I W mm h ==注：水平支撑计算中，我们只考虑水平支撑的轴压计算，不考虑其受弯承载能力计算，即假定水平支撑是二力杆结构。
yz图5-1横截面示意X查上述立柱、横梁的剪力图，在水平支撑处，取剪力突变值为水平支撑的轴压力N ，从中求得N max 作为校核依据。
N1=N3=283.2+363.1=646.3kN ；N2=4552.4kN ；N3=N4=1732.3+1787.9=3520.2kN ；N6=N7=2678.9+93.3=2772.2kN ；则有：Nmax=3520.2kN ；3max max 23520.2*1051.5[]68400s N N MPa A mm σ===<σ所以，水平支撑满足强度要求。
七、螺栓连接强度设计 z7.1计算参数确定螺栓采用8.8级A 普通螺栓，直径为Ф26mm 。
350;b t f MPa = 250b v f MPa =。
7.2 弯矩设计值Mmax 和剪力设计值Vmax 由1max 2iMy N y =∑得：2max 1i N y M y =∑，22222max 1 3.14*26350**2*2(125250)44231.8.2bt i d f y M kN m y π+===∑ 通过计算可知，螺栓连接处最大可承受弯矩为为231.8kN.m ；对于弯矩过大的连接处需要通过增设角焊措施来增强截面抗弯能力。
剪力设计值同时计算剪切破坏和积压破坏的剪力设计值，取其中较小值。
21max 3.14*26**10*250*1326.654bvs V n f A kN === 2max **10*26*30*3052379b c V n d tf kN ===∑故螺栓连接处可承受的最大剪力为1326.65kN ，对于连接处剪应力不满足的地方我们增加角焊缝以增强连接。