橋梁常規支架計算方法中鐵某局某公司施工技術部2010年9月前言近年來，公司承建的橋梁工程不斷增多，橋型也出現多樣化。目前在建難度較大的橋梁均不同程度使用了落地〔懸空〕支架來進行施工，比方：滬杭客專翁梅立交連續梁采用臨時支墩、貝雷梁及小鋼管多層組合支架進行現澆，廈蓉高速高堯I號大橋150m主跨的0號塊、1號塊均采用了托架懸空澆筑，西平鐵路1-80m鋼-混凝土組合桁梁擬定采用落地支架原位拼裝等等。由于支架施工具有普遍性，公司施工技術部根據以往橋梁施工特點編寫了本手冊，主要比照擬常規的幾種橋梁支架形式的計算方法進行介紹。計算過程中個別數值〔參數〕或分析方法可能存在一定的理解偏差甚至錯誤，但其計算思路是可以參考和借鑒的。本手冊共分十個局部，主要內容包括：橋梁支架計算依據和荷載計算、箱梁模板設計計算、小鋼管滿堂支架計算、臨時墩〔貝雷梁〕組合支架計算、預留孔穿銷法計算、抱箍設計計算、預埋牛腿懸空支架計算、托架設計計算、簡支托梁設計計算、附件。附件1、2表中介紹了支架立桿、分配梁常用材料的力學參數，對手冊2.3章節進行了補充；附件3介紹了預應力張拉引伸量的計算方法，特別是針對非對稱預應力張拉的伸長值計算。目錄1支架在橋梁施工的用途72支架計算依據和荷載計算72.1設計計算依據72.2施工荷載計算及其傳遞7側模荷載7底模荷載8橫向分配梁8縱梁8立桿〔臨時墩〕9地基荷載為立桿〔臨時墩〕下傳集中荷載。92.3材料及其力學的性能9竹(木)膠板9熱〔冷〕軋鋼板9焊縫9連接螺栓10模板拉桿10方木10熱軋普通型鋼10地基或臨時墩擴大根底〔樁根底〕11相關建議112.4貝雷梁11國產貝雷梁簡介11桁架片力學性質12桁架片組合成貝雷梁的力學性能12桁架容許內力123箱梁模板設計計算123.1箱梁側模12側模面板計算13豎向次楞計算13水平主楞〔橫向背肋〕計算14對拉桿計算153.2箱梁底模15底模面板計算16底模次楞〔橫向分配梁〕計算16底模主楞〔縱梁〕計算174滿堂支架計算174.1立桿及底托18立桿強度及穩定性〔通過模板下傳荷載〕18立桿強度及穩定性〔依照《建筑施工扣件式鋼管腳手架平安技術標準》〕18立桿壓縮變形19底托檢算194.2地基承載力204.3支架總體彈性沉降值215臨時墩〔貝雷梁〕組合支架215.1荷載計算21箱梁斷面劃分區間21荷載計算〔順橋方向〕215.2縱梁設計檢算22單片貝雷桁架片荷載22貝雷桁架檢算22計算補充說明225.3橫梁檢算23橫梁的荷載23橫梁選材和計算235.4支墩穩定性23強度驗算23穩定驗算24局部穩定驗算24支墩計算的補充說明245.5混凝土根底及地基25地基計算25混凝土根底256懸空支架-預留孔穿銷法266.1蓋梁底模支撐縱、橫梁的計算26施工荷載計算26縱向分配梁計算26橫梁計算276.2銷軸計算27銷軸抗彎計算28銷軸抗剪計算28合成應力286.3墩身混凝土局部受壓計算287懸空支架-抱箍法287.1螺栓直徑的選擇297.2螺栓孔距及抱箍高度確實定297.3抱箍耳板寬度確實定297.4抱箍板厚確實定29從截面受拉方面考慮29從截面受剪方面考慮297.5抱箍耳板厚度確定307.6連接板焊縫計算308懸空支架-預設牛腿法308.1牛腿設計計算318.2焊縫連接計算318.3預埋鋼筋計算31預埋筋承載力計算31預埋筋錨固長度的計算318.4預埋鋼板厚度的計算319懸空支架-三角托架319.1三角托架及其使用材料31縱向分配梁32主橫梁32落梁楔塊32三角托架32預埋牛腿329.2施工荷載的計算34混凝土荷載34模板荷載34內外模桁架或支架34臨時荷載349.3縱向分配梁計算34箱梁腹板位置縱向分配梁34箱梁底板位置縱向分配梁計算35翼板下面縱向分配梁359.4主橫梁計算35中間位置主橫梁檢算35靠近墩身位置主橫梁檢算369.5砂桶計算369.6托架計算36托架水平撐37托架斜撐37水平撐牛腿37斜撐牛腿3710懸空支架-簡支托梁3810.1簡支托梁及其使用材料38橫向分配梁38簡支縱梁38落梁楔塊3810.2橫向分配梁計算3910.3縱梁計算3910.4橫向托梁3910.5牛腿檢算3911補充說明40附表一：支架施工常用的立桿〔臨時支墩〕材料40附表二：支架施工常用的分配梁〔橫縱梁〕材料41附件三：預應力筋單雙向張拉〔非對稱〕的伸長值計算431張拉伸長值的重要性432后張法預應力筋理論伸長值計算公式說明432.1預應力筋伸長值計算的分段原那么432.2AB段截面拉力、截面平均拉力和伸長值432.4CD段截面平均拉力和伸長值442.5預應力筋張拉施工總伸長值計算443對不同張拉方式伸長值計算實例453.1單向張拉實例453.2雙向張拉實例454理論伸長值與設計圖紙數值偏差的原因475理論伸長值與實際伸長值偏差的原因476伸長值計算補充說明481支架在橋梁施工的用途支架在橋梁的施工方面有著比擬廣泛的作用，可以作為現澆梁、蓋梁施工的主要承力結構，墩身施工的工作平臺，內模的橫〔豎〕向支撐系統，施工人員下上的通行斜道，材料、機具運輸的吊裝設施等等。支架法施工除在設計方面有要求外，根據現場經驗，在以下情況建議通過變更設計采用支架施工：山區施工沒有建設預制場的條件建議支架現澆；橋梁兩端地形限制無法拼裝架橋機或運梁條件差；橋梁平曲線半徑較小，預制箱梁翼板變化較大；橋梁跨線時兩側蓋梁軸線不平行導致在同一跨板長差異較大致使預制、架設難度和施工投入〔改造預制臺座和龍門吊〕大；橋梁由于設計跨度不同，大跨預制梁的架設存在難度〔施工期間需要改造或更換架橋設備〕；預制、架設施工不能滿足進度要求等情況。2支架計算依據和荷載計算橋梁施工中不同的支架方式均有成功的案例為后續施工提供良好的借鑒。本文主要對不同的常規支架形式的計算進行介紹，通過對支撐結構的力學分析和理解，才能選用到適合不同工程特點的支架形式，才能對支架體系的薄弱環節進行有效的現場控制，才能對混凝土性能、澆筑高度、澆筑速度等主要指標予以確定和控制，才能保證相同橋型相同支架方式產生相同的效果，防止質量和平安事故。2.1設計計算依據《公路橋涵施工技術標準》JTJ041-2000，2000年11月《木結構設計標準》，GB50005-2003，2004年1月《混凝土結構設計標準》，GB50010-2002，2002年4月《鋼結構設計標準》，GB50017-2003，2003年4月《建筑工程大模板技術規程》，JGJ74-2003，2003年10月《建筑施工扣件式鋼管腳手架平安施工標準》JGJ130-2001《建筑施工碗扣式腳手架平安技術標準》JGJ166-2008《建筑施工門式鋼管腳手架平安技術規程》JGJ128-2000《鋼管腳手架扣件》GB15831-2006《建筑地基根底設計標準》GB50007-2002《建筑結構荷載標準》GB50009—2001《扣件式鋼管腳手架計算手冊》，王玉龍，2008年《建筑施工計算手冊》，江正榮，2001年7月2.2施工荷載計算及其傳遞支架選型完成后，其計算的思路和原那么應從上至下進行。側模荷載施工人員及設備荷載標準值1.5KN/m2。傾倒混凝土時產生的水平荷載標準值：采用泵送混凝土時為4KN/m2；采用溜槽、串筒為2KN/m2；采用容積0.8m3以下漏斗為4KN/m2；采用容積0.8m3以下漏斗為6KN/m振搗混凝土時對豎向結構模板產生的荷載標準值為4KN/m2。現澆混凝土對模板的側壓力標準值：F=0.22*r*t0*B1*B2*V1/2①F=r*H②F——新澆筑砼對模板的最大側壓力〔KN/m2〕；r——砼的重力密度〔KN/m3〕，計算時鋼筋混凝土取26KN/m3；t0——新澆筑的初凝時向〔h〕，可按實測確定，如缺乏試驗資料時可采用t0=200/〔T+15〕計算〔T為砼的溫度℃〕；H——砼側壓力計算位置處至新澆砼頂面的總高度〔m〕；B1——外加劑影響修正系數，摻具有緩凝作用的外加劑時取1.2，無外加劑取1；B2——砼坍落度影響修正系數，當坍落度小于11cm時取1.1，坍落度大于11cm時取1.15；V——砼的澆筑速度〔m/h〕。公式①、②計算結果取二者中的較小值。取較小值的原因分析：對于高度較低的模板來說其側壓力主要取決于澆筑高度，而對于澆注高度較大的情況下按澆注高度計算結果是不真實的，因為墩身混凝土隨著時間推移澆筑部位不斷上移，底部混凝土凝固對底部側模的影響逐漸減小，對于墩身澆筑選用較小值是比擬符合實際。但是計算取較小值的條件：現場必須對混凝土的坍落度和澆筑速度進行嚴格控制，其次對初凝時間應現場認真測定。模板荷載分項系數：活載〔施工人員、機具，傾倒、振搗混凝土荷載〕取1.4，恒載〔新澆混凝土對側模的壓力〕取1.2。模板荷載效應組合：計算模板承載能力時=荷載*1.2+活載*1.4，計算模板抗變形能力時=荷載*1.2。有效壓頭高度：h=F/r。底模荷載施工人員及設備荷載標準值1.5KN/m2。2。振搗混凝土時對水平模板產生的荷載標準值為2.0KN/m2。模板自重荷載標準值木模為0.50-0.55KN/m2，鋼模0.75-1.25KN/m2。鋼筋混凝土密度取26KN/m3，尚需*1.05〔混凝土脹模系數，建議采用〕。根據箱梁斷面荷載作如下劃分：模板荷載效應組合：恒載*1.2+活載*1.4。〔活載主要包括：施工人員荷載、施工機具荷載、傾倒混凝土荷載、振搗混凝土荷載。恒載主要包括：混凝土荷載、模板自重荷載〕橫向分配梁梁底橫向分配梁〔模板次楞〕荷載取值與底模荷載相同。縱梁縱梁〔模板主楞〕荷載為橫向分配梁〔模板次楞〕傳遞的集中荷載。立桿〔臨時墩〕立桿〔臨時墩〕荷載為縱梁〔模板主楞〕下傳集中荷載。由于在模板計算荷載時已考慮了恒載和活載的組合效應，故模板主楞下傳至立桿的荷載可直接計算立桿穩定性。也可根據《建筑施工扣件式鋼管腳手架平安技術標準》進行荷載計算。立桿穩定性荷載組合和分項系數：1.2*永久荷載+1.4*施工均布活荷載；1.2*永久荷載+1.4*0.85*〔施工均布活荷載+風荷載〕。永久荷載包括：混凝土荷載、模板荷載、支架荷載。施工均布荷載：施工人員荷載，施工機具荷載，傾倒混凝土荷載、振搗混凝土荷載。風荷載：根據《建筑施工扣件式鋼管腳手架平安技術標準》對水平風荷載標準值進行計算：WK=0.7uz*us*w0。公式中uz—風壓高度變化系數，可查《建筑結構荷載標準》；us—風荷載腳手架體型系數，可查《建筑施工扣件式鋼管腳手架平安技術標準》，w0—根本風壓，可查《建筑結構荷載標準》。地基荷載為立桿〔臨時墩〕下傳集中荷載。落地支架計算順序：模板→橫梁〔分配梁〕→縱梁→立桿〔臨時墩〕→地基〔樁基〕。托架〔牛腿、抱箍〕計算順序：模板→橫梁〔分配梁〕→縱梁→斜撐〔牛腿、箍身〕→墩柱混凝土。2.3材料及其力學的性能竹(木)膠板木膠板作模板面板時根據《木結構設計標準》4.2規定抗彎強度設計值13N/mm2，彈性模量為9.0*103N/mm2，撓度極限值L/400。由于橋梁施工處于露天環境，根據標準的要求進行調整，fm=13*0.9=11.70N/mm2，E=9.0*103*0.85=7.65*103N/mm2。自重計算時采用密度550Kg/m3〔5.5KN/m3〕。竹膠板作模板面板時抗彎強度設計值30-35N/mm2(暫無相關依據,參考其產品介紹)，彈性模量為5.5*103N/mm2，撓度極限值L/400。由于橋梁施工處于露天環境，根據標準的要求進行調整，fm=30*0.9=27N/mm2，E=5.5*103*0.85=4.68*103N/mm2。自重計算時采用密度950Kg/m3〔9.5KN/m3〕。兩種板外表幾何尺寸2440*1220mm，板厚9、10、12、15、18、20mm等規格，周轉次數控制在15次以內熱〔冷〕軋鋼板熱軋板硬度低，加工容易，延展性能好。冷軋板硬度和強度高，做鋼模面板時加工相對困難，但使用過程不易變形。一般選用4-8mm厚熱軋鋼板作為模板面板，根據《鋼結構設計標準》3.4規定抗彎強度設計值215N/mm2，抗剪強度125N/mm2，彈性模量為206*103N/mm2，撓度極限值L/400。深水鋼護筒、鋼圍堰〔套箱〕多項選擇用厚度10mm以上熱軋鋼板。客專〔50m以上跨度的公路〕預制箱梁大模板多項選擇用厚度12焊縫抱箍、牛腿、掛藍以及吊架等臨時承重結構焊縫一般需要進行無損探傷檢測，對接焊縫必須做無損探傷。焊縫驗收等級共三個級別〔三級為最低〕，對接焊縫的焊接等級不能低于二級。焊縫等級檢測比擬簡單對現場施工影響不大，一般使用超聲波探傷儀檢查。對于臨時結構焊縫較多時，現場對焊縫抽查時原那么上優先選取受拉部位焊縫。鋼模板角焊縫一般情況下無須進行探傷檢測。焊縫等級見鋼規條，閱讀時注意條文解釋。根據《鋼結構設計標準》3.4規定：抗彎強度設計值160N/mm2，抗剪強度160N/mm2。焊縫計算高度按實際焊縫高度的0.7為計算依據。連接螺栓①普通螺栓：鋼材材質 Q235。共分A、B、C三級，前兩種是精制螺栓，現場使用較少。C級為粗制螺栓，鋼模板連接根本上為C級螺栓，普通螺栓在施工中可重復使用。普通螺栓一般為4.4級、4.8級、5.6級和8.8級。根據《鋼結構設計標準》3.4規定：4.6級和4.8級抗拉強度設計值170N/mm2，抗剪強度140N/mm2；5.6級抗拉強度設計值210N/mm2，抗剪強度190N/mm2；8.8級抗拉強度設計值400N/mm2，抗剪強度320N/mm2。②高強螺栓：鋼材材質45號鋼(8.8級)和20MmTiB(10.9級)，為預應力螺栓，必須按要求使用扭矩扳手施加一定的預拉力方可有效。高強螺栓不可重復使用，常用的有M16-M30，超大規格的高強螺栓性能不穩定，應慎重使用。在普通橋梁中抱箍大多采用高強螺栓，大跨橋梁的臨時設備使用比擬多見。高強螺栓在使用時分為摩擦型高強螺栓與承壓型高強螺栓，設計計算方法上需區別對待。摩擦型以連接板之間出現滑動作為承載能力極限狀態，承壓型以板層間出現滑動作為正常使用極限狀態，而以連接破壞作為承載能力極限狀態。高強螺栓分為8.8級和10.9級。根據《鋼結構設計標準》3.4規定：承壓型高強螺栓8.8級抗拉強度設計值400N/mm2，抗剪強度250N/mm2；10.9級抗拉強度設計值500N/mm2，抗剪強度310N/mm2。模板拉桿根據《混凝土結構設計標準》4.2規定：①HPB235(Q235或圓鋼)抗拉強度設計值210N/mm2，彈性模量為210*103N/mm2；②HRB335(20MnSi或螺紋鋼)抗拉強度設計值300N/mm2，彈性模量為200*103N/mm2。方木作為支架橫縱分配梁或模板背楞，根據《木結構設計標準》4.2規定：普通松木的抗彎強度設計值13N/mm2，抗剪強度1.5N/mm2，彈性模量為9.5*103N/mm2，撓度極限值L/400。由于橋梁施工處于露天環境，根據標準的要求進行調整，fm=13*0.9=11.70N/mm2〔實際施工中建議不得〕，ft=1.5*0.9=1.35N/mm2，E=9.5*103*0.85=8.07*103N/mm2。由于木材種類較多，重要工程特殊結構使用方木時，需參考《木結構設計標準》3.1章節，確定其準確的力學指標。熱軋普通型鋼熱軋型鋼材質大多為Q235。熱軋型鋼在橋梁施工中常用的主要有角鋼、槽鋼、工鋼、H鋼及鋼管等。角鋼有等邊角鋼和不等邊角鋼之分，等邊角鋼規格L20*3-L200*24，不等邊角鋼規格L25*16*3-L200*125*18,較小角鋼一般作為鋼模的次肋,稍大角鋼可作為底模分配梁或鋪設便(棧)橋橋面等。槽鋼規格[5-[40c，小號槽鋼可作為鋼模的主肋、底模分配梁、支架剪刀撐或鋪設便(棧)橋橋面等，大號槽鋼可作為橋梁施工大型臨時設備等的主要材料。工鋼規格I10-I63c，小號工鋼可作為鋼模的主肋、底模分配梁或鋪設便(棧)橋橋面等，大號工鋼可作為橋梁施工大型臨時設備等的主要材料。H鋼用途與工鋼相似。HW〔寬翼緣〕規格100*100-400*400，HM〔中翼緣〕規格150*100-600*300，HN〔窄翼緣〕規格100*50-900*300。大鋼管主要作為豎向支撐，小鋼管可作為支架系桿或立桿。鋼管規格Φ32*2.5-Φ630*12。熱軋型鋼作為支架橫縱分配梁、立桿、立柱或模板背楞等時根據《鋼結構設計標準》3.4規定：①腹板〔管壁〕厚度小于等于16mm，抗彎強度設計值215N/mm2，抗剪強度125N/mm2，彈性模量為206*103N/mm2，撓度極限值L/400。②腹板〔管壁〕厚度大于16mm小于60mm，抗彎強度設計值205N/mm2，抗剪強度120N/mm2，彈性模量為206*103N/mm2，撓度極限值L/400。③鋼材密度為7850Kg/m3，即78.5KN/m3。自重計算時建議采用1.1-1.2的放大系數。地基或臨時墩擴大根底〔樁根底〕跨線施工時落地支架在既有高速公路路面時，路面承載力不大于250KPa為宜。一般的土質地基經過換填處理應在150-220KPa，假設地基承載力不能滿足時，滿堂支架可考慮增加立桿數量或進行場地硬化，臨時支墩可增加混凝土基座的幾何尺寸或采用樁基。未硬化的滿堂支架地基應注意臨時排水設施通暢。支架地基局部處于坡面位置應提前修成臺階，無法碾壓處理時立桿根部墊入方木〔板〕或鋼模等材料，立桿根部適當增加橫桿、斜桿數量。落地支架地基處理應重視承臺基坑回填的質量。地基處理應滿足施工承載力的需要，數據可通過現場實測。混凝土根底或樁基應按局部承壓進行計算并滿足強度要求，混凝土材料彈性模量：C15為22*103N/mm2;C20為25.5*103N/mm2;C25為28*103N/mm2;C30為30*103N/mm2。2.3.9相關建議在支架材料的選擇上不主張使用特級鋼或截面積較大的鋼材；其次支架法澆筑箱梁不主張使用鋼模，既浪費材料又增加施工恒載；橫〔縱〕向分配梁為了固定模板可以選擇方木外，縱〔橫〕梁盡可能選用周轉次數較多的型鋼〔槽10-槽20，I10-I20〕。型鋼撤除后局部可以使用在隧道初支，也可作為便橋的鋪板或搭設其他施工平臺。在支架設計之前應參考同類橋型、類似地基情況以及地形比擬接近的相關成功案例，結合現場實際建立一個或多個初步的支架布置方案，通過后續的檢算確定其合理性和可行性。2.4貝雷梁貝雷梁作為橋梁支架、水中棧橋、便橋、施工平臺或吊裝設備主要的構件，在本章單獨進行介紹。國產貝雷梁簡介國產貝雷梁其桁節使用16錳鋼，銷子采用鉻錳鈦鋼，插銷用彈簧鋼制造，焊條用T505X型。材料的容許應力按根本應力提高30％，個別鋼質桿件超過上述規定時，不得超過其屈服點的85％，計算貝雷梁自身構件時采用的容許應力如下：16錳鋼拉應力、壓應力及彎應力為1.3×210＝273MPa；剪應力為1.3×160＝208MPa。30鉻錳鈦拉應力、壓應力及彎應力為0.85×1300＝1105MPa；剪應力為0.45×1300＝585MPa。貝雷梁主要構件自重：桁架節270Kg/片，桁架螺栓3Kg/個，銷子3Kg/個，斜撐11Kg/根，支撐架21Kg/副，弦桿螺栓2Kg/個，加強弦桿80單片桁架高150cm，長度300cm。桁架片力學性質弦桿截面面率25.48cm2，弦桿慣矩396.6cm4，弦桿斷面率79.4cm4，桁片允許彎矩975.0KN.m，弦桿盤旋半徑3.94cm，自由長度75cm也可計算簡化成單桿系可采用：Ix＝685.12×10-8m4，y＝0.0028m，截面積A＝146.45×10-4桁架片組合成貝雷梁的力學性能單排單層〔不加強型〕截面抵抗矩W=3578.5cm3，截面慣性矩I=250497.2cm4。單排單層〔加強型〕截面抵抗矩W=7699.1cm3，截面慣性矩I=577434.4cm4。雙排單層〔不加強型〕截面抵抗矩W=7157.1cm3，截面慣性矩I=500994.4cm雙排單層〔加強型〕截面抵抗矩W=15398.3cm3，截面慣性矩I=1154868.8三排單層〔不加強型〕截面抵抗矩W=10735.6cm3，截面慣性矩I=751491.6cm4。三排單層〔加強型〕截面抵抗矩W=23097.4cm3，截面慣性矩I=1732303.2cm4。雙排雙層〔不加強型〕截面抵抗矩W=14817.9cm3，截面慣性矩I=2148588.8cm4。雙排雙層〔加強型〕截面抵抗矩W=30641.7cm3，截面慣性矩I=4596255.2cm4。三排雙層〔不加強型〕截面抵抗矩W=22226.8cm3，截面慣性矩I=3222883.2cm4。三排雙層〔加強型〕截面抵抗矩W=45962.6cm3，截面慣性矩I=6894382.8cm4。桁架容許內力不加強型：單排單層容許彎矩M=788.2KN.m，容許剪力Q=245.2KN。雙排單層容許彎矩M=1576.4KN.m，容許剪力Q=490.5KN。三排單層容許彎矩M=2246.4KN.m，容許剪力Q=698.9KN。雙排雙層容許彎矩M=3265.4KN.m，容許剪力Q=490.5KN。三排雙層容許彎矩M=4653.2KN.m，容許剪力Q=698.9KN。加強型：單排單層容許彎矩M=1687.5KN.m，容許剪力Q=245.2KN。雙排單層容許彎矩M=3375.0KN.m，容許剪力Q=490.5KN。三排單層容許彎矩M=4809.4KN.m，容許剪力Q=698.9KN。雙排雙層容許彎矩M=6750.0KN.m，容許剪力Q=490.5KN。三排雙層容許彎矩M=9618.8KN.m，容許剪力Q=698.9KN。說明：三排單層貝雷的容許彎矩可按單排單層的乘以3再乘以不均勻系數0.9；雙排雙層的可按單排單層的乘以4再乘0.9；三排雙層的可按單排單層的乘以8再乘0.8。3箱梁模板設計計算3.1箱梁側模以新安江特大橋主橋箱梁為例。現澆混凝土對模板的側壓力計算：新澆筑的初凝時間按8h，腹板一次澆注高度4.5m，澆注速度1.5m/h，混凝土無緩凝作用的外加劑，設計坍落度16mm。F=0.22*26*8*1.0*1.15*1.51/2=64.45KN/m2F=26*4.5=117.0KN/m2故F=64.45KN/m2作為模板側壓力的標準值。q1=64.45*1.2+〔1.5+4+4〕*1.4=90.64KN/m2〔適應計算模板承載能力〕q2=64.45*1.2=77.34KN/m2〔適應計算模板抗變形能力〕側模面板計算面板為20mm厚木膠板，模板次楞〔豎向分配梁〕間距為300mm，計算高度1000mm。面板截面參數：Ix=666670mm4，Wx=66667mm3，Sx=50000mm3，腹板厚1000mm按計算簡圖1〔3跨連續梁〕計算結果：Mmax=0.82*106N.mm，Vx=16315N，fmax=0.99由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為2.48MPa，大于1.35MPa不滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為4.89MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/304，不滿足。按計算簡圖2〔較符合實際〕計算結果：Mmax=0.25*106N.mm，Vx=9064N，fmax=0.1由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為0.68MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為3.82MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/1662，滿足。由此可見合理的建立計算模型確實能減少施工投入防止不必要的浪費。豎向次楞計算次楞荷載為：q3=90.64*103*0.3=27192N/m=27.19N/mm，選用方木100*100mm，截面參數查附表。水平主楞間距為900mm，按3跨連續梁計算。按計算簡圖計算Mmax=2.20*106N.mm，Vx=14683N，fmax=1.92mm，Pmax=26.92*103計算結果：由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為2.20MPa，不滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為13.21MPa，不滿足。由fmax/L得撓跨比為1/469，滿足。在不滿足施工的情況下調整水平主楞間距為600mm，計算結果：Mmax=0.98*106N.mm，Vx=9788N，fmax=0.37mm，Pmax=17.95*103由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為1.47MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為5.87MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/1584，滿足。3.1.3水平主楞〔橫向背肋〕計算水平主楞豎向間距經計算確定為600mm，水平向對拉桿最大距離為900mm，其水平向荷載為豎向次楞傳遞的集中力17.95*103N〔水平向，間距300mm〕。以對拉桿作為支承點，按3跨連續梁進行計算選用2根12號普通槽鋼，截面參數Ix=7.64*106mm4，Wx=121259mm3，Sx=71437.7mm3，腹板總厚11mm工況2為最不利荷載位置，計算結果：Mmax=5.12*106N.mm，Vx=32609N，fmax=0.18mm，Pmax=59.54*10由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為27.72MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為42.19MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/5075，滿足。為了充分發揮槽鋼性能，將拉桿水平間距調整為1200mm，出現以下兩種工況：工況1計算結果：Mmax=8.89*106N.mm，Vx=43304N，fmax=0.55mm，Pmax=79.20*10工況2計算結果：Mmax=8.08*106N.mm，Vx=44875N，fmax=0.52mm，Pmax=78.54由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為38.14MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為73.27MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/2176，滿足。對拉桿計算對拉桿軸向拉力由上知為79.20KN〔水平主楞的最大支承力〕。也可根據對拉桿水平間距a=1200mm，垂直間距b=600mm，拉桿承受的平均拉力為：N=F*a*b=90.64拉桿采用Ф20圓鋼，故以79.20KN的軸向拉力做為控制計算。σ=N/A=79.20*103/314=252.23N/mm2＜fy=300N/mm2，滿足施工要求。混凝土結構設計標準GB50010-2002中規定fy=300N/mm2，建筑施工計算手冊第554頁fy=310N/mm2。但建筑施工計算手冊第449頁對Ф20拉桿容許拉力38.2KN作出規定，即f容許=170N/mm2。兩者之間存在矛盾，參考時需注意。從平安的角度考慮當f容許=170N/mm2時，拉桿面積應大于或等于79200/170=466mm2，拉桿直徑應大于或等于3.2箱梁底模鋼模和木模計算方法是一樣的，但鋼模需要單獨設計，梁底木模實際是支架體系的一局部。對于小鋼管滿堂支架來說，木模面板的強度決定了橫向分配梁〔模板次楞〕的間距，橫向分配梁的強度又決定了縱梁〔模板主楞〕的間距和立桿的橫距，縱梁的強度又決定了立桿的縱距。計算中取值：施工人員及設備荷載為1.5KN/m2，傾倒混凝土時產生的豎向荷載為4.0KN/m2，振搗混凝土時對水平模板產生的荷載為2.0KN/m2，木模自重荷載為0.50Kg/m2。混凝土密度取26KN/m3，底板和頂板混凝土脹模系數為1.05。計算底板時，施工人員荷載、設備荷載、木模自重荷載需要考慮箱內的影響。由于腹板下底模受力最大，以其作為控制計算。箱梁腹板高度4.5m，其混凝土自重荷載為4.5*26=117KN/m2。q1=〔117+0.5〕*1.2+〔1.5+4+2〕*1.4=151.5KN/m2〔適應計算模板承載能力〕q2=〔117+0.5〕*1.2=141.0KN/m2〔適應計算模板抗變形能力〕底板混凝土自重荷載〔0.25+0.5〕*1.05*26=20.48KN/m2。q3=〔20.48+0.5*2〕*1.2+〔1.5*2+4+2〕*1.4=38.38KN/m2〔適應計算模板承載能力〕q4=〔20.48+0.5*2〕*1.2=25.78KN/m2〔適應計算模板抗變形能力〕底模面板計算以腹板下底模面板做控制計算。面板為20mm厚木膠板，模板次楞〔橫向分配梁〕間距為300mm，計算寬度1000mm。按計算簡圖〔5跨連續梁〕計算結果：Mmax=0.43*106N.mm，Vx=15150N，fmax=0.20由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為1.14MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為6.39MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/994，滿足。底模次楞〔橫向分配梁〕計算橫向分配梁選用100*100mm方木，間距300mm。腹板下面次楞荷載為151.5*103*0.3=45450N/m=45.45N/mm。底板下面次楞荷載為38.38*103*0.3=11514N/m=11.52N/mm。腹板下縱梁間距為300mm，底板下縱梁間距600mm，腹板下面計算結果：Mmax=0.409*106N.mm，Vx=8181N，fmax=0.04mm，Pmax=14.0*103N。由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為1.23MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為2.45MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/7580，滿足。底板下面計算結果：Mmax=0.415*106N.mm，Vx=4147N，fmax=0.16mm，Pmax=7.60*103由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為0.62MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為2.49MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/3740，滿足。底模主楞〔縱梁〕計算縱梁荷載為橫向分配梁傳遞的集中力14.0KN〔腹板下，荷載間距300mm〕、7.6KN〔底板下，荷載間距300mm〕，以腹板下縱梁作為控制計算。縱梁選用120*150mm方木，截面參數查縱梁下立桿步距600mm，按3跨連續梁計算。工況1計算結果：Mmax=1.48*106N.mm，Vx=18872N，fmax=0.14mm，Pmax=30.13*10工況2計算結果：Mmax=1.89*106N.mm，Vx=17150N，fmax=0.18mm，Pmax=31.15*10由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為1.57MPa，略大于設計強度，根本滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為4.2MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/3333，滿足。4滿堂支架計算碗扣式鋼管支架門架式鋼管支架扣件式滿堂支架〔后圖為斜腿鋼構〕4.1立桿及底托立桿強度及穩定性〔通過模板下傳荷載〕由上例可知，腹板下單根立桿〔橫向步距300mm，縱向步距600mm〕在最不利荷載作用下最大軸力P=31.15KN，在模板計算荷載時已考慮了恒載和活載的組合效應〔未計入風壓，風壓力較小可不予考慮〕。可采用此值直接計算立桿的強度和穩定性。立桿選用Ф48*3.5小鋼管，由于目前的鋼管壁厚均小于3.5mm并且厚度不均勻，可按Ф48*3.2或Ф48*3.0進行穩定計算。以下按Ф48*3.0進行計算，截面A=424mm2。橫桿步距900mm，頂端〔底部〕自由長度450mm，那么立桿計算長度900+450=1350mm。立桿長細比：1350/15.95=84.64按GB50017--2003第132頁注1計算得繞X軸受壓穩定系數φx=φy=0.656875。強度驗算：31150/424=73.47N/mm2=73.47MPa，滿足。穩定驗算：31150/(0.656875*424)=111.82MPa，滿足。立桿強度及穩定性〔依照《建筑施工扣件式鋼管腳手架平安技術標準》〕支架高度16m，腹板下面橫向步距0.3m，縱向〔沿橋向〕步距0.6m，橫桿步距0.9立桿荷載計算：單根立桿自重：(16+〔16/0.9〕*〔0.3+0.6〕+0.325*16*0.9)*33=1210N=1.21KN。單根立桿承當混凝土荷載：26*4.5*0.3*0.6=21.06KN。單根立桿承當模板荷載：0.5*0.3*0.6=0.09KN。單根立桿承當施工人員、機具荷載：1.5*0.3*0.6=0.27KN。單根立桿承當傾倒、振搗混凝土荷載：〔2.0+4.0〕*0.3*0.6=1.08KN。風荷載：WK=0.7uz*us*w0風壓高度變化系數uz查《建筑結構荷載標準》表可取1.25〔支架高度20m內，丘陵地區〕；風荷載腳手架體型系數us可取1.3ψ〔敞開框架型，ψ為擋風系數，可查《建筑施工扣件式鋼管腳手架平安技術標準》表A-3，表中無參照數據時可按下式計算〕；擋風系數ψ=1.2*An/Aw。1.2為節點增大系數；An為擋風面積〔An=〔L+h+0.325*L*h〕*d=〔0.6+0.9+0.325*0.6*0.9〕*0.048=0.08m2，L為立桿的縱距，h為橫桿的步距，0.325為每平方米剪刀撐的長度，d為鋼管的外徑〕；Aw為迎風面積〔Aw=L*h=0.6*0.9=0.54m2，L為立桿的縱距，h為橫桿的步距〕。故ψ=1.2*0.08/0.84=0.114根本風壓w0查《建筑結構荷載標準》D.4表可取0.30KN/m2〔根據地區情況，浙江杭州〕。風荷載為WK=0.7*1.25*1.3*0.114*0.3=0.04KN/m2。不考慮風載時立桿的強度和穩定性：立桿計算荷載：N=1.2*〔1.21+21.06+0.09〕+1.4*〔0.27+1.08〕=28.72KN。由于28.72KN<31.15KN(單根立桿在最不利荷載作用下由模板下傳的最大軸力P=31.15KN)，由于立桿最大軸力為31.15KN時已通過強度和穩定性計算，故無需檢算。考慮風載時立桿的強度和穩定性：立桿計算荷載：N=1.2*〔1.21+21.06+0.09〕+1.4*0.85*〔0.27+1.08〕=28.44KN=28440N。風荷載產生的彎矩：MW=1.4*0.85*WK*L*h2/10〔3跨連續梁彎矩公式，L為立桿的縱距，h為橫桿的步距〕，MW=0.85*1.4*0.04*0.6*0.92=2300N.mm。立桿長細比84.64,計算得繞X軸受壓穩定系數φx=φy=0.656875。立桿截面參數A=424mm2，W=4493mm3。由N/〔φ*A〕+MW/W=28440/(0.656875*424)+2300/4493=102.62N/mm2=102.62MPa，滿足。立桿壓縮變形ε=N*H/(E*A)=28720*16000/(2.06*105*424)=5.26mmH為立桿的總高度，E為彈性模量，A截面面積。底托檢算當立桿最大軸力超過40KN時，那么大于標準底托的承載能力，需要另行設計底托或對現有底托采用加強措施〔《扣件式鋼管腳手架計算手冊》90頁，王玉龍編著〕。P=31.15KN<40KN，N=28.44KN<40KN，故滿足底托承載力要求。復雜地形組合支架跨線〔河〕組合支架4.2地基承載力模板下傳最不利荷載作用下最大軸力31.15KN，立桿下傳軸力采用根據標準計算為28.72KN，以31.15KN作為控制計算。一個底托下混凝土墊板最大面積為0.3*0.6=0.18m2〔腹板下面，按全部硬化處理地基承載力設計值最小需要滿足31150/0.18=173.06KPa。當立桿橫縱間距大于0.6m時，通過以下方法來計算地基承載力：底托寬度0.15m，硬化混凝土厚度h，混凝土壓力擴散角為45。那么立桿軸力傳遞到地基外表的面積為〔2*h+0.15〕2。上例中混凝土厚度0.2m，那么單根立桿地基頂面承壓面積為：0.552=0.30mm2。在此說明：根據《扣件式鋼管腳手架平安施工標準》5.5立桿地基承載力計算：地基承載力設計值fg=kc*fk〔fk為地基承載力標準值，kc為支架地基承載力調整系數，對碎石土、砂土、回填土應取0.4，對粘土應取0.5，對巖石、混凝土應取1。4.3支架總體彈性沉降值面板最大撓度0.2mm，次楞〔橫梁〕最大撓度0.04mm，主楞〔縱梁〕最大撓度0.18mm，立桿壓縮值5.26mm，那么不考慮地基沉降因素支架彈性沉降值為：5.68mm。5臨時墩〔貝雷梁〕組合支架5.1荷載計算箱梁斷面劃分區間首先根據縱梁的位置對箱梁劃定區間：單側翼板面積A1=1.363mm2，頂板對應寬度為3.84m。單側腹板面積A2=3.648mm2，頂板對應寬度為1.78m。底板面積2*A3=2*1.325=2.65mm2，頂板對應寬度為2*2.58=5.16m。頂板面積2*A4=2*0.737=1.474mm2，頂板對應寬度為2*2.58=5.16m。荷載計算〔順橋方向〕翼板局部：混凝土荷載1.363*26*1.05=37.21KN/m模板荷載1.1*3.84=4.22KN/m〔鋼模板取110kg/m2=1.1KN/m2〕施工臨時荷載〔1.5+0.2+0.4〕*3.84=8.06KN/m荷載組合1.2*〔37.21+4.22〕+1.4*8.06=61.0KN/m腹板局部：混凝土荷載3.648*26*1.05=99.59KN/m模板荷載1.1*〔4.0*2+0.9〕=9.79KN/m〔內外腹板+底板局部〕施工臨時荷載〔1.5+0.2+0.4〕*1.78=3.74KN/m荷載組合1.2*〔99.59+9.79〕+1.4*3.74=136.49KN/m底板局部：混凝土荷載〔2.650+1.474〕*26*1.05=112.59KN/m〔底板+頂板〕模板荷載1.1*2*5.16=11.35KN/m〔頂板+底板局部〕施工臨時荷載〔1.5*2+0.2+0.4〕*5.16=18.58KN/m〔施工人員機具荷載*2〕荷載組合1.2*〔112.59+11.35〕+1.4*18.58=174.74KN/m5.2縱梁設計檢算貝雷上橫向分配梁計算同前，略。單片貝雷桁架片荷載單側翼板縱梁選用2排單層貝雷桁架片，單片計算荷載61.0/2=30.5KN/m。單側腹板縱梁選用3排單層貝雷桁架片，單片計算荷載136.49/3=45.5KN/m。底板縱梁選用選用5排單層貝雷桁架片，單片計算荷載174.74/5=34.9KN/m。單層貝雷桁架片300/3=100Kg/m，即自重為1*1.2=1.2KN/m。貝雷桁架檢算以腹板縱梁作為控制計算，臨時支墩跨度8.0m計算簡圖：計算結果：Mmax=298.88KN.m，Vx=224.16KN，fmax=2.55mm，Pmax=411.0KN貝雷桁架片參數見前面介紹。由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為15.14MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為89.36MPa，滿足。由fmax/L得撓跨比為1/3144，滿足。Mmax=298.88<788.2KN.m，滿足。Vx=224.16<245.2KN，滿足。計算補充說明由于建立貝雷模型時其力學參數與前文描述略有差異，計算結果會存在一些偏差，僅在施工中提供參考。其次計算時將3*8m貝雷桁架看做剛性材料，未考慮中其中銷軸部位變形。其應在強度滿足和容許彎矩、剪力滿足的情況下可通過加載預壓的方式來獲取準確下撓值。現場解決貝雷下撓大的方法：增加貝雷桁架數量；貝雷梁錯孔布置；增加梁片橫向聯系；減少支墩跨度。使用貝雷梁作棧〔便〕橋時，應分析活載作用下多種最不利荷載組合。橋面較寬時現場應結合計算時采用的假定條件，對重載車輛行駛的速度和輪位進行嚴格限制。5.3橫梁檢算橫梁的荷載橫梁荷載：橫梁承當貝雷梁下傳的集中荷載，由于不同部位的貝雷梁下傳荷載不同，故應分別計算。由可知，箱梁腹板位置單片貝雷下傳荷載P腹=411.0KN。經計算：箱梁底板位置單片貝雷下傳荷載P底=317.3KN，箱梁翼板位置單片貝雷下傳荷載P翼=278.9KN。橫梁選材和計算橫梁的選用與支墩的數量和布置有必然的關系，支墩設計少那么鋼橫梁相應型號較大，支墩布置不合理那么橫梁選材相對困難。由于箱梁荷載主要集中在腹板位置，其次箱梁翼板下方橫梁的懸臂不宜太長，可將支墩放置在靠近腹板的位置兩側，該位置支墩間距1.5-2.5m為宜〔較小值適應鐵路，較大值適應為了減少橫梁的變形，支墩的位置盡可能和上面一組貝雷片對應使該組貝雷梁不對橫梁產生彎矩。合理布置完成支架結構，橫梁通過試算進行選材。橫梁試算：橫梁計算簡圖：計算結果：Mmax=418.35KN.m，Vx=932.94KN，Pmax=1408.9KN。橫梁首先選用2*I40a進行試算由Mmax/Wx計算得穩定應力為195.60MPa，滿足。由Vmax*Sx/(Ix*Tw)計算得最大剪應力為129.23MPa，不滿足。自由端最大撓度為fmax=14.60mm選用2*I45a進行試算，試算結果：由Mmax/Wx計算得穩定應力為148.22MPa，滿足。由Vmax*Sx/(Ix*Tw)計算得最大剪應力為105.33MPa，滿足。自由端最大撓度為fmax=9.83mm(撓跨比為1/411)現場即可選用2*I45a作為橫梁。經過計算可知，自由端受撓度制約，腹板下受剪力制約，中間兩根支墩受壓較大〔1408.9KN〕。5.4支墩穩定性支墩最大軸力P=1408.9KN。支墩選用Φ500*10熱軋鋼管，截面積A=15393.8mm2，支墩高度18m強度驗算軸壓力N=1408.9KN，計算得強度應力為91.52MPa，滿足〔由最大板厚10mm得截面抗拉抗壓抗彎強度設計值f=215MPa〕。穩定驗算其回轉半徑ix=173.28mm，繞X、Y軸長細比為103.88，截按GB50017--2003第132頁注1計算，得繞X、Y軸受壓穩定系數φx=φy=0.530228。計算得繞X、Y軸穩定應力為172.61MPa，滿足。局部穩定驗算外徑與壁厚之比為50滿足(見GB50017--2003第59頁外徑與壁厚之比不能超過100)。支墩計算的補充說明在支墩高度較低的情況下，自由長度可以按支墩高度計算。在斜拉橋、懸索橋等橫梁施工時支墩高度比擬大，支墩一般8-10m左右和塔身固定，自由長度可取支墩頂端自由長度+10m來計算比擬合理。對支墩的計算僅考慮了軸向力，施工時橫梁的布置必須位于支墩中部〔有必要的情況下應對橫梁兩側加設限位板〕，盡可能防止支墩人為造成的偏心，特別針對較高支墩應加強現場控制。由于不同位置支墩受壓不同，支墩安裝的垂直度存在誤差，所以較高的支墩應設剪刀撐，一方面增加了支架整體性能，另一方面可有效縮短了支墩的自由長度。臨時墩、貝雷梁組合支架支墩橫橋向支墩縱橋向5.5混凝土根底及地基地基計算橫向單排4個支墩荷載匯總：〔1175+1408.9〕*2=5167.8KN。對地基的強度要求與混凝土根底底面積大小有關。地基承載力取180KPa時，混凝土根底底面積應為：5167.8/180=28.71m2混凝土根底橫向寬度根據支架布置情況取12.5m時，那么寬度應不小于2.3m。5.5.2混凝土根底支墩為Φ500*10熱軋鋼管，那么混凝土根底頂面預埋鋼板尺寸應大于600*600mm。那么混凝土根底局部受壓：1408900/0.36=3.91MPa。C15混凝土即可滿足，實際施工中大多采用C20鋼筋〔素〕混凝土。根據建筑地基根底設計標準〔GB50007-2002〕要求：柱下條形根底的混凝土強度等級，不應低于C20。根據上述標準要求：柱下條形根底梁的高度宜為柱距的1/4-1/8〔最大柱距400cm，根底高度應控制在50-100cm〕，條形根底的端部宜向外伸出，其長度宜為第一跨距的0.25倍〔跨距2.65m，那么外伸長度應為65cm〕。減少根底混凝土用量的方法有：提高地基承載力；混凝土根底可設計成階形和錐形；支墩跨度減小；使用獨樁根底等。支墩因橫向連接太弱并缺少剪刀撐而出現的失穩現象滿堂支架施工蓋梁〔適應低墩〕臨時支墩施工蓋梁〔適應低墩、地基差〕6懸空支架-預留孔穿銷法預留孔穿銷施工〔柱式墩〕預留孔穿銷施工〔方形墩〕6.1蓋梁底模支撐縱、橫梁的計算以下橋為例。蓋梁幾何尺寸：13.35m*1.8m*1.5m〔長*寬*高〕，Ф1.4m墩柱為3根，墩柱橫向間距4.725m。施工荷載計算蓋梁鋼筋砼自重q1=1.05*1.8*1.5*26=73.71KN/m〔混凝土在澆筑期間為軟塑狀，可不考慮墩柱的支承，計算時假定95-100%混凝土均由支撐系統承當，1.05為混凝土脹模系數〕模板q2=0.8*〔1.5*2+1.8〕=3.84KN/m〔模板按80Kg/m2〕方木分配梁及橫梁等自重q3=2.0KN/m〔暫估〕施工人員及機具荷載q4=2.0*1.8=3.6KN/m混凝土傾倒荷載q5=4.0*1.8=7.2KN/m混凝土搗固荷載q6=2.0*1.8=3.6KN/m荷載總重q=q1+q2+q3+q4+q5+q6=73.71+3.84+2.0+3.6+7.2+3.6=93.95KN/m縱向分配梁計算底模下縱梁采用普通12號槽鋼，橫向間距35cm。單根縱梁荷載q0=q*0.35/1.8=93.95*0.35/1.8=18.27KN/m，計算跨距2.0m〔兩側橫梁的中心距〕。縱梁截面力學參數：Wx=61666.7mm3，Sx=35923.5mm3，抗拉抗壓抗彎強度設計值f=215MPa，抗剪強度設計值fv=125MPa。經計算：剪力范圍為-16.45—16.45KN，彎矩范圍為-9.04--0KN.m。由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為27.65MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為146.65MPa，滿足。最大撓度為4.7mm，撓跨比為1/425>1/400，滿足。橫梁計算橫梁采用熱軋普通I32a，單根橫梁荷載F=q/2=93.95/2=46.98KN/m。橫梁截面的力學參數：Wx=693750mm3，Sx=397244mm3，抗拉抗壓抗彎強度設計值f=215MPa，抗剪強度設計值fv=125MPa。第1跨計算結果：〔跨度為1.95M，懸臂端〕剪力范圍為-91.61—0KN，彎矩范圍為0—89.32KN.m，最大撓度為3.9mm(撓跨比為1/499<1/400)。由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為34.51MPa，滿足。由Mx/Wx)得計算得強度應力為128.75MPa，滿足。第2跨計算結果：〔跨度為4.725M〕剪力范圍為-110.38—111.60KN，彎矩范圍為-43.22—89.32KN.m，最大撓度為2.6mm(撓跨比為1/1811<1/400)。由Vx*Sx/(Ix*Tw)得計算得最大剪應力為42.04MPa，滿足。由Mx/Wx得計算得強度應力為128.75MPa，滿足。第3跨計算結果同第2跨，第4跨計算結果同第1跨，滿足施工需要。通過對橫梁計算得知單側橫梁三處約束位置的支承反力為：203.21KN、220.76KN、203.21KN。6.2銷軸計算以中間支承力F=220.76KN〔三者中最大〕作為銷軸設計的依據。銷軸計算時抗彎和抗剪均要考慮，不能忽略了抗彎強度的影響。通過屢次試算，銷軸選用Φ110mm的Q235圓鋼，其截面力學性能：Wx=130671mm3，A=9503mm2。抗拉抗壓抗彎強度設計值f=190MPa，抗剪強度設計值fv=110MPa〔根據鋼結構設計標準查知圓鋼直徑>=100mm銷軸抗彎計算Mx=220.76*0.1=22.08KN.m，σ=Mx/Wx=168.97MPa，滿足。銷軸抗剪計算V=F=220.76KN，τ=V/A=23.23MPa，滿足。合成應力170.56MPa<f，滿足。6.3墩身混凝土局部受壓計算墩柱直徑1.40m，計算時按90%計算。銷軸直徑110mm，故墩柱受壓面積s=0.11*1.4*0.9=0.139m2銷軸最大壓力P=220.76*2=441.52KN=441520N。混凝土受壓：σh=P/s=3.18MPa，根據現有墩柱混凝土強度設計滿足要求。7懸空支架-抱箍法抱箍法施工蓋梁〔主要適應圓形或圓端形墩〕仍按上例進行分析，在模板及其分配梁、橫梁不變的情況下，單只抱箍需要提供的摩擦力應為220.76*2=441.52KN，單側受力為220.76KN。7.1螺栓直徑的選擇單只抱箍的螺栓一般布置4列，排數2以上。本例選用3排進行計算，共計12根螺栓。螺栓的材質選用5.6級普通螺栓，其力學參數為：軸向抗拉設計強度為210MPa，剪切設計強度為190MPa。混凝土與鋼板的摩擦系數μ=0.3-0.5，抱箍與墩身之間有枯燥的土工布或橡膠墊時可以選0.4-0.5，在此計算采用μ=0.35。假定螺栓直徑d，那么：〔3.14*d2/4〕*210*106*12>441.52*103/0.35。經計算d>25.3mm，根據現有螺栓規格可選用M27。方形墩身不適應采用抱箍進行施工，假設使用抱箍的話，計算時僅能選用兩個面的摩擦力。7.2螺栓孔距及抱箍高度確實定根據高強螺栓連接的設計、施工標準，M27螺栓的螺栓孔徑d=30mm。螺栓孔的中心間距應在3d-12d之間，即90mm-360mm，現場選用95mm螺栓孔制構件邊緣的距離應在2d-4d之間，即60mm-120mm，現場選用65mm抱箍耳板在高度方向每列布置3個螺栓孔，孔距嚴格按標準要求進行計算選取，那么抱箍的高度應為65+95+95+65=320mm。從節約材料的角度抱箍的最小高度不得小于300mm〔60+90+90+60mm〕。7.3抱箍耳板寬度確實定抱箍單側連接板每排布設2個螺栓孔，那么連接板的寬度應為65+95+65=225mm。從節約材料的角度連接板的最小寬度不得小于210mm〔60+90+60mm〕。7.4抱箍板厚確實定抱箍鋼板選用A3鋼材。板厚=<20mm時，抗拉抗壓抗彎強度設計值為215MPa，抗剪強度設計值125MPa；板厚大于20mm并小于40mm時，抗拉抗壓抗彎強度設計值為200MPa，抗剪強度設計值115MPa。鋼板的高度經計算確定為320mm，假定鋼板的厚度為t，那么鋼板截面積0.32t。從截面受拉方面考慮單根螺栓最大設計拉力為3.14*0.0272/4*210*106=120.18KN，故單側6根螺栓對抱箍鋼板截面最大的拉應力6*120.18*103/0.32t<200*106，經計算t>0.008m=8mm。從截面受剪方面考慮鋼板承受剪力為220.76KN，故對抱箍鋼板截面的剪應力220.76*103/0.32t<115*106，經計算t>0.006m=6mm。鋼板暫定選用厚度12mm，由于箍身鋼板與連接板需要采用坡口焊接，故連接板和箍身鋼板厚度不宜相差較大。7.5 抱箍耳板厚度確定連接板厚度暫取12mm，連接板有效高度320-3*30〔預留孔〕=230mm。計算截面為2片連接板合并截面，其力學參數為：截面Wx=211600mm3，板厚24mm，抗拉抗壓抗彎強度設計值f=190MPa，抗剪強度設計值fv=110MPa。連接板抗彎計算：σ=Mx/Wx=22.08*103/0.2116*10-3=104.35MPa，滿足。連接板抗剪計算：τ=V/A=220.76*103/〔0.024*0.23〕=40.0MPa，滿足。合成應力為111.75MPa<f，滿足。7.6連接板焊縫計算焊縫高度h=4mm，焊縫計算高度取hf=0.7*4=2.8mm，焊縫高度320mm，抱箍單側共有4條焊縫，其組合截面力學參數為：If=3.05835e+007mm4，Wf=191147mm3，Af=3584mm2。由鋼號Q235查得焊縫強度fwt=160MPa。彎矩產生的正應力σf=M/Wf=22.08*103/0.1911*10-3=115.54MPa，滿足。剪力產生的剪應力τf=V/Af=220.76*103/3.584*10-3=61.60MPa，滿足。合成應力為130.93MPa<fwt，滿足。通過計算焊縫高度為4mm滿足施工需要。8懸空支架-預設牛腿法預埋牛腿施工蓋梁〔適應方形墩〕仍采用上例中結果。8.1牛腿設計計算牛腿選用熱軋普通I32a，截面力學參數：Wx=693750mm3，Sx=397244mm3，Ax=6710mm2，抗拉抗壓抗彎強度設計值f=215MPa，抗剪強度設計值fv=125MPa。σ=Mx/Wx=22.08*103/0.6938*10-3=31.82MPa，滿足。τ=V/A=220.76*103/6.71*10-3=32.90MPa，滿足。合成應力為45.77MPa<f，滿足。8.2焊縫連接計算焊縫高度h=4mm，焊縫計算高度hf=2.8mm，牛腿I32a采用周邊焊，焊縫力學參數為：Wf=250580mm3，Af=2917彎矩產生的正應力σf=M/Wf=22.08*103/0.2506*10-3=88.11MPa，滿足。剪力產生的剪應力τf=V/Af=220.76*103/2.917*10-3=75.68MPa，滿足。合成應力為116.1MPa<fwt，滿足。8.3預埋鋼筋計算預埋筋承載力計算預埋筋采用8根Φ20圓鋼，布置如圖示，其截面Wx=155146mm3。截面抗拉抗壓抗彎強度設計值f=190MPa，抗剪強度設計值fv=110MPa。最上排預埋筋承受拉力最大，由σ=M/Wx=22.08*103/0.1551*10-3=142.36MPa，滿足。每根預埋筋承受剪力Q=220.76/8=27.60kN，由τ=Q/〔3.14*0.012〕=87.88MPa，滿足。合成應力為167.30MPa<f，滿足。預埋筋錨固長度的計算依據混凝土結構設計標準的方法，錨固長度為L=α*f*d/ft。公式中：L-受拉鋼筋的錨固長度；f-鋼筋的抗拉強度設計值為190MPa；ft-混凝土軸心抗拉強度設計值，標準規定當墩身混凝土強度為c30時為1.43MPa；d-鋼筋的公稱直徑=20mm；α-鋼筋的外形系數，圓鋼取0.16。那么L=0.16*190*20/1.43=425mm。8.4預埋鋼板厚度的計算每個預埋筋承受剪力Q=27.60KN，預埋板采用選用A3鋼材，抗剪強度設計值125MPa。假定板厚為t，那么作用在預埋筋上的面積為0.02t，那么有〔27600/0.02t〕<125*106，經計算得知t>0.011=11mm。9懸空支架-三角托架以高堯Ⅰ號大橋為例，長度11m的0號塊和長度3.5m的1號塊采用了懸空托架施工。根據主墩為雙空心薄壁墩的設計特點和墩高限制，0號塊懸空托架在設計時采用了聯體三角托架和簡支托梁的兩種施工方案。9.1三角托架及其使用材料縱向分配梁位于底模和翼板桁架下面，采用I25a熱軋普通工鋼，翼板下橫向間距90cm，腹板下間距24cm，中間底板下間距47-75cm。單根長度5.98m，共計21根。其材料截面參數：Wx=401600mm3，Sx=228874mm3，腹板8.5mm，最大壁厚13.7mm主橫梁位于縱向分配梁下面，采用I45a熱軋普通工鋼。縱向間距分別為273cm，36cm，273cm，以0號塊中心縱向對稱布置。單根長度13m，共計4根。其材料截面參數：Wx=1.43111e+006mm3，Sx=829582mm3，腹板11.5mm落梁楔塊位于主橫梁下方與托架的結合部位，主要為了調整底模標高和便于模板、支架撤除。一般情況下采用鋼〔木〕制楔塊或鋼砂筒，本橋采用鋼砂筒，共計16個。本橋鋼砂筒為外徑為280mm厚度16mm的鋼板卷制，也可用壁厚16mm管徑280mm的鋼管。砂筒高度不宜太高，控制在350mm之內并能保證落梁50-100mm即可。三角托架托架位于落梁楔塊的下方。橫橋方向設4片三角托架，托架間距分別為1.2m、3.75m、1.2m，以0號塊中心橫向對稱布置。單端托架水平撐長度2.99m，兩端托架安裝完成后將托架水平撐連接成整體。三角托架總高度3.40m，水平撐和斜撐夾角45。，為等腰直角三角形設計。單片三角托架水平撐和斜撐均采用2根[32a熱軋普通槽鋼對口放置成箱型截面，與墩身預埋件剛性連接。水平撐和斜撐截面參數：Ix=1.47722e+008mm4，Wx=923260mm3，Sx=544959mm3，A=9573mm2，腹板16預埋牛腿預埋鋼板的板厚16mm，加強板板厚20mm，單片預埋鋼板幾何尺寸400*600mm，加強板為三角形，水平撐位置加強板幾何尺寸150*240mm，斜撐位置加強板幾何尺寸300*400mm。預埋鋼板、加強板、水平撐及橫撐之間焊接方式為坡口焊，焊縫高度不小于8mm。預埋鋼板預留螺栓孔，墩身預埋鋼筋采用Ф20圓鋼。托架拼裝階段〔縱橋向〕托架拼裝階段〔橫橋向〕澆筑階段和鋼筋綁扎階段9.2施工荷載的計算混凝土荷載箱梁混凝土單端翼板〔橫寬3.0m〕面積1.32m2，單側腹板〔橫寬0.85m〕面積7.65m2，頂板和中間局部底板〔橫寬5.3m〕面積10.10m2單端翼板混凝土重1.32*26*1.05=36.04KN/m單側腹板混凝土重7.65*26*1.05=208.85KN/m頂板、底板混凝土重10.10*26*1.05=275.73KN/m模板荷載箱梁模板重量按85kg/m2〔鋼模80-125kg/m2〕計算，即0.85KN/m2。翼板寬度3.0m，腹板寬度0.85m，內外側高度7.8m、8.5m，中間局部底板寬度5.3m。順橋向：單端翼板模板重3*1*0.85=2.55KN/m單側腹板內外模板重〔8.5+7.8+0.85〕*1*0.85=14.58KN/m底板、頂板模板重〔5.3+5.3〕*1*0.85=9.01KN/m內外模桁架或支架外模〔翼板〕桁架由槽鋼、角鋼焊制，順橋向12.50KN/m內模采用鋼管支架，順橋向4.50KN/m臨時荷載施工人員及機具按2KPa計算，順橋向：單端翼板3*1*2=6.0KN/m單側腹板0.85*1*2=1.70KN/m底板、頂板〔5.3+5.3〕*1*2=21.20KN/m混凝土傾倒和振搗按4KPa計算，順橋向：單端翼板3*1*4=12.0KN/m單側腹板0.85*1*4=3.40KN/m底板、頂板5.3*1*4=21.20KN/m各局部順橋向施工荷載匯總〔考慮到預壓荷載為120%，故計算荷載均*1.2〕單端翼板〔36.04+2.55+12.5+6.0+12〕*1.2=82.91KN/m單側腹板〔208.85+14.58+1.7+3.4〕*1.2=274.24KN/m底板、頂板〔275.73+9.01+4.5+21.20+21.20〕*1.2=331.64KN/m9.3縱向分配梁計算箱梁腹板位置縱向分配梁單側腹板下面橫向布置4根普通熱軋I25a作為縱梁，那么每根縱梁荷載q1=274.24/4=68.56KN/m。計算模型〔支承位置為主橫梁〕：將計算簡化成簡支梁便于計算，材料自重放大系數為1.2，計算結果：最大剪力94.52KN，最大彎矩63.60KN.m。由Vx*Sx/(Ix*Tw)計算得最大剪應力為53.86MPa，滿足。由Mx/Wx計算得最大彎曲應力為158.36MPa，滿足。最大撓度為4.76mm，撓跨比為1/574<1/400，滿足。2處支承反力分別為101.11KN、106.94KN。縱梁支承位置為主橫梁，支承反力也就是傳遞主橫梁的集中荷載。箱梁底板位置縱向分配梁計算底板下面橫向布置7根普通熱軋I25a作為縱梁，那么每根縱梁荷載q2=331.64/7=47.38KN/m。計算模型與腹板下縱梁相同，底板荷載小于腹板〔47.38KN/m<68.56KN/m〕，故該部位縱梁抗彎、抗剪及撓度均滿足要求。為了方便檢算主橫梁，需要對其支承反力進行計算。經計算支承反力為：69.36KN、74.12KN。翼板下面縱向分配梁翼板下面橫向布置3根普通熱軋I25a作為縱梁，那么每根縱梁荷載q3=82.91/3=27.64KN/m。翼板荷載小于腹板〔27.64KN/m<68.56KN/m〕，故該部位縱梁抗彎、抗剪及撓度均滿足要求。為了方便檢算主橫梁，需要對其支承反力進行計算。經計算支承反力為：40.76KN、43.54KN。9.4主橫梁計算主橫梁為I45a熱軋普通工鋼，其上部承受21根不同位置的縱梁下傳的集中力，下部由4片托架支撐。主橫梁受力簡圖：由于中間位置主橫梁受力明顯大于靠墩身位置主橫梁，故以其作為控制計算。中間位置主橫梁檢算共有5跨，梁材性Q235，材料自重放大系數為1.2。第1跨計算結果〔3.28m，懸臂端〕：最大剪力240.71KN，最大彎矩292.55KN.m。由Vx*Sx/(Ix*Tw)計算得最大剪應力為53.93MPa，滿足。由Mx/Wx計算得最大彎曲應力為204.42MPa，滿足。第2跨計算結果〔1.35m〕：最大剪力435.25KN，最大彎矩292.55KN.m。由Vx*Sx/(Ix*Tw)計算得最大剪應力為97.51MPa，滿足。由Mx/Wx計算得最大彎曲應力為204.42MPa，滿足。最大撓度為0.47mm，撓跨比為1/2870<1/400，滿足。第3跨計算結果〔3.75m〕：最大剪力187.32KN，最大彎矩103.35KN.m。由Vx*Sx/(Ix*Tw)計算得最大剪應力為41.97MPa，滿足。由Mx/Wx計算得最大彎曲應力為72.21MPa，滿足。最大撓度為1.85mm，撓跨比為1/2029<1/400，滿足。第4跨計算結果同第2跨，第5跨計算結果同第1跨。4處支承反力經計算分別為：675.96KN、226.31KN、226.31KN、675.96KN。主橫梁支承位置為三角托架的水平撐，支承反力也就是傳遞托架的集中荷載。靠近墩身位置主橫梁檢算由于該橫梁集中力荷載均小于中間位置主橫梁，故橫梁的抗彎抗剪強度不需檢算。但主橫梁支承位置為三角托架的水平撐，支承反力是傳遞托架的集中荷載。故對4處支承反力經計算分別為：637.08KN、139.46KN、139.46KN、637.08KN。9.5砂桶計算單只砂桶受壓按675.96*1.2=812KN進行控制計算，1.2為平安系數。砂桶的頂心直徑20cm，那么頂心傳遞給細砂壓應力為：N/A=812000/(3.14*0.22/4)=25.86MPa。泄砂桶內壁直徑為28-1.6*2=24.8cm，泄砂桶裝砂高度15cm，細砂向砂桶壁的側向力為：25.86*0.248*0.15=961KN。泄砂桶桶壁厚度1.6cm，桶壁高度20cm，那么桶壁拉應力：961000/(2*0.016*0.2)=150.16MPa<205MPa，滿足。說明：局部橋梁工程師在計算最后一步時，桶壁計算高度=裝砂高度=15cm，那么桶壁拉應力為961000/(2*0.016*0.15)=200MPa。基于平安考慮，建議可采用該法。9.6托架計算從下傳荷載可知，墩身兩側的托架受力明顯大于中間托架，故以墩身兩側托架做控制計算。托架斜桿的壓力：Px=675.96/cos40o=882.40KN，水平撐軸向拉力：Pz=882.40*sin40o=567.20KN。托架水平撐根據設計托架水平撐為無彎矩結構。其軸向拉應力：σ=Pz/A=567.20*103/9.573*10-3=59.25MPa其端部剪切力：τ=675.96*103/9.573*10-3=70.61MPa合成應力為92.18MPa，滿足。托架斜撐按軸向受力的壓桿進行穩定計算。計算長度3.93m，雙根[32a熱軋普通槽鋼對口成箱型截面。繞x軸盤旋半徑124.22mm，長細比31.64，按鋼結構設計標準b類截面計算繞X軸受壓穩定系數0.930。繞y軸盤旋半徑120.19mm，長細比32.70，按鋼結構設計標準b類截面計算繞X軸受壓穩定系數0.926。σx=882.40/〔0.930*9.573*10-3〕=99.11MPa，滿足。σy=882.40/〔0.926*9.573*10-3〕=99.54MPa，滿足。水平撐牛腿水平撐牛腿預埋鋼板尺寸及厚度計算、連接位置焊縫計算、錨固鋼筋直徑和錨固長度計算參照第8節預