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1、滿堂式碗扣支架支架設計計算 鄭州市中州大道與鄭新快速通道立交工程鄭新主線橋起點樁號ZXK1+464.684～ZXK2+245.622，橋梁長780.938米，寬25.3米，橋孔布置：（2X35）+3X（3X35）+（32+2X49+32）+(2X35.984+2X35.985)+(3X30)，上部結構為預應力混凝土連續(xù)箱梁，為單箱四室型斷面形式，標準結構寬度25.3米，懸臂長2.4米，支點梁高2.0米，支座間距8米，頂板厚22CM,底板厚22CM,腹板厚45-75CM，雙向預應力結構，A類構件設計。該區(qū)段連續(xù)箱梁結構設計有兩種形式，除第五聯為變高段連續(xù)箱梁，其余為等高段箱梁。為此，依據設計圖

2、紙、鄭新主線橋施工依據相關技術規(guī)范、水文、地質情況，并充分結合現場的實際施工狀況，為便于該區(qū)段連續(xù)箱梁的施工，保證箱梁施工的質量、進度、安全，我部采用滿堂式碗扣支架組織該區(qū)段連續(xù)箱梁預應力混凝土逐段現澆施工。 一、 滿堂式碗扣件支架方案介紹 滿堂式碗扣支架體系由支架基礎（厚50cm山皮石分兩層、10cm級配碎石面層，各層壓路機碾壓密實，原中州大道行車道寬14米范圍采用原地面作基礎即可），沿線路中心向兩側留2%的橫坡，避免支架范圍內地面積水，Φ483mm碗扣立桿、橫桿、斜撐桿、可調節(jié)頂托、10cm15cm底墊木、10cm15cm或10cm10cm木方做橫向分配梁、10cm10cm木方縱向分配

3、梁；模板系統(tǒng)由側模、底模、芯模、端模等組成。10cm15cm木方分配梁沿橫橋向布置，直接鋪設在支架頂部的可調節(jié)頂托上，箱梁底模板采用定型大塊竹膠模板，后背10cm10cm木方，然后直接鋪裝在10cm15cm、10cm10cm木方分配梁上進行連接固定；側模、翼緣板模板為整體定型鋼模板。（主線橋35m跨等高連續(xù)梁一孔滿堂支架結構示意圖見附圖XL-1、2、3所示）。 根據箱梁施工技術要求、荷載重量、荷載分布狀況、地基承載力情況等技術指標，通過計算確定，每孔支架立桿布置:縱橋向為:3*60cm+35*90cm +3*60cm,共計41排。橫橋向立桿間距為：【120cm+3*90cm+3*60cm +

4、3*90cm +3*60cm +4*90 cm+（3*60）/2cm】X2，即腹板區(qū)為60cm，兩側翼緣板（外側）為120cm，其余為90cm，共39排；支架立桿步距為120cm，在橫梁和腹板部位的支架立桿步距加密為60cm，支架在橋縱向每360cm間距設置剪刀撐；支架兩端的縱、橫桿系通過墊木牢固支撐在橋墩上；立桿頂部安裝可調節(jié)頂托，立桿底部支立在底托上，底托安置在支架基礎上的10cm15cm木墊板上。以確保地基均衡受力。 二、 支架計算與基礎驗算 (一) 資料 （1）WJ碗扣為Φ483.5 mm鋼管； （2）立桿、橫桿承載性能： 立 桿 橫 桿 步距（m） 允

5、許載荷（KN） 橫桿長度（m） 允許集中荷載（KN）） 允許均布荷載（KN） 0.6 40 0.9 4.5 12 1.2 30 1.2 3.5 7 1.8 25 1.5 2.5 4.5 2.4 20 1.8 2.0 3.0 （3）根據《工程地質勘察報告》，本橋位處地基容許承載力在80Kpa以上。 (二) 荷載分析計算 （1）箱梁實體荷載： a、縱橋向根據箱梁斷面變化，按分段均布荷載考慮，其布置情況如下： 縱橋向荷載分布圖 b、 橋向各斷面荷載分布如下： 橫橋向荷載分布圖 （2）模板荷載q2： a、內模（包括支撐架）：取q2－1

6、=1.2KN/m2； b、外模（包括側模支撐架）：取q2－2=1.2KN/m2； c、底模（包括背木）：取q2－3=0.8KN/ m2 ； （3）施工荷載： 因施工時面積分布廣，需要人員及機械設備不多，取q3=2.0KN/m2（施工中要嚴格控制其荷載量）。 （4）碗扣腳手架及分配梁荷載： 按支架搭設高度≤10米計算：q4=1.5(鋼管)+0.85(分配梁)=2.35KN/m2。 （5）水平模板的砼振搗荷載，取q5=2 KN/m2。 （三）、碗扣立桿受力計算 （1） 在跨中斷面腹板位置，最大分布荷載： q＝q1-6+q2-1+q2-3+q3+q4+q5 =41.3+1.2+

7、0.8+2+2.35+2=49.65KN/m2 碗扣立桿分布60cm90cm，橫桿層距(即立桿步距)60cm，則 單根立桿受力為：N＝0.60.949.65=26.8KN<[N]=40 KN （2）在跨中斷面底板位置，最大分布荷載 q=q1-3+q2-1+q2-3+q3+q4+q5 =19.7+1.2+0.8+2+2.35+2=28.05 KN/m2 碗扣立桿分布90cm90cm，橫桿層距(即立桿步距)120cm，則 單根立桿受力為：N＝0.90.928.05=22.7KN<[N]=30 KN (3)跨中翼緣板位置立桿計算： q=q1-1+q2-2+q3+q4+q5 =9

8、.12+1.2+2+2.35+2=16.67 KN/m2 碗扣立桿分布為外側 90cm120 cm，其它為90 cm90 cm，橫桿層距(即立桿步距)120 cm，單根立桿最大受力為： N＝0.9（1.2/2+0.9/2）16.67=15.8KN<[N]=30 KN (4)邊支點翼緣板位置立桿計算： q=q1-10+q2-2+q3+q4+q5 =20.3+1.2+2+2.35+2=27.85 KN/m2 碗扣立桿分布為外側60cm120cm，其它為60 cm90cm，橫桿層距(即立桿步距)120 cm，由單根立桿最大受力為：N＝0.6（1.2/2+0.9/2）27.85=17.6K

9、N<[N]=30 KN (5)在橫梁底板位置: q=q1-8+q2-3+q3+q4+q5 =47.2+0.8+2+2.35+2=54.35KN/m2 碗扣立桿分布為0.6 cm0.9cm,橫桿層距(即立桿步距)60cm,則 單根立桿受力為：0.60.954.35=29.4 KN/m2<[N]=40 KN 經以上計算，立桿均滿足受力要求。由于我部采用碗扣式滿堂支架，經試驗證明，碗扣式滿堂支架是扣件式滿堂支架穩(wěn)定性的1.15倍（＜＜砼模板與支架技術＞＞) 。 （四） 、地基受力計算 　　　由工程地質勘察報告，設計提供的地質勘探資料表明，地表土質為壓粘土、亞砂土、砂土，地基的承載力最

10、小為80kpa，無軟弱下臥層。各部位地基受力如下表： 箱梁部位 荷載（KN） 受力面積（m2) 地基受力(Kpa) 跨中腹板 26.8 0.6*0.9 49.63 跨中底板 22.7 0.9*0.9 28.1 跨中翼緣板 15.8 0.9*(1.2/2+0.9/2) 15 邊支點翼緣板 17.6 0.6*(1.2/2+0.9/2) 11.1 邊支點底板 29.4 0.6*0.9 54.5 （五） 、支架立桿穩(wěn)定性驗算 碗扣式滿堂支架是組裝構件，一般單根碗扣在承載允許范圍內就不會失穩(wěn)，為此以軸心受壓的單根立桿進行驗算： 公式：N≤[N]=

11、 ΦA[] 碗扣件采用外徑48mm，壁厚3 .5mm，A＝489mm2,A3鋼，I＝10.78*104mm4則，回轉半徑λ=（I/A）1/2=1..58cm, 跨中底板位置：h=120cm，橫梁底板位置步距h=60cm。 跨中底板處長細比λ＝L/λ=120/1.58=75.9<[λ]=150取λ＝76； 橫梁底板處長細比λ＝L/λ=60/1.58=37.9<[λ]=150取λ＝38； 此類鋼管為b類，軸心受壓桿件，查表 Φ＝0.744（跨中底板處），Φ＝0.893（橫梁底板處） []=205MPa 跨中底板處：[N]=0.744489205=74582.28N=74.6KN 橫

12、梁底板處：[N]=0.893489205=89518N=89.6KN 支架立桿步距120cm中受最大荷載的立桿位于跨中底板處，其N＝22.7KN；立桿步距60cm中受最大荷載的立桿位于橫梁底板處，其N＝29.4KN（見前碗扣件受力驗算） 由上可知：跨中底板處：26.8KN＝N≤[N]=74.6KN 橫梁底板處：29.4KN＝N≤[N]=89.6KN 跨中底板處：n＝n=[N]/N＝74.6/22.7＝3.3＞2 跨中底板處：n＝n=[N]/N＝89.6/29.4＝3.1＞2 結論：支架立桿的穩(wěn)定承載力滿足穩(wěn)定要求。 （六） 地基沉降量估算 （1）假設條件：E0在整個地層中變化不

13、大，計算地層按一層進行考慮。 （2）按照彈性理論方法計算沉降量： S= S——地基土最終沉降量； p——基礎頂面的平均壓力；按最大取值P＝55Kpa b——矩形基礎的寬度；0.6m μ、E0——分布為土的泊松比和變形模量；μ=0.2 ω——沉降影響系數，取1.12 E0=[1-2μ2/(1-μ)]Es Es=10.05Mpa E0=9.045 最終沉降量S＝5510-30.61.12(1-0.22)/9.045 =4mm （七） 分配梁受力計算 （1）10cm15cm木方 1015cm方木采用木材材料為A－3~A－1類，其容許應力，彈性模量按A－3類計，即：[σw

14、]＝12Mpa，E＝9103，10cm15cm方木的截面特性： W＝10152/6＝375cm3 I=10153/12=2812.54cm4 a. 在腹板部位：10cm15cm縱向分配梁驗算： 腹板部位的砼荷載q=41.3KN/m2,立桿縱向間距為90cm，橫向間距為60cm. a)、P計算： 1010cm橫向分配梁間距為30cm,其分配情況如上圖： p=ql橫0.3＝41.30.60.3=7.44KN b)強度計算： 因為p在跨中，數量n為3，n為奇數，l=900mm， 所以Mmax=（n2+1）npl/8 =（32+1）7.440.9/（83）=2.79KN/m=

15、2.79106N/mm σw=Mmax/w=2.79106/375103＝7.44MPa<[σw]=12MPa 滿足要求 c)撓度計算：根據n=3,n為奇數，l=900mm Wmax=（5n4+2n2+1）pl/384n3EI =（534+232+1）7.441039003/3843391032812.5104 ＝0.87mm

16、如下圖： p=ql縱0.3＝47.20.90.3=12.75KN b)強度計算： 因為p在跨中，數量n為2，n為偶數，l=600mm， 所以Mmax=npl/8 =212.750.6/8=1.91KN/m=1.91106N/mm σw=Mmax/w=1.91106/375103＝5.1MPa<[σw]=12MPa 滿足要求 c)撓度計算：根據n=2,n為偶數，l=600mm Wmax=(5n2+2)pl/384nEI =(522+2)12.751036003/384291032812.5104 ＝0.31mm

17、010cm木方分配梁受力計算 1010cm方木采用木材材料為A－3~A－1類，其容許應力，彈性模量按A－3類計，即：[σw]＝12MPa，E＝9103。10cm10cm方木的截面特性： W＝10102/6＝167cm3 I=10103/12=833.34cm4 在底板部位：10cm10cm縱向分配梁驗算： 底板部位的砼荷載q=19.7KN/m2,立桿縱向間距為90cm，橫向間距為90cm. a)P計算： 1010cm橫向分配梁間距為30cm，其分布情況如上圖： p=ql橫0.3＝19.70.90.3=5.32KN b)強度計算： 因為p在跨中，數量n為3，n為奇數，l=

18、900mm， 所以Mmax=（n2+1）npl/8 =（32+1）5.320.9/（83）=2KN/m=2106N/mm σw=Mmax/w=2106/375103＝5.4MPa<[σw]=12MPa 滿足要求 c)撓度計算：根據n=3,n為奇數，l=900mm Wmax=（5n4+2n2+1）pl/384n3EI =（534+232+1）5.41039003/384339103833.34104 ＝0..98mm

19、3KN/m2 （2）計算模式：竹膠模板面板寬122cm,其肋（背木）間距為30cm，因此，面板按四跨連續(xù)梁進行計算。 (3)面板驗算 面板規(guī)格: 2440mm1220mm12mm a強度驗算 竹膠面板的靜曲強度：[σ]縱向≥70Mpa，[σ]橫向≥50Mpa ∵跨度/板厚=300/12=25＜100 ∴屬小撓度連續(xù)板。 查“荷載與結構靜力計算表”得四跨連續(xù)梁彎距系數Km=－0.107 ∴Mmax=KmqL2=0.1070.041(300)2=395N.mm 面板截面抵抗矩: W=bh2/6=1122/6=24mm3 σ=M/W=395/24=16.5N

20、/mm2＜[σ]橫向=50Mpa，滿足要求。 b剛度驗算 竹膠面板的彈性模量：[E]縱向≥6103Mpa，[E]橫向≥4103Mpa 考慮竹膠面板的背帶為10cm10cm木方，面板的實際凈跨徑為200mm，故 ω=KωqL4/（100EI）=0.6320.041(200)4/(100410311003/12) =1.3 mm＜[ω]=1.5mm，滿足要求。 （4）背帶10cm10cm木方計算 a荷載：橫梁處最大荷載進行計算， q1=47.2KN/m2 計算模式：因分配梁為橫橋向布置，跨徑為90cm的連續(xù)梁，簡化為90cm簡支梁進行計算： b強度驗算 彎矩M和應

21、力σ： A－A斷面：M＝qL2/8=14.10.92/8=1.43KN.m σ=M/W=1.43103/(0.10.12/6) =8.5MPa<[σ]=12MPa 滿足受力要求 c剛度驗算 A－A斷面： ωmax=5qL4/(384EI )=514.11030.94/[3848.5109(0.10.13/12)] =1.7mm＜L/500=0.9/500=1.8mm 滿足受力要求 d抗剪驗算 [τ]=1.7Mpa A－A斷面：τ= qL/A=14.11030.9/(0.100.1)=1.3Mpa ＜ [τ]=1.7Mpa 滿足受力要求。 以上數據均滿足受力要求，但剛度與允許值接近，為了減少模板變形，在腹板和橫梁位置方1010cm橫向分配梁加密到20~25cm。