石济客专五里堂双线特大桥连续梁碗扣支架方案检算报告

1、1 碗扣支架方案1.1 0号块碗扣式支架布置碗扣式支架的立杆间距：腹板下支架：0.30m（横向）×0.30m（纵向），腹板下横向布置4排；底板下0.60m（横向）×0.60m（纵向）；翼缘板下0.90m（横向）×0.60m（纵向），横杆步距1.20m。碗扣支架具体布置图如图1所示。(a) 立面图（B-B截面）(b) 侧面图（A-A截面）（c） 平面图图1 0号块支架布置图1.2 边跨现浇段支架布置碗扣式支架的立杆间距：腹板下支架：0.30m（横向）×0.60m（纵向），腹板下横向布置4排；底板下0.60m（横向）×0.60m（纵向）；翼缘板下0

2、.90m（横向）×0.60m（纵向），横杆步距1.20m。碗扣支架具体布置图如图2所示。（a） 立面图（B-B截面）（b） 侧面图（A-A截面）（c） 平面图图2 边跨现浇段支架布置图2 验算依据铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范铁路桥涵地基和基础设计规范建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范（JGJ130-2001）混凝土结构设计规范（GB50010-2002）建筑结构荷载规范(GB 50009-2001)钢结构设计规范(GB 50017-2003)石济客专五里堂双线特大桥48+80+48m连续梁构造施工图3 0号块满堂支架检算3.1 检算荷

3、载 分项荷载根据建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范相关规定取值。（1） 混凝土自重预应力钢筋混凝土容重取26.5kN/m3。（2）脚手架附属设备等自重（3） 施工活荷载1） 施工人员、施工料具、运输荷载，按2.0kN/m2计；2） 水平模板的砼振捣荷载，按2.0kN/m2计；3） 倾倒混凝土冲击荷载，按2.0kN/m2计。（4） 水平风荷载=式中：0.5kN/m2 荷载组合：=1.2×永久荷载+1.4×活荷载=1.2×12.45+1.4×6.0=23.34 ：=1.2×永久荷载+1.4×活荷载=1.2×4.42+1.4

4、5;6.0=13.70 ：=1.2×永久荷载+1.4×活荷载=1.2×3.92+1.4×6.0=13.10 3.2 立杆竖向承载力验算（1） 腹板下立杆竖向承载力检算根据建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范（2001）表，横杆步距1.2m，长细比的计算公式为：式中：计算长度附加系数，取1.155；根据经验，取1.50。满足建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范条规定,250。计算立杆时按照最不利状态，即不考虑枋木的分配作用，假设每根立杆承受立杆间距范围内的混凝土自重，腹板下梁高按照6.40m计算，每根立杆承受的梁部混凝土自重为：=0.3×0.3

5、15;6.40×26.5=15.26kN立杆轴力为：=1.2×15.26+23.34×0.3×0.3=20.42kN；立杆轴心受压稳定系数：=0.386；立杆应力为：=20.42/489/10-6=41.75×103kPa=41.75MPa<=0.386×205=79.13MPa，腹板下立杆强度及稳定满足要求。（2） 底板下立杆竖向承载力检算底板下立杆承受底板和顶板的重量。底板厚按照1.00m计算，顶板厚度按照0.35m计算，每根立杆承受立杆间距范围内的混凝土自重，底板下每根立杆承受的梁部混凝土自重为：=0.6×0.6

6、×（1.00+0.35）×26.5=12.88kN立杆轴力为：=1.2×12.88+13.70×0.6×0.6=20.39kN；立杆轴心受压稳定系数：=0.386；立杆应力为：=20.39/489/10-6=41.69×103kPa=32.03MPa<=0.386×205=79.13MPa，底板下立杆强度及稳定满足要求。（3） 翼缘板下立杆竖向承载力检算翼缘板下立杆承受翼缘板的重量。翼缘板厚按照0.5m计算，每根立杆承受立杆间距范围内的混凝土自重，翼缘板下每根立杆承受的梁部混凝土自重为：=0.6×0.9

7、15;0.50×26.5=7.16kN立杆轴力为：=1.2×7.16+13.10×0.6×0.9=15.66kN；立杆轴心受压稳定系数：=0.386；立杆应力为：=15.66/489/10-6=35.75×103kPa=32.03MPa<=0.386×205=79.13MPa，底板下立杆强度及稳定满足要求。（4） 组合风荷载时承载力验算由于腹板下立杆受力最大，故选取腹板下立杆进行组合风荷载时的承载力验算。风荷载对立杆产生弯矩：×0.6×2.0792×0.28/10=0.1067为安全起见单肢立杆轴向

8、力按照恒载和活载分别取1.2和1.4的分项系数后的计算结果（不考虑活载0.9的折减系数）。底板下单根立杆承受的荷载为：20.42kN。式中：有效弯矩系数，采用1.0； 截面塑性发展系数，钢管截面为1.15； W立杆截面模量； 欧拉临界力，kN（E为材料弹性模量，为压杆长细比）。3.3 梁底模板及枋木检算 模板1.5cm厚竹胶板 弹性模量：纵向、横向弯曲强度：纵向、横向竹胶板钉在顺桥向枋木上，枋木高10cm，宽10cm，枋木净间距腹板下10cm（枋木中心距20cm），底板下20cm（枋木中心距30cm）。（1） 腹板下模板腹板作用在竹胶板上的均布荷载：1.2×6.40×26.

9、5+1.4×6.0=211.92kN/m2。竹胶板钉在枋木上，可近视认为竹胶板与枋木刚结，净跨径10cm，取长度方向1m条带进行计算，其抵抗矩和惯性矩为：由于竹胶板较薄，近似简化为简支梁来计算：最大弯矩：=（211.92×0.102/8）=0.2649kN·m最大剪力：=（211.92×0. 10）/2=10.596kN最大弯曲应力：=0.2649/（3.75×10-5）=7064kPa=7.06MPa<=55MPa最大剪应力：=1.5×10.596/1.0/0.015=1060kPa=1.06MPa<=2.0MPa计算变

10、形时，按照连续梁计算与实际情况更为接近，按照三跨连续梁计算得竹胶板最大变形结果如图3所示：图3 腹板下模板变形图<=0.25mm腹板下竹胶板的弯曲应力、剪应力及变形均满足要求。（2） 底板下模板底板作用在竹胶板上的均布荷载：1.2×1.35×26.5+1.4×6.0=51.33kN/m2。竹胶板钉在枋木上，可近视认为竹胶板与枋木刚结，净跨径20cm，取长度方向1m条带进行计算，其抵抗矩和惯性矩为：由于竹胶板较薄，近似简化为简支梁来计算：最大弯矩：=（51.33×0.202/8）=0.2567kN·m最大剪力：=（51.33×0.

11、20）/2=5.133kN最大弯曲应力：=0.2567/（3.75×10-5）=6845kPa=6.845MPa<=55MPa最大剪应力：=1.5×5.133/1.0/0.015=513.3kPa=0.513MPa<=2.0MPa计算变形时，按照连续梁计算与实际情况更为接近，按照三跨连续梁计算得竹胶板最大变形结果如图4所示：图4 底板下模板变形图<=0.500mm底板下竹胶板的弯曲应力、剪应力及变形均满足要求。 纵向枋木纵向枋木搭设在横向枋木上，腹板下间距为0.20m，跨度为0.3m；底板下间距为0.30m，跨度为0.6m。（1） 腹板下纵向枋木腹板下纵向

12、枋木承担的均布荷载为：=1.2×6.40×0.20×26.5+1.4×6.0×0.20=42.38kN/m；纵向枋木（宽10cm×高10cm）的截面特性：=1.667×10-4m3。=8.333×10-6m4弹性模量：，容许弯曲应力，容许剪应力：腹板下纵向枋木（宽10cm×高10cm）搭设在横向枋木（宽12cm×高14cm）上，净跨度20cm，安全起见按照跨度0.30m检算，如图5所示。图5 纵向枋木计算简图将纵向枋木简化为3跨连续梁（跨度0.3m）模型进行计算，计算利用有限元程序ANSYS进行

13、。计算结果如图6所示。（a） 弯矩图（b） 剪力图（c） 竖向位移图（d） 上缘应力图（e） 下缘应力图图6 纵向枋木计算结果最大弯曲应力：=2289kPa=2.289MPa<=13MPa最大剪应力：=1.5×7.628/0.10/0.10=1144kPa=1.144MPa<=2MPa最大变形：0.0284mm<=0.75mm腹板下纵向枋木的弯曲应力及变形均满足要求。各支点处的支点反力提取结果如下： NODE FY 1 5.0856 2 13.985 22 13.985 42 5.0856（2） 底板下纵向枋木底板下纵向枋木承担的均布荷载为：=1.2×1.

14、35×0.30×26.5+1.4×6.0×0.30=15.40kN/m；底板下纵向枋木（宽10cm×高10cm）搭设在横向枋木（宽12cm×高14cm）上，净跨度48cm，安全起见按照跨度0.60m检算，如图7所示。图7 纵向枋木计算简图将纵向枋木简化为3跨连续梁（跨度0.6m）模型进行计算，计算结果如图8所示。（a） 弯矩图（b） 剪力图（c） 竖向位移图（d） 上缘应力图（e） 下缘应力图图8 纵向枋木计算结果最大弯曲应力：=3327kPa=3.327MPa<=13MPa最大剪应力：=1.5×5.544/0.10/

15、0.10=832kPa=0.832MPa<=2MPa最大变形：0.165mm<=1.50mm底板下纵向枋木的弯曲应力及变形均满足要求。各支点处的支点反力提取结果如下： NODE FY 1 3.6960 2 10.164 22 10.164 42 3.6960 横向枋木横向枋木（宽12cm×高14cm），承受纵向枋木传递的竖向荷载，腹板下范围内传递的荷载为13.985kN，横向枋木跨度为0.3m；底板下传递的荷载为10.164kN，纵向枋木跨度为0.6m。（1） 腹板下横向枋木检算腹板下横向枋木计算简图如图9所示。图9 腹板下横向枋木计算简图枋木（宽12cm×高1

16、4cm）的截面特性：=3.92×10-4m3=2.744×10-5m3简化为3跨连续梁进行计算，跨度0.3m，计算结果如图10所示。（a） 弯矩图（b） 剪力图（c） 竖向位移图（d） 上缘应力图（e） 下缘应力图图10 腹板下横向枋木计算结果最大弯曲应力：=1873kPa=1.873MPa<=13MPa最大剪应力：=1.5×9.090/0.12/0.14=812kPa=0.812MPa<=2MPa最大变形：0.159mm<=0.75mm腹板下横向枋木的弯曲应力及变形均满足要求。（2） 底板下横向枋木检算底板下横向枋木计算简图如图11所示。图11

17、 底板下横向枋木计算简图简化为3跨连续梁进行计算，跨度0.6m，计算结果如图12所示。（a） 弯矩图（b） 剪力图（c） 竖向位移图（d） 上缘应力图（e） 下缘应力图图12 底板下横向枋木计算结果最大弯曲应力：=3500kPa=3.500MPa<=13MPa最大剪应力：=1.5×12.451/0.12/0.14=1112kPa=1.112MPa<=2MPa最大变形：0.119mm<=1.50mm底板下横向枋木的弯曲应力及变形均满足要求。3.4 基础检算碗扣支架支撑在外部地基上需按照下图进行地基处理，应力扩散到地基后，由于立杆较多，按照一定扩散角传到地基表面后应力有

18、重合部分，如图13所示，可看做地基表面应力是均匀的。图13 应力扩散示意图 素混凝土垫层强度验算脚手架下端设枋木作为地梁，枋木尺寸（宽10cm高10cm计算）。C20混凝土容许应力=5.4MPa。标准截面下素混凝土表面受力面积0.10*0.3m2，应力：=20.42/0.10/0.3=681kPa=0.681MPa<，混凝土垫层强度满足要求； 地基受力验算由于结构自重由素混凝土和换填层传递到地基后，可认为地基表面的应力分布是均匀的。换填层宽度需大于=11.7+2×0.4*0.364=11.99m。地基应力：=20.42/0.3/0.3=227 kPa经过处理后的基底地基承载力需

19、大于230kPa。4 边跨现浇段支架检算4.1 检算荷载 分项荷载根据建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范相关规定取值。（1） 混凝土自重预应力钢筋混凝土容重取26.5kN/m3。（2）脚手架附属设备等自重（3） 施工活荷载1） 施工人员、施工料具、运输荷载，按2.0kN/m2计；2） 水平模板的砼振捣荷载，按2.0kN/m2计；3） 倾倒混凝土冲击荷载，按2.0kN/m2计。（4） 水平风荷载=式中：0.5kN/m2 荷载组合：=1.2×永久荷载+1.4×活荷载=1.2×9.27+1.4×6.0=19.52 ：=1.2×永久荷载+1.4×

20、;活荷载=1.2×5.49+1.4×6.0=14.99 ：=1.2×永久荷载+1.4×活荷载=1.2×4.73+1.4×6.0=14.07 4.2 立杆竖向承载力验算（1） 腹板下立杆竖向承载力检算根据建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范（2001）表，横杆步距1.2m，长细比的计算公式为：式中：计算长度附加系数，取1.155；根据经验，取1.50。满足建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范条规定,250。计算立杆时按照最不利状态，即不考虑枋木的分配作用，假设每根立杆承受立杆间距范围内的混凝土自重，腹板下梁高按照3.60m计算，每根立杆承受

21、的梁部混凝土自重为：=0.3×0.6×3.60×26.5=17.17kN立杆轴力为：=1.2×17.17+19.52×0.3×0.6=24.12kN；立杆轴心受压稳定系数：=0.386；立杆应力为：=24.12/489/10-6=49.33×103kPa=49.33MPa<=0.386×205=79.13MPa，腹板下立杆强度及稳定满足要求。（2） 底板下立杆竖向承载力检算底板下立杆承受底板和顶板的重量。底板厚按照最厚的根部位置0.60m计算，顶板厚度按照0.40m计算，每根立杆承受立杆间距范围内的混凝土自重

22、，底板下每根立杆承受的梁部混凝土自重为：=0.6×0.6×（0.80+0.80）×26.5=15.26kN立杆轴力为：=1.2×15.26+14.99×0.6×0.6=23.71kN；立杆轴心受压稳定系数：=0.386；立杆应力为：=23.71/489/10-6=48.49×103kPa=48.49MPa<=0.386×205=79.13MPa，底板下立杆强度及稳定满足要求。（3） 翼缘板下立杆竖向承载力检算翼缘板下立杆承受翼缘板的重量。翼缘板厚按照0.5m计算，每根立杆承受立杆间距范围内的混凝土自重，翼缘板

23、下每根立杆承受的梁部混凝土自重为：=0.6×0.9×0.50×26.5=7.16kN立杆轴力为：=1.2×7.16+14.07×0.6×0.9=16.19kN；立杆轴心受压稳定系数：=0.386；立杆应力为：=16.19/489/10-6=33.10×103kPa=33.10MPa<=0.386×205=79.13MPa，底板下立杆强度及稳定满足要求。（4） 组合风荷载时承载力验算由于腹板下立杆受力最大，故选取腹板下立杆进行组合风荷载时的承载力验算。风荷载对立杆产生弯矩：×0.6×2.07

24、92×0.28/10=0.1067为安全起见单肢立杆轴向力按照恒载和活载分别取1.2和1.4的分项系数后的计算结果（不考虑活载0.9的折减系数）。翼缘板下单根立杆承受的荷载为：24.12kN。式中：有效弯矩系数，采用1.0； 截面塑性发展系数，钢管截面为1.15； W立杆截面模量； 欧拉临界力，kN（E为材料弹性模量，为压杆长细比）。4.3 梁底模板及枋木检算 模板1.5cm厚竹胶板弹性模量：纵向、横向弯曲强度：纵向、横向竹胶板钉在顺桥向枋木上，枋木高10cm，宽10cm，枋木净间距腹板下10cm（枋木中心距0.20m），底板下20cm（枋木中心距0.30m）。（1） 腹板下模板腹板

25、作用在竹胶板上的均布荷载：1.2×3.60×26.5+1.4×6.0=122.88kN/m2。竹胶板钉在枋木上，可近视认为竹胶板与枋木刚结，净跨径10cm，取长度方向1m条带进行计算，其抵抗矩和惯性矩为：由于竹胶板较薄，近似简化为简支梁来计算：最大弯矩：=（122.88×0.102/8）=0.1536kN·m最大剪力：=（122.88×0.10）/2=6.14kN最大弯曲应力：=0.1536/（3.75×10-5）=4096kPa=4.096MPa<=55MPa最大剪应力：=1.5×6.14/1.0/0.01

26、5=614kPa=0.614MPa<=2.0MPa计算变形时，按照连续梁计算与实际情况更为接近，按照三跨连续梁计算得竹胶板最大变形结果如图14所示：图14 腹板下模板变形图<=0.25mm腹板下竹胶板的弯曲应力、剪应力及变形均满足要求。（2） 底板下模板底板作用在竹胶板上的均布荷载：1.2×1.6×26.5+1.4×6.0=59.28kN/m2。竹胶板钉在枋木上，可近视认为竹胶板与枋木刚结，净跨径10cm，取长度方向1m条带进行计算，其抵抗矩和惯性矩为：由于竹胶板较薄，近似简化为简支梁来计算：最大弯矩：=（59.28×0.202/8）=0.2

27、964kN·m最大剪力：=（59.28×0.20）/2=5.928kN最大弯曲应力：=0.2964/（3.75×10-5）=7904kPa=7.904MPa<=55MPa最大剪应力：=1.5×5.928/1.0/0.015=593kPa=0.593MPa<=2.0MPa计算变形时，按照连续梁计算与实际情况更为接近，按照三跨连续梁计算得竹胶板最大变形结果如图15所示：图15 底板下模板变形图<=0.50mm底板下竹胶板的弯曲应力、剪应力及变形均满足要求。4.3.2 纵向枋木纵向枋木搭设在横向枋木上，腹板下间距为0.20m，跨度为0.6m；

28、底板下间距为0.30m，跨度为0.6m。（1） 腹板下纵向枋木腹板下纵向枋木承担的均布荷载为：=1.2×3.60×0.20×26.5+1.4×6.0×0.20=24.58kN/m；纵向枋木（宽10cm×高10cm）的截面特性：=1.667×10-4m3。=8.333×10-6m4弹性模量：，容许弯曲应力，容许剪应力：腹板下纵向枋木（宽10cm×高10cm）搭设在横向枋木（宽12cm×高14cm）上，净跨度48cm，安全起见按照跨度0.60m检算，如图16所示。图16 纵向枋木计算简图将纵向枋木简

29、化为3跨连续梁（跨度0.6m）模型进行计算，计算利用有限元程序ANSYS进行。计算结果如图17所示。（a） 弯矩图（b） 剪力图（c） 竖向位移图（d） 上缘应力图（e） 下缘应力图图17 纵向枋木计算结果最大弯曲应力：=5309kPa=5.309MPa<=13MPa最大剪应力：=1.5×8.849/0.10/0.10=1327kPa=1.327MPa<=2MPa最大变形：0.263mm<=1.5mm腹板下纵向枋木的弯曲应力及变形均满足要求。各支点处的支点反力提取结果如下： NODE FY 1 5.8992 2 16.223 22 16.223 42 5.8992（

30、2） 底板下纵向枋木底板下纵向枋木承担的均布荷载为：=1.2×1.60×0.30×26.5+1.4×6.0×0.30=17.78kN/m；底板下纵向枋木（宽10cm×高10cm）搭设在纵向枋木（宽12cm×高14cm）上，净跨度48cm，安全起见按照跨度0.60m检算，如图18所示。图18 纵向枋木计算简图将纵向枋木简化为3跨连续梁（跨度0.6m）模型进行计算，计算结果如图19所示。（a） 弯矩图（b） 剪力图（c） 竖向位移图（d） 上缘应力图（e） 下缘应力图图19 纵向枋木计算结果最大弯曲应力：=3841kPa=3.8

31、41MPa<=13MPa最大剪应力：=1.5×6.401/0.10/0.10=960kPa=0.960MPa<=2MPa最大变形：0.190mm<=1.50mm底板下纵向枋木的弯曲应力及变形均满足要求。各支点处的支点反力提取结果如下： NODE FY 1 4.2672 2 11.735 22 11.735 42 4.2672 4.3.3 横向枋木横向枋木（宽12cm×高14cm），承受纵向枋木传递的竖向荷载，腹板下范围内传递的荷载为16.223kN，横向枋木跨度为0.3m；底板下传递的荷载为11.735kN，纵向枋木跨度为0.6m。（1） 腹板下横向枋木检

32、算腹板下横向枋木计算简图如图20所示。图20 腹板下横向枋木计算简图枋木（宽12cm×高14cm）的截面特性：=3.92×10-4m3=2.744×10-5m3简化为3跨连续梁进行计算，跨度0.3m，计算结果如图21所示。（a） 弯矩图（b） 剪力图（c） 竖向位移图（d） 上缘应力图（e） 下缘应力图图21 腹板下横向枋木计算结果最大弯曲应力：=2173kPa=2.173MPa<=13MPa最大剪应力：=1.5×10.545/0.12/0.14=942kPa=0.942MPa<=2MPa最大变形：0.0185mm<=0.75mm腹板下

33、横向枋木的弯曲应力及变形均满足要求。（2） 底板下横向枋木检算底板下横向枋木计算简图如图22所示。图22 底板下横向枋木计算简图简化为3跨连续梁进行计算，跨度0.6m，计算结果如图23所示。（a） 弯矩图（b） 剪力图（c） 竖向位移图（d） 上缘应力图（e） 下缘应力图图23 底板下横向枋木计算结果最大弯曲应力：=4041kPa=4.041MPa<=13MPa最大剪应力：=1.5×14.375/0.12/0.14=1283kPa=1.283MPa<=2MPa最大变形：0.137mm<=1.50mm底板下横向枋木的弯曲应力及变形均满足要求。4.4 基础检算4.4.1

34、 素混凝土垫层强度验算脚手架下端设枋木作为地梁，枋木尺寸（宽10cm高10cm计算）。C20混凝土容许应力=5.4MPa。标准截面下素混凝土表面受力面积0.10*0.3m2，应力：=24.12/0.10/0.3=804kPa=0.804MPa<，混凝土垫层强度满足要求；4.4.2 地基受力验算由于结构自重由素混凝土和换填层传递到地基后，可认为地基表面的应力分布是均匀的。换填层宽度需大于=11.7+2×0.4*0.364=11.99m。地基应力：=24.12/0.3/0.3=268 kPa经过处理后的基底地基承载力需大于270kPa。5 临时支座检算5.1 临时支座结构临时支座采

35、用钢筋混凝土支座，设置于墩顶永久支座两侧，临时支座采用Ø25mm HRB335螺纹钢与桥墩及梁体连接，每侧设置46根HRB335钢筋，混凝土采用C40混凝土。如图5-1所示。图5-1 48+80+48m连续梁临时支座图5.2 临时支座受力分析（1）节段浇注差按一端多浇注1/2节段考虑，最后一个悬浇节段砼体积约为41.57m3。G=41.57/2×26.5=550.80kNM1=550.80×39=21481kN·m。（2） 挂篮移动不同步按一侧挂篮走行到位，另一侧未动考虑，根据施工经验，取挂篮、模板、施工机具重为500kN，且施工机具位置考虑一个阶段差，

36、则：M2=500×4=2000kN·m。（3） 梁体自重不均匀（如胀模等）考虑一侧梁体比另一侧梁体重5%，最不利一侧的弯距如表1所示。表1 由梁体自重不均匀引起的不平衡弯矩计算M3=5%×Gi×e=5%×243114=12155.7kN·m。（4）风荷载按一侧风力为100%，另一侧为50%考虑。风压值：基本风压W0=500 Pa基本风速：V20= = =28.3m/sV10=（0.5）0.16V20 =25.3m/s设计基准风速VdVd=K1× V10式中：K1考虑不同高度和地表粗糙度的无量纲参数。桥址区属类场地，高度取21

37、m，取K1=1.30。Vd=1.30×25.3=32.9 m/s施工阶段：Vds=0.84×32.9=27.6 m/s竖向风荷载：Pv=1/2(VdS) 2CvB式中：空气密度，一般取=1.225 Cv系数，Cv=0.75×0.4=0.3 Pv=1/2×1.225×27.62×0.3×13=1820kg/m=18.6kN/mM4=(1/2 PvL2)×50%=(1/2×18.6×392)×50%=7072.65kN·m（5） 挂篮空载坠落若考虑挂篮空载坠落，则不平衡弯矩为：M

38、=500×37=18500kN·m。（6） 最大不平衡反力在最大双伸臂施工阶段，由上述四种荷载产生的总不平衡弯矩为：组合1：M=21481+12155.7+7072.65=40709.4kN·m组合2：M=2000+12155.7+7072.65=21228.35kN·m组合3：M=18500+12155.7+7072.65=37728.35kN·m取绕=40709.4kN·m作为施工的（绕横向轴X轴）纵向不平衡弯矩。5.3 临时支座抗倾覆能力检算抗倾覆计算思路如下：以受压临时支座中心为旋转中心，稳定系数 按下式计算：=稳定力矩/倾覆

39、力矩；在墩顶两侧设两临时支墩，采用与垫石同等级C40混凝土。每侧临时支墩内布置92根25HRB335螺纹钢，由92根HRB335螺纹钢提供的绕X轴的稳定力矩=（92×3.1415926×0.025×0.025/4）×335×1000×2.55=38578kNm；由梁段混凝土自重引起的绕X轴的稳定力矩如表2所示。共计51316kN·m。表2 梁段自重引起的稳定力矩块段号体积重量稳定力矩0#块311.028242210171#块128332722#块121631003#块115529444#块126032125#块1259321

40、06#块119530467#块112628728#块118030089#块1108282510#块11022809由锚固钢筋及梁段自重提供的稳定力矩之和为：38578+51361=89939kNm。绕X轴，即纵向稳定系数=89939/40709.4=2.209>2；满足稳定要求。5.4 混凝土临时支座受压检算临时支座承担的竖向荷载为：梁体自重：32006kN不平衡力矩40709.4 kNm则单个临时支座承担的竖向荷载为：=32006/4±（40709.4/2.55/2.0）=8001.5±7982.2承受的最大压力为15983.7kN混凝土提供的竖向力为：1.3

41、15;13.4×2.0×0.45×1000=15678 kN钢筋提供的竖向力为：335×69×（3.1415926×0.025×0.025/4）×1000=7564.4 kN则一个临时支座提供的竖向支撑力为：15678+7564.4=23242.4 kN>15983.7kN满足要求。临时支座满足受压要求。5.5 临时支座检算结论经以上计算可知，临时支座能满足偏心受压、抗倾覆的要求，结构是安全的。为确保悬臂施工的安全性，提出如下建议：（1） 施工中施工材料、机具等尽量少堆放，必须堆放，尽量保证悬臂两侧平衡，或尽

42、量堆放于悬臂根部。（2） 悬臂浇筑混凝土时，尽量使两边同时浇筑，无法同浇筑时，可采取分阶段交替浇筑。在混凝土分阶段交替浇时，两侧悬臂端浇筑的混凝土最大不平衡量应严格控制在5方以内。（3） 临时支座应设置一定的普通构造钢筋，临时支座与梁、桥墩接触面应设置钢筋网片。（4） 临时支座设计未考虑挂篮满载坠落，在浇筑混凝土之前需检查挂篮后锚点，确保挂篮在浇筑过程中的安全性。（5） 钢筋锚固长度需满足规范（25d+直钩）要求。6 合龙段刚性支撑检算6.1 刚性支撑布置刚性支撑布置如图6-1所示。图6-1 刚性支撑布置图6.2 刚性支撑检算中跨合拢劲性骨架按照在温度较低时锁定临时固结，中跨合拢时劲性骨架受力最大，可仅针对中跨合拢时进行检算，中跨合龙前的合龙段单侧的混凝土方量为1332.7m3。重量为35316.55kN。在升温时劲性骨架受力如下：（1） 支座的摩擦力支座摩擦力按照摩擦系数0.04计算，则摩阻力为0.04×35316.55=1412.66kN；（2） 局部升温考虑顶板局部升温5度，局部升温情况下无轴向力，局部升温引起梁体的弯矩值为109