当前位置：文档之家 › 9-K55+487.7钢筋混凝土箱涵基坑稳定性检算

9-K55+487.7钢筋混凝土箱涵基坑稳定性检算

  • 格式：doc
  • 大小：281.00 KB
  • 文档页数：11

下载文档原格式

  / 11

合集下载

箱涵结构计算书

箱涵结构计算书

L p 图1-1一、设计资料（一）概况：***道路工程经过水库溢洪道处设置箱涵，箱涵净跨L 0=8.0米，净高h 0=10.5米，路基红线范围内长49米，箱涵顶最大填土厚度H=3.6米，填土的内摩擦角φ为24°，土体密度γ1＝20.2KN/m 3，设箱涵采用C25混凝土（f cd =11.5MPa ）和HRB335钢筋(f sd =280MPa)。

桥涵设计荷载为城-A 级，用车辆荷载加载验算。

结构安全等级二级，结构重要性系数γ0＝1.0。

地基为泥质粉砂岩，［σ0］＝380kPa ，本计算书主要内容为结构设计与地基应力验算。

（二）依据及规范 1、《城市桥梁设计荷载标准》（CJJ77-98） 2、《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2004） 3、《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2004） 4、《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTGD63-2007）二、设计计算（一）截面尺寸拟定（见图1-1） 箱涵过流断面尺寸由水利部门提供，拟定顶板、底板厚度δ＝100cm （C 1=50cm ） 侧墙厚度 t ＝100cm （C 2=50cm ）故 L P =L 0+t=8+1=9mh p =h 0+δ=10.5+1=11.5m (二)荷载计算1、恒载恒载竖向压力P ＝γ1H+γ2δ＝20.2×3.6+25×1＝97.72kN/m 2恒载水平压力顶板处： e p1＝γ1Htan 2(45o -φ/2)＝20.2×3.6×tan 2（45o -24o /2）＝30.67 kN/m 2底板处：e p2＝γ1（H ＋h ）tan 2(45o -φ/2)＝20.2×（3.6+12.5）×tan 2（45o -24o /2） ＝137.15kN/m 2 2、活载城-A 级车辆荷载轴重按《城市桥梁设计荷载标准》4.1.3条确定，参照《公 路桥涵设计通用规范》第4.3.4条2款，计算涵洞顶车辆荷载引起的竖向土压力,车轮扩散角30o 。

基坑支护验算及步骤详解

基坑支护验算及步骤详解

22
二、实例计算演示
2、设计数据输入
可以多级放坡，每级坡在表格中对应一行。
坡高、坡宽、台宽大样图 例题之外
23
二、实例计算演示
2、设计数据输入
应该区分支撑和换撑：支撑的目的是为了开挖，所以支撑工况后总是伴随开挖工况； 换撑的目的是为了拆撑，所以换撑工况后伴随拆撑工况（也可以换多道后再拆撑，这 种情况下，换撑工况后不一定有拆撑工况）。换撑可以是永久的， 也可以是临时的。 换撑后的拆撑可以同时多道（如同时爆破），也可以是一道一道顺序拆除，两种情况 对内力和支撑反力会有影响，应按实际情况建模，对后一种情况，可以在加上虚拟换 撑（刚度设为0）中拆除。
2、设计数据输入
型钢围檩： 型钢型号：型钢围檩的 型钢型号。 根数：组合型钢围檩的 型钢根数。 边界条件：两根支撑间 的围檩简化为单跨梁， 其两端的边界条件可模 拟为简支或刚接，对于 对称、均匀布置的支撑 可选择两端刚接，而两 端铰接的边界条件是偏 于保守的计算。
26
二、实例计算演示
2、设计数据输入
33
二、实例计算演示
2、设计数据输入
点击“显示施工工况”按 钮，弹出如下对话框，对 话框中显示了每个施工工 况的开挖、支撑（锚）、 换撑（锚）、地面超载以 及坑内水位的情况。
34
二、实例计算演示
2、设计数据输入
例题之外
开挖前可以分层对地基进行加固，每层对应输入表格的一行，如上图：
深度(m)：加固层上表面离地面的深度。
定滑弧计算安全系数。 应力状态计算方法：计算抗滑力时滑弧上的应力是否要扣除水压力，不扣除为“总应力法”，扣除是“有效应力
法”。也可对合算土层使用“总应力法”，对分算土层使用“有效应力法”，这种情况，选中“孔压考虑土性”。 考虑桩墙弯曲阻力：选中，抗滑力中包含桩墙弯矩承载力项。 考虑水平力：选中，抗滑力中包含水平主动土压力项。 忽略垂直滑面阻力：选中，不包换直线的积分项。 地表沉降计算：可选择“peck法”、“同济三角形”、“同济抛物线”。 水泥土墙顶位移估算： 基坑最大边长(m)：开挖基坑的最大边长，超过100时取100m。 施工质量影响系数：取0.8~1.5。 搅拌桩格栅验算：计算系数：见“技术手册”。 内力变形计算：坑内土影响范围系数：考虑在盆式开挖中预留土台的影响，其意义见“技术手册”。 计SMW工法桩局部抗剪验算：抗剪强度系数：水泥土无侧限抗剪强度标准值到水泥土抗剪强度设计值的换算系数。

沉箱码头稳定验算和内力计算

沉箱码头稳定验算和内力计算

沉箱码头稳定验算和内力计算码头稳定性验算（一）作用效应组合持久组合一：设计高水位（永久作用）+堆货门机（主导可变作用）+波谷压力（非主导可变作用）持久组合二：设计高水位（永久作用）+波谷压力（主导可变作用）+堆货门机（非主导可变作用）短暂组合：设计高水位（永久作用）+波峰压力（主导可变作用）不考虑地震作用去1（二）码头延基床顶面的抗滑稳定性验算根据《重力式码头设计与施工规范》（JTJ290-98）第3.6.1规定应考虑波浪作用，堆货土压力为主导可变时：按（JTJ290-98）中公式（3.6.1-4）计算。

01()()E H E qH P B G E V E qV u BU dE E P G E E P fγγγψγγγγψγγ++≤+++应考虑波浪作用，波浪力为主导可变时：()()f E P E G E P E qV E Bu u V E GdqH E B P H E ψγλγγγψγγγγ+++≤++1o短暂组合情况，按《防波堤设计与施工规范》（JTJ298-98）公式5.2.7计算f P G P Bu u G B p )(0λλλλ-≤式中：o γ——结构重要系数，一般港口取1.0；E γ——土压力分项系数；取1.35 PW γ——剩余水压力分项系数；取1.05 PR γ——系缆力分项系数；1.40ψ——作用效应组合系数，持久组合取0.7；V H E E 、——码头建筑物在计算面以上的填料、固定设备自重等永久作用所产生的总主动土压力的水平分力和竖向分力的标准值；W P ——作用在计算面以上的总剩余水压力标准值； RH P ——系缆力水平分力的标准值；qV qH E E 、——码头面上的可变作用在计算面上产生的总主动土压力的水平分力和竖向分力的标准值；RV P ——系缆力垂直分力的标准值；G γ——结构自重力的分项系数，取1.0；G ——计算面以上的结构自重力标准值；f ——沿计算面的摩擦系数设计值，查表可得0.6，胸墙0.55d γ——结构系数，不考虑波浪作用，取1.0（三）码头延基床顶面抗倾稳定性验算根据JTJ290-98第3.6.3规定应考虑波浪作用，堆货土压力为主导可变时，按JTJ290-98公式3.6.3-4计算：()()PBu u Eqv E EV E G GdPB P EqH E EH E o M M M M M M M ψλγγγγγγγγ+++≤ψ++1应考虑波浪作用，且波浪力为主导可变作用时，按JTJ290-98公式3.6.3-3计算：()()E q VE PBU U EV E G GdEqH E PB P EH E o M M M M M M M ψλγγγγγγγγ+++≤ψ++1短暂组合情况，按《防波堤设计与施工规范》（JTJ298-98）公式5.2.5计算 G G dPBu u PB P M M M λλλλλ1)(0≤+抗倾稳定性见表抗滑稳定性计算表组合项目土压力为主导可变作用时0()E H E qH P B E E P γγγψγ++1()G E V E qV u BU dG E E P fγγγψγγ+++结论qHEψP γB P 结果d γG γGfV EqVEu γBU P结果组合11 1.35432.8820.92 0.7 1.2179 730 1.11 3273.23 0.6 110.7 97.21 1.3 0 1938.4稳定组合项目波压力为主导可变作用()qH E B P H E E P E ψγγγγ++o 短暂组合Bp P λλ0()fE P E G qV E Bu u V E Gdψγλγγγ+++1f P G Bu u G )(λλ-结论qHEψP γB P结果d γG γGfV EqVEu γBU P结果组合2 1 1.35 432.88 20.92 0.7 1.2 179818 1.1 1 3273.23 0.6 110.7 97.21 1.3 0 1917 稳定短暂组合11.3520.92/1.2172 206.4/123110.61.229.821365稳定γEγHE 0γEγHE抗倾稳定性验算计算表组合项目土压力为主导可变作用时()PB P EqH E EH E oM M M γγγγψ++()PBu u Eqv E EV E G G dM M M M ψλγγγγ+++1结论EH MEqHMψP γPB M结果d γG γG MEV MEqvMu λPBu M结果组合11 1.353834 1027.9 0.7 1.32361.6 8713 1.35 1 21118.4 1439.1 271.96 1.3 0 17354.3稳定组合波浪力为主导可变作用时 ()EqH E PB P EH E o M M M γγγγψ++短暂组合)(0PBu u PB P M M λλλ+ ()EqV E PBU U EV E G GdM M M M ψλγγγγ+++1GG dM λλ1结论EH M P γψPB MEqHMPBu M 结果d γ G γG MEV MU γPBu MEqVM结果组合2 11.3538340.72361.6 1027.9 /9217 1.35 121118.4 1439.1 1.30 271.96 17272.7稳定短暂组合 1 1.35 0 1.2 / 2052.30 217 2723 1.25 1 15136.71.2 / 0 12109.4稳定γEγ0γEγ（四）基床承载力验算1.基床顶面应力计算组合持久组合情况一：设计低水位（永久作用）+波谷压力（主导可变作用）+（堆货+前沿堆货+门机情况）（非主导可变作用）短暂组合情况：设计高水位（永久作用）+波峰期波峰压力（主导可变作用） 2.持久组合一基床顶面应力计算：)/(28.43917.2745.1177.24139021.9722.3547m kN V K =+++++=)/(02.30077934429096.2715.10285.152671.22951m m kN M R ?=+++++=)/(1.805112019.10273.175185.40700m m kN M ?=+++=3)(02.528.43911.805102.3077Bm >=-=ξ)(53.102.521.13m e =-=kPa 600)1.1353.161(1.1328.43915.5749.171maxmin =<=?±=λσσ3.短暂组合情况基床顶面情况计算： )/(228182.292311m kN V k =-=)/(7.15136m m kN M R ?=)/(3.22692173.20520m m kN M ?=+=3)(64.5228122697.15136Bm >=-=ξ)(91.064.521.13m e =-=kPa 600)1.1391.061(1.1322817.2469.143maxmin =<=?±=λσσ满足承载能力要求（五）码头整体稳定性验算按照《港口工程地基规范》第5.1.3 条规定，取设计低水位进行验算。

箱涵设计计算精选全文完整版

箱涵设计计算精选全文完整版

）203(45h)tg (H e 21p2-+γ=可编辑修改精选全文完整版箱涵结构计算一、设计资料净跨径L 0为4.5m ，净高位2m ，箱涵填土高H 为0.7m ，土的摩擦角ϕ为30，土的容重γ1=19KN/m ³,设箱涵采用C20砼和HRB335钢筋。

二、设计计算（一）截面尺寸拟定（见图1） 顶板、底板厚度δ=40cm （C 1=15cm ）侧墙厚度 t=36cm （C 2=15cm ） 故 L p =L 0+t=4.5+0.36=4.86mh p =h o +δ=2.0+0.4=2.4m（二）荷载计算 1.恒载 恒载竖向压力P =γ1 H+γ2δ=19×0.7+25×0.4 = 23.2 KN/㎡ 恒载水平压力 顶板处=19×0.7×tg ²30º=4.43 KN/㎡底板处：=19 ×（0.7+2.8）×tg ²30 =22.16 KN/㎡2.活载公里-Ⅱ级车辆荷载由《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2004）第4.3.4条计算 一个汽车后轮横向分布宽>1.32m 0.62+0.7tg30°=0.704m <1.82m 故，两列车相邻车轴有荷载重叠，应按如下计算横向分布宽度a=（0.62+0.7tg30°）×2+1.3=2.708 m 同理，纵向：0.22+0.7tg30°=0.504<1.4/2m 故b=（0.22+ 0.7tg30°）×2=1.008m车辆荷载垂直压力q 车= 1402.708×1.008= 51.29 KN/㎡车辆荷载水平压力e 车=51.29tg ²30°=17.10 KN/㎡ ）203(45h)tg (H e 21p2-+γ=三、 内力计算 1 .构件刚度比677.086.44.236.011214.01121I e 22121p1=⨯⨯⨯⨯⨯=⨯=p L h I2 .节点弯矩和轴向力计算 （1）α种荷载作用下（图2） 涵洞四角节和弯矩: M aA =M aB =M aC =M aD = - 1K+1 · PLp²12N a1=N a2=0 N a3= N a4= PLp2恒载（p=P ）M aA = -10.677+1 · 23.3×4.86²12 = -27.351 KN ·mN a3= 23.3×4.862 = 56.62KN车辆荷载（p=q 车）M aA = -10.677+1 · 51.29×4.86²12 = 60.56 KN ·mN a3= 51.29×4.862 = 124.63KN（2）b 种荷载作用下（图3） M aA =M aB =M aC =M aD = -K K+1 · Php²12N b1=N b2= Php2N a3= N a4=0 恒载（p=eP1） M bA = -0.6770.677+1 ·4.43×2.4²12=-0.858 KN ·mN b1= 4.43×2.42 =5.316KN（3）C 种荷载作用下（图4）60Ph )3K )(1K ()8K 3(K M M 2p cD cA •+++-== 60Ph )3K )(1K ()7K 2(K M M 2p cC cB •+++-== p cBcA p 1h M M 6Ph Nc -+=pcBcA p 2h M M 3Ph Nc --=恒载（p=ep2-ep1=22.16-4.43=17.73 KN ）604.273.17)3677.0)(1677.0()8677.03(677.0M M 2cD cA ⨯⨯+++⨯-== = -1.875 KN ·m604.273.17)3677.0)(1677.0()7677.02(677.0M M 2cC cB ⨯⨯+++⨯-== = -1.561 KN ·mKN 96.64.2561.1875.164.273.17Nc 1=+-+⨯=KN 315.144.2561.1875.134.273.17Nc 2=+--⨯=（4）d 种荷载作用下（图5）4Ph ]5K 152K 10)3K 4K (6)3K (K [M 2p 2dA ⋅++++++-= 4Ph ]5K 153K 5)3K 4K (6)3K (K [M 2p 2dB ⋅++-+++-= 4Ph ]5K 153K 5)3K 4K (6)3K (K [M 2p 2dC ⋅++++++-= 4Ph ]5K 152K 10)3K 4K (6)3K (K [M 2p 2dA⋅++-+++-= pDCdD d1h M M N -=pDCdD p d2h M M Ph N -=-车辆荷载（P=e 车=17.10 KN/m ²）0673.05677.0153677.05)3677.04677.0(6)3677.0(677.05K 153K 5)3K 4K (6)3K (K 22=+⨯+⨯++⨯++=++++++5797.05677.0152677.0105K 152K 10=+⨯+⨯=++4213.05677.0153677.055K 153K 5=+⨯+⨯=++m KN 932.1544.210.17)5297.00673.0(M 2dA ⋅-=⨯⨯+-=m KN 717.844.210.17)4213.00673.0(M 2dB ⋅=⨯⨯--=m KN 113.2544.210.17)4213.00673.0(M 2dC ⋅-=⨯⨯+-=pCdB d4d3h M d M N N --==m KN 617.1244.210.17)5297.00673.0(M 2dA ⋅=⨯⨯--=KN 72.154.2113.25617.12N d1=+=KN 32.2572.154.210.17N d2=-⨯=KN 96.686.4113.25717.8N N d4d3-=+-==（5）节点弯矩和和轴力计算汇总表（6）荷载效应组合。

第四章路基稳定性验算

第四章路基稳定性验算

图2-1-4-1 滑动面的各种形式 a）填砂性土时；b）填粘性土时；c）；地基为软弱土层时；d ）边坡为折线时；e）横断面为陡坡时（整体滑动）
二、汽车荷载当量高度计算
目的：计算车辆荷载在路基填士破坏棱体上引起的附加 土侧压力
要求：按车辆最不利情况排列，规定作横向布置，车辆 外侧车轮中线距路面边缘0.5m
（2）根据每个土条的面积，纵向以单位长度计，计 算出每个土条的土体重Q，引至滑动圆弧面上并分解 为： Ti Qi sin i 切向分力 N i Qi sin 法向分力 式中：为第i条土体弧段中心点的径向线与该点垂线之 间的夹角，。 （3）以圆心O点，半径R，计算滑动面上各力对O点 的滑动力矩。 滑动力矩Ｍ滑动＝（∑Ｔi－∑Ｔi′）Ｒ 抗滑力矩Ｍ抗滑＝（∑Ｎiｆ＋∑ｃＬi）Ｒ
如图2-1-4-4a，通过坡脚A点，继续假设几个（3 ～4个）不同的滑动面，按上式求出相应的稳定系数K1 ，K2，K3…等值，并绘出K＝f(α )曲线（图2-1-4-4b ），在此关系曲线上找到最小稳定系数Kmin及对应最 危险滑动面时的倾斜角α 0。 为保证边坡稳定性必须有足够的安全储备，稳定 系数Kmin≥1.25，但K值也不宜太大，以免造成工程 不经济。 当路堤填料为纯净的粗砂、中砂、砾石、碎石时：
如图2144a通过坡脚a点继续假设几个个不同的滑动面按上式求出相应的稳定系数k曲线图2144b在此关系曲线上找到最小稳定系数kmin及对应最危险滑动面时的倾斜角为保证边坡稳定性必须有足够的安全储备稳定系数kmin125值也不宜太大以免造成工程不经济
第二篇 第四章
路基工程
（第一分篇）
路基稳定性验算
主要内容
第一节 概念
第二节 高路堤和深路堑的边坡稳定性验算

盖梁施工方案稳定性验算

盖梁施工方案稳定性验算

盖梁施工方案稳定性验算一、盖梁、系梁结构特点：盖梁、系梁施工采用在墩柱上穿φ9cm钢棒，上面采用40b工字钢做主梁，搭设施工平台的方式，由于盖梁二端悬臂长度2.1m。

纵梁上面安放[10双槽钢，间距为40cm。

计算时按照最大尺寸的盖梁和系梁进行验算（最不利的情况）。

二、结构计算：总长L=10.9m，悬臂L=2.1m，墩柱距6.7m1、砼重量（桥梁所有盖梁、系梁最大重量）：G1=43.4x2.7x9.8=1149KN2、模板、支架自重①盖梁二侧各设置1根I40b工字钢作为施工主梁，长10.9m。

G2=73.878x9.8x10.9x2=15.78KN②主梁上铺设[ 10双槽钢，每根长3m，间距为40cm，墩柱外侧各设置6对，二墩柱之间设置15对。

G3=（15x2+6x2x2）x3x10x9.8/1000=15.88KN③槽钢上铺设钢模板，每平方按1.2KN计算G4=10.9x3x1.2=39.24KN3、施工时人员、机具重量。

按每平方3KN计算：G5=10.9x3x3=98.1xKN4、振捣器产生的振动力。

本次施工采用HZ6X-50型插入式振动器，设置4台，每台振动力为5KN，施工时振动力G6=4x5=20KN二、主梁及钢棒验算1、主梁上总重力简化为均布荷载Q =（G1+G2+G3+G4+G5+G6）/L=(1149+15.78+15.88+.39.24+98.1+20)/10.9=119.19KN2、主梁内力计算盖梁、系梁施工时采用2根主梁，考虑安全系数1.3，则每根主梁力值计算时的均布荷载为q=1.3x119.19/2=77.47KN/m。

按均布荷载任取上计算简图cm（跨中距离最大6m）一段进行验算：①、抗弯强度：弯矩：Mmax=1/8q1²=0.125x77.47x3x3=87.15KN.M抗弯强度：=M/W=87.15x106/1.139x106=76.51Mpa<[]=170Mpa故，抗弯强度满足要求。

路基路面设计-路基稳定性验算及挡土墙验算

路基路面设计-路基稳定性验算及挡土墙验算

第5章 路基稳定性验算对于地质与水文条件复杂、高填深挖、地面坡度陡于1：2.5的边坡，应进行边坡稳定验算。

本路基设计中出现了较高路堤和深路堑，需要进行边坡稳定性验算；同时结合实际情况，选定合理的工程技术措施提高路基稳定性。

5.1高路堤边坡稳定性计算本路线中桩号K1+000处边坡填土高度最大为13.31m ，填土高度较大，须进行路堤稳定性验算，验算采用圆弧滑动面条分法进行计算。

基本资料：土质路堤边坡高H=13.31m ，设置边坡坡率为：上部6m ，边坡1：1.5；下部7.31m ，边坡1：1.5，变坡处设2m 护坡道，填土的粘聚力30kpa c =，内摩擦角30ϕ=︒,容重325kN/m γ=，地基土的粘聚力0=c ，内摩擦角30ϕ=︒，容重318kN/m γ= 。

计算荷载为公路一I 级汽车荷载。

计算过程如下： (1）行车荷载换算高度h 0 按下式计算换算土柱高h 0为：0NQh BL γ=式中：L —前后轮最大轴距，按《公路工程技术标准》（JTG B01-2014） 规定对于标准车辆荷载为为12.8m ；B —横向分布宽度：=(1)B Nb N m d +-+=2×1.8+（2-1）×1.3+0.6=5.5m 因此 0h =55020.6255.512.825⨯=⨯⨯m由于行车荷载对较高路堤边坡稳定性影响较小，为简化计算，将换算高度分布于路基全宽上。

(2）确定圆弧辅助线位置本例按4.5H 法确定滑动圆心辅助线。

由13.81tan0.66713.81 1.5α==⨯知α=33.69°，查规范得1β=26°，2β=35°。

根据4.5H法确定圆心位置，如下图。

图5-1 4.5H法确定圆心（3）计算位置选取：①通过路基中线；②通过路基右边缘；③通过距路基右边缘1/4路基宽度处。

图5-2 滑动面经过距路基左边缘1/4路基宽度处图5-3 滑动面经过路基中央分隔带边缘图5-4滑动面经过距路基右边缘1/4路基宽度处。

钢筋混凝土箱涵结构计算书

钢筋混凝土箱涵结构计算书

钢筋混凝土箱涵结构计算书一、设计资料1、孔径及净空净跨径Lo＝9.5 m净高Ho=4.95 m2、设计安全等级二级结构重要性系数ro=13、汽车荷载荷载等级公路-Ⅰ级4、填土情况涵顶填土高度H=0.8 m土的内摩擦角φ=30 °填土容重γ1=18 KN/m^3地基容许承载力[σo]=230 KPa5、建筑材料普通钢筋种类HRB400主钢筋直径25 mm钢筋抗拉强度设计值fsd=330涵身砼强度等级C40涵身砼抗压强度设计值fcd=18.4 MPa涵身砼抗拉强度设计值ftd=1.65 MPa钢筋砼重力密度γ2=25 KN/m^3基础砼强度等级C20混凝土重力密度γ3=24 KN/m^3二、设计计算(一)截面尺寸拟定(见图01)顶板、底板厚度δ=0.8 mC1=0.3 m侧墙厚度t =0.8 mC2=0.3 m横梁计算跨径Lp=Lo+t=10.3 m L =Lo+2t=11.1 m侧墙计算高度hp=ho+δ=5.75 h =ho+2δ=6.55 m基础襟边c=0.2 m基础高度d=0.4 m基础高度B=11.5 m(二)荷载计算1、恒载恒载竖向压力p恒=34.4 kN/m^2恒载水平压力顶板处：ep1=4.8 kN/m^2底板处：ep2=44.1 kN/m^22、活载汽车后轮着地宽度0.6 m,由《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2004）第4.3.4条规定，按30°角方向分布。

一个后轮横向分布宽度a=2.824 m同理，纵箱，汽车后轮着地宽度0.2 m，则b=1.124 m∑G ＝140 kN车辆荷载垂直压力 q 车=44.1 kN/m^2车辆荷载水平压力 e 车=14.7 kN/m^2(三)内力计算1、构件刚度比 K=0.562、节点弯矩和轴向力计算计算结果见《荷载效应组合汇总表》,相关图示见图02～图053、构件内力计算(跨中截面内力)(1)顶板(见图06)x=Lp/2P=1.2P 恒+1.4q 车=103.02kNNx=N1=100.8kNMx=740.66kN.mVx=14.3kN(2)底板(见图07)ω1=83.78kN/m^2ω2=122.26kN/m^2x=5.15Nx=N3=516.25kNMx=735.88kN.mVx=-35.24kN(3)左侧墙(图08)ω1=27.3kN/m^2ω2=82.32kN/m^2x=2.875Nx=N3=516.25kNMx=-412.77kN.mVx=17.23kN(4)右侧墙(见图09)ω1=6.72kN/m^2ω2=61.74kN/m^2x=2.875Nx=N4=544.84kNMx=-474.97kN.mVx=-41.93kN(5)构件内力见《构件内力汇总表》构件内力汇总表(四)截面设计1、顶板(B-C)钢筋按左右对称，用最不利荷载计算。

建筑基坑稳定性验算

建筑基坑稳定性验算

建筑基坑稳定性验算1 一般规定1.1 本章适用于桩、墙式围护结构的基坑，稳定性验算应包括如下内容：1 支护桩稳定入土深度；2 基坑底隆起稳定性；3 坑底渗流稳定性；4 基坑边坡整体稳定性。

1.2 土的抗剪强度指标应根据土质条件和工程实际情况确定，并与稳定性分析时所选用的抗力分项系数取值配套。

本章所规定的各项稳定性验算，土的强度指标均应按固结快剪强度指标选用，并应考虑如下因素对土强度指标影响：1 软土地区基坑稳定性分析时应考虑因基坑暴露时间对土体强度的影响。

2 开挖面积很大、或基坑长度很大的基坑，应考虑土的强度指标沿基坑周边分布的差异。

3灵敏度较高的土，基坑临近有交通频繁的道路或其他振动源时，对6m深度范围内的饱和粘性土，计算采用土的强度指标宜适当进行折减，强度折减系数可取0.6～1.0，当振动荷载大、土灵敏度高、振动荷载频率1Hz~2Hz时，折减系数取低值。

4 应考虑打桩、地基处理的挤土效应等施工扰动原因对土强度指标造成降低的不利影响。

5对欠固结土，宜通过现场实测土体的不排水强度进行稳定分析。

6 验算基坑稳定时，对于开挖区，有条件时宜采用卸荷条件下进行试验的抗剪强度指标。

1.3 对基坑面积较大、基坑影响范围内土层分布不均匀的基坑，应根据基坑各边的土层分布条件进行稳定计算，1.4 对于基坑的整体稳定计算，按平面问题考虑，并采用圆弧滑动面计算。

有软土夹层、倾斜基岩面等情况时，宜用非圆弧滑动面计算。

按总应力法计算。

1.5 对不同情况（如不同设计状况，不同验算方法及不同土性指标）2 支护结构稳定入土深度的验算支护结构的稳定入土深度采用极限平衡法计算确定。

作用在支护结构上的土压力分布为：基坑外侧一般可采用主动土压力，基坑开挖侧以下取被动土压力。

当入土深度较大时，在反弯点至支护结构底端段可考虑反弯点下土的约束作用。

3 基坑底抗隆起稳定性验算3.1 基坑坑底抗隆起稳定性验算应按如下方法计算：1 当基坑底为均质软土时且提供其十字板强度时，应按以下两种条件验算坑底土涌起稳定性。

基坑监测计算程序【范例】

基坑监测计算程序【范例】

基坑平面位移计算模型（一）基坑平面位移计算模型（二）G测点P(X,Y H)基坑外侧基坑内侧基坑轮廓线(X1,Y1,H1)F P1E DP2(X2,Y2,H2)测控参考线（圆弧半径）平面位移：P1 P2平面位移：P0 P2本期位移：垂直位移：P1 E累计位移：垂直位移：P0 D平行位移：P1 F 平行位移：P0 G竖向位移：H2-H1竖向位移：H2-H0注：圆心在基坑外时,测控参考线PO变为OP，其方向相反。

圆心(X0,Y0)仅供参考！编者对计算错误不承担责任！XXXX建设项目基坑工程8-8剖面基坑位移速率变化趋势(J8-1测点)2009年8月28日至2009年12月24日测量：计算：校对：云南城市建设工程咨询有限公司基坑变形监测计算程序使用说明（第二版）一、程序特点及操作要求1、该计算程序把复杂问题简单化，具有“数据处理快、计算精度高、获得信息多、操作易掌握”的特点。

2、操作人员无需技术和经验，只要在表格中输入监测数据，计算程序会自动分析计算出被监测点的位移变化参数。

二、初始设置根据工程实际情况在首次计算前，先对计算表中的黄色单元格进行初始设置。

【要在G4单元格中选择合适的计算模式。

否则，会造成计算错误。

】填写设计警戒值、工程名称、监测部位、被监测点坐标、测控参考线上任意两点（A、B）或圆弧半径上（O、P）两端点的坐标。

1、监测部位：监测点所在部位，如：基坑XXX剖面或XXX边。

2、被监测点坐标：在基坑边设置的监测点坐标初始值（平面坐标及高程）。

3、测控参考线：为判定被监测点位移方向而设置的参考线。

①直线监测体：用与被测物体运动趋势垂直的直线，如：基坑轮廓线、挡墙轴线、地面裂缝等，或与这些直线平行的任意直线；②圆弧监测体：用圆心(O)与被监测点(P)连线。

即：直线OP或PO。

三、监测数据计算1、初始信息设置完成后，黄色单元格中的数据不得随意更改。

2、每次监测计算时，只需在白色单元格中输入：监测日期、累计时间、监测次数、被监测点当期测量坐标（平面坐标及高程）等数据。

基坑稳定性分析之隆起验算

基坑稳定性分析之隆起验算

基坑稳定性分析之抗隆起验算在基坑开挖时，由于坑内土体挖出后，使地基的应力场和变形场发生变化，可能导致地基的失稳，例如地基的滑坡、坑底隆起及涌砂等。

所以在进行支护设计（包括排桩支护与地下连续墙支护等）时，需要验算基坑稳定性，必要时应采取一定的防范措施使地基的稳定性具有一定的安全度。

在基础施工过程中基坑有时会失去稳定而发生破坏,这种破坏可能是缓慢的发生，也可能是突然的发生。

这种现象有的有明显的触发因素，诸如振动、暴雨、外荷或其它的人为因素；有的却没有这些触发因素，则主要是由于设计时安全度不够或施工不当造成的。

基坑的稳定性验算主要包括边坡的稳定性验算、基坑的抗渗流验算、基坑抗承压水验算和基坑抗隆起验算。

由于地基的隆起常常是发生在深厚软土层中，当开挖深度较大时，则作用在坑外侧的坑底水平面上的荷载相应增大，此时需要验算坑底软土的承载力，如果承载力不足将导致坑底土的隆起.对于坑底土抗隆起稳定验算的方法很多，下面介绍四种方法。

1。

太沙基—派克方法太沙基研究了坑底的稳定条件，设粘土的内磨擦角φ ＝0，滑动面为圆筒面与平面组成，如图1所示。

太沙基认为，对于基坑底部的水平断面来说,基坑两侧的土就如作用在该断面上的均布荷载，这个荷载有趋向坑底发生隆起的现象。

当考虑dd1面上的凝聚力c 后，c1d1面上的全荷载P 为：cH rH 2BP -= (1—1）式中 r —土的湿容重;B -基坑宽度；c -土的内聚力；H -基坑开挖深度。

其荷载强度p r 为:cH Br 2H P r -= (1—2)太沙基认为， 若荷载强度超过地基的极限承载力就会产生基坑隆起。

以粘聚力c 表达的粘土地基极限承载力q d 为:c qd 7.5= (1—3)则隆起的安全系数K 为： B cH rH c p q K r 27.5d -== （1-4）太沙基建议K 不小于1.5。

图1抗隆起计算的太沙基和派克法太沙基和派克的方法适用于一般的基坑开挖过程，这种方法没有考虑刚度很大且有一定的插入深度的地下墙对于抗隆起的有利作用.2。

抗倾覆稳定性验算

抗倾覆稳定性验算

五、施工计算之相礼和热创作1、抗倾覆波动性验算本工程基坑最深11.0米左右，此处的土为粘性土，可以采取“等值梁法”进行强度验算.首先进行最小入土深度的确定：首先确定土压力强度等于零的点离挖土面的距离y ，由于在此处的自动土压力等于墙后的自动土压力即： 式中：P b 挖土面处挡土结构的自动土压力强度值，按郎肯土压力理论进行计算即a ab K cH K H P 2212-=γ γ土的重力密度此处取18KN/m 3p K 修正过后的自动土压力系数（挡土结构变形后，挡土结构后的土毁坏棱柱体向下挪动，使挡土结构对土发生向上的摩擦力，从而使挡土结构后的自动土压力有所减小，因而在计算中考虑支撑结构与土的摩擦作用，将支撑结构的自动土压力乘以修正系数，此处φ=28°则K=1.7893.42452=⎪⎭⎫ ⎝⎛+⋅=ϕ tg K K pa K 自动土压力系数361.02452=⎪⎭⎫ ⎝⎛-=ϕ tg K a经计算y=m挡土结构的最小入土深度t 0:x 可以根据P 0和墙前自动土压力对挡土结构底端的力矩相称来进行计算挡土结构下端的实践埋深应位于x 之下，以是挡土结构的实践埋深应为m t K t 5.302=⋅=（k 2 经验系数此处取1.2） 经计算：根据抗倾覆波动的验算，36号工字钢需入土深度为3.5米，实践入土深度为3.7米，故：能满足滑动波动性的要求2、支撑结构内力验算 自动土压力：a a a K cH K H P 2212-=γ 自动土压力：p p p cK K H P 2212+=γ m 的地方，36b 工字钢所承受的最大剪应力,3.30*max cm I S z x= d=12mm,经计算 []ττ<=a MP 6.26max36b 工字钢所承受的最大正应力经过计算可知此支撑结构是安全的3、管涌验算：基坑开挖后，基坑四周打大口井两眼，在进出洞口的地位，可降低 经计算25.12''''=-γγγωh kh因而此处不会发生管涌征象4、顶力的计算工程采纳注浆减阻的方式来降低顶力.φ1800注浆后总顶力为：F=fo.S*0.3=25*667/10*0.3*1.1=550tfo—土的摩擦阻力，一样平常为25KN/m2S—土与管外皮的摩擦面积0．3—注浆减阻系数1．1—顶力系数5、后背的计算××Υ×H2×tg2(45+φ/2)+2chtg(45+φ/2)（式中Υ土的重度（18KN/m3）c土的粘聚力10kpa,φ摩擦角28º）计算得每米588吨，后后手作宽度为4米，后背承载力为2354吨.（参照最深基坑）.考虑到工字钢和管材的受力和团体后背的状况后背的承载力不超出1200吨为宜.六、工作坑的支护工作坑按坑深分两步支撑或三步支撑，深度小于6米的为两步支撑，深度大于6米的为三步支撑，支撑采取I36b 双工子钢作逆水，逆水托架用三角形钢板制成焊接在钢桩上，每一个面上两个，并用Φ16钢筋将逆水与钢桩焊接牢固.逆水安装时采纳以长边顶住短边，并在4个交角处用钢管（Φ120、）或短工字钢做角撑，与逆水焊接.头一步逆水地位在距地面米处，末了一步逆水在距管外顶米处，按坑的深度可在第一步逆水与第三步逆水两头添加一步.七、工作坑降水1、打设大口井在水泥搅拌桩的外侧出洞口处两侧各打一眼大口井，井深12米—14米、直径米.大口井井中距水泥搅拌桩外皮米，距管外皮米，管材为无砂砼管.○1大口井的施工方法井筒的沉设方法，采取回转钻机，或冲击钻机冲击成孔，孔径比管外径（包含过滤层）大于30厘米以上.钻冲成孔后，孔内的泥浆应浓缩、置换，而后沉设井筒.井筒的底部用草袋片或土工布加粗砂砾石作反滤层，厚度约20厘米.井筒与孔之间的空隙，用粗砂、砾石等滤料回填至公开水位.大口井施工完成后应马上进行排泥及试抽水，防止淤塞.若试抽水6小时后出水仍含有大量土颗粒呈混浊水时，应马上检查井筒封底、管口连接、过滤层等，如发现成绩应及时修复或拔出井筒，重新沉设.在大口井开始抽水至基坑回填到公开水位前，不得停止抽水.运用水位自动开关操纵井内水位.在抽水时期应经常检查水泵出水、公开水位变更、井底回淤等状况，防止潜水泵或水泵进水管被回淤埋葬.大口井制止抽水后，应马上裁撤抽水设备，并将井孔回填密实.大口井应在基坑开挖前抽水，提早降低公开水，这有利于基坑（槽）的开挖及坑壁、坑底的波动.○2、大口井沉设深度的计算H = h ＋δ ＋ h l ＋ h 2 ＋I*B式中：H —大口井的深度h —基坑（槽）深度δ —井筒封底厚度h1 —抽水泵吸水头高度h2 —井筒内预留回淤高度一样平常取 0.5～1.0米I —降水坡度，一样平常取1/10；B —大口井与基槽的程度距离（rn）；八、工作坑的开挖采取机械（1m³、1.2 m³发掘机）配合人工挖土，挖土顺序为首先用发掘机挖至第一步逆水处，然后做第一步逆水，再用发掘机挖至第二步逆水处，做第二步逆水.并用木板卡在工子钢槽口做基坑四面的挡土撑板，两头用Φ16钢筋做横肋与钢桩焊住，再挖第三步土.当发掘机挖到够不着土时，改用人工挖土装入土斗，用16吨吊车吊车将土吊到地面上，装入运转车拉走.。

涵洞DK5754778沉降观测方案

涵洞DK5754778沉降观测方案

京沪高速铁路施工方案报审表（TA1）工程项目名称：京沪高速铁路施工合同段：JHTJ-3标段七工区编号：注：本表一式5份，承包单位2份，监理、咨询、建设单位各1份；如不需要咨询或建设单位签署意见，则去掉该栏目。

京沪高速铁路土建工程JHTJ-3标段第七工区涵洞沉降变形观测实施方案涵洞DK575+477.8编写：审核：批准：中国水电集团三标段七工区二○○八年七月新建京沪高速铁路土建工程JHTJ-3标段七工区涵洞DK575+477.8沉降变形观测实施方案1.工程概况三标段七工区十三局管段位于山东省滕州市境内，线路经过地区人密、村镇密集、土地肥沃、经济发达。

本工区属鲁中南及丘陵及丘间平原，地形起伏大，地势相对较低。

受区域构造的影响，以剥蚀为主，冲沟发育，河谷下切明显。

在河流比较发育的地区形成了冲积平原和阶地，低缓丘陵区多为缓山坡和山前倾斜平原。

本工区地处鲁中南低山丘陵及丘间平原，地表以剥蚀为主，部分地段基岩裸露。

新生界地层有第四系洪、坡、残积以及冲积、湖积层，主要岩性为卵石土、碎石土、砂类土等。

出露基岩为古生界寒武系、奥陶系、石炭系、二叠系，岩性为石灰岩、页岩、砂岩、泥岩、泥质砂岩等；太古界泰山群为花岗片麻岩；岩浆岩主要为太古代早期斜长花岗岩和燕山期侵入辉长岩。

奥陶系、寒武系石灰局部岩溶较发育，岩石表面沿裂隙发育有溶沟、溶槽，溶隙和溶洞。

岩溶及岩溶塌陷：本工区地段岩溶较发育。

岩溶类型主要有：岩石表面沿裂隙发育溶痕、溶沟、溶槽；河流发育径流作用强烈和岩石破碎地区形成溶蚀裂隙和洞穴。

溶洞及溶沟、溶槽、溶隙等大多数为全充填，部分为半充填及未充填，溶洞充填物有黏性土、砂类土，极少数为碎石土。

溶隙或溶洞纵向发育最大约10m。

1.1工程范围本涵洞中心桩号是DK575+477.8，涵洞类型是框架箱涵，长29.54m, 涵洞形式：1-2m 1.2区域地质资料石灰岩：深灰色，弱风化，岩芯呈柱状，表层为种植土。

1.3涵洞沉降观测点布置涵洞侧墙内侧设置沉降观测点，每侧设置3个沉降观测点，每个涵洞沉降观测点数量为6个。

  1. 1、下载文档前请自行甄别文档内容的完整性，平台不提供额外的编辑、内容补充、找答案等附加服务。
  2. 2、"仅部分预览"的文档,不可在线预览部分如存在完整性等问题,可反馈申请退款(可完整预览的文档不适用该条件!)。
  3. 3、如文档侵犯您的权益，请联系客服反馈,我们会尽快为您处理(人工客服工作时间：9:00-18:30)。

附件：K55+487.7箱涵内支架、基坑边坡稳定性计算书1．编制依据（1）铜陵市S321黄浒至白杨坡一级公路工程地质勘察报告；（2）S321黄浒至白杨坡一级公路改建工程两阶段施工图设计文件；（3）《公路桥涵施工技术规范》（JTG/T F50-2011）；（4）《建筑施工碗扣式钢管脚手架安全技术规范》（JGJ166-2008）；（5）《建筑基坑支护技术规程》（ JGJ120-2012）;（6）《路桥施工计算手册》（人民交通出版社，周永兴等编著）；（7）建筑施工计算手册；（8）理正深基坑5.3版软件。

2．工程概况K55+487.7新建涵洞设计为1-3.0×3.0m钢筋混凝土箱涵，线路中心处填土高度2.29m，涵洞长度35.87m，涵内流水面设置由左向右0.5%横坡，洞口设计为混凝土翼墙式。

施工期间S321保持畅通，涵洞分两阶段实施，第一阶段施工右幅接长段11.2m箱涵，基坑开挖深度6.4m，基坑壁为老路基边坡，主要为填筑粘土，现场采用放坡法开挖。

第二阶段封闭现状道路，施工现状道路范围内24.67m箱涵，基坑开挖深度6.4m，采用放坡法开挖。

3．地质情况老路基部分地质结构由上至下依次为路面结构层约76cm（16cm厚沥青混凝土+20cm厚水泥稳定碎石+20cm原水泥混凝土路面+20cm水泥稳定碎石），20cm石灰改良土，填筑粘土层。

填筑土：褐色，密实，主要成分为粉质粘土，含少量碎石。

路基加宽接长部分根据设计地质钻探、现场调查资料，涵洞位置地层分布情况如下：①1层种植土：灰黄色，含大量植物根系，层厚0.4～0.6m；①2层填筑土：灰黄色，松散-稍密，主要成分为粘性土，含碎石，层厚0.3m；②土：灰色，流塑-软塑，层厚7.2m。

4.箱涵内支架体系检算4.1支架布置形式模板采用12mm竹胶板，肋木采用5×10cm方木，间距25cm一道。

顶板、侧墙支架均采用φ48mm×3.0mm钢管支撑，钢管水平布置间距65cm×120cm和85m×120cm两种布置形式，支架纵向布置间距100cm，竖向设置3道水平连接杆布置间距0.3m+1.2m+1.2m+0.3m，水平连接杆和立杆搭接全部采用十字扣件进行连接加固，顺涵洞方向每隔4.5m设置一处竖向剪刀撑。

箱涵外支撑采用1.5m和2.2m短钢管支撑在基坑开挖边坡上，外支撑顺涵洞间距按照2.0m/道设置。

钢管支架布置图钢管支架自下往上布设为：混凝土底板（设计C30混凝土）＋钢管支架（单层）＋顶托＋纵向方木（10×10cm）＋横向方木（5×10cm ）＋高强竹胶板（12mm厚）。

4.2荷载取值、组合4.2.1荷载类型及取值（1）模板、支架自重：竹胶板自重取0.15kN/m²。

10×5cm方木每米自重8×0.1×0.05×1=0.04KN/m。

统一按照间距20cm考虑，则每m²重量为0.04×5=0.2KN/m²。

10×10cm方木每米自重8×0.1×0.1×1=0.08KN/m。

3m宽度范围内共布置4根，则每㎡总量为0.08×4/3=0.11 KN/m²。

计算支架时，模板及纵横向方木按照均布荷载计算，荷载大小为0.15+0.2+0.1=0.45 kN/m²。

取1kN/m²进行计算。

（2）新浇筑砼、钢筋、预应力筋自重偏于安全考虑，混凝土自重取值26KN/m³。

（3）施工人员及施工设备、施工材料等荷载①计算模板及直接支撑模板的小楞时，均布荷载取2.5kN/m²，另以集中荷载2.5KN进行验算；②计算直接支撑小楞的梁或拱架时，均布荷载可取1.5 kN/m²；③计算支架立柱及支撑拱架的其它结构构件时，均布荷载可取1.0 kN/m²。

（4）振捣混凝土时产生的振动荷载：取2 kN/m2。

4.2.2荷载分项系数计算脚手架及模板支撑架构件强度时的荷载设计值，取其标准值乘以下列相应的分项系数：（1）永久荷载的分项系数，取1.2；（2）可变荷载的分项系数，取1.4；（3）计算构件变形（挠度）时的荷载设计值，各类荷载分项系数，均取1.0。

4.2.3荷载组合计算底模板及支架强度时，荷载组合为：（1）+（2）+（3）+（4）；验算底模板及支架刚度时，荷载组合为：（1）+（2）。

4.3竹胶板计算模板背肋间距为25cm，竹胶模板面板宽122cm,其肋（背木）间距为30cm，面板按四跨连续梁进行计算。

取1m宽度模板模板承受线荷载q=（1.2×（0.29×26+0.15）+1.4×（2.5+1））×1=14.13KN/m参照《路桥施工计算手册》第765页，Mmax=0.107ql2=0.107×14.13×0.252=0.094kN.m；竹胶板（12mm厚）截面抵抗矩W=bh2/6=1000×122/6=24000mm3；σ=M/W=3.92Mpa<50Mpa(其中50Mpa为竹胶板最小静曲强度)根据以上计算，底模板的强度满足使用要求。

竹胶板弹性模量E=4000Mpa，惯性矩I=bh3/12=1000×123/12=144000mm4；验算刚度时，线荷载q=1.0×（0.29×26+0.15）×1=7.69kN/m考虑竹胶面板的背带为10cm×5cm木方，面板的实际净跨径为200mm。

挠度f=0.632×ql4/(100EI)=0.632×7.69×2004/(100×4000×144000)=0.135mm<[f]=300/400=0.75mm。

模板刚度满足要求。

4.4横桥向方木（5×10cm）计算横向（竹胶板背肋）采用5×10cm方木，方木间距按照25cm，因上部荷载为均布荷载，为简化计算并偏于安全考虑，按照简支梁计算，将上方承受荷载简化为线荷载计算，按照纵向背楞（10×10cm方木）较大间距85cm进行验算：10×5cm方木力学特性如下：[σw]＝12Mpa，E＝9×103MpaW=50×1002/6=83333mm3I=50×1003/12=4166666mm4q跨度L=850mm，强度验算：线荷载q=（1.2×（0.29×26+0.15）+1.4×（2.5+2））×0.25=3.88KN/mMmax=ql2/8=3.88×0.852/8=0.35kN.mσ=M/W=0.35×106/83333=4.2Mpa<[σw]＝12Mpa。

满足要求。

跨度L=850mm，刚度验算：线荷载q=1.0×（0.29×26+0.15）×0.25=1.92KN/m挠度f=5×ql4/(384EI)=5×1.92×8504/(384×9000×4166666)=0.35mm<[f]=600/400=1.5mm。

满足要求。

4.5纵向10×10cm方木计算横向5×10cm方木下为纵向10×10cm方木，10×10cm方木跨度按照钢管纵向布置间距100cm进行检算，取中间钢管顶部方木计算，延米方木承受面积为（0.65/2+0.85/2）×1=0.75m²。

10×10cm方木力学特性如下：[σw]＝12Mpa，E＝9×103MpaW=100×1002/6=166666mm3I=100×1003/12=8333333mm4q跨度L=1000mm，强度验算：线荷载q=（1.2×（0.29×26+0.15）+1.4×（2.5+2））×0.75=11.65KN/mMmax=ql2/8=11.65×12/8=1.46kN.mσ=M/W=1.46×106/166666=8.76Mpa<[σw]＝12Mpa。

满足要求。

跨度L=1000mm，刚度验算：线荷载q=1.0×（0.29×26+0.15）×0.75=5.77KN/m挠度f=5×ql4/(384EI)=5×5.77×10004/(384×9000×8333333)=1.0mm<[f]=600/400=1.5mm。

满足要求。

4.6钢管支架（1）荷载计算单肢立杆轴向力计算公式根据《建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范》（JGJ166-2008）按公式5.2.2-1计算：N = [1.2Q1 + 1.4 （Q3+Q4）]×Lx×Ly +1.2 Q2V (5.2.2-1)式中：Lx、Ly——单肢立杆纵向及横向间距（m）；V —— Lx 、 Ly段的混凝土体积（m3）。

单肢立杆稳定性按公式5.2.2-2计算：N≤φA f （5.2.2-2）式中：A —立杆横截面积；φ—轴心受压杆件稳定系数，按细长比查上述规范附录E；f —钢材强度设计值，参照《路桥施工计算手册》第177页；Q1—模板及支撑架自重标准值；Q2—新浇混凝土及钢筋自重标准值；Q3—施工人员及设备荷载标准值；Q4—浇筑和振捣混凝土时产生的荷载标准值。

钢管所受的荷载为顶板混凝土均布荷载，由钢管支架布置知中间两根钢管间距最大，承受荷载最大，因此取中间钢管进行计算：N=[1.2×1+1.4×(1+2)] ×1×0.75+1.2×26×0.29×1×0.75=10.84kN 。

（2）立杆力学特性计算钢管脚手架材料为:φ48mm,δ=3.0mm(Q235) 热轧钢管,其截面特性计算如下:截面抗弯模量: W==-）484248（3243π4490.69mm 3截面惯性矩: I=444mm 58.107776）4248（64=-⨯π截面回转半径: i=95.15）4248（4122=+mm 截面净面积: 90.423)4248(4220=-⨯=πA mm 2Q235钢材抗压强度: 205N/mm 2。

（3）单肢立杆稳定性计算横杆步距1.2m ，立杆计算长度l 0=h+2a ，其中a 为立杆伸出顶层水平杆长度，取0.30m ，l 0=1.2+2×0.30=1.8m 。