厦门东通道（翔安隧道）工程
监表3 施工组织设计（方案）报审表
承包单位：中铁一局第五工程有限公司 合同号：厦路总合2008112 监理单位：铁四院工程监理咨询公司 编 号：
B标西滨立交桥桥梁满堂支架专项施工方案
一、工程概况
西滨互通式立体交叉地处厦门市翔安区西滨村附近，采用变形苜蓿叶型方案,利用空间分隔的方法消除翔安大道和窗东路两线的交叉车流的冲突,使两条交叉道路的直行车辆畅通无阻。其中翔安大道为城市快速路，设计时速80Km/h，在翔安区路网中呈东西分布，其走向从西向东依次经新店、马巷，在仓头互通附近直接联通福厦高速公路和324国道，构成厦门岛的第三出口通道；窗东路为刘五店港区外围一条城市一级主干道，设计行车速度60km/h，双向四车道。 二、施工方案
2.1箱梁概况
本工程桥梁工程全部为现浇箱梁，普通混凝土连续箱梁为3联13跨，预应力混凝土连续箱梁为11联59跨，现浇箱梁数量大。其中普通混凝土连续箱梁高度为1.2m，箱梁顶宽为8.07～8.5m，预应力箱梁高度2m，箱梁顶宽8.0～14.406m。
2.2预应力现浇箱梁
预应力现浇箱梁包括C匝道桥单幅3联，D匝道桥单幅4联，Q匝道桥双幅4联，预应力砼现浇箱梁累计11联59跨。
C匝道桥桥跨布置为：3×27+3×36+（2×27+28+2×27）m预应力砼连续箱梁，梁高2.0m，箱梁顶宽均为8.0m。
D匝道桥桥跨布置为：3×27+3×27+（28+29.023+28）+3×36m预应力砼连续箱梁，梁高2.0m，箱梁顶宽为13.5～26.854m。
Q匝道桥桥跨布置为：5×28+5×28+（28+2×35+34+33）+3×28m预应力砼连续箱梁，梁高2.0m，箱梁顶宽为8.0～18.58m。
根据箱梁布设跨径、所处位置地形情况，C、D、Q匝道桥均采用满堂支架逐联现浇施工，支架采用碗扣式脚手架搭设。匝道桥现浇箱梁跨越翔安大道处采用加密碗扣式脚手架搭设临时支墩，在临时支墩顶上横向设置I20工字钢，纵向设置I40a工字钢形成预留通道，在翔安大道的左右幅各预留一个通车道，以满足翔安大道通车的需要。
2.2预应力砼现浇箱梁的施工方法 2.2.1地基处理
首先对支架布设范围内的表土、杂物及淤泥进行清除，并将桥下范围内泥浆池及基
坑采取抽水排干后，用隧道弃渣或砂石将泥浆池及基坑回填密实，以防止局部松软下陷。
将原地面进行整平（斜坡地段做成台阶），然后采用重型压路机碾压密实(压实度≥90%)，达到要求后，再填筑50cm的隧道弃渣或土石混碴，分层填筑，分层碾压，使压实度达到94%以上。
支架地基原地面整平及压实后，采用标准贯入试验，如粘质土N＞7，则σ＞190KPa；如砂类土（中、粗砂）N＞15，则σ＞250KPa，承载力可满足要求。地基基础换填土石混渣或隧道洞渣处理，并用压路机压实后检测压实度达到94%，则同样满足承载力。如巨粒土以及含有砖头、砼块、块石等的粘质土，不适应做标准贯入试验或对检测结果尚有疑问时，建议采用平板荷载试验，确定地基承载力。地基基础填筑（换填）并检测完成后，其上搭设满堂支架。翔安大道路面上的支架搭设时，地基不做处理，可直接在路面上搭设满堂支架。
桥下支架地基基础表面设2%的人字型横坡以利于排水，并在支架基础两侧设置排水沟，排水沟采用砂浆摸面，防止积水使地基软化而引起支架不均匀下沉。
2.2.2支架搭设及技术要求 2.2.2.1支架搭设
现浇箱梁满堂支架采用WDJ碗扣式多功能脚手杆搭设，使用与立杆配套的横杆及立杆可调底座、立杆可调托撑。立杆顶设二层方木，立杆顶托上纵向设10×15cm方木；纵向方木上设5×7cm的横向方木，其中在墩顶端横梁和跨中横隔梁下间距不大于0.1m（净间距0.05m）、在跨中其他部位间距不大于0.12m（净间距0.06m）。模板宜用厚1.2cm的优质竹胶合板，横板边角用4cm厚木板加强，防止转角漏浆或出现波浪形，影响外观。支架纵横均按图示设置剪刀撑，其中横桥向斜撑每2.7m设一道，纵桥向斜撑沿横桥向共设4～5道，支架外表面必须满布剪刀撑。
每根立杆底部应设置底座或垫板，同时支架立杆必须设置纵、横向扫地杆。剪刀撑、斜撑搭设应随立杆、纵向和横向水平杆等同步搭设。
杆的纵、横向间距及横杆步距等搭设要求如下：
采用立杆横桥向间距×纵桥向间距×横杆步距为60cm×60cm×120cm和60cm×90cm×120cm、90cm×90cm×120cm三种布置形式的支架结构体系，其中：墩旁两侧各3.0m范围内的支架采用60cm×60cm×120cm的布置形式，墩旁外侧3.0m～8m范围内的支架采用60cm×90cm×120cm的布置形式，其余范围内（即跨中部分）的支架采用90cm
×90cm×120cm的布置形式，但纵横隔板梁下1.5m范围内的支架横桥向间距应加密至60cm(即采用60cm×90cm×120cm支架布置形式)。
2.2.2.2支架搭设技术要求
现浇箱梁支架采用碗口式构件搭设满堂支架。搭设时，先在方木基础上下托（立杆底部可调底座），底座下用中粗砂找平。支架顶部设置顶托，顶托上安设顺桥向方木，顺桥向方木上布置横桥向方木，横桥向方木上铺设箱梁底模板（竹胶板）。支架纵横向设置剪刀撑，以增加其整体稳定性，支架上端与墩身间用方木塞紧。剪刀撑、横向斜撑与立杆、纵向和横向水平杆等同步搭设，并且在砼浇筑和张拉过程中，进行全过程监测和专人检查。
支架搭设后，按箱梁重量100%进行支架预压，支架压载采用砂袋与水箱并用的方法进行预压。预压前在底模和地基上布好沉降观测点，对支架预压及沉降观测。
⑴碗扣式钢管支架主要构、配件的材料、制作要求
碗扣式脚手架用钢管应采用符合现行国家标准《直缝电焊钢管》（GB/T13793-92）或《低压流体输送用焊接钢管》（GB/T3092）中的Q235A级普通钢管，其材质性能应符合现行国家标准《碳素结构钢》（GB/T700）的规定。
碗扣架用钢管规格为Φ48×3.5mm，钢管壁厚不得小于3.5 -0.025mm。
上碗扣、可调底座及可调托撑螺母应采用可锻铸铁或铸钢制造，其材料机械性能应符合GB9440中KTH330-08及GB11352中ZG270-500的规定。
下碗扣、横杆接头、斜杆接头应采用碳素铸钢制造，其材料机械性能应符合GB11352中ZG230-450的规定。
采用钢板热冲压整体成形的下碗扣，钢板应符合GB700标准中Q235A级钢的要求，板材厚度不得小于6mm。
立杆连接外套管壁厚不得小于3.5-0.025mm，内径不大于50 mm， 外套管长度不得小于160mm，外伸长度不小于110mm。
立杆上的上碗扣应能上下串动和灵活转动，不得有卡滞现象；杆件最上端应有防止上碗扣脱落的措施。
立杆与立杆连接的连接孔处应能插入Φ12mm连接销。 在碗扣节点上同时安装1—4个横杆，上碗扣均应能锁紧。 构配件外观质量要求：
①钢管应无裂纹、凹陷、锈蚀，不得采用接长钢管；
②铸造件表面应光整，不得有砂眼、缩孔、裂纹、浇冒口残余等缺陷，表面粘砂应清除干净。
③冲压件不得有毛刺、裂纹、氧化皮等缺陷；
④各焊缝应饱满，焊药清除干净，不得有未焊透、夹砂、咬肉、裂纹等缺陷； ⑤构配件防锈漆涂层均匀、牢固。 立杆上应设有接长用套管及连接销孔。
可调底座及可调托撑丝杆与螺母捏合长度不得少于4-5扣，插入立杆内的长度不得小于150mm。
附：碗扣节点连接构成图如图2.2.2－1所示。 ⑵碗扣式钢管满堂支架的构造应符合下列要求
严格按照设计尺寸搭设支架，并根据支撑高度选择组配立杆、可调托撑及可调底座。立杆间距和横杆步距不得大于设计要求，并设置纵、横扫地杆。
连接前 连接后
图2.2.2－1碗扣节点连接构成图
支架拐角为直角时，宜采用横杆直接组架；拐角为非直角时，可采用钢管扣件组架。 支架首层立杆应采用不同的长度交错布置，并安设好接长用套管及连接销孔，底部横杆（扫地杆）严禁拆除，立杆配置可调底座（如图5.1-2）。
LG-240 LG-180
LG-240 LG-180
可调底座 底部横杆
图2.2.2－2立杆可调底座示意图
支架剪刀撑、斜撑等的斜杆，采用钢管扣件，斜杆安装时要符合下列规定：在支架四周拐角处设置专用斜杆或四面设置八字斜杆；斜杆应每步与立杆扣接，扣接点距碗扣节点的距离宜 ≤150mm；当出现不能与立杆扣接的情况时亦可采取与横杆扣接，扣接点应牢固；斜杆水平倾角宜在45o～60o之间；每个扣件的拧紧力矩都要控制在45-60N.m，钢管不能选用已经长期使用发生变形的。
对进入现场的碗扣式钢管构配件，使用前应对其质量进行复检。
确保立杆的垂直偏差和横杆的水平偏差满足《建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范》的要求。
支架架要排列整齐和顺直，并要及时设好纵横水平拉杆、剪刀撑等。必要时采取设置缆风绳等加固措施。
为保证支架整体稳定及安全，应按支架设计要点，在荷载集中处加密支架支撑。 ⑶支架搭设要求
按施工方案弹线定位，放置可调底座后分别按先立杆后横杆再斜杆的搭设顺序逐层进行,每次上升高度不大于3m。底座和垫板应准确地放置在定位线上；垫板宜采用长度不少于2跨，厚度不小于50mm的木垫板；底座的轴心线应与地面垂直。底层水平框架的纵向直线度应≤L/200；横杆间水平度应≤L/400。
模板支撑架搭设应与模板施工相配合，利用可调底座或可调托撑调整底模标高，但支架顶托和底座的丝杆外露长度不得大于20cm。
支架的搭设应分阶段进行，第一阶段的撂底高度一般为6 m，搭设后必须经检查验收后方可正式投入使用。
支架拼装时要求随时检查横杆水平和立杆垂直度外，还应随时注意水平框的直角
度，不致使支撑架偏扭。保证支架全高的垂直度应小于L/500；最大允许偏差应小于100mm。
支架及脚手架内外侧加挑梁时，挑梁范围内只允许承受人行荷载，严禁堆放物料。 采用钢管扣件作加固件、斜撑时应符合《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》JGJ130-2002的有关规定。
支架拼装每3层检查每根立杆底座下是否浮动，否则应旋紧可调座或用薄铁片垫实，在支架拼装头3层，每层用经纬仪、水平仪、线坠随时检查立杆的垂直度及每层横杆的水平，随时检查随时调整。
支撑架搭设到顶时，应组织技术、安全、施工人员对整个架体结构进行全面的检查和验收，及时解决存在的结构缺陷。
浇筑过程中，派人检查支架和支承情况，发现下沉、松动和变形情况及时解决。 2.2.3支架受力检算
Q匝道桥箱梁断面较大，本方案计算以Q匝道第一联左幅为例进行计算，其它各匝道桥可参照执行。Q匝道桥第一联左幅为5×28m等截面预应力混凝土箱形连续梁（标准段为单箱双室），箱梁高度2.0m，箱梁顶宽13.5m。对荷载进行计算及对其支架体系进行检算。
2.2.3.1荷载计算 2.2.3.1.1荷载分析
根据本桥现浇箱梁的结构特点，在施工过程中将涉及到以下荷载形式： ⑴ q1—— 箱梁自重荷载，新浇混凝土密度取2600kg/m。
⑵ q2—— 箱梁内模、底模、内模支撑及外模支撑荷载，按均布荷载计算，经计算
取q2＝1.0kPa（偏于安全）。
⑶ q3—— 施工人员、施工材料和机具荷载，按均布荷载计算，当计算模板及其下
肋条时取2.5kPa；当计算肋条下的梁时取1.5kPa；当计算支架立柱及替他承载构件时取1.0kPa。
⑷ q4—— 振捣混凝土产生的荷载，对底板取2.0kPa，对侧板取4.0kPa。 ⑸ q5—— 新浇混凝土对侧模的压力。
⑹ q6—— 倾倒混凝土产生的水平荷载，取2.0kPa。
⑺ q7—— 支架自重，经计算支架在不同布置形式时其自重如下表所示：
3
2.2.3.1.2荷载组合
2.2.3.1.3荷载计算 ⑴ 箱梁自重——q1计算
根据Q匝道现浇箱梁结构特点，我们取Ⅰ-Ⅰ截面、Ⅱ－Ⅱ截面、Ⅲ－Ⅲ截面（墩顶及横隔板梁）等三个代表截面进行箱梁自重计算，并对三个代表截面下的支架体系进行检算，首先分别进行自重计算。
① Ⅰ－Ⅰ截面处q1计算
WB
γ
⨯AB
Q匝道桥Ⅰ-Ⅰ截面
单位：cm
图2.2.3.1.3-1 Q匝道桥Ⅰ－Ⅰ截面
根据横断面图，则： q1 ＝
=
c
＝
26⨯(8.5⨯2.0+(0.3⨯2+1.225⨯0.5)-2⨯5.331)
8.5
23.09kPa
取1.2的安全系数，则q1＝23.09×1.2＝27.7kPa
注：B—箱梁底宽，取8.5m，将箱梁全部重量平均到底宽范围内计算偏于安全。
② Ⅱ－Ⅱ截面处q1计算
根据横断面图，则： q1 ＝
WB
Q匝道桥Ⅱ-Ⅱ截面
单位：cm
图2.2.3.1.3-2 Q匝道桥Ⅱ－Ⅱ截面
=
γ
c
⨯AB
＝
26⨯(8.5⨯2.0+(0.3⨯2+1.225⨯0.5)-2⨯5.03)
8.5
24.9kPa
取1.2的安全系数，则q1＝24.9×1.2＝29.9kPa
注：B—箱梁底宽，取8.5m，将箱梁全部重量平均到底宽范围内计算偏于安全。 ③ Ⅲ－Ⅲ截面处q1计算
根据横断面图，则： q1 ＝
WB
Q匝道桥Ⅲ-Ⅲ截面
单位：cm
1350
图2.2.3.1.3-3 Q匝道桥Ⅲ－Ⅲ截面
=
γ
c
⨯AB
＝
26⨯(8.5⨯2.0+0.3⨯2+1.225⨯0.5)
8.5
55.7kPa
取1.2的安全系数，则q1＝55.7×1.2＝66.8kPa
注：B—箱梁底宽，取8.5m，将箱梁全部重量平均到底宽范围内计算偏于安全。 ⑵ 新浇混凝土对侧模的压力——q5计算
因现浇箱梁采取水平分层以每层30cm高度浇筑，在竖向上以V=1.2m/h浇筑速度控制，砼入模温度T=28℃控制，因此新浇混凝土对侧模的最大压力
q5=Pm=K⨯r⨯h
K为外加剂修正稀数，取掺缓凝外加剂K=1.2 当V/t=1.2/28=0.043＞0.035 h=1.53+3.8V/t=1.69m
q5=Pm=K⨯r⨯h=1.2⨯25⨯1.69=50.7KPa 2.2.3.2结构检算
2.2.3.2.1碗扣式钢管支架立杆强度及稳定性验算
碗扣式钢管脚手架与支撑和扣件式钢管脚手架与支架一样，同属于杆式结构，以立杆承受竖向荷载作用为主，但碗扣式由于立杆和横杆间为轴心相接，且横杆的“├”型插头被立杆的上、下碗扣紧固，对立杆受压后的侧向变形具有较强的约束能力，因而碗扣式钢管架稳定承载能力显著高于扣件架（一般都高出20%以上，甚至超过35%）。
本工程现浇箱梁支架立杆强度及稳定性验算，根据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》有关模板支架立杆的强度及稳定性计算公式进行分析计算（碗扣架用钢管规格为υ48×3.5mm）。
⑴Ⅰ－Ⅰ截面处
跨中14m范围内，碗扣式钢管支架体系采用90×90×120cm的布置结构，如下图5.1－6。
单位：m
纵 向
图2.2.3.2.1-1 脚手架90×90×120cm布置图
①、立杆强度验算
根据立杆的设计允许荷载，当横杆步距为120cm时，立杆可承受的最大允许竖直荷载为［N］＝30kN（参见公路桥涵施工手册中表13－5碗口式构件设计荷载）。
立杆实际承受的荷载为：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时）
NG1K—支架结构自重标准值产生的轴向力； NG2K—构配件自重标准值产生的轴向力 ΣNQK—施工荷载标准值；
于是，有：NG1K=0.9×0.9×q1=0.9×0.9×23.09=18.7KN
NG2K=0.9×0.9×q2=0.9×0.9×1.0=0.81KN
ΣNQK=0.9×0.9×(q3+q4+q7)=0.81×(1.0+2.0+1.84)=3.92KN
则：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK=1.2×（18.7+0.81）+0.85×1.4×3.92=28.07KN＜［N］＝30KN ，强度满足要求。
②、立杆稳定性验算
根据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》有关模板支架立杆的稳定性计算公式：N/ΦA+MW/W≤f
N—钢管所受的垂直荷载，N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时），
同前计算所得；
f—钢材的抗压强度设计值，f＝205N/mm2参考《建筑施工扣件式钢管脚手架安全
技术规范》表5.1.6得。
A—支架立杆的截面积A＝489mm(取φ48mm×3.5mm钢管的截面积)。 Φ—轴心受压杆件的稳定系数，根据长细比λ查表即可求得Φ。
i—截面的回转半径，查《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》附录B得i
＝15.8㎜。
长细比λ＝L/i。
L—水平步距，L＝1.2m。
于是，λ＝L/i＝76，参照《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》查附录C得Φ＝0.744。
MW—计算立杆段有风荷载设计值产生的弯距； MW=0.85×1.4×WK×La×h2/10
2
WK=0.7uz×us×w0
uz—风压高度变化系数，参考〈〈建筑结构荷载规范〉〉表7.2.1得uz=1.38 us—风荷载脚手架体型系数，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉表6.3.1第36项得：us=1.2 w0—基本风压，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉附表D.4 w0=0.8KN/m2 故：WK=0.7uz×us×w0=0.7×1.38×1.2×0.8=0.927KN/ m La—立杆纵距0.9m；
h—立杆步距1.2×La×h2/10=0.143
W— 截面模量查表〈〈建筑施工扣件式脚手架安全技术规范〉〉附表B得： W=5.08×103mm3
则，N/ΦA+MW/W＝21.273×103/（0.829×489）+0.143×106/（5.08×103）
＝80.626KN/mm2≤f＝205KN/mm2
计算结果说明支架是安全稳定的。 ⑵Ⅱ－Ⅱ截面处
桥墩旁3m～7m范围内，碗扣式钢管支架体系采用60×90×120cm的布置结构，如下图。
单位：m
2
纵 向
图2.2.3.2.1-2 脚手架60×90×120cm
①、立杆强度验算
根据立杆的设计允许荷载，当横杆步距为120cm时，立杆可承受的最大允许竖直荷
载为［N］＝30kN（参见公路桥涵施工手册中表13－5碗口式构件设计荷载）。
立杆实际承受的荷载为：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时）
NG1K—支架结构自重标准值产生的轴向力； NG2K—构配件自重标准值产生的轴向力 ΣNQK—施工荷载标准值；
于是，有：NG1K=0.6×0.9×q1=0.6×0.9×24.9=13.446KN
NG2K=0.6×0.9×q2=0.6×0.9×1.0=0.54KN
ΣNQK=0.6×0.9×(q3+q4+q7)=0.54×(1.0+2.0+2.21)=2.813KN
则：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK=1.2×（13.446+0.54）+0.85×1.4×2.813=20.131KN＜［N］＝30KN ，强度满足要求。
②、立杆稳定性验算
根据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》有关模板支架立杆的稳定性计算公式：N/ΦA+MW/W≤f
N—钢管所受的垂直荷载，N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时），
同前计算所得；
f—钢材的抗压强度设计值，f＝205N/mm2参考《建筑施工扣件式钢管脚手架安全
技术规范》表5.1.6得。
A—支架立杆的截面积A＝489mm2(取φ48mm×3.5mm钢管的截面积) Φ—轴心受压杆件的稳定系数，根据长细比λ查表即可求得Φ。
i—截面的回转半径，查《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》附录B
得i＝15.8㎜。
长细比λ＝L/i。
L—水平步距，L＝1.2m。
于是，λ＝L/i＝76，参照《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》查附录C得Φ＝0.744。
MW—计算立杆段有风荷载设计值产生的弯距； MW=0.85×1.4×WK×La×h/10 WK=0.7uz×us×w0
uz—风压高度变化系数，参考〈〈建筑结构荷载规范〉〉表7.2.1得uz=1.38 us—风荷载脚手架体型系数，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉表6.3.1第36项得：us=1.2
2
w0—基本风压，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉附表D.4 w0=0.8KN/m2 故：WK=0.7uz×us×w0=0.7×1.38×1.2×0.8=0.927KN/ m2 La—立杆纵距0.9m；
h—立杆步距1.2×La×h2/10=0.143
W— 截面模量查表〈〈建筑施工扣件式脚手架安全技术规范〉〉附表B得： W=5.08×10mm
则，N/ΦA+MW/W＝22.204×103/（0.829×489）+0.143×106/（5.08×103）
＝89.180KN/mm2≤f＝205KN/mm2
计算结果说明支架是安全稳定的。 ⑶Ⅲ－Ⅲ截面处
在桥墩旁两侧各3m范围内，碗扣式钢管支架体系采用60×60×120cm的布置结构，如下图：
3
3
纵 向
单位：m
图2.2.3.2.1-3 脚手架60×60×120cm布置图
①、立杆强度验算
根据立杆的设计允许荷载，当横杆步距为120cm时，立杆可承受的最大允许竖直荷
载为［N］＝30kN（参见公路桥涵施工手册中表13－5碗口式构件设计荷载）。
立杆实际承受的荷载为：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时）
NG1K—支架结构自重标准值产生的轴向力； NG2K—构配件自重标准值产生的轴向力
ΣNQK—施工荷载标准值；
于是，有：NG1K=0.6×0.6×q1=0.6×0.6×55.7=20.052KN
NG2K=0.6×0.6×q2=0.6×0.6×1.0=0.36KN
ΣNQK=0.6×0.6×(q3+q4+q7)=0.36×(1.0+2.0+2.94)=2.138KN
故：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK=1.2×（20.052+0.36）+0.85×1.4×2.138=27.039KN＜［N］＝30KN ，强度满足要求。
②、立杆稳定性验算
根据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》有关模板支架立杆的稳定性计算公式：N/ΦA+MW/W≤f
N—钢管所受的垂直荷载，N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时），
同前计算所得；
f—钢材的抗压强度设计值，f＝205N/mm参考《建筑施工扣件式钢管脚手架安全
技术规范》表5.1.6得。
A—支架立杆的截面积A＝489mm2(取φ48mm×3.5mm钢管的截面积) Φ—轴心受压杆件的稳定系数，根据长细比λ查表即可求得Φ。
i—截面的回转半径，查《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》附录B得i
＝15.8㎜。
长细比λ＝L/i。
L—水平步距，L＝1.2m。
于是，λ＝L/i＝76，参照《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》查附录C得Φ＝0.744。
MW—计算立杆段有风荷载设计值产生的弯距； MW=0.85×1.4×WK×La×h2/10 WK=0.7uz×us×w0
uz—风压高度变化系数，参考〈〈建筑结构荷载规范〉〉表7.2.1得uz=1.38 us—风荷载脚手架体型系数，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉表6.3.1第36项得：us=1.2 w0—基本风压，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉附表D.4 w0=0.8KN/m 故：WK=0.7uz×us×w0=0.7×1.38×1.2×0.8=0.927KN La—立杆纵距0.6m；
2
2
h—立杆步距1.2m，
故：MW=0.85×1.4×WK×La×h2/10=0.095KN
W— 截面模量查表〈〈建筑施工扣件式脚手架安全技术规范〉〉附表B得： W=5.08×103mm3
则，N/ΦA+MW/W＝26.239×10/（0.744×489）+0.095×10/（5.08×10）
＝90.822KN/mm≤f＝205KN/mm
计算结果说明支架是安全稳定的。 2.2.3.2.2满堂支架整体抗倾覆验算
依据《公路桥涵技术施工技术规范实施手册》第9.2.3要求支架在自重和风荷栽作用下时，倾覆稳定系数不得小于1.3。
K0=稳定力矩/倾覆力矩=y×Ni/ΣMw
按Q匝道桥第一联140m长度验算支架抗倾覆能力：
桥梁宽度13.5m，长140m采用90×90×120cm跨中支架来验算全桥： 支架横向156排； 支架纵向15排； 高度6m；
顶托TC60共需要156×15=2340个； 立杆需要156×15×6=14040m;
纵向横杆需要156×6/1.2×15=11700m； 横向横杆需要15×6/1.2×140=10500m；
故：钢管总重（14040+11700+10500）×3.84=139.161t; 顶托TC60总重为：2340×7.2=16.848t； 故q=139.161×9.8+16.848×9.8=1528.888KN； 稳定力矩= y×Ni=6.75×1528.888=10319.994KN.m
依据以上对风荷载计算WK=0.7uz×us×w0=0.7×1.38×1.2×0.8=0.927KN/ m2 Q匝道第一联140m共受力为：q=0.927×6×140=778.68KN； 倾覆力矩=q×3=778.68×3=2336.04KN.m
K0=稳定力矩/倾覆力矩=10319.994/2336.04=4.41>1.3 计算结果说明本方案满堂支架满足抗倾覆要求。
2
2
3
6
3
2.2.3.2.3箱梁底模下横桥向方木验算
本施工方案中箱梁底模底面横桥向采用5×7cm方木，方木横桥向跨度在跨中截面处按L＝90cm进行受力计算，在桥墩顶横梁截面及横隔板梁处、桥墩顶及墩旁各7m范围内按L＝60cm进行受力计算，实际布置跨距均不超过上述两值。如下图将方木简化为如图的简支结构（偏于安全），木材的容许应力和弹性模量的取值参照杉木进行计算，实际施工时如油松、广东松等力学性能优于杉木的木材均可使用。
q(KN/m)
q(KN/m)
尺寸单位：cm
方木材质为杉木，［δw］=11MPa［δτ］=17MPa
E=9000MPa
图2.2.3.2.3-1 底模下横桥向方木受力简图
⑴Ⅰ－Ⅰ截面处
按桥每跨中Ⅳ－Ⅳ截面处14.0m范围内进行受力分析，按方木横桥向跨度L＝90cm进行验算。
① 方木间距计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(23.09+1.0+2.5+2)×14=400.26kN/m M＝(1/8) qL2=(1/8)×400.26×0.92＝40.526kN·m W=(bh2)/6=(0.05×0.072)/6=0.00004083m3
则： n= M/( W×［δw］)=40.526/(0.00004083×11000×0.9)=100.3(取整数
n＝101根)
d＝B/(n-1)=14/100=0.14m
注：0.9为方木的不均匀折减系数。
经计算，方木间距小于0.14m均可满足要求，实际施工中为满足底模板受力要求，方木间距d取0.10m，则n＝14/0.10＝140根。
② 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.05×0.073)/12=1.429×10-6m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(400.26×0.94)/(140×9×106×1.429
×10-6)］=1.899×10-3m＜l/400=0.9/400=2.25×10-3m (挠度满足要求) ③ 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.05⨯0.07
80.05⨯0.07
12
QSmnImb
＝
qlS
32
=3.0625⨯10
－5
m
3
Im＝
=1.429⨯10
-6
m
4
－5
τ=
m
140⨯2Imb
=
400.26⨯0.9⨯3.0625⨯10140⨯2⨯1.429⨯10
－6
⨯0.05
=0.551
MPa＜0.9×［τ］
=0.9×1.7MPa=1.53MPa 符合要求。 ⑵Ⅱ－Ⅱ截面处
按桥墩旁Ⅲ－Ⅲ截面处5.0m范围内进行受力分析，按方木横桥向跨度L＝90cm进行验算。
① 方木间距计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(24.9+1.0+2.5+2)×5=152kN/m M＝(1/8) qL2=(1/8)×152×0.92＝15.29kN·m W=(bh)/6=(0.05×0.07)/6=0.00004083m
则： n= M/( W×［δw］)=15.29/(0.00004083×11000×0.9)=37.8(取整数n
＝38根)
d＝B/(n-1)=5/37=0.135m
注：0.9为方木的不均匀折减系数。
经计算，方木间距小于0.135m均可满足要求，实际施工中为满足底模板受力要求，方木间距d取0.1m，则n＝5/0.1＝50根。
② 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh)/12=(0.05×0.07)/12=1.429×10m 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(152×0.94)/(50×9×106×1.429
×10-6)］=2.019×10-3m＜l/400=0.9/400=2.25×10-3m (挠度满足要求)。 ③ 每根方木抗剪计算
3
3
-6
4
2
2
3
Sm＝
0.05⨯0.07
80.05⨯0.07
12
2
=3.0625⨯10
－5
3m
3
Im＝
=1.429⨯10
-6
m
4
τ=
QS
m
nImb
＝
qlS
m
60⨯2Imb
=
152⨯0.9⨯3.0625⨯1050⨯2⨯1.429⨯10
－6
－5
⨯0.05
=0.586
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa，方木抗剪强度符合要求。 ⑶Ⅲ－Ⅲ截面处
桥墩顶截面处2.0m范围内进行受力分析，按方木横桥向跨度L＝60cm进行验算。
① 方木间距计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(55.7+1.0+2.5+2)×2=122.4kN/m M＝(1/8) qL=(1/8)×122.4×0.6＝5.508kN·m W=(bh2)/6=(0.05×0.072)/6=0.00004083m3
则： n= M/( W×［δw］)=5.508/(0.00004083×11000×0.9)=13.6(取整数n
＝14根)
d＝B/(n-1)=2/13=0.15m
注：0.9为方木的不均匀折减系数。
经计算，方木间距小于0.15m均可满足要求，实际施工中为满足底模板受力要求，方木间距d取0.12m，则n＝2/0.12＝16.7（取17根）。
② 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.1×0.13)/12=8.33×10-6m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(122.4×0.64)/(17×9×106×1.429
×10-6)］=0.945×10-3m＜l/400=0.6/400=1.5×10-3m (挠度满足要求) ③ 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.05⨯0.07
80.05⨯0.07
12
32
22
=3.0625⨯10
－5
m
3
Im＝
=1.429⨯10
-6
m
4
τ=
QSmnImb
＝
qlS
m
17⨯2Imb
=
122.4⨯0.6⨯3.0625⨯1017⨯2⨯1.429⨯10
－6
－5
⨯0.05
=0.925
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa（符合要求）
2.2.3.2.4碗扣式支架立杆顶托上顺桥向方木验算
本施工方案中WDJ多功能碗扣架顶托上顺桥向采用10×15cm方木作为纵向分配梁。顺桥向方木的跨距，根据立杆布置间距，在箱梁跨中按L＝90cm（横向间隔l＝90cm）进行验算，在墩旁和横隔板部位按L＝60cm（横向间隔l＝60cm布置）进行验算。将方木简化为如图的简支结构（偏于安全）。木材的容许应力和弹性模量的取值参照杉木进行计算，实际施工时如油松、广东松等力学性能优于杉木的木材均可使用。
q(KN/m)
q(KN/m)
尺寸单位：cm
方木材质为杉木，［δw］=11MPa［δτ］=1.7MPa
E=9000MPa
备注 ：因其上横桥向方木布置较密（净距约5～7cm），故顺桥向方木受力按均布荷载考虑。
图2.2.3.2.4-1 立杆顶托上顺桥向方木受力简图
⑴ Ⅰ－Ⅰ截面处
跨中截面立杆顶托上顺桥向采用10×15cm规格的方木，顺桥向方木跨距90cm，横桥向间隔90cm布置，根据前受力布置图进行方木受力分析计算如下：
① 每根方木抗弯计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(23.09+1.0+2.5+2)×0.9=25.731kN/m M＝(1/8) qL2=(1/8)×25.731×0.92＝2.605kN·m W=(bh2)/6=(0.10×0.152)/6=3.75×10-4m3
则：δ= Mmax/ W=2.605/(3.75×10-4)=6.95MPa＜0.9［δw］＝9.9MPa（符合要求） 注：0.9为方木的不均匀折减系数。 ② 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.1⨯0.15
8
2
=2.8125⨯10
－4
m
3
Im＝
0.1⨯0.15
12
QS
m
3
=2.8125⨯10
-5
4m
则：τ=
Imb
＝
qlS
m
2Imb
=
25.73⨯0.9⨯2.8125⨯102⨯2.8125⨯10
－5
－4
⨯0.1
=1.157
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa 符合要求。 ③ 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.1×0.153)/12=2.8125×10-5m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(30.42×0.94)/( 9×106×2.8125
×10)］=1.027×10m＜l/400=0.9/400=2.25×10m 故，挠度满足要求。 ⑵ Ⅱ－Ⅱ截面处
墩旁3～7m范围内立杆顶托上顺桥向采用10×15cm规格的方木，顺桥向方木跨距90cm，横桥向间隔60cm布置，根据前受力布置图进行方木受力分析计算如下：
① 每根方木抗弯计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(24.9+1.0+2.5+2)×0.6=18.24kN/m M＝(1/8) qL=(1/8)×18.24×0.9＝1.85kN·m W=(bh)/6=(0.10×0.15)/6=3.75×10m
则：δ= Mmax/ W=1.85/(3.75×10-4)=4.93MPa＜0.9［δw］＝9.9MPa（符合要求） 注：0.9为方木的不均匀折减系数。 ② 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.1⨯0.15
80.1⨯0.15
12
QSmImb
32
-5-3-3
22
22-43
=2.8125⨯10
－4
m
3
Im＝
=2.8125⨯10
-5
m
－4
4
则：τ=
＝
qlS
m
2Imb
=
18.24⨯0.9⨯2.8125⨯102⨯2.8125⨯10
－5
⨯0.1
=0.821
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa 符合要求。
③ 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.12×0.153)/12=3.375×10-5m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(18.24×0.94)/( 9×106×2.8125
×10)］=6.156×10m＜l/400=0.9/400=2.25×10m
故，挠度满足要求。 ⑶ Ⅲ－Ⅲ梁截面处
墩顶横梁（实心段）截面立杆顶托上顺桥向采用10×15cm规格的方木，顺桥向方木跨距60cm，横桥向间隔60cm布置，根据前受力布置图进行方木受力分析计算如下：
① 每根方木抗弯计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(55.7+1.0+2.5+2)×0.6=36.72kN/m M＝(1/8) qL=(1/8)×36.72×0.6＝1.652kN·m W=(bh)/6=(0.10×0.15)/6=3.75×10m
则：δ= Mmax/ W=1.652/(3.75×10-4)=4.405MPa＜0.9［δw］＝9.9MPa（符合要
求）。
注：0.9为方木的不均匀折减系数。 ② 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.1⨯0.15
80.1⨯0.15
12
QSmImb
32
-5-4-3
22
22-43
=2.8125⨯10
－4
m
3
Im＝
=2.8125⨯10
-5
m
－4
4
则：τ=
＝
qlS
m
2Imb
=
36.72⨯0.6⨯2.8125⨯102⨯2.8125⨯10
－5
⨯0.1
=1.102
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa 符合要求。 ③ 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.1×0.153)/12=2.8125×10-5m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(36.72×0.64)/( 9×106×2.8125
×10-5)］=2.448×10-4m＜l/400=0.6/400=1.5×10-3m 故，挠度满足要求。 2.2.3.2.5箱梁底模板计算
箱梁底模采用优质竹胶板，铺设在支架立杆顶托上顺桥向方木上的横桥向方木上。其中桥墩旁两侧各3m范围（支架立杆横桥向间距60cm布置段）横桥向方木按0.12m间距布置，其余部分横桥向方木按0.1m间距布置。取各种布置情况下最不利位置进行受力分析，并对受力结构进行简化（偏于安全）如图5.1-11：
通过前面分析计算及布置方案，在桥墩旁实心段（取墩顶截面）处，横桥向方木布置间距分别为0.12m（净距0.07m）时，为底模板荷载最不利位置，则有：
竹胶板弹性模量E＝5000MPa
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(1.0×0.0123)/12=1.44×10-7m4
图2.2.3.2.5-1 底模支撑系统及验算
底模及支撑系统简图
q(kN/m)
底模验算简图
q(kN/m)
尺寸单位：cm
⑴桥墩顶截面处底模板计算 ① 模板厚度计算
q=( q1+ q2+ q3+ q4)l=(55.7+1.0+2.5+2)×0.12=7.334kN/m 则：Mmax=
q⋅l8
2
=
7.334⨯0.12
8
2
=0.013KN⋅m
模板需要的截面模量：W=
M[σW]⨯0.9
=
0.0130.9⨯6.0⨯10
3
=2.407⨯10
-6
m2
模板的宽度为1.0m，根据W、b得h为： h=
6⨯Wb
=
6⨯2.407⨯10
1
-6
=0.0038m=4.1mm
因此，模板采用1220×2440×15mm规格的竹胶板。 ② 模板刚度验算 fmax=
ql
4
128EI
=
7.334⨯0.12
6
4
-7
128⨯5⨯10⨯1.44⨯10
＝1.65⨯10
－5
m＜0.9×0.12/400m=2.7×10m
-4
故，挠度满足要求。 2.2.3.2.6侧模验算
根据前面计算，分别按5×7cm方木以20cm和25cm的间距布置，以侧模最不利荷载部位进行模板计算，则有：
⑴ 5×7cm方木按间距25cm布置 ① 模板厚度计算
q=( q4+ q5)l=(4.0+50.7)×0.25=13.675kN/m 则：Mmax=
q⋅l8
2
=
13.675⨯0.25
8
2
=0.107KN⋅m
模板需要的截面模量：W=
M[σW]⨯0.9
=
0.1070.9⨯6.0⨯10
3
=1.981⨯10
-5
m2
模板的宽度为1.0m，根据W、b得h为： h=
6⨯Wb
=
6⨯1.981⨯10
1
-5
=0.0109m=11mm
因此,模板采用1220×2440×15mm规格的竹胶板。 ② 模板刚度验算 fmax=
ql
4
128EI
=
13.675⨯0.25
6
4
-7
128⨯5⨯10⨯1.44⨯10
＝5.8⨯10
－4
m＞0.9×0.25/400m=5.63×10
-4
m
⑵ 5×7cm方木按间距20cm布置 ① 模板厚度计算
q=( q4+ q5)l=(4.0+50.7)×0.2=10.94kN/m 则：Mmax=
q⋅l8
2
=
10.94⨯0.2
8
2
=0.0547KN⋅m
模板需要的截面模量：W=
M[σW]⨯0.9
=
0.05470.9⨯6.0⨯10
3
=1.013⨯10
-5
m2
模板的宽度为1.0m，根据W、b得h为： h=
6⨯Wb
=
6⨯1.013⨯10
1
-5
=0.00785m=7.85mm
因此,模板采用1220×2440×15mm规格的竹胶板。 ② 模板刚度验算 fmax=
ql
4
128EI
=
10.94⨯0.2
6
4
-7
128⨯5⨯10⨯1.44⨯10
＝1.9⨯10
－4
m＜0.9×0.2/400m=4.5×10
-4
m
图2.2.3.2.7-1 支架下地基处理示
⑴ 立杆承受荷载计算
Ⅰ－Ⅰ截面处：跨中14m范围内，间距为90×90cm布置立杆时，每根立杆上荷载为：
N＝a×b×q＝a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 0.9×0.9×(23.09+1.0+1.0+2.0+1.84)=23.433kN
Ⅱ－Ⅱ截面处：桥墩两侧3～7m范围内，间距为60×90cm布置立杆时，每根立杆上荷载为：
N＝a×b×q＝a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 0.6×0.9×(24.9+1.0+1.0+2.0+2.21)=16.799kN
Ⅲ－Ⅲ截面处：在桥墩旁两侧各3m范围内，间距为60×60cm布置立杆时，每根立杆上荷载为：
N＝a×b×q＝a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 0.6×0.6×(55.7+1.0+1.0+2.0+2.94)=22.55kN
⑵ 立杆底托验算 立杆底托验算： N≤Rd
通过前面立杆承受荷载计算，每根立杆上荷载最大值为跨中截面Ⅰ－Ⅰ横截面处间距90×90cm布置的立杆，即：
N＝a×b×q＝ a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 0.9×0.9×(23.09+1.0+1.0+2.0+1.84)=23.433kN
底托承载力（抗压）设计值，一般取Rd =40KN; 得：23.433KN＜40KN ， 立杆底托符合要求。
⑶ 立杆地基承载力验算
表2.2.3.2.7-1标准贯入试验粘质土地基容许承载力（Kpa）
K调整系数；混凝土基础系数为1.0
按照最不利荷载考虑：根据设计图纸地质情况，Q匝道桥桥址处主要残积砂质粘土，根据地质报告中残积性砂质粘土承载力基本容许值σ0=220KPa。
根据经验及试验，将地面整平（斜坡地段做成台阶）并采用重型压路机碾压密实(压实度≥90%)，达到要求后，再填筑50～80cm的建筑弃渣或土石混碴，并分层填筑，分层碾压，使压实度达到94％以上后，地基承载力可达到 [fk]= 190～250Kpa（参考《建筑施工计算手册》。
立杆地基承载力验算：
NAd
≤K·f
k
式中： N——为脚手架立杆传至基础顶面轴心力设计值；
Ad——为立杆底座面积Ad=15cm×15cm=225cm2；
按照最不利荷载考虑，立杆底拖下砼基础承载力：
NAd
=23.4330.0225
=1041KPa＜
[f]＝5800KPa
cd
，底拖下砼基础承载力满足要求。
底托坐落在砼基础上（按照10cm厚计算），按照力传递面积计算：
A=(2×0.1×tg450+0.15)2=0.1225m2
f
k
=σ0=220 KPa
K调整系数；混凝土基础系数为1.0 按照最不利荷载考虑：
NA
=23.433KN/0.1225m2 =191.3 ≤K·[fk]=1.0×220KPa
经过计算，基底整平压实后采用标准贯入试验检测地基承载力。基础处理时填土石混渣或建筑拆迁废渣，并用压路机压实后，检测压实度达到，如压实度达到94%以上，则同理地基承载力满足要求。如巨粒土以及含有砖头、砼块、块石等的粘质土，不适应做标准贯入试验或对检测结果尚有疑问时，则应再做平板荷载试验。确认地基承载力符合设计要求后，才能开始放样，摆放脚手架，在其上开始搭设脚手架。
将混凝土作为刚性结构，在桥墩旁两侧各7m范围及跨中纵、横隔板梁1.5m范围部位，按照间距60×60cm布置，在1平方米面积上地基最大承载力F为:
F＝a×b×q＝ a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 1.0×1.0×(55.7+1.0+1.0+2.0+2.94)=62.64kN/m2 则，F＝62.64kpa＜[fk]=1.0×190Kpa 经过地基处理后，可以满足要求。 2.2.3.2.8支架变形
支架变形量值F的计算：F＝f1＋f2＋f3 ⑴Ⅰ－Ⅰ截面处
①f1为支架在荷载作用下的弹性变形量
由上计算每根钢管受力为23.433KN，立杆的截面积按489mm2计算。 于是f1=б×L/E
б＝23.433÷489×10＝47.92N/mm
则f1＝47.92×10÷（2.06×10）＝2.33mm。 ②f2为支架在荷载作用下的非弹性变形量
5
3
2
支架在荷载作用下的非弹性变形f2包括杆件接头的挤压压缩δ1和方木对方木压缩δ2两部分，分别取经验值为2mm、3mm，即f2＝δ1＋δ2＝5mm。
③f3为支架地基沉降量计算：
支架地基沉降量按《GBJ7-89规范》推荐地基最终沉降量公式计算：
n
f3=S=ψs∑
i=1
P0ESi
(ziai-zi-1ai-1)
A、基础底面附加应力计算
根据前面计算结果，支架基础（C15砼）底面以上最大荷载为：
F＝62.64+3.9=66.54KN/m2，同理基础底面的附加压力为P0＝F=66.54 KN/m2。 B、地基土分层
根据现场地质情况，将地基土按压缩性分层，设压缩层厚度为3m，其中换填砂夹石土层厚约1.5m、压缩模量7.0MPa，残积砂质粘性土层厚1.5m、压缩模量6.2MPa。
C、各分层的压缩量计算
根据最不利荷载受力部位支架布置，将满堂支架基础底面积转化为0.6×0.6基础进行计算分析。
a、换填砂夹石土层：
该土层的顶面及底面分别位于基础地面下Z0＝0m及Z1＝1.5m处，则：
Z
=10＝0，查表得a0=1.0；
B0.6B
ZA0.61.5
==11＝＝2.5，查表得a1=0.374； B0.6B0.6A=0.6
于是换填砂夹石土层的压缩量∆S1为：
∆S1=
P0Es1
(z1a1-z0a0)=
0.06267.0
(1500⨯0.374-0⨯1.0)=5.1mm
b、残积砂质粘性土层：
该土层的顶面及底面分别位于基础地面下Z1＝1.5m及Z1＝3.0m处，则：
ABAB=
Z1.5
=11＝＝2.5，查表得0.6B0.60.6
Z3.0
=12＝＝5.0，查表得0.6B0.60.6
a1=0.374；
=
a2=0.206；
于是中液限粘质土层的压缩量∆S2为：
∆S2=
P0Es2
(z2a2-z1a1)=
0.06266.2
(3000⨯0.206-1500⨯0.374)=0.58mm
D、确定压缩层厚度
先计算深度Zn＝3.0m处向上取0.3m的土层压缩量∆Sn/：
Z2.7
==1＝＝4.5，查表得a1=0.226；
B0.6B0.6AB=
Z3.0
=12＝＝5.0，查表得0.6B0.60.6
a2=0.206；
A0.6
/
则，∆Sn/=
P0Es2
∆Sn
n
/
(z2a2-za)=
//
0.06266.2
(3000⨯0.206-2700⨯0.226)=0.08mm
于是得：
=
/
i
0.085.1+0.58
=0.0141
∑∆S
i=1
故压缩厚度可取为3.0m(从C15砼基础底面算起)。 E、地基最终沉降量计算
压缩层范围内各土层压缩模量加权平均值ESP为：
ESP=
7.0⨯1.5+6.2⨯1.5
3
=6.6N/mm
2
因4
n
f3=S=ψs∑∆Si=0.745⨯(7.6+0.87)=6.31mm
i=1
故支架变形量值F为:F＝f1＋f2＋f3=2.33+5+6.31=13.64mm 2.2.3.2.9支架预留门洞计算
门洞临时墩采用加密脚手架结构，与翔安大道行车方向平行，上设工字钢承重结构，临时墩脚手架搭设在C25砼上。按最不利荷载位置及简支梁体系进行结构验算。
本施工方案临时墩采用Φ48×3.5(Q235)碗扣式脚手架搭设立杆，纵向间距30cm、横向间距均为60cm，横杆步距按照60cm进行布置，立杆分别按轴心受压和偏心受压杆件计算，横杆不予考虑。
⑴立杆计算（按细长杆计算）：
①力学参数及符号意义
q=32.93KPa（包括工字钢及脚手架自重）。
N－立杆轴向力计算值（KN）,由于立杆间距为0.3×0.6,则单根钢管
受力N=32.93×0.3×0.6=5.93KN。
A－立杆横截面面积（mm）, Φ48×3.5(Q235)型：A ＝4.89×10 mm，惯性
矩I＝1．215×10 mm，抵抗矩W=5.078×10 mm。
ψ
5
4
3
3
2
2
2
-立杆轴心受压构件纵向弯曲系数。查计算手册求得。
［σ］－钢材抗压强度值，现取为215Mpa。 λ－长细比。
②验算
i=
14
d+d1
2
2
=15.78mm
, λ=
μli
=
1⨯1.2⨯1015.78
3
=9,查表求得ψ＝0.807
σ=
NψA
=
5.93⨯10
2
3
4.89⨯10⨯0.996
=12.18Mpa＜［σ］=215Mpa
结论：立杆布局按30×60㎝布置，受力要求满足。 ⑵横杆计算：
由于大横杆和小横杆受力与纵杆变形产生的弯矩有关，纵杆主要为轴心受压构件，一般情况不会产生弯矩。故不作横杆受力计算。
⑶工字钢验算
工字钢延纵向按0.9m布置，翔安大道每幅设一个通道，其中门洞宽度为 5.0m，受力结构为两胯连续梁。上铺设5×7cm横向方木，间距10cm。从安全角度考虑按简支体系进行验算，拟采用的工字钢型号为I40a型，由前面计算得面荷载为q=32.93Kpa。
①荷载计算：I40a自重为0.8KN/m(查桥涵手册)
施工荷载自重：q1=32.93×0.9=29.637KN/m
工字钢自重：q2=0.8KN/m
q= q1+ q2=30.437KN/m
5.0
跨中最大弯矩为：Mmax=
支点处最大剪力设计值：q⋅l8q⋅l
22=30.437⨯5.082=95.116KN⋅m =30.437⨯5.0
2=76.093KN
②结构验算：查I40a型工字钢的弯曲应力为[σw]=145Mpa
梁所需要的截面抵抗矩为：
W需=Mmax[σw]=95.116KN⋅m145N/mm2=0.66⨯10mm63
查《材料力学》得I40a: Ix=21720cm4 Wx=1090cm3=1.09×106㎜3 ,满足 ③工字钢跨中挠度验算：按单跨简支梁计算
f=5q⋅l4
384⋅E⋅Ix=5⨯30.437⨯5.0⨯10
54124384⨯2.1⨯10⨯21720⨯10=5.43mm 5.0⨯10
4003=12.5mm
挠度满足要求。
通过以上计算，I40a型刚度满足要求，可使用90㎝间距I40a型工字钢。
厦门东通道（翔安隧道）工程
监表3 施工组织设计（方案）报审表
承包单位：中铁一局第五工程有限公司 合同号：厦路总合2008112 监理单位：铁四院工程监理咨询公司 编 号：
B标西滨立交桥桥梁满堂支架专项施工方案
一、工程概况
西滨互通式立体交叉地处厦门市翔安区西滨村附近，采用变形苜蓿叶型方案,利用空间分隔的方法消除翔安大道和窗东路两线的交叉车流的冲突,使两条交叉道路的直行车辆畅通无阻。其中翔安大道为城市快速路，设计时速80Km/h，在翔安区路网中呈东西分布，其走向从西向东依次经新店、马巷，在仓头互通附近直接联通福厦高速公路和324国道，构成厦门岛的第三出口通道；窗东路为刘五店港区外围一条城市一级主干道，设计行车速度60km/h，双向四车道。 二、施工方案
2.1箱梁概况
本工程桥梁工程全部为现浇箱梁，普通混凝土连续箱梁为3联13跨，预应力混凝土连续箱梁为11联59跨，现浇箱梁数量大。其中普通混凝土连续箱梁高度为1.2m，箱梁顶宽为8.07～8.5m，预应力箱梁高度2m，箱梁顶宽8.0～14.406m。
2.2预应力现浇箱梁
预应力现浇箱梁包括C匝道桥单幅3联，D匝道桥单幅4联，Q匝道桥双幅4联，预应力砼现浇箱梁累计11联59跨。
C匝道桥桥跨布置为：3×27+3×36+（2×27+28+2×27）m预应力砼连续箱梁，梁高2.0m，箱梁顶宽均为8.0m。
D匝道桥桥跨布置为：3×27+3×27+（28+29.023+28）+3×36m预应力砼连续箱梁，梁高2.0m，箱梁顶宽为13.5～26.854m。
Q匝道桥桥跨布置为：5×28+5×28+（28+2×35+34+33）+3×28m预应力砼连续箱梁，梁高2.0m，箱梁顶宽为8.0～18.58m。
根据箱梁布设跨径、所处位置地形情况，C、D、Q匝道桥均采用满堂支架逐联现浇施工，支架采用碗扣式脚手架搭设。匝道桥现浇箱梁跨越翔安大道处采用加密碗扣式脚手架搭设临时支墩，在临时支墩顶上横向设置I20工字钢，纵向设置I40a工字钢形成预留通道，在翔安大道的左右幅各预留一个通车道，以满足翔安大道通车的需要。
2.2预应力砼现浇箱梁的施工方法 2.2.1地基处理
首先对支架布设范围内的表土、杂物及淤泥进行清除，并将桥下范围内泥浆池及基
坑采取抽水排干后，用隧道弃渣或砂石将泥浆池及基坑回填密实，以防止局部松软下陷。
将原地面进行整平（斜坡地段做成台阶），然后采用重型压路机碾压密实(压实度≥90%)，达到要求后，再填筑50cm的隧道弃渣或土石混碴，分层填筑，分层碾压，使压实度达到94%以上。
支架地基原地面整平及压实后，采用标准贯入试验，如粘质土N＞7，则σ＞190KPa；如砂类土（中、粗砂）N＞15，则σ＞250KPa，承载力可满足要求。地基基础换填土石混渣或隧道洞渣处理，并用压路机压实后检测压实度达到94%，则同样满足承载力。如巨粒土以及含有砖头、砼块、块石等的粘质土，不适应做标准贯入试验或对检测结果尚有疑问时，建议采用平板荷载试验，确定地基承载力。地基基础填筑（换填）并检测完成后，其上搭设满堂支架。翔安大道路面上的支架搭设时，地基不做处理，可直接在路面上搭设满堂支架。
桥下支架地基基础表面设2%的人字型横坡以利于排水，并在支架基础两侧设置排水沟，排水沟采用砂浆摸面，防止积水使地基软化而引起支架不均匀下沉。
2.2.2支架搭设及技术要求 2.2.2.1支架搭设
现浇箱梁满堂支架采用WDJ碗扣式多功能脚手杆搭设，使用与立杆配套的横杆及立杆可调底座、立杆可调托撑。立杆顶设二层方木，立杆顶托上纵向设10×15cm方木；纵向方木上设5×7cm的横向方木，其中在墩顶端横梁和跨中横隔梁下间距不大于0.1m（净间距0.05m）、在跨中其他部位间距不大于0.12m（净间距0.06m）。模板宜用厚1.2cm的优质竹胶合板，横板边角用4cm厚木板加强，防止转角漏浆或出现波浪形，影响外观。支架纵横均按图示设置剪刀撑，其中横桥向斜撑每2.7m设一道，纵桥向斜撑沿横桥向共设4～5道，支架外表面必须满布剪刀撑。
每根立杆底部应设置底座或垫板，同时支架立杆必须设置纵、横向扫地杆。剪刀撑、斜撑搭设应随立杆、纵向和横向水平杆等同步搭设。
杆的纵、横向间距及横杆步距等搭设要求如下：
采用立杆横桥向间距×纵桥向间距×横杆步距为60cm×60cm×120cm和60cm×90cm×120cm、90cm×90cm×120cm三种布置形式的支架结构体系，其中：墩旁两侧各3.0m范围内的支架采用60cm×60cm×120cm的布置形式，墩旁外侧3.0m～8m范围内的支架采用60cm×90cm×120cm的布置形式，其余范围内（即跨中部分）的支架采用90cm
×90cm×120cm的布置形式，但纵横隔板梁下1.5m范围内的支架横桥向间距应加密至60cm(即采用60cm×90cm×120cm支架布置形式)。
2.2.2.2支架搭设技术要求
现浇箱梁支架采用碗口式构件搭设满堂支架。搭设时，先在方木基础上下托（立杆底部可调底座），底座下用中粗砂找平。支架顶部设置顶托，顶托上安设顺桥向方木，顺桥向方木上布置横桥向方木，横桥向方木上铺设箱梁底模板（竹胶板）。支架纵横向设置剪刀撑，以增加其整体稳定性，支架上端与墩身间用方木塞紧。剪刀撑、横向斜撑与立杆、纵向和横向水平杆等同步搭设，并且在砼浇筑和张拉过程中，进行全过程监测和专人检查。
支架搭设后，按箱梁重量100%进行支架预压，支架压载采用砂袋与水箱并用的方法进行预压。预压前在底模和地基上布好沉降观测点，对支架预压及沉降观测。
⑴碗扣式钢管支架主要构、配件的材料、制作要求
碗扣式脚手架用钢管应采用符合现行国家标准《直缝电焊钢管》（GB/T13793-92）或《低压流体输送用焊接钢管》（GB/T3092）中的Q235A级普通钢管，其材质性能应符合现行国家标准《碳素结构钢》（GB/T700）的规定。
碗扣架用钢管规格为Φ48×3.5mm，钢管壁厚不得小于3.5 -0.025mm。
上碗扣、可调底座及可调托撑螺母应采用可锻铸铁或铸钢制造，其材料机械性能应符合GB9440中KTH330-08及GB11352中ZG270-500的规定。
下碗扣、横杆接头、斜杆接头应采用碳素铸钢制造，其材料机械性能应符合GB11352中ZG230-450的规定。
采用钢板热冲压整体成形的下碗扣，钢板应符合GB700标准中Q235A级钢的要求，板材厚度不得小于6mm。
立杆连接外套管壁厚不得小于3.5-0.025mm，内径不大于50 mm， 外套管长度不得小于160mm，外伸长度不小于110mm。
立杆上的上碗扣应能上下串动和灵活转动，不得有卡滞现象；杆件最上端应有防止上碗扣脱落的措施。
立杆与立杆连接的连接孔处应能插入Φ12mm连接销。 在碗扣节点上同时安装1—4个横杆，上碗扣均应能锁紧。 构配件外观质量要求：
①钢管应无裂纹、凹陷、锈蚀，不得采用接长钢管；
②铸造件表面应光整，不得有砂眼、缩孔、裂纹、浇冒口残余等缺陷，表面粘砂应清除干净。
③冲压件不得有毛刺、裂纹、氧化皮等缺陷；
④各焊缝应饱满，焊药清除干净，不得有未焊透、夹砂、咬肉、裂纹等缺陷； ⑤构配件防锈漆涂层均匀、牢固。 立杆上应设有接长用套管及连接销孔。
可调底座及可调托撑丝杆与螺母捏合长度不得少于4-5扣，插入立杆内的长度不得小于150mm。
附：碗扣节点连接构成图如图2.2.2－1所示。 ⑵碗扣式钢管满堂支架的构造应符合下列要求
严格按照设计尺寸搭设支架，并根据支撑高度选择组配立杆、可调托撑及可调底座。立杆间距和横杆步距不得大于设计要求，并设置纵、横扫地杆。
连接前 连接后
图2.2.2－1碗扣节点连接构成图
支架拐角为直角时，宜采用横杆直接组架；拐角为非直角时，可采用钢管扣件组架。 支架首层立杆应采用不同的长度交错布置，并安设好接长用套管及连接销孔，底部横杆（扫地杆）严禁拆除，立杆配置可调底座（如图5.1-2）。
LG-240 LG-180
LG-240 LG-180
可调底座 底部横杆
图2.2.2－2立杆可调底座示意图
支架剪刀撑、斜撑等的斜杆，采用钢管扣件，斜杆安装时要符合下列规定：在支架四周拐角处设置专用斜杆或四面设置八字斜杆；斜杆应每步与立杆扣接，扣接点距碗扣节点的距离宜 ≤150mm；当出现不能与立杆扣接的情况时亦可采取与横杆扣接，扣接点应牢固；斜杆水平倾角宜在45o～60o之间；每个扣件的拧紧力矩都要控制在45-60N.m，钢管不能选用已经长期使用发生变形的。
对进入现场的碗扣式钢管构配件，使用前应对其质量进行复检。
确保立杆的垂直偏差和横杆的水平偏差满足《建筑施工碗扣式脚手架安全技术规范》的要求。
支架架要排列整齐和顺直，并要及时设好纵横水平拉杆、剪刀撑等。必要时采取设置缆风绳等加固措施。
为保证支架整体稳定及安全，应按支架设计要点，在荷载集中处加密支架支撑。 ⑶支架搭设要求
按施工方案弹线定位，放置可调底座后分别按先立杆后横杆再斜杆的搭设顺序逐层进行,每次上升高度不大于3m。底座和垫板应准确地放置在定位线上；垫板宜采用长度不少于2跨，厚度不小于50mm的木垫板；底座的轴心线应与地面垂直。底层水平框架的纵向直线度应≤L/200；横杆间水平度应≤L/400。
模板支撑架搭设应与模板施工相配合，利用可调底座或可调托撑调整底模标高，但支架顶托和底座的丝杆外露长度不得大于20cm。
支架的搭设应分阶段进行，第一阶段的撂底高度一般为6 m，搭设后必须经检查验收后方可正式投入使用。
支架拼装时要求随时检查横杆水平和立杆垂直度外，还应随时注意水平框的直角
度，不致使支撑架偏扭。保证支架全高的垂直度应小于L/500；最大允许偏差应小于100mm。
支架及脚手架内外侧加挑梁时，挑梁范围内只允许承受人行荷载，严禁堆放物料。 采用钢管扣件作加固件、斜撑时应符合《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》JGJ130-2002的有关规定。
支架拼装每3层检查每根立杆底座下是否浮动，否则应旋紧可调座或用薄铁片垫实，在支架拼装头3层，每层用经纬仪、水平仪、线坠随时检查立杆的垂直度及每层横杆的水平，随时检查随时调整。
支撑架搭设到顶时，应组织技术、安全、施工人员对整个架体结构进行全面的检查和验收，及时解决存在的结构缺陷。
浇筑过程中，派人检查支架和支承情况，发现下沉、松动和变形情况及时解决。 2.2.3支架受力检算
Q匝道桥箱梁断面较大，本方案计算以Q匝道第一联左幅为例进行计算，其它各匝道桥可参照执行。Q匝道桥第一联左幅为5×28m等截面预应力混凝土箱形连续梁（标准段为单箱双室），箱梁高度2.0m，箱梁顶宽13.5m。对荷载进行计算及对其支架体系进行检算。
2.2.3.1荷载计算 2.2.3.1.1荷载分析
根据本桥现浇箱梁的结构特点，在施工过程中将涉及到以下荷载形式： ⑴ q1—— 箱梁自重荷载，新浇混凝土密度取2600kg/m。
⑵ q2—— 箱梁内模、底模、内模支撑及外模支撑荷载，按均布荷载计算，经计算
取q2＝1.0kPa（偏于安全）。
⑶ q3—— 施工人员、施工材料和机具荷载，按均布荷载计算，当计算模板及其下
肋条时取2.5kPa；当计算肋条下的梁时取1.5kPa；当计算支架立柱及替他承载构件时取1.0kPa。
⑷ q4—— 振捣混凝土产生的荷载，对底板取2.0kPa，对侧板取4.0kPa。 ⑸ q5—— 新浇混凝土对侧模的压力。
⑹ q6—— 倾倒混凝土产生的水平荷载，取2.0kPa。
⑺ q7—— 支架自重，经计算支架在不同布置形式时其自重如下表所示：
3
2.2.3.1.2荷载组合
2.2.3.1.3荷载计算 ⑴ 箱梁自重——q1计算
根据Q匝道现浇箱梁结构特点，我们取Ⅰ-Ⅰ截面、Ⅱ－Ⅱ截面、Ⅲ－Ⅲ截面（墩顶及横隔板梁）等三个代表截面进行箱梁自重计算，并对三个代表截面下的支架体系进行检算，首先分别进行自重计算。
① Ⅰ－Ⅰ截面处q1计算
WB
γ
⨯AB
Q匝道桥Ⅰ-Ⅰ截面
单位：cm
图2.2.3.1.3-1 Q匝道桥Ⅰ－Ⅰ截面
根据横断面图，则： q1 ＝
=
c
＝
26⨯(8.5⨯2.0+(0.3⨯2+1.225⨯0.5)-2⨯5.331)
8.5
23.09kPa
取1.2的安全系数，则q1＝23.09×1.2＝27.7kPa
注：B—箱梁底宽，取8.5m，将箱梁全部重量平均到底宽范围内计算偏于安全。
② Ⅱ－Ⅱ截面处q1计算
根据横断面图，则： q1 ＝
WB
Q匝道桥Ⅱ-Ⅱ截面
单位：cm
图2.2.3.1.3-2 Q匝道桥Ⅱ－Ⅱ截面
=
γ
c
⨯AB
＝
26⨯(8.5⨯2.0+(0.3⨯2+1.225⨯0.5)-2⨯5.03)
8.5
24.9kPa
取1.2的安全系数，则q1＝24.9×1.2＝29.9kPa
注：B—箱梁底宽，取8.5m，将箱梁全部重量平均到底宽范围内计算偏于安全。 ③ Ⅲ－Ⅲ截面处q1计算
根据横断面图，则： q1 ＝
WB
Q匝道桥Ⅲ-Ⅲ截面
单位：cm
1350
图2.2.3.1.3-3 Q匝道桥Ⅲ－Ⅲ截面
=
γ
c
⨯AB
＝
26⨯(8.5⨯2.0+0.3⨯2+1.225⨯0.5)
8.5
55.7kPa
取1.2的安全系数，则q1＝55.7×1.2＝66.8kPa
注：B—箱梁底宽，取8.5m，将箱梁全部重量平均到底宽范围内计算偏于安全。 ⑵ 新浇混凝土对侧模的压力——q5计算
因现浇箱梁采取水平分层以每层30cm高度浇筑，在竖向上以V=1.2m/h浇筑速度控制，砼入模温度T=28℃控制，因此新浇混凝土对侧模的最大压力
q5=Pm=K⨯r⨯h
K为外加剂修正稀数，取掺缓凝外加剂K=1.2 当V/t=1.2/28=0.043＞0.035 h=1.53+3.8V/t=1.69m
q5=Pm=K⨯r⨯h=1.2⨯25⨯1.69=50.7KPa 2.2.3.2结构检算
2.2.3.2.1碗扣式钢管支架立杆强度及稳定性验算
碗扣式钢管脚手架与支撑和扣件式钢管脚手架与支架一样，同属于杆式结构，以立杆承受竖向荷载作用为主，但碗扣式由于立杆和横杆间为轴心相接，且横杆的“├”型插头被立杆的上、下碗扣紧固，对立杆受压后的侧向变形具有较强的约束能力，因而碗扣式钢管架稳定承载能力显著高于扣件架（一般都高出20%以上，甚至超过35%）。
本工程现浇箱梁支架立杆强度及稳定性验算，根据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》有关模板支架立杆的强度及稳定性计算公式进行分析计算（碗扣架用钢管规格为υ48×3.5mm）。
⑴Ⅰ－Ⅰ截面处
跨中14m范围内，碗扣式钢管支架体系采用90×90×120cm的布置结构，如下图5.1－6。
单位：m
纵 向
图2.2.3.2.1-1 脚手架90×90×120cm布置图
①、立杆强度验算
根据立杆的设计允许荷载，当横杆步距为120cm时，立杆可承受的最大允许竖直荷载为［N］＝30kN（参见公路桥涵施工手册中表13－5碗口式构件设计荷载）。
立杆实际承受的荷载为：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时）
NG1K—支架结构自重标准值产生的轴向力； NG2K—构配件自重标准值产生的轴向力 ΣNQK—施工荷载标准值；
于是，有：NG1K=0.9×0.9×q1=0.9×0.9×23.09=18.7KN
NG2K=0.9×0.9×q2=0.9×0.9×1.0=0.81KN
ΣNQK=0.9×0.9×(q3+q4+q7)=0.81×(1.0+2.0+1.84)=3.92KN
则：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK=1.2×（18.7+0.81）+0.85×1.4×3.92=28.07KN＜［N］＝30KN ，强度满足要求。
②、立杆稳定性验算
根据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》有关模板支架立杆的稳定性计算公式：N/ΦA+MW/W≤f
N—钢管所受的垂直荷载，N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时），
同前计算所得；
f—钢材的抗压强度设计值，f＝205N/mm2参考《建筑施工扣件式钢管脚手架安全
技术规范》表5.1.6得。
A—支架立杆的截面积A＝489mm(取φ48mm×3.5mm钢管的截面积)。 Φ—轴心受压杆件的稳定系数，根据长细比λ查表即可求得Φ。
i—截面的回转半径，查《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》附录B得i
＝15.8㎜。
长细比λ＝L/i。
L—水平步距，L＝1.2m。
于是，λ＝L/i＝76，参照《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》查附录C得Φ＝0.744。
MW—计算立杆段有风荷载设计值产生的弯距； MW=0.85×1.4×WK×La×h2/10
2
WK=0.7uz×us×w0
uz—风压高度变化系数，参考〈〈建筑结构荷载规范〉〉表7.2.1得uz=1.38 us—风荷载脚手架体型系数，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉表6.3.1第36项得：us=1.2 w0—基本风压，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉附表D.4 w0=0.8KN/m2 故：WK=0.7uz×us×w0=0.7×1.38×1.2×0.8=0.927KN/ m La—立杆纵距0.9m；
h—立杆步距1.2×La×h2/10=0.143
W— 截面模量查表〈〈建筑施工扣件式脚手架安全技术规范〉〉附表B得： W=5.08×103mm3
则，N/ΦA+MW/W＝21.273×103/（0.829×489）+0.143×106/（5.08×103）
＝80.626KN/mm2≤f＝205KN/mm2
计算结果说明支架是安全稳定的。 ⑵Ⅱ－Ⅱ截面处
桥墩旁3m～7m范围内，碗扣式钢管支架体系采用60×90×120cm的布置结构，如下图。
单位：m
2
纵 向
图2.2.3.2.1-2 脚手架60×90×120cm
①、立杆强度验算
根据立杆的设计允许荷载，当横杆步距为120cm时，立杆可承受的最大允许竖直荷
载为［N］＝30kN（参见公路桥涵施工手册中表13－5碗口式构件设计荷载）。
立杆实际承受的荷载为：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时）
NG1K—支架结构自重标准值产生的轴向力； NG2K—构配件自重标准值产生的轴向力 ΣNQK—施工荷载标准值；
于是，有：NG1K=0.6×0.9×q1=0.6×0.9×24.9=13.446KN
NG2K=0.6×0.9×q2=0.6×0.9×1.0=0.54KN
ΣNQK=0.6×0.9×(q3+q4+q7)=0.54×(1.0+2.0+2.21)=2.813KN
则：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK=1.2×（13.446+0.54）+0.85×1.4×2.813=20.131KN＜［N］＝30KN ，强度满足要求。
②、立杆稳定性验算
根据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》有关模板支架立杆的稳定性计算公式：N/ΦA+MW/W≤f
N—钢管所受的垂直荷载，N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时），
同前计算所得；
f—钢材的抗压强度设计值，f＝205N/mm2参考《建筑施工扣件式钢管脚手架安全
技术规范》表5.1.6得。
A—支架立杆的截面积A＝489mm2(取φ48mm×3.5mm钢管的截面积) Φ—轴心受压杆件的稳定系数，根据长细比λ查表即可求得Φ。
i—截面的回转半径，查《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》附录B
得i＝15.8㎜。
长细比λ＝L/i。
L—水平步距，L＝1.2m。
于是，λ＝L/i＝76，参照《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》查附录C得Φ＝0.744。
MW—计算立杆段有风荷载设计值产生的弯距； MW=0.85×1.4×WK×La×h/10 WK=0.7uz×us×w0
uz—风压高度变化系数，参考〈〈建筑结构荷载规范〉〉表7.2.1得uz=1.38 us—风荷载脚手架体型系数，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉表6.3.1第36项得：us=1.2
2
w0—基本风压，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉附表D.4 w0=0.8KN/m2 故：WK=0.7uz×us×w0=0.7×1.38×1.2×0.8=0.927KN/ m2 La—立杆纵距0.9m；
h—立杆步距1.2×La×h2/10=0.143
W— 截面模量查表〈〈建筑施工扣件式脚手架安全技术规范〉〉附表B得： W=5.08×10mm
则，N/ΦA+MW/W＝22.204×103/（0.829×489）+0.143×106/（5.08×103）
＝89.180KN/mm2≤f＝205KN/mm2
计算结果说明支架是安全稳定的。 ⑶Ⅲ－Ⅲ截面处
在桥墩旁两侧各3m范围内，碗扣式钢管支架体系采用60×60×120cm的布置结构，如下图：
3
3
纵 向
单位：m
图2.2.3.2.1-3 脚手架60×60×120cm布置图
①、立杆强度验算
根据立杆的设计允许荷载，当横杆步距为120cm时，立杆可承受的最大允许竖直荷
载为［N］＝30kN（参见公路桥涵施工手册中表13－5碗口式构件设计荷载）。
立杆实际承受的荷载为：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时）
NG1K—支架结构自重标准值产生的轴向力； NG2K—构配件自重标准值产生的轴向力
ΣNQK—施工荷载标准值；
于是，有：NG1K=0.6×0.6×q1=0.6×0.6×55.7=20.052KN
NG2K=0.6×0.6×q2=0.6×0.6×1.0=0.36KN
ΣNQK=0.6×0.6×(q3+q4+q7)=0.36×(1.0+2.0+2.94)=2.138KN
故：N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK=1.2×（20.052+0.36）+0.85×1.4×2.138=27.039KN＜［N］＝30KN ，强度满足要求。
②、立杆稳定性验算
根据《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》有关模板支架立杆的稳定性计算公式：N/ΦA+MW/W≤f
N—钢管所受的垂直荷载，N=1.2（NG1K+NG2K）+0.85×1.4ΣNQK（组合风荷载时），
同前计算所得；
f—钢材的抗压强度设计值，f＝205N/mm参考《建筑施工扣件式钢管脚手架安全
技术规范》表5.1.6得。
A—支架立杆的截面积A＝489mm2(取φ48mm×3.5mm钢管的截面积) Φ—轴心受压杆件的稳定系数，根据长细比λ查表即可求得Φ。
i—截面的回转半径，查《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》附录B得i
＝15.8㎜。
长细比λ＝L/i。
L—水平步距，L＝1.2m。
于是，λ＝L/i＝76，参照《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》查附录C得Φ＝0.744。
MW—计算立杆段有风荷载设计值产生的弯距； MW=0.85×1.4×WK×La×h2/10 WK=0.7uz×us×w0
uz—风压高度变化系数，参考〈〈建筑结构荷载规范〉〉表7.2.1得uz=1.38 us—风荷载脚手架体型系数，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉表6.3.1第36项得：us=1.2 w0—基本风压，查〈〈建筑结构荷载规范〉〉附表D.4 w0=0.8KN/m 故：WK=0.7uz×us×w0=0.7×1.38×1.2×0.8=0.927KN La—立杆纵距0.6m；
2
2
h—立杆步距1.2m，
故：MW=0.85×1.4×WK×La×h2/10=0.095KN
W— 截面模量查表〈〈建筑施工扣件式脚手架安全技术规范〉〉附表B得： W=5.08×103mm3
则，N/ΦA+MW/W＝26.239×10/（0.744×489）+0.095×10/（5.08×10）
＝90.822KN/mm≤f＝205KN/mm
计算结果说明支架是安全稳定的。 2.2.3.2.2满堂支架整体抗倾覆验算
依据《公路桥涵技术施工技术规范实施手册》第9.2.3要求支架在自重和风荷栽作用下时，倾覆稳定系数不得小于1.3。
K0=稳定力矩/倾覆力矩=y×Ni/ΣMw
按Q匝道桥第一联140m长度验算支架抗倾覆能力：
桥梁宽度13.5m，长140m采用90×90×120cm跨中支架来验算全桥： 支架横向156排； 支架纵向15排； 高度6m；
顶托TC60共需要156×15=2340个； 立杆需要156×15×6=14040m;
纵向横杆需要156×6/1.2×15=11700m； 横向横杆需要15×6/1.2×140=10500m；
故：钢管总重（14040+11700+10500）×3.84=139.161t; 顶托TC60总重为：2340×7.2=16.848t； 故q=139.161×9.8+16.848×9.8=1528.888KN； 稳定力矩= y×Ni=6.75×1528.888=10319.994KN.m
依据以上对风荷载计算WK=0.7uz×us×w0=0.7×1.38×1.2×0.8=0.927KN/ m2 Q匝道第一联140m共受力为：q=0.927×6×140=778.68KN； 倾覆力矩=q×3=778.68×3=2336.04KN.m
K0=稳定力矩/倾覆力矩=10319.994/2336.04=4.41>1.3 计算结果说明本方案满堂支架满足抗倾覆要求。
2
2
3
6
3
2.2.3.2.3箱梁底模下横桥向方木验算
本施工方案中箱梁底模底面横桥向采用5×7cm方木，方木横桥向跨度在跨中截面处按L＝90cm进行受力计算，在桥墩顶横梁截面及横隔板梁处、桥墩顶及墩旁各7m范围内按L＝60cm进行受力计算，实际布置跨距均不超过上述两值。如下图将方木简化为如图的简支结构（偏于安全），木材的容许应力和弹性模量的取值参照杉木进行计算，实际施工时如油松、广东松等力学性能优于杉木的木材均可使用。
q(KN/m)
q(KN/m)
尺寸单位：cm
方木材质为杉木，［δw］=11MPa［δτ］=17MPa
E=9000MPa
图2.2.3.2.3-1 底模下横桥向方木受力简图
⑴Ⅰ－Ⅰ截面处
按桥每跨中Ⅳ－Ⅳ截面处14.0m范围内进行受力分析，按方木横桥向跨度L＝90cm进行验算。
① 方木间距计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(23.09+1.0+2.5+2)×14=400.26kN/m M＝(1/8) qL2=(1/8)×400.26×0.92＝40.526kN·m W=(bh2)/6=(0.05×0.072)/6=0.00004083m3
则： n= M/( W×［δw］)=40.526/(0.00004083×11000×0.9)=100.3(取整数
n＝101根)
d＝B/(n-1)=14/100=0.14m
注：0.9为方木的不均匀折减系数。
经计算，方木间距小于0.14m均可满足要求，实际施工中为满足底模板受力要求，方木间距d取0.10m，则n＝14/0.10＝140根。
② 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.05×0.073)/12=1.429×10-6m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(400.26×0.94)/(140×9×106×1.429
×10-6)］=1.899×10-3m＜l/400=0.9/400=2.25×10-3m (挠度满足要求) ③ 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.05⨯0.07
80.05⨯0.07
12
QSmnImb
＝
qlS
32
=3.0625⨯10
－5
m
3
Im＝
=1.429⨯10
-6
m
4
－5
τ=
m
140⨯2Imb
=
400.26⨯0.9⨯3.0625⨯10140⨯2⨯1.429⨯10
－6
⨯0.05
=0.551
MPa＜0.9×［τ］
=0.9×1.7MPa=1.53MPa 符合要求。 ⑵Ⅱ－Ⅱ截面处
按桥墩旁Ⅲ－Ⅲ截面处5.0m范围内进行受力分析，按方木横桥向跨度L＝90cm进行验算。
① 方木间距计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(24.9+1.0+2.5+2)×5=152kN/m M＝(1/8) qL2=(1/8)×152×0.92＝15.29kN·m W=(bh)/6=(0.05×0.07)/6=0.00004083m
则： n= M/( W×［δw］)=15.29/(0.00004083×11000×0.9)=37.8(取整数n
＝38根)
d＝B/(n-1)=5/37=0.135m
注：0.9为方木的不均匀折减系数。
经计算，方木间距小于0.135m均可满足要求，实际施工中为满足底模板受力要求，方木间距d取0.1m，则n＝5/0.1＝50根。
② 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh)/12=(0.05×0.07)/12=1.429×10m 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(152×0.94)/(50×9×106×1.429
×10-6)］=2.019×10-3m＜l/400=0.9/400=2.25×10-3m (挠度满足要求)。 ③ 每根方木抗剪计算
3
3
-6
4
2
2
3
Sm＝
0.05⨯0.07
80.05⨯0.07
12
2
=3.0625⨯10
－5
3m
3
Im＝
=1.429⨯10
-6
m
4
τ=
QS
m
nImb
＝
qlS
m
60⨯2Imb
=
152⨯0.9⨯3.0625⨯1050⨯2⨯1.429⨯10
－6
－5
⨯0.05
=0.586
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa，方木抗剪强度符合要求。 ⑶Ⅲ－Ⅲ截面处
桥墩顶截面处2.0m范围内进行受力分析，按方木横桥向跨度L＝60cm进行验算。
① 方木间距计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(55.7+1.0+2.5+2)×2=122.4kN/m M＝(1/8) qL=(1/8)×122.4×0.6＝5.508kN·m W=(bh2)/6=(0.05×0.072)/6=0.00004083m3
则： n= M/( W×［δw］)=5.508/(0.00004083×11000×0.9)=13.6(取整数n
＝14根)
d＝B/(n-1)=2/13=0.15m
注：0.9为方木的不均匀折减系数。
经计算，方木间距小于0.15m均可满足要求，实际施工中为满足底模板受力要求，方木间距d取0.12m，则n＝2/0.12＝16.7（取17根）。
② 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.1×0.13)/12=8.33×10-6m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(122.4×0.64)/(17×9×106×1.429
×10-6)］=0.945×10-3m＜l/400=0.6/400=1.5×10-3m (挠度满足要求) ③ 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.05⨯0.07
80.05⨯0.07
12
32
22
=3.0625⨯10
－5
m
3
Im＝
=1.429⨯10
-6
m
4
τ=
QSmnImb
＝
qlS
m
17⨯2Imb
=
122.4⨯0.6⨯3.0625⨯1017⨯2⨯1.429⨯10
－6
－5
⨯0.05
=0.925
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa（符合要求）
2.2.3.2.4碗扣式支架立杆顶托上顺桥向方木验算
本施工方案中WDJ多功能碗扣架顶托上顺桥向采用10×15cm方木作为纵向分配梁。顺桥向方木的跨距，根据立杆布置间距，在箱梁跨中按L＝90cm（横向间隔l＝90cm）进行验算，在墩旁和横隔板部位按L＝60cm（横向间隔l＝60cm布置）进行验算。将方木简化为如图的简支结构（偏于安全）。木材的容许应力和弹性模量的取值参照杉木进行计算，实际施工时如油松、广东松等力学性能优于杉木的木材均可使用。
q(KN/m)
q(KN/m)
尺寸单位：cm
方木材质为杉木，［δw］=11MPa［δτ］=1.7MPa
E=9000MPa
备注 ：因其上横桥向方木布置较密（净距约5～7cm），故顺桥向方木受力按均布荷载考虑。
图2.2.3.2.4-1 立杆顶托上顺桥向方木受力简图
⑴ Ⅰ－Ⅰ截面处
跨中截面立杆顶托上顺桥向采用10×15cm规格的方木，顺桥向方木跨距90cm，横桥向间隔90cm布置，根据前受力布置图进行方木受力分析计算如下：
① 每根方木抗弯计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(23.09+1.0+2.5+2)×0.9=25.731kN/m M＝(1/8) qL2=(1/8)×25.731×0.92＝2.605kN·m W=(bh2)/6=(0.10×0.152)/6=3.75×10-4m3
则：δ= Mmax/ W=2.605/(3.75×10-4)=6.95MPa＜0.9［δw］＝9.9MPa（符合要求） 注：0.9为方木的不均匀折减系数。 ② 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.1⨯0.15
8
2
=2.8125⨯10
－4
m
3
Im＝
0.1⨯0.15
12
QS
m
3
=2.8125⨯10
-5
4m
则：τ=
Imb
＝
qlS
m
2Imb
=
25.73⨯0.9⨯2.8125⨯102⨯2.8125⨯10
－5
－4
⨯0.1
=1.157
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa 符合要求。 ③ 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.1×0.153)/12=2.8125×10-5m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(30.42×0.94)/( 9×106×2.8125
×10)］=1.027×10m＜l/400=0.9/400=2.25×10m 故，挠度满足要求。 ⑵ Ⅱ－Ⅱ截面处
墩旁3～7m范围内立杆顶托上顺桥向采用10×15cm规格的方木，顺桥向方木跨距90cm，横桥向间隔60cm布置，根据前受力布置图进行方木受力分析计算如下：
① 每根方木抗弯计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(24.9+1.0+2.5+2)×0.6=18.24kN/m M＝(1/8) qL=(1/8)×18.24×0.9＝1.85kN·m W=(bh)/6=(0.10×0.15)/6=3.75×10m
则：δ= Mmax/ W=1.85/(3.75×10-4)=4.93MPa＜0.9［δw］＝9.9MPa（符合要求） 注：0.9为方木的不均匀折减系数。 ② 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.1⨯0.15
80.1⨯0.15
12
QSmImb
32
-5-3-3
22
22-43
=2.8125⨯10
－4
m
3
Im＝
=2.8125⨯10
-5
m
－4
4
则：τ=
＝
qlS
m
2Imb
=
18.24⨯0.9⨯2.8125⨯102⨯2.8125⨯10
－5
⨯0.1
=0.821
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa 符合要求。
③ 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.12×0.153)/12=3.375×10-5m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(18.24×0.94)/( 9×106×2.8125
×10)］=6.156×10m＜l/400=0.9/400=2.25×10m
故，挠度满足要求。 ⑶ Ⅲ－Ⅲ梁截面处
墩顶横梁（实心段）截面立杆顶托上顺桥向采用10×15cm规格的方木，顺桥向方木跨距60cm，横桥向间隔60cm布置，根据前受力布置图进行方木受力分析计算如下：
① 每根方木抗弯计算
q＝(q1+ q2+ q3+ q4)×B＝(55.7+1.0+2.5+2)×0.6=36.72kN/m M＝(1/8) qL=(1/8)×36.72×0.6＝1.652kN·m W=(bh)/6=(0.10×0.15)/6=3.75×10m
则：δ= Mmax/ W=1.652/(3.75×10-4)=4.405MPa＜0.9［δw］＝9.9MPa（符合要
求）。
注：0.9为方木的不均匀折减系数。 ② 每根方木抗剪计算
Sm＝
0.1⨯0.15
80.1⨯0.15
12
QSmImb
32
-5-4-3
22
22-43
=2.8125⨯10
－4
m
3
Im＝
=2.8125⨯10
-5
m
－4
4
则：τ=
＝
qlS
m
2Imb
=
36.72⨯0.6⨯2.8125⨯102⨯2.8125⨯10
－5
⨯0.1
=1.102
MPa＜0.9×［τ］=0.9×
1.7MPa=1.53MPa 符合要求。 ③ 每根方木挠度计算
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(0.1×0.153)/12=2.8125×10-5m4 则方木最大挠度：
fmax=(5/384)×［(qL4)/(EI)］=(5/384)×［(36.72×0.64)/( 9×106×2.8125
×10-5)］=2.448×10-4m＜l/400=0.6/400=1.5×10-3m 故，挠度满足要求。 2.2.3.2.5箱梁底模板计算
箱梁底模采用优质竹胶板，铺设在支架立杆顶托上顺桥向方木上的横桥向方木上。其中桥墩旁两侧各3m范围（支架立杆横桥向间距60cm布置段）横桥向方木按0.12m间距布置，其余部分横桥向方木按0.1m间距布置。取各种布置情况下最不利位置进行受力分析，并对受力结构进行简化（偏于安全）如图5.1-11：
通过前面分析计算及布置方案，在桥墩旁实心段（取墩顶截面）处，横桥向方木布置间距分别为0.12m（净距0.07m）时，为底模板荷载最不利位置，则有：
竹胶板弹性模量E＝5000MPa
方木的惯性矩I=(bh3)/12=(1.0×0.0123)/12=1.44×10-7m4
图2.2.3.2.5-1 底模支撑系统及验算
底模及支撑系统简图
q(kN/m)
底模验算简图
q(kN/m)
尺寸单位：cm
⑴桥墩顶截面处底模板计算 ① 模板厚度计算
q=( q1+ q2+ q3+ q4)l=(55.7+1.0+2.5+2)×0.12=7.334kN/m 则：Mmax=
q⋅l8
2
=
7.334⨯0.12
8
2
=0.013KN⋅m
模板需要的截面模量：W=
M[σW]⨯0.9
=
0.0130.9⨯6.0⨯10
3
=2.407⨯10
-6
m2
模板的宽度为1.0m，根据W、b得h为： h=
6⨯Wb
=
6⨯2.407⨯10
1
-6
=0.0038m=4.1mm
因此，模板采用1220×2440×15mm规格的竹胶板。 ② 模板刚度验算 fmax=
ql
4
128EI
=
7.334⨯0.12
6
4
-7
128⨯5⨯10⨯1.44⨯10
＝1.65⨯10
－5
m＜0.9×0.12/400m=2.7×10m
-4
故，挠度满足要求。 2.2.3.2.6侧模验算
根据前面计算，分别按5×7cm方木以20cm和25cm的间距布置，以侧模最不利荷载部位进行模板计算，则有：
⑴ 5×7cm方木按间距25cm布置 ① 模板厚度计算
q=( q4+ q5)l=(4.0+50.7)×0.25=13.675kN/m 则：Mmax=
q⋅l8
2
=
13.675⨯0.25
8
2
=0.107KN⋅m
模板需要的截面模量：W=
M[σW]⨯0.9
=
0.1070.9⨯6.0⨯10
3
=1.981⨯10
-5
m2
模板的宽度为1.0m，根据W、b得h为： h=
6⨯Wb
=
6⨯1.981⨯10
1
-5
=0.0109m=11mm
因此,模板采用1220×2440×15mm规格的竹胶板。 ② 模板刚度验算 fmax=
ql
4
128EI
=
13.675⨯0.25
6
4
-7
128⨯5⨯10⨯1.44⨯10
＝5.8⨯10
－4
m＞0.9×0.25/400m=5.63×10
-4
m
⑵ 5×7cm方木按间距20cm布置 ① 模板厚度计算
q=( q4+ q5)l=(4.0+50.7)×0.2=10.94kN/m 则：Mmax=
q⋅l8
2
=
10.94⨯0.2
8
2
=0.0547KN⋅m
模板需要的截面模量：W=
M[σW]⨯0.9
=
0.05470.9⨯6.0⨯10
3
=1.013⨯10
-5
m2
模板的宽度为1.0m，根据W、b得h为： h=
6⨯Wb
=
6⨯1.013⨯10
1
-5
=0.00785m=7.85mm
因此,模板采用1220×2440×15mm规格的竹胶板。 ② 模板刚度验算 fmax=
ql
4
128EI
=
10.94⨯0.2
6
4
-7
128⨯5⨯10⨯1.44⨯10
＝1.9⨯10
－4
m＜0.9×0.2/400m=4.5×10
-4
m
图2.2.3.2.7-1 支架下地基处理示
⑴ 立杆承受荷载计算
Ⅰ－Ⅰ截面处：跨中14m范围内，间距为90×90cm布置立杆时，每根立杆上荷载为：
N＝a×b×q＝a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 0.9×0.9×(23.09+1.0+1.0+2.0+1.84)=23.433kN
Ⅱ－Ⅱ截面处：桥墩两侧3～7m范围内，间距为60×90cm布置立杆时，每根立杆上荷载为：
N＝a×b×q＝a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 0.6×0.9×(24.9+1.0+1.0+2.0+2.21)=16.799kN
Ⅲ－Ⅲ截面处：在桥墩旁两侧各3m范围内，间距为60×60cm布置立杆时，每根立杆上荷载为：
N＝a×b×q＝a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 0.6×0.6×(55.7+1.0+1.0+2.0+2.94)=22.55kN
⑵ 立杆底托验算 立杆底托验算： N≤Rd
通过前面立杆承受荷载计算，每根立杆上荷载最大值为跨中截面Ⅰ－Ⅰ横截面处间距90×90cm布置的立杆，即：
N＝a×b×q＝ a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 0.9×0.9×(23.09+1.0+1.0+2.0+1.84)=23.433kN
底托承载力（抗压）设计值，一般取Rd =40KN; 得：23.433KN＜40KN ， 立杆底托符合要求。
⑶ 立杆地基承载力验算
表2.2.3.2.7-1标准贯入试验粘质土地基容许承载力（Kpa）
K调整系数；混凝土基础系数为1.0
按照最不利荷载考虑：根据设计图纸地质情况，Q匝道桥桥址处主要残积砂质粘土，根据地质报告中残积性砂质粘土承载力基本容许值σ0=220KPa。
根据经验及试验，将地面整平（斜坡地段做成台阶）并采用重型压路机碾压密实(压实度≥90%)，达到要求后，再填筑50～80cm的建筑弃渣或土石混碴，并分层填筑，分层碾压，使压实度达到94％以上后，地基承载力可达到 [fk]= 190～250Kpa（参考《建筑施工计算手册》。
立杆地基承载力验算：
NAd
≤K·f
k
式中： N——为脚手架立杆传至基础顶面轴心力设计值；
Ad——为立杆底座面积Ad=15cm×15cm=225cm2；
按照最不利荷载考虑，立杆底拖下砼基础承载力：
NAd
=23.4330.0225
=1041KPa＜
[f]＝5800KPa
cd
，底拖下砼基础承载力满足要求。
底托坐落在砼基础上（按照10cm厚计算），按照力传递面积计算：
A=(2×0.1×tg450+0.15)2=0.1225m2
f
k
=σ0=220 KPa
K调整系数；混凝土基础系数为1.0 按照最不利荷载考虑：
NA
=23.433KN/0.1225m2 =191.3 ≤K·[fk]=1.0×220KPa
经过计算，基底整平压实后采用标准贯入试验检测地基承载力。基础处理时填土石混渣或建筑拆迁废渣，并用压路机压实后，检测压实度达到，如压实度达到94%以上，则同理地基承载力满足要求。如巨粒土以及含有砖头、砼块、块石等的粘质土，不适应做标准贯入试验或对检测结果尚有疑问时，则应再做平板荷载试验。确认地基承载力符合设计要求后，才能开始放样，摆放脚手架，在其上开始搭设脚手架。
将混凝土作为刚性结构，在桥墩旁两侧各7m范围及跨中纵、横隔板梁1.5m范围部位，按照间距60×60cm布置，在1平方米面积上地基最大承载力F为:
F＝a×b×q＝ a×b×(q1+q2+q3+q4+q7)
＝ 1.0×1.0×(55.7+1.0+1.0+2.0+2.94)=62.64kN/m2 则，F＝62.64kpa＜[fk]=1.0×190Kpa 经过地基处理后，可以满足要求。 2.2.3.2.8支架变形
支架变形量值F的计算：F＝f1＋f2＋f3 ⑴Ⅰ－Ⅰ截面处
①f1为支架在荷载作用下的弹性变形量
由上计算每根钢管受力为23.433KN，立杆的截面积按489mm2计算。 于是f1=б×L/E
б＝23.433÷489×10＝47.92N/mm
则f1＝47.92×10÷（2.06×10）＝2.33mm。 ②f2为支架在荷载作用下的非弹性变形量
5
3
2
支架在荷载作用下的非弹性变形f2包括杆件接头的挤压压缩δ1和方木对方木压缩δ2两部分，分别取经验值为2mm、3mm，即f2＝δ1＋δ2＝5mm。
③f3为支架地基沉降量计算：
支架地基沉降量按《GBJ7-89规范》推荐地基最终沉降量公式计算：
n
f3=S=ψs∑
i=1
P0ESi
(ziai-zi-1ai-1)
A、基础底面附加应力计算
根据前面计算结果，支架基础（C15砼）底面以上最大荷载为：
F＝62.64+3.9=66.54KN/m2，同理基础底面的附加压力为P0＝F=66.54 KN/m2。 B、地基土分层
根据现场地质情况，将地基土按压缩性分层，设压缩层厚度为3m，其中换填砂夹石土层厚约1.5m、压缩模量7.0MPa，残积砂质粘性土层厚1.5m、压缩模量6.2MPa。
C、各分层的压缩量计算
根据最不利荷载受力部位支架布置，将满堂支架基础底面积转化为0.6×0.6基础进行计算分析。
a、换填砂夹石土层：
该土层的顶面及底面分别位于基础地面下Z0＝0m及Z1＝1.5m处，则：
Z
=10＝0，查表得a0=1.0；
B0.6B
ZA0.61.5
==11＝＝2.5，查表得a1=0.374； B0.6B0.6A=0.6
于是换填砂夹石土层的压缩量∆S1为：
∆S1=
P0Es1
(z1a1-z0a0)=
0.06267.0
(1500⨯0.374-0⨯1.0)=5.1mm
b、残积砂质粘性土层：
该土层的顶面及底面分别位于基础地面下Z1＝1.5m及Z1＝3.0m处，则：
ABAB=
Z1.5
=11＝＝2.5，查表得0.6B0.60.6
Z3.0
=12＝＝5.0，查表得0.6B0.60.6
a1=0.374；
=
a2=0.206；
于是中液限粘质土层的压缩量∆S2为：
∆S2=
P0Es2
(z2a2-z1a1)=
0.06266.2
(3000⨯0.206-1500⨯0.374)=0.58mm
D、确定压缩层厚度
先计算深度Zn＝3.0m处向上取0.3m的土层压缩量∆Sn/：
Z2.7
==1＝＝4.5，查表得a1=0.226；
B0.6B0.6AB=
Z3.0
=12＝＝5.0，查表得0.6B0.60.6
a2=0.206；
A0.6
/
则，∆Sn/=
P0Es2
∆Sn
n
/
(z2a2-za)=
//
0.06266.2
(3000⨯0.206-2700⨯0.226)=0.08mm
于是得：
=
/
i
0.085.1+0.58
=0.0141
∑∆S
i=1
故压缩厚度可取为3.0m(从C15砼基础底面算起)。 E、地基最终沉降量计算
压缩层范围内各土层压缩模量加权平均值ESP为：
ESP=
7.0⨯1.5+6.2⨯1.5
3
=6.6N/mm
2
因4
n
f3=S=ψs∑∆Si=0.745⨯(7.6+0.87)=6.31mm
i=1
故支架变形量值F为:F＝f1＋f2＋f3=2.33+5+6.31=13.64mm 2.2.3.2.9支架预留门洞计算
门洞临时墩采用加密脚手架结构，与翔安大道行车方向平行，上设工字钢承重结构，临时墩脚手架搭设在C25砼上。按最不利荷载位置及简支梁体系进行结构验算。
本施工方案临时墩采用Φ48×3.5(Q235)碗扣式脚手架搭设立杆，纵向间距30cm、横向间距均为60cm，横杆步距按照60cm进行布置，立杆分别按轴心受压和偏心受压杆件计算，横杆不予考虑。
⑴立杆计算（按细长杆计算）：
①力学参数及符号意义
q=32.93KPa（包括工字钢及脚手架自重）。
N－立杆轴向力计算值（KN）,由于立杆间距为0.3×0.6,则单根钢管
受力N=32.93×0.3×0.6=5.93KN。
A－立杆横截面面积（mm）, Φ48×3.5(Q235)型：A ＝4.89×10 mm，惯性
矩I＝1．215×10 mm，抵抗矩W=5.078×10 mm。
ψ
5
4
3
3
2
2
2
-立杆轴心受压构件纵向弯曲系数。查计算手册求得。
［σ］－钢材抗压强度值，现取为215Mpa。 λ－长细比。
②验算
i=
14
d+d1
2
2
=15.78mm
, λ=
μli
=
1⨯1.2⨯1015.78
3
=9,查表求得ψ＝0.807
σ=
NψA
=
5.93⨯10
2
3
4.89⨯10⨯0.996
=12.18Mpa＜［σ］=215Mpa
结论：立杆布局按30×60㎝布置，受力要求满足。 ⑵横杆计算：
由于大横杆和小横杆受力与纵杆变形产生的弯矩有关，纵杆主要为轴心受压构件，一般情况不会产生弯矩。故不作横杆受力计算。
⑶工字钢验算
工字钢延纵向按0.9m布置，翔安大道每幅设一个通道，其中门洞宽度为 5.0m，受力结构为两胯连续梁。上铺设5×7cm横向方木，间距10cm。从安全角度考虑按简支体系进行验算，拟采用的工字钢型号为I40a型，由前面计算得面荷载为q=32.93Kpa。
①荷载计算：I40a自重为0.8KN/m(查桥涵手册)
施工荷载自重：q1=32.93×0.9=29.637KN/m
工字钢自重：q2=0.8KN/m
q= q1+ q2=30.437KN/m
5.0
跨中最大弯矩为：Mmax=
支点处最大剪力设计值：q⋅l8q⋅l
22=30.437⨯5.082=95.116KN⋅m =30.437⨯5.0
2=76.093KN
②结构验算：查I40a型工字钢的弯曲应力为[σw]=145Mpa
梁所需要的截面抵抗矩为：
W需=Mmax[σw]=95.116KN⋅m145N/mm2=0.66⨯10mm63
查《材料力学》得I40a: Ix=21720cm4 Wx=1090cm3=1.09×106㎜3 ,满足 ③工字钢跨中挠度验算：按单跨简支梁计算
f=5q⋅l4
384⋅E⋅Ix=5⨯30.437⨯5.0⨯10
54124384⨯2.1⨯10⨯21720⨯10=5.43mm 5.0⨯10
4003=12.5mm
挠度满足要求。
通过以上计算，I40a型刚度满足要求，可使用90㎝间距I40a型工字钢。