钢管柱贝雷梁支架计算

钢管柱贝雷梁支架计算(总80

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**大桥

钢管柱贝雷梁支架计算单

目录

1、编制依据： .................................................错误!未定义书签。 2、工程概况 ...................................................错误!未定义书签。 3设计说明 ....................................................错误!未定义书签。 4荷载 ........................................................错误!未定义书签。

贝雷梁桥几何特性及桁架容许内力 .........................错误!未定义书签。 、贝雷梁几何特性 .........................................错误!未定义书签。

、贝雷梁容许内表 ....................................错误!未定义书签。 、荷载分析 ...............................................错误!未定义书签。 5第二联第一跨支架计算 ........................................错误!未定义书签。

、模板计算 ...............................................错误!未定义书签。

、面板截面特性 ......................................错误!未定义书签。 、荷载组合 ..........................................错误!未定义书签。 、底模板内力计算 ....................................错误!未定义书签。 、方木（小肋）计算 .......................................错误!未定义书签。

小肋力学特性 ........................................错误!未定义书签。 截面特性 ............................................错误!未定义书签。 荷载组合 ............................................错误!未定义书签。 内力计算 ............................................错误!未定义书签。 贝雷梁顶分配梁（大肋）计算 ...............................错误!未定义书签。 贝雷梁验算 ...............................................错误!未定义书签。

荷载组合 ............................................错误!未定义书签。 整体验算 ............................................错误!未定义书签。 局部贝雷梁验算 ......................................错误!未定义书签。 柱顶分配梁计算 ...........................................错误!未定义书签。 、钢管柱计算 .............................................错误!未定义书签。

边侧Φ1020x12钢管柱稳定性验算 .......................错误!未定义书签。 中间Φ1020x12钢管柱稳定性验算 .......................错误!未定义书签。 跨中处钢管柱格构式结构稳定性验算 .....................错误!未定义书签。 钢管柱群桩稳定验算 ..................................错误!未定义书签。 整体屈曲验算复核 ....................................错误!未定义书签。 、钢管柱底预埋件计算 .....................................错误!未定义书签。 、基础计算 ...............................................错误!未定义书签。

地基地质情况 .......................................错误!未定义书签。 基础类型 ...........................................错误!未定义书签。 桩基础计算 .........................................错误!未定义书签。 扩大基础承载力验算 ..................................错误!未定义书签。 承台局部承压验算 ........................................错误!未定义书签。 6第二联第二跨支架计算 ........................................错误!未定义书签。

贝雷梁顶分配梁（大肋）计算 ...............................错误!未定义书签。 贝雷梁验算 ...............................................错误!未定义书签。

荷载组合 ............................................错误!未定义书签。 整体验算 ............................................错误!未定义书签。 局部贝雷梁验算 ......................................错误!未定义书签。 柱顶分配梁计算 ...........................................错误!未定义书签。 、钢管柱计算 .............................................错误!未定义书签。

中间Φ1020x12钢管柱稳定性验算 .......................错误!未定义书签。 跨中处钢管柱格构式结构稳定性验算 .....................错误!未定义书签。 钢管柱群桩稳定验算 ..................................错误!未定义书签。

整体屈曲验算复核 ....................................错误!未定义书签。 、桩基计算 ...............................................错误!未定义书签。

地基地质情况 .......................................错误!未定义书签。 基础形式 ...........................................错误!未定义书签。 桩径Φ=2m桩基础计算 ...............................错误!未定义书签。 扩大基础承载力验算 ..................................错误!未定义书签。 承台局部承压验算 ...................................错误!未定义书签。

7第二联第三跨支架计算 ........................................错误!未定义书签。

贝雷梁验算 ...............................................错误!未定义书签。

荷载组合 ............................................错误!未定义书签。 整体验算 ............................................错误!未定义书签。 局部贝雷梁验算 ......................................错误!未定义书签。 柱顶分配梁计算 ...........................................错误!未定义书签。 、钢管柱计算 .............................................错误!未定义书签。

边侧Φ720x10钢管柱稳定性验算 ........................错误!未定义书签。 中间Φ1020x12钢管柱稳定性验算 .......................错误!未定义书签。 钢管柱群桩稳定验算 ..................................错误!未定义书签。 整体屈曲验算复核 ....................................错误!未定义书签。 、桩基计算 ...............................................错误!未定义书签。

桩径Φ=桩基础计算 ...................................错误!未定义书签。 混凝土局部承压计算 ......................................错误!未定义书签。

**大桥箱梁钢管贝雷梁柱式支架计算

1、编制依据：

1、中华人民共和国行业标准.铁路桥涵设计基本规范（TB ）， 北京：人民交通出版社，2005

2、中华人民共和国交通部部标准.公路桥涵钢结构及木结构设计规范（JTJ025-86），北京：人民交通出版社，1986

3、黄绍金，刘陌生编著.装配式公路钢桥多用途使用手册. 北京：人民交通出版社，

4、周水兴，何兆益，邹毅松编著.路桥施工计算手册. 北京：人民交通出版社，

5、中华人民共和国行业标准.公路桥涵地基基础设计规范（JTG D63-2007） 北京：人民交通出版社，2007

6、中华人民共和国行业标准.公路桥涵施工技术规范（JTG/T F50-2011） 北京：人民交通出版社，2011

7、中华人民共和国行业标准.公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2004） 北京：人民交通出版社，2004

8、中华人民共和国行业标准. 钢结构设计规范 （GB50017-2003）

2、工程概况

**段分左右两幅，各包含一座桥梁，桥梁跨越**，现场地形呈“U“形分布,桥梁全长281m，采用预应力混凝土箱梁。左幅桥梁起点桩号K4+520，终点桩号K4+801，桥梁全长281米，右幅桥梁起点桩号K4+519，终点桩号K4+，全长282米。全桥分两联，第一联跨径布置为37+40+37m，第二联跨径布置为440米。单幅箱梁全宽米，采用单箱三室，梁高米，两侧翼缘悬挑米，箱梁腹板厚度米，顶底板厚度米，端横梁宽2米，中横梁宽米。箱梁在纵向采用预应力。 第一联第一、二跨和第二联第四跨采用满堂支架法现浇施工；第一联第三跨 和第二联第一、二、三跨采用钢管贝雷梁柱式支架现浇法施工。

3设计说明

对于地势陡峭，墩身高达40m的现浇预应力混凝土箱梁而言，采用满堂支架施工不仅地基处理难度较大，安全性降低，而且材料、人员投入也较大，贝雷梁柱式支架是现浇箱梁施工中的常有的一种支架形式，尤其在重荷载、高墩柱、跨度大的情况下，则是较为经济安全的一种支架形式。因此，在本桥施工

中对于高墩柱部位采用钢管贝雷梁柱式支架现浇施工的方案。

贝雷梁柱式支架结构主要由混凝土基础、钢管立柱、墩身牛腿、桩帽、工字钢横梁、贝雷片纵梁、钢管脚手架组成。支架结构传力途径为：模板-纵向方木-横向方木-顶托-钢管脚手架-工字钢横梁-贝雷梁纵片-工字钢横梁-钢管立柱-混凝土基础-地基。

钢管柱采用型号为Φ1020×12和Φ720×10 ，连接系：第二联第一跨和第二跨用[]25a、第三跨用[]36a,另外第一联第三跨参考第二联第三跨。。

4荷载

贝雷梁桥几何特性及桁架容许内力 、贝雷梁几何特性 弹性模量E=+5MPa 名称 WX（cm3） 不加强 加强

IX（cm4）

EI(Kn/m2)

单排单层 、贝雷梁容许内表

不加强桥梁 桥型 容许内力 单排单层 双排单层 三排单层 双排双层 三排双层 弯矩 剪力（KN） 桥型 容许内力 单排单层 双排单层 三排单层 双排双层 三排双层 弯矩 剪力（KN） 3375 6750 加强桥梁 （黄绍金，刘陌生编著.装配式公路钢桥多用途使用手册. 北京：人民交通出版社， 表3-5、3-6）

、荷载分析

（1）箱梁自重荷载g1（计算时考虑安全系数K＝） 新浇筑混凝土密度取2600kg/m3 （2）模板自重

a外模板自重 gw=1 kN/m2

一侧外模长度，共2侧，×2= 外模板线荷载 q1=×1= kN/m b内模板及支架自重gw= kN/m2 一个内腔周长，共3个内腔×3= 内模板q2=×=25 kN/m

c底模板及支架自重 gw= kN/m2 底模板长度，

底模板及支架线荷载 q3=13×= kN/m 模板总线荷载 g2= q1+ q2+ q3

=+25+ = kN/m

（3）贝雷片自重

单片贝雷片自重 gb= kN (包含支撑架、销轴） 单片贝雷片线荷载g3=3= kN /m

（4）施工人员，机具及堆放物品竖向荷载《路桥施工常用施工手册》 gs=m2

（5）振倒及倾倒混凝土产生的竖向荷载 g5=m2

（6）风荷载（《公路桥涵设计通用规范 JTG D6—2004》） 横桥向风压计算 Fwh=K0K1K3WdAwh V=s风速度

其中：K00.75（设计风速重现期换算系数，按施工架设期间取值）

K11.7（桁架风载阻力系数）； K11.8（箱梁风载阻力系数）

K31.4（按最不利地形地理条件选取）；

K21.39（按A类地表，离地面或水面20m高度计）；

K51.38（按A类取阵风风速系数）；

rVd2 Wd2gr0.012017e0.0001Z0.012017e0.0040.01197

VdK2K5V01.391.3826.7m/s51.2m/s

rVd20.0119751.22求得: Wd1.6kPa

2g29.81单片贝雷片及桥面板迎风面积：Awh0.4A0.41.53.01.8m2； 箱梁迎风面积：Awh2.23985.8m2

贝雷梁所受风载为：FwhK0K1K3WdAwh0.751.71.41.61.85.14kN 箱梁所受风载为：FwhK0K1K3WdAwh0.751.81.41.685.8259.5kN 设计风速作用下时，贝雷梁风载水平力为：F1.965.1413131kN；

箱梁风载水平力为：F1.96259.5508.5kN。

5第二联第一跨支架计算

采用第二联第一跨作为受力模型进行分析，立面布置图如下

箱梁自重

a实心段梁体断面图

b变截面段箱梁断面图

c跨中段箱梁断面图

各断面数据如下表

横截面面积 长度 容重 名称 实心段 跨中段 (m2) (m) 2 8 箱梁重量 总重 每延米重 (kN/m3) (kN) 26 26 26 (kN） (kN） 15873 423 变截面段 （注：实心段作用于贝雷梁部分长度为，为安全取2m进行验算） 荷载组合

线荷载:q=(g1+g2+g3)+(g4+g5) 、模板计算

底模拟采用15厚竹胶模板面层，80×100方木小肋结构，取板带进行计算 、面板截面特性

竹编胶合板厚度分为薄型（2mm～6mm）及厚型（≥7mm)两类。用作混凝土模板的竹胶合板厚度通常为12mm～18mm，常用的有12mm和15mm两种。拟采用15mm厚I类，一等品

竹编胶合板力学性能:静弯曲强度[σ]= 90MPa,弹性模量E=6000MPa b=1cm,h= I=bh3/12= W=bh2/6=

、荷载组合

荷载组合1(强度) 《路桥施工计算手册》 底板P底强=×（×26/）+×（2+1）= kN/m2 腹板P腹强=×（×26/）+×（2+1）= kN/m2 荷载组合2(刚度)

底板P底钢=×（×26/）= kN/m2 腹板P腹钢=×（×26/）= kN/m2 、底模板内力计算

底板处木方间距采用300mm；腹板处采用150mm的间距。 采用3跨连续梁模型进行计算：

（1）底板验算 小肋间距 L=300mm q底强=P底强b=×=m q底钢=P底钢b=×=m

M= q底强L2/10=×10=m Q= q底强L/2=×2= kN σ=M/W=×103=

τ=A=×（1×）×10= ƒ= q底钢L4/150EI=ƒ= q腹钢L4/150EI=、方木（小肋）计算 小肋力学特性

小肋采用A-4级落叶松 弯曲强度[σ]= 10MPa 弹性模量E=9000MPa 抗剪强度[τ]= 截面特性

b=8cm， H=10cm I=bh3/12= cm4

W=bh2/6= cm3 荷载组合

荷载组合1(强度) 《路桥施工计算手册》 底板P底强=×（×26/）+×（2+1）= kN/m2 腹板P腹强=×（×26/）+×（2+1）= kN/m2 荷载组合2(刚度)

底板P底钢=×（×26/）= kN/m2 腹板P腹钢=×（×26/）= kN/m2 内力计算

肋间距（型钢分配梁间距）L=750mm，小肋间距300mm 采用简支梁进行计算

（1）底板验算 小肋间距300mm q底强=P底强b=×=m q底钢=P底钢b=×=m M= q底强L2/8=

Q= q底强L/2=

σ=M/W= MPa <10MPa τ=A= MPa <

ƒ=5PL4/384EI= =ƒ= 5PL4/384EI =受力模型如下图：

弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

I6a，[M]=170×141/1000= m Mmax=<[M]= m（σ=<170MP) I6a，[Q]= 125×1130×6/100= Qmax=14<[Q]=（σ=<100MP）

以简支梁检验挠度，f=（5/384）[（ql4）/（EI）]

=（5/384）[（）/（1051130）] 103 =贝雷梁验算 荷载组合

线荷载:q强=(g1+g2+g3)+(g4+g5)

=×（423++ ×30）+×（+37） =678kN/m

线荷载:q钢=(g1+g2+g3) =600 kN/m 整体验算 （1）、受力模型

弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

纵向共设30片贝雷梁，贝雷片整体能承受最大弯矩[M]=×30=23646 kN m, 能承受最大最大剪力[Q]=×30=7356 kN

Mmax=13215<[M]=23646kNm Qmax=5915<[Q]=7356kN 以简支梁检验挠度，f=（5/384）[（ql4）/（EI）] =（5/384）[（600154）/（105 =30）] 108

（2）底板与腹板下贝雷梁受力比较

A、底板S1下贝雷梁作用范围为，作用箱梁面积，可求底板下线荷载： q=（261+2+1+）+（2+1）= /m，

B、腹板S2下贝雷梁作用范围为，作用箱梁面积，可求作用在腹板下贝雷梁的线荷载

q= 261+1++++ (2+1= /m

可知腹板S2下贝雷梁受力较大，需验证腹板下贝雷梁的受力 （3） 受力模型

（4）弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

(5)剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

(6)荷载分析

Mmax= m<[M]= kN m Qmax=198kN<[Q]=245kN

以简支梁检验挠度，f=（5/384）[（ql4）/（EI）]

=（5/384）[（15）/（10）] 10

4

5

8

=<15/400= 柱顶分配梁计算

柱顶分配梁采用 3工56b （1）截面特性如下： 规格 （mm) 工56b 面积矩 S(cm3) 截面积 A(cm2) 146 惯性矩 I(cm4) 68510 腹板厚度 tw(mm) 截面矩 W(cm3) 2447 （2）每排钢管桩反力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

取中间柱顶分配梁进行验算。 （3）贝雷梁布设

（4）单片贝雷梁所受荷载 最大支座反力为

箱梁对贝雷梁的力可按箱梁质量分配，（从左至右） 名称 面积比 作用面积下贝雷梁受力 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 S8 S9 S10 S11 S12 S13 S14 S15 （5）受力模型如下

（6）弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

（7）剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

（8）受力分析

3根I56b，[M]=170×2447/1000×3=1248 kN m Mmax=<[M]=1248kN m（σ=<170MP)

3根I56b，[Q]= 100×68510××3/100=2059kN Qmax=<[Q]=2059kN（σ=<100MP）

2组合应力σ’=23=100.92340.82=<[δ]=170MPa， τ满足要求。

最大挠度f=、钢管柱计算

Φ720x10钢管柱稳定性验算

钢管柱采用Φ720x10钢管桩，每排布置4根，取最大受力处进行验算 ，钢管桩所受反力如图

钢管柱单肢稳定分析

钢管柱标准节段长为6m，自由长度按L=12m计算，钢桩轴力Nmax=1876KN,按偏心进行稳定性检算,则偏心弯矩M=1876×= kNm I=，W= cm3 A=223 cm2 回转半径 i=IA== 长细比λ=L/i=12/=

Li换算长细比λe=α· ·x=×

hiy120.251×=30 0.720.251查表可得φ2=φ1=

因为N/A=1876/223×10= Mp>φ[σ]=××140= Mp

nlN2) 故弯矩增大系数(123.14EA1.7187.647.8210413.1422.110522300 0.842MN1A2W187.61040.918.76102 3223000.8420.93.9051084.157.1141.2MPaφ1[]=0.9170=153MPa满足稳定性要求

跨中处钢管柱格构式结构稳定性验算

跨中处立柱横桥向间距按设置，纵桥向间距按设置，支架斜缀条按“之”字形布置，此处按平行斜缀条计算（不利状态）。

平行斜缀条双肢缀条柱的换算长细比公式如下：

oxx22A(1Adsin2costg) A1其中，整个双肢柱的横截面面积A2232446cm2；一个节间斜缀条面积Ad68.9cm2；一个节间横缀条的面积A1Ad68.9cm2；

A、横桥向

横桥向立柱间距，平联节间距8m，则斜缀条与分肢轴线间的夹角28

双肢柱整体对虚轴的长细比：

xlixlIx0y2AA2450014057921524464462450041.72

215.7因此，平行斜缀条双肢柱按实轴公式对虚轴换算后的长细比：

1tanoxA245.9150 AsincosA1d2x2考虑到双肢柱缀条的焊接质量可能存在问题，这里按C类截面考虑，整体稳定系数ψ=（）×=，因此，考虑双肢柱整体稳定性时，其应力

N187.610000104.9MPa170MPa，双肢缀条柱整体稳定性满A'0.801622300足要求！

对于分肢，为防止分肢先于整体失稳，需验算分肢的稳定性。缀条柱分肢稳定只需验算中部节间，按下式进行验算：

NlV水平N12a[] A'A'缀条柱分肢长细比

1l080031.90.7max0.70x0.745.932.13，因此，根据规范，不i25.1对于缀条，主要承受分肢在压缩变形后产生的水平剪力及风作用产生的水

需要验算分肢稳定性。

平力，为使计算保守增加结构的可靠性，缀条的计算按桁架式结构来考虑，即缀条与分肢之间按铰接模型进行考虑，此种状态下横缀条为零杆，水平力全部由斜缀条来承担，根据规范，分肢在重力作用下压缩后产生的水平剪力：

V水平N85fy235187623527.53kN，

850.8016235将水平剪力分解到斜缀条方向的压力为：

F缀条V水平27.5358.6kN sinsin28斜缀条长度为l04.32+102=10.9m，2[ 25b斜缀条绕弱轴的长细比为：

斜缀条l0il0Iy2A'A'1090195.28.02.039.539.521090170.3 6.4按b类截面考虑弱轴的稳定系数ψ=，考虑斜缀条受压整体稳定性时，在不考虑斜缀条自重时，斜缀条受轴向压力，其弱轴的应力为：

N58.6100029.9MPa170MPa，斜缀条在不考A'0.248139.52100虑自重条件下的稳定性满足要求！

B、纵桥向

纵桥向立柱间距，平联节间距8m，则斜缀条与分肢轴线间的夹角29

双肢柱整体对虚轴的长细比：

xlixlIx0y2AA2450014057922524464462450039.88

225.7因此，平行斜缀条双肢柱按实轴公式对虚轴换算后的长细比：

2ox2xA12Adsincostan44.0150 A1考虑到双肢柱缀条的焊接质量可能存在问题，这里按C类截面考虑，整体稳定系数ψ=，因此，考虑双肢柱整体稳定性时，其应力

N187.610000103.3MPa170MPa，双肢缀条柱整体稳定性满A'0.81422300足要求！

对于分肢，为防止分肢先于整体失稳，需验算分肢的稳定性。缀条柱分肢稳定只需验算中部节间，按下式进行验算：

NlV水平N1a[] 2A'A'缀条柱分肢长细比

1l080031.90.7max0.70x0.744.030.8，因此，根据规范，i25.1需要验算分肢稳定性。查表，分肢稳定系数ψ=（）×=，因此，分肢应力：

N1A'187.6100004526.2610003.14696.9MPa170MPa，因此

0.897222300分肢稳定性满足要求！

对于缀条，主要承受分肢在压缩变形后产生的水平剪力及风作用产生的水平力，为使计算保守增加结构的可靠性，缀条的计算按桁架式结构来考虑，即缀条与分肢之间按铰接模型进行考虑，此种状态下横缀条为零杆，水平力全部由斜缀条来承担，根据规范，分肢在重力作用下压缩后产生的水平剪力：

V水平N85fy235187623526.26kN，

850.8404235将水平剪力分解到斜缀条方向的压力为：

F缀条V水平26.2664.6kN sinsin24斜缀条长度为l04.52+102=10.97m，[ ]25a斜缀条绕弱轴的长细比为：

斜缀条l0il0Iy2A'A'1097195.28.02.039.539.521097171.4 6.4按b类截面考虑弱轴的稳定系数ψ=，考虑斜缀条受压整体稳定性时，在不考虑斜缀条自重时，斜缀条受轴向压力，其弱轴的应力为：

N64.6100033.3MPa170MPa，斜缀条在不考A'0.245239.52100虑自重条件下的稳定性满足要求！

钢管柱群桩稳定验算

自由长度按L=45m，压力N=2543t，偏心弯矩M=Ne=2543×=509t m 截面特性：

A=16×22300=356800mm2

I x= 16××10-3+22300×10-6××8+22300×10-6××4+22300×10-6××2+22300×10-6××2= I x

W x = = =

hy

I y=16××10-3+22300×10-6××8+22300×10-6××8= I x

W y = ==

hy

回转半径ix=IxA=9.391012356800=5130mm=

iy=IyA=54.01012356800=12302mm=

L

长细比λx= = 45/=<30，查表得φ1=

i

L

λy= = 45/=<30，查表得φ1=

iLry

换算长细比λe=α· · =×45/5×=>30，

hrx查表可得φ2=

N

=2543×104/356800=>φ1[δ]=××140= A

nlN2) 故弯矩增大系数(123.14EA1.725438.82104(1)253.142.110356800 0.995N1MA2W25431040.95091023568000.9950.8851.2571.34.175.4MPaφ1[]=0.9170=153MPa

稳定性验算满足要求 整体屈曲验算复核

利用迈达斯2011建立模型进行复核：

（4）整体稳定系数>5

计算结构均符合受力要求。

、钢管柱底预埋件计算

考虑到风荷载的影响，柱底会同时产生剪力和弯矩，因此预埋件要按弯剪压受力模型进行计算 预埋件计算 V=59kN M =

N =1876kN

锚板厚度取t=20mm，锚筋采用Ⅱ级钢筋，Φ=25mm，布置形式详见“预埋件基础及预埋件结构图” 根据《预埋件设计手册》

采用压弯剪受力模型进行分析：

ar0.85

av(40.08d)(40.0825)0.44ab0.54fcfy15310

z3b1600mmM0.4Nz0

说明弯剪力较小，可以忽略柱底弯剪的影响，只采用构造性的预埋件。 、基础计算 地基地质情况

根据岩土工程勘察报告中工程地质1-1’ 剖面图， 桩基础位置， 填土层(Q4el+dl)厚度较小，计算时可不考虑此土对桩的影响，填土层下为砂岩（J2s）或泥岩（J2x）。根据设计资料，各土层参数见表1-1。 项 目 表1-1 岩土设计参数建议取值表 天然 岩石单轴 地基承载 基底临时边坡 重度 抗压强度力基本容 摩擦坡率值 许值(kN/m3(MPa) 系数 永久边坡 坡率值 V0.3N0aravfy岩土 名称 素填土 粉质粘土 强风化泥岩 强风化页岩 强风化砂岩 J2x中风化页岩 J2x中风化泥岩 J2s中风化泥岩 J2s中风化砂岩 ) * * * * 天然 饱和 - - - - - - - - - - 〔fao〕 (kPa) - 180 300* 300* 350* 900 900 700 1500 1：* 1：* 1：* 1： 1：* 1：* 1：* 1：* 1：* 1：* 1：* 1：* 1： 1：* 1：* 1：* 1：* 1：* 备注：带“*”号的数值为经验值，未来路基填土应达到压实填土的要求，其地基承载力基本容许值〔fao〕应通过现场试验确定。

基础类型

基础的选用类型根据现场挖土情况而定，当岩层的覆盖图层深度小于等于3米时，基础采用扩大基础，但嵌岩深度不得小于米；当岩层的覆盖土层大于3米是，基础采用单桩基础。扩大基础的尺寸××；单桩基础根据上部钢管柱的型号分别采用Φ或Φ的挖孔桩，扩大基础和挖孔桩均采用C30混凝土。 桩基础计算

桩基计算详见第二跨第二联桩基计算（第二跨第二联中间钢管柱受力最大） 扩大基础承载力验算

取中间Φ1020x12钢管柱下基础经行验算 (1)抗冲切计算

参照2002版《建筑地基基础设计规范》，交界面C30砼可承受的冲切力：

F=0.7hpftamh0=0.70.981.431063.14（1.02+3.5）1.25/1000=8702kN1876kN2基础顶面满足抗冲切要求！ （2）基底抗弯计算

基底的压应力为，将基础倒置，计算模型简化为悬臂梁，如下图：

计算悬臂端根部的最大应力为：

Mqlbl/23ql230.21.24220.4MPa 22Wbh/6h1.5C30素砼的抗拉强度设计值为，因此基础素砼即满足抗弯要求！ 考虑到基础砼性能可能较差，存在离析，厚度不够等情况，要求基础底板构造性双向配筋，钢筋型号根据工地现场废旧材料确定，暂且按φ20@15cm配筋。

遇软硬不均地基时，为防止基础裂断，要求基础底板及顶板双向构造性配筋。

承台局部承压验算

钢管立柱底基础混凝土局部承压 混凝土承压强度的提高系数 φ1020×12立柱：βA3.14（0.782-0.272）31.73。 22Ac3.14（0.61-0.44）C30混凝土中心受压容许值 [c]8.0MPa，则局部受压容许值为：

[c1]8.0A8.01.7313.8MPa。 Ac扣除孔洞后的混凝土局部受压面积：

222对于φ1020立柱：Ac3.14(0.610.44)0.56m。

混凝土局部压应力分别如下：

c1F161.81024.14MPa[c1]14.4MPa Ac0.39满足局部承压

6、第二联第二跨支架计算

采用第二联第二跨作为受力模型进行分析，立面布置图如下

箱梁自重

a实心段梁体断面图

b变截面段箱梁断面图

c跨中段箱梁断面图

各断面数据如下表 横截面面积 长度 容重 名称 实心段 跨中段 (m2) (m) 2 8 箱梁重量 总重 (kN） 每延米重 (kN） (kN/m3) (kN) 26 26 26 431 变截面段 （注：实心段作用于贝雷梁部分长度为，为安全取2m进行验算） 荷载组合

线荷载:q强=(g1+g2+g3)+(g4+g5) =678kN/m

q钢=(g1+g2+g3)) =600kN/m 贝雷梁顶分配梁（大肋）计算 分配梁采用工16a，间距为75cm。 工16a截面特性如下： 规格 （mm) 工16a 面积矩 S(cm3) 截面积 A(cm2) 惯性矩 I(cm4) 1130 腹板厚度 tw(mm) 6 截面矩 W(cm3) 141 作用在分配梁上的均布荷载为q强=678×=m q钢=600×=m

受力模型如下图：

弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

I6a，[M]=170×141/1000= m Mmax=<[M]= m（σ=<170MP)

I6a，[Q]= 100×1130×6/100= kN

Qmax=<[Q]=（σ=<100MP）

以简支梁检验挠度，f=（5/384）[（ql4）/（EI）]

=（5/384）[（）/（1051130）] 103 =线荷载:q强=(g1+g2+g3)+(g4+g5) =678kN/m

q钢=(g1+g2+g3) =600kN/m 整体验算

（1）、受力模型

因为受力满足线弹性范围，原体系受力模型可以简化为下述两种受力模型的叠加，荷载的分配按贝雷梁作用于箱梁的面积比进行分配，结算结果可以叠加。

弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

纵向共设38片贝雷梁，贝雷片整体能承受最大弯矩[M]==29952 kN m,能承受最大最大剪力[Q]=38=9318kN

Mmax=<[M]=29952kNm Qmax=7194<[Q]=9318 kN

以简支梁检验挠度，f=（5/384）[（ql4）/（EI）] =（5/384）[（600184）/（105 =41mm（1）贝雷梁布设如下图

在18m跨和6m跨贝雷梁的布置形式如下，此时存在贝雷梁的最不利荷载情况

38）] 108

（2）底板与腹板下贝雷梁受力比较

在腹板与底板两种贝雷梁受力情况下，分别选出两种情况下的最不利位置的贝雷梁进行分析

A、底板下S1位置下贝雷梁作用范围为，作用箱梁面积，可求作用在底板下贝雷梁的线荷载：

q强=（261+1+2++）+（2+1）= /m，

B、腹板下S2位置下贝雷梁作用范围为，作用箱梁面积，可求作用在腹板下贝雷梁的线荷载

q强= 261+++ (2+1= /m

可知底板下每片贝雷梁受力较大，需验证底板下贝雷梁的受力 相应的作用在跨上的底板下的贝雷梁所受线荷载为 q强=（261+2+1+）+（2+1）= /m，

（3） 受力模型

（4）弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

(5)剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

(6)荷载分析

Mmax=572kN m<[M]= kN m Qmax=202kN<[Q]=245 kN 以简支梁检验挠度

q钢=（261+1+2++） = kN/ m

f=（5/384）[（ql4）/（EI）]

=（5/384）[（184）/（105）] 108 =柱顶分配梁计算

柱顶分配梁采用 4根工56b （1）截面特性如下： 规格 （mm) 工56b 面积矩 S(cm) 3截面积 A(cm) 146 2惯性矩 I(cm) 68510 4腹板厚度 tw(mm) 截面矩 W(cm) 2447 3（2）每排钢管桩反力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

最大支座反力（四根钢管柱的和）为11913kN （3）贝雷梁布设

（4）单片贝雷梁所受荷载

最大支座反力为11913kN

箱梁对贝雷梁的力可按箱梁质量分配，（从左至右,所示为箱梁中心左侧贝雷梁所受力，右侧与左侧对称） 名称 面积比 贝雷梁受力 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 S8 S9 S10 S11 S12 S13 S14 S15 S16 S17 S18 S19

（5）受力模型如下

（6）弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

（7）剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

（8）受力分析

4根I56b， [M]=170×2447/1000×4=1664 kN m Mmax=1211<[M]=1664kN m（σ=124MP<170MP) 4根I56b，[Q]= 100×68510××4/100=2746 kN

Qmax=1350<[Q]=2746N（σ=<100MP）

2组合应力σ’=23=1242349.22=150MPa<[δ]=170MPa， τ (9)位移图：

最大挠度f=>L/400=2150/400= 需要架设牛腿进行处理

、钢管柱计算

Φ720x10钢管柱稳定性验算

采用Φ720x10的钢管桩，每排布置4根，取最大受力处进行验算

钢管柱单肢稳定分析

钢管柱标准节段长为6m，自由长度按L=12m计算，钢桩轴力Nmax=1832KN,按偏心进行稳定性检算,则偏心弯矩M=1832×= kNm I=，W= cm3 A=223 cm2 回转半径 i=IA== 长细比λ=L/i=12/=

Li换算长细比λe=α· ·x=×

hiy120.251×=30 0.720.251查表可得φ2=φ1=

因为N/A=1832/223×10=>φ[σ]=××140= Mp

n1N2) 故弯矩增大系数(123.14EA1.7183.247.82104 13.1422.110522300

0.846MN1A2W183.21040.918.32102 223000.8460.93.90510382.255.4137.6MPaφ1[]=0.9170=153MPa满足稳定性要求

Φ1020x12钢管柱稳定性验算

采用Φ1020x12的钢管桩，每排布置4根，钢管桩所受反力如图

取最大受力处进行验算 钢管柱单肢稳定分析

钢管柱标准节段长为6m，自由长度按L=12m计算，钢桩轴力Nmax=3018KN,按偏心进行稳定性检算,则偏心弯矩M=3018×= kNm I=，W= cm3，A=380 cm2 回转半径 i=IA= 长细比λ=L/i=12/=

Li换算长细比λe=α· ·x=×

hiy查表可得φ2=φ1=

120.3564×=<30 1.020.3564因为N/A=3018×10/380= Mpa>φ[σ]=××140= Mpa

nlN2) 故弯矩增大系数(13.142EA1.7301.833.72104(1)253.142.11038000 0.925MN1A2W30181040.930.18102 3380000.9250.99.46491079.434.5113.9MPaφ1[]=0.9170=153MPa满足稳定性要求

跨中处钢管柱格构式结构稳定性验算

跨中处立柱横桥向间距按设置，纵桥向间距按设置，支架斜缀条按“之”字形布置，此处按平行斜缀条计算（不利状态）。

平行斜缀条双肢缀条柱的换算长细比公式如下：

oxx22A(1Adsin2costg) A1其中，整个双肢柱的横截面面积A3802760cm2；一个节间斜缀条面积Ad68.9cm2；一个节间横缀条的面积A1Ad68.9cm2；

A、横桥向

横桥向立柱间距，平联节间距8m，则斜缀条与分肢轴线间的夹角=28°

双肢柱整体对虚轴的长细比：

xlixlIx0y2AA260004827082152380238021200055.4 216.5因此，平行斜缀条双肢柱按实轴公式对虚轴换算后的长细比：

1tanoxA60.7150 2A1Adsincos2x2考虑到双肢柱缀条的焊接质量可能存在问题，这里按C类截面考虑，整体稳定系数ψ=（）×=，因此，考虑双肢柱整体稳定性时，其应力

N301.810000112.8MPa170MPa，双肢缀条柱整体稳定性满A'0.704138000足要求！

对于分肢，为防止分肢先于整体失稳，需验算分肢的稳定性。缀条柱分肢稳定只需验算中部节间，按下式进行验算：

NlV水平N12a[] A'A'缀条柱分肢长细比

1l080022.450.7max0.70x0.760.742.49，因此，根据规i35.64对于缀条，主要承受分肢在压缩变形后产生的水平剪力及风作用产生的水

范，不需要验算分肢稳定性。

平力，为使计算保守增加结构的可靠性，缀条的计算按桁架式结构来考虑，即缀条与分肢之间按铰接模型进行考虑，此种状态下横缀条为零杆，水平力全部由斜缀条来承担，根据规范，分肢在重力作用下压缩后产生的水平剪力：

V水平N85fy235301823545.53kN，

850.7798235将水平剪力分解到斜缀条方向的压力为：

F缀条V水平45.5397.0kN sinsin28斜缀条长度为l04.32+82=9.08m，2[ 25a斜缀条绕弱轴的长细比为：

斜缀条l0il0Iy2A'A'908195.28.02.039.539.52908141.9 6.4按b类截面考虑弱轴的稳定系数ψ=，考虑斜缀条受压整体稳定性时，在不考虑斜缀条自重时，斜缀条受轴向压力，其弱轴的应力为：

N97.0100036.4MPa170MPa，斜缀条在不考A'0.3374(39.52100)虑自重条件下的稳定性满足要求！

B、纵桥向

纵桥向立柱间距6m，平联节间距8m，则斜缀条与分肢轴线间的夹角

=37°

双肢柱整体对虚轴的长细比：

xlixlIx0y2AA260004827082152380238021200055.4 216.5因此，平行斜缀条双肢柱按实轴公式对虚轴换算后的长细比：

2ox2Ax12Adsincostan59.4150 A1考虑到双肢柱缀条的焊接质量可能存在问题，这里按C类截面考虑，整体稳定系数ψ=（）×=，因此，考虑双肢柱整体稳定性时，其应力

N301.810000111.5MPa170MPa，双肢缀条柱整体稳定性满A'0.712638000足要求！

对于分肢，为防止分肢先于整体失稳，需验算分肢的稳定性。缀条柱分肢稳定只需验算中部节间，按下式进行验算：

NlV水平N1a[] 2A'A'缀条柱分肢长细比

1l080022.450.7max0.70x0.759.441.58，因此，根据规i35.64范，不需要验算分肢稳定性。

对于缀条，主要承受分肢在压缩变形后产生的水平剪力及风作用产生的水平力，为使计算保守增加结构的可靠性，缀条的计算按桁架式结构来考虑，即缀条与分肢之间按铰接模型进行考虑，此种状态下横缀条为零杆，水平力全部由斜缀条来承担，根据规范，分肢在重力作用下压缩后产生的水平剪力：

V水平N85fy235301823549.83kN，

850.7126235将水平剪力分解到斜缀条方向的压力为：

F缀条V水平49.8382.8kN sinsin37斜缀条长度为l062+82=10m，2[ 25b斜缀条绕弱轴的长细比为：

斜缀条l0il0Iy2A'A'1000195.28.02.039.539.521000156.2 6.4按b类截面考虑弱轴的稳定系数ψ=，考虑斜缀条受压整体稳定性时，在不考虑斜缀条自重时，斜缀条受轴向压力，其弱轴的应力为：

N82.8100041.8MPa170MPa，斜缀条在不考A'0.2874(39.52100)虑自重条件下的稳定性满足要求！

钢管柱群桩稳定验算

自由长度按L=46m，压力N=2542t，偏心弯矩M=Ne=2542×=508t m 截面特性：

A=4×38000+12×22300=419600mm2

I x= 4××10-3+12××10-3+38000×10-6××2+38000×10-6××2+22300×10-6××6+22300×10-6××4= I x

W x = = =

hy

I y=4××10-3+12××10-3+22300×10-6××4+38000×10-6××4+22300×10-6××4+22300×10-6××4= I x

W y = = =

hy

回转半径ix=IxA=9.191012419600=4680mm=

iy=IyA=56.01012419600=11553mm=

L

长细比λx= = 46/=<30，查表得φ1=

i

L

λy= = 46/=<30，查表得φ1=

iLry

换算长细比λe=α· · =×46/5×=41，

hrx查表可得φ2=φ1=

N

=2542×104/419600=>φ1[δ]=××140= A

nlN2) 故弯矩增大系数(123.14EA1.725429.82104(1)3.1422.1105419600 0.995MN1A2W25421040.9508102 4196000.9950.92.260.62.362.9MPaφ1[]=0.9170=153MPa满足稳定性要求 整体屈曲验算复核

采用迈达斯软件进行整体屈曲复核

稳定系数为>5,满足要求 、桩基计算 地基地质情况

根据岩土工程勘察报告中工程地质1-1’ 剖面图， 桩基础位置， 填土层(Q4el+dl)厚度较小，计算时可不考虑此土对桩的影响，填土层下为砂岩（J2s）或泥岩（J2x）。根据设计资料，各土层参数见表1-1。 项 目 岩土 名称 素填土 粉质粘土 强风化泥岩 强风化页岩 强风化砂岩 J2x中风化页岩 J2x中风化泥岩 J2s中风化泥岩 表1-1 岩土设计参数建议取值表 岩石单轴 地基承载 天然 力基本容 基底抗压强度重度 临时边坡 摩擦许值(MPa) 3(kN/m坡率值 〔fao〕 系数 ) 天然 饱和 (kPa) * - - - 1：* * * * - - - - - - - - 180 300* 300* 350* 900 900 700 1：* 1：* 1： 1：* 1：* 1：* 1：* 永久边坡 坡率值 1：* 1：* 1：* 1： 1：* 1：* 1：* 1：* J2s中风化砂岩 1500 1：* 1：* 备注：带“*”号的数值为经验值，未来路基填土应达到压实填土的要求，其地基承载力基本容许值〔fao〕应通过现场试验确定。

基础形式

基础的选用类型根据现场挖土情况而定，当岩层的覆盖图层深度小于等于3米时，基础采用扩大基础，但嵌岩深度不得小于米；当岩层的覆盖土层大于3米是，基础采用单桩基础。扩大基础的尺寸××；单桩基础根据上部钢管柱的型号分别采用Φ或Φ的挖孔桩，扩大基础和挖孔桩均采用C30混凝土。

桩径Φ=2m桩基础计算

桩基布置图下图所示。

①桩长验算

该地基覆盖土层厚度为3米，其余的嵌入岩层中，根据《公路桥涵地基与基础设计规范》中确定单桩轴向受压承载力容许值的经验公式进行计算。设该灌注桩的桩长为8m，则：

n1 NRauqikliApqr

2si1式中：[N]——单根桩受到的竖直荷载(kN)。 NN1N2

其中N1表示上部钢桩传来的竖直荷载,N2表示挖孔桩的自重。

N13018kN, N242.02258628kN

N30186283646kN

计算Ra时取以下数据。

桩的设计直径为，采用挖孔桩施工，桩身周长u2.006.28(m)， Apd2/42.02/43.14m2， l18.0m，q1k20kPa，

qr5400kPa。

 故：Ra16.2820354003.1417144.4kN 2 Ra17144.4kNN3646kN

取h8m，即地面线下桩长为8m。由上式验算，可知桩的轴向承载力能满足要求。

②桩的内力计算（m法） （1）桩的计算宽度b1

b10.9d10.9(21)2.7m （2）桩的变形系数α 5mb1EI

桩基础位于岩层中，查表可得m50000kN/m4

受弯构件：EI0.8EcI Ec3.00107kN/m2 I0.0491d40.7856m4 故 5500002.70.37m1 70.83.00100.7856 h0.3783.0。

⑶ 计算桩顶处外力的N0、H0、M0

根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62—2004），恒载荷载

安全系数为，活载为，则桩顶外力为：

N01.430184225kN H01.45983kN

M01.49.413kNm

⑷ 地面以下深度z处桩身截面上的弯矩Mz与剪力Qi

a) 桩身弯矩Mz Mz

H0AmM0Bm

式中，无量纲系数Am、Bm可根据h3.0和z由有关表格查取，计算 见表格1-1所示。

桩身弯矩Mz计算（单位：kNm） 表1-1

z zz hh 0 Am Bm H0Am M0Bm Mz b) 桩身剪力Qz

QzH0AqM0Bq

式中无量纲系数Aq、Bq同理可由相关表格查得，计算见表1-2。

桩身剪力Qz计算（单位：kN） 表1-2

z zz hh 0 Aq 1 Bq 0 H0Aq M0Bq Qz

桩身弯矩图

桩身剪力图

c) 桩顶水平位移

xzH0M0ABx x32EIEI此时h3.0,Z0，同理可得无量纲系数Ax2.385,Bx1.586，即 x0H0M0AB 3EIx2EIx83132.3851.586 37270.370.83.0100.78560.370.83.0100.7856（mm）(满足要求) 0.0002m0.2mm10d) 桩身最大弯矩

根据桩身最大弯矩位置为CⅠM0H00.37130.058，查表得83z1.3122，再查表可得CⅡ8.4，故有：

Zmaxz1.31223.55m

0.37 MmaxM0CⅡ138.4109.2kNm ⑸ 桩侧土最大横向压力 桩侧土的最大横向应力位置为CⅣM0H00.37130.058，查表得 83z0.88，再查表可得CⅤ1.001，故有：

xmaxH0b1CⅤ0.37831.00111.4kPa80kPa 2.7满足桩侧土压力的要求。

3配筋计算 ○

桩身最大弯矩处z3.55m,Mmax109.2kNm，该处截面处桩的内力为： MdMmax109.2kNm

Nd42251.2(0.5253.550.5219)4207kN

桩身混凝土强度等级为C30，取ag0.08m，fcd13.8MPa，钢筋为HRB335，

'fsd280MPa，

选用2425钢筋：As244.909117.8cm2。

由于桩底支承于岩石土中，且e0Md/Nd109.2/42070.026m l00.7l0.785.6m，l0/hl0/d5.6/22.8， 10.22.7 10.0265.60.24，21.150.011.1221.0，取21.0 1.922l0'121.035，则ee01.0350.0260.027m h11400e0/h0由圆形偏压构件基本计算公式：

'0NdAr2fcdCr2fsd '0Nde0Br3fcdDgr3fsd

rsrag1.00.080.92m grs/r0.92/10.92

经反复验算得1.13时，查《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62—2004）可得A=，B=，C=，D=，则

'BfcdDgfsd e0ir0.08me0 'AfcdCfsd'42568.6kNNd4207kN NduAr2fcdCr2fsd'3389kNmMd109.2kNm MduBr3fcdDgr3fsd桩身材料强度满足要求。 扩大基础承载力验算

取中间Φ1020x12钢管柱下基础经行验算

(1)抗冲切计算

参照2002版《建筑地基基础设计规范》，交界面C30砼可承受的冲切力：

F=0.7hpftamh0=0.70.981.431063.14（1.02+3.5）1.25/1000=8702kN3018kN2基础顶面满足抗冲切要求！ （2）基底抗弯计算

基底的压应力为，将基础倒置，计算模型简化为悬臂梁，如下图：

计算悬臂端根部的最大应力为：

Mqlbl/23ql230.251.24220.5MPa 22Wbh/6h1.5C30素砼的抗拉强度设计值为，因此基础素砼即满足抗弯要求！ 考虑到基础砼性能可能较差，存在离析，厚度不够等情况，要求基础底板构造性双向配筋，钢筋型号根据工地现场废旧材料确定，暂且按φ20@15cm配筋。

遇软硬不均地基时，为防止基础裂断，要求基础底板及顶板双向构造性配筋。

承台局部承压验算

钢管立柱底承台混凝土局部承压 混凝土承压强度的提高系数 φ1020立柱：βA3.14（0.782-0.272）31.73。 22Ac3.14（0.61-0.44）C30混凝土中心受压容许值 [c]8.0MPa，则局部受压容许值为：

[c1]8.0A8.01.73213.9MPa。 Ac扣除孔洞后的混凝土局部受压面积：

222对于φ1020立柱：Ac3.14(0.610.44)0.56m。

混凝土局部压应力分别如下：

c1F15001032.68MPa[c1]13.9MPa Ac0.56满足局部承压

7第二联第三跨支架计算

贝雷梁验算 荷载组合

线荷载:q强=(g1+g2+g3)+(g4+g5)

=（423++ ×25）+（+37） =671kN/m

线荷载:q钢=(g1+g2+g3) =594 kN/m 整体验算 （1）、受力模型

弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

纵向共设25片贝雷梁，贝雷片整体能承受最大弯矩[M]=×25=19705 kN m,能承受最大最大剪力[Q]==6130 kN

Mmax=9895<[M]=19705kNm Qmax=4788<[Q]=6130kN 以简支梁检验挠度，f=（5/384）[（ql4）/（EI）] =（5/384）[（594124）/（105 =25）] 108

（2）底板与腹板下贝雷梁受力比较

A、底板S1下贝雷梁作用范围为，作用箱梁面积，可求底板下线荷载： q=（261+2+1+）+（2+1）= /m，

B、腹板S2下贝雷梁作用范围为，作用箱梁面积，可求作用在腹板下贝雷梁的线荷载

q= 261+1++++ (2+1= /m

可知腹板S2下贝雷梁受力较大，需验证腹板下贝雷梁的受力 （3） 受力模型

（4）弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

(5)剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

(6)荷载分析

Mmax=421kN m<[M]= kN m Qmax=204kN<[Q]=245kN

以简支梁检验挠度，f=（5/384）[（ql4）/（EI）] =（5/384）[（124）/（105=柱顶分配梁采用 3工56b （1）截面特性如下： 规格 （mm) 工56b 面积矩 S(cm3) 截面积 A(cm2) 146 惯性矩 I(cm4) 68510 腹板厚度 tw(mm) 截面矩 W(cm3) 2447 25）] 108

（2）每排钢管桩反力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

可知中间两排钢管桩所受力最大，因此取中间柱顶分配梁进行验算。 （3）贝雷梁布设

（4）单片贝雷梁所受荷载

最大支座反力为8977kN

箱梁对贝雷梁的力可按箱梁质量分配，（从左至右） 名称 S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 S8 S9 S10 S11 S12 S13 （5）受力模型如下 面积比 作用面积下贝雷梁受力(k N)

（6）弯矩图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

（7）剪力图（注：本方案计算采用迈达斯2010）

（8）受力分析

3根I56b，[M]=170×2447/1000×3=1248 kN m Mmax=868<[M]=1248kN m（σ=<170MP)

3根I56b，[Q]= 100×68510××3/100=2059kN Qmax=1009<[Q]=2059kN（σ=49MP<100MP）

2组合应力σ’=23=118.223492=145MPa<[δ]=170MPa， τ满足要求。

最大挠度f=边侧Φ720x10钢管柱稳定性验算

边侧钢管柱采用Φ720x10钢管桩，每排布置4根，钢管桩所受反力如图

钢管柱单肢稳定分析

钢管柱标准节段长为6m，自由长度按L=12m计算，钢桩轴力Nmax=1395KN,按偏心进行稳定性检算,则偏心弯矩M=1395×= kNm I=140579cm4，W=3904 cm3，A=, 回转半径 i=IA= 长细比λ=L/i=12/=

Li换算长细比λe=α· ·x=×

hiy120.251×= 0.70.251查表可得φ2=φ1=

因为N/A=1395/×10=>φ[σ]=××140= Mp

nlN2) 故弯矩增大系数(123.14EA1.7139.547.82104(1)3.1422.1105223100 0.988MN1A2W139.51040.913.95102 32231000.9880.93.9041062.536.298.7MPaφ1[]=0.9170=153MPa满足稳定性要求

中间Φ1020x12钢管柱稳定性验算

中间钢管柱采用Φ1020x12钢管桩，每排布置4根，钢管桩所受反力如图

钢管柱单肢稳定分析

钢管柱标准节段长为6m，自由长度按L=12m计算，钢桩轴力Nmax=2259KN,按偏心进行稳定性检算,则偏心弯矩M=2259×= kNm I=，W= cm3

回转半径 i=IA= 长细比λ=L/i=12/=

Li换算长细比λe=α· ·x=×

hiy120.3564×=<30 1.020.3564查表可得φ2=φ1=

因为N/A=2259/380=59 Mp>φ[σ]=××140= Mp

nlN2) 故弯矩增大系数(13.142EA1.7225.933.72104(1)253.142.11038000 0.945MN1A2W225.91040.922.59102 3380000.9450.99.46491059.425.284.6MPaφ1[]=0.9170=153MPa满足稳定性要求

钢管柱群桩稳定验算

自由长度按L=45m，压力N=2509t，偏心弯矩M=Ne=2509×=502t m 截面特性：

A=8×38000+8×22305=482440mm2

I x= 8××10-3+22305×10-6××4+22305×10-6××4+8××10-3+38000×10-6××4+38000×10-6××4= I x

W x = = =

hy

I y=8××10-3+22305×10-6××4+22305×10-6××4+8××10-3+38000×10-6××4+38000×10-6××4= I x

W y = = =

hy

回转半径ix=IxA=12.181012482440=5025mm=

iy=IyA=64.151012482400=11532mm=

L

长细比λx= = 45/=<30，查表得φ1=

i

L

λy= = 45/=<30，查表得φ1=

iLry

换算长细比λe=α· · =×45/5×=>30，

hrx查表可得φ2=

N

=2509×104/482440=52MPa>φ1[δ]=××140= A

nlN2) 故弯矩增大系数(13.142EA1.725098.962104(1)3.1422.1105482440 0.997MN1A2W25091040.95021024824400.9970.8871.68523.055.0MPaφ1[]=0.9170=153MPa

稳定性验算满足要求

跨中处钢管柱格构式结构稳定性验算

跨中处立柱横桥向间距按设置，纵桥向间距按设置，支架斜缀条按“之”字形布置，此处按平行斜缀条计算（不利状态）。

平行斜缀条双肢缀条柱的换算长细比公式如下：

oxx22A(1Adsin2costg) A1其中，整个双肢柱的横截面面积A3802760cm2；一个节间斜缀条面积Ad120cm2；一个节间横缀条的面积A1Ad120cm2；

A、横桥向

横桥向立柱间距，平联节间距10m，则斜缀条与分肢轴线间的夹角23

双肢柱整体对虚轴的长细比：

xlixlIx0y2AA21200048270821523802380224000110.9 216.5因此，平行斜缀条双肢柱按实轴公式对虚轴换算后的长细比：

1tanoxA113150 2A1Adsincos2x2考虑到双肢柱缀条的焊接质量可能存在问题，这里按C类截面考虑，整体稳定系数ψ=，因此，考虑双肢柱整体稳定性时，其应力

N225.910000146.1MPa170MPa，双肢缀条柱整体稳定性满足A'0.40738000要求！

对于分肢，为防止分肢先于整体失稳，需验算分肢的稳定性。缀条柱分肢稳定只需验算中部节间，按下式进行验算：

NlV水平N12a[] A'A'缀条柱分肢长细比

1l0100028.10.7max0.70x0.711379.1，因此，根据规范，不i35.64对于缀条，主要承受分肢在压缩变形后产生的水平剪力及风作用产生的水

需要验算分肢稳定性。

平力，为使计算保守增加结构的可靠性，缀条的计算按桁架式结构来考虑，即缀条与分肢之间按铰接模型进行考虑，此种状态下横缀条为零杆，水平力全部由斜缀条来承担，根据规范，分肢在重力作用下压缩后产生的水平剪力：

V水平N85fy235225923565.3kN，

850.407235将水平剪力分解到斜缀条方向的压力为：

F缀条V水平65.3167.1kN sinsin23斜缀条长度为l04.3212.0212.75m，[ ]36a斜缀条绕弱轴的长细比为：

斜缀条l0il0Iy2A'A'1275451.59.62.45606021275166 7.66按b类截面考虑弱轴的稳定系数ψ=，考虑斜缀条受压整体稳定性时，在不考虑斜缀条自重时，斜缀条受轴向压力，其弱轴的应力为：

N167.1100053.8MPa170MPa，斜缀条在不考虑A'0.259(602100)自重条件下的稳定性满足要求！

B、纵桥向

纵桥向立柱间距12m，平联节间距10m，则斜缀条与分肢轴线间的夹角

50

双肢柱整体对虚轴的长细比：

xlixlIx0y2AA21200048270822523802380224000106.0 226.4因此，平行斜缀条双肢柱按实轴公式对虚轴换算后的长细比：

2ox2xA12Adsincostan107.1150 A1考虑到双肢柱缀条的焊接质量可能存在问题，这里按C类截面考虑，整体稳定系数ψ=（）×=，因此，考虑双肢柱整体稳定性时，其应力

N225.910000137.7MPa170MPa，双肢缀条柱整体稳定性满A'0.431638000足要求！

对于分肢，为防止分肢先于整体失稳，需验算分肢的稳定性。缀条柱分肢稳定只需验算中部节间，按下式进行验算：

NlV水平N12a[] A'A'缀条柱分肢长细比

1l0100028.10.7max0.70x0.7107.174.97，因此，根据规i35.64范，不需要验算分肢稳定性。

对于缀条，主要承受分肢在压缩变形后产生的水平剪力及风作用产生的水平力，为使计算保守增加结构的可靠性，缀条的计算按桁架式结构来考虑，即缀条与分肢之间按铰接模型进行考虑，此种状态下横缀条为零杆，水平力全部由斜缀条来承担，根据规范，分肢在重力作用下压缩后产生的水平剪力：

V水平N85fy235225923561.6kN，

850.4316235将水平剪力分解到斜缀条方向的压力为：

F缀条V水平61.680.4kN sinsin50斜缀条长度为l012210215.6m，2[ 36b斜缀条绕弱轴的长细比为：

斜缀条l0il0Iy2A'A'1560451.59.62.45606021560203.7 7.66按b类截面考虑弱轴的稳定系数ψ=，考虑斜缀条受压整体稳定性时，在不考虑斜缀条自重时，斜缀条受轴向压力，其弱轴的应力为：

N61.6100028.4MPa170MPa，斜缀条在不考A'0.1807(602100)虑自重条件下的稳定性满足要求！

整体屈曲验算复核

利用迈达斯2011建立模型进行复核：

稳定系数>5,满足要求 、桩基计算 桩径Φ=桩基础计算

桩基布置图下图所示。

①桩长验算

该地基覆盖土层厚度为3米，其余的嵌入岩层中，根据《公路桥涵地基与基础设计规范》中确定单桩轴向受压承载力容许值的经验公式进行计算。设该灌注桩的桩长为8m，则：

1n NRauqikliApqr

2i1式中：[N]——单根桩受到的竖直荷载(kN)。 NN1N2

其中N1表示上部钢桩传来的竖直荷载,N2表示挖孔桩的自重。

N11500kN（为偏于安全计算，取为1500KN），,

N242.02258628kN

N15006282128kN

计算Ra时取以下数据。

桩的设计直径为，采用挖孔桩施工，桩身周长u1.54.71(m)， Apd2/41.52/41.77m2， l18.0m，q1k20kPa，

qr5400kPa。

 故：Ra14.7120354001.779699kN 2 Ra9699kNN2128kN

取h8m，即地面线下桩长为8m。由上式验算，可知桩的轴向承载力能满足要求。

②桩的内力计算（m法） （1）桩的计算宽度b1

b10.9d10.9(1.51)2.25m （2）桩的变形系数α 5mb1EI

桩基础位于岩层中，查表可得m50000kN/m4

受弯构件：EI0.8EcI Ec3.00107kN/m2 I0.0491d40.25m4

故 5500002.250.45m1 70.83.00100.25 h0.4583.6。 ⑸ 计算桩顶处外力的N0、H0、M0

根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62—2004），恒载荷载

安全系数为，活载为，则桩顶外力为：

N01.415002100kN H01.45983kN

M01.49.413kNm

⑹ 地面以下深度z处桩身截面上的弯矩Mz与剪力Qi

a) 桩身弯矩Mz Mz

H0AmM0Bm

式中，无量纲系数Am、Bm可根据h3.6和z由有关表格查取，计算 见表格1-1所示。

桩身弯矩Mz计算（单位：kNm） 表1-1

z zz hh 0 Am Bm H0Am M0Bm Mz

1 1 b) 桩身剪力Qz

QzH0AqM0Bq

式中无量纲系数Aq、Bq同理可由相关表格查得，计算见表1-2。

桩身剪力Qz计算（单位：kN） 表1-2

z zz hh 0 Aq 1 Bq 0 H0Aq M0Bq Qz

桩身弯矩图

桩身剪力图

c) 桩顶水平位移

xzH03EIAxM02EIBx 此时h3.6,Z0，同理可得无量纲系数Ax2.389,Bx1.584，即 x0H03EIAxM02EIBx 830.4530.83.01070.252.389130.4520.83.01070.251.5840.0004m0.4mm10（mm）(满足要求) d) 桩身最大弯矩

根据桩身最大弯矩位置为CM00.4513ⅠH830.07，查表得0z1.3036，再查表可得CⅡ10.86，故有：

 Z.3036maxz10.452.90m

MmaxM0CⅡ1310.86141.18kNm ⑸ 桩侧土最大横向压力 桩侧土的最大横向应力位置为CM00.4513ⅣH830.07，查表得 0z0.88，再查表可得CⅤ1.00，故有：

xmaxH0b1CⅤ0.45831.0016.6kPa80kPa 2.25满足桩侧土压力的要求。

3配筋计算 ○

桩身最大弯矩处z2.90m,Mmax141.18kNm，该处截面处桩的内力为： MdMmax109.2kNm

Nd29001.2(0.5252.900.51.519)2890kN

桩身混凝土强度等级为C30，取ag0.08m，fcd13.8MPa，钢筋为HRB335，

'fsd280MPa，

选用2425钢筋：As244.909117.8cm2。

由于桩底支承于岩石土中，且e0Md/Nd109.2/28900.038m l00.7l0.785.6m，l0/hl0/d5.6/1.53.73， 10.22.7 10.0385.60.23，21.150.011.1131.0，取21.0

1.51.42l0'121.023，则ee01.0230.0380.04m h11400e0/h0由圆形偏压构件基本计算公式：

'0NdAr2fcdCr2fsd '0Nde0Br3fcdDgr3fsd

rsrag0.750.080.67m grs/r0.67/0.750.89

经反复验算得1.20时，查《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62—2004）可得A=，B=，C=，D=，则

'BfcdDgfsd e0ir0.0416me00.4m 'AfcdCfsd'25888kNNd2890kN NduAr2fcdCr2fsd'1079kNmMd109.2kNm MduBr3fcdDgr3fsd桩身材料强度满足要求。

混凝土局部承压计算

钢管立柱底基础混凝土局部承压 混凝土承压强度的提高系数 φ720×10立柱：βA3.14（0.662-0.152）3.241.8。 22Ac3.14（0.46-0.29）C30混凝土中心受压容许值 [c]8.0MPa，则局部受压容许值为：

[c1]8.0A8.01.814.4MPa。 Ac扣除孔洞后的混凝土局部受压面积：

222对于φ1020立柱：Ac3.14(0.450.28)0.39m。

混凝土局部压应力分别如下：

c1F139.53.58MPa[c1]14.4MPa Ac0.39满足局部承压