施工组织设计下载简介

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塑料生产项目厂房AB高支模施工方案.docx

下挂部分：承载能力极限状态设计值S承＝γ0(1.3×G4k+γL×1.5Q4k)＝1 ×(1.3×20.4+0.9×1.5×2)＝29.22kN/m2

下挂部分：正常使用极限状态设计值S正＝G4k＝20.4 kN/m2

设计简图如下：

梁截面宽度取单位长度，b＝1000mm。W＝bh2/6=1000×152/6＝37500mm3GB 51421-2020-T：架空光（电）缆通信杆路工程技术标准（无水印，带书签），I＝bh3/12=1000×153/12＝281250mm4。面板计算简图如下：

q1＝bS承＝1×29.22＝29.22kN/m

q1静＝γ0×1.3×G4k×b＝1×1.3×20.4×1＝26.52kN/m

q1活＝γ0×γL×1.5×Q4k×b＝1×0.9×1.5×2×1＝2.7kN/m

Mmax＝0.1q1静L2+0.117q1活L2=0.1×26.52×0.2372+0.117×2.7×0.2372＝0.166kN·m

σ＝Mmax/W＝0.166×106/37500＝4.433N/mm2≤[f]＝15N/mm2

q＝bS正＝1×20.4＝20.4kN/m

νmax＝0.677qL4/(100EI)=0.677×20.4×236.6674/(100×10000×281250)＝0.154mm≤236.667/400=0.592mm

3、最大支座反力计算

承载能力极限状态

R下挂max＝1.1×q1静×l左+1.2×q1活×l左＝1.1×26.52×0.237+1.2×2.7×0.237＝7.671kN

正常使用极限状态

R'下挂max＝1.1×l左×q＝1.1×0.237×20.4＝5.311kN

计算简图如下：

跨中段计算简图

悬挑段计算简图

q＝7.671kN/m

Mmax＝max[0.1×q×l2,0.5×q×l12]=max[0.1×7.671×0.62，0.5×7.671×0.32]=0.345kN·m

σ＝Mmax/W＝0.345×106/67688＝5.1N/mm2≤[f]＝15.444N/mm2

Vmax＝max[0.6×q×l,q×l1]=max[0.6×7.671×0.6，7.671×0.3]=2.762kN

τmax=3Vmax/(2bh0)=3×2.762×1000/(2×45×95)＝0.969N/mm2≤[τ]＝1.782N/mm2

q＝5.311kN/m

ν1max＝0.677qL4/(100EI)=0.677×5.311×6004/(100×9350×3215160)＝0.155mm≤600/400=1.5mm

ν2max＝qL4/(8EI)=5.311×3004/(8×9350×3215160)=0.179mm≤300/400=0.75mm

4、最大支座反力计算

承载能力极限状态

R下挂max＝max[1.1×7.671×0.6，0.4×7.671×0.6+7.671×0.3]＝5.063kN

正常使用极限状态

R'下挂max＝max[1.1×5.311×0.6，0.4×5.311×0.6+5.311×0.3]＝3.505kN

因主梁2根合并，验算时主梁受力不均匀系数为0.6。

同前节计算过程，可依次解得：

承载能力极限状态：R1＝1.108kN，R2＝3.038kN，R3＝3.038kN，R4＝1.108kN

正常使用极限状态：R'1＝0.765kN，R'2＝2.103kN，R'3＝2.103kN，R'4＝0.765kN

计算简图如下：

主梁弯矩图(kN·m)

σmax＝Mmax/W＝0.233×106/4490=51.822N/mm2≤[f]=205 N/mm2

梁左侧剪力图(kN)

τmax=2Vmax/A=2×3.175×1000/424＝14.977N/mm2≤[τ]=125 N/mm2

梁左侧变形图(mm)

νmax＝0.184mm≤300/400＝0.75mm

4、最大支座反力计算

R下挂max＝4.283/0.6=7.139kN

同主梁计算过程，取有对拉螺栓部位的侧模主梁最大支座反力。可知对拉螺栓受力N＝0.95×Max[7.139]＝6.782kN≤Ntb＝17.8kN

140mm厚顶板模板（扣件式）计算书

2、《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》JGJ 130－2011

荷载系数参数表：

设计简图如下：

模板设计剖面图(模板支架纵向)

模板设计剖面图(模板支架横向)

楼板面板应搁置在梁侧模板上，本例以简支梁，取1m单位宽度计算。

W＝bh2/6=1000×15×15/6＝37500mm3，I＝bh3/12=1000×15×15×15/12＝281250mm4

承载能力极限状态

q1＝γ0×[1.3×(G1k +(G2k+G3k)×h)+1.5×γL×(Q1k + Q2k)]×b=1×[1.3×(0.1+(24+1.1)×0.14)+1.5×0.9×2.5]×1=8.073kN/m

正常使用极限状态

q＝(γG(G1k +(G2k+G3k)×h))×b =(1×(0.1+(24+1.1)×0.14))×1＝3.614kN/m

计算简图如下：

Mmax＝q1l2/8＝8.073×0.32/8＝0.091kN·m

σ＝Mmax/W＝0.091×106/37500＝2.422N/mm2≤[f]＝15N/mm2

νmax＝5ql4/(384EI)=5×3.614×3004/(384×10000×281250)=0.136mm

ν＝0.136mm≤[ν]＝L/250＝300/250＝1.2mm

q1＝γ0×[1.3×(G1k +(G2k+G3k)×h)+1.5×γL×(Q1k + Q2k)]×b=1×[1.3×(0.3+(24+1.1)×0.14)+1.5×0.9×2.5]×0.3＝2.5kN/m

因此，q1静＝γ0×1.3×(G1k +(G2k+G3k)×h)×b=1×1.3×(0.3+(24+1.1)×0.14)×0.3＝1.487kN/m

q1活＝γ0×1.5×γL×(Q1k + Q2k)×b=1×1.5×0.9×2.5×0.3＝1.012kN/m

计算简图如下：

M1＝0.125q1静L2+0.125q1活L2＝0.125×1.487×0.92+0.125×1.012×0.92＝0.253kN·m

M2＝q1L12/2=2.5×0.152/2＝0.028kN·m

Mmax＝max[M1，M2]＝max[0.253，0.028]＝0.253kN·m

σ=Mmax/W=0.253×106/67688=3.74N/mm2≤[f]=15.444N/mm2

V1＝0.625q1静L+0.625q1活L＝0.625×1.487×0.9+0.625×1.012×0.9＝1.406kN

V2＝q1L1＝2.5×0.15＝0.375kN

Vmax＝max[V1，V2]＝max[1.406，0.375]＝1.406kN

τmax=3Vmax/(2bh0)=3×1.406×1000/(2×45×95)＝0.493N/mm2≤[τ]=1.782N/mm2

q＝(γG(G1k +(G2k+G3k)×h))×b=(1×(0.3+(24+1.1)×0.14))×0.3＝1.144kN/m

挠度,跨中νmax＝0.521qL4/(100EI)=0.521×1.144×9004/(100×9350×321.516×104)＝0.13mm≤[ν]＝L/250＝900/250＝3.6mm；

悬臂端νmax＝ql14/(8EI)=1.144×1504/(8×9350×321.516×104)＝0.002mm≤[ν]＝2×l1/250＝2×150/250＝1.2mm

1、小梁最大支座反力计算

q1＝γ0×[1.3×(G1k +(G2k+G3k)×h)+1.5×γL×(Q1k + Q2k)]×b=1×[1.3×(0.5+(24+1.1)×0.14)+1.5×0.9×2.5]×0.3＝2.578kN/m

q1静＝γ0×1.3×(G1k +(G2k+G3k)×h)×b＝1×1.3×(0.5+(24+1.1)×0.14)×0.3＝1.565kN/m

q1活＝γ0×1.5×γL×(Q1k + Q2k)×b ＝1×1.5×0.9×2.5×0.3＝1.013kN/m

q2＝(γG(G1k +(G2k+G3k)×h))×b=(1×(0.5+(24+1.1)×0.14))×0.3＝1.204kN/m

承载能力极限状态

按二等跨连续梁，Rmax＝1.25q1L＝1.25×2.578×0.9＝2.9kN

按二等跨连续梁按悬臂梁，R1＝(0.375q1静+0.437q1活)L +q1l1＝(0.375×1.565+0.437×1.013)×0.9+2.578×0.15＝1.313kN

主梁2根合并，其主梁受力不均匀系数=0.6

R＝max[Rmax，R1]×0.6＝1.74kN;

正常使用极限状态

按二等跨连续梁，R'max＝1.25q2L＝1.25×1.204×0.9＝1.355kN

按二等跨连续梁悬臂梁，R'1＝0.375q2L +q2l1＝0.375×1.204×0.9+1.204×0.15＝0.587kN

R'＝max[R'max，R'1]×0.6＝0.813kN;

计算简图如下：

主梁计算简图一

主梁计算简图二

主梁弯矩图一(kN·m)

主梁弯矩图二(kN·m)

σ=Mmax/W=0.499×106/4490=111.037N/mm2≤[f]=205N/mm2

主梁剪力图一(kN)

主梁剪力图二(kN)

τmax=2Vmax/A=2×3.197×1000/424＝15.079N/mm2≤[τ]=125N/mm2

主梁变形图一(mm)

主梁变形图二(mm)

跨中νmax=0.554mm≤[ν]=900/250=3.6mm

悬挑段νmax＝0.229mm≤[ν]=2×100/250=0.8mm

5、支座反力计算

承载能力极限状态

支座反力依次为R1=3.763kN，R2=5.452kN，R3=5.838kN，R4=2.347kN

支座反力依次为R1=3.016kN，R2=5.684kN，R3=5.684kN，R4=3.016kN

按上节计算可知，可调托座受力N＝5.838/0.6=9.731kN≤[N]＝30kN

顶部立杆段：l01=kμ1(hd+2a)=1×1.386×(1500+2×200)=2633mm

非顶部立杆段：l0=kμ2h =1×1.755×1500=2632mm

λ=max[l01，l0]/i=2633/15.9=165.597≤[λ]=210

2、立杆稳定性验算

顶部立杆段：l01=kμ1(hd+2a)=1.155×1.386×(1500+2×200)=3042mm

非顶部立杆段：l0=kμ2h =1.155×1.755×1500=3041mm

λ=max[l01，l0]/i=3042/15.9=191.321

查表得，φ1=0.197

Mwd=γ0×γLφwγQMwk=γ0×γLφwγQ(ζ2wklah2/10)=1×0.9×0.6×1.5×(1×0.018×0.9×1.52/10)=0.003kN·m

Nd =Max[R1,R2,R3,R4]/0.6+1×γG×q×H=Max[3.763,5.684,5.838,3.016]/0.6+1×1.3×0.15×7.97=11.285kN

fd=Nd/(φ1A)+Mwd/W＝11.285×103/(0.197×424)+0.003×106/4490=135.762N/mm2≤[σ]=205N/mm2

H/B=7.97/36=0.221≤3

支撑脚手架风线荷载标准值:qwk=la×ωfk=0.9×0.439=0.395kN/m：

风荷载作用在支架外侧模板上产生的水平力标准值：

Fwk= la×Hm×ωmk=0.9×1×0.166=0.149kN

支撑脚手架计算单元在风荷载作用下的倾覆力矩标准值Mok：

Mok=0.5H2qwk+HFwk=0.5×7.972×0.395+7.97×0.149=13.739kN.m

B2la(gk1+ gk2)+2ΣGjkbj ≥3γ0Mok

gk1——均匀分布的架体面荷载自重标准值kN/m2

gk2——均匀分布的架体上部的模板等物料面荷载自重标准值kN/m2

Gjk——支撑脚手架计算单元上集中堆放的物料自重标准值kN

bj ——支撑脚手架计算单元上集中堆放的物料至倾覆原点的水平距离m

B2la(gk1+ gk2)+2ΣGjkbj =B2la[qH/(la×lb)+G1k]+2×Gjk×B/2=362×0.9×[0.15×7.97/(0.9×0.9)+0.5]+2×1×36/2=2340.72kN.m≥3γ0Mok =3×1×13.739=41.218kN.M

GB／T 23694-2013 风险管理 术语(完整正版、清晰无水印).pdf 十一、立杆地基基础验算

立杆底垫板的底面平均压力p＝N/(mfA)＝11.285/(0.9×0.1)＝125.389kPa≤γufak＝1.254×320 =401.28kPa

附图1：厂房A高支模区域平面图

附图2：厂房B高支模区域平面图

附图3：厂房A、B立杆平面布置图

附图5：厂房A高支模区域监测平面布置图

JC／T 2482-2018标准下载附图6：厂房B高支模区域监测平面布置图

附图8：厂房A高支模区域监混凝土浇筑顺序图

附图9：厂房B高支模区域监混凝土浇筑顺序图