(32+48+32)连续梁支座预偏量
向阳河特大桥 (32+48+32)m连续梁纵向支座预偏量计算表
说明：
△1是因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起各墩活动支座的偏移量，根据设计图纸查得。
△2根据现场实际施工进度推算出连续梁合拢时间及温度，得出与设计合拢温度的差值。
△2=α×△t×L
其中，α—为箱梁混凝土线膨胀系数(10-5/℃)；
△t—实际合拢温度与设计合拢温度的温差；设计合拢温度为22 Cº,实际合拢温度按8 Cº计算。
L—计算位置至桥梁固定支座位置的梁体长度；
△为支座最终实际预偏量，由上表可见支座1、支座3、支座4的预偏量均已支座2为中心向外侧预偏。
附图：支座布置示意图，以箭头方向为正
计算：复核：审核：。
32-48-32m连续梁支架检算(修)
京津城际轨道交通工程32-48-32m现浇简支箱梁支算书中铁二局联合体中铁六局京津项目部检算人（签字）：审核人（签字）：审批人（签字）：日期：一、支架设计安装边跨采用满堂膺架法施工，中跨采用门式支架法。
支架成型后采用预压措施（预压荷载按梁的120%进行预压，用以消除支架变形，按初步估算，最大荷载处为1#段处，为713.606t）。
顺桥向：段与段连接处和临时支墩均采用30cm步距，其他部分采用60cm步距；横桥向：箱体内采用60cm步距，腹板下11排采用30cm步距（中跨），翼缘板范围由60cm步距过渡到90cm步距，具体布置见平面图；横杆步距为60cm。
单杆承载力为3t。
侧面图平面图附注：1、图中所注尺寸均以厘米计。
2、支架采用碗口式钢管。
3、棚架纵梁采用。
二、支架检算取1#段支架最大箱梁截面纵向长1米计算。
其余荷载均小于该截面 (此处为箱梁支架荷载最重处)，梁高最大截面为4.05m。
（一）荷载计算：1、混凝土自重荷载①腹板：Q1=5.952t/m2②箱体：Q2=2.08t/m2③翼缘板端部2.165m范围: Q3=0.849t/m22、模板荷载①腹板处：Q4=1.4t/m2②箱体：Q5=0.8t/m2③翼缘处: Q6=0.5t/m23、箱体处：Q7=0.2t/m24、支架自重：Q8=1.2 t/m2（腹板处30cm×30cm）Q9= 0.8t/m2（箱体处30cm×60cm）Q10=0.4 t/m2（翼缘处60cm×90cm）5、泵送混凝土冲击荷载：Q11=0.2 t/m2（二）检算1、腹板处①支架承载力检算荷载组合：Q=Q1+Q4+Q7+Q8+Q11=8.952 t/m2Qmax=10.742t/m2一根承重杆所受的荷载：N=0.3×0.6×8.952=1.62t＜[N]=3t/根，K=1.85通过。
Nmax=0.3×0.6×10.742=1.94t＜[N]=3t/根，K=1.54通过。
支座预偏量的计算与设置 (2)
连续梁支座预偏量的计算与设置1.工程概况连续梁桥两个主墩(61#、6２＃)采用GTＱＺ3０00０型支座,两个边墩（60#、63＃）采用GＴＱZ600０型支座，固定支座设在6１#墩,活动支座的纵向位移量为±１０0mｍ.根据固定支座设置位置相应设置横向位移、纵向位移、多向位移支座,具体如下图:2.支座偏移值计算活动支座位移量指桥梁施工阶段结束后,活动支座的上支座板偏移支座理论中心线的位移,主要分为两部分:因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起的位移量△1 ，由于体系温差引起的位移量△2,故活动支座位移量为△1+△2。
因活动支座的预设偏移量是抵消施工阶段各墩活动支座产生的纵向水平位移量，故支座预设偏移量与支座位移量相反,即支座预设偏移量为△＝—(△1＋△２）。
2.1。
△1的计算△1是因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起各墩活动支座的偏移量。
△1由设计计算出结果,设计图纸中提供相应的偏移值。
2.2。
△2的计算一般设计合拢温度取桥位处最低和最高月平均温度平均值,根据现场实际施工状况排出施工进度计划,计算出合拢日期,得出实际计划合拢温度。
△２=a△t＊l,其中a为主梁混凝土线膨胀系数，△t为温差，ｌ为计算位置至固定支座位置的梁体长度,△2为梁体的变形。
3.本桥支座偏移值计算3.１。
△1的计算设计图纸中提供相应的偏移值，具体如下：以顺桥向方向为正单位：ｍm3.2.△2的计算该桥位于江西省南昌市范围,气温最高月是7月,平均温度为30．2℃;气温最低月是１月,平均气温为—3℃,则设计合拢温度为1６℃。
根据施工现场的施工情况,计划10月8日合拢，合拢温度约13℃。
60#墩支座△2=—a△t*l=1*10—５*(16—13)＊400００=-1.2mm62＃墩支座△２= a△t*ｌ=１*10-5*（16—13)＊72０0０=2。
1６mm63#墩支座△2= a△t*l=１＊１0—5*(16—13)*1１2000＝3。
支座预偏量的计算与设置
连续梁支座预偏量的计算与设置1.工程概况连续梁桥两个主墩（61#、62#）采用GTQZ30000型支座，两个边墩（60#、63#）采用GTQZ6000型支座，固定支座设在61#墩，活动支座的纵向位移量为±100mm。
根据固定支座设置位置相应设置横向位移、纵向位移、多向位移支座，具体如下图：2.支座偏移值计算活动支座位移量指桥梁施工阶段结束后，活动支座的上支座板偏移支座理论中心线的位移，主要分为两部分：因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起的位移量△1 ，由于体系温差引起的位移量△2，故活动支座位移量为△1+△2。
因活动支座的预设偏移量是抵消施工阶段各墩活动支座产生的纵向水平位移量，故支座预设偏移量与支座位移量相反，即支座预设偏移量为△=—(△1+△2)。
2.1. △1的计算△1是因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起各墩活动支座的偏移量。
△1由设计计算出结果，设计图纸中提供相应的偏移值。
2.2. △2的计算一般设计合拢温度取桥位处最低和最高月平均温度平均值，根据现场实际施工状况排出施工进度计划，计算出合拢日期，得出实际计划合拢温度。
△2=a△t*l，其中a为主梁混凝土线膨胀系数，△t为温差，l为计算位置至固定支座位置的梁体长度，△2为梁体的变形。
3.本桥支座偏移值计算3.1.△1的计算设计图纸中提供相应的偏移值，具体如下：以顺桥向方向为正单位：mm3.2.△2的计算该桥位于江西省南昌市范围，气温最高月是7月，平均温度为30.2℃；气温最低月是1月，平均气温为-3℃，则设计合拢温度为16℃。
根据施工现场的施工情况，计划10月8日合拢，合拢温度约13℃。
60#墩支座△2=—a△t*l=1*10-5*（16-13）*40000=—1.2mm62#墩支座△2= a△t*l=1*10-5*（16-13）*72000=2.16mm63#墩支座△2= a△t*l=1*10-5*（16-13）*112000=3.36mm则各墩支座预偏移量为：60#墩支座△= —(△1+△2)= —（15-1.2）=—13.8mm62#墩支座△= —(△1+△2)= —（—30+2.16）=27.84mm63#墩支座△= —(△1+△2)= —（—45+3.36）=41.64mm4.支座偏移值设置4.1.边墩偏移值设置根据上面的计算结果，60#边墩支座偏移值设置，安装支座时将支座上摆横向中心线向59#墩偏移13.8mm。
支座预偏量的计算与设置
连续梁支座预偏量的计算与设置1. 工程概况连续梁桥两个主墩（61#、62#）采用GTQZ3000C型支座，两个边墩（60#、63#）采用GTQZ6000型支座，固定支座设在61#墩，活动支座的纵向位移量为土100mm根据固定支座设置位置相应设置横向位移、纵向位移、多向位移支座，具体如下图：图一：连续梁支座布置图2. 支座偏移值计算活动支座位移量指桥梁施工阶段结束后，活动支座的上支座板偏移支座理论中心线的位移，主要分为两部分：因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起的位移量△ 1 ,由于体系温差引起的位移量厶2，故活动支座位移量〔+△ 2。
因活动支座的预设偏移量是抵消施工阶段各墩活动支座产生的纵向水平位移量，故支座预设偏移量与支座位移量相反，即支座预设偏移量=—（△〔+△ 2）。
2.1 . △ 1的计算△1是因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起各墩活动支座的偏移量。
△1由设计计算出结果,设计图纸中提供相应的偏移值。
2.2 . △ 2的计算一般设计合拢温度取桥位处最低和最高月平均温度平均值，根据现场实际施工状况排出施工进度计划，计算出合拢日期，得出实际计划合拢温度。
△2=a A t*l，其中a为主梁混凝土线膨胀系数，△ t为温差，I为计算位置至固定支座位置的梁体长度，△2为梁体的变形。
3. 本桥支座偏移值计算3.1. △ 1的计算设计图纸中提供相应的偏移值，具体如下：以顺桥向方向为正单位：mm32 △ 2的计算该桥位于江西省南昌市范围，气温最高月是7月，平均温度为30.2 C;气温最低月是1月，平均气温为-3 C,则设计合拢温度为16C。
根据施工现场的施工情况，计划10月8日合拢，合拢温度约13C。
560#墩支座△ 2= —a A t*l=1*10 - * (16-13 ) *40000= —1.2mm62#墩支座△ 2= a △ t*l=1*10 - * (16-13 ) *72000=2.16mm63#墩支座△ 2= a △ t*l=1*10 - * (16-13 ) *112000=3.36mm则各墩支座预偏移量为：60#墩支座△ = —( △〔+△ 2)= —(15-1.2 ) =—13.8mm62#墩支座△ = —( △〔+△ 2)= —(—30+2.16 ) =27.84mm63#墩支座△ = —( △〔+△ 2)= —(—45+3.36 ) =41.64mm4. 支座偏移值设置4.1. 边墩偏移值设置根据上面的计算结果，60#边墩支座偏移值设置，安装支座时将支座上摆横向中心线向59#墩偏移13.8mmo 63#边墩支座偏移量设置，根据计算结果，安装支座时将支座上摆横向中心线向64#墩偏移41.64-27.84=13.8mm。
32+48+32m连续梁预压方案
集包铁路增建第二双线跨包东专用线特大桥跨包东专用线（32+48+32）m连续梁预压方案编制：复核：批准：集包铁路增建第二双线跨包东专用线架子队2010年7月跨包东专用线（32+48+32）m连续梁预压方案一、工程概况包东专用线特大桥位于包东车站以西300m，中心里程为DK804+499.17，桥梁全长2009.97m，为跨包环线、铁路专用线、河流及居民区而设。
包东专用线特大桥36-39#墩采用32+48+32m的连续梁跨越包环线。
新建线与包环线斜交59度。
连续梁下部结构为圆端形桥墩、承台及钻孔桩，钻孔桩共计34根，全为摩擦桩，37、38 #墩桩径1.5m，36、39#墩桩径1.25m。
其中37#～38#跨上部结构设计采用门式支架，跨越既有线，梁全长48m，计算跨度46m，本箱梁梁采用支架法现浇，支架主要由螺旋钢管、砂筒、贝雷梁及满堂脚手架等组合而成；36#～37#、38#～39#跨上部结构设计采用φ529mm螺旋钢管支墩及贝雷梁组合而成，梁全长64m，计算跨度60m，本箱梁梁现浇法，支架主要由螺旋钢管、砂筒、贝雷梁及满堂脚手架等组合而成。
梁支架采用φ529mm及φ426mm螺旋钢管支墩贝雷梁及满堂脚手架组合形式，采用（32+48+32）m三跨一联布置形式。
二、预压对象及其目的：为保证施工安全、提高现浇梁质量，在连续梁支架搭设完毕，箱梁底模及侧模铺好后，对支架系统进行超载预压。
其目的：1）是检验支架的整体稳定性；2）是消除支架及地基的非弹性变形；3）是得到支架的弹性变形值作为施工预留拱度的依据；4）是测出地基沉降，为采用同类型的桥梁施工提供经验数据。
三、预压荷载及点的观测1)、预压载荷：整个梁总重为1360*26.25/10=3570t，考虑其他荷载的影响因素，取1.05系数，箱梁总重量考虑为3748.5t。
2)、试验基准点观测：a:确定支架预压前的准确位置，以此姿态作为位移的初始态。
压重物堆码前在底模相应位置设立测点，预压观测点布设如下每跨纵桥向设7个断面，每个断面横向布设5个测点并进行编号，分别设在两侧翼缘板、两腹梁，梁中心线底板，测量支架原始标高，压重后每一级测量支架的标高。
32+48+32连续梁双线预压方案
双线32+48+32m连续梁预压方案1.编制依据及规范1、经批准的设计文件及铁道第三勘察设计院设计的施工图纸（京沪高京徐施济枢桥-06，叁桥（2006）2202-B）。
2、铁道部、济南铁路局有关文件及其它相关技术标准及规范。
3、铁道部客运专线工程设计规范、施工技术指南、验标及施工技术安全规则等。
4、建设单位《京沪高速铁路济南西客站及相关工程指导性施工组织设计》。
5、已批准的由京沪高速铁路济南西客站及相关工程ZH标段二工区提报的《京沪高速铁路济南西客站及相关工程联络线工程实施性施工组织设计》。
6、济南铁路局（关于公布《济南铁路局营业线施工安全管理实施细则》的通知）（济铁总发［2008］226号）7、建设单位组织的技术交底及现场实地勘察资料。
8、施工前期技术人员对联络线工程的施工调查报告。
本项目部现有的施工技术水平、施工管理水平和机械设备配备能力。
施工技术规范及检验评定标准：1、《铁路混凝土强度检测评定标准》(TB10425-94)；2、《铁路混凝土工程施工质量验收补充标准》(铁建设[2005]160号)；3、《客运专线铁路桥涵工程施工质量验收暂行标准》(铁建设[2005]160号)；4、《铁路混凝土工程施工技术指南》(TZ210-2005)；5、《客运专线铁路桥涵工程施工技术指南》（TZ213-2005）；6、《铁路工程结构混凝土强度检测规程》（TB10426-2004/J342－2004）；7、《铁路工程施工安全技术规程（上、下册）》（TB10401.1-2003/J259-2003）（TB10401.2-2003/J260-2003）；8、《铁路混凝土结构耐久性设计暂行规定》（铁建设［2005］157号）2.工程概述2.1地质情况地质状况为新黄土（150KPa）、粉质粘土（180KPa）、石灰岩（1500KPa）。
2.2连续梁梁体跨白马山专用线特大桥连续梁下为规划刘长山路，连续梁主墩为23#和24#墩，边墩为22#和25#墩；本连续梁为双线曲线梁，设计图号为叁桥（2006）2202-B，梁上线路为12.0‰上坡，R=1200m的曲线上。
最新支座预偏量的计算与设置
连续梁支座预偏量的计算与设置1.工程概况连续梁桥两个主墩（61#、62#）采用GTQZ30000型支座，两个边墩（60#、63#）采用GTQZ6000型支座，固定支座设在61#墩，活动支座的纵向位移量为±100mm。
根据固定支座设置位置相应设置横向位移、纵向位移、多向位移支座，具体如下图：2.支座偏移值计算活动支座位移量指桥梁施工阶段结束后，活动支座的上支座板偏移支座理论中心线的位移，主要分为两部分：因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起的位移量△1 ，由于体系温差引起的位移量△2，故活动支座位移量为△1+△2。
因活动支座的预设偏移量是抵消施工阶段各墩活动支座产生的纵向水平位移量，故支座预设偏移量与支座位移量相反，即支座预设偏移量为△=—(△1+△2)。
2.1. △1的计算△1是因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起各墩活动支座的偏移量。
△1由设计计算出结果，设计图纸中提供相应的偏移值。
2.2. △2的计算一般设计合拢温度取桥位处最低和最高月平均温度平均值，根据现场实际施工状况排出施工进度计划，计算出合拢日期，得出实际计划合拢温度。
△2=a△t*l，其中a为主梁混凝土线膨胀系数，△t为温差，l为计算位置至固定支座位置的梁体长度，△2为梁体的变形。
3.本桥支座偏移值计算3.1.△1的计算设计图纸中提供相应的偏移值，具体如下：以顺桥向方向为正单位：mm3.2.△2的计算该桥位于江西省南昌市范围，气温最高月是7月，平均温度为30.2℃；气温最低月是1月，平均气温为-3℃，则设计合拢温度为16℃。
根据施工现场的施工情况，计划10月8日合拢，合拢温度约13℃。
60#墩支座△2=—a△t*l=1*10-5*（16-13）*40000=—1.2mm62#墩支座△2= a△t*l=1*10-5*（16-13）*72000=2.16mm63#墩支座△2= a△t*l=1*10-5*（16-13）*112000=3.36mm则各墩支座预偏移量为：60#墩支座△= —(△1+△2)= —（15-1.2）=—13.8mm62#墩支座△= —(△1+△2)= —（—30+2.16）=27.84mm63#墩支座△= —(△1+△2)= —（—45+3.36）=41.64mm4.支座偏移值设置4.1.边墩偏移值设置根据上面的计算结果，60#边墩支座偏移值设置，安装支座时将支座上摆横向中心线向59#墩偏移13.8mm。
连续梁支座预偏移量的计算与设置
连续梁支座预偏量的计算与设置1.工程概况连续梁桥两个主墩（61#、62#）采用GTQZ30000型支座，两个边墩（60#、63#）采用GTQZ6000型支座，固定支座设在61#墩，活动支座的纵向位移量为±100mm。
根据固定支座设置位置相应设置横向位移、纵向位移、多向位移支座，具体如下图：图一：连续梁支座布置图2.支座偏移值计算活动支座位移量指桥梁施工阶段结束后，活动支座的上支座板偏移支座理论中心线的位移，主要分为两部分：因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起的位移量△1 ，由于体系温差引起的位移量△2，故活动支座位移量为△1+△2。
因活动支座的预设偏移量是抵消施工阶段各墩活动支座产生的纵向水平位移量，故支座预设偏移量与支座位移量相反，即支座预设偏移量为△=—(△1+△2)。
2.1. △1的计算△1是因梁体的弹性压缩、混凝土收缩徐变引起各墩活动支座的偏移量。
△1由设计计算出结果，设计图纸中提供相应的偏移值。
2.2. △2的计算一般设计合拢温度取桥位处最低和最高月平均温度平均值，根据现场实际施工状况排出施工进度计划，计算出合拢日期，得出实际计划合拢温度。
△2=a△t*l，其中a为主梁混凝土线膨胀系数，△t为温差，l为计算位置至固定支座位置的梁体长度，△2为梁体的变形。
3.本桥支座偏移值计算3.1.△1的计算设计图纸中提供相应的偏移值，具体如下：以顺桥向方向为正单位：mm纵向活动支座多向活动支座横向活动支座固定支座12345678支座0支座1支座2支座3正值60#61#62#63#墩号60 61 62 63预偏量-15 0 +30 +453.2.△2的计算该桥位于江西省南昌市范围，气温最高月是7月，平均温度为30.2℃；气温最低月是1月，平均气温为-3℃，则设计合拢温度为16℃。
根据施工现场的施工情况，计划10月8日合拢，合拢温度约13℃。
60#墩支座△2=—a△t*l=1*10-5*（16-13）*40000=—1.2mm62#墩支座△2= a△t*l=1*10-5*（16-13）*72000=2.16mm63#墩支座△2= a△t*l=1*10-5*（16-13）*112000=3.36mm则各墩支座预偏移量为：60#墩支座△= —(△1+△2)= —（15-1.2）=—13.8mm62#墩支座△= —(△1+△2)= —（—30+2.16）=27.84mm63#墩支座△= —(△1+△2)= —（—45+3.36）=41.64mm4.支座偏移值设置4.1.边墩偏移值设置根据上面的计算结果，60#边墩支座偏移值设置，安装支座时将支座上摆横向中心线向59#墩偏移13.8mm。
32+48+32m临时支座设计检算
设计检算根据设计文件要求，墩梁临时固结措施应能承受中支点处最大不平衡弯矩M设计=12514KN·m（未考虑安全系数与单侧挂篮脱落）和相应的竖向反力N=16377 KN。
1、为保证梁体悬浇过程的安全性，在施工设计时必须考虑2-6#节段施工时单端挂篮脱落而增加的不平衡弯矩M1的影响，考虑挂篮单侧重量500 KN。
1-6#悬浇节段长度尺寸各节段悬浇挂篮脱落不平衡弯矩M1计算表2、计算临时支座结合梁体自重抵抗最大不平衡弯矩M2。
如图所示：A、B点--为两侧临时支座中心，距中支点1.22mG--为悬臂段梁体的重力G1--为悬臂段梁体的重力垂直于梁体分力，距中支点LmG1’--重力水平分力，距离支点中心L’mG0--为墩顶处梁体的重力M2—为梁体自重所抵抗的不平衡弯矩N1、N2—为临时支座反力当N2=0时，且梁体为一平衡的临界状态时，M2值最大。
此时，根据竖向力平衡得：2G+G0= N1根据中支点力距平衡得：2G1’L’+M2 = N1·1.22得M2 =2.44G+1.22G0-2G L’sin0.172=2.44G+1.22G0-2G L’*0.003为了计算简便，G的形心距离支点中心距L’统一取6#节段形心距离支点中心距3m，实际个T构形心距离支座中心小于3m，可见结构偏安全。
各节梁段重量各节段悬浇施工中弯矩M2计算表3、精轧螺纹钢筋抵抗最大不平衡弯矩M3计算精轧螺纹钢筋抵抗弯矩M3计算简图如图所示：A、B点--为两侧临时支座中心，距中支点1.22mO点--为中支点F1 F2 --为精轧螺纹钢筋预拉力N1 N2 --为临时支座反力M3—为精轧螺纹钢筋所抵抗的最大不平衡弯矩当N2=0时，且梁体为一平衡的临界状态时，精轧螺纹钢筋所抵抗的最大不平衡弯矩M3值最大。
将梁体视为一轻质杆件，不考虑梁体自重进行计算。
精轧螺纹钢筋屈服强度75%，σ=0.75Rb=0.75×930 Mpa=697.5 Mpa 单根精轧螺纹钢筋截面积A=3.14×0.0162=8.038×10-4m2单根精轧螺纹钢筋预拉力F=σ·A=560.678KNF1 =F2=12·F=6728.1KN根据静力平衡得N1+N2= F1+F2N2=0得N1= F1+F2=13456.3KN根据中支点静力距平衡得M3+ F1·1.22+N2·1.22= F2·1.22+N1·1.22N2=0， F1=F2得M3= N1·1.22 =16416.7KN·m4、对各节段弯矩进行汇总计算各节段悬浇施工中弯矩汇总计算表根据以上计算结果本墩梁临时固结方案的抗倾覆性满足施工要求。
铁路桥32 48 32m连续梁支架检算
反力图
回转径 （cm） 21.9
每米长量 （kg/m） 152.9
630 钢管柱高度按 4m 计算
计算模型图 弯矩图
h
i
剪力图 挠度图 2I56b(3I56b)分配梁内力，最大应力 54.1MPa<205MPa； 最大挠度 2.7mm<2800/400=7mm。
由《钢结构设计规范》查得 b 类截面 0.975，630 钢管柱最大反力为 1717.1KN，则 2474.7× 103/（194.8× 102×0.975）=130.3MPa＜215MPa 稳定满足要求。 6 贝雷梁顶方木检算 在梁底贝雷梁顶部横桥向设置间距 40cm 的 120×120mm 方木，将梁体荷载分配给贝雷梁。方木为受弯构件，梁体腹 板处贝雷梁间距 22.5cm，计算截面的腹板荷载计算宽度为 2.10m， 则作用在方木上的均布荷载为该截面的荷 159.1KN/m。 不同部位荷载计算如下表： 方木上的均布荷载为：
2.1 2.7 面 积 （m2） 1.156 4.54 3.24 混凝土自重 （KN/m） 30.056 118.04 84.24 模 板 系 统 （KN/m2） 4 4 4
基层（水泥稳定砂砾）上,①#支架钢管柱落在连续梁 3#承台 上。 3 荷载计算 箱梁截面划分如下：
支架对应梁截面划分图 ①号支架荷载计算如下：
分项组合 恒 载 1.2 （KN/m） 48.8 151.7 114.0 活 载 1.4 （KN/m） 9.3 7.4 9.5 组 合 值 （KN/m） 58.1 159.1 123.5 纵梁 根数 4.0 8.0 6.0 单根荷载 值(KN/m) 14.5 19.9 20.6
③号支架荷载计算如下：
序 号 1 2 3 部 位 A B C 宽 度 （m） 2.65 2.1 2.7 面 积 （m2） 1.156 3.92 2.43 混凝土自重 （KN/m） 30.056 101.92 63.18 模 板 系 统 （KN/m2） 4 4 4 施工机具人 员（KN/m2） 2.5 2.5 2.5 分项组合 恒 载 1.2 （KN/m） 48.8 132.4 88.8 活 载 1.4 （KN/m） 9.3 7.4 9.5 组 合 值 （KN/m） 58.1 139.7 98.2 纵梁 根数 4.0 8.0 6.0 单根荷载 值(KN/m) 14.5 17.5 16.4