某省院抗倾覆计算书
布料机抗倾覆计算书
抗倾覆系数K=M’ /M =398435.856/299964.4096=1.328
配重符合要求。
砼输送管
Φ125*4.5
大臂倾角
0-70度
整机重量
13000kg
计算部分：
参数设定，为使布料机安全工作，配重设计按照6级风时，最大需求输出半径15m，最快砼输出量砼输送管压满砼，为临界施工状态进行计算。（第一节平衡臂弯起角度45度）
1、简化模型
第一节臂长8.4米，937.5Kg，第二节臂长7.4米，825.9Kg，第三节臂长6.6米，736.6Kg。
布料管截面积0.01226平方米，砼重第一节254kg，第二节224kg，第三节200kg。
力臂L1为5.94m,L2为8.08m,L3为16m。g取9.8米/平方秒
风压103.5kn。底座配重21吨。
正弯矩M=M1+M2+M3+M风=103.5*11.8/2+9.8*{（937.5+254）*5.94+（825.9+224）*8.08+（736.6+200）*16}=299964.4096KN·m
HGY24-3布料机抗倾覆计算书
规格
名称
重量（kg）
数量
布料臂总成
2500
平衡臂总成
680
转台
2500
中间节
550
塔身
1900
水平支架
32
4
支承梁
Hale Waihona Puke 406配重900
抗倾覆验算
资料范本本资料为word版本，可以直接编辑和打印，感谢您的下载抗倾覆验算地点：__________________时间：__________________说明：本资料适用于约定双方经过谈判，协商而共同承认，共同遵守的责任与义务，仅供参考，文档可直接下载或修改，不需要的部分可直接删除，使用时请详细阅读内容一、便桥墩身抗倾覆检算说明：1#墩为已完成墩身，且新建线路中线与1#墩身中线偏移0.19m，详见平面图所示。
1#墩为最不利墩身，故以1#墩来检验墩身的抗倾覆安全性。
1、竖向力竖向恒载：N1=95.75+39.2ⅹ9.2=456.39KN(桥跨上部结构自重)N2=562.5KN（墩身自重）N3=687.5KN（基础自重）竖向活载：N4=1045.884KN（支点反力）Mx=18.068KN·m（支点反力对基底长边中心轴x-x轴力之矩）2、水平力制动力的大小均按竖向静活载（不包括冲击力）的10%计算，作用点在轨顶2m;离心力等于离心力率乘以支座的静活载反力N4，作用点在轨顶2m。
制动力T1：T1=（N1+N2+N3+N4）ⅹ10%=275.227KN离心力T2：T2=CⅹN4离心力率通过C=V2/（127R）计算，其中V为设计行车速度5Km/h，R为曲线半径400m,代入可得：C=52/（127ⅹ400）=0.0005T2=0.0005ⅹ1045.884=0.523KN3、风荷载（作用在墩身上的风力T墩、作用在列车上的风力T列车）：作用在桥梁受风面上的静压力，按《桥规》规定的标准求出最大风速后，通过风速与风压关系公式Wo=γv2/（2q）求出基本风压值，式中Wo为基本风压值（Pa）q为重力加速度（m/s2）γ为空气重度（N/m3）v为平均最大风速（m/s）取标准大气压下，常温为15摄氏度时的空气重度12.255N/m3、纬度45度处重力加速度为9.8m/s2，代入公式可以得出Wo=v2/1.6，查表v取12m/s计算得出Wo=90Pa作用于桥梁上的风荷载强度W（Pa）按下式计算W=K1·K2·K3·Wo，查表取K1=1.0,K2=1.0,K3=0.8代入公式可得 W=72Pa墩风压计算取横向迎风面积S=aⅹh，其中1#墩的a值为1.8m，h为墩高度5m代入可得墩迎风面积为9m2，T墩=9ⅹ72=0.65KN。
人工挖孔桩抗倾覆计算书
人工挖孔桩吊机抗倾覆计算书一、工程概况XXX管段内共有人工挖孔桩XX根，桩长范围为12m~16m，12m、14m桩截面为1.5mX2.0m矩形，16m及以上孔桩截面为1.5mX2.5m矩形，此段地质依次为粉质黏土、泥岩夹沙岩、砂岩，人工挖孔桩孔内干燥。
二、吊机组成及操作本机器由动力装置和支架两部分组成。
动力装置由电动机、加速器、离合器、制电器、绳筒和钢丝绳组成。
电动机位傍磁式单相电容电动机，设计有断电即制动机构；电机还装有热敏开关，可防止电机过热而烧坏；减速机位两级齿轮减速，固连于电机、离合器、制动器于绳筒装为一体，但离合器处于脱离状态时，可实现快速下降，操作制动器可控制下降速度以免发生冲击。
在臂端设有形成开关以防操作失误或按钮失灵而造成的起吊过位事故。
操作按钮启动器实现电动机正反转可将钢丝绳卷绕、放开，并通过支架部分滑轮起吊下方物料来完成吊运作业。
三、吊机主要技术参数电压380v、电动机功率3000w、提升度5-10m/min、提升高度1-30m、起重重量400kg。
四、吊机抗倾覆计算经现场实际勘测挖孔渣样以粉质黏土与灰白色沙状岩居多，查找相关砂岩资料，取较高的四川灰砂岩，经查其密度为2500kg/m³，如下表：吊机配重为长方体混凝土块，取砼密度2450kg/m³计算。
现场采用钢桶将桩内岩土块吊装运出，实际的吊机、吊桶、混凝土块尺寸数据如下图所示;配重1205425说明：图中单位均以cm计混凝土块配重尺寸图 吊桶尺寸图结合上图抗倾覆计算内容如下：N1：桶体积V1=πR2h=0.091m³密度P1=2500kg/m³（四川灰砂岩）重量M1=V1*P1=227.5kg桶自重为5kg即N1=M1*g=（227.5kg+5kg）*9.8N/kg=2278.5NN2：混凝土块体积V2=1.2*0.54*0.25=0.162m³密度P2=2450kg/m³重量M2=V2*P2=396.9kg即N2=M2g=3890N抗倾覆受力条件：当吊机处于倾覆的临界状态时，地面对吊机的反作用力使机具处于力的平衡状态。
水泥罐抗倾覆验算
精心整理混凝土搅拌站水泥罐抗倾覆验算计算书复核：HZS90P。
立柱采用立柱高JS1000型：长3.6m，宽3.6m，埋深2.5m，采用整体式C30基础HZS90P型：长14m，宽3.6m，埋深2m，采用整体式C30基础拌和站示意图如下：（图1）三、计算说明：1、由于水泥储存罐建在高处，所以没有发生意外碰撞的可能，计算时不考虑外界碰撞；水泥储存罐基础在浇筑时，已经对基底标高，顶面标高，预埋钢板标高经过严格控制，高差都控制在±1cm内，所以对水泥储存罐自身倾斜带来的水平分力忽略不计。
计算时主要考虑风对罐体的影响。
2、计算时均按最不利因素考虑，风力采用当地极少见的10级风(风速28.4m/s)，31231、F重基底面积A=3.6×3.6=12.96m2基底应力δ=F重/A=1815.6/12.96=140.093KPa<(实测)说明基底承载力满足需要。
结构整体的抗倾覆性取最不利因素为1个罐全为空罐时计算。
风荷载强度W=K1?K2?K3?W0式中：K1为风载体形系数，查表得K1=0.8；K2为风压高度变化系数，查表得K2=1.0；K3为地形、地理变化系数，按一般平坦空旷地区取K3=1.0；W0为基本风压值；23。
qW0=W=KG=M风=F风×H=15.113×11.95=180.6KN重力作用的力矩：按照最不利因素考虑，重力作用在水泥储存罐支腿的一个面上，则D=2.12m重力产生的力矩M重=G×D=815.6×2.12=1729.072KN?mM风<M重：说明十级风产生的力不足以使整个结构倾覆。
2、2个罐基地承载力：取最不利因素2个罐水泥全满时计算罐体和基础总重F重=M?10W0=W=KG=（3.8×2+6.9×3.6×2.5×2.4）×10=1566.4KN风力作用高度：H=5.7m+12.5/2=11.95m风力产生的力矩M风=F风×H=31.736×11.95=379.245KN按照最不利因素考虑，重力作用在水泥储存罐支腿的一个面上，则D=2.12m 重力产生的力矩M重=G×D=1566.4×2.12=3320.768KNM风<M重：说明十级风产生的力不足以使整个结构倾覆。
板模板抗倾覆手工计算书
新浇混凝土板名称板新浇混凝土板宽度B (m)5新浇混凝土板厚度h(m)0.1新浇混凝土板长度L(m)100.10.30.50.75新浇混凝土自重标准值G 2K (KN/m 3)24钢筋自重标准值G 3K (KN/m 3)1.12.52.51.51基本风压ω00.3高度变化系数μz1体型系数μs0.0941模板支架高度H 总(m) 4.1小楞布置方向平行楼板短边立柱长向间距L c (mm) 1.05小楞间距(m) 0.35立柱短向间距L d (mm)0.8小楞和楼板短边距离(mm) 0.05水平拉杆步距h(mm) 2小楞两端各悬挑长度(mm) 0.15立柱布置在新浇混凝土板的形式中心对称主楞布置方向平行楼板长边立柱距楼板短边距离(mm) 0.15主楞间距(m) 0.8立柱距楼板长边距离(mm) 0.15面板计算单位宽度(m) 1面板类型覆面木胶合板面板抗弯强度设计值f(N/mm 2)12.5面板厚度h(mm)12面板挠度允许值[υ](mm)0.875面板截面抵抗矩W(mm 3)24000面板弹性模量E(N/mm 2)4500面板截面惯性矩I(mm 4)144000=#NAME?KN/m =#NAME?KN/m =#NAME?KN =#NAME?KN/m=#NAME?KN•m 面板抗弯强度计算值：#NAME?#12.50N/mm 2面板跨中挠度计算值：#NAME?#0.875mm模板和支架自重标准值G 1K (KN/m 2)施工人员和设备荷载标准值Q 1K (KN/m 2)风荷载自重标准值ωK (KN/m 2)0.0282备注：备注：备注：胶合板抗弯强度和弹性模量宜乘修正系数0.7。
(4)面板挠度验算#NAME?#NAME?(3)面板抗弯验算面板最大弯矩设计值：#NAME?#NAME?#NAME?#NAME?q 自重=0.9x1.2xG 1k xb =0.9*1.2*0.1*1 P=0.9x1.4xQ1k =0.9*1.4*2.5面板静荷载标准值：q 标=[G 1k +(G 2k +G 3k )xh]xb =(0.1+(24+1.1)*0.1)*1面板均布荷载设计值：q 全部=max{0.9x[1.2x(G 1k +(G 2k +G 3k )xh)+1.4xQ 1k ]xb ，0.9x[1.35x(G 1k +(G 2k +G 3k )xh)+1.4x0.7xQ 1k ]xb}=max(0.9*(1.2*(0.1+(24+1.1)*0.1)+1.4*2.5)*1 ，0.9*(1.35*(0.1+(24+1.1)*0.1)+1.4*0.7*2.5)*1)=max(5.9688 ，5.3762)面板自重、集中荷载设计值：立柱验算的均布活荷载三、模板体系设计四、面板验算(1)面板材料要求(2)面板荷载布置按简支跨，面板计算简图：面板、小楞、主楞、立柱每立方米钢筋混凝土的混凝土自重每立方米钢筋混凝土的钢筋自重面板或小楞验算的集中活荷载(KN)面板或小楞验算的均布活荷载主楞验算的均布活荷载板模板(胶合板)安全计算书一、工程属性二、荷载设计面板面板、小楞面板、小楞、主楞备注：}{l l l P q M q M M 22max max 48，8自重集全部均+===EI384L 4q 5标=υ==jmaxj W M σ=小楞类型广西马尾松木方小楞抗弯强度设计值fm(N/mm 2)13小楞高度b(mm)80小楞抗剪强度设计值fv(N/mm 2) 1.4小楞宽度h(mm)40小楞跨中挠度允许值[υ中](mm)2小楞截面抵抗矩W(mm 3)42667小楞悬挑挠度允许值[υ悬](mm)0.375小楞截面惯性矩I(mm 4)1706667小楞弹性模量E(N/mm 2)9000小楞截面中和轴面积矩S o (mm 3)32000=#NAME?KN/m q 静=0.9x1.2x[G 1k +(G 2k +G 3k )xh]xb =#NAME?KN/m q 活=0.9x1.4xQ 1k xb=#NAME?KN/m q 自重=0.9x1.2xG 1k xb=#NAME?KN/m P=0.9x1.4xQ 1k=#NAME?KN =#NAME?KN/m=#NAME?KN•m 小楞抗弯强度计算值：#NAME?#13.00N/mm 2=#NAME?KN 小楞抗剪强度计算值：#NAME?#1.40N/mm 2#NAME?# 2.000mm#NAME?#0.375mm#NAME?小楞悬挑挠度计算值：#NAME?#NAME?#NAME?#NAME?#NAME?(5)小楞挠度验算小楞连续跨中挠度计算值：#NAME?#NAME?#NAME?(4)小楞抗剪验算小楞最大剪力设计值：#NAME?小楞静荷载标准值：q 标=[G 1k +(G 2k +G 3k )xh]xb =(0.3+(24+1.1)*0.1)*0.35(3)小楞抗弯验算小楞最大弯矩设计值：#NAME?#NAME?小楞静荷载、活荷载设计值：=0.9*1.2*(0.3+(24+1.1)*0.1)*0.35=0.9*1.4*2.5*0.35小楞面板自重、集中荷载设计值：=0.9*1.2*0.3*0.35=0.9*1.4*2.5按连续四跨、悬臂跨，小楞计算简图：小楞均布荷载设计值：q 全部=max{0.9x[1.2x(G 1k +(G 2k +G 3k )xh)+1.4xQ 1k ]xb ，0.9x[1.35x(G 1k +(G 2k +G 3k )xh)+1.4x0.7xQ 1k ]xb}=max(0.9*(1.2*(0.3+(24+1.1)*0.1)+1.4*2.5)*0.35 ，0.9*(1.35*(0.3+(24+1.1)*0.1)+1.4*0.7*2.5)*0.35)=max(2.1647 ，1.9667)五、小楞验算(1)小楞材料要求(2)小楞荷载布置备注：221l l q 100.0q 077.0M 活静均+=j maxj W M σ=EI1004l q 632.0标中=υ=}{P q V q V P q 607.0V q q 607.0V V x x l l 681.0l l 620.0l B B max max -+-+-+-=-=-=-==自重悬集全部悬均自重左集活静左均，，，Ib VS O τ==maxmax M =l l P 21.0q 077.0M 21 +=自重集{}x =EI84l q 标悬=υ=22B l l q 121.0q 107.0M 活静均-+-= l l P 181.0q 107.0M 2B -+-=自重集l l P q 5.0M 2-+-=自重悬集 ，2l q 5.0M 全部悬均-= ， ，x x ||||||||||||||||x主楞类型广西马尾松木方主楞抗弯强度设计值fm(N/mm 2)13主楞高度b(mm)80主楞抗剪强度设计值fv(N/mm 2) 1.4主楞宽度h(mm)40小楞跨中挠度允许值[υ中](mm) 2.625主楞截面抵抗矩W(mm 3)42667小楞悬挑挠度允许值[υ悬](mm)0.375主楞截面惯性矩I(mm 4)1706667主楞弹性模量E(N/mm 2)6300主楞截面中和轴面积矩S o (mm 3)32000=#NAME?KN/m q 静=0.9x1.2x[G 1k +(G 2k +G 3k )xh]xb =#NAME?KN/m q 活=0.9x1.4xQ 1k xb=#NAME?KN/m q 标=[G 1k +(G 2k +G 3k )xh]xb=#NAME?KN/m =#NAME?KN =#NAME?KN =#NAME?KN =#NAME?KN=#NAME?KN•m 主楞抗弯强度计算值：#NAME?#13.00N/mm 2=#NAME?KN 主楞抗剪强度计算值：#NAME?#1.40N/mm 2#NAME?#2.625mm#NAME?#0.375mm备注：主楞连续跨中挠度计算值：#NAME?#NAME?主楞悬挑挠度计算值：#NAME?#NAME?#NAME?#NAME?#NAME?#NAME?(5)主楞挠度验算#NAME?#NAME?#NAME?#NAME?(4)主楞抗剪验算主楞最大剪力设计值：正常使用极限状态：主楞集中荷载(静荷载标准值)：P 标=R 标=1.143q 标L #NAME?(3)主楞抗弯验算：主楞最大弯矩设计值：承载力极限状态：主楞集中荷载(全部)：P 全部=R 全部=1.143q 静L+1.223q 活#NAME?主楞集中荷载(静荷载)：P 静=R 静=1.143q 静L #NAME?主楞集中荷载(活荷载)：P 静=R 活=1.223q 活L #NAME?=max(1.7993 ，1.7431)小楞静、活荷载设计值：=0.9*1.2*(0.5+(24+1.1)*0.1)*0.35=0.9*1.4*1.5*0.35小楞静荷载标准值：=(0.5+(24+1.1)*0.1)*0.35(2)主楞荷载布置：活荷载考虑递减，主楞自重并入小楞，小楞荷载按连续四跨计算最大支座反力等于主楞荷载，小楞计算简图同上，主楞计算简图如下：小楞均布荷载设计值：q 全部=max{0.9x[1.2x(G 1k +(G 2k +G 3k )xh)+1.4xQ 1k ]xL a xL b ，0.9x[1.35x(G 1k +(G 2k +G 3k )xh)+1.4x0.7xQ 1k ]xb}=max(0.9*(1.2*(0.5+(24+1.1)*0.1)+1.4*1.5)*0.35，0.9*(1.35*(0.5+(24+1.1)*0.1)+1.4*0.7*1.5)*0.35)六、主楞验算(1)主楞材料要求l l P 286.0P 238.0M 1活静集+= l l P 321.0P 286.0M B 活静集-+-= ，max max M ={}|| ，x l P M 全部悬集-=||jmax j W M σ==EI1003l P 764.1标中=υ}{P V P P 286.1V V 321.1 B max max 全部悬集活静左集，--+=-==Ib VSOτ===EI33l P 标悬=υ=|||x |立柱类型速生杉木立柱抗压强度设计值f c (N/mm 2)11.90立柱小头直径d(mm)45立柱弹性模量E(N/mm 2)9000立柱每米高直径变量Δd (mm)9立柱计算跨度L 0(m)2立柱最不利截面和小头距离L n (m)1立柱最不利截面回旋半径i (mm)13.500立柱最不利截面直径d n (mm)54立柱受压构件长细比λ148立柱最不利截面面积A n (mm 3)2289立柱轴心受压杆件稳定系数0.1617立柱最不利截面抵抗矩W(mm 3)15451=#NAME?KN•m =#NAME?KN=#NAME?KN#NAME?#NAME?##NAME?N/mm 2稳定性计算值：#NAME?##NAME?N/mm 2顶木直径≥42mm≥12mm 顶木安全的结构层高≤3.6m 顶木安全的结构层高≤3.3m ≤0.8m 上下水平拉条的安全距离≤1.72m 上下水平拉条的安全距离≤1.55m ≤0.35m每根顶木稳定承载的楼板面积≤0.25m 2每根顶木稳定承载的楼板面积≤0.35m 2顶木与顶木稳定承载平均间距≤0.5m顶木与顶木稳定承载的平间距≤0.6m备注：木材强度宜乘修正系数：露天0.9、潮湿0.9、钉孔和损伤的旧木材0.5、短期施工和维修1.2、验算截面未经切削1.15。
抗倾覆计算说明及正确性验证
桥梁博士抗倾覆计算说明及正确性验证一、概述桥博4计算抗倾覆计算分为两种算法，最不利反力法和最不利合计法。
其中，最不利反力法依据是《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG 3362-2018）4.1.8条文说明，“汽车荷载效应（考虑冲击）按各失效支座对应的最不利布置形式取值”。
汽车荷载按每个失效支座的最小反力进行布置，荷载组合也按每个失效支座的最小反力进行组合，该算法是完全贴合规范的。
考虑到按各失效支座取最小反力进行布置，有时并不能覆盖使总体失稳效应最不利的情况，桥博4另外提供了一种算法，最不利合计法。
最不利合计法的计算目标是使全部支座的失稳效应和达到最不利值。
该算法对于桥梁整体的抗倾覆计算更为精确且安全可靠，用户可根据自己需要选择抗倾覆计算方法。
二、输入界面➢在总体信息中勾选“计算倾覆”。
图2.1 总体信息➢在施工分析或运营分析中“抗倾覆”标签下填写抗倾覆信息。
图2.2 抗倾覆信息➢最不利失稳效应算法选择抗倾覆计算方法（最不利反力或最不利合计）。
➢桥梁纵轴参考线程序根据支座到桥梁纵轴参考线的距离矢量判断各桥墩的最左侧支座和最右侧支座，左倾时最左侧支座为该桥墩的有效支座，右倾时最右侧支座为有效支座。
一个桥墩只有一个有效支座。
斜交时，力臂li取支座间距在桥梁纵轴参考线垂线上的投影。
桥梁纵轴参考线也可以不填，此时程序求出各桥墩支座的重心，连接这些重心点得到一条折线，作为桥梁纵轴参考线。
对于弯桥，此时力臂li可能会误差较大。
图2.3 桥梁纵轴参考线及力臂示意图➢倾覆验算体名称用于判断哪些墩号(支座组)属于同一倾覆体，一般来说一联上部结构采用一个名称，不填表示与上一行相同。
程序支持计算多个倾覆体，多联的匝道桥可以建在同一个模型中。
➢墩号用于确定哪些支座属于同一个桥墩，同一倾覆体各行的墩号应各不相同。
➢支座或弹性链接选择同一个桥墩处的支座或弹性连接名称。
三、最不利反力法如上所述，最不利反力法是依据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG 3362-2018）第4.1.8条的条文说明总结而得，其中有几个问题在条文说明中可能不完全明确，程序处理方式如下。
脚手架抗倾覆计算书
脚手架结构的设计规定和计算方法摘要：《编制建筑施工脚手架安全技术标准的统一规定》（修订稿）对建筑脚手架的荷载计算、设计表达式等计算方法作出了规定。
脚手架的主要验算项目应包括单、双排脚手架的整体稳定性验算，非单、双排脚手架结构和单肢立杆的稳定性验算及水平杆件的强度验算、连墙件验算等。
关键词：脚手架；技术标准；设计规定；计算方法；稳定性验算摘自：建筑技术.1999.第8期1993 年制订并下发的《编制建筑施工脚手架安全技术标准的统一规定》（建标[1993] 062 号，以下简称《统一规定》），对涉及风荷载计算、实用设计表达式等脚手架设计计算方法的有关问题作出了规定。
经4 年的应用和研究，1997年通过并下发了该规定的修订稿，基本上形成了脚手架设计计算方法的框架，成为即将陆续颁布实施的各种建筑施工脚手架安全技术规范的指导性文件。
由脚手架杆（构）件和连接件搭设而成的各种形式的脚手架、支撑架和其他用途架子所形成的脚手架结构，具有其自身的特点，不同于工程结构，不能完全套用钢结构的计算方法，应依据《统一规定》确定的方法和要求进行设计和计算。
1 《统一规定》对脚手架结构设计计算方法的规定1.1 对设计方法和设计要求的规定1.1.1 规定脚手架结构一律采用以概率理论为基础的极限状态设计法（简称概率极限状态设计法，即目前我国工程结构设计采用的方法）进行设计。
1.1.2 规定脚手架结构为临时工程结构，其结构重要性系数γ0取0.9。
1.1.3 对脚手架结构设计可靠度的要求，考虑到无足够统计数据积累的情况，确定其采用概率极限状态设计的结果，应与我国的历史使用经验相一致，即若采用单一系数法进行设计时，其单一安全系数应满足：强度计算时的K1≥1.5；稳定计算时的K2≥2.0 。
为此，在计算式中引人材料强度附加分项系数γ0’或抗力附加分项系数γ’R，γ’R =γ0γ’m=0.9γ’m。
1.1.4 规定钢管脚手架结构归人薄壁型钢结构，在涉及设计焊接连接、选用轴心受压杆件的稳定系数φ时，应使用《冷弯薄壁型钢结构技术规范》(GBJ18-87）。
抗倾覆验算
一、便桥墩身抗颠覆检算之阳早格格创做证明：1#墩为已完毕墩身，且新修线路中线与1#墩身中线偏偏移0.19m，详睹仄里图所示.1#墩为最不利墩身，故以1#墩去考验墩身的抗颠覆仄安性.1、横背力横背恒载：ⅹ9.2=456.39KN(桥跨上部结构自沉)N2=562.5KN（墩身自沉）N3=687.5KN（前提自沉）横背活载：·m（收面反力对于基底少边核心轴x-x轴力之矩）2、火仄力造能源的大小均按横背静活载（没有包罗冲打力）的10%估计，效率面正在轨顶2m;离心力等于离心力率乘以收座的静活载反力N4，效率面正在轨顶2m.造能源T1：T1=（N1+N2+N3+N4）ⅹ10%=275.227KN离心力T2：T2=CⅹN4离心力率通过C=V2/（127R）估计，其中V为安排止车速度5Km/h，R为直线半径400m,代进可得：C=52/（127ⅹⅹ3、风荷载（效率正在墩身上的风力T墩、效率正在列车上的风力T列车）：效率正在桥梁受风里上的静压力，按《桥规》确定的尺度供出最大风速后，通过风速与风压闭系公式Wo=γv2/（2q）供出基原风压值，式中Wo为基原风压值（Pa）q为沉力加速度（m/s2）γ为气氛沉度（N/m3）v为仄衡最大风速（m/s）32，代进公式不妨得出Wo=v2/1.6，查表v与12m/s估计得出Wo=90Pa效率于桥梁上的风荷载强度W（Pa）按下式估计W=K1·K2·K3·可得 W=72Pa墩风压估计与横背迎风里积S=aⅹh，其中1#墩的a值为1.8m，h为墩下度5m代进可得墩迎风里积为9m2，T墩=9ⅹ72=0.65KN.估计风力时，尺度端正列车横背受风里积等于受风里积按3m搞的少圆戴估计，效率面正在轨里上2m下度处.桥上有车时：W=K1·K2·800=800Pa≮1250Pa，列车迎风里积为3ⅹ（12.5+9.5+9+10）=96m2.T列车=96ⅹ800=76.8KN.设基底截里沉心至压力最大一边的边沿的距离为y（荷载效率正在沉心轴上的矩形前提且y=b/2），中力合力偏偏心距为e0，则二者的比值Ko可反映前提颠覆宁静性的仄安度，Ko称为抗颠覆宁静系数.即 Ko=y/ e0 e0=(ΣPiei十ΣTihi)/ΣPiy=b/2=5/2=2.5m e=0.19mh'=2+0.14+0.2+0.7+5=8.04m（造能源与离心力到墩身底处的距离）ΣPiei=N1ⅹⅹ·mΣTihi=（T1+T2+T列车）ⅹh'+T墩ⅹ（h/2）=（275.227+0.523+76.8）ⅹⅹ·mΣe0=(ΣPiei十ΣTihi)/ΣKo=y/ e0=>1.5，故谦脚抗颠覆央供.二、便桥抗滑移检算前提正在火仄推力效率下沿前提底里滑动的大概性即前提抗滑动仄安度的大小，可用基底与土之间的摩揩阻力战火仄推力的比值Kc去表示，Kc称为抗滑动宁静系数.即Kc=μΣPi/ΣTi式中：μ前提底里(污人为料)与天基土之间的摩揩系数，根据查表天量为砂石类土，μ与0.5，ΣPi=N1+N2+N3+N4=2752.27KN，ΣTi=T1+T2+T列车+T墩.根据抗颠覆估计的数值不妨供出ⅹ>1.3 故谦脚抗滑移央供.。
空心板独柱墩桥梁抗倾覆验算计算书
**省国省干线独柱墩桥梁横向抗倾覆稳定性计算书***桥横向抗倾覆稳定性计算书**********有限公司2020年5月***桥横向抗倾覆稳定性计算书1桥梁概况***桥建成于2003年，设计荷载为：公路-II级，桥梁全长106.12m，桥面净宽7.7m。
主桥结构形式为5×20m空心板梁桥。
桥面组成为0.5m护栏+7.7m净宽+0.5m护栏=8.7m。
下部结构采用独柱墩接盖梁支撑上部结构。
现场调查后对旧路进行拟合，发现本桥位于R=750m的圆曲线上。
一孔20m在R=750m的圆曲线已近似为直线，建模以直线进行考虑。
因为上部为简支空心板，顺桥向仅有桥面连续，所以建模时只验算一孔。
上部构造为简支空心板，梁高0.95m，中板和边板底宽均为1.24m。
桥梁一跨由7片空心板组成，5片中板、2片边板，桥台桥墩均采用多支座，每片空心板一端均放置两个支座，间距0.94m，建模时按每片空心板一端放置1个支座进行模拟。
在模型与实际相比处于不利状态下计算模型能否通过抗倾覆验算，若模型通过验算，则说明原桥也能够通过验算；若模型不能通过验算，则还需按实际每片空心板一端放置2个支座再次进行模拟，再次判断实际桥梁能否通过验算。
同时假定各空心板之间为刚性连接，可以100%传递力学效应，为抗倾覆验算提供必要的前提。
现场桥梁照片现场桥梁照片桥墩独柱墩照片空心板断面及支座位置（mm）调查后绘制上部横断面图（m）建模采用的支座布置示意图（m）●有效支座O失效支座2采用的规范及计算依据（1）《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG 3362-2018）；（2）《公路工程技术标准》（JTG B01-2014）；（3）《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2015）；3横向抗倾覆计算原则根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG 3362-2018），桥梁横向倾覆失稳过程如下图所示。
这类破坏属于承载能力极限状态范畴。
抗倾覆验算及模板拆除
抗倾覆验算本工程由于外挑900mm，配重板仅500mm宽（见下图），为了预防倾覆，采用内支撑架加宽至1800mm，并在1800mm-800mm跨处扫地杆上铺50厚木板，木板上加载不小于5.5KN/m的砂袋的措施预防倾覆，验算及详图附后。
1. 斜支撑5.2m高，0.9m宽，换算后斜向立杆的轴心压力最大值N =（2.229kN+9.86 kN）×1.015 =12.27kN，水平倾覆力为N =12.27kN×0.173=2.12 kN,单扣件抗滑承载力满足要求!2.取100mm×300mm梁支座反力为2.29kN/m，每米考虑2根立杆；100mm板支座反力为9.86kN，每米考虑1根立杆，则∑M=2.29kN×0.8×2+9.86kN×0.45=8.101 KN·m抗倾覆荷载为(安全系数取2)：8.101 KN·m/1.3m×2=12.46KN故在支撑架内侧1800mm -800mm跨处每米有12.46KN向下的荷载即可满足抗倾覆要求。
采用砂袋进行堆载。
模板拆除、成品保护1、模板拆除⑴模板拆除的顺序和方法应遵循先支后拆，先非承重部位，后非承重部位以及自上而下得原则。
拆模时，严禁用大锤和撬棍硬砸硬撬。
拆模顺序：水平拉杆——柱侧模——梁侧模——梁底支撑——梁底模侧模应在能保证其表面及棱角不因拆除而损坏时方可拆除。
底模在砼强度复合下列规定时方可拆除，拆模时必须有砼强度同条件养护拆模试压报告，并经技术负责人开具拆模令后方可拆模。
2）柱模板拆除时，先拆掉水平拉杆，然后拆掉柱箍及对拉螺栓然后用撬棍轻轻撬动模板，使模板与混凝土脱离。
3)拆除模板时，操作人员应站在安全的地方。
4)拆除跨度较大的梁下支顶时，应先从跨中开始，分别向两端拆除。
5)拆下的模板及时清理粘结物，涂刷脱模剂，并分类堆放整齐，拆下的扣件及时集中统一管理。
2、成品保护（1）坚持每次模板使用后清理板面，涂刷脱模剂。
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某某某SJ-2合同段
连续砼(钢)箱梁抗倾覆计算报告
1、概述
随着现代交通建设的飞速发展，在高速公路立交桥、城市立交桥、城市高架桥梁的建设中，为了减小桥梁下部结构与桥下建筑物或相交道路之间的冲突；使桥下行车视野开阔；以及便于在多层跨越的复杂桥梁中进行墩位设置，独柱墩曲线连续梁及小柱距连续箱梁结构形式在这种桥梁中被广泛运用。
经过10 多年运营证明，这种结构形式总体上能满足运营要求。
但随着交通流量的增大，重型和超载车辆日益增多，超速行驶时有发生。
据统计，2003 年全国范围公路货物车超载车辆占60%以上，一般超载2 ～3倍，最大达7倍。
经部分桥梁匝道现场观测，行车速度达到80km/h，而原设计速度为40~60km/h。
在此速度下，离心力达到原设计的4倍，以致出现了梁体位移、扭转、支座脱空和受力不均等安全隐患，最严重的情况下可能会发生桥梁倾覆等安全事故。
为增强现浇连续箱梁的抗倾覆稳定性，设计中应重视箱梁支座布置，计算中应加强箱梁抗倾覆计算，以免造成结构运营过程发生倾覆安全事故。
2、计算依据
现行桥梁设计规范《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2004）中未对箱梁上部结构抗倾覆验算进行规定。
为完善桥梁结构设计及保证箱梁上部结构的安全性，《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（征求意见稿）第4.1.9条规定：
4.1.9采用整体式断面的中小跨径梁桥应进行上部结构抗倾覆验算。
上部结构的抗倾覆稳定系数应满足下式要求：
式中γqf——抗倾覆稳定系数；
S sk——使上部结构倾覆的汽车荷载（含冲击作用）标准值效应；
S bk——使上部结构稳定的作用效应标准组合。
在作用标准值组合（汽车荷载考虑冲击作用）下，单向受压支座不应处于脱空状态。
箱梁桥倾覆过程是在汽车荷载的倾覆作用下，单向受压支座依次脱空，由边界条件失效而失去平衡的过程。
结构倾覆时，事前并无明显表征，其危害性极大。
对于正交桥梁、斜交角30°以内的斜交桥梁，倾覆轴线为位于箱梁桥中心线同侧的桥台支座连线，箱梁桥的抗倾覆稳定系数为：
式中q k——车道荷载中均布荷载；
P k ——车道荷载中集中荷载；
l ——为桥梁全长；
e ——横向最不利车道位置到倾覆轴线的垂直距离；
u ——冲击系数；
R Gi——成桥状态时各个支座的支反力；
x i——各个支座到倾覆轴线的垂直距离。
对于弯桥，当跨中桥墩全部支座位于桥台外侧支座连线内侧时，倾覆轴线为桥台外侧支座连线；当跨中桥墩全部支座位于桥台外侧支座连线外侧时，倾覆轴线取为一桥台外侧支座和跨中桥墩支座连线。
箱梁桥抗倾覆安全系数为：
式中Ω——倾覆轴线与横向加载车道围成的面积（如图4.1.9 中阴影部分）；
e——横向加载车道到倾覆轴线垂直距离的最大值。
图4.1.9 弯桥倾覆示意图
综合结构倾覆不先于结构延性破坏、实际运营汽车荷载与设计汽车荷载相互关系，确定箱梁桥的抗倾覆系数不应小于2.5。
在箱梁桥倾覆过程分析中，桥台侧支座容易脱空，这是倾覆过程的开始，这时结构受力体系发生变化，因此在作用标准值组合（汽车荷载考虑冲击作用）下不应出现支座脱空。
3、结论
本次抗倾覆报告对全线连续梁桥进行了全面的复查和验算，选取了12联有代表性且理论上存在倾覆可能性的结构形式进行了抗倾覆验算。
计算过程详见附件。
从上表可知：连续砼（钢）箱梁桥的抗倾覆稳定系数介于8.8~39.55之间。
《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（征求意见稿）建议抗
倾覆稳定系数的取值为
qf
2.5
γ。
附件一
某某某
SJ-2合同段第 5 标段连续砼（钢）箱梁抗倾覆计算报告
计算：
复核：
审核：
某某某公路勘察规划设计院股份有限公司
二〇一二年某月
第X标连续箱梁上部结构抗倾覆验算
1 跨线桥（左幅第二联）
跨线桥（左幅第二联）倾覆方式图
第X标段跨线桥（左幅第二联）（25+30+20）
抗力S bk计算区
墩位
单侧恒载支反
力R
G
（kN）
各支座至倾覆轴线的距
离xi(m)
ΣR
Gi
X
i 边墩1 2000 8.505
102910.5 中墩1 9000 4.2525
中墩2 8000 4.2525
边墩2 1600 8.505
倾覆力S sk计算区检算区
1+μ 1.3 (1+μ)(q k l+P k e) γqr=S bk/S bk
汽车均布荷载q
k
10.5
6468
15.91
汽车集中荷载P
k
280
满足桥梁长度L 75
活载横向偏心距e 3.0375
2 公路跨线桥（左幅）
公路跨线桥连梁（左幅）倾覆方式图
第X 标段公路跨线桥连梁（左幅）（30+33+45+33+30+25）
上部结构倾覆验算 抗力S bk 计算区 墩位 恒载支反力R G （kN ） 各支座至倾覆轴线的距离xi(m) ΣR Gi X i
边墩1 1900 9.3 289919
中墩1 5200 9.25 中墩2 6100 9.16 中墩3 6100 9.16 中墩4 4900 9.25 中墩5 4400 9.48 边墩2 1600 15.85 倾覆力S sk 计算区
检算区 1+μ 1.3 (1+μ)(q kΩ+P k e)
γqr =S bk /S bk 汽车均布荷载q k 10.5 8493 34.1
汽车集中荷载P k
340 满足
面积Ω 530.9 活载横向偏心距
e
2.82
公路跨线桥（右幅）和左幅结构形式类似，可由左幅抗倾覆性能推断右幅的抗倾覆性能，故右幅不再做单独计算。
4 B 匝道1号桥（第二联）
第8标段 B 匝道1号桥第二联（3*25）
上部结构倾覆验算 抗力S bk 计算区
墩位 恒载支反力R G （kN ） 各支座至倾覆轴线的距离xi(m) ΣR Gi X i
边墩1 1520 7.65 27578.9 中墩1 4970 2.13 中墩2 4790 1.12 边墩2 1150 6.17 倾覆力S sk 计算区
检算区 1+μ 1.26 (1+μ)(q kΩ+P k e)
γqr =S bk /S bk 汽车均布荷载q k 10.5 3130 8.8 汽车集中荷载P k
260 满足
面积Ω
159.1 活载横向偏心距e
3.13
连续砼（钢）箱梁抗倾覆计算报告
5 B 匝道1号桥（第三联）
B 匝道1号桥（第一联）倾覆方式图
第8标段 B 匝道1号桥第三联（31+40+31）
上部结构倾覆验算 抗力S bk 计算区
墩位 恒载支反力R G （kN ） 各支座至倾覆轴线的距离xi(m) ΣR Gi X i
边墩1 1350 12.39 53767.9 中墩1 4640 6.59 中墩2 7980 0.81 边墩2 1370 3.99 倾覆力S sk 计算区
检算区 1+μ 1.3 (1+μ)(q kΩ+P k e)
γqr =S bk /S bk 汽车均布荷载q k 10.5 3922 13.7 汽车集中荷载P k
320 满足
面积Ω
187.4 活载横向偏心距e
3.28
的抗倾覆性能，故第四联不再做单独计算。