《专业施工组织设计应急预案》计算书.pdf

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1、 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 1 页 1 YF附着式升降脚手架附着式升降脚手架 设 计 计 算 书 江苏云山模架工程有限公司 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 2 页 2 目 录 1 总则 - 3 2 主要技术参数 - 3 3 设计方法、计算系数与许用应力 - 5 4 计算力学模型、计算工况与计算载荷 - 6 41 计算力学模型 - 6 42 计算工况 - 6 43 计算载荷 - 7 5 架体结构内力计算 - 11 51 计算项目 - 11 52 架体结构内力计算 - 11 53 架体各部分的几何特性 - 24 54 架体定型框架的校核计算 - 26 55 架

2、体构架的校核计算 - 42 6 附着支座计算- - 45 7 建筑结构的砼强度验算 - 48 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 3 页 31 总则 11 本设计计算书对于总高在 200m 以下的高层建筑施工用云峰附着升降脚手架的使用、升降、坠落工况中的架体结构、附着装置、安全装置的结构强度与刚度、抗倾翻稳定性、零部件强度与运动参数作出的力学、运动学计算。本计算书的计算方法与计算结果亦适应于两跨以上的分段升降脚手架， 但不适用于单跨的单片升降脚手架。 2 主要技术参数 YF 附着升降脚手架的主要技术参数见表 2-1，架体构造图 2-1。 表 2 1 YF 附着升降脚手架的主要技术参

3、数表 项 目 量 纲 参 数 架体单元侧面积 m2 110 机位最大跨度 m 8 架体最大高度 m 18 架体宽度 m 0.9 步 距 m 1.80 架 体 步 数 n 10 额定载荷 kN 50 100 额定速度 m/min 0.114 提升 机具 额定行程 m 4 6 承载能力 kN 100 附着 装置 适用层高 m 2.8 4.5 下坠距离 mm 50 防坠落 安全锁 承载能力 kN 120 导向距离 m 5 安全 装置 防倾覆 装 置 防倾装置间距 m 60 h 9.0 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 4 页 4 图 2 1 YF 附着式升降脚手架单元结构示意图 第一层

4、第二层第三层第四层 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 5 页 53 设计方法、计算系数与许用应力 YF 附着升降脚手架架体由水平梁架、竖向主框架、架体构架组成，附着装置由附墙支座、穿墙螺栓副等组成，安全装置由防坠落装置、防倾覆装置组成。根据参考文献2, 架体与附着装置使用“概率极限状态法”进行设计计算，计算时应遵照以下原则： （1）对架体结构与构件采用分项系数的设计表达式进行计算； （2）对架体结构与构件进行两种极限状态的计算： 承载能力的极限状态； 正常使用的极限状态； 用承载能力的极限状态计算架体结构与附着装置时，应采用载荷的设计值；按正常使用的极限状态计算架体结构与附着装置

5、时，应采用荷载的标准值。升降机具与安全装置使用“许用应力法” 进行设计计算及校核。以上各部分的计算方法与计算系数见表 3 1。 表 3 1 YF 附着升降脚手架的计算方法与计算系数 计 算 系 数 计 算 部 位 计 算 方 法 使 用 工 况 升降、坠落工况 架体构架 0(G、Q) / 水平梁架 架 体 结 构 竖向主框架 附着支承装置 概率极限 状态法 0(G、Q) 0(G、Q)升降动力设备、安全装置 / 索具、吊具 容许应力法 1 2 注：0 结构重要性系数，脚手架为临时设施，取9 . 00=； G 恒载分项系数，35. 1=G； Q 活载分项系数，4 . 1=Q； ci 活载组合系数，

6、施工荷载7 . 0=ci，脚手板积灰9 . 0=ci，雪荷载7 . 0=ci，风荷载6 . 0=ci； 1、2 荷载变化系数，取3 . 11=、22=。 由参考文献9查知附着升降脚手架各部分材料的屈服应力、安全系数与许用应力并代入表 3 2。 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 6 页 6表 3 2 施工机具与安全装置的安全系数与材料许用应力 许 用 应 力 材料 牌号 屈服应力 s(Mpa) 安全 系数 抗拉、抗压、 抗弯(Mpa) 抗 剪 (MPa) 抗挤 压 j(MPa) 用途 Q235A 235 156 90 235 架体、附着装置、机具、安全装置、紧固件 45 353 2

7、35 136 353 销轴 HT200 200 133 77 200 传动件 E4303 235 1.5 156 90 235 各种结构件 注： = 0.567； j = 1.5； 专用起重吊具、索具的安全系数按参考文献5 GB3811- 83起重机设计规范选取最大值n = 6。 4 计算力学模型、计算工况与计算荷载 41 计算力学模型 工程应用中的附着升降脚手架架体为多次超静定等截面不等跨连续梁，其精确计算较为复杂。在本设计计算书中，从偏于安全的基点出发，按脚手架架体在工程使用中的最大允许跨度简化为多次超静定等截面等跨连续梁。在立面上，水平梁架与架体构架可视为承受水平风荷载的等截面连续扁梁，

8、 机位处相当于该连续梁的铰支座；在剖面内产生弯矩与剪力；在立面中，水平梁架为连续梁，承受垂直自重荷载、施工荷载后在立面内产生弯矩与剪力。 42 计算工况 附着升降脚手架的计算工况分使用工况、升降工况，各工况的计算力学模型见图 4 1、图 4 2、 。 43 计算荷载 431 自重线荷载 qG l 升降自重荷载计算部件应包括水平梁架、竖向主框架、连接螺栓、钢管、扣件、脚手板、安全网等连接为整体并共同升降的构件，计算结果见表 4 1。 432 使用荷载 qQ 主体施工中为: qQ= (23)1.25 = 7.5 (kN/m), 装饰施工中为: qQ= (32)1.25 = 7.5 (kN/m),

9、YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 7 页 7升降及坠落工况中为: qQ = 1.01.25 = 1.25 (kN/m)。 433 风荷载标准值 wk 因脚手架外立面直接承受风荷载， wk = gZsZw0 （4 1） 式中：Z 高度z 处的风振系数， s ydsAA=3 . 13 . 1 （4 2） 式中：Ad/Ay 架体挡风面积/架体迎风面积,脚手架用密目式安全网围护，其挡风系数为 0.428,即：Ad /Ay = 0.428； 则知： s = 1.30.428 = 0.564； 风 压 高 度 变 化 系 数 ， 计 算 书 按 照200m 以下、地面粗糙度 C 类的高层建筑

10、考虑, 则取= 2.30； w0 基本风压（kN/m2） ，基本风压为 w01= 0.40(kN/m2)，将其作为使用工况基本风压； 在升降及坠落工况中的基本风压可取为 w02= 0.25(kN/m2)； 则本附着升降脚手架风荷载标准值为： 使用工况中： wk 1 = 10.5642.300.40 = 0.537(kN/m2)， 升降、坠落工况中： wk 2 = 10.5642.300.25 = 0.336(kN/m2)， 当架体总高度 H0 = 13.5(m)时, 沿架体长度方向的风载线荷载为： 使用工况中： w1 = w01 H0 = 0.53713.5 = 7.14(kN/m)， 升降：

11、 w2 = w0 2 H0 = 0.33613.5 = 4.47(kN/m)； 将计算结果代入表 4 2。 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 8 页 8 图 4 1 使用工况架体水平梁架、竖向主框架计算力学模型 （a） 使用工况（a） 水平梁架Rz1F13F11qw1QG0F12 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 9 页 9 图 4 2 升降工况架体水平梁架、竖向主框架计算力学模型 （b） 竖向主框架（a） 水平梁架F22G0Qqw2F21P YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 10 页 10将计算出的各种荷载代入表 4 2 汇总。 表 4 1 L0=8

12、m 、H0=13.5m（6 步 + 2.1m 防护拦）架体自重荷载计算表 计 算 构 件 材 型 (mm) 线重 (kg/m)长 度（m） 单 重 (kg) 件数 (件) 单跨重量（kg） 单跨线荷载 (kN/m) 大横杆 1.312 5.038 20 小横杆 0.720 2.765 12 立杆 2.270 8.717 12 主斜撑杆 2.147 8.244 10 机位斜杆 1.974 7.580 2 水平斜杆 48 3.5 3.84 1.500 5.760 10 节点板 0.15 80 水 平梁架 紧固件 / / 0.10 80 418 (焊缝重 量约为 1% 结 构重量) 横向杆 0.84

13、2 3.233 4 外立杆 1.900 7.296 6 斜腹杆 1.830 7.027 5 连杆 48 3.5 3.84 0.050 0.192 6 角钢 636 5.721 0.16 0.915 2 导轨 6.3 6.63 3.800 25.194 2 竖 向主框架 节点板 / / 0.588 4 149 (焊缝重 量约为 1% 结 构重量) 冲天杆 1.900 7.29655 大横杆 8.000 26.11 11 小横杆 1.200 4.61 25 剪刀撑 15.69 60.23 2 栏杆搁栅 48 3.5 3.84 8.000 30.72 28 1784 对接扣件 / / 1.84 45

14、 直角扣件 / / 1.38 150 架 体 构架 旋转扣件 KT330 / / 1.46 12 307 水平竹笆 1.5m0.9m 8 kg/m2 / / 50.4m2 403 内防护板 20mm 16 kg/m2 / / 4m2 54 密目安全网 1800 0.5kg/m2 8000 12.24m2 7防 护 用 品 大眼安全网 800 1.0kg/m2 8000 6.4m2 2 55.8 qG=Gi/L0 =32319.8 10-3/8 = 3.958 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 11 页 11 表 4 2 跨度 8m、高度 13.5m(6 步+2.1m 栏杆)架体计

15、算荷载汇总 载 荷 工 况 自重荷载 qG(kN/m) 施工荷载 qQ(kN/m) 风荷载 qW(kN/m)残留施工荷载qQ(kN/m) 机位静载 RI(kN )使 用 工 况 7.5 7.14 / 91.664升 降 工 况 3.958 / 4.47 1.25 41 6645架体结构计算 51 计算项目 （1） 水平梁架的强度、刚度、稳定性校核计算； （2） 竖向主框架的强度、刚度、稳定性校核计算； 架体构架水平纵向杆、水平横向杆的抗弯强度、抗弯刚度校核，架体构架冲天杆的稳定性校核； （3） 防倾覆导轨的强度、刚度及稳定性校核计算。 52 架体水平梁架结构内力计算 5. 2. 1 立面荷载的

16、结构内力 （1）自重荷载 qG、施工荷载 qQ、 残留施工荷载 qQ产 生 的结构内力 由图 5 1（a）知，自重荷载 qG、 施工荷载 qQ 、残留施工荷载 qQ垂直施加在等截面等跨五跨连续梁上。 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 12 页 12 图 51 架体水平梁架计算力学模型 ( a )( d )( c )( b ) YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 13 页 131）支座弯矩计算式 对图 5 1(b)：0222222=XFXEXDXCXBXAMMMMMM 对图 5 1(c)：查建筑静力结构计算手册表 1-10：2 . 080001600=la， 16. 0

17、=R， ,48. 616. 0822aaRaPPlP= 0 33=XFXAMM aaXEXBPPlMM023. 148. 6820926420926433= aaXDXCPPlMM767. 048. 6820919820919833= 对图 5 1(d)：查参考文献5表 1-10：4 . 080003200=lb， 0384. 0=R， ,46. 2384. 0822aaRaPPlP= 0 44=XFXAMM aaXEXBPPlMM388. 046. 2820926420926444=， aaXDXCPPlMM291. 046. 2820919820919844=； 将以上各分图的支座弯矩在同

18、一支座上进行线性迭加， 则可求出各支座的支座弯矩： 0=XFXAMM, aaXBXBXBXBXBPPMMMMM388. 0023. 1004321+=+=XEaMP =411. 1， aaXCXCXCXCXCPPMMMMM291. 0767. 0004321+=+=XDaMP =058. 1， 对于图 5 1（a）的计算力学模型有： baiPPF24+= ( 5 1 ) baPP2= ( 5 2 ) 代入以上各支座弯矩计算式有： iiXEXBFFMM2822. 051411. 1= （5 3） iiXDXCFFMM2116. 041058. 1= （5 4） 2）支座反力计算式 YF附着升降脚

19、手架设计计算书 共 50 页 第 14 页 14 取图 5 1 计算力学模型中的 A B 段为隔离体如图 5 2(a)，则有： 0=XAM 0)(84 . 68 . 42 . 36 . 11=+bZBXBaaaaPRMPPPP iiiiXBbaZBFFFFMPPR5353. 082822. 08 . 02 . 388161=+=+= 01=Y 0241=+ZAZBbaRRPP iiiZBiZAFFFRFR4647. 05353. 0!= 取图 5 1 计算力学模型中的 B C 段为隔离体如图 5 2(b)，则有： 0=XBM 0)( 84 . 68 . 42 . 36 . 11=+bZCXBX

20、CaaaaPRMMPPPP 88161XBXCbaZCMMPPR+= iiiiiFFFFF4912. 082822. 02116. 08 . 02 . 3=+= 02=Y 02412=+ZCZBbaRRPP iiiZCbaZBFFFRPPR5088. 04912. 02412=+= 取图 5 1 计算力学模型中的 C D 段为隔离体如图 5 2(c)，则有： 0=XCM 0)(84 . 68 . 42 . 36 . 11=+bZDXCXDaaaaPRMMPPPP iiibaZDFFFPPR5 . 088 . 02 . 388161=+=+= 03=Y iiiZDbaZCFFFRPPR5 . 0

21、5 . 02412=+= 将垂直方向上各支座反力的分力分别线形迭加，并根据结构的对称性，对称位置的支座反力相等，则有： iZFZAFRR4647. 0= （5 5） ZEiiiZBZBZBRFFFRRR=+=+=0441. 15088. 05353. 021 （5 6） ZDiiiZCZCZCRFFFRRR=+=+=9912. 05 . 04912. 021 （5 7） 3）自重荷载 qG引起的支座弯矩与支座反力： 由表 4 2 知，自重荷载 qG = 3.958（kN/m） ，通过架体构架的冲天杆以集中力的形式施加在水平梁架上，则各冲天杆上的荷载为： 333. 68958. 32 . 02

22、. 0 524 =+=lqPPPPlqGaaBaG(kN) YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 15 页 15 由自重荷载 qG在一跨上引起的总荷载为： 664.318958. 3=lqFGG （kN） 由自重荷载 qG引起的支座弯矩为： 935. 8664.312822. 02822. 0=GXEGXBGFMM(kN) 70. 6664.312116. 02116. 0=GXDGXCGFMM(kN) 由自重荷载 qG引起的支座反力为： 714.14664.314647. 04647. 0=GZFGZAGFRR(kN) 057.33664.310441. 10441. 1=GZEG

23、ZBGFRR(kN) 385.31664.319912. 09912. 0=GZDGZCGFRR (kN) 4）施工荷载 qQ引起的支座弯矩与支座反力： 由施工荷载 qQ引起的支座弯矩与支座反力计算方法与以上相同，仅须将 qG更换为 qQ即可。则有： 由施工荷载 qQ在一跨上引起的总荷载为: 6085 . 7=lqFQQ(kN) 由施工荷载 qQ引起的支座弯矩为： 932.16602822. 0 2822. 0 =QXEQXBQFMM （kN） 696.12602116. 0 2116. 0 =QXDQXCQFMM(kN) 由施工荷载 qQ引起的支座反力为： 646.62600441. 104

24、41. 1=QZEQZBQFRR(kN) 882.27604647. 04647. 0=QZFQZAQFRR(kN） 472.59609912. 09912. 0=QZDQZCQFRR (kN) 5）残余施工荷载 qQ引起的支座弯矩与支座反力： 由残余施工荷载 qQ引起的支座弯矩与支座反力计算方法与以上相同，仅须将 qG 更换为 qQ即可。则有： 由残余施工荷载 qQ在一跨上引起的总荷载为： 10825. 1=lqFQQ （kN） 由残余施工荷载 qQ引起的支座弯矩为： YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 16 页 16 822. 2102822. 02822. 0=QXEQXBQ

25、FMM(kN） 116. 2102116. 02116. 0=QXDQXCQFMM(kN) 由残余施工荷载 qQ引起的支座反力为： 647. 4104647. 04647. 0=QZFQZAQFRR(kN） 441.10100441. 10441. 1=QZEQZBQFRR(kN) 912. 9109912. 09912. 0=QZDQZCQFRR (kN) 在立面上作连续梁的内力图如图 5 3。 522 水平荷载产生的结构内力 附着升降脚手架的水平荷载为风荷载 wi，如图 5 4，在水平面上可将架体结构视为截面高度为 B（架体宽度） 、厚度为 H0（架体高度）的等跨连续梁，将竖向主框架视为支

26、座。根据参考文献4中表（3 - 2）可查得由风荷载 wi引起的支座弯矩与支座反力。在架体结构中产生的内力 由风荷载 wi引起的支座弯矩为： 0=ZFWZAWMM （5 8） iiiZBWwwlwM72. 6 8105. 0105. 0 22= （5 9） iiiZCWwwlwM056. 58079. 0 079. 0 22= （5 10） 由风荷载 wi引起的支座反力为： iiiXAWwwlwR152. 38394. 0394. 0= （5 11） iiiXBWwwlwR056. 98132. 1132. 1= （5 12） iiiXCWwwlwR93. 789912. 09912. 0= （

27、5 13） (1) 使用工况风荷载 w1引起的支座弯矩与支座反力： 将使用工况风线荷载w1= 7.14(kN/m)代入式（5 8）（5 13）可求得： 由使用工况风荷载w1引起的支座弯矩为： 11198.4714. 772. 672. 6ZEWZBWMwM= (kNm) 11110.3614. 7056. 5056. 5ZDWZCWMwM= (kNm) YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 17 页 17由使用工况风荷载w1引起的支座反力为： 11151.2214. 7152. 3152. 3XFWXAWRwR= (kN) 11166.6414. 7056. 9056. 9XEWXB

28、WRwR= (kN) 11162.5614. 793. 793. 7XDWXCWRwR= (kN) （2）升降工况风荷载w2引起的支座弯矩与支座反力： 将升降工况风线荷载w2 = 4.47(kN/m)代入式（5 8）（5 13）可求得： 由升降工况风荷载w2引起的支座弯矩为： 22204.3047. 472. 672. 6ZEWZBWMwM= (kNm) 22262.2247. 4056. 5056. 5ZDWZCWMwM= (kNm) 由升降工况风荷载w2引起的支座反力为： 222089.1447. 4152. 3152. 3XFWXAWRwR= (kN) 22248.4047. 4056.

29、 9056. 9XEWXBWRwR= (kN) 22245.3547. 493. 793. 7ZDWXCWRwR= (kN) 5221 在水平风荷载作用下水平梁架的内力与支反力 在 5.2.1.2 节中, 在水平面内将架体构架视为连续梁, 水平梁架仅是该梁的一部分,且其在水平面内的刚度与架体相同, 故水平梁架的荷载与应力可从整个架体的荷载与应力中分解，不必另行计算。 5. 2. 2. 2 在水平风荷载作用下竖向主框架的内力与支反力 在水平风荷载wi作用下，架体将竖向主框架作为支座，承受了架体的水平风荷载，而在剖面内，该支座实际上为高十余米并具有三个以上水平支承点的一次超静定连续梁，见图 5 5

30、。因竖向主框架为等截面连续梁，据参考文献4，可用三弯矩方程计算各支座的支座弯矩： ) ( 6 ) (2111111111+=+iIAIBIlMIlIlMIlMiiiiiiiiiiiii （5 14） 列出 J 点的三弯矩方程： YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 18 页 18 图 52 支反力计算用架体隔离体图 图 53 架体内力图 (c) C-D段计算图(a) A-B段计算图(b) B-C段计算图(a) 载荷(c) 剪力图(b) 弯矩图 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 19 页 19 图 5 4 架体承受水平风荷载时的计算力学模型 （a）机位剖面计算力学模型 （

31、b）架体段荷载计算图 图 5 5 架体竖向主框架计算力学模型 qwQG0 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 20 页 20 )(6)(2221133221111IAIBIlMIlIlMIlMSJK+=+ （5 15） 据参考文献4查得： wwwwwwqqlqBqqlqA933119332210125. 1243000241 ,109246000241 = 并将wwSKqlqMMIIIlll72332132110013. 121 , 0 , ,4500 ,6000 ,3000=一并代入式（5 15） ，有： wwYJWqqM9710)9125. 1 ( 610013. 14500)

32、60003000(2+=+ 整得： wwXJWqqM51010422. 81800010)075. 6559. 4(= （5 16） 取图 5 5（a）计算力学模型中的 K J 段为隔离体如图 5 5(b)，则有： 0 21 , 0121 =YJWXKwiKMlRlqM 解出： wwYJWwXKqqMlqlR1781)10422. 823000(30001)21(152211=+=+=(N） （5 17）取图 5 5（a）计算力学模型中的整根梁为隔离体： 0)(2121 02232121 =+=lRllqlRlqMXSwXKwiJ 整得： wwXKXSqllllqlRR6000)3000105

33、00(5 . 01781)(21222212321+=+=（N） （5 18） wXSqR8438= （N） 0- 00 =+=HqRRRXwXSXJXKi 整得： wwXSXKwXJqqRRHqR3281)8438178113500(0=(N) （5 19） 式（5 17） 、 （5 18） 、 （5 19）中架体竖向主框架沿竖向分布的水平线荷载据架体竖向主框架在水平面内的最大支反力求得，因B、E 支座的水平反力为最大，则有： 0HRqjXBWw= （kN/m） （5 20） 将各工况的iXBWR代入上式计算各工况中竖向主框架的支座弯矩及支座反力。 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页

34、 第 21 页 21（1） 使用工况 竖向主框架沿竖向的水平线荷载： 79. 45 .1366.6401 1=HRqXBWw（kN/m） 支座弯矩： 77110852. 479. 410013. 1 =YSWM（kNm） 65110034. 479. 410422. 8=YJWM（kNm） 0 1=YKWM （kNm） 支座反力： 531. 8)(853179. 41781178111=NqRwXKW(kN) 716.15)(1571679. 43281328111=NqRwXJW(kN) 413.40)(4041379. 48438843811=NqRwXSW(kN) （2）升降工况： 因

35、RXS = 0, 竖向主框架为静定结构，则有： 竖向主框架沿竖向的水平线荷载：35 .1348.4002 2=HRqXBWw（kN/m）, 支座弯矩： 66210133. 6310045. 2=YJWM （kNm） 77210044. 5310682. 1 =YSWM（kNm） 支座反力： 0)21( , 0200222=lHHqlRMwXJWXJ 063. 53)65 .135 . 0(65 .132=XJWR (kN) 437.35063. 55 .1332022=XKWwXSWRHqR(kN) 523 垂直荷载在竖向主框架中产生的内力 5231 垂直荷载 本计算书对竖向主框架结构内力采用

36、的计算方法为节点法， 该方法认为结构中每根杆件均为两力杆，即每根杆件仅在其两端承受一对大小相等、方向相反的轴心作用力。 5232 垂直荷载在竖向主框架中产生的支反力 （1）使用工况： YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 22 页 22自重支反力： )(832.15900029008958. 32kNKSGBRRJGXSGX= 施工荷载支反力： )(309000290085 . 72kNKSQBRRJQXSQX= （2）升降工况： 自重支反力： )(748.23600029008958. 32kNJSGBRRJGXSGX= 残留施工荷载支反力： )(5 . 760002900825.

37、 12/kNJSBQRRCXJQXSQCC= （3）支反力的荷载组合： 使用工况： )(4 . 19 . 02 . 1 9 . 0SWXSQXSGXSXRRRR+= )(29. 5)413.4030(4 . 19 . 0832.152 . 1 9 . 0kN=+=， )(4 . 19 . 02 . 1 9 . 0JWXJQXJGXJXRRRR+= )(30.33)716.1530(4 . 19 . 0832.152 . 1 9 . 0kN=+=； 升降工况： )(4 . 19 . 02 . 1 9 . 0SWXSQXSGXSXRRRR+= )(033. 6)437.355 . 7(4 . 19

38、 . 0748.232 . 1 9 . 0kN=+=， )(4 . 19 . 02 . 1 9 . 0JWXJQXJGXJXRRRR+= )(411.28)063. 55 . 7(4 . 19 . 0748.232 . 1 9 . 0kN=+=。 将上述计算结果汇总入表 5 1。 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 23 页 23表 5 1 各种荷载在水平梁架结构上产生的内力汇总 （kNm、kN） 计 算 工 况 载 荷 施 工 工 况 升降工况 MXAG、MXFG 0 MXBG、MXEG - 8.935 支座 弯矩 MXCG、MXDG - 6.70 RZAG、RZFG 14.71

39、4 RZBG、RZEG 33.057 自 重 荷载 支座 反力 RZCG、RZDG 31.385 MXAQ、MXFQ 0 0 MXBQ、MXEQ - 16.932 - 2.822 支座 弯矩 MXCQ、MXDQ - 12.696 - 2.116 RZAQ、RZFQ 62.646 4.647 RZBQ、RZEQ 27.882 10.441 立 面 荷 载 施工 荷载 支座 反力 RZCQ、RZDQ 59.472 9.912 MZAW、MZFW 0 0 MZBW、MZEW. - 47.98 - 30.04 机位 水平 弯矩 MZCW、MZDW - 36.10 - 22.62 RXAW、RXFW 2

40、2.51 14.09 RXBW、RXEW 64.66 40.48 构架 总风荷载 机位 水平 反力 RXCW、RXDW 56.62 35.45 MYSW - 4.852 - 5.044 MYJW - 4.034 - 6.133 支座 弯矩 MYKW 0 0 RXSW 5.29 6.033 RXJW 33.30 28.411 平 面 荷 载 竖向主框架 支座 反力 RXKW 5.839 0 注： （1）竖向主框架的轴向力在 AB 段下端的数值最大，即为表中支座反力，计算中取支座反力为轴向力。 YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 24 页 245. 3 架体各部分的几何特性 531 杆

41、件与构件截面的几何特性: （1）杆件（483.5 钢管） 截面积： 489)4148(4)(42222=dDA（mm2） ； 截面惯矩： 5444410219. 1)4148(64)(64=dDI(mm4)； 抗弯模量： 50794810219. 1225=DIW(mm3)； 回转半径: 8 .1548910219. 15=AIr（mm） （2）结构 1）水平梁架（483.5 钢管，截面 1.9m0.9m） 截面积： 1956)4148()(442222=dDA（mm2） ； 截面惯矩： 925210766. 1)95048910219. 1 (4)(=+=+=XiiXaAInI(mm4)；

42、825210966. 3)45048910219. 1 (4)(=+=+=ZiiZaAInI(mm4)； 抗弯模量： 6910859. 195010766. 1=XXXaIW (mm3)； 5810434. 645010966. 3=ZZZaIW (mm3)； 回转半径: 950195610766. 19=AIrXX (mm)5 450195610966. 38=AIrZZ (mm) 2）竖向主框架（2-483.5 钢管 + 2-6.3，中心距 0.9m） 截面积： )(253710242)4148(48002)(422222mmdDAi=+=+=； 截面惯矩：XI625510605. 3)3

43、 .3910241066. 1 (210219. 1=+=（mm4） ， 826251016. 5)450102410013. 1 (2)45048910219. 1 (=+=ZI(mm4)； 抗弯模量：56105 . 12410605. 3=XXXaIW (mm3), YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 25 页 25681009. 1244501016. 5=+=ZZZaIW(mm3)； 回转半径: 12253710605. 35=AIrXX(mm), 45125381016. 58=AIrZZ（mm） 。 将杆件与构件截面尺寸代入上式计算，计算结果代入表 5 2。 532 长

44、细比与稳定系数: （1）单杆 据参考文献5知，钢管杆件的单肢长细比为： iijirlrl = （5 21） 式中： 杆件两端的支承系数，各杆件两端固结,= 0.5； 将各杆件数据代入式（5 21）计算出单肢长细比，再于参考文献4中查取相应的稳定系数，代入表 5 2。 （2）单跨水平梁架 21. 495080005 . 0 =XZXXXrlrl （5 22） 89. 845180005 . 0 =ZZZZZrlrl （5 23） 单跨水平梁架的换算长细比为： 89. 9489248944021. 4 40212=+=+=AAXXh （5 24） 61.12489248944089. 840212

45、 =+=+=AAZhZ （5 25） 式中： A 构件截面内主肢杆件横截面总面积， （mm2） ； 1A 构件截面所截斜缀杆横截面总面积，(mm2)； （3）竖向主框架的长细比为: 82.334511350013. 1 =ZZZZZrlrl YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 26 页 26 竖向主框架的换算长细比为： 32.35489225384082.33 40212=+=+=AAZZh 将杆件、水平梁架、竖向主框架几何特性计算结果在参考文献4中查取稳定系数，代入表 5 2 汇总。 表 5 2 水平梁架与竖向主框架的几何特性与长细比 参数 构件名称 材型 数量截面积 A(mm2

46、) 抗弯模量 WX(mm3) 截面惯矩 IX(mm4) 回 转 半 径 rX(mm)支承 系数 长度 L(mm)计算长度lj(mm) 长细比 换 算 长 细比h 稳定系数 立杆 121900 950 60.12 / 0.841纵 向 杆 100.51600 800 50.63 / 0.886横 向 杆 121.0 900 900 56.96 / 0.856 单 杆 斜杆 48 3.5 10489 5079 1.219105 15.800.52484 1242 78.61 / 0.7401.7661061.289109 950 4.21 9.890.995定型 水平 梁架 结 构 件 整 体 1

47、1956 6.4341052.895109 450 0.58000 4000 8.89 12.610.992内立杆 21900 950 60.12 / 0.841横 杆 2 900 450 28.48 / 0.962斜 杆 48 3.5 2 489 5079 1.219105 15.80 0.52102 1051 66.52 / 0.8082.5310410.13105单 肢 外立杆 26.3 21024 5.791041.66105 0 7400280 33.82 35.350.9421.5105 3.61106 12 0.51900 950 60.13 / 0.841定型 竖向 主框 架

48、结 构 件 整 体 32538 1.091065.16108 451 1.060006000 13.33 33.280.992 5. 4 架体定型框架的校核计算 竖向主框架上承受的载荷为均布荷载，其支座内力见表 5 1。 541 荷载组合方法 RQGkQKG+0 （5 30） RWQGkkQkG+)(9 . 00 （5 31） 式中：0 结构重要性系数，脚手架为临时设施，可取0= 0.9； G 恒载分项系数，据参考文献3，取G = 1.2； Q 活载分项系数，据参考文献3，取Q = 1.4； YF附着升降脚手架设计计算书 共 50 页 第 27 页 27 kG 架体恒载，包括架体结构材料、防护

49、材料、作业层设施、随架 体上升的设备的自重； kQ 架体上的活载，包括施工人员、施工材料、施工机具的自重； kW 架体承受的水平风载，各种工况中的数值可由表 5 2 数值计算。 542 定型水平梁架的强度、稳定性与刚度校核计算 （1） 计算方法与计算工况 用节点法计算各工况中各杆件的轴向力。 图 5 1 水平梁架的计算力学模型的结构图见图 5 6, 杆件的几何特性见表 5 2。为简化计算，从施工工况等跨等截面五跨连续梁中取出弯矩与支反力较大的 B C 跨进行计算，该段梁的受力图见图 5 7（a） 。 （2）杆件轴向力计算： 各节点的计算图见图 5 7（b） ，在施工工况中 B C 段梁端的荷载

50、组合为： )932.16(4 . 1)935. 8(2 . 1 9 . 0+=XBM)(98.30mkN =， )696.12(4 . 1)7 . 6(2 . 1 9 . 0+=XCM)(23.23mkN =， )(84.70)882.274 . 1057.332 . 1 (9 . 0kNRZB=+= )(84.108)472.594 . 1385.312 . 1 (9 . 0kNRZC=+= )60(4 . 1)664.31(2 . 1 9 . 0+=ZF)(80.109kN=， aZbPkNFP=)(15. 96)80.109(5 . 065 . 0 )(15. 89 . 198.305