毕业论文--道桥毕业设计.doc

目目 录录 1 1 方案比选方案比选 1 1 1.1 方案比选的主要标准1 1.2 方案编制1 1.3 方案评选3 2 2 桥梁的设计计算桥梁的设计计算 4 4 2.1 设计资料4 2.2 横截面布置5 2.3 横截面沿跨长的变化.10 2.4 横隔梁的设置.10 3 3 主梁作用效应计算主梁作用效应计算 1111 3.1 永久作用效应计算.11 3.1.13.1.1 永久作用集度永久作用集度.11 3.1.23.1.2 永久作用效应永久作用效应.12 3.2 可变作用效应计算（偏心压力法）.13 3.2.33.2.3 车道荷载的取值车道荷载的取值 .17 3.2.43.2.4 计算可变作用效应计算可变作用效应 .17 4 4 预应力钢束的估算及其布置预应力钢束的估算及其布置 2424 5 5 计算主梁截面几何特性计算主梁截面几何特性 2727 6 6 钢束预应力损失计算钢束预应力损失计算 2727 6.1 预应力钢筋张拉（锚下）控制力 con .27 6.2 钢束应力损失.27 7 7 主梁截面承载力与应力验算主梁截面承载力与应力验算 2727 7.1 持久状况承载能力极限状态承载力验算.27 7.2 应力验算.27 7.3 抗裂性验算.27 8 8 行车道板计算行车道板计算 2727 9 9 支座计算支座计算27 参考文献参考文献.27 致谢致谢27 1 1 方案比选 1.1 方案比选的主要标准 桥梁方案比选有四项主要标准：安全，功能，经济与美观，其中以安全与经济 为重。过去对桥下结构的功能重视不够，现在航运事业飞速发展，桥下净空往往成 为运输瓶颈。至于桥梁美观，要视经济与环境条件而定。 由于所给标准跨径为 30 米，属于中桥范畴，本设计采用预应力混凝土，单孔 桥跨结构形式，不在河道中设置桥墩，直接将桥跨上部结构置于左右两桥台上，而 桥台则通过伸缩缝与两边的路堤相连。 1.2 方案编制 因此，拟定了三种桥式方案进行比选：方案一：桥跨结构采用预应力混凝土 t 形截面简支梁；方案二：桥跨结构采用上承式实腹圬工拱桥；方案三：桥跨结构采 用预应力混凝土箱型截面简支梁。 a） 方案一：预应力混凝土 t 形截面简支梁桥 单跨预应力混凝土 t 形截面简支梁桥，桥长 20m，主梁采用 t 形截面，梁高为 等高度，主梁采用预制装配的施工方法。 图 1-1 立面图 图 1-2 桥梁半截面图 b） 上承实腹圬工拱桥 单跨上承式圬工拱桥，桥长 20 米，拱上建筑采用实腹式，采用有支架施工。 2 图 1-4 立面图 图 1-5 桥梁半断面图 c） 预应力混凝土箱形截面简支梁桥方案 单跨预应力混凝土箱形截面简支梁桥，桥长 20 米，主梁采用箱形截面，梁高 为等高度。主梁采用悬臂浇筑施工。 图 1-7 立面图 图 1-9 横断面图 3 1.3 方案评选 以上三个方案的优缺点比较如表 1-1 表 1-1 方案比选图 方案一方案二方案三 序号 方案 比较方案 预应力混凝土 t 形截面简支梁 上承式实腹圬工 拱桥 预应力混凝土箱 形截面简支梁 1工艺技术要求 技术较先进，采 用预制装配施工 工艺成熟，但需 大量支架及吊装 设备 采用大箱梁截面 形式运输较困难， 且预应力钢筋布 置复杂 2施工难易程度 节省大量器材， 施工简便速度快 占用施工场地大， 劳动力多 施工难度大 3美观效果外观中规中矩外观美丽外观简朴 4安全性 静定结构受力较 好，养护容易， 安全可靠，对地 基承载力要求不 高，适用范围广 超静定结构，温 度变化，收缩徐 变，特别是墩台 位移会在拱内产 生较大附加内力 静定结构，抗扭 刚度大，且整体 性较好 5经济性 造价合适，钢材 及水泥材料用量 适度，且便于使 用当地材料，性 价比高 虽不用钢材，但 支架费用及模板 费用较大。浇筑 混凝土量也较大 造价较高，采用 单片大箱梁运输 费用大，吊装安 装费用大，用于 简支梁不经济 综上所述，此桥为单跨，采用预应力混凝土 t 形截面简支梁桥既能满足功能要 求，施工又简单，造价也较低，所以采用预应力混凝土 t 形截面简支梁桥方案。 4 2 桥梁的设计计算 毕业设计是土木工程专业本科教学最后一个综合性、实践性教学环节，主要 目的是引导学生理论联系实际，把课堂上学到的专业知识，通过毕业设计的训练， 学会如何将书本知识应用到工程实践中去。密切学生和社会、工程之间关系，培 养学生分析问题、解决工程实际问题的能力和创新能力，是工程师基本训练的重 要组成部分。培养学生求真、务实、严谨、细致的工作作风。学生应综合运用基 础课、技术基础课、专业课、选修课及专业实习所积累的理论与实践知识，遵循 桥梁设计规程要求，在教师指导下独立完成常用桥梁工程设计。 2.1 设计资料 a) 桥梁跨径及桥宽 标准跨径：30m 主梁预制长度：29.96m，伸缩缝采用4cm 计算跨径：28.66m 桥面净空：净-9m+21.5m=12m b) 结构形式 上部结构采用后张法预应力混凝土t形梁。 c) 设计荷载 公路级，设计车道数为3车道。人群荷载：3.0kn/。 2 m d) 气象资料 桥位温差为26摄氏度，平均温度15.7度，最低气温2.4摄氏度，最高气温28.4 摄氏度。 e) 材料及特性 上部结构材料：主梁混凝土强度等级 c50；预应力筋采用 astm a41697a 标准 的低松弛钢绞线（1 7 标准型） ，标准强度：1860mpa；弹性模量 pk f 1.9510 mpa。后张法施工并采用 td 双作用千斤顶两端同时张拉过程双控； p e 5 其它钢筋直径12mm 的用级钢，其余用级钢。立柱，盖梁及桥头搭板采用 c30 混凝土，基桩采用 c25 混凝土。 f) 桥面铺装 桥面铺装采用 8cm 厚沥青混凝土、三涂 fyt-1 改进型防水层和 6cm 厚水泥混凝 土找平层。 g) 结构重要性系数 本桥的重要性程度一般，取结构重要性系数 0=1.0。 h) 设计依据 交通部颁公路工程技术标准（jtg b012003），简称标准； 交通部颁公路桥涵设计通用规范（jtg d602004），简称桥规； 交通部颁公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范（jtg d62 2004），简称公预规。 5 i) 基本计算数据（见表 2-1） 表 2-1 基本计算数据 名 称项 目符 号单 位数 据 立方强度 kcu f , mpa50 弹性模量 c empa3.45104 轴心抗压标准强度 ck fmpa32.4 轴心抗拉标准强度 tk fmpa2.65 轴心抗压设计强度 cd fmpa22.4 轴心抗拉设计强度 td fmpa1.83 容许压应力 7 . 0 ck fmpa20.72 短暂状态 容许拉应力 7 . 0 tk fmpa1.757 标准荷载组合: 容许压应力 ck f5 . 0mpa16.2 容许主压应力 ck f6 . 0mpa19.44 短期效应组合: 容许拉应力 pcst 85 . 0 mpa0 混 凝 土 持久状态 容许主拉应力 tk f6 . 0mpa1.59 标准强度 pk fmpa1860 弹性模量 p empa1.95105 抗拉设计强度 pd fmpa1260 最大控制应力 con pk f75 . 0 mpa1395 持久状态应力: astm a416 97a 钢 绞 线 标准状态组合 pk f65 . 0 mpa1209 预应力混凝土 1 kn/325.0 沥青混凝土 2 kn/323.0 材料 重度 钢绞线 3 kn/378.5 钢束与混凝土的弹性模量比 ep 无纲量5.65 注：考虑混凝土强度达到 c45 时开始张拉预应力钢束。和分别表示钢束张拉时混凝土的抗压、抗 ck f tk f 拉标准强度，则=29.6mpa， =2.51mpa。 ck f tk f 2.2 横截面布置 a. 主梁间距与主梁片数 主梁间距通常应随梁高与跨径的增大而加宽为经济，同时加宽翼板对提高主梁 截面效率指标 很有效，故在许可条件下应适当加宽 t 梁翼板,宜在 1.8m2.5m 之间，则采用主梁间距为 2.2m，考虑人行道可适当挑出，对设计资料给定的桥面净 6 宽选用 5 片主梁。 b. 主梁跨中截面主要尺寸拟订 a) 主梁高度 预应力混凝土简支梁桥的主梁高度与其跨径之比通常在 1/151/25，标准设计 中高跨比约在 1/181/19。当建筑高度有受限制时，增大梁高往往是较经济的方案， 因为增大梁高可以节省预应力钢束用量，同时梁高加大一般只是腹板加宽，而混凝 土用量增加不多。综上所述，本设计中取用 1800mm 的主梁高度是比较合适的。 b) 主梁截面细部尺寸 t 梁翼板的厚度主要取决于桥面板承受车轮局部荷载的要求，还应考虑能否满 足主梁受弯时上翼板受压的强度要求。本设计预制 t 梁的翼板厚度取用 180mm，翼 板根部加厚到 300mm 以抵抗翼缘根部较大的弯矩。 在预应力混凝土梁中腹板内主拉应力较小，腹板厚度一般由布置预制孔管的构 造决定，同时从腹板本身的稳定条件出发，腹板厚度不宜小于其高度的 1/15，即 120mm。本设计中腹板厚度取 200mm。 马蹄尺寸基本由布置预应力钢束的需要确定的，设计实践表明，马蹄面积占截 面总面积的 10%20%为合适。同时还根据公预规9.4.9 条对钢束间距及预留管 道的构造要求，初拟马蹄宽度为 400mm，高度为 200mm，马蹄与腹板交接处作三角 形 63.40过渡，高度为 200mm，以减小局部应力。 按照以上拟订的外形尺寸，就可绘出预制梁的跨中截面图（见图 2-3） 。 支座中心线 桥梁中心线 图 2-1 结构尺寸图（尺寸单位：mm） 图 2-2 跨中截面（-）尺寸图（尺寸单位：mm） 7 图 2-3 变化点截面（-）尺寸图（尺寸单位：mm） 图 2-4 支点截面（-）尺寸图（尺寸单位：mm） c) 计算截面几何特征见表 2-2 图 2-5 截面分块尺寸示意图（尺寸单位：mm） 8 表 2-2 大截面截面几何特征表 分块号分块面积 2 mmai mm yi 3 mm yas iii mm yy iu 4 2 mm yyai iuix 4 mm ii 36000018010002 90 3 1032400454 9 10202.74 9 3 10729 . 0 12 1802000 96000120800 220 3 1021120324 9 10078 . 0 1 9 3 10770 . 0 36 1208002 3200002001600 800 3 10256000-256 9 10972 . 0 2 9 3 10267.68 12 1600200 20000200100 1533 3 1030660-989 9 10562 . 9 1 9 3 10440 . 0 36 2001002 80000400200 1700 3 10136000-1156 9 10907.061 9 3 10672 . 0 12 200400 9 10721.312 x i 9 10627.69 y i 合计876000 i aa 544 a s y i u 1256 5441800 b y 3 10761804 i s 9 10348.301 yx iii 9 表 2-2 小截面截面几何特征表 分块号分块面积 2 mmai mm yi 3 mm yas iii mm yy iu 4 2 mm yyai iuix 4 mm ii 2880001808002 90 3 1025920494 9 10282.70 9 3 10778 . 0 12 1801600 96000120800 220 3 1021120364 9 10078 . 0 1 9 3 10770 . 0 36 1208002 3200002001600 800 3 10256000-216 9 10972 . 0 2 9 3 10267.68 12 1600200 20000200100 1533 3 1030660-949 9 10562 . 9 1 9 3 10440 . 0 36 2001002 80000400200 1700 3 10136000-1116 9 10907.061 9 3 10672 . 0 12 200400 9 10801.227 x i 9 10433.69 y i 合计804000 i aa 584 a s y i u 1216 5841800 b y 3 10469700 i s 9 10234.297 yx iii 10 d) 检验截面效率指标 （希望 在 0.5 以上） 上核心距mm ya i k bi a 90.273 )5441800(876000 10348.301 9 下核心距mm ya i k ui x 36.632 544876000 10348.301 9 截面效率指标5 . 05034 . 0 1800 36.63290.273 h kk xa 表明以上初拟的主梁中截面是合理的。 f） 受压翼缘有效宽度的计算fb 按公路桥梁规定，t 型截面梁受压翼缘有效宽度，取下列三者中的最小fb 值： 简支梁计算跨径的，即=2/3=9553mm；3/ l3/ l 相邻两梁的平均间距，对于中梁为 2200mm； ，式中 b 为梁腹板宽度，为承托长度，这里=0，为受压f h hbb 122 h b h b f h 翼缘悬出板的厚度，可取跨中截面翼板厚度的平均值。 f h 即。所以有mmhf2281000/2/1208001801000 mmhbbf h 29362281206200122 所以，受压翼缘的有效宽度取。mmbf2200 2.3 横截面沿跨长的变化 如图 2-1 所示，本设计主梁采用等高形式，横截面的 t 梁翼板厚度沿跨长不变。 梁端部区段由于锚头集中力的作用引起较大的局部应力，也为布置锚具的需要，马 蹄和腹板部分为配合钢束弯起而从四分点开始到距支点截面 3700mm 处，马蹄逐渐 抬高，腹板逐渐加宽。 2.4 横隔梁的设置 为了增强主梁间的横向连接刚度，除设置端横隔梁外，还设置 3 片中横隔梁， 间距为 47.165m，共 5 片，为了计算方便，五道横隔梁的厚度取相同的值，为 0.16m（延高度不变） 。 11 3 主梁作用效应计算 主梁的作用效应计算包括永久作用效应和可变作用效应。根据梁跨结构纵、横 截面的布置，计算可变作用下荷载横向分布系数，求出各主梁控制截面（取跨中、 四分点、变化点截面及支点截面）的永久作用和最大可变效应，再进行主梁作用效 应组合（标注组合、短期组合和极限组合） 。 3.1 永久作用效应计算 3.1.13.1.1 永久作用集度永久作用集度 a. 预制梁自重 a) 跨中截面段主梁自重（四分点至跨中 10.63m） knq20952.22263.1026804. 0 1 b) 马蹄抬高与腹板变宽段梁的自重近似计算（长 2.7m） 主梁端部截面面积为 2 056 . 1 ma knq29.652/7 . 226804 . 0 056 . 1 2 支点段梁的自重（长 1m）cm knq456.27126056 . 1 3 c) 主梁的横隔梁 中横隔梁体积为： 2 17808 . 0 2/2 . 01 . 01 . 005 . 0 2/8 . 012 . 0 35. 135 . 1 16. 0m 端横隔梁体积为： 2 282 . 0 2/8 . 012 . 0 35. 135 . 1 25. 0m 故半跨内横隔梁重量 knq74208. 02517808. 0282. 02 4 主梁永久作用集度 mknq/01.2197.14/ )74208 . 0 456.27572.13020952.222( b. 二期永久作用 a) 翼缘板中间湿接缝集度 mknq/8 . 12518 . 0 4 . 0 5 b) 边梁现浇部分横隔梁 一片中横隔梁（现浇部分）体积： 3 0432 . 0 35. 12 . 016. 0m 一片端横隔梁（现浇部分）体积： 3 0675 . 0 35 . 1 2 . 025. 0m 故 mknq/2209 . 0 94.29/25)0675 . 0 20432. 03( 6 c) 桥面铺装层 6cm 水泥混凝土找平层： mkn /96.1224906. 0 12 8cm 沥青混凝土铺装层： mkn /56.1623908. 0 若将桥面铺装均摊给五片主梁，则： mknq/318. 65/ )56.1696.12( 7 d) 人行道：（采用非悬壁式人行道） mknq/375 . 6 25) 1 . 015 . 0 25 . 115 . 0 ( 8 e) 栏杆 一侧栏杆 1.52 kn/m 将人行道和栏杆重量均分给五片主梁，则 mknq/883 . 1 5/ )52 . 1 2375 . 6 ( 9 边梁二期永久作用集度 mknq/222.10883 . 1 318. 62209 . 0 8 . 1 3.1.23.1.2 永久作用效应永久作用效应 如图 3-1 所示，设为计算截面离左支座的距离，并令。x/x l x=al(1-a)l a(1-a)l m影响线 v影响线 1-a a v 1 g 图 3-1 永久作用效应计算图 永久作用效应计算公式： 支点弯矩： 支点剪力： （3-0mglv 2 1 1） 变截面处弯矩 变截面处剪力 （3-)( 2 1 xlgxmgxglv 2 1 2） 处弯矩 处剪力 （3-4/l 2 32 3 glm 4/lglv 4 1 3） 13 跨中弯矩： 跨中剪力 （3- 2 8 1 glm 0v 4） 表 3-1 边梁（1 号梁）永久作用效应 一期恒载二期恒载 弯矩剪力弯矩剪力弯矩剪力截面 位置 距支点截 面的距离 )(mmx mkn m pkg 1 kn v pkg1 mkn m mkg 1 kn v mkg1 mkn m kg 2 kn v kg2 支点00.00301.070.00146.480.00301.07 变截面3700970.16223.34472.01108.661442.17332.00 4/l71651617.89150.54787.1573.242405.04223.78 跨中143302157.190.001049.330.003205.520.00 3.2 可变作用效应计算（偏心压力法） 3.2.13.2.1 冲击系数和车道折减系数冲击系数和车道折减系数 冲击系数和车道折减系数计算：结构的冲击系数与结构的基频有关，故应f 先计算结构的基频，简支梁的基频可按下式计算 0468 . 4 713.2321 301348 . 0 1045 . 3 66.2822 10 22 c c m ei l f 其中，,由于，故可mkg g g mc/713.2321 81 . 9 1026876 . 0 3 14hzf5 . 1hz 由下式计算出汽车荷载的冲击系数为: 2313 . 0 0157 . 0 ln1767 . 0 f 当车道大于两车道时，应进行车道折减，三车道折减 22%，但由于折减后不得 小于两车道布载的计算结果。 3.2.23.2.2 计算主梁的荷载横向分布系数计算主梁的荷载横向分布系数 本桥跨内设有三道横隔梁，具有可靠的横向联结，而且承重结构的长宽比为： 2388 . 2 12 66.28 b l 所以可按修正的刚性横梁法莱绘制横向影响线和计算横向分布系数。 c m a. 计算主梁抗扭惯性矩 t i 对于 t 形梁截面，抗扭惯性矩可近似按下式计算： （3-5） m i iiir tbct 1 3 式中、相应为单个矩形截面的宽度和高度； i b i t 矩形截面抗扭刚度系数，可按下式计算 i c 14 （3-6） 5 052 . 0 63 . 0 1 3 1 b t b t ci 梁截面划分成单个矩形截面的个数m 对于跨中截面，翼缘板的换算平均厚度 cmmmt 8 . 22228 2000 8001201802000 1 马蹄部分的换算平均厚度 cmmmt30300 2 400200 3 图 3-2 计算图式 t i 将计算汇总于表 3-2。 t i 表 3-2 计算见下表 t i 分块名称cmbi/cmti/ ii bt / i c 4 /miti 翼缘板22022.80.1040.31150.00812242 腹板127.2200.1570.30040.00305687 马蹄40300.7500.17990.00194292 0.01312221 b. 计算抗扭修正系数 a) 主梁的间距相同，主梁近似看成等截面，则得： （3- 2 1 1 b l ie git 7） 式中：与主梁片数有关的系数，当时，。n5n042 . 1 ，mb1266.28l 4 301348 . 0 mi eg425 . 0 代入得： 15 0.9009 12 66.28 301348 . 0 01312221 . 0 425 . 0 042 . 1 1 1 2 b) 按修正的刚性横梁法计算横向影响线竖坐标值： （3-8） n i i i ij a ea n 1 2 1 式中：，5nma4 . 4 1 ma2 . 2 2 0 3 ama2 . 2 4 ma4 . 4 5 则： 2 1 222 4 . 482 . 24 . 42ma n i i 表 3-3 计算所得的值列于下表 ij 梁号 )(me 3i 4i 5i 14.40.560360.01982-0.16036 22.20.380180.109910.01982 300.20.20.2 c. 计算荷载横向分布系数 a) 跨中的横向分布系数 1、2、3 号主梁的横向影响线和最不利布载图式如图 3-3 所示。对于 1 号梁： 人群荷载 人群荷载 图 3-2 跨中最不利布载图式 图 3-3 一号梁横向分布系数 16 图 3-4 二号梁横向分布系数 图 3-5 三号梁横向分布系数 汽车 0.6538912629 . 0 27371 . 0 38018 . 0 5276 . 0 2 1 2 1 qc m 人群 62998 . 0 cr m b) 支点的横向分布系数 如图 3-6 所示，按杠杆原理法绘制荷载横向影响线并进行布载，1 号梁活载的 横向分布系数可计算如下： 人群荷载 人群荷载 图 3-6 支点最不利布载图式 图 3-7 各号梁横向分布系数 17 汽车 4091 . 0 8182 . 0 2 1 0 q m 人群 3864 . 1 0 r m 表 3-4 横向分布系数汇总 荷载类别c m o m 18 续表 3-4 汽车 0.653890.4091 人群 0.629981.3864 3.2.33.2.3 车道荷载的取值车道荷载的取值 在活载内力计算中，对于横向分布系数的取值作如下考虑：计算主梁活载弯矩 时，均采用全跨统一的横向分布系数，鉴于跨中和四分点和剪力影响线的较大坐 c m 标位于桥跨中部，故也按不变化的来计算。求支点和变化点截面活载剪力时，由 c m 于主要荷重集中在支点附近而应考虑支撑条件的影响，按横向分布系数沿桥跨的变 化曲线取值，即从支点到之间，横向分布系数用与值直线插入，其余区4/ l 0 m c m 段均取值。 c m 由于是设计三车道，车道折减系数为；78 . 0 汽车荷载等级为公路ii 级； 所以： 车道荷载的均布荷载标准值为： ；mknqk/875 . 7 5 . 1075 . 0 集中荷载标准值为： knpk98.20564.27475 . 0 )180360( 550 566.28 18075 . 0 3.2.43.2.4 计算可变作用效应计算可变作用效应 在可变作用效应计算中，对于横向分布系数和取值作如下考虑：支点处横向分 布系数取 m0，从支点至第一根横梁段（四分点处） ，横向分布系数从 m0直线过渡到 mc，其余梁段均取 mc。 a) 求跨中截面汽车荷载的最大弯矩： 计算跨中截面最大弯矩和最大剪力采用直接加载求可变作用效应，图 3-8 示出跨中截面作用效应计算图示，计算公式为： s=（1+） （39）)( kkk ypqm 式中： s 所求截面的弯矩或剪力； qk 车道均布荷载标准值； pk 车道集中荷载标准值； 影响线上同号区段的面积； y 影响线上最大坐标值。 图 3-8 跨中截面弯矩计算图式 19 使结构产生最不利效应的同号影响线面积为： 222 674.10266.28 8 1 8 1 ml 所加载影响线中一个最大影响线峰值为： m l y165 . 7 4 66.28 4 故得跨中弯矩为： mkn ypqmm kkcq q l 6177.1434 )165 . 7 98.205674.102875 . 7 (65389 . 0 78 . 0 )2313 . 0 1 ()1 ( 2 b) 计算人群荷载的跨中弯矩: mknpmm rcr r l 07155.291674.102)5 . 10 . 3(62998 . 0 2 c) 计算跨中截面车道活载最大剪力: 图 3-9 跨中截面剪力计算图式 鉴于跨中剪力影响线的较大坐标位于跨中部分，故也采用全跨统一的荷载 2 l q 横向分布系数来计算。 cq m 的影响线面积： 2 l q 2 5825 . 3 5 . 066.28 2 1 2 1 m 故得 kn ypqmq kkcq q l 3313.95 )5 . 098.2052 . 15825 . 3 875 . 7 (65389. 078 . 0 )2313 . 0 1 ( )1 ( 2 d) 计算跨中截面人群荷载最大剪力 knpmq rcr r l 1561.105825 . 3 )5 . 10 . 3(62998 . 0 2 e) 计算支点截面车道荷载最大剪力 作荷载横向分布系数沿桥跨的变化图形和支点剪力影响线，如图 3-10 所示 20 或 车道荷载 0 影响线 人群荷载 图 3-10 跨中截面车道剪力计算图式 横向分布系数变化区段长度： ma165 . 7 165 . 7 66.28 2 1 对应于支点剪力影响线的荷载布置，如图 3-10 所示。 影响线面积为： 。 2 33.14166.28 2 1 m 因此，支点剪力为： q q qkkcq q l qkn q qypqmq , 0 , 0 , 0 2 0974.226 ) 198.2052 . 133.14875. 7(65389 . 0 78 . 0 )2313 . 0 1 ( )1 ( 附加三角形荷载重心处的影响线坐标为： 21 91667 . 0 66.28 )165 . 7 3 1 66.28(1 y 则： kn ypmmyqmm a q kckcq 19099.64 ) 198.2052 . 1)65389 . 0 4091. 0(91667 . 0 875. 7)65389 . 0 4091 . 0 ( 2 165 . 7 (78 . 0 2313 . 1 2 . 1)()( 2 )1 ( 00, 0 故公路ii 级荷载的支点剪力为： knq q 9064.161)19099.64(0974.226 , 0 f) 计算支点截面人群荷载最大剪力 人群荷载的横向分布系数，如图 3-10 所示。 则可得人群荷载的支点剪力为： kn ypmm a pmq rcrcr 1083.43 91667 . 0 )62998 . 0 3864. 1 ( 2 165 . 7 33.14)5 . 13(62998 . 0 2 00 g) 计算四分点截面汽车荷载的弯矩 图 3-11 四分点截面弯矩影响线 使结构产生最不利效应的同号影响线面积为： 222 006.7766.28 32 3 32 3 ml 所加载影响线中一个最大影响线峰值为： m l y37375 . 5 16 66.283 16 3 故得跨中弯矩为： mkn ypqmm kkcq q l 965.1075 )37375 . 5 98.205004.77875 . 7 (65389 . 0 78 . 0 )2313 . 0 1 ( )1 ( 4 h) 计算四分点截面汽车荷载的剪力 22 + 3 4 1 4 图 3-12 四分点截面剪力影响线 使结构产生最不利效应的同号影响线面积为： 222 0175.23166.28 32 9 32 9 ml 所加载影响线中一个最大影响线峰值为： 4 3 y 故得跨中弯矩为： mkn ypqmq kkcq q l 285.156 )75 . 0 98.2052 . 10175.231875 . 7 (65389 . 0 78 . 0 )2313 . 0 1 ( )1 ( 4 i) 计算变化点截面汽车荷载的弯矩 图 3-13 变化点截面弯矩影响线 使结构产生最不利效应的同号影响线面积为： 2 176.46222 . 3 66.28 2 1 m 所加载影响线中一个最大影响线峰值为： my222 . 3 故得跨中弯矩为： mkn ypqmm kkcqq 195.645 )222 . 3 98.205176.46875 . 7 (65389 . 0 78 . 0 )2313 . 0 1 ( )1 ( j) 计算变化点截面汽车截面的剪力 使结构产生最不利效应的同号影响线面积为： 23 2 31.10m 所加载影响线中一个最大影响线峰值为： my83 . 0 故得跨中弯矩为： mkn ypqmq kkcqq 191.179 )83 . 0 98.2052 . 131.10875 . 7 (65389 . 0 78 . 0 )2313 . 0 1 ( )1 ( m) 计算四分点截面人群荷载的弯矩 knpmm rcr r l 305.1866.28 32 3 )5 . 10 . 3(62998 . 0 2 4 n）计算四分点截面人群荷载的剪力 knpmq rcr r l 2341.1566.28 16 3 )5 . 10 . 3(62998 . 0 4 o）计算变化点截面人群荷载的弯矩 knpmm rcrr 905.130176.46)5 . 10 . 3(62998 . 0 p) 计算变化点截面人群荷载的剪力 knpmq rcrr 222.29308.10)5 . 10 . 3(62998 . 0 将各截面车道与人群荷载作用效应汇总于表 3-5 表 3-5 活载作用效应汇总 车道荷载人群荷载 最大弯矩最大剪力最大弯矩最大剪力 截面位置 距支点截面 距离)(mmx mkn m kq 1 kn v kq1 mkn m kq 2 kn v kq2 支点 00161.906043.108 变截面 3700645.195179.191130.90529.222 4/l 71651075.965156.285218.30515.234 跨中 143301434.61895.331291.07210.156 3.3 主梁作用效应组合 按桥规4.1.64.1.8 条规定，根据可能同时出现的作用效应选择了四种最 不理效应组合：承载能力极限状态基本组合、短期效应组合、长期效应组合和标准 效应组合，见表 3-6。 内力组合 （1）基本组合（用于承载能力极限状态计算） （3- 人群汽车自重 .8s0.4s12 . 1ssd 10） 其中计入冲击系数 汽车 s (2) 短期组合（用于正常使用极限状态计算） 24 （3- 人群 汽车 自重 .0s1 1 s 7 . 0 sss 11） (3) 长期组合（用于正常使用极限状态计算） （3- 人群 汽车 自重 s4 . 0 1 s 4 . 0 l ss 12） 将各截面的效应组合汇总于表 3-6 表 3-6 主梁作用效应汇总 基本组合短期组合长期组合 截面 位置 d m )(mkn d v kn s m )(mkn s v kn l m )(mkn l v kn 支点0.00622.440.00436.220.00370.91 变截面2738.60672.651939.87463.091704.13388.86 4/l4567.04499.523235.04327.862841.90280.64 跨中6087.95141.594312.1764.353788.0035.03 25 4 预应力钢束的估算及其布置 4.1 钢筋面积的估算及钢束布置 4.1.14.1.1 预应力钢筋截面面积估算预应力钢筋截面面积估算 按构件正截面抗裂性要求估算预应力钢筋数量 对于部分预应力混凝土构件，根据跨中截面抗裂要求，可知跨中截面所需的有 效预加力为： w e a wm n p n cts pe 1 / 式中的为正常使用极限状态按作用（或荷载）短期效应组合的弯矩值；由 s m 表查得；mknms12.1734 为混凝土允许名义拉应力。根据容许裂缝宽度，查表得 n ct mm1 . 0 。计入高度修正系数，并假设普通钢筋的配筋率为，mpa n ct 0 . 57 . 0%5 . 1 则修正后的名义拉应力为： mpa n ct 5 . 90 . 45 . 17 . 00 . 5 、为估算钢筋数量时，可近似采用毛截面几何性质。按图给出的截面尺寸aw 计算：， 2 804000mmammyb1216mmyu584 49 10234.297mmjc ； 369 10436.2441216/10234.297mmwx 设预应力钢筋截面重心距截面下缘为，则预应力钢筋的合力作用点mmap100 至截面重心轴的距离为；所以得：mmaye pbp 11161001216 n w e a wm n p n cts pe 516.1401498 10436.244 1116 804000 1 5 . 910436.244/1017.4312 1 / 6 66 预应力钢筋的张拉控制应力为，预应力损mpafpk con 1395186075 . 0 75 . 0 失按张拉控制应力的 20%估算，则可得需要预应力钢筋的面积为 2 8 . 1255 13958 . 0 516.1401498 2 . 01 mm n a con pe p 采用 3 束 615.24 钢绞线，预应力钢筋的截面积为。 j 2 252014063mmap 采用夹片式群锚，70 金属波纹管成孔。 4.24.2 预应力钢筋布置预应力钢筋布置 4.2.14.2.1 跨中截面预应力钢筋布置跨中截面预应力钢筋布置 后张法预应力混凝土受弯构件的预应力管道布置应符合公路桥规中的有关 26 构造要求。参考已有的设计图纸并按公路桥规中的构造要求，对跨中的预应力 钢筋进行初步布置，如图 4-1。 。 端横隔板中线 （支座中线） a) 预制梁端部 b) 钢束在端部的锚固位置 27 2 13 c) 跨中截面钢束位置 图 4-1 端部及跨中预应力钢筋布置图（尺寸单位：mm） 4.2.24.2.2 锚固面钢束布置锚固面钢束布置 为了使施工方便，全部 3 束预应力钢筋均锚于梁端(图 4-1a、b)。这样布置符 合均匀分散的原则，不仅能满足张拉的要求，而且 n1、n2 在梁端均弯起较高，可 以提供较大的预剪力。 4.2.34.2.3 其他截面钢束位置及倾角计算其他截面钢束位置及倾角计算 a) 钢束弯起形状、弯起角及其弯曲半径 采用直线段中接圆弧曲线段的方式弯曲；为使预应力钢筋的预加力垂直作用于 锚垫板，n1、n2 和 n3、弯起角均取；各钢束的弯曲半径为： 8 0 ；。mmrn45000 1 mmrn30000 2 mmrn15000 3 b) 钢束各控制点位置的确定 以 n3 号钢束为例，其弯起布置如图 4-2 所示。 。 0 直线段 弯止点 直线段 弯起点 导线点 /2 0 跨中截面中心线 图 4-2 曲线预应力钢筋计算图（尺寸单位：mm） 28 由确定导线点距锚固点的水平距离 0 cot cld mmcld28468cot400cot 0 由确定导线点距锚固点的水平距离 2 tan 0 rld mmrlb10494tan15000 2 tan 0 2 所以弯起点至锚固点的水平距离为 mmlll bd 389510492846 2 则弯起点至跨中截面的水平距离为 mmlxk10747389514882)31228660( 根据圆弧切线的性质，图中弯止点沿切线方向至导线点的距离与弯起点至导线 点的水平距离相等，所以弯止点至导线点的水平距离为 mmll bb 10398cos1049cos 021 故弯止点至跨中截面的水平距离为 mmllx bbk 12835)1049103910747()( 21 同理可以计算 n1、n2 的控制点位置，将各钢束的控制参数汇总于表 4-1 中。 表 4-1 各钢束弯曲控制要素 钢束号 升高值 )(mmc 弯起角 )( 0 弯起半径 r(mm) 支点至锚 固点的水 平距离 d(mm) 弯起点距 跨中截面 水平距离 )(mmxk 弯止点距 跨中截面 水平距离 （mm） n116108450001565956858 n2900830000256679610972 n35008150003121074712835 c) 各截面钢束位置及倾角计算 以 n3 号钢束为例，计算钢束上任一点 离梁底距离及该点处钢束的i ii caa 倾角，式中为钢束弯起前其重心至梁底的距离，；为 点所在计算 i amma100 i ci 截面处钢束位置的升高值。 计算时，首先应判断出 点所在的区段，然后计算及，即i i c i 当时， 点位于直线段还未弯起，故；0)( ki xxi0 i cmmaai100 0 i 当时， 点位于圆弧弯曲段，及按下式计算，即)()(0 21bbki llxxi i c i 22 )( kii xxrrc r xx ki i 1 sin 当时， 点位于靠近锚固的直线段，此时，按)()( 21bbki llxxi 8 0 i i c 下式计算，即 02 tan)( bkii lxxc 29 将各截面钢束位置及倾角计算值祥见表 4-2 i a i 30 表 4-2 各截面钢束位置（）及其倾角（）计算表 i a i 计算截面 钢束 编号 i x )(mm )( 21bb ll )(mm )( ki xx )(mm r xx ki i )( sin 1 )( i c )(mm ii caa )(mm n15956263 n267964176 跨中截面（i-i） 0 i x n3107472088 为负值，钢束尚未弯起00100 n15956263)()( 21bbki llxx8481581 n2679641764176369)(0 ki xx0.7052102 截面4/l mmxi7165 n3107472088为负值，钢束尚未弯起00100 n15956263)()( 21bbki llxx89681068 n26796417641763834)(0 ki xx7.342246346 变化点截面（ii- ii） mmxi10630n3107472088为负值，钢束尚未弯起00100 n15956263)()( 21bbki llxx814881588 n267964176)()( 21bbki llxx8764864 支点截面 mmxi14330 n3107472088)()(