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大桥 结构设计

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下岸大桥结构设计,大桥,结构设计

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辽宁工程技术大学毕业设计（论文）1前言进入二十一世纪以来，随着我国国民经济的迅速发展和经济的全球化，我国的公路交通有了跨越式的发展。特别是桥梁建设得到了飞速的发展，桥梁工程无论在建设规模上，还是在科技水平上，均已跻身世界先进行列。各种功能齐全、造型美观的立交桥、高架桥，横跨长江、黄河等大江大河的特大跨度桥梁，在全国如雨后春笋般出现。桥梁是公路、铁路和城市道路的重要组成部分，特别是大、中桥梁的建设对当地政治、经济、国防等都具有重大意义。因此，桥梁工程的设计应符合技术先进、安全可靠、适用耐久、经济合理的要求，同时应满足美观、环境保护和可持续发展的要求。本设计为广州市西二环高速公路下岸大桥，是依照交通部颁发的有关公路桥涵设计规范（JTG 系列）及根据指导教师的指导拟定设计而成。在设计过程中，作者还参考了诸如结构设计原理、结构力学、材料力学、专业英语等相关书籍和文献。在设计过程中，综合考虑了设计桥梁跨径与材料的优化配合。本设计研究的主要内容包括：桥型方案的拟定和比选；主梁截面拟定；主梁的内力计算；主梁的配筋设计；主梁应力及截面验算；支座尺寸拟定及验算；桥墩、桥台内力计算、配筋及截面验算；附属设施设计；闫冬雪：下岸大桥结构设计21 原始资料及方案比选1.1 原始资料1.1.1 设计资料下岸桥位于广州下岸村跨鱼塘大桥，桥孔布置为 8*35m 预应力混凝土简支梁桥，桥梁全长 280m，标准跨径 35m。设计时速 120km/h，分离式单向双车道。1.1.2 工程地质资料根据钻孔揭露，该段属残丘夹山间洼地地貌单元，上覆第四系全新统冲洪积与残坡积地层，表层低洼处零星分布有软土，一般厚 1.00-3.00m，呈软-流塑状。中部为砂土与粘性土互层，下伏第三系粘土岩、泥岩、砂岩：上部（N）成岩作用差，呈半岩半土状；下部（E）成岩作用稍好。1）软土层:层厚 3m，天然含水率 75%，地基容许承载力kPaqrk30 kPafa8502）砾砂：层厚 11m，侧向摩阻 ，地基容许承载力，kPaqrk100 kPafa4500 容重 17kN/m3，该层为透水层3）泥岩：侧向摩阻 ，地基容许承载力，kPaqrk041 kPafa0500 容重 19kN/m3，该层为不透水层4）土的内摩擦角 35 度；5）桩底土的比例系数；4130000mKN m6）考虑入土长度影响的修正系数0.81.1.4 主要设计依据1） 公路桥涵设计通用规范(JTG D60-2004)2） 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范 （JTG D62-2004）3） 公路桥涵设计手册1.1.5 水文、气候资料 勘察区属于南亚热带季风气候，气候条件优越，雨量丰富，年平均气温21.80，最热月为7月份，平均气温28.8，极端最高气温38.7。最冷月为1月份，平均气温13，极端最低气温在1以下。年均降水量1638.5mm，最大降水量可达2000mm。冬季冷风南下常形成57级偏北风，但最大风力出现在夏秋台风季节(7-9月份)。台风降雨量一般为200mm，最大400500mm，风力6级左右，年平均风速12m/s，台风风速最大达34m/s。辽宁工程技术大学毕业设计（论文）31.2 方案比选1.2.1 方案比选的主要标准桥梁方案比选有四项主要标准：适用性，安全性，经济性与美观性，其中以安全与经济为重。桥梁的选择应符合因地制宜、就地取材和便于施工、养护的原则。1.2.2 最终方案的确定 拱桥方案与简支T形梁桥方案需要进行最后的方案比较1.2.3 拱桥方案比较项目效果1）工艺技术要求：a.施工技术较成熟，工艺要求较高。b.所需人工机械较多。c.劲性骨架吊装法施工，吊装吨位轻，劲性骨架加工运输较为方便。 d.施工过程控制复杂。2）营运适用性：结构受力合理，行车平稳舒适。3）经济性：建设造价高，伸缩缝适中，后期营运养护一般。4）建设工期：主体工程不能平行施工，工期较长。5）美观性：雄伟壮观，但是地处非城市区，亦非风景区，对美观要求不高。1.2.4 预应力简支 T 型梁桥方案比较项目效果1）工艺技术要求：a.施工技术成熟。b.人工机械设备少。c.现场浇注，亦可预制。d.工程控制复杂。 2）营运适用性：受力合理明确，行车平稳舒适。3）经济性： a.建设造价相对经济。b.伸缩缝适中，后期营运养护费用少。4）建造工期：可以平行作业，施工作业快，亦可以提前预制，提高施工进度，而且不受场地的影响。5）美观性：效果一般，对美观要求不大。综上所述：通过从经济、安全、适用、美观等的比选出发，又考虑本工程所处的水文地质条件以及未来使用条件。最终选择预应力简支T型梁桥 。闫冬雪：下岸大桥结构设计42 设计资料及构造布置2.1 设计资料 2.1.1 桥面跨径及桥宽跨径：35m 主梁长：设置伸缩缝，取梁长 34.96mcm4计算跨径：按梁式桥计算跨径的取值方法，取相邻支座中心间距 34m2.1.2 设计荷载公路级I2.1.3 材料及工艺混凝土：主梁用，桥面铺装混凝土垫层亦用；50C50C钢筋： 335HRB钢绞线：2.15s2.1.4 设计依据1） 公路桥涵设计通用规范 （JTG D60-2004）2） 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范2.1.5 桥面净空1）3.752（行车道）+3.5（右路肩）+1.2（左路肩）=12.2m2.2 主梁构造布置及尺寸拟定2.2.1 截面形式本桥采用简支 T 形梁截面形式，并采取先预制再吊装的方法施工。2.2.2 主梁间距主梁间距 2.2m，按横向 6 片布置，桥横截面布置形式见图 2-22.2.3 主梁高度预应力混凝土等截面简支梁的高跨比一般为，对于本桥应为拟取 2.1m25/115/12.2.4 受压翼缘有效宽度计算，fb根据公路桥涵通用设计规范,取式 2-2-4-1、2-2-4-2、2-2-4-3 中最小值，fb1）简支梁计算跨径的 1/3辽宁工程技术大学毕业设计（论文）5即（2-2-4-1）mmL33.1133333400032）相邻两梁的平均间距两梁间距为 2200mm3），当时，取fhfhbbb,，12231hhbhfhfhhbb,，126此处按式计算，该设计不设承托fhfhhbb,，126mmhf20410002/1108001601000，所以mmbf26482041206200，所以，受压翼缘有效宽度mmbf2200，闫冬雪：下岸大桥结构设计62.2.5 边主梁、中主梁截面尺寸 跨中 支点图 2-1 主梁横截面尺寸图（单位：mm）Fig2-1 girder cross section size chart (unit: mm)辽宁工程技术大学毕业设计（论文）7 混凝土防水垫层100mm 沥青铺装层80mm 防撞护栏图 2-2 主梁纵截面尺寸图（单位：mm）Fig 2-2 girder longitudinal and cross section size chart (unit: mm)闫冬雪：下岸大桥结构设计83 主梁内力计算3.1 一号梁恒载内力计算3.1.1 一期恒载计算1）跨中截面段主梁的自重kN754.250333.1126851.0G2）主梁截面变化段的自重kN571.114067.4262/）316.1851.0（G3）支点段梁的自重kN169.7108.226316.1G4）边主梁的横隔梁中横隔梁体积3187.0）2/18.015.02/11.08.0-8.074.1（2/）13.015.0（m端横隔梁体积3180.0）089.065.0-94.165.0（2/）14.016.0（m半跨内横隔梁重力为kN404.1426)180.0187.02(G5）预制梁永久作用集度kN/m795.2548.17/)404.14169.71571.114754.250(g13.1.2 二期恒载计算1）现浇 T 梁翼板集度kN664.1264.016.0g2）边梁现浇部分横隔梁集度一片中横隔梁（现浇部分）体积3m04872.074.12.014.0一片端横隔梁（现浇部分）体积30582.094.12.015.0mkN664.1264.016.0g3）铺装辽宁工程技术大学毕业设计（论文）910cm 混凝土防水垫层铺装 kN/m5.30252.121.08cm 沥青铺装kN/m424.23242.1208.0将桥面铺装均摊给 6 片主梁,则kN987.86/)424.235.30(g4）栏杆一侧防撞栏:4.99kN/m，将两侧防撞栏均摊给六片主梁，则kN/m663.16/299.4g5）边梁二期永久作用集度kN/m546.12663.1987.8232.0664.1g23.1.3 恒载内力图 3-1 恒载内力图（单位：mm）Fig3-1 Dead load internal force(unit: mm)设为计算截面至左支点的距离，令xlx/ 则主梁的弯矩和计算公式分别为 g/)-1(212lMg/)-1(212lQ跨中截面处：5.034/17l/x影响线影响线闫冬雪：下岸大桥结构设计10一期：mkN378.3727795.2534）211（2121221MkN0795.2534）2211（2121Q二期：mkN897.1812546.1234）211（2121221M kN0546.1234）2211（2121Q其余截面计算过程同理，各截面永久作用效应见表 3-1表 3-1 一号梁永久作用效应Tab 3-1 1beam and permanent effect跨中四分点x=5.667x=1.6支点作用效应=0.5=0.25=0.167=0.047=0弯矩（kNm）3727.3782795.5332070.765668.6060一期剪力（kN）0219.258292.343397.243438.515弯矩（kNm）1812.8971359.6731007.165325.1920二期剪力（kN）0106.641142.188193.208213.282弯矩（kNm）5540.2754155.2063077.93993.7980剪力（kN）0325.899434.531590.451651.7973.2 二号梁恒载内力计算3.2.1 一期恒载计算1）跨中截面段主梁的自重:kN754.250G2）主梁截面变化段的自重:kN571.114G3）支点段梁的自重:kN169.71G4）半跨内横隔梁的重力kN808.2826）180.02187.04（G5）预制梁永久作用集度kN/m619.2648.17/)808.28169.71571.114754.250(g13.2.2 二期恒载计算1）现浇 T 梁翼缘板:kN/m664.1g2）横隔梁现浇部分:kN/m463.0g辽宁工程技术大学毕业设计（论文）113）铺装:kN/m987.8g4）栏杆: kN/m663.1gkN808.2826）180.02187.04（G5）中梁二期永久作用集度 kN/m777.12663.1987.8463.0664.1g23.2.3 恒载内力计算图示见图 3-1,计算过程与一号梁相同,二号梁永久作用效应见表 3-2表 3-2 一号梁永久作用效应Tab 3-2 2beam and permanent effect跨中四分点x=5.667x=1.6支点作用效应=0.5=0.25=0.167=0.047=0弯矩（kNm）3846.4462884.8342137.015689.9640一期剪力（kN）0226.262301.673409.933452.523弯矩（kNm）1846.2271384.7071025.757331.180二期剪力（kN）0108.605144.802196.766217.209弯矩（kNm）5692.7234269.5413162.7721021.1440剪力（kN）0334.867446.475606.699669.732闫冬雪：下岸大桥结构设计123.3 各主梁恒载内力各主梁恒载内力见表 3-3表 3-3 主梁永久作用效应Tab3-3 girder permanent effect作用集度弯矩剪力弯矩总和剪力总和梁号作用效应g(kN/m)kNmkNkNmkN一期0.525.7953727.3780跨中二期0.512.5461812.89705540.2750一期0.2525.7952795.533219.258四分点二期0.2512.5461359.673106.6414155.206325.899一期0.16725.7952070.765292.343X=5.667二期0.16712.5461007.165142.1883077.93434.531一期0.04725.795668.606397.243X=1.6二期0.04712.546325.192193.208993.799590.451一期025.7950438.5151、6支点二期012.5460213.2820651.797一期0.526.6193846.4460跨中二期0.512.7771846.27705692.7220一期0.2526.6192884.834226.262四分点二期0.2512.7771384.707108.6054269.542334.866一期0.16726.6192137.015301.673X=5.667二期0.16712.7771025.757144.8023162.772446.475一期0.04726.619689.964409.933X=1.6二期0.04712.777331.18196.7661021.144606.698一期026.6190452.5232、3、45支点二期012.7770217.2090669.732辽宁工程技术大学毕业设计（论文）133.4 可变作用效应3.4.1 冲击系数与车道折减系数1）截面几何特性计算，见表 3-4图 3-2 跨中截面尺寸图 (单位:mm)Fig 3-2 The cross section size in figure (unit: mm)表 3-4 截面几何特性Tab 3-4 cross section geometric features分块名称分块面积Ai(cm)分块面积形心至上缘距离yi(cm)分块面积对上缘静矩Si=Aiyi(cm3)ys(cm)分块面积的自身惯矩Ii(cm4)di=ys-yi(cm)分块面积对形心的惯矩Ix=Aidi2(cm4)I=Ii+Ix(cm4)1320082560071.96168266.66763.96113091400.9213159667.59288019.66717306.9671.9615915.55652.2942406541.2682412456.823338009536100071.96111431666.67-23.0392016950.07113448616.7442702025454071.9614860-130.0394565708.9714570568.9715100020020000071.96133333.333-128.03916393878.8916427212.23合计9150658446.9611544042.2238474480.1250018522.34现浇段闫冬雪：下岸大桥结构设计14检验截面效率指标 上核心距: cm601.3971.964)-(2109150343.50018522)210(AIkSsy下核心距: cm964.7571.9649150343.50018522AIkSsy截面效率指标5.055.021075.96439.601hkkxs表明以上初拟的跨中截面是合理的2cm851016202-9150小毛截面面积2）冲击系数基频计算公式如下cCmEI22lf其中：,210N/m1045.3CE4m5001.0CIml34 ,4m5001.0CImCkg/10425.281.9915.0100026gGm3623.310425.25001.01045.334214.32lf31022cCmEI 根据公路桥涵通用设计规范4.3.2 条规定,当时z14z5.1HfH 0.2120.0157-ln3.6230.17670.0157-0.1767lnf3）车道折减系数 根据公路桥涵通用设计规范4.3.1 条,当车道数2 时,需要进行车道折减,折减系数见表 3-5表 3-5 横向折减系数Tab 3-5 transverse reduction factor横向布置设计车道数2345678横向折减系数10.780.670.60.550.520.8辽宁工程技术大学毕业设计（论文）153.4.2 抗扭修正系数的确定承重结构长宽比279.22.1234BL所以可按修正的刚性横梁法计算横向分布系数cm1）计算主梁抗扭惯矩 IT对于 T 型梁截面，抗扭惯矩按下式计算miiiiTtbcI13其中，bi、ti相应为单个矩形截面宽度和高度 ci矩形截面抗扭刚度系数 m梁截面划分成单个矩形截面的个数跨中截面翼缘板换算平均厚度：cmt202201180162201翼缘板换算平均厚度：cmt29238203表 3-6 抗扭刚度系数Tab 3-6 orsional stiffness coefficientt/b10.90.80.70.60.50.40.30.20.10.1c0.1410.1550.1710.1890.2090.2290.250.270.2910.3121/331取,1.009.022020b11ct307.0291.0)124.02.0(1.02.0291.0312.0,124.0)2920210(20b22ct213.0209.0)58.06.0(5.06.0209.0229.0,580.05029b33ct表 3-7 IT计算表Tab 3-7 IT calculation table分块名称bi(cm)ti(cm)ti/biciIti（10-3m4）翼缘板220200.0911/35.86667腹板161200.1240.3073.95416马蹄50290.580.2132.59743总和12.41826闫冬雪：下岸大桥结构设计162）抗扭修正系数 对于本设计,主梁的间距相同,并将主梁近似看成等截面,则 修正系数211BlEIGIT其中， 值见表 3-8 m34lm2.12BE425.0G 43m1041826.12TI4m35001852234.0TI表 3-8 值Tab 3-8 factor value主梁根数 n45671.0671.0421.0281.021所以922.02.123435001852234.01041826.12425.0028.11111232EEBlEIGIT辽宁工程技术大学毕业设计（论文）173.4.3 跨中荷载横向分布系数计算图 3-3 荷载横向分布系数计算示意图Figure 3-3 load transverse distribution coefficient calculation1）号梁荷载横向分布系数 61i21iicqaeanm其中,n主梁根数 222261i284.7m)1.13.3(5.52ia单列车: 4.7mcm470905021220e 448.07.847.45.5922.061cqm双列车: 3.15mm3152130-1805021220ec 711.0)7.8415.35.5922.061(2cqm三列车: 1.6mm1602180-130-1805021220ec 614.078.0)7.846.15.5922.061(3cqm四列车: 0.05mm52130-180-130-1805021220ec闫冬雪：下岸大桥结构设计18 455.067.0)7.8405.05.5922.061(4cqm故可变汽车横向分布系数：mcq =0.7112）同理，、号梁的计算过程与相同，故在此只列出计算结果号梁单列车: mcq=0.334 双列车: mcq=0.560 三列车: mcq=0.524 四列车: mcq=0.451故可变作用汽车的横向分布系数: mcq=0.560号梁单列车: mcq=0.223 双列车: mcq=0.409 三列车: mcq=0.435 四列车: mcq=0.448故可变作用汽车的横向分布系数: mcq=0.448辽宁工程技术大学毕业设计（论文）193.4.4 支点荷载横向分布系数计算支点处采用杠杆原理法绘制荷载横向分布影响线和计算横向分布系数图 3-4 支点处横向分布系数计算示意图Figure 3-4 fulcrum on calculating transverse distribution coefficient of schematic diagram号梁636.0)227.0045.1(21oqm号梁796.0)409.01182.0(21oqm同理号梁的计算结果与号梁相同，moq=0.796号梁号梁.045闫冬雪：下岸大桥结构设计203.4.5 各主梁横向分布系数汇总表表 3-9 横向分布系数汇总表Tab 3-9 transverse distribution coefficient of the summary table梁号123456mcq0.7110.560.4480.4480.560.711moq0.6360.7960.7960.7960.7960.636辽宁工程技术大学毕业设计（论文）213.4.6 活载内力计算根据公路桥涵通用设计规范4.3 条规定,公路级均布荷载标准值 qk和集中荷载 Pk分别为 mkNqk5.10kNPk296180)534(550180360kNPk2.3552.1296计算剪力时，支点处横向分布系数取 mo,从支点至第一根横梁段横向分布系数从 mo直线过渡到mc，其余梁段均取 mc1）号梁跨中截面弯矩与剪力图 3-5 跨中截面作用效应计算图示（单位：m）Fig 3-5 cross sectional effect shown in the (unit: m)闫冬雪：下岸大桥结构设计222225.1448348lm 572.2861 133.15.108.6)711.0636.0()5.1445.105.8296(711.01 5)()(1maxmkNyqlmmqyPmMkcqoqkkkcqkNyqlmmqyPmVkcqoqkkkcq823.157 067.05.108.6)711.0636.0(21)5.0175.05.105.02.355(711.01 5)(21)(3max可变作用（汽车）冲击效应mNMMk653.606572.2861212.0212.0maxNVVk459.33823.157212.0212.0max四分点截面弯矩与剪力图 3-6 四分点截面作用效应计算图示（单位：m）Fig 3-6 quartile cross section effect icon (unit: m)辽宁工程技术大学毕业设计（论文）232375.10834163342116321mLL 662.2144 5.108.6)567.07.1()711.0636.0(21 )375.1085.10375.6296(711.01 5)()(1maxmkNyqlmmqyPmMkcqoqkkkcqkNyqlmmqyPmVkcqoqkkkcq621.260 5.10067.08.6)711.0636.0(21)5.0344375.05.1075.02.355(711.01 5)(21)(3max可变作用（汽车）冲击效应mNMMk668.454662.2144212.0212.0maxmNVVk252.55621.260212.0212.0max闫冬雪：下岸大桥结构设计24X=5.667m 变截面处弯矩与剪力图 3-7 X=5.667m 変截面处作用效应计算图示（单位：m）Fig 3-7 X = 5.667 m - cross-section effect calculation shown (unit: m)其中，y1=0.012 y2=4.659 y3=3.778 y4=0.378y5=0.822 y6=0.067 y7=0.033均布荷载 301.593 378.05.10）636.0711.0（28.65.10659.4012.0）667.5-8.6（215.10033.0722.4667.521711.05.1034722.421 1 ）（28.6）-8.6（21212142171mkNyqmmqyyxqyxymlqyMkoqcqkkkcqkk 893.87 069.05.10）636.0711.0（28.65.10833.0）667.5-8.6（21711.05.1034)667.534(211 ）（28.6）-8.6（21)(2126521kNyqmmqyxmqlxlVkoqcqkcqk辽宁工程技术大学毕业设计（论文）25集中荷载mkNmyPMcqkk399.976)012.0711.0(722.429612kNmyPVcqkk755.206)012.0711.0(833.02.35512mkNMMM700.1569399.976301.59321maxkNVVV647.294755.206893.8721max可变作用（汽车）冲击效应mNMMk668.454700.1569212.0212.0maxNVVk465.62647.294212.0212.0maxX=1.6m 变截面处弯矩与剪力图 3-8 X=1.6m 変截面处作用效应计算图示（单位：m）Fig 3-8 X = 1.6 m - cross-section effect calculation chart (unit: m)闫冬雪：下岸大桥结构设计26其中，y1=0.057 y2=1.443 y3=1.280 y4=0.107 y5=0.902 y6=0.067 y7=0.063525.134)6.134(6.1labyk均布荷载 151.190 107.05.10）636.0711.0（28.65.10443.1057.0）6.1-8.6（21 5.10063.0525.16.121711.05.1034525.1211 ）（28.6）-8.6（21212142171mkNyqmmqyyxqyxymlqyMkoqcqkkkcqkk 659.113 067.05.10）636.0711.0（28.65.10902.0）6.1-8.6（21711.05.1034)6.134(211 ）（28.6）-8.6（21)(2126521kNyqmmqyxmqlxlVkoqcqkcqk集中荷载mkNmyPMcqkk999.294)012.0711.0(525.129612kNmyPVcqkk250.221)057.0711.0(953.02.35512mkNMMM150.485999.294151.19021maxkNVVV909.334250.221659.11321max可变作用（汽车）冲击效应mNMMk852.102150.485212.0212.0maxNVVk001.71909.334212.0212.0max支点截面处剪力计算辽宁工程技术大学毕业设计（论文）27 图 3-9 支点截面处作用效应计算图示（单位：m）Fig 3-9 fulcrum cross-section effect calculation chart (unit: m)其中，y1=0.933 y2=0.067kNlyqmmlyqmmllqmPmVkcqoqkcqoqkcqkoq143.350 067.05.10)711.0636.0(534933.05.10)711.0636.0(52345.10711.02.355636.01 )(5)(5221max按公路桥涵设计通用规范4.1.64.1.8 规定，根据同时出现的作用效应选择了三种最不利效应组合：短期效应组合、标准效应组合和承载力极限状态组合，号梁各种组合见表 3-10闫冬雪：下岸大桥结构设计28表 3-10 、梁的作用效应组合Tab 3-10 the effects of 1 .6 beams combination跨中截面四分点截面X=5.667X=1.6支点MmaxVmaxMmaxVmaxMmaxVmaxMmaxVmaxVmax序号荷载类型(kNm)(kN)(kNm)(kN)(kNm)(kN)(kNm)(kN)(kN)一期3727.38 0.00 2795.53 219.26 2070.77 292.34 668.61 397.24 438.52 二期1812.90 0.00 1359.67 106.64 1007.17 142.19 325.19 193.21 213.28 总作用5540.28 0.00 4155.21 325.90 3077.93 434.53 993.80 590.45 651.80 汽车2861.57 157.82 2144.66 260.62 1569.70 294.65 485.15 334.91 350.14 汽车冲击606.65 33.46 454.67 55.25 332.78 62.47 102.85 71.00 74.32 人群0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 标准组合9008.50 191.28 6754.54 641.77 4980.41 791.64 1581.80 996.36 1076.26 短期组合7543.38 110.48 5656.47 508.33 4176.72 640.78 1333.40 824.89 896.90 极限组合11503.85 267.79 8625.31 833.30 6356.98 1021.39 2015.76 1276.82 1376.40 同理，、计算过程与、相同，在此计算过程省略，计算结果分别见表 3-11、表 3-12表 3-11 、梁的作用效应组合Tab 3-11 the effects of 2 .5 beams combination跨中截面四分点截面X=5.667X=1.6支点MmaxVmaxMmaxVmaxMmaxVmaxMmaxVmaxVmax序号荷载类型(kN.m)(kN)(kN.m)(kN)(kN.m)(kN)(kN.m)(kN)(kN)一期3846.45 0.00 2884.83 226.26 2137.02 301.67 689.96 409.93 452.52 二期1846.28 0.00 1384.71 108.61 1025.76 144.80 331.18 196.77 217.21 总作用5692.72 0.00 4269.54 334.87 3162.77 446.48 1021.14 606.70 669.73 汽车2277.72 125.01 1713.06 205.97 1328.82 247.57 497.15 346.42 391.12 汽车冲击482.88 26.50 363.17 43.67 281.71 52.48 105.40 73.44 82.92 人群0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 标准组合8453.32 151.51 6345.77 584.51 4773.30 746.53 1623.69 1026.56 1143.77 短期组合7287.12 87.51 5468.68 479.05 4092.95 619.77 1369.15 849.19 943.52 极限组合10696.10 212.11 8030.17 751.34 6050.07 955.84 2068.94 1315.84 1467.34 辽宁工程技术大学毕业设计（论文）29表 3-12 、梁的作用效应组合Tab 3-12 the effects of 3 .4 beams combination跨中截面四分点截面X=5.667X=1.6支点MmaxVmaxMmaxVmaxMmaxVmaxMmaxVmaxVmax序号荷载类型(kN.m)(kN)(kN.m)(kN)(kN.m)(kN)(kN.m)(kN)(kN)一期3846.45 0.00 2884.83 226.26 2137.02 301.67 689.96 409.93 452.52 二期1846.28 0.00 1384.71 108.61 1025.76 144.80 331.18 196.77 217.21 总作用5692.72 0.00 4269.54 334.87 3162.77 446.48 1021.14 606.70 669.73 汽车1229.49 67.26 926.83 110.66 745.68 138.30 308.06 215.55 251.34 汽车冲击260.65 14.26 196.49 23.46 158.09 29.32 65.31 45.70 53.28 人群0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 标准组合7182.86 81.52 5392.86 468.98 4066.54 614.09 1394.51 867.95 974.35 短期组合6553.36 47.08 4918.32 412.33 3684.75 543.28 1236.78 757.58 845.67 极限组合8917.46 114.12 6696.10 589.60 5060.60 770.43 1748.08 1093.79 1230.15 闫冬雪：下岸大桥结构设计304 主梁预应力钢筋配筋计算4.1 截面预应力钢束估算 4.1.1 预应力结构类型本设计 T 型主梁为 A 类部分预应力混凝土构件。4.1.2 钢束估算原则 根据正常使用极限状态正截面抗裂性确定预应力钢筋数量。 4.1.3 钢筋面积计算 1）根据公路钢筋混凝土及预应力混凝土设计规范 （在本设计中简称为公预规 ）6.3.1-3 条,A 类预应力构件在作用（或荷载）短期组合下应符合式（4-1-3-1）： （4-1-3-1）tkpcstf7.0经过式 4-1-3-1 变换得到式 4-1-3-2 （4-1-3-2）AwfNtkstpe7.0-式中： WMsstWeAApw1 荷载短期效应组合sM 混凝土毛截面面积A 混凝土毛截面受拉边缘的弹性抵抗矩W 预应力钢筋重心对混凝土重心轴的偏心矩pe2）夸中截面几何特性(不计翼缘湿接缝)根据表 3-10 可知mkNMs375.7543根据表可知 2851000mmAmmys768mmyu13327682100设预应力钢筋截面重心距截面下缘为 170mm，即，则预应力钢筋的合力mmap170点至截面截面重心轴的距离为mmayepup11621701332所以，311809.354204821133210719.4mmyIWu辽宁工程技术大学毕业设计（论文）31 NweAfwMNptkspe063.4362570809354204821.1162851000165.27.0-809.354204821/10375.7543)1(7.0/6预应力钢筋的张拉控制应力MPafpkcon1395186075.075.0预应力损失按张拉控制应力的 25%估算,则可得到预应力钢筋面积见下式 272.4169139525.01063.436257025.01mmNAconpep则，988.29139525.0172.4169139npA故采用 5 束 6s15.2 钢绞线，预应力钢筋的截面积2417013930mmAp闫冬雪：下岸大桥结构设计324.2 波纹管选择与布置要求4.2.1 波纹管选择根据预应力混凝土用金属波纹管JG225-2007 附录 B，本设计中金属波纹管内径为 60mm，外径为 67mm1）根据公预规9.4.9 条规定，管内径截面积2Ap 222282626014.3r管内径截面积mm21668mm139622Ap 显然，满足规范要求2）根据公预规9.4.9 条规定管道间外缘净距40.2mm670.60.6ds，宜40mm本设计中，管道间外缘净距最小为 45mm，满足规范要求根据桥梁工程 （机械工业出版社）规定，斜坡处管道保护层厚度不宜小于6cm本设计中，斜坡处保护层厚度为 9.2cm，满足要求辽宁工程技术大学毕业设计（论文）334.3 横断面预应力钢筋设计4.3.1 跨中截面预应力钢筋布置预应力钢筋布置见图 4-1图 4-1 跨中截面预应力钢筋布置（单位：mm）Fig 4-1 cross section of prestressed reinforcement arrangement (unit: mm)13245闫冬雪：下岸大桥结构设计344.3.2 支点截面预应力钢筋布置1）预应力钢筋布置见图 4-2图 4-2 支点截面预应力钢筋布置（单位：mm） Fig 4-2 fulcrum section prestressed reinforcement arrangement (unit: mm)2）钢束群重心位置验算其中:全截面重心至梁顶的距离 85.869cm970.13160333.1130120yAyiisA2x124.131mm85.869210ysyh故计算得： 35.316cm131.124970.13160346.57695211IksxyA51.052cm869.85970.13160346.57695211IkxsyA钢束群重心值梁底距离：12345辽宁工程技术大学毕业设计（论文）35107cm5180014501000700400ap33.921cm51.052)-(124.131-107)(yxxpkya图 4-3 钢束群重心位置图（单位：mm）Fig 4-3 steel beam group of center of gravity location map (unit: mm)由图 4-3 可知，钢筋群重心处于截面的核心范围内，符合设计要求上核心形心轴下核心 闫冬雪：下岸大桥结构设计364.4 纵断面预应力钢筋设计4.4.1 跨中截面预应力钢筋布置1）预应力钢筋弯起采用两段式2）根据图 4-1、4-2 可知各钢束弯起高度 c，现将 c 值列于表 4-2 中表 4-2 预应力钢束弯起高度Tab 4-2 prestressed steel beam bending height钢束号N1N2N3N4N5升高值（mm）157612268665662663）预应力钢筋弯起角度根据公路桥涵设计手册梁桥 （第二版）式 1-5-10（下式 4-4-1-1） peQGNVV2arcsin0式中：预应力钢筋弯起角度 VG（VQ）恒载（活载）剪力故1242.115700063.43622463.42479.651arcsin0 弯起半径 （4-4-1-2）mmCR7212012cos11576cos10弯起曲线段水平投影长 mmRlw1499412sin72120sin0由于 lw非常接近半跨长度，弯起点位置制定不合理，现根据经验数值（预应力钢筋弯起点一般设在距离支点 L/4L/3 之间） ，经过电算调试，确定 N5、N4 钢筋束弯起角度为，N3、N2、N1 钢筋束弯起角度为1612辽宁工程技术大学毕业设计（论文）37图 4-4 钢筋起弯示意图Fig 4-4 reinforced bending diagram4）预应力钢束弯起半径及钢束长度 锚固点到支座中心线水平距离 aximmax27512tan4003601mmax2.21112tan7003602mmax4.14712tan10003603mmax7.27616tan1513204mmax3.17616tan5013205 弯起半径 R根据式 4-4-1-2 计算弯起半径 R，计算结果见表表 4-3 预应力钢束弯起半径Tab 4-3 prestressed steel beam bending radius钢束号N1N2N3N4N5弯起半径（mm）1217325901396303164840683 弯起点至跨中截面水平距离 Xi表 4-4 Xi 值Table 4-4 Xi value钢束号升高值（mm）钢束起弯角度(。)R（mm）axi(mm)Xi(mm)N1266121217327514744N25661225901211.211826N38661239630147.48908N412261631648276.78553N515761640683176.35963 起弯点锚固点主梁底面线闫冬雪：下岸大桥结构设计38 钢束长度表 4-5 钢束长度Tab 4-5 steel beam length钢束起弯角度曲线长度直线长度有效长度钢束预留长度钢束长度钢束号R(mm)(。)（mm）(mm)(mm)(mm)(mm)N112173122549.5114744.1634587.33140035987.33N225901125424.6911826.0834501.55140035901.55N339630128300.09890834416.18140035816.18N431648168837.798553.2634782.09140036182.09N5406831611360.845962.5234646.71140036046.715）弯起曲线段水平投影长度 lw 计算N1: mmRlw821.253012sin12173sin01同理，其他截面计算结果见表 4-6表 4-6 lw计算表Tab 4-6 lw calculation table钢束号N1N2N3N4N5R(mm)12173259013963031648406830(。)1212121616lw(mm)2530.8215385.138239.448723.44311213.826）各控制截面钢束重心位置计算各钢筋束重心位置计算计算公式见式 4-4-1-3)cos1(0Raai Rxxisin)sin1(cos2式中：ai钢束在计算截面处钢束重心到梁底距离(mm)(见图 4-1) ao钢束弯起前到梁底的距离(mm)x跨中至计算点截面的距离(mm)xi见表 4-4(mm)R钢束弯起半径(mm)（见表 4-3）辽宁工程技术大学毕业设计（论文）39计算钢束群重心到梁底距离 ap现以 L/4 截面为例，计算 apx=8500 N1： 所以，钢筋束未弯起062441474485001mmxxmmaa13401N2： 所以，钢筋束未弯起033261182685002mmxxmmaa13402N3： 所以，钢筋束未弯起0408890885003mmxxmmaa13403N4： 所以，钢筋束未弯起0258.53258.855385004mmxxmmaa22404N5： 02537596385005mmxx062.0406832537sinRxxi998.0)062.01()sin1(cos22mmRaa21.303)998.01(40683224)cos1(05 mmaaaaaap1865）21.303224134134134（5）（54321其他截面计算同理,计算结果见表 4-7闫冬雪：下岸大桥结构设计40表 4-7 各截面钢束位置及钢束群中心位置Tab 4-7 each section steel beam and steel beam group of center location计算截面钢束编号R(mm)sincosa0（mm）ai(mm)ap(mm)N11217301134134N22590101134134N33963001134134N43164801224224跨中截面N54068301224224170L/4 截面N11217301134134Xi=8500N22590101134134N33963001134134N43164801224224N5406830.0620.998224224186变化点截面N11217301134134Xi=11333N22590101134134N3396300.0610.998134134N4316480.0880.996224224N5406830.1320.991224224281变化点截面N1121730.0540.999134134Xi=15400N2259010.1380.99134134N3396300.1640.986134134N4316480.2160.976224224N5406830.2320.973224224702支点截面N1121730.1850.983134134Xi=17000N2259010.20.98134134N3396300.2040.979134134N4316480.2670.964224224N5406830.2710.9622242241018辽宁工程技术大学毕业设计（论文）414.4.2 锚固区尺寸确定及局部承压验算1）锚固区尺寸，根据其他设计资料而定，见图 4-2图 4-5 锚固区尺寸图（单位：mm）Fig 4-5 anchorage zone size chart (unit: mm)2）锚固区局部承压验算图 4-6 带喇叭口的夹片锚锚固体系（单位：mm）Figure 4-6 with bell mouth jaw anchor anchorage system (unit: mm)N5N4N2N3N1螺旋筋锚垫板闫冬雪：下岸大桥结构设计42图 4-7 局部承压计算示意图（单位：mm）Fig 4-7 local pressure calculation diagram (unit: mm)(1) 局部承压区的截面尺寸验算 根据公预规5.7.1 条,其局部受压区的截面尺寸应满足下列要求: ln03.1AfFcdsld lbAA式中: 局部受压面积上的局部压力设计值,应取 1.2 倍张拉时的最大压力;本设计ldF中,每束预应力筋的截面积为 834mm2,张拉控制应力 1395MPa,则NFld139611613958341.2 预应力张拉时混凝土轴心抗拉强度设计值，本设计张拉时混凝土强度等级cdf辽宁工程技术大学毕业设计（论文）43为 C45，则MPafcd20.5混凝土局部承压修正系数，取s0.1s混凝土局部承压强度提高系数局部受压时的计算底面积,为图 4-6 阴影区域bA、混凝土局部受压面积，当局部受压面有孔洞时，为扣除孔洞后的面lnAlAlnA积，为不扣除孔洞的面积lA 本设计采用夹片式锚具，锚具尺寸与连接方式见图 4-5、4-6，由图 4-6 可知，取最不利的 2 号钢束进行局部承压验算。22ln44876674-220220mmA248400220220mmAl2150000300500mmAb760.148400150000lbAA公式右边=kN863.210410448765.20760.10.13.13 公式左边=右边kN1396.1161039611610.13 所以本设计主梁局部受压区的截面尺寸满足规范要求（2）局部抗压承载力验算 根据公预规5.7.2 条,对锚下设置间接钢筋的局部承压构件，按下式进行局部抗压承载力验算： ln0）（0.9AfkfFsdcorvcdsld 式中：配置间接钢筋时局部抗压承载力提高系数，当时，应取corbcorAAbcorAA 间接钢筋影响系数，按公预规5.3.2 条取用，k2.0k 间接钢筋内表面范围内的混凝土核心面积，其重心应与的重心相重corAlA合，计算时按同心、对称原则取值 间接钢筋体积配筋率，对于螺旋筋 vsdAcorssv14闫冬雪：下岸大桥结构设计44 单根螺旋形间接钢筋的截面面积1ssA 螺旋形间接钢筋内表面范围内混凝土核心面积的直径cord 螺旋形间接钢筋的层距s 本设计中采用间接钢筋为 HRB335 的螺旋箍筋，直径 12mm，间距MPafd280ss=60mm,螺旋钢筋中心直径 220mm。则： mmdcor20812-2202223396242083.144mmdAcorcor0.8384840033962lcorcorAA0.0362560208113.1441sdAcorssvkNkN1396.116公式左边2144.2771044876）2800.8380.036252.020.51.7601.0（0.9公式右边3-因此，本设计主梁端部的局部承压满足规范要求。辽宁工程技术大学毕业设计（论文）455 截面几何特性计算5.1 截面面积及惯矩计算 5.1.1 跨中、支点处截面面积与惯性矩计算计算示意图见图 3-2，现将结果列于表 5-1表 5-1 跨中（计翼缘湿接缝）截面面积与惯性矩计算表Tab 5-1 Across the cross section area and moment of inertia calculation table分块名称分块面积Ai(cm)分块面积形心至上缘距离yi(cm)分块面积对上缘静矩Si=Aiyi(cm3)分块面积的自身惯矩Ii(cm4)di=ys-yi(cm)分块面积对形心的惯矩Ix=Aidi2(cm4)I=Ii+Ix(cm4)1 矩形3200825600.00 68266.67 63.96 13091230.47 13159667.59 2 三角形88019.66717306.96 5915.56 52.29 2406541.27 2412456.82 3 矩形380095361000.00 11431666.67 -23.04 2016950.07 13448616.74 4 三角形27020254540.00 4860.00 -130.04 4565708.97 4570568.97 5 矩形1000200200000.00 33333.33 -128.04 16393878.89 16427212.23 合计9150658446.96 11544042.22 38474480.12 50018522.34 表 5-2 跨中（不计翼缘湿接缝）截面面积与惯性矩计算表Tab 5-2 Across the cross section area and moment of inertia calculation table分块名称分块面积Ai(cm)分块面积形心至上缘距离yi(cm)分块面积对上缘静矩Si=Aiyi(cm3)分块面积的自身惯矩Ii(cm4)di=ys-yi(cm)分块面积对形心的惯矩Ix=Aidi2(cm4)I=Ii+Ix(cm4)1 矩形256082048054613.33368.77212107631.0412162244.372 三角形88019.66717306.965915.55657.1052869630.7062875546.2613 矩形38009536100011431666.67-18.2281262632.86912694299.544 三角形270202545404860-125.2284234175.9684239035.9685 矩形100020020000033333.333-123.22815185219.9215218553.25合计8510653326.9611530388.8935659290.547189679.39闫冬雪：下岸大桥结构设计46表 5-3 支点（计翼缘湿接缝）截面面积与惯性矩计算表Tab 5-3 Protection area and moment of inertia calculation table分块名称分块面积Ai(cm)分块面积形心至上缘距离yi(cm)分块面积对上缘静矩 Si=Aiyi(cm3)分块面积的自身惯矩Ii(cm4)di=ys-yi(cm)分块面积对形心的惯矩Ix=Aidi2(cm4)I=Ii+Ix(cm4)1 矩形272082176058026.66756.8748798177.4728856204.1382 三角形5809.718.98110268.1062578468.92945.89412236603.9314815072.863 矩形10500105110250038587500-40.12616906212.6855493712.68合计190301234528.1141223995.637940994.0879164989.68表 5-4 支点（不计翼缘湿接缝）截面面积与惯性矩计算表Tab 5-4 Protection area and moment of inertia calculation table分块名称分块面积Ai(cm)分块面积形心至上缘距离yi(cm)分块面积对上缘静矩 Si=Aiyi(cm3)分块面积的自身惯矩Ii(cm4)di=ys-yi(cm)分块面积对形心的惯矩Ix=Aidi2(cm4)I=Ii+Ix(cm4)1 矩形208081664044373.33358.8537204465.1297248838.4622 三角形5809.718.98110268.1062578468.92947.87313314855.7715893324.73 矩形10500105110250038587500-38.14715279467.9153866967.91合计183901229408.1141210342.2635798788.877009131.075.1.2 净截面几何特性计算在预加应力阶段,只需计算小截面的几何特性计算公式如下截面积 AnAAn截面惯矩 2)(iisnyyAnII式中：、分别为混凝土毛截面面积和惯矩AI 一根管道截面面积A 净截面重心到主梁上缘的距离isy 分面积重心到主梁上缘距离iy计算面积内所含的管道(钢束)数n辽宁工程技术大学毕业设计（论文）47222283.17627.614.355cmRAn管道自身惯性距444583.494647.614.35645cmDI各截面净截面几何特性见表 5-5、5-6表 5-5 净截面（计翼缘湿接缝）几何特性Tab 5-5 net section (wet joint flange) geometric features截面跨中L/4x=5.667x=1.6支点In(cm4)4936756849386215494920057906285079156842表 5-6 净截面（不计翼缘湿接缝）几何特性Table 5-6 net section (excluding the wet joint flange) geometric features截面跨中L/4x=5.667x=1.6支点In(cm4)46429418464495974656453476889420769956635.1.3 换算截面几何特性计算在使用阶段,需要计算大截面的几何特性，计算公式如下截面积 PEPAnAA）1（0截面惯矩 2o0)(）1（isPEPyyAnII式中：、分别为混凝土毛截面面积和惯矩AI 一根管道截面面积A 净截面重心到主梁上缘的距离osy 分面积重心到主梁上缘距离iy计算面积内所含的管道(钢束)数n钢束与混凝土弹性模量比EP65.51045.31095.145csEPEE2p905.193139)165.5(30）1（cmAnEP钢束自身惯性距444005.116452.114.356430cmDI各截面换算截面几何特性见表 5-7闫冬雪：下岸大桥结构设计48表 5-7 换算（计翼缘湿接缝）截几何特性Tab 5-7 conversion (wet joint flange) cross-sectional geometry features截面跨中L/4x=5.667x=1.6支点Io(cm4)5070566850685970505742147927465179173253表 5-8 换算（不计翼缘湿接缝）截几何特性Tab 5-8 conversion (excluding the wet joint flange) cross-sectional geometry features截面跨中L/4x=5.667x=1.6支点Io(cm4)47989861479686094784756077137661770231255.2 截面静矩计算 跨中 支点图 5-1 静矩计算图示Fig 5-1 static torque calculation chart1）在张拉阶段,净截面的中和轴的中和轴位置产生的最大剪应力,应该与使用阶段在净轴位置产生的剪力叠加。2）在使用阶段，换算截面的中和轴位置产生的最大剪应力，应该与张拉阶段在换轴位置的剪应力叠加。由于篇幅限制，现只列出跨中截面静矩计算表，其余各截面静矩见表 5-135-16现浇段辽宁工程技术大学毕业设计（论文）49表 5-9 跨中净截面（bf=220cm）静矩Tab 5-9 across the net section (bf = 220 cm) static moment静矩类型及符号分块面积Ai(cm2)分块面积重心至全截面重心距离 yi(cm)对净轴静矩Si=Ai*yi(cm3)326035.357115263.343270110.85729931.351000126.857126856.854a-a 以下部分对净轴静矩 Sa-n（cm3）272051.547360107.85738828.467270110.85729931.351000126.857126856.854b-b 以下部分对净轴净矩 Sb-n（cm3）195616.6712337.1370758.428136555.242270110.85729931.351000126.857126856.854n-n 以下净面积对净轴静矩 Sn-n（cm3）293343.4462325.7389858.713136551.994270110.85729931.351000126.857126856.854o-o 以下净面积对净轴静矩 So-n（cm3）293340.198表 5-10 跨中净截面（bf=180cm）静矩Tab 5-10 across the net section (bf = 180 cm) static moment静矩类型及符号分块面积Ai(cm2)分块面积重心至全截面重心距离 yi(cm)对净轴静矩Si=Ai*yi(cm3)326030.354 98954.335 270105.854 28580.604 1000121.854 121854.090 a-a 以下部分对净轴静矩 Sa-n（cm3）249389.030 360102.854 37027.473 270105.854 28580.604 1000121.854 121854.090 b-b 以下部分对净轴净矩 Sb-n（cm3）187462.167 2237.082 55.927 125113.376 270105.854 28580.604 1000121.854 121854.090 n-n 以下净面积对净轴静矩 Sn-n（cm3）275548.070 o-o 以下净面积对净轴静矩 So-n（cm3）2293.513 54.516 125033.764 闫冬雪：下岸大桥结构设计50270105.854 28580.604 1000121.854 121854.090 275468.459 表 5-11 跨中换算截面（bf=220cm）静矩Table 5-11 conversion in the cross section (bf = 220 cm) static moment静矩类型及符号分块面积Ai(cm2)分块面积中心至全截面重心距离 yi(cm)对净轴静矩Si=Ai*yi(cm3)326037.787 123185.454 270113.287 30587.476 1000129.287 129286.949 a-a 以下部分对净轴静矩 Sa-o（cm3）283059.880 360109.287 39343.302 270112.287 30317.476 1000128.287 128286.949 b-b 以下部分对净轴净矩 Sb-o（cm3）197947.727 2337.1370758.859 137560.435 270111.287 30047.476 1000127.287 127286.949 n-n 以下净面积对净轴静矩 Sn-o（cm3）294894.860 2325.7389858.143 135226.545 270110.287 29777.476 1000126.287 126286.949 o-o 以下净面积对净轴静矩 So-o（cm3）291290.971 表 5-12 跨中换算截面（bf=180cm）静矩Table 5-12 conversion in the cross section (bf = 180 cm) static moment静矩类型及符号分块面积Ai(cm2)分块面积中心至全截面重心距离 yi(cm)对净轴静矩Si=Ai*yi(cm3)326033.176 108152.603 270108.676 29342.424 1000124.676 124675.645 a-a 以下部分对净轴静矩 Sa-o（cm3）262170.672 360105.676 38043.232 270108.676 29342.424 1000124.676 124675.645 b-b 以下部分对净轴净矩 Sb-o（cm3）192061.301 2237.082 58.749 131425.424 270108.676 29342.424 1000124.676 124675.645 n-n 以下净面积对净轴静矩 Sn-o（cm3）285443.493 2293.513 57.338 131505.036 270108.676 29342.424 1000124.676 124675.645 o-o 以下净面积对净轴静矩 So-o（cm3）285523.105 辽宁工程技术大学毕业设计（论文）515.3 截面几何特性汇总 截面几何特性汇总见下表表 5-13 净截面几何特性汇总表 (bf=220cm)Tab 5-13 net section geometric feature summary table (bf = 220 cm)名称符号单位跨中四分点x=5.667x=1.6支点净面积Ancm28973.728973.728973.7218853.4218853.42净惯矩Incm449367568 49386215 49492005 7906285079156842净轴到截面上缘距离ynscm73.1473.1373.0265.164.94净轴到截面下缘距离ynxcm136.86136.87136.98144.9145.06上缘Wnscm36749456753576777491214535 1219015 截面抵抗矩下缘Wnxcm3360724360815361319545627545665a-a 以下Sa-ncm3272052272129272591484603486102b-b 以下Sb-ncm3195617195644195811n-n 以下Sn-ncm3293343293405293773524922526096对净轴静距o-o 以下So-ncm3293340293348293725524917526096钢束群重心到净轴距离encm119.86118.29108.9274.743.23钢束群重心到截面下缘距离apcm1718.5828.0570.2101.83表 5-14 净截面几何特性汇总表 (bf=180cm)Tab 5-14 net section geometric feature summary table (bf = 220 cm)名称符号单位跨中四分点x=5.667x=1.6支点净面积Ancm28333.72 8333.72 8333.72 18213.4218213.42净惯矩Incm446429418 46449597 46564534 7688942076995663净轴到截面上缘距离ynscm78.15 78.13 78.02 67.10 66.94 净轴到截面下缘距离ynxcm131.85 131.87 131.98 142.90 143.06 上缘Wnscm3594138 594536 596845 1145832 1150293 截面抵抗矩下缘Wnxcm3352127 352231 352809 538078 538189 a-a 以下Sa-ncm3249389 249472 249970 466032 467587 b-b 以下Sb-ncm3187462 187492 187671 n-n 以下Sn-ncm3275548 275613 275998 510482 511683 对净轴静距o-o 以下So-ncm3275468 275535 275932 510475 511682 钢束群重心到净轴距离encm114.85 113.29 103.93 72.70 41.23 钢束群重心到截面下缘距离apcm17.00 18.58 28.05 70.20 101.83 闫冬雪：下岸大桥结构设计52表 5-15 换算截面几何特性汇总表 (bf=220cm)Tab 5-15 conversion section geometric feature summary table (bf = 220 cm)名称符号单位跨中四分点x=5.667x=1.6支点净面积Aocm29343.91 9343.91 9343.91 19029.719029.7净惯矩Iocm450705668 50685970 50574214 7927465179173253净轴到截面上缘距离yoscm70.71 70.73 70.84 64.63 64.81 净轴到截面下缘距离yoxcm139.29 139.27 139.16 145.37 145.19 上缘Woscm3717062 716601 713934 1226542 1221666 截面抵抗矩下缘Woxcm3364037 363943 363422 545340 545299 a-a 以下Sa-ocm3283060 282978 282490 488897 487277 b-b 以下Sb-ocm3197948 199548 199373 n-n 以下Sn-ocm3294895 302045 301661 528284 527018 对净轴静距o-o 以下So-ocm3291291 302102 301709 528289 527018 钢束群重心到净轴距离encm122.29 120.68 111.11 75.17 43.36 钢束群重心到截面下缘距离apcm17.00 18.58 28.05 70.20 101.83 表 5-16 换算截面几何特性汇总表 (bf=180cm)Tab 5-15 conversion section geometric feature summary table (bf = 180cm)名称符号单位跨中四分点x=5.667x=1.6支点净面积Aocm28703.91 8703.91 8703.91 18583.6118583.61净惯矩Iocm447989861 47968609 47847560 7713766177023125净轴到截面上缘距离yoscm75.32 75.34 75.46 66.58 66.76 净轴到截面下缘距离yoxcm134.68 134.66 134.54 143.42 143.24 上缘Woscm3637109 636664 634084 1158518 1153663 截面抵抗矩下缘Woxcm3356337 356230 355636 537856 537736 a-a 以下Sa-ocm3262171 262083 261559 470853 469178 b-b 以下Sb-ocm3192061 192030 191841 n-n 以下Sn-ocm3285443 285377 284977 514204 512913 对净轴静距o-o 以下So-ocm3285523 285454 285042 514211 512914 钢束群重心到净轴距离encm117.68 116.07 106.49 73.22 41.40 钢束群重心到截面下缘距离apcm17.00 18.58 28.05 70.20 101.83 辽宁工程技术大学毕业设计（论文）536 钢束预应力损失计算根据公预规6.2.1 条规定，当计算主梁截面应力和确定钢束的控制应力时，应计算预应力损失值。后张法梁的预应力损失包括前期预应力损失（钢束与管道壁的摩擦损失，锚具变形、钢束回缩引起的应力损失） ，和后期预应力损失（钢绞线应力松弛、混凝土收缩和徐变引起的应力损失） ，而梁内钢束的锚固应力和有效应力（永存应力）分别等于张拉应力扣除相应阶段的预应力损失。6.1 预应力钢束与管道壁之间的摩擦引起的预应力损失根据公预规6.2.2 条规定，计算公式为：)(11kxconle式中：张拉钢束时锚下的控制应力;根据公预规6.1.3 条规定,对于钢绞线取con张拉控制应力为: MPafpkcon1395186075.075.0 钢束与管道壁的摩擦系数,对于预埋波纹管取20.0 从张拉端到计算截面曲线管道部分切线的夹角之和(rad)管道每米局部偏差对摩擦的影响系数，取k0015.0k从张拉端到计算截面的管道长度（m） ，xxiaxx截截面距支点距离；截x见表 4-4xia现以跨中截面 N1 钢束为例进行计算：mmaxxxi1727527517000跨中截面 N1 钢束弯起角度0rad2094.018014.3）012（180）12（所以, N1 跨中截面预应力损失为 MPaeekxconl446.91113951)275.170015.02094.02.0()(1mmx17000截闫冬雪：下岸大桥结构设计54同理,其他截面各钢束预应力损失结果见表 6-1表 6-1 预应力钢束与管道壁之间的摩擦引起的预应力损失Tab 6-1 the prestressed steel beam and pipe wall friction between the prestress loss位置束号钢束水平投影长度lw(mm)弯起点至跨中水平距离（mm）管道长度X（m）cos钢束弯起角度（Rad）l1(MPa)平均（MPa）N12530.82114744.15617.2751120.209491.446N25385.1311826.0817.2111120.209491.322N38239.44890817.1471120.209491.197N48723.4438553.2617.2771160.2793109.524L/2N511213.8235962.5217.1761160.2793109.33198.564N12530.82114744.1568.7751120.209474.72N25385.1311826.088.7111120.209474.593N38239.4489088.6471120.209474.467N48723.4438553.268.7771160.279393.03L/4N511213.8235962.528.6760.998160.218877.00378.763N12530.82114744.1565.9421120.209469.097N25385.1311826.085.8781120.209468.97N38239.4489085.8141120.185962.576N48723.4438553.265.9440.996160.193764.913x=5667N511213.8235962.525.8430.991160.143451.27963.367N12530.82114744.1561.8750.997120.136241.298N25385.1311826.081.8110.989120.058419.943N38239.4489081.7470.984120.031212.314N48723.4438553.261.8770.973160.047917.197x=1600N511213.8235962.521.7760.97160.033713.05420.761N12530.82114744.1560.2750.974120.0175.317N25385.1311826.080.2110.974120.02046.132N38239.4489080.1470.971120.03068.817N48723.4438553.260.2770.958160.01063.533支点N511213.8235962.520.1760.958160.01023.2255.4056.2 锚具变形、钢束回缩引起的预应力损失根据公预规6.2.3 条，对曲线预应力筋，在计算锚具变形、钢束回缩引起的预应力损失时，应考虑锚固后反向摩擦的影响。根据公预规附录 D，计算公式如下2l反向摩擦长度dPfEll式中：锚具变形、钢束回缩值（mm） ，按公预规6.2.3 条采用：对于夹l辽宁工程技术大学毕业设计（论文）55片锚mml4预应力钢筋弹性模量，PEMPaEP51095.1单位长度由管道摩擦引起的预应力损失，按下列公式计算d l-l0d 其中：张拉端锚固下控制应力，按公预规6.1.3 规定采用0 即，MPafpk1395186075.075.00 预应力钢筋扣除沿途摩擦损失后，锚固端应力l1）当时,预应力钢筋离张拉端 x 处考虑反摩擦后的预应力损失,按下llf)(2lx式计算 f2l-)(xlflxfl2式中, 为当时，在影响范围内,预应力钢筋考虑反摩擦后在张拉端锚下llffl的预应力损失值。如: ,表示 x 处预应力钢筋不受反摩擦的影响flx2）当时，预应力钢筋离张拉端 x处考虑反摩擦后的预拉力损失,llf)(2lx按下式计算 d22)(xlx 根据几何关系可得:)-(l02lElPl现以跨中截面 N1 钢束为例进行计算采用两端张拉,则张拉端至锚固端距离 l=17000+274.977=17274.977mmMPall554.1303446.911395-10mmMPad/005294.0977.17274554.1303-1395l-l0mmmElldPf139.1212139005294.01095.145，说明 N1 钢束回缩影响为达到跨中，所以mmmmlf977.172741213902l闫冬雪：下岸大桥结构设计56同理,其他截面各钢束预应力损失结果见表 6-2表 6-2 反摩擦影响长度计算表Tab 6-2 anti friction influence length calculation table截面钢束编号l=0-l1(MPa)锚固端至支座距离(mm)张拉端至锚固端距离 l(mm)d=(0-l)/l (Mpa/mm)Ep（MPa）l（mm）lf（mm）N11303.554274.97717274.9770.005294195000412138.713N21303.678211.2117211.210.005306195000412124.558N31303.803147.44317147.4430.005318195000412110.348N41285.476276.70117276.7010.006339195000411092.321跨中N51285.669176.34117176.3410.006365195000411069.841N11320.28274.97717274.9770.004325195000413428.838N21320.407211.2117211.210.004334195000413415.372N31320.533147.44317147.4430.004343195000413401.848N41301.97276.70117276.7010.005385195000412035.585L/4 截面N51317.997176.34117176.3410.004483195000413190.394N11325.903274.97717274.9770.004195000413964.509N21326.03211.2117211.210.004007195000413951.521N31332.424147.44317147.4430.003649195000414619.904N41330.087276.70117276.7010.003757195000414408.217x=5.667N51343.721176.34117176.3410.002985195000416163.849N11353.702274.97717274.9770.002391195000418063.172N21375.057211.2117211.210.001159195000425945.391N31382.686147.44317147.4430.000718195000432957.309N41377.803276.70117276.7010.000995195000427993.216x=1.6N51381.946176.34117176.3410.00076195000432035.626N11389.683274.97717274.9770.000308195000450342.654N21388.868211.2117211.210.000356195000446791.359N31386.183147.44317147.4430.000514195000438947.597N41391.467276.70117276.7010.000204195000461763.622支点N51391.775176.34117176.3410.000188195000464455.977辽宁工程技术大学毕业设计（论文）57表 6-3 锚具变形、钢束回缩引起的预应力损失Tab 6-3 anchorage deformation, steel beam bounce back prestress loss截面钢束编号距张拉端距离x(mm)lf（mm）d=(0-l)/l(MPa/mm)l=0-l1(MPa)12（MPa）各控制截面平均值（MPa）N117274.97712138.7130.0058131303.554不受影响N217211.2112124.5580.0058511303.678不受影响N317147.44312110.3480.0058561303.803不受影响N417276.70111092.3210.0065831285.476不受影响跨中N517176.34111069.8410.0066331285.669不受影响0N18774.97713428.8380.0048511320.2845.15N28711.2113415.3720.0048841320.40745.95N38647.44313401.8480.0048851320.53346.45N48776.70112035.5850.0056321301.9736.71L/4 截面N58676.34113190.3940.0047581317.99742.9643.44N15941.97713964.5090.0045271325.90372.64N25878.2113951.5210.0045591326.0373.62N35814.44314619.9040.0041951332.42473.87N45943.70114408.2170.0040121330.08767.92x=5.667N55843.34116163.8490.0032661343.72167.4271.09N11874.97718063.1720.0029281353.70286.45N21811.2125945.3910.0017271375.05765.26N31747.44332957.3090.0012771382.68657.8N41876.70127993.2160.0012611377.80362.34x=1.6N51776.34132035.6260.001051381.94658.4766.06N1274.97750342.6540.0003111389.68350.47N2211.2146791.3590.000271388.86851.45N3147.44338947.5970.0000841386.18354.31N4276.70161763.6220.0001331391.46748.68支点N5176.34164455.9770.0001491391.77548.6450.716.3 混凝土弹性压缩引起的预应力损失后张法梁当采用分批张拉时,先张拉的钢束由于张拉后批钢束产生的混凝土弹性压缩引起的预应力损失,根据公预规附录 E，计算公式如下PCEPlm214闫冬雪：下岸大桥结构设计58式中：计算截面先张拉的钢筋重心处，由后张拉各批钢筋产生的混凝土的法向应PC力, 取各束的平均值 预应力钢筋弹性模量与混凝土弹性模量比值 EP m预应力钢筋的束数上式中: 65.51045.31095.145CPEPEE )(51nnpnPnPPCyIeNAN其中：（相应阶段）ppeslppePAAAN606l l2l1conlcon-pe ppnPpepsnspnPpepnNyANyAyAe6l现以跨中为例，进行计算钢筋束 N1: MPape554.1303446.911395-l2l1con NANppeP41087163.678341303.554钢筋束 N2: MPape678.1303322.911395-l2l1con NANppeP61087267.668341303.678钢筋束 N3: MPape803.1303197.911395-l2l1con NANppeP187371.6698341303.803钢筋束 N4: MPape476.1285524.1091395-l2l1con NANppeP51072086.718341285.476钢筋束 N5: MPape669.1285331.1091395-l2l1con NANppeP11072248.128341285.669NNP55406137.84121.1072248715.1072086669.1087371666.1087267674.1087163钢筋束 N1： mmNyAeppnPpepn238.20955406137.84134)-781.46-(210041087163.67钢筋束 N2：mmNyAeppnPpepn238.22255406137.84134)-781.46-(210061087267.66辽宁工程技术大学毕业设计（论文）59钢筋束 N3：mmNyAeppnPpepn238.25455406137.84134)-781.46-(210091087371.66钢筋束 N4：mmNyAeppnPpepn217.05755406137.84224)-781.46-(210051072086.71钢筋束 N5：mmNyAeppnPpepn217.09055406137.84224)-781.46-(210011072248.12mmePn84.1148090.217057.217254.238222.238209.238)(51nnpnPnPPCyIeNAN )）781.46-170-2100（1024.642941831148.8455406137.84833371.755406137.84(5111MPa4.370所以，52.442MPa4.3705.65215214PCEPlm同理，其他截面计算结果见表 6-4表 6-4 混凝土弹性压缩引起的预应力损失 l4Tab 6-4 elastic compression of concrete prestress lossl4 截面位置L/4x=5.667x=1.6支点l4(MPa)50.48244.36916.12410.31混凝土弹性压缩引起的预应力损失 l4l4与 l4不同在于,计算中前者采用净截面面积,后者采用换算截面面积,计算过程相同,计算结果见表 6-5表 6-5 混凝土弹性压缩引起的预应力损失 l4Tab 6-5 elastic compression of concrete prestress lossl4截面位置跨中L/4x=5.667x=1.6支点l4(MPa)52.35550.41344.3616.0810.1876.4 钢束应力松弛引起的预应力损失根据公预规6.2.6 条规定,由钢绞线松弛引起的应力损失的终极值,按下式计算:pepkpelf)26.052.0(5式中:张拉系数，本设计采用一次张拉，0.1闫冬雪：下岸大桥结构设计60 钢筋松弛系数，对于低松弛钢筋，0.3 传力锚固时的钢筋应力, pe421con-lllconlpe现以跨中截面为例进行计算 MPalllconlpe1251.11152.442-0-91.466-1395-421conMPafpk1860MPafpepkpel33.695111.1251)26.01860111.125152.0(3.01111.1251)26.01860111.125152.0(3.01)26.052.0(5同理，其他截面计算结果见表 6-6表 6-6 钢束应力松弛引起的预应力损失Tab 6 6 steel beam stress relaxation prestress loss截面钢束号fpk(MPa)con(MPa)l1(MPa)l2(MPa)l4(MPa)pe(MPa)l5(MPa)N1186010.3139591.446052.4421251.11133.695N2186010.3139591.322052.4421251.23633.711N3186010.3139591.197052.4421251.36133.728N4186010.31395109.524052.4421233.03331.338跨中截面N5186010.31395109.331052.4421233.22731.363N1186010.3139574.7245.1550.4821224.64830.264N2186010.3139574.59345.95150.4821223.97330.178N3186010.3139574.46746.44850.4821223.60230.131N4186010.3139593.0336.71150.4821214.77729.014L/4 截面N5186010.3139577.00342.95650.4821224.55830.253N1186010.3139569.09772.6444.3691208.89328.277N2186010.3139568.9773.61644.3691208.04428.171N3186010.3139562.57673.87144.3691214.18428.94N4186010.3139564.91367.91644.3691217.80129.395x=5.667N5186010.3139551.27967.42344.3691231.92931.196N1186010.3139541.29886.4516.1241251.12933.697N2186010.3139519.94365.26216.1241293.67139.459N3186010.3139512.31457.80216.1241308.76141.575N4186010.3139517.19762.34416.1241299.33540.249x=1.6N5186010.3139513.05458.46616.1241307.35641.377N1186010.313955.31750.46910.311328.90544.461N2186010.313956.13251.45110.311327.10844.2N3186010.313958.81754.30510.311321.56843.402N4186010.313953.53348.6810.311332.47844.979支点截面N5186010.313953.22548.63610.311332.82945.031辽宁工程技术大学毕业设计（论文）616.5 混凝土收缩和徐变引起的预应力损失根据公预规6.2.7 条规定,由混凝土收缩和徐变引起的预应力损失按下式计算:ppcEPcsPlttttE151),(),(9.000622p1ie式中：全部钢束重心处由混凝土收缩、徐变引起的预应力损失值；6l 钢束锚固时，全部钢束重心处由预加应力（扣除相应阶段的应力损失）产pc生的混凝土法向应力，并根据张拉受力情况，考虑主梁重力影响； 配筋率，;AAAsP 本设计为后张法，所以(净截面面积);AnAA 构件受拉区，预应力钢筋截面重心至构件截面重心距离，本设计中penpee 截面回转半径，,本设计中钢束采用后张法，所以，；iAIi2nIInAA 预加力钢筋传力锚固龄期为,计算考虑的龄期为 时的混凝土收缩应),(0ttcs0tt变,其终极值可按公预规中表 6.2.7 取用,对于 C50 及以上),(0ttcs混凝土，表列数值应乘以；ckf32.4 加载龄期为,计算考虑的龄期为 时的徐变系数, 其终极值可),(0tt0tt),(0tt按公预规中表 6.2.7 取用；现以跨中截面为例进行计算上式中各项参数分项计算如下1）MPaEP51095.12），设传力锚固龄期，计算龄期为徐变终极值时。桥梁所处环),(0ttcs天70tut境的年平均湿度为 80%。构件毛截面面积227.8973718973.717mmcmAAn截面周边长度mm669.8803闫冬雪：下岸大桥结构设计62理论厚度mmAh204669,88037.89737122查公预规中表 6.2.7 得3301026.04.324.321026.0),(ttcs3）65.5EP4）计算时，按公预规6.2.7 条规定，预应力损失仅考虑预应力钢筋第一批损pc失（见公预规表 6.2.8） ，即(见表 6-6)MPa111.1251pe经电算得MPa935.4420.13355.18-tpcpc5）,设传力锚固龄期,查公预规表 6.2.7 得, ),(0tt天70tut15.2),(0ttu6）构件配筋率0.005897371.74170nPAA7）mmep1198.57170-731.43-21008）2112550135.10897371.7104.9368mmAIAIinn9）3.611550135.101198.5711222pie10）MPattttEppcEPcsPl79.5553.6110.0051512.1504.9355.650.00026101.959.0151),(),(9.05006同理，其他截面计算结果见表 6-7表 6-7 混凝土收缩和徐变引起的预应力损失Tab 6-7 the prestress loss caused by concrete shrinkage and creep截面位置L/4x=5.667x=1.6支点l6(MPa)106.582129.877112.977113.137辽宁工程技术大学毕业设计（论文）636.6 预加力计算及钢束预应力损失汇总6.6.1 预加力计算 预加力计算见表 6-8表 6-8 预加力（预加力阶段）作用效应计算表Tab 6-8 pre-tension effect calculation table (pre-tension stage)截面钢束号锚固时钢束预应力 p0=con-l1-l2-l4(MPa)ap(mm2)sincosNp0=p0Apcos(N)合计(N)N11251.111834011043426.823N21251.236834011043530.815N31251.361834011043634.818N41233.033834011028349.864跨中N51233.227834011028511.275187453.59N11224.648834011021356.65N21223.973834011020793.234N31223.602834011020484.085N41214.777834011013124.059L/4N51224.5588340.0620.9981019292.7025095050.732N11208.893834011008217.171N21208.044834011007508.528N31214.1848340.0610.9981010732.107N41217.8018340.0880.9961011721.001x=5.667N51231.9298340.1320.9911018437.9025056616.71N11251.1298340.0540.9991041926.017N21293.6718340.1380.991068601.428N31308.7618340.1640.9861076761.017N41299.3358340.2160.9761057982.79x=1.6N51307.3568340.2320.9731060592.4865305863.738N11328.9058340.1850.9831089108.399N21327.1088340.20.981084500.537支点N31321.5688340.2040.9791078965.6395393438.584闫冬雪：下岸大桥结构设计64N41332.4788340.2670.9641070975.237N51332.8298340.2710.9621069888.772续上表截面钢束号Vp0=p0Apcos(kN)合计(kN)yns(mm)ai(mm)epi=2100-yns-ai预加弯矩Mp0(kN.m)合计(kN.m)N10781.461341184.541235.982N20781.461341184.541236.105N30781.461341184.541236.228N40781.462241094.541125.571跨中N500781.462241094.541125.7485959.633N10781.281341184.721210.026N20781.281341184.721209.359N30781.281341184.721208.993N40781.282241094.721109.092L/4N563.69963.699781.28303.211015.511035.1065772.576N10780.181341185.821195.567N20780.181341185.821194.726N361.965780.18208.261111.561123.488N489.207780.18346.31973.51984.921x=5.667N5135.628286.799780.18580.03739.79753.4345252.136N156.219780.18151.681168.141217.117N2148.874671.04381.761047.211119.048N3178.808671.04669.37759.6817.905N4234.434671.04973.48455.48481.893x=1.6N5252.93871.265671.041333.7695.2100.9683736.931N1205.393669.36344.851085.791182.541N2221.093669.36656.02774.62840.074N3225.057669.36968.95461.69498.148N4296.596669.361372.0258.6362.789支点N5301.5751249.714669.361749.86319.22341.5322925.083辽宁工程技术大学毕业设计（论文）65表 6-9 预加力（使用阶段）作用效应计算表Tab 6-9 pre-tension phase (using) effect calculation table截面钢束号锚固时钢束预应力p0(MPa)Ap(mm2)sincosNp0=p0Apcos(N)合计(N)N11137.86183401948976.318N21137.9783401949066.597N31138.07883401949156.882N41122.1483401935864.605跨中N51122.30883401936005.2144719069.6N11087.80383401907227.302N21087.21383401906735.648N31086.8983401906465.847N41079.18183401900036.932L/4N51087.7248340.0620.998905395.1674525860.9N11050.73983401876316.104N21049.99583401875695.837N31055.3678340.0610.998878526.685N41058.5288340.0880.996879400.74x=5.667N51070.8568340.1320.991885278.0034395217.4N11104.4558340.0540.999919777.681N21141.2368340.1380.99942686.228N31154.2098340.1640.986949605.813N41146.1098340.2160.976933218.98x=1.6N51153.0028340.2320.973935373.2174680661.9N11171.3078340.1850.983959948.663N21169.778340.20.98955925.692N31165.0298340.2040.979951162.734N41174.3618340.2670.964943889.51支点N51174.6628340.2710.962942924.3794753851闫冬雪：下岸大桥结构设计66续上表截面钢束号Vp=p0Apcos(kN)合计(kN)yns(mm)ai（mm）epi=2100-yns-ai预加弯矩Mp(kN.m)合计(kN.m)N10781.4591341184.5411124.101N20781.4591341184.5411124.208N30781.4591341184.5411124.315N40781.4592241094.5411024.342跨中N500781.4592241094.5411024.4965421.463N10781.2751341184.7251074.815N20781.2751341184.7251074.232N30781.2751341184.7251073.912N40781.2752241094.725985.293L/4N556.58156.581781.275303.2111015.514919.4415127.693N10780.1771341185.8231039.155N20780.1771341185.8231038.42N353.859780.177208.2641111.558976.534N477.54780.177346.312973.511856.106x=5.667N5117.895249.294780.177580.029739.794654.9234565.138N149.629780.177151.6811168.1421074.431N2131.331671.036381.7561047.208987.189N3157.692671.036669.367759.598721.318N4206.788671.036973.482455.482425.065x=1.6N5223.068768.508671.0361333.76495.289.0473297.05N1181.035669.357344.8551085.7881042.301N2194.881669.357656.024774.618740.478N3198.399669.357968.953461.69439.142N4261.401669.3571372.01558.62755.338支点N5265.7871101.503669.3571749.865319.222301.0022578.261辽宁工程技术大学毕业设计（论文）676.6.2 钢束预应力损失汇总 钢束预应力损失汇总见表 6-10表 6-10 钢束预应力损失一览表Tab 6-10 steel beam of prestressed loss list预加应力阶段正常使用阶段锚固前预应力损失锚固时钢束应力锚固后预应力损失钢束有效预应力l=l1+l2+l4pol=l5+l6+l4pe总和截面钢束号l1(MPa)l2(MPa)l4(MPa)(MPa)l5(MPa)l6(MPa)l4(MPa)(MPa)(MPa)N191.446052.4421251.11133.69579.55552.3551085.506N291.322052.4421251.23633.71179.55552.3551085.614N391.197052.4421251.36133.72879.55552.3551085.723N4109.524052.4421233.03331.33879.55552.3551069.785跨中N5109.331052.4421233.22731.36379.55552.3551069.9535396.581N174.7245.1550.4821224.64830.264106.58250.4131037.389N274.59345.95150.4821223.97330.178106.58250.4131036.8N374.46746.44850.4821223.60230.131106.58250.4131036.476N493.0336.71150.4821214.77729.014106.58250.4131028.768L/4N577.00342.95650.4821224.55830.253106.58250.4131037.315176.743N169.09772.6444.3691208.89328.277129.87744.361006.378N268.9773.61644.3691208.04428.171129.87744.361005.635N362.57673.87144.3691214.18428.94129.87744.361011.007N464.91367.91644.3691217.80129.395129.87744.361014.168x=5.667N551.27967.42344.3691231.92931.196129.87744.361026.4955063.683N141.29886.4516.1241251.12933.697112.97716.081088.375N219.94365.26216.1241293.67139.459112.97716.081125.155N312.31457.80216.1241308.76141.575112.97716.081138.128N417.19762.34416.1241299.33540.249112.97716.081130.029x=1.6N513.05458.46616.1241307.35641.377112.97716.081136.9225618.609N15.31750.46910.311328.90544.461113.13710.1871161.12支点N26.13251.45110.311327.10844.2113.13710.1871159.5835804.194闫冬雪：下岸大桥结构设计68N38.81754.30510.311321.56843.402113.13710.1871154.842N43.53348.6810.311332.47844.979113.13710.1871164.174N53.22548.63610.311332.82945.031113.13710.1871164.4757 主梁截面承载力与应力验算7.1 持久状况承载能力极限状态承载力验算7.1.1 正截面承载力验算图 7-1 正截面承载力计算图Fig 7-1 normal section bearing capacity calculation chart1）正截面承载力验算（跨中截面）（1）确定混凝土受压区高度 根据公预规5.2.3 条规定,对于带承托翼缘板的 T 形截面，当成立时，中性轴在翼缘板内，否则在腹板内ffcdppdhbfAf 判别式：kNAfppd5254.20.141.71260左边辽宁工程技术大学毕业设计（论文）69 kNhbfffcd7884.80.11622022.4右边 左边右边，即中性轴在翼板内 设中性轴到截面上缘距离为 x，则cmbfAfxfcdppd10.6622022.441.71260cmhbb2.77)17210(4.0式中: 预应力受压区高度界限系数,按公预规表 5.2.1 采用,对于 C50 混凝b土和钢绞线，0.4b 梁的有效高度, 0hcmahhp193172100（2）验算正截面承载力（跨中截面）根据公预规5.2.2 条，正截面承载力按下式计算)2(00xhxbfMdfcd其中：桥梁结构的重要性系数，本设计中取00.10公式左边= mkNMd11503.8451.00公式右边mkNxhxbfMdfcd771.9858)21066.093.1(1066.02.2104.22)2(300右边左边，则需配置普通受拉钢筋计算受压区高度 x根据)2(00xhxbfMdfcd则)21930(220022.4101153.8456xx整理得：046687638602xx解得：cmhcmxb32.775.120计算普通钢筋面积 2323528041701260125220022.4mmfAfbxfAsdppdcds闫冬雪：下岸大桥结构设计70所以，选用 7的 HRB335 钢筋，采用单排252232353436mmmmAs布置方式，重心距底缘距离mmas55（3）验算最小配筋率（跨中截面）根据公预规9.1.12 条规定，预应力混凝土受弯构件应满足最小配筋率，同时又必须满足构造配筋要求 0.003bh0计算配筋率根据公预规式 9.1.12,进行计算即0.1crudMM式中: 受弯构件正截面抗弯承载力设计值udM 受弯构件正截面开裂弯矩值,按下式计算crM0）（wfMtkpccr 002WSnnpnpnppcyIeNAN slppepAAN6psnslpnppepnNyAyAe6现以跨中截面为例进行验算NAANslppep42070903436225.82834231.53836mmNyAyAepsnslpnppepn11414207090)557812100(3436225.82)1707812100(834231.53836MPayIeNANnnpnpnppc16.928）781-2100（20464294183211414207090833371.742070901.60310753.24)-50/(210047989860.910285523.105224300WSmkNwfMtkpccr7177.734103.5632.4)1.603(16.928）（20辽宁工程技术大学毕业设计（论文）71，满足最小配筋率要求0.11.607177.73411503.845crudMM构造配筋率2011581930200003.0003.0740532354170mmbhAAsp满足构造配筋率要求2）其他各截面正截面承载力验算计算过程与跨中截面相同，现将计算过程与结果列于下表表 7-1 混凝土受压区高度Table 7-1 concrete compression zone height依据公式 fpdAp=fcdbfhfxbh0截面fpd(MPa)Ap(mm2)fcd(MPa)bf(mm)hf(mm)公式左(kN)公式右(kN)x(mm)bh(mm)ap(mm)h0(mm)bh0(mm)跨中12604170222200160525478851070.421001701930772L/412604170222200160525478851070.421001861914766x=5.66712604170222200160525478851070.421002811819728x=1.612604170222200160525478851070.421007021398559由表 7-1 可知,各截面中性轴均在翼缘板内,受压区高度bbhx表 7-2 验算正截面承载力Table 7-2 calculation of bearing capacity of normal section依据公式 0Md=fcdbfX(ho-X/2)0.003bh0截面Md（kN.m）fcd(MPa)公式左(kN.m)公式右(kN.m)bbhaph0构造要求配筋跨中111503.8452211503.8459860.5060.4200210017019301158L/418625.309228625.3099777.2690.4200210018619141148x=5.6716356.982226356.9829279.8070.4200210028118191092x=1.612015.76222015.767065.220.4500210070213982097由表 7-2 可知，跨中截面承载力不满足要求，需配置非预应力钢筋，其余截面按构造要求配置非预应力钢筋表 7-3 配筋率验算Tab 7-3 reinforcement ratio calculation无非预应力钢筋截面Mcr(kN.m)Mud(kN.m)是否满足最小配筋率闫冬雪：下岸大桥结构设计72跨中8873.1479860.506满足L/48493.0439777.269满足x=5.6677867.3859279.807满足x=1.67325.5727065.22不满足由表 7-3 可知，距支点 1.6m 处截面不满足最小配筋率，需要配置普通受拉钢筋，受拉钢筋采用 5的 HRB335 钢筋，25)2-7见表(2097252422mmmmAs所以，综上所述，普通受拉钢筋从跨中至 L/4 跨，按 7 根配置，从 L/4 跨至支点，按5 根配置，具体钢筋布置见图，此时配筋率见表 7-4表 7-4 配筋率验算Tab 7-4 reinforcement ratio calculation有非预应力钢筋截面Mcr(kN.m)Mud(kN.m)是否满足最小配筋率跨中8391.093 11928.311 满足L/48028.814 11350.624 满足x=5.6677301.100 11042.657 满足x=1.66845.017 9671.656 满足表 7-5 正截面承载力计算Tab 7-5 normal section bearing capacity calculationMud=fcdbfx(ho-x),如果 0Md=Mud=fcdbfx(ho-x),满足设计要求截面Md（kN.m）h0（mm）fpd(MPa)fsd(MPa)As(mm2)bf(mm2)fcd(Mpa)X(mm)Mud（kN.m）跨中11503.845198212602803436220022.412611928.311L/48625.309197312602802425220022.412011350.624x=5.6676356.982192112602802425220022.412011042.657由表 7-5 可知，各截面正截面承载力均满足要求7.1.2 斜截面承载力验算根据公预规5.2.6 条规定，计算受弯构件斜截面抗剪承载力时，其计算位置应按下列规定采用距支座中心 h/2 处截面受拉区弯起钢筋弯起点处截面辽宁工程技术大学毕业设计（论文）73锚于受拉区的纵向钢筋开始不受力处的截面箍筋数量或间距改变处的截面构件腹板宽度变化处的截面1）复核主梁截面尺寸T 形截面梁当进行斜截面抗剪承载力计算时，其截面尺寸应符合公预规5.2.9条规定，即0,301051.0bhfVkcud式中：混凝土强度等级kcuf,经内力组合后支点截面上的最大剪力dV截面腹板宽度（mm）b截面有效高度(mm)0h现以距支座 h/2 进行主梁截面尺寸复核公式左边=kNVd1311.07610公式右边=kNbhfkcu392.29521637500501051.01051.030,3左边右边，所以需要进行斜截面抗剪承载力计算同理，其他各截面计算结果见表 7-7表 7-7 下限值计算表Tab 7-7 lower limit value calculation table下限值按构造要求配置箍筋截面Vd(kN)2ftdfcu,kb有效高度h0(mm)公式左边公式右边是否需要抗剪承载力计算变化点 1 截面1021.3941.251.85020019211021.394 439.510 需要变化点 2 截面1276.8151.251.85050016901276.815 966.625 需要支点截面1376.4051.251.85050015171376.405 867.445 需要N1 弯起点截面1235.8571.251.85020017291235.857 395.477 需要N2 弯起点截面1052.5251.251.85020018731052.525 428.488 需要N3 弯起点截面861.12071.251.8502001955861.121 447.194 需要N4 弯起点截面836.911.251.8502001965836.910 449.493 需要N5 弯起点截面661.69481.251.8502001980661.695 452.979 需要h/2 截面1311.0761.251.85050016371311.076 936.375 需要由表 7-6 可知，各截面都需要进行斜截面抗剪承载力计算（1）计算斜截面水平投影长度 C根据公预规5.2.8 条，计算斜截面水平投影长度，即06.0mhC式中：斜截面受压端正截面处的广义剪跨比，m0hVMmdd 通过斜截面受压端正截面内由使用荷载产生的最大剪力组合设计值dV最大剪力时的弯矩值dM有效高度0h辽宁工程技术大学毕业设计（论文）75对于剪跨比 C 的计算，采取试算方法，通过试算得出当距离支座 2.8m 处，为最不利位置，该截面 mkNMd3415.402kNVd817.1201所以mVMmhCdd71.1817.1201402.34156.06.06.00 mmch8.276.271.105.12即最不利位置为距离支座 2.8m 处（2）箍筋计算根据公预规9.4.1 条，腹板内箍筋直径不小于 10mm，本设计选用的12HRB335 双支箍筋，设计强度22261132mmAsMPafsv280 计算箍筋间距根据公预规5.2.11 条规定，箍筋间距按下式计算220,62321)()6.02)(1056.0(VbhfAfPSsvsvkcuv式中：异号弯矩影响系数，简支梁111 受压翼缘影响系数，简支梁31.13斜截面受压端正截面处，矩形截面宽度（mm）b斜截面受压端正截面的有效高度（mm）0h用于抗剪配筋设计的最大剪力值V斜截面内纵向受拉钢筋的配筋百分率P 100P0bhAAAspbp现以距支座 h/2 处截面为例进行计算 500mmbmmh16370kNV076.1311809.016375006624100100P闫冬雪：下岸大桥结构设计76mmVbhfAfPSsvsvkcuv588)076.1311(163750028022650)0.8096.02)(1056.0(1.11)()6.02)(1056.0(22622220,62321同理，其他截面计算结果见表 7-8表 7-8 各截面箍筋间距Tab 7-8 each section stirrup spacing截面位置x=5.667x=1.6N1N2Sv(mm)651656374588截面位置N3N4N5h/2Sv(mm)94310071712605根据表 7-8，可知本设计需按构造要求配置箍筋支点至一倍梁高范围内，箍筋间距为 100mm，其余处间距为 200mm，马蹄处相同，此外采用定位钢筋 2 根，具体钢筋布置见图册12 箍筋配筋率计算箍筋配筋率%26.0100200500226100vsvsvbSA 0.26%0.12%（公预规9.3.13） ，满足要求 抗剪承载力计算根据公预规5.2.7 条规定，主梁斜截面抗剪承载力应按下式计算pbsbcsVVVVd0svsvkcucsffPbhV,03321)6.02(1045.0（本设计中，普通钢筋未弯起,所以）ssbsdsbAfVsin1075.030sbVpbppdpbAfVsin1075.03式中：斜截面内混凝土和箍筋共同的抗剪承载力设计值csV与斜截面相交的预应力弯起钢筋抗剪承载力设计值pbV预应力提高系数,对于预应力混凝土受弯构件21.252斜截面内箍筋配筋率sv斜截面内在同一弯起平面内的普通弯起钢筋、预应力弯起钢筋的截bsbAAp、辽宁工程技术大学毕业设计（论文）77面面积普通弯起钢筋、预应力弯起钢筋（在斜截面受压端正截面处）的切ps、线与水平线的夹角现以距支座 h/2 处截面为例进行计算 500mmbmmh16370809.016375006624100100P MPafsv280MPafkcu50,MPafpd1260 24170mmpbA0.183sinp所以kNffPbhVsvsvkcucs2389.6052800045.050)809.06.02(16375001045.01.125.11)6.02(1045.03,03321kNAfVpbppdpb287.721183.0417012601075.0sin1075.033kNVd076.1311076.13110.10所以，公式左边=1311.076kN 公式右边=2389.065+721.287=3110.352 kN左边右边，满足抗剪能力要求；同理，其他截面计算结果见表 7-9表 7-9 各截面抗剪承载力验算Tab 7-9 each section of shear bearing capacity calculation截面设计剪力V（kN）h0(mm)b(mm)As(mm2)PSv(mm)svVcs(kN)sinVpd(kN)vdu(kN)变化点 1 截面 Xi=113331021.394192120024541.7242000.005651385.2420.056221.4891606.732变化点 2 截面 Xi=154001276.815169050024540.7841000.004522458.6970.161633.6513092.348N1 弯起点截面 Xi=147441235.857174420024541.8992000.005651279.150.134529.151808.301N2 弯起点截1052.525190520024541.7392000.005651375.4420.064253.1261628.568闫冬雪：下岸大桥结构设计78面 Xi=11826N3 弯起点截面 Xi=8908861.121197020024541.6812000.005651414.3380.01765.8951480.233N4 弯起点截面 Xi=8553836.91197320024541.6792000.005651416.0540.01350.1891466.242N5 弯起点截面 Xi=5963661.695198220034361.9192000.005651456.222001456.222h/2 截面Xi=10501311.076163750024540.8091000.004522389.0650.183721.2873110.3527.2 持久状况正常使用极限状态抗裂验算7.2.1 正截面抗裂验算根据公预规6.3.1 条，对预制的 A 类预应力混凝土构件，在作用短期效应组合下，应符合下裂要求tkpcstf7.0式中：在作用短期效应组合下构件抗裂验算边缘混凝土的法向拉应力，按下式计算st nxgsnxgstWMMWM11nxpnppcWMAN现以跨中截面为例进行抗裂验算 NNp617.4719069mkNMp463.5421 472.8333cmAn3352127cmWnx3356337cmWox mkNMg378.37271mkNMs375.7543MPaWMMWMnxgsnxgst294.211035633710)378.3727375.7543(1035212710378.3727363611MPaWMANnxpnppc21.05910352127105421.463108333.7274719069.61362辽宁工程技术大学毕业设计（论文）79所以, MPapcst235.0059.21294.21MPaftk855.165.27.07.0,符合规范设计要求tkpcstf7.0同理,其余截面抗裂验算见表 7-10表 7-10 截面抗裂验算表Tab 7-10 section crack resistance calculation table应力部分跨中下缘L/4 跨下缘x=5.667 下缘x=1.6 下缘支点下缘Np(N)(1)4719069.6174525860.8974395217.3684680661.9194753850.979Mp(kN.m)(2)5421.4635127.6934565.1383297.052578.261An(cm2)(3)8333.7178333.7178333.71718213.41718213.417Wnx(cm3)(4)352127.25352231.212352809.025538077.966538189.263Wox(cm3)(5)356336.596356229.974355636.439537855.917537735.797Mg1(kN.m)(6)3727.3782795.5332070.765668.6060Ms(kN.m)(7)7543.3755656.4694176.721333.4030Np/An(MPa)(8)=(1)/(3)5.6635.4315.2742.572.61Mp/Wnx(MPa)(9)=(2)/(4)15.39614.55812.9396.1274.791pc(MPa)(10)=(8)+(9)21.05919.98918.2138.6977.401Mg1/Wnx(MPa)(11)=(6)/(4)10.5857.9375.8691.2430(Ms-Mg1)/Wox(MPa)(12)=(7)-(6)/(5)10.7098.0315.9221.2360st(MPa)(13)=(11)+(12)21.29415.96811.7912.4790st-pc(MPa)(14)=(13)-(10)0.235-4.021-6.422-6.219-7.4010.7ftk(15)1.8551.8551.8551.8551.855是否符合要求(16)符合符合符合符合符合由表 7-10 可知，各截面抗裂均满足要求7.2.2 斜截面抗裂验算根据公预规6.3.1 条规定，对预制的 A 类预应力混凝土构件，在作用（或荷载）闫冬雪：下岸大桥结构设计80短期效应组合下MPaftktp855.165.27.07.0式中：由作用（或荷载）短期效应组合和预加力产生的混凝土主拉应力，按公预tp规6.3.3 条规定计算 ，其中22cycxcx)2-(-2ytp0cy 即22cx4-2cxtp 0011ncxAyIMMyIMyIMNgsnngnnpp bISVybISVVbSVnnpngsng001n1)(I式中：在计算主应力点，由作用短期效应组合和预应力产生的混凝土法相应力cx 在计算主应力点，由作用短期效应组合和预应力产生的混凝土剪应力现以跨中截面为例进行斜截面抗裂验算各截面 yni、yoi见表 7-11表 7-11 各截面 yni、yoi值Tab 7-11 each section yni, yoi valuesyniyoi截面a-a(cm)o-o(cm)n-n(cm)b-b(cm)a-a(cm)o-o(cm)n-n(cm)b-b(cm)跨中51.152.830-93.8548.320-2.83-96.681/4 跨51.132.790-93.8748.340-2.79-96.66x=5.66751.022.560-93.9848.460-2.56-96.54x=1.640.10.520-104.939.580-0.52-105.42支点39.940.180-105.0639.760-0.18-105.24 NNp617.4719069mkNMp463.542101gVkNVs476.1100pV 472.8333cmAn446429418cmIn44798961cmIommb200 mkNMg378.37271mkNMs375.75433249389cmSn30262171cmSa-a 处0011ncxAyIMMyIMyIMNgsnngnnpp辽宁工程技术大学毕业设计（论文）81MPa7.63948.381047989861103727.378)-(7543.37551.151046429418103727.3781051.151046429418105421.463-108333.7274719069.614646462MPabISVybISVVbSVnnpngsng302.00200104798986110262171)0476.110(0)(I46001n1同理,o-o 处: MPa56.5cxMPa329.0on-n 处: MPa44.5cxMPa329.0nb-b 处: MPa40.1cxMPa221.0b所以,a-a 处: MPacxtp-0.0120.30247.639-27.6394-22222cx同理, o-o 处: MPa019.0tpn-n 处: MPa020.0tpb-b 处: MPa034.0tp以上各均小于 1.855MPa，满足规范设计要求tp其余各截面验算过程及结果见下表 7-12表 7-12 斜截面抗裂验算Tab 7-12 inclined section crack resistance calculationcxtp0.7ftk(MPa)(MPa)(MPa)(MPa)截面主应力部位短期组合短期组合短期组合是否符合a-a7.6390.301768-0.0121.855符合o-o5.5590.328556-0.0191.855符合n-n5.4380.328647-0.021.855符合跨中b-b1.3990.221069-0.0341.855符合a-a5.7471.226556-0.2511.855符合o-o5.2911.342518-0.3211.855符合n-n5.2641.342616-0.3231.855符合1/4 跨b-b4.3790.906939-0.181.855符合a-a4.6741.067927-0.2321.855符合o-o5.1371.165226-0.2521.855符合n-n5.1611.165434-0.2511.855符合x=5.667b-b6.0590.785276-0.11.855符合x=1.6a-a1.540.07202-0.0031.855符合闫冬雪：下岸大桥结构设计82o-o2.5520.077162-0.0021.855符合n-n2.5650.077176-0.0021.855符合a-a1.273-0.43909-0.1371.855符合o-o2.604-0.48148-0.0861.855符合支点n-n2.61-0.48148-0.0861.855符合由表 7-12 可知各截面均满足抗裂要求7.3 持久状况构件的应力验算持久状况设计的预应力混凝土受弯构件，应计算其使用阶段正截面混凝土的法向压应力，受拉区钢筋的拉应力和斜截面混凝土的主压应力，并不得超过规范规定的限值，计算时荷载取其标准值，汽车荷载应考虑冲击系数。7.3.1 正截面混凝土压应力验算根据公预规7.1.5 条规定，使用阶段正截面应力应符合下式要求ckptkcf5.0式中: 混凝土轴心抗压强度 C50, ckfMPafck4.32 在作用标准效应组合下，混凝土的法向压应力，按下式计算kc osgknsgkcWMMWM11 由预应力产生的混凝土法向拉应力，按下式计算ptnsPnpptWMAN现以跨中截面为例进行计算 mkNMg378.37271mkNMk500.9008mkNMp463.5421 cmyns146.78cmyos324.75472.8333cmAn 3851.594136cmWns3487.637112cmwos MPaWMMWMosgknsgkc14.563637112.487103727.378)(9008.5594136.851103727.3783311MPaWMANnsPnppt-3.462594136.851105421.463108333.71774719069.6132所以，MPafMPackptkc2.164.325.05.0101.11462.3563.14辽宁工程技术大学毕业设计（论文）83符合规范设计要求其余截面验算过程及结果见下表表 7-13 正截面混凝土压应力验算Tab 7-13 normal section concrete compressive stress calculation应力部分L/4 跨上缘L/4 跨下缘x=5.667 上缘x=5.667 下缘Np(N)（1）4525860.8974525860.8974395217.3684395217.368Mp(kN.m)（2）5127.6935127.6934565.1384565.138An(cm2)（3）8333.7178333.7178333.7178333.717Wn(cm3)（4）594535.538352231.212596845.481352809.025Wo(cm3)（5）636663.795356229.974634083.957355636.439Mg1(kN.m)（6）2795.5332795.5332070.7652070.765Mk(kN.m)（7）6754.5364155.2064980.4063077.93Np/An(MPa)(8)=(1)/(3)5.4315.4315.2745.274Mp/Wn(MPa)(9)=(2)/(4)-8.62514.558-7.64912.939pt(MPa)(10)=(8)+(9)-3.19419.989-2.37518.213Mg1/Wn(MPa)(11)=(6)/(4)4.702-7.9373.47-5.869(Mk-Mg1)/Wo(MPa)(12)= (7)-(6)/(5)6.218-3.8174.589-2.832kc(MPa)(13)=(11)+(12)10.92-11.7538.058-8.701kc+pt(MPa)(14)=(10)+(13)7.7268.2355.6839.5120.5fck（15）16.216.216.216.2是否符合要求（16）符合符合符合符合续上表闫冬雪：下岸大桥结构设计84应力部分x=1.6 上缘x=1.6 下缘支点上缘支点下缘Np(N)（1）4680661.919 4680661.919 4753850.979 4753850.979 Mp(kN.m)（2）3297.050 3297.050 2578.261 2578.261 An(cm2)（3）18213.417 18213.417 18213.417 18213.417 Wn(cm3)（4）1145832.017 538077.966 1150292.716 538189.263 Wo(cm3)（5）1158518.170 537855.917 1153662.538 537735.797 Mg1(kN.m)（6）668.606 668.606 0.000 0.000 Mk(kN.m)（7）1581.800 993.798 0.000 0.000 Np/An(MPa)(8)=(1)/(3)2.570 2.570 2.610 2.610 Mp/Wn(MPa)(9)=(2)/(4)-2.877 6.127 -2.241 4.791 pt(MPa)(10)=(8)+(9)-0.308 8.697 0.369 7.401 Mg1/Wn(MPa)(11)=(6)/(4)0.584 -1.243 0.000 0.000 (Mk-Mg1)/Wo(MPa)(12)= (7)-(6)/(5)0.788 -0.605 0.000 0.000 kc(MPa)(13)=(11)+(12)1.372 -1.847 0.000 0.000 kc+pt(MPa)(14)=(10)+(13)1.064 6.850 0.369 7.401 0.5fck（15）16.200 16.200 16.200 16.200 是否符合要求（16）符合符合符合符合7.3.2 预应力筋拉应力验算根据公预规7.1.5 条规定，使用阶段正截面应力应符合下式要求pkppef65.0式中: 混凝土轴心抗压强度 C50, ckfMPafck4.32 预应力筋扣除全部预应力损失后的有效预应力pe在作用标准效应组合下，受拉区预应力筋产生的拉应力，按下式计算p，ktEPp0011）（IeMMIeMgknngkt现取跨中最不利的外层钢筋 N1 进行验算 446429418cmIncmen85.114 44798961cmIocme68.1170 mkNMg378.37271mkNMk500.9008MPakt22.170047989860951176.810）3727.3789008.5（0046429418001148.5103727.37866辽宁工程技术大学毕业设计（论文）85MPaktEPp261.12517.2265.5MPape506.1085MPaMPappe1209126065.0769.1210261.125506.1085同理，其余截面验算过程与结果见下表表 7-14 预应力钢筋拉应力验算Tab 7-14 prestressed tensile stress calculation应力部位跨中1/4 跨x=5.667x=1.6支点In(cm4)（1）4642941846449597465645347688942046429418Io(cm4)（2）4798986147968609478475607713766147989861en(cm)（3）114.85118.47118.58129.5129.66eo(cm)（4）117.68121.26121.14130.02129.84Mg1(kN.m)（5）3727.3782795.5332070.765668.6060Mk(kN.m)（6）90096755498015820Mg1en/In(MPa)(7)=(5)(3)/(1)9.227.135.271.130(Mk-Mg1)eo/Io(MPa)(8)=(6)-(5)(4)/(2)12.9510.0087.3671.5390kt(MPa)(9)=(7)+(8)22.17117.13812.642.6650p=EPkt(MPa)(10)=5.65(9)125.26396.8371.41615.0590pe(MPa)（11）1085.5061085.6141085.7231069.7851069.953pe+p(MPa)(12)=(10)+(11)1210.7691182.4441157.1381084.8441069.953由表 7-14 各截面钢筋拉应力均满足设计要求7.3.3 截面混凝土主压应力验算此项验算主要为了保证混凝土在沿主压应力方向破坏时，也具有足够的安全度；以一号梁的跨中截面为例，对其上梗肋（a-a） 、净轴（n-n） 、换轴（o-o）和下梗肋（b-b）等四处分别进行主压应力验算，其余截面计算方法相同。根据公预规7.1.6 条规定，斜截面混凝土主压应力应符合下列要求MPafckcp44.194.326.06.0式中：由作用标准效应组合和预应力产生的混凝土主拉应力，按下式计算cp 22cx4-2cxcp 0011ncxAyIMMyIMyIMNgknngnnpp bISVybISVVbSVnnpngkng001n1)(I式中：在计算主应力点，由荷载标准值组合和预应力产生的混凝土法相应力cx闫冬雪：下岸大桥结构设计86 在计算主应力点，由荷载标准值组合和预应力产生的混凝土剪应力该处所用公式与斜截面抗裂验算所用公式相同，只是，计算弯矩和剪力时，是在标准值组合设计下计算得到，所以，此处不另行计算，计算过程与结果见下表表 7-15 截面混凝土主压应力验算Tab 7-15 section concrete principal compressive stress checkcxtp(MPa)(MPa)(MPa)0.6fck截面主应力部位短期组合短期组合短期组合(MPa)是否符合a-a9.1140.5229.14419.44符合o-o5.5590.5695.61719.44符合n-n5.3510.5695.41119.44符合跨中b-b-1.5520.3830.08919.44符合a-a6.8531.5917.20519.44符合o-o5.2911.7395.81119.44符合n-n5.2011.745.72919.44符合1/4 跨b-b2.1661.1742.6819.44符合a-a5.4881.485.86219.44符合o-o5.1371.6145.60219.44符合n-n5.1181.6155.58519.44符合x=5.667b-b4.4381.0884.6919.44符合a-a1.6680.2811.71419.44符合o-o2.5520.3062.58819.44符合x=1.6n-n2.5640.3062.619.44符合a-a1.273-0.0881.27919.44符合o-o2.604-0.0982.60819.44符合支点n-n2.61-0.0982.61419.44符合辽宁工程技术大学毕业设计（论文）877.4 短暂状况构件的应力验算7.4.1 预加应力阶段的应力验算根据公预规7.2.8 条规定，施工阶段正截面应力应符合下裂要求,7.0ckcctf,7.0tkcttf式中: 预加应力阶段混凝土的法向压应力、拉应力，按下式计算cctcct、 梁底应力：nxglnxpnpocctWMWMAN0梁顶应力：nxglnxpnpocttWMWMAN0与构件制作、运输、安装各施工阶段混凝土立方体抗压强度相,、tkckff,ucf应的抗压强度、抗拉强度标准值公路桥涵设计手册中说明，施工阶段由预制 T 梁单独受力张拉时，混凝土标准强度按 C50 的 90%考虑，即相当于 C45所以 MPafck29.6,MPaftk2.51, MPafck20.727.0,MPaftk1.7577.0,预加应力阶段法向应力计算见表 7-16表 7-16 预加应力阶段的应力验算Table 7-16 stage of prestressing stress check应力部分跨中上缘跨中下缘L/4 跨上缘L/4 跨下缘x=5.667 上缘Npo(N)（1）5187453.595187453.595095050.7325095050.7325056616.71Mpo(kN.m)（2）5959.6335959.6335772.5765772.5765252.136An(cm2)（3）8333.7178333.7178333.7178333.7178333.717Wn(cm3)（4）594137.538352127.25594535.538352231.212596845.481Mg1(kN.m)（5）3727.3783727.3782795.5332795.5332070.765Npo/An(MPa)(6)=(1)/(3)6.2256.2256.1146.1146.068Mpo/Wn(MPa)(7)=(2)/(4)-10.03116.925-9.70916.389-8.8p(MPa)(8)=(6)+(7)-3.80623.149-3.59622.502-2.732Mg1/Wn(MPa)(9)=(5)/(4)6.274-10.5854.702-7.9373.47ct(MPa)(10)=(8)+(9)2.46812.5641.10614.5660.737续上表应力部分x=5.667 下x=1.6 上缘x=1.6 下缘支点上缘支点下缘闫冬雪：下岸大桥结构设计88缘Npo(N)（1）5056616.710 5305863.738 5305863.738 5393438.584 5393438.584 Mpo(kN.m)（2）5252.136 3736.931 3736.931 2925.083 2925.083 An(cm2)（3）8333.717 18213.417 18213.417 18213.417 18213.417 Wn(cm3)（4）352809.025 1145832.017 538077.966 538189.263 1150292.716 Mg1(kN.m)（5）2070.765 668.606 668.606 0.000 0.000 Npo/An(MPa)(6)=(1)/(3)6.068 2.913 2.913 2.961 2.961 Mpo/Wn(MPa)(7)=(2)/(4)14.887 -3.261 6.945 5.435 2.543 p(MPa)(8)=(6)+(7)20.954 -0.348 9.858 8.396 5.504 Mg1/Wn(MPa)(9)=(5)/(4)-5.869 0.584 -1.243 0.000 0.000 ct(MPa)(10)=(8)+(9)15.085 0.235 8.616 8.396 5.504 由表可知，各阶段法向应力为压应力且均小于 20.72MPa,满足规范要求；因此就法向应力而言，表明在主梁混凝土达到 C50 强度时可以开始张拉钢束。7.4.2 吊装应力验算本设计为两点吊装，吊点设在两支点内移 50cm 处，即两吊点之间的距离为 33m，对于 1 号梁，一期恒载集度 g1=25.795kN/m，根据公预规4.1.10 条规定，构件在吊装运输时，构件重力应乘以动力系数 1.2（或 0.85） 。因此，可按 g1=30.954 kN/m(超重), g2=21.926kN/m(失重)两种情况进行吊装应力验算,计算结果见表表 7-17 吊装应力验算Table 7-17 hoisting stress check应力部分跨中上缘跨中下缘L/4 跨上缘L/4 跨下缘x=5.667 上缘Npo(N)（1）5187453.595187453.595095050.7325095050.7325056616.71Mpo(kN.m)（2）5959.6335959.6335772.5765772.5765252.136An(cm2)（3）8333.7178333.7178333.7178333.7178333.717Wn(cm3)（4）594137.538352127.25594535.538352231.212596845.481Mg1(kN.m)（5）3727.3783727.3782795.5332795.5332070.765超重 Mg1(kN.m)（6）4472.8544472.8543354.643354.642484.918失重 Mg1(kN.m)（7）2981.9022981.9022236.4262236.4261656.612Npo/An(MPa)(8)=(1)/(3)6.2256.2256.1146.1146.068辽宁工程技术大学毕业设计（论文）89Mpo/Wn(MPa)(9)=(2)/(4)-10.03116.925-9.70916.389-8.8p(MPa)(10)=(8)+(9)-3.80623.149-3.59622.502-2.732超重Mg1/Wn(MPa)(11)=(6)/(4)7.528-12.7025.642-9.5244.163失重Mg1/Wn(MPa)(12)=(7)/(4)5.019-8.4683.762-6.3492.776超重 ct(MPa)(13)=(10)+(11)3.72210.4472.04712.9781.431失重 ct(MPa)(14)=(10)+(12)1.21314.6810.16616.1530.043续上表应力部分x=5.667 下缘x=1.6 上缘x=1.6 下缘支点上缘支点下缘Npo(N)（1）5056616.710 5305863.738 5305863.738 5393438.584 5393438.584 Mpo(kN.m)（2）5252.136 3736.931 3736.931 2925.083 2925.083 An(cm2)（3）8333.717 18213.417 18213.417 18213.417 18213.417 Wn(cm3)（4）352809.025 1145832.017 538077.966 538189.263 1150292.716 Mg1(kN.m)（5）2070.765 668.606 668.606 0.000 0.000 超重 Mg1(kN.m)（6）2484.918 802.327 802.327 0.000 0.000 失重 Mg1(kN.m)（7）1656.612 534.885 534.885 0.000 0.000 Npo/An(MPa)(8)=(1)/(3)6.068 2.913 2.913 2.961 2.961 Mpo/Wn(MPa)(9)=(2)/(4)14.887 -3.261 6.945 5.435 2.543 闫冬雪：下岸大桥结构设计90p(MPa)(10)=(8)+(9)20.954 -0.348 9.858 8.396 5.504 超重Mg1/Wn(MPa)(11)=(6)/(4)-7.043 0.700 -1.491 0.000 0.000 失重Mg1/Wn(MPa)(12)=(7)/(4)-4.695 0.467 -0.994 0.000 0.000 超重 ct(MPa)(13)=(10)+(11)13.911 0.352 8.367 8.396 5.504 失重 ct(MPa)(14)=(10)+(12)16.259 0.119 8.864 8.396 5.504 由上表可知,最大压应力为 16.25MPa,发生在失重状态，距支座 5.667m 处截面下缘，各截面均无拉应力，混凝土法向应力均满足施工阶段要求。8 主梁变形验算8.1 计算由预加力引起的跨中反拱度根据公预规6.5.4 条规定，计算预加力引起的反拱度时，刚度采用，计算公oIEc式7100ilcPpiIEMMf由于预应力钢束在 L/4 截面附近开始弯起，为简化计算，假定支点处预应力产生的弯矩，近似取预加力如图所示2/LxPM辽宁工程技术大学毕业设计（论文）91图 8-1 预加力的弯矩图简化后，)43(242202/202/aaMMLIEMfxLxcLxp pppoppoPeAeNM式中：有效预加力对净截面重心的偏心距pe根据公预规6.5.4 条规定，由预加力引起的反拱度，用结构力学方法按刚度进行计算，其值应乘以长期增长系数 2，即oIEcppff2由表 7-12 可知预加应力mkNMLx463.54212 mkNMx261.25780由图可知: ma8.5mL34 44798961cmIoMPaEC41045.3 244502.165561047989611045.3mkNIEBocmmaaMMLIEMfxLxcLxp-38.04)8.58.52578.2615421.4634343(16556.502245421.463)43(242222202/202/mmffpp-76.08-38.04228.2 计算由荷载引起的跨中挠度根据公预规6.5.2 条规定，A 类预应力混凝土构件的刚度采用，则ocIEB0.950恒载效应产生的跨中挠度可按下式计算闫冬雪：下岸大桥结构设计92mmIElMMfcggg42.4216556.50295.0345540.27548595.0)(48520221短期荷载效应组合产生的跨中挠度可近似按下式计算mmIElMfcss57.7516556.50295.0347543.37548595.0485202根据公预规6.5.3 条，受弯构件在使用阶段的挠度应考虑荷载长期效应的影响，即按荷载短期效应组合计算的挠度值乘以挠度长期增长系数对于 C50 混凝土1.425）40-50（40-801.35-1.45-1.45则，荷载短期效应组合引起的长期挠度值为mmfsl82.3957.75425.1恒载引起的长期挠度值为mmfgl60.4542.42425.18.3 结构刚度验算根据公预规6.5.3 条，预应力混凝土受弯构件计算的长期挠度值，在消除结构自重产生的长期挠度后的最大挠度不应超过计算跨径的 1/600mmmmffglsl67.56600/3400021.9460.45-82.39- 满足规范要求8.4 预拱度的设置根据公预规6.5.5 条规定,当预加应力的长期反拱度至小于按荷载短期效应组合计算的长期挠度时,应设置预拱度,其值应按该项荷载的挠度值与预加应力长期反拱度之差本设计中:预加力产生的长期反拱值为 76.08mm 荷载短效应组合计算的长期挠度为 82.39mm所以,设置 10mm 的预拱度辽宁工程技术大学毕业设计（论文）939 横隔梁计算9.1 确定作用在跨中横隔梁上的可变作用鉴于具有多根内横隔梁的桥梁跨中处的横隔梁受力最大,通常可只计算跨中横隔梁的作用效应,其余横隔梁可依据跨中横隔梁选用相同的尺寸和配筋闫冬雪：下岸大桥结构设计94图 9-1 横隔梁计算示意图纵向一行车轮荷载对跨中横隔梁的计算荷载为124.922kN1)1400.7846(14021210iipP跨中横隔梁受力影响线的面积26.8）16.82（21m9.2 跨中横隔梁的作用效应影响线9.2.1 按修正刚性横梁法计算横向影响线竖坐标值 6121iiiijaean其中: 6n922.0227.84mai当作用在 1 号梁时，对 1 号梁的影响1P0.49684.75.55.50.92261161211iiiaean0.36484.75.53.30.9226112辽宁工程技术大学毕业设计（论文）950.23384.75.51.10.92261130.10184.75.5(-1.1)0.9226114-0.03184.75.5(-3.3)0.9226115-0.16384.75.5(-5.5)0.9226116当 P 作用在其他梁上时，计算同理，计算结果见表 9-1表 9-1 ij 计算表Table 9-1 ij calculation tableijnaieai21160.9225.55.584.70.4961260.9223.35.584.70.3641360.9221.15.584.70.2331460.922-1.15.584.70.1011560.922-3.35.584.7-0.0311660.922-5.55.584.7-0.1632160.9225.53.384.70.3642260.9223.33.384.70.2852360.9221.13.384.70.2062460.922-1.13.384.70.1272560.922-3.33.384.70.0482660.922-5.53.384.7-0.0313160.9225.51.184.70.2333260.9223.31.184.70.206闫冬雪：下岸大桥结构设计963360.9221.11.184.70.183460.922-1.11.184.70.1533560.922-3.31.184.70.1273660.922-5.51.184.70.1019.2.2 绘制弯矩影响线通常横隔梁弯矩为靠近桥中线的截面较大，本设计取 A、B 两个截面计算横隔梁的弯矩1）计算公式如图所示，在桥梁跨中，当单位荷载 P=1 作用在 j 号梁轴上时，i 号梁所受的作用为竖向力，因此由平衡条件就可写出 A 截面的弯矩计算公式ij（1）当 P=1 作用在截面 A 的左侧时 jAAAjAjAjAjebbbM,332211即，AAjAjAjjAebbb332211,式中：i 号梁轴到 A 截面的距离iAb 单位荷载 P=1 作用位置到 A 截面的距离Ae（2）当 P=1 作用在截面 A 的右侧时，同理可得AjAjAjjAbbb332211,2）MA影响线（1）当 P=1 作用在 1 号梁轴上时-1.3155.5-1.10.2333.30.3645.50.4963132121111 ,AAAAAebbb（2）当 P=1 作用在 5 号梁轴上时0.1281.10.1273.30.0485.5-0.0313532521515 ,AAAAbbb（3）当 P=1 作用在 6 号梁轴上时-0.8881.10.1013.3）0.031-（5.5-0.1633632621616 ,AAAAbbb绘制出 MA影响线如图 9-1 示辽宁工程技术大学毕业设计（论文）973）MB影响线（1）当 P=1 作用在 1 号梁轴上时-1.2126.6-2.20.2334.40.3646.60.4963132121111 ,BBBBBebbb（2）当 P=1 作用在 5 号梁轴上时0.2862.20.1274.40.0486.6-0.0313532521515 ,BBBBbbb（3）当 P=1 作用在 6 号梁轴上时-0.992.20.1014.4）0.031-（6.6-0.1633632621616 ,BBBBbbb绘制出 MB影响线如图 9-1 所示9.2.3 绘制剪力影响线剪力在靠近桥两侧边缘处的截面较大，取 1 号梁右和 2 号梁右截面计算剪力1）1 号梁右截面的剪力 V1右影响线计算（1）P=1 作用在计算截面以右时：（即为 1 号梁的荷载横向影响线）ivi111即0.4961右11v（2）P=1 作用在计算截面以左时：（即为 1 号梁的荷载横向影响线）1-111ivi 即-0.5041-0.4961左11v （3）-0.163161v绘制出 V1右影响线如图 9-1 所示闫冬雪：下岸大桥结构设计982）2 号梁右截面的剪力 V1右影响线计算（1）P=1 作用在计算截面以右时：（即为 1 号梁的荷载横向影响线）iivi2122即0.6490.2850.3642221222v（2）P=1 作用在计算截面以左时：（即为 1 号梁的荷载横向影响线）1-2122iivi 即-0.3511-0.6491-21222iiv （3）-0.1940.031-0.1632616126v绘制出 V2右影响线如图 9-1 示左影响线影响线右影响线右影响线辽宁工程技术大学毕业设计（论文）99图 9-1 MA、MB、V1 右、V2 右影响线9.3 截面作用效应计算因为横隔梁的永久作用效应相比可变作用很小，可忽略不计9.3.1 计算公式00)1(qPSi式中：横隔梁冲击系数，根据公路桥涵设计通用规范4.3.2 条规定，取 0.3车道折减系数，三车道为 0.78，四车道为 0.67车辆对于跨中横隔梁的计算荷载0P人群对于跨中横隔梁的计算荷载0q与计算荷载 P0相对应横隔梁作用效应影响线的竖坐标值i影响线面积闫冬雪：下岸大桥结构设计1009.3.2 弯矩与剪力计算1）MA、MA mkNPMiA100.941)259.1540.2629.1367.0(922.1241)3.01()1(0mkNPMiA666.494)444.1164.0053.0385.1(922.1241)3.01()1(02）MB、MBmkNPMiB360.544)518.0562.1015.1257.0(922.1241)3.01()1(0mkNPMiB665.456)048.1004.0501.0259.1(922.1241)3.01()1(03）V1右（1）二车道 V1右kNPVi228.982)0.2090.391496.0(922.1241)3.01()1(0右1（2）三车道 V1右kNPVi198.873)0.0270.1330.2090.391496.0(922.1240.78)3.01()1(0右14）V2右kNPVi257.889)0.1450.3300.464649.0(922.1241)3.01()1(0右29.3.3 荷载组合按公式)4.12.1(0.10QKGKudSSSmkNMAud54.13171.9414.10.10辽宁工程技术大学毕业设计（论文）101mkNMAud532.692)666.494(4.10.10m104.762360.5444.10.10kNMBudm331.639)665.456(4.10.10kNMBudkNVud320.575228.9824.10.1右10kNVud361.045257.8894.10.1右209.4 跨中横隔梁配筋计算9.4.1 截面特性计算1）桥面板受压时参与横隔梁抗弯的有效宽度 BfbBf2式中：桥面板有效宽度fB由，查桥梁工程 （范立础）表 2-4.7 得到的桥面板有效宽度悬臂部分lc长度其中 表示全桥面板沿纵桥向的悬臂长度，c33.3214.08.6c表示横隔梁的计算跨径，这里横隔梁按两端简支考虑;l ,查表得ml112.250.303113.33lc635.0c闫冬雪：下岸大桥结构设计102故2.11m3.330.635中横隔梁计算截面见图 9-2、9-3图 9-2 承受正弯矩时的计算截面（单位：cm）Fig 9-2 positive bending moment calculation under section (unit: cm)图 9-3 承受负弯矩时的计算截面（单位：cm）Fig 9-3 under negative bending moment when computing section (unit: cm)辽宁工程技术大学毕业设计（论文）1039.4.2 受拉钢筋与箍筋配置1）受拉钢筋配置（1）正弯曲时，取钢筋重心到构件边缘距离为，mmas100mmBf4360由)2(00xhxbfMfcdud即)21800(43604.221054.13170.16xx解得mmx7所以22441.62804360722.4mmfxbfAsdfcds所以，在横隔梁底配置 6HRB335 钢筋，2522945mmAs配筋率%2.0%422.010016043602945100ffhbAs闫冬雪：下岸大桥结构设计104满足最小配筋率要求（2）负弯曲时，取钢筋重心到构件边缘距离为，mmas80mmb140由)2(00xhxbfMfcdud即)21800(1404.2210532.6920.16xx解得mmx126所以21411.228014012622.4mmfxbfAsdfcds所以，在横隔梁顶配置 4HRB335 钢筋，2221520mmAs配筋率%2.0%603.010018001401520100ffhbAs满足最小配筋率要求2）箍筋配置（1）上限：受弯构件抗剪截面应符合公预规5.2.9 条规定0,301051.0bhfVkcud公式左边=kNVd361.0450公式右边=kNbhfkcu908.7748001140501051.01051.030,3左边右边，所以需要进行斜截面抗剪承载力计算（3）斜截面抗剪由混泥土和箍筋共同承担，按公预规式 5.2.7-1 和 5.2.7-2 计算csdVV0svsvkcucsffPbhV,03321)6.02(1045.0辽宁工程技术大学毕业设计（论文）105各字母所表示含义与主梁斜截面承载力计算处相同，再此不做重复叙述 1.011.2521.131800mm0h1.16918001402945100100P箍筋采用 HRB335双支箍筋，1021575.782mmAsvMPafsv280箍筋间距：mmVbhfAfPSdsvsvkcuv1964)045.3616.0(800114028015750)1.1696.02)(1056.0(1.11)()6.02(100.2226222020,62321 按构造要求取箍筋间距 100mm，此时配筋率0.00120.011100140157vsvbSA满足最小配筋率要求 kNffPbhVsvsvkcucs1087.2652800.011501.169)0.6(218001401045.01.11.251.0)6.02(1045.03,03321，满足规范要求kNVVcsd265.1087361.04509.4.3 裂缝宽度计算截面最大裂缝宽度按公预规式 6.4.3-1 计算最大裂缝宽度1028.030321dECCCWsssfk ffpshbbbhAA)(0式中: 钢筋表面形状系数，对带肋钢筋1C1.01C 作用（或荷载）长期效应影响系数，其中和分别为2Csl2MM0.51 CeMlM按作用（或荷载）长期效应组合和短期效应组合计算的弯矩，这里闫冬雪：下岸大桥结构设计106 286.10.7M0.4M0.51QkQk2C 与构件性质有关的系数，受弯构件取3C0.13C 钢筋应力，（公预规式 6.4.4-3）ss087.0hAMssss 纵向受拉钢筋直径（mm）d纵向受拉钢筋的配筋率，对钢筋混凝土构件，当时,取02.00.02当时,取060.00.006ffpshbbbhAA)(0构件受拉翼缘宽度fb按作用（或荷载）短期效应组合计算的弯矩值sM1）正弯矩作用下,横隔梁底缘裂缝宽度mkNMMMAQks77.658100.9417.07.00.7 mmh1800022945mmAsMPahAMssss842.1421800294587.01077.65887.0600.01218001402945)(0ffpshbbbhAAmmmmmdECCCWsssfk20.00.1260.0121028.02530102142.84211.28611028.0305321满足公预规6.4.2 条规定2）负弯矩作用下,横隔梁顶缘裂缝宽度mkNMMMAQks-346.266）494.666-（7.07.00.7 mmh0218021520mmAsMPahAMssss3.872141520182087.010346.26687.060辽宁工程技术大学毕业设计（论文）107翼缘位于受拉区0.0060.0016160）140-4360（18201401520)(0ffpshbbbhAA取006.0mmmmmdECCCWsssfk20.00.140.0061028.02230102143.87211.28611028.0305321满足公预规6.4.2 条规定10 桥面板计算10.1 边梁内翼缘配筋计算根据公预规4.1.1 条规定，跨中横隔板的间距为，梁肋间距为mla8.6，由于，故桥面板可按跨径为的单向受力板进行计算。mlb2.209.3/ballbl10.1.1 荷载标准计算1）恒载内力计算（以纵向 1m 宽的板条进行计算）（1）每延米板上的恒载 g沥青混凝土面层 g1：mkN1.92241.00.08混凝现浇层 g2：mkN2.5251.00.1T 梁翼板自重 g3：mkN5.304261.00.80.20.8）0.270.16（0.50.20.16闫冬雪：下岸大桥结构设计108合计mkNgggg9.7245.3042.51.92321（2）每米宽板条的恒载内力先计算简支板的跨中和支点剪力，根据公预规4.1.2 条，梁肋间板的计算跨径按下列规定采用计算弯矩：，但不大于tLLM0bLL0计算剪力：0LLQ其中，为板的计算跨径，为板的净跨径， 为板的厚度，为梁肋宽度QMLL、0Ltb mL2.00mt215.0)27.016.0(21mb2.0mtLmtLLM2.2215.200所以， mLM2.2mLLQ0.20即，简支板跨中弯矩：mkNgLMM88.52.2724.98181220简支板支点剪力：kNgLQQ70.102.2724.95.0210根据公预规4.1.2 条规定，与梁肋整体相连接的板，其内力如下支点弯矩：mkNMMGK12.488.57.07.00跨中弯矩：mkNMMGK3.346.680.50.50支点剪力：kNQQGK10.7002）活载内力计算按公路桥涵设计通用规范4.3.1-2 条，后轮轴重 140kN，着地的宽度与长度分别为,作用于桥面板上的区域为cma202cmb602cmhaa5618220221cmhbb9618260221（1）有效分布宽度计算弯矩时辽宁工程技术大学毕业设计（论文）109 mmldmldaad87.287.232.224.13269.232.24.156.03max1为了便于计算，将板跨径中部的有效分布宽度等效到单轴的情况maad435.12计算剪力时mmldmldaad73.273.23224.13263.232.04.156.03max1为了便于计算，将板跨径中部的有效分布宽度等效到单轴的情况maad435.12车轮作用在板支撑处时的有效分布宽度为（两重轴的分布区域为重合）mtaa72.016.056.01为了便于计算，将板跨径中部的有效分布宽度等效到单轴的情况maad365.12车轮在板的支撑附近，距支点距离为 x 时,垂直于板的跨径方向荷载的有效分布宽度）（272.0222mxxthaa3）活载作用下弯矩、剪力计算根据公路桥涵设计通用规范4.3.2 条规定，冲击系数，作用于每米宽0.3简支板条上的跨中弯矩和支点剪力按下式计算支点剪力影响线闫冬雪：下岸大桥结构设计110图 10-1 计算活载剪力时图示（单位：cm）Fig 10-1 when calculating the shear force of live load icon (unit: cm)跨中弯矩影响线辽宁工程技术大学毕业设计（论文）111图 10-2 计算活载弯矩时图示（单位：cm）Fig 10-2 when calculating the bending moment of live load icon (unit: cm)跨中弯矩最大值为mkNblaPMQ27.268)20.962.2(1.4358140）0.31（)2(8）1（10支点剪力最大值为)(）1（443322110yAyAyAyAQQ式中: 第 i 部分分布荷载的合力Ai 第 i 部分分布荷载合力处的影响线坐标值iy0.76220.96121合力点影响线坐标51.2821.365214022合力1均布荷载111111lbykNapbabpqbA0.95320.3225161合力点影响线坐标7.7170.91.36521400.960.721400.72)-(1.36541)(21)-(21合力2三角荷载22laaykNqqaqA0.0521.01.0合力点影响线坐标10.68496.0365.121402.020.20.2合力3均布荷载313lykNabpqA闫冬雪：下岸大桥结构设计1120.033230.2合力点影响线坐标10.1270.960.7221400.2210.221合力4三角荷载44ykNqA kNyAyAyAyAQQ61.326）0.03310.1270.0510.6840.957.7170.7651.282（）0.31（)(）1（443322110作用于每米宽连续板上的活载内力为跨中弯矩最大值：mkNMMOQQK624.1327.2680.50.5支点弯矩最大值：mkNMMQQK088.19268.277.07.00支点剪力：kNQQQQK61.326010.1.2 荷载效应组合计算荷载组合效应见表表 10-1 荷载效应组合Tab 10-1 the load effect combination桥面板支点桥面板跨中作用分类组合计算表达式弯矩（kN.m）剪力（kN）弯矩（kN.m）永久作用恒载 SGk-4.1210.73.34SQk(不计冲击力)-14.68347.17410.488可变作用SQk(计冲击力)-19.08861.32613.634Suk=SGk+SQk(计冲击力)-23.20872.02616.9740Sud=1.0(1.2SGk+1.4SQk)(计冲击力)-34.834108.56625.405Ssd=SGk+0.7SQk(不计冲击力)-14.39843.72210.681Sld=SGk+0.4SQk(不计冲击力)-9.99329.577.535辽宁工程技术大学毕业设计（论文）11310.1.3 极限状态承载力计算1）计算承托内板的计算高度根据公预规4.1.6 条规定，承托内板的计算高度为tanshhfe式中：自承托起至肋中心线之间板的任一截面的计算高度eh 不计承托时板的厚度fh 自承托起至肋中心线之间板的任一验算截面的水平距离s 承托下缘与悬臂板底面夹角, ,取 0.13831138.0800110tan所以mhe0.278001100.816.0即支点截面计算板的配筋mhb27.01 2）正截面抗弯承载力由bfMhhxxhxbfMcdudfcdud0200002)2(（、）bxfAfcdssdMPafsd280MPafcd4.22受压区高度应符合,查公预规表 5.2.1 可知0hxb56.0b（1）支点截面设钢筋重心至构件边缘距离，mmas40mmh2300mmhbfMhhxcdud4.1346.86mm100022.41034.8341.0223023020b62020028.548280100086.64.22mmfbxfAsdcds（2）跨中截面设钢筋重心至构件边缘距离，mmas40mmh1200闫冬雪：下岸大桥结构设计114mmhbfMhhxcdud67.29.86mm100022.41025.4051.02120012020b6202002788.828010009.864.22mmfbxfAsdcds每延米板配置 7HRB335 钢筋，则，满足要求12228.788792mmmmAs3）支点截面斜截面抗剪承载力（1）上限：受弯构件抗剪截面应符合公预规5.2.9 条规定0,301051.0bhfVkcud公式左边=kNVd108.5660公式右边=kNbhfkcu210.452301000501051.01051.030,3左边右边，所以符合截面最小尺寸要求（2）下限：根据公预规5.2.10 条规定，若符合下列公式要求时，则不需要进行斜截面抗剪承载力计算02301005.0bhfVtdd公式左边=kNVd108.5660公式右边=kNbhftd210.4523010001.8311005.01005.03023左边右边，所以不需要进行斜截面抗剪承载力计算10.1.4 抗裂计算截面最大裂缝宽度按公预规式 6.4.3-1 计算最大裂缝宽度1028.030321dECCCWsssfk ffpshbbbhAA)(0其中： 1.01C1.153C1.35N0.51.0l2sNC辽宁工程技术大学毕业设计（论文）1151）支点截面MPahAMssss90.85123079287.01014.39887.0600.006取,006.00034.023010007920bhAsmmmmdECCCWsssfk2.00.087006.01028.01230102851.9015.135.111028.0305321配筋满足抗裂要求2）跨中截面MPahAMssss129.17712079287.01010.68187.0600.0066取,006.00066.012010007920bhAsmmmmdECCCWsssfk2.00.1220066.01028.01230102177.12915.135.111028.0305321配筋满足抗裂要求10.2 边梁外翼缘根部配筋计算10.2.1 荷载标准计算1）恒载内力计算（以纵向 1m 宽的板条进行计算）（1）每延米板上的恒载 g均布荷载同内翼缘根部：NkNg724.9另增加边梁护栏集度：kNP99.4199.4（2）每米宽板条的恒载内力(内翼板根部)闫冬雪：下岸大桥结构设计116取 mLM1.0mLQ0.1mkNbLPgLMMMGK-8,605)20.51(4.991.09.72421)2(212护栏2kNPgLQQGK714.1499.41724.92）活载内力计算（1）车辆荷载的重轮作用于外悬臂时，将产生最大的荷载效应，两重轮的荷载有效宽度发生重合mdcaad3.121.40.58256.021 等效为一个重轮，则maad56.12mkNqLMQ-10.22058.056.196.0214021)3.01(21）1（-22kNqLQQ243.3558.056.196.021403.1)1(（2）护栏碰撞荷载产生的内力按高速公路交通工程及沿线设施设计通用规范 （JTG D80-2006）5.8.8 条规定，高速公路、一级公路上的大桥梁护栏防撞等级为-SS;查公路交通安全设施设计细则 （JTG/TD81-2006）表 5.4.3-3 和表 5.1.2，SS 级防撞护栏高度 H=1100mm,碰撞力 P=520kN，作用点距护栏顶 50mm,该力为沿护栏纵向 5.0m 范围内的均布荷载，即每延米 P=520/5=104kN,所以作用于桥面板悬臂根部的内力为 mkNMCK6.119)05.01.01.1(10410.2.2 荷载效应组合计算荷载组合效应见表表 10-2 荷载效应组合Tab 10-2 load effect combination桥面板支点作用分类组合计算表达式弯矩（kN.m）剪力（kN）永久作用恒载 SGk-8.60514.714辽宁工程技术大学毕业设计（论文）117SQk(不计冲击力)-7.86227.11可变作用SQk(计冲击力)-10.2235.243Suk=SGk+SQk(计冲击力)-18.82549.9570Sud=1.0(1.2SGk+1.4SQk)(计冲击力)-24.63466.997Ssd=SGk+0.7SQk(不计冲击力)-14.10833.691Sld=SGk+0.4SQk(不计冲击力)-11.75025.558承载能力极限状态组合（偶然组合）mkNMMMCKGKd205.1286.119605.810.2.3 极限状态承载力计算1）正截面抗弯承载力（1）基本组合设钢筋重心至构件边缘距离，mmas05mmh0220mmhbfMhhxcdud23.215.06mm100022.41024.6341.0222022020b6202002404.828010005.064.22mmfbxfAsdcds（2）偶然组合mmhbfMhhxcdud31.04127.77mm100022.410128.2051.0222022020b62020022221.6280100027.774.22mmfbxfAsdcds每延米板配置 10 束 2 根HRB335 钢筋，则12222221.62262mmmmAs满足要求2）支点截面斜截面抗剪承载力（1）上限：受弯构件抗剪截面应符合公预规5.2.9 条规定0,301051.0bhfVkcud闫冬雪：下岸大桥结构设计118公式左边=kNVd66.9970公式右边=kNbhfkcu793.3742201000501051.01051.030,3左边右边，所以符合截面最小尺寸要求（2）下限：根据公预规5.2.10 条规定，若符合下列公式要求时，则不需要进行斜截面抗剪承载力计算02301005.0bhfVtdd公式左边=kNVd66.9970公式右边=kNbhftd201.322010001.8311005.01005.03023左边5,按简支梁计算 43340.6656121.61.9512418.7100.3盖梁mbhImlEc44440.2484641.53.146414.5108.2墩柱mDImlEc线性刚度比,按简支梁计算55.57墩盖lEIlEIcc12.1.3 内力计算材料：C30 混凝土、主筋 HRB335、箍筋为 HRB335、容重 25kN/m31）荷载计算上部结构永久荷载见表表 12-1 上部结构永久荷载Tab 12-1 The upper structure of the permanent load table 每片边梁自重(kN/m)每片中梁自重(kN/m)一孔上部构造自重(kN)每一个支座恒载反力(kN)1、6 号2、5号3、4号边梁1、6中梁2、5中梁3、438.34139.39639.3968189.939651.797669.732669.7322）盖梁自重及作用效应计算（1/2 盖梁长度）见表 12-2表 12-2 盖梁自重产生的作用效应计算辽宁工程技术大学毕业设计（论文）123Tab 12-2 plate beam calculation effect due to gravity剪力截面自重（kN）弯矩（kNm）V 左V 右1-126.218-7.367-26.281-26.2812-238.137-32.76-64.335-63.3353-376.05-132.576-140.405308.14-450.751.215257.4257.45-6171.6428.74685.885.86-685.8475.942003）可变荷载计算（1）可变荷载横向分布系数计算荷载对称布置时采用杠杆法，非对称布置时采用偏心受压法车辆横向布置见图 12-1号梁号梁号梁号梁号梁号梁闫冬雪：下岸大桥结构设计124图 12-1 横载对称布置Fig 12-1 transverse load is symmetrical layout号梁号梁号梁号梁号梁号梁辽宁工程技术大学毕业设计（论文）125图 12-2 横载非对称布置Fig 12-2 lateral asymmetric arrangement单列车对称布置：0610525.0）091.00.909（2143非对称布置：448.0)394.0502.0(211335.0)303.0367.0(212224.0)213.0234.0(213111.0)121.01.0(2140025.0)031.0035.0(215闫冬雪：下岸大桥结构设计126115.0)061.0169.0(216同理，二、三、四布置横向分布系数见表 2-3表 12-3 可变荷载横向分布系数Tab 12-3 variable load transverse distribution coefficient横向分布系数荷载布置123456对称布置00.6140.6930.6930.6140双列车非对称布置0.710.5590.410.2590.1070.006对称布置0.2480.4610.550.550.4610.248三列车非对称布置0.6140.5230.4360.3460.2310.165对称布置0.4110.4720.4640.4640.4720.411四列车非对称布置0.4540.4510.4490.4460.4410.438（2）按顺桥向可变荷载移动情况,求得支座可変荷载反力的最大值图 12-3 纵向荷载布置示意图（单位：m）Figure 12-3 longitudinal load arrangement diagram (unit: m)公路一级双孔布载单列车: kNB25.65829625.1025.34双列车: kNB5.131625.65822三列车: kNB1974.7525.65833四列车: kNB263325.65844单孔布载单列车: kNB477.12529625.105.34双列车: kNB954.25477.12522三列车: kNB1431.375477.12533辽宁工程技术大学毕业设计（论文）127四列车: kNB5.1908125.47744（3）可变荷载横向分布后各梁支点反力见表 12-4表 12-4 各梁支点反力Tab 12-4 each beam support reaction force横向分布系数单孔双孔荷载布置BR1R1(1+u)BR1R1(1+u)10477.12500658.250020477.12500658.250030.5477.125238.563289.138658.25329.125398.940.5477.125238.563289.138658.25329.125398.950477.12500658.2500单列车60477.12500658.250010954.25001316.50020.614954.25585.91710.1221316.5808.331979.69730.693954.25661.295801.491316.5912.3351105.74940.693954.25661.295801.491316.5912.3351105.74950.614954.25585.91710.1221316.5808.331979.697双列车60954.25001316.50010.2481431.375354.981430.2371974.75489.738593.562三列车20.4611431.375659.864799.7551974.75910.361103.356闫冬雪：下岸大桥结构设计12830.551431.375787.256954.1551974.751086.1131316.36840.551431.375787.256954.1551974.751086.1131316.36850.4611431.375659.864799.7551974.75910.361103.35660.2481431.375354.981430.2371974.75489.738593.56210.4111908.5784.394950.68526331082.1631311.58220.4721908.5900.8121091.78426331242.7761506.24530.4641908.5885.5441073.27926331221.7121480.71540.4641908.5885.5441073.27926331221.712 50.4721908.5900.8121091.78426331242.7761506.245四列车60.4111908.5784.394950.68526331082.1631311.582（4）各梁永久荷载、可变荷载反力组合计算见表 12-5冲击系数为：1.2120.21211表 12-5 各梁永久荷载、可变荷载反力组合Tab 12-5 each beam counterforce permanent load and variable load combination编号荷载情况1 号梁R12 号梁R23 号梁R34 号梁R45 号梁R56 号梁R61恒载1303.5941339.4641339.4641339.4641339.4641303.5942公路-级四列对称1311.5821506.2451480.7151480.7151506.2451311.5823公路-级三列非对称1469.5461439.2291432.8471423.2731407.3171397.7444人群对称0000005人群非对称0000006(1)+(2)+(4)2615.1762845.7092820.1792820.1792845.7092615.1767(1)+(2)+(5)2615.1762845.7092820.1792820.1792845.7092615.1768(1)+(3)+(4)2773.142778.6932772.3112762.7372746.7812701.3389(1)+(3)+(5)2773.142778.6932772.3112762.7372746.7812701.3384）双柱反力 Gi计算（计算图示见图）图 12-4 双柱反力计算示意图（单位：mm）辽宁工程技术大学毕业设计（论文）129Fig 12-4 double column counterforce calculation diagram (unit: mm) 荷载组合情况（1）组合 6：kNG063.828155.1176.261565.0709.284585.2179.282005.5179.282025.7709.284545.9176.26159.711 kNG848.82022（2）组合 8：kNG152.833255.1338.270165.0781.274685.2737.276205.5311.277225.7693.277845.914.27739.711kNG152.83322偏载左边的立柱（G1G2）,由荷载组合控制设计kNG063.82811kNG152.833225）内力计算（1）恒载加活载作用下各截面的内力 弯矩计算（按图绘出的截面位置）011M575.0122RM55.1133RM65.02.21144GRM85.22.24.412155GRRM95.31.13.35.5132166GRRRM各种荷载组合下的弯矩计算见表 12-6表 12-6 荷载组合下弯矩计算Table 12-6 bending under load combination荷载组合情况墩柱反力（kN）各截面弯矩（kN.m）闫冬雪：下岸大桥结构设计130G1截面 2-2截面 3-3截面 4-4截面 5-5截面 6-6组合 68281.063-1503.726-4053.522-370.6955833.6985833.698组合 88332.152-1594.555-4298.367-685.0085431.6945440.503 相应于最大弯矩时的剪力计算（按图绘出的截面位置）一般计算公式为截面 1-1：1右左-R，0VV截面 2-2：1右左-RVV截面 3-3：11右1左R-,-RGVV截面 4-4：211右11左RR-,R-GVGV截面 5-5：3211右211左RRR-,RR-GVGV截面 6-6：3211右3211左RRR-,RRR-GVGV计算值见表 12-7表 12-7 荷载组合下剪力计算Tab 12-7 shear calculation under the load combination各截面剪力（kN）墩柱反力（kN）截面 1-1截面 2-2截面 3-3荷载组合情况G1V左V 右V 左V 右V 左V右组合 68281.0630-2615.176-2615.176-2615.176-2615.1765665.887组合 88332.1520-2773.14-2773.14-2773.14-2773.145559.013续上表各截面剪力（kN）墩柱反力（kN）截面 4-4截面 5-5截面 6-6荷载组合情况G1V 左V 右V 左V 右V 左V右组合 68281.0635665.887 2820.179 2820.179 000组合 88332.1525559.013 2780.319 2780.319 8.008 8.008 8.008 辽宁工程技术大学毕业设计（论文）1316）盖梁内力汇总表中各截面内力均取表 12-6、12-7 中相应的最大值汇总见表 12-8表 12-8 盖梁内力汇总Tab 12-8 capping beam internal force作用效应1-12-23-34-45-56-6M 自重-7.367-32.76-132.57651.215428.746475.942弯矩（kN.m）M 荷载0-1594.56-4298.37-685.0085833.6985833.698M 计算-7.367-1627.32-4430.94-633.7936262.4446309.64左-26.218-64.335-140.405257.485.80V 自重右-26.218-64.335308.1257.485.80左0-2773.14-2773.145665.8872820.1798.008V 荷载右-2773.14-2773.145665.8872820.1798.0088.008左-26.218-2837.48-2913.555923.2872905.9798.008剪力（kN）V 计算右-2799.36-2837.485973.9873077.57993.8088.00812.1.4 截面配筋设计与承载力复核1）正截面抗弯承载力验算（1）6-6 截面钢筋中心至构件边缘距离 mmas55mmh15450mmhbfMhhxcdud865.215450.56160.052mm195013.8106309.641.021545154520b620200215640.198280052.16019508.13mmfbxfAsdcds所以选取 20HRB335 钢筋32216984mmAs受压区高度mmbfAfxcdssd167.35519508.1316084280钢筋混凝土盖梁的正截面抗弯承载力按下式计算ZAfMssdd0)5.0)(05.075.0(0xhhlZ闫冬雪：下岸大桥结构设计132mmZ211.1437)355.1675.01545()676.405.075.0(公式左：mkNMd64.63090公式右：mkNZAfssd507.6472211.143716084280配筋满足要求同理，5-5、4-4、3-3 截面均满足设计要求，计算结果见表表 12-9 正截面抗弯承载力计算Tab 12-9 normal section flexural bearing capacity calculation截面as(mm)钢筋根数32 面积As(mm2)受压区高度 xl/hz(mm)Mud(kN.m)5-55520804.216084167.3554.671437.2116472.5074-45510804.2804283.6774.671478.3593328.913-35514804.211258.8117.1484.671461.94608.586由表 12-9 可知，表中截面均满足设计要求（2）1-1、2-2 截面抗弯承载力验算根据公预规8.5.3 条规定，若外边梁作用点至柱边缘的距离（圆形截面柱时，可换算为 0.8 倍直径）小于盖梁高度时，则可按“撑杆系杆体系”方法计算a、撑杆系杆体系辽宁工程技术大学毕业设计（论文）133b、撑杆计算高度图 12-5 撑杆-系杆体系计算图示Fig 12-5 - tie bar system poles graphic calculation撑杆抗压承载力 scdsdftbD,0sinddNDtanddNTxah01tankcukcuscdfff,1,48.030443.1 21cot002.0ssdEATcossinahbtdSha6以上式中: 撑杆压力线在盖梁底面作用点至墩柱边缘距离,取a00.15ha 集中力作用点距墩柱边缘距离x 撑杆压力设计值dD撑杆混凝土轴心抗压强度设计值scdf,撑杆的计算高度t短悬臂上边梁支座宽度b撑杆的计算宽度,取盖梁截面宽度sb与撑杆相应的系杆拉力设计值dT在撑杆计算宽度范围内纵向受拉钢筋截面面积sAsb底层系杆中心至盖梁顶面的距离S系杆钢筋的直径，当采用不同直径钢筋直径时，取加权平均值dd系杆(钢筋)承载力ssddAfT0对于 1-1 截面闫冬雪：下岸大桥结构设计134mma159.910660.150.15h048800159.91066tantan101xahkNNDdd3731.74948sin2773.140sinkNNTdd127.249748tan140.2773tan3252110055.248cot002.01028.11258127.2497cot002.0ssdEATmmdSha247326556mmhbta499.68648cos24748sin450cossinMPaffkcuscd14.60102.05530443.13030443.13-1,MPafkcu4.143048.048.0,，所以取kcuscdff,48.0MPafscd4.14,即，抗压承载力kNftbDscdsdu19.14031104.141950686.4993,抗拉承载力kNAfTssdd646.3152108.112582803u满足设计要求2）斜截面抗剪承载力验算现以 3-3 截面为例进行验算（1）上限：受弯构件抗剪截面应符合公预规5.2.9 条规定0,3010303.10bhfhlVkcud公式左边=kNVd108.5660公式右边=kN8234.2541545195030103010.34.673左边右边，所以符合截面最小尺寸要求（2）箍筋计算箍筋采用 HRB335双支箍筋12箍筋间距200,62321)()6.02(102.0dsvsvkcuvVbhfAfPS 0.111.13MPafkcu30,MPafsv280辽宁工程技术大学毕业设计（论文）135 0.006取,006.000374.0154519508.112586.0006.0100100PmmVbhfAfPSdsvsvkcuv67.650)5973.98710.1(15451950280226.230)0.66.02(102.01.11)()6.02(102.02622200,62321由计算结果可知，箍筋间距过于小，所以 3-3 截面采用四肢箍筋，此时箍筋间为135.3mm同理，其余仍采用双肢箍筋，箍筋间距计算结果见表 12-10表 12-10 箍筋间距 Sv 计算Table 12-10 Sv stirrup spacing calculation截面1-12-24-45-56-6间距 Sv(mm)153.311299.868247.562286209.239274911（3）斜截面抗剪承载力计算svsvkcudffPbhhlV,031u)6.02(10)2014(%12.0%145.08019501.1132kNkNVd987.59736496.6452800.0019330)0.3746.02(1545195010)204.6714(13u满足抗剪要求同理，其他截面计算截面见表 12-11 满足要求表 12-10 斜截面抗剪承载力计算截面跨高比bh0P箍筋面积svfsvSvVdu1-14.67195010660.542 226.20.008 280604582.8742-24.67195015450.374 226.20.008 280606496.6454-44.67195015450.267 226.20.008 280606402.4015-54.67195015450.534 226.20.006 280805746.5136-64.67195015450.534 226.20.006 280805746.513由表 12-10 可知，各截面均满足抗剪承载力要求闫冬雪：下岸大桥结构设计1363）正常使用极限状态计算1028.030321dECCCWsssfk ffpshbbbhAA)(0其中： 1.01C10.4313hlCsNCl2N0.51.0 087.0hAMssss)(17.0QlkGkMMMs)(14.0QlkGkLMMM现以 6-6 截面为例进行计算3845.24kN）0.2121（5833.6980.7475.942)(17.0QlkGksMMM2401.255kN）0.2121（5833.6980.4475.942)(14.0QlkGkLMMM312.124.38452401.2550.51.0N0.51.0l2sNC956.0167.44.03110.4313hlCMPahAMssss86.17715451608487.024.384587.00mmmmdECCCWsssfk2.020.0006.01028.0323010286.177956.0312.111028.0305321满足抗裂要求不需进行挠度验算弯矩包络图抵抗弯矩图辽宁工程技术大学毕业设计（论文）137图 12-5 弯矩示意图Fig 12-5 bending moment diagram12.2 墩柱设计12.2.1 荷载计算1）恒载计算（1）上部构造恒载：一孔重 8189.939kN（2）盖梁自重(半跨):448.500kN（3）横系梁重:kN172.8）256.41.20.9（4）墩柱自重:kN2561.063255.145.114.32作用墩柱底面的恒载垂直力为kNN10837.4022172.82561.0638189.939恒2）汽车荷载计算（1）水平力 H 计算公路级闫冬雪：下岸大桥结构设计138单孔荷载单列车时：01BkNB125.4772双列车时： kNB25.95422双孔荷载单列车时：kNB25.6581双列车时： kNB5.131625.658221汽车制动力按公路桥涵设计通用规范4.3.6 选取kNkNB16565.13110%21车道为单向双车道所以，制动力kNT1.32097.01652汽车荷载中双孔荷载产生支点处最大反力值即产生最大墩柱垂直力，汽车荷载中单孔荷载产生最大偏心距，即产生最大墩柱底弯矩支座变形引起的水平力本设计中墩柱为双柱式刚性墩台，根据公路桥涵设计通用规范4.3.6 条，设有板式橡胶支座的简支梁刚性墩台，按单跨两端的板式橡胶支座的抗推刚度分配制动力。支座的抗推刚度mkNtAGk5.4295044.089.11支支剪切变形位移由支座处计算得 16.33mm所以水平力kNkNkH39取38.96516.334295.5支支所以水平力kNHTH359.139320.1支3）双柱反力横向分布系数计算 计算示意图见图 12-6辽宁工程技术大学毕业设计（论文）139图 12-6 单列车布载横向分布计算图示（单位：mm）Fig 12-6 cloth single train load transverse distribution calculation shown (unit: mm)单列车 -0.951.095-11.095239503950470021同理，双列车0.1010.899-10.89921三列车0.4520.548-10.5480.780.70321四列车0.6610.339-10.3390.670.506214）荷载组合表 12-11 可变荷载组合垂直反力Tab 12-11 vertical reaction variable load combinations最大垂直反力最小垂直反力编号荷载状况横向分布1B1(1+u)横向分布2B2(1+u)1单列车1.091870.399-0.95-757.909052双列车0.8961429.6560.101161.1553983三列车0.548341312.3950.4521081.8154444公路一级四列车0.339021081.8790.6612109.380556表 12-12 可变荷载组合垂直反力Tab 12-12 vertical reaction variable load combinations对柱顶中心弯矩（kNm）编号荷载情况B1（1+）垂直力水平力 H0.5B1.656H1上部构造与盖梁-2单孔双列车1039.7391039.739359.1519.87530.086闫冬雪：下岸大桥结构设计14012.2.2 截面配筋及应力验算1）作用于墩柱的外力（1）垂直力最大垂直力kNN913.5977443.14345.448939.818921max最小垂直力kNN208.5583739.10395.448939.818921min（2）水平力kNH1.359（3）弯矩kNM1049086.530870.519max2）作用于墩柱底的外力kNN101.8009188.2031913.5977maxkNN397.7614188.2031209.5583minkNM906.62565.141.359956.1049max3）截面配筋设计（1）纵向钢筋配置墩柱为刚性，所以构件为一端固定，一端自由，所以取计算长度ml295.1420圆形截面半径mr75.0所以，长细比，应考虑构件在弯矩作用平面内的变形对4.419.31.5290hl轴向力偏心距的影响偏心距增大系数212000140011hlhe其中：构件的计算长度0l轴向力对截面重心轴的偏心距0e截面有效高度，圆形截面取,取0hsrrh0rrs9.0辽宁工程技术大学毕业设计（论文）141 mrh425.175.09.11.90截面高度，圆形截面取hrh2荷载偏心率对截面曲率的影响系数1构件长细比对截面曲率的影响系数20.12.70.2001he0.10.01-1.15002hl偏心距me0.1885583.2091049.95600.1556.075.09.1188.02.70.210.1957.05.1290.01-1.1522.0770.9570.5561.5291.4250.1881400111400112212000hlhe所以,0.863100.7511.55583.20913220rfMkcdd0.449100.7511.50.1882.0775583.2091333000rfeMrekcdd由诺模图查得,所以采用构造配筋0.5%0.1% 262min225.883110%5.075.014.3mmrAS现选用 24,2224.9122mmAS%5.0%52.01075.014.34.9122rAs622,纵向钢筋间净距为 161mm,满足规定的净距不应小于 50mm,且mmas51不应大于 350mm 的要求. mmrs66951750932.0750699g闫冬雪：下岸大桥结构设计142（2）箍筋直径和间距 Sv保护层厚度取，则核心直径mmc30mcddcor44.106.05.12柱截面面积：2221.76641.53.144mdA核心面积：2222178.1321.69641.443.144mAmdAcorcor根据公式)(9.00sosdssdcorcddAkfAfAfN式中：螺旋式焊接环式间接钢筋的换算截面面积soA 间接钢筋影响系数，混凝土强度等级 C50 及以下时，取k0.2k单根间接钢筋的截面面积soA沿构件轴线方向间接钢筋的螺距或间距S取kNNNu209.5583263-40653.09319529122.4280101.69611.59.0105583.2099.0mmkfAfAfNAsdssdcorcdso所以，仅按构造要求配置螺旋箍筋，采用 R235箍筋，螺旋箍筋间距 S 为1060mm（3）截面复核根据公预规5.3.9 条，偏心受压构件承载力计算应符合下列规定220sdcddfrCfArN3300sdcddfgrDfBreN由上式联立可得rfCAfgfDBfesdcdsdcd0表 12-13 e0计算表Tab 12-13 e0 calculation tableABCDeoe0.832.21480.5621.76351.03980.2106260.1960.842.2450.55191.80291.01390.20363970.1960.852.27490.54141.84130.98860.19678460.196辽宁工程技术大学毕业设计（论文）1430.862.30470.53041.87860.96390.19000810.1960.872.33420.51911.91490.93970.18337350.196查表可知，当时，58.0ee0即 2749.2A4145.0B4138.1C8869.0DkNNd209.55830kNkNfrCfArsdcd209.5583223.7841628075.00052.08766.15.1175.03047.22222满足设计要求12.2.3 墩身抗裂验算钢筋混凝土圆形截面偏心受压裂缝宽度计算应根据截面受拉区最外缘钢筋应力进ss行抗裂验算判断,当时，可不验算裂缝宽度MPass241）抗裂性验算判断)(65.10.18.259.42320,2MParefrNskcusss式中: 作用最不利竖向力(N)sN 竖向力的偏心距0esN 使用阶段的偏心增大系数,当s1,1420srl闫冬雪：下岸大桥结构设计144 1.81.5291.4250.188140014.512)(1400l12200rlrress8.11,19.332s0rl竖向力的偏心距0edNMPaMPaMParefrNskcusss2410.9500.005265.10.10.750.1881.88.2250.753.14105583.20959.42)(65.10.18.259.423223320,2所以，不必验算裂缝宽度12.3 承台设计1）根据公路桥涵地基与基础设计规范4.1.1,表 4.1.1-6 条规定,基底埋深安全值为2m2）根据公路桥涵地基与基础设计规范5.2.5 条规定（1）承台厚度宜为桩直径的 1.0 倍以上，且不宜小于 1.5m，混凝土强度等级不应低于 25，取承台厚度为 2m，混凝土取 C30（2）边桩（或角桩）外侧与承台边缘的距离，对于直径大于 1m 的桩不应小于 0.3倍桩径，并不应小于 500mm（3）桩在承台底面处的中距不应小于桩径（或边长的）1.5 倍,钻孔桩中距不应小于桩径的 2.5 倍钻孔桩中距取为 4m,承台长为 4+1.2+1=6.2m,宽为 2.5m,横系梁宽为 1.5m,高为 2m 则承台自重kN1955254.525.12)25.22.6(辽宁工程技术大学毕业设计（论文）14512.4 桩基设计12.4.1 基本设计资料1）地质与水文资料桥梁位于鱼塘，故冲刷线位于河床上，由工程地质条件，2）桩基尺寸与材料桩身直径为 1.2m，混凝土强度等级为 C25，弹性模量27108.2mkNE3）荷载情况桥墩为双柱式墩，由 2.1 中计算可知，作用于每根桩顶的恒载垂直力为kN5909.451488.75210837.402承台重力为 1955kN,则作用在每个桩顶的垂直力为kN977.521955则桩顶承受的垂直力kNN6624.6735.97745.5909桩顶弯矩mkNM1743.7774)5.161.359956.1049(水平力kNH359.1闫冬雪：下岸大桥结构设计146桩身自重与置换土每延米的差值mkN13.56513)-(2541.23.14422dq12.4.2 桩长及内力计算1）桩长计算桩长 321022001hkfmAlqRNapniiikah式中：桩身周长，成孔直径为 1.2+0.05=1.25m，md925.325.114.3 桩端截面面积，pA22271.2241.253.144mdAp土的层数n承台底面或局部冲刷线以下各土层的厚度il与对应的各土层与桩侧的侧摩阻力标准值（kPa）ikqil桩端处土的承载力容许值（kPa）rq桩端处的承载力容许值 0af桩端的埋置深度（kPa）h地基承载力随深度的修正系数（kPa）2k桩端以上各土层的加权平均重度（kPa）2修正系数, ,取2520dl8.0清底系数, 0m8.00m ）10（1365000.80.81.227140)10(10100925.321hhRa即 Rah 13.5656624.673 解得,取mh890.23mh24 所以,当时,计算可得,满足要求mh24 kNkNRa673.6624166.70592）桩的内力计算（1）确定桩的计算宽度 b，所以md0.1)1(1dkkbf辽宁工程技术大学毕业设计（论文）147式中：平行于水平作用方向的桩间距相互影响系数，k1k桩形状换算系数，fk0.9fk 1.98）11.2（0.911b（2）计算桩的变形系数 51EImb444102.0642.114.364mDI受弯构件：IEEIC8.0所以，157510.480.102100.82.81.9830000mEImb，按弹性桩计算5.252.1124048.0h（3）计算墩柱顶上外力MiHiNi、根据公预规4.1.6 条恒载荷载安全系数为 1.2，活载为 1.4，则桩顶外力kNP052.89034.1222.71745.59072.10kNQ37.2517.01.3590m288.2441777.17434.10kNM（4）地面以下深度 Z 处桩身截面上的弯矩与剪力zMjQ表 12-14 深度 Z 处桩身截面上的弯矩Tab 12-14 depth Z place pile bending moment on the cross sectionzzhAmBmPoQoMoQoAm/MoBmMz0.000 0.4804018093.052251.372441.28802441.2882441.2880.208 0.480.140.09960.999748093.052251.372441.28852.159 2440.6532492.8130.417 0.480.240.196960.998068093.052251.372441.288103.146 2436.5522539.6970.625 0.480.340.29010.993828093.052251.372441.288151.922 2426.2012578.1230.833 0.480.440.337390.986178093.052251.372441.288176.687 2407.5252584.2121.042 0.480.540.457520.974588093.052251.372441.288239.598 2379.232618.8281.250 0.480.640.529380.958618093.052251.372441.288277.230 2340.2432617.4731.458 0.480.740.592380.938178093.052251.372441.288310.222 2290.3432600.5651.667 0.480.840.645610.913248093.052251.372441.288338.098 2229.4822567.581.875 0.480.940.689260.884078093.052251.372441.288360.957 2158.2692519.2262.083 0.48140.723050.850898093.052251.372441.288378.652 2077.2682455.922.292 0.481.140.747140.81418093.052251.372441.288391.268 1987.4532378.722.500 0.481.240.761830.774158093.052251.372441.288398.961 1889.9232288.884表 12-15 深度 Z 处桩身截面上的剪力Table 12 - 15 depth Z place shear force on the pile cross section闫冬雪：下岸大桥结构设计148zzhAqBqPoQoMoQoAqMoBqQz0.000 0.48 0.00 4 1.000 0.000 8093.052 251.37 2441.288 251.370 0.000 251.370 0.208 0.48 0.10 4 0.988 -0.008 8093.052 251.37 2441.288 248.437 -8.824 239.613 0.417 0.48 0.20 4 0.956 -0.028 8093.052 251.37 2441.288 240.187 -32.752 207.434 0.625 0.48 0.30 4 0.905 -0.058 8093.052 251.37 2441.288 227.409 -68.200 159.210 0.833 0.48 0.40 4 0.839 -0.096 8093.052 251.37 2441.288 210.894 -111.956 98.939 1.042 0.48 0.50 4 0.761 -0.137 8093.052 251.37 2441.288 191.406 -161.090 30.316 1.250 0.48 0.60 4 0.675 -0.182 8093.052 251.37 2441.288 169.640 -213.165 -43.526 1.458 0.48 0.70 4 0.582 -0.227 8093.052 251.37 2441.288 146.300 -265.827 -119.527 1.667 0.48 0.80 4 0.485 -0.271 8093.052 251.37 2441.288 121.970 -317.410 -195.441 1.875 0.48 0.90 4 0.387 -0.312 8093.052 251.37 2441.288 97.253 -366.135 -268.882 2.083 0.48 1.00 4 0.289 -0.351 8093.052 251.37 2441.288 72.648 -410.828 -338.179 2.292 0.48 1.10 4 0.194 -0.384 8093.052 251.37 2441.288 48.736 -450.482 -401.746 2.500 0.48 1.20 4 0.102 -0.413 8093.052 251.37 2441.288 25.522 -484.371 -458.849 桩身最大弯矩及最大弯矩位置maxM在最大弯矩截面处，其剪力等于 0，因此处的截面即为最大弯矩所在的位置Q0Qz令,则00QQZZBMAQQQQQCBAQM00所以，4.662251.372441.2880.4800QMCQ由及，查表得4.662QC4.0h 548.0maxZmZZ142.148.0548.0maxmax034.1MK所以，mkNMKMM292.2524288.2441034.10max（5）深度 Z 处横向土抗推力 Pzx 计算见表表 12-16 深度 Z 处横向抗推力Tab 12-16 depth Z in lateral thrustzzhb1AxBxQoMoQozAx/b1*MoBxZ/b1Pzx(kPa)00.48041.982.440661.621251.372441.2880000.2083330.480.141.982.278731.45094251.372441.28813.88641.21855.1040.4166670.480.241.982.117791.29088251.372441.28825.81173.34299.1530.6250.480.341.981.958811.14079251.372441.28835.8197.222133.0320.8333330.480.441.981.802731.00064251.372441.28843.942113.704157.646辽宁工程技术大学毕业设计（论文）1491.0416670.480.541.981.650420.87036251.372441.28850.287123.625173.9111.250.480.641.981.502680.74981251.372441.28854.942127.802182.7451.4583330.480.741.981.360240.63885251.372441.28858.023127.038185.0611.6666670.480.841.981.22370.53727251.372441.28859.656122.101181.7571.8750.480.941.981.093610.44481251.372441.28859.978113.724173.7032.0833330.48141.980.970410.36119251.372441.28859.135102.606161.7412.2916670.481.141.980.854410.28606251.372441.28857.27389.389146.6622.50.481.241.980.745880.21908251.372441.28854.54374.683129.22612.4.3 桩身配筋及截面强度验算1）偏心距增大系数计算由 2.4 中计算可知，最大弯矩发生在承台以下 1.142m 处则该处，mkNMj292.2524 mkNNj490.636610042.1)2.114.3(212.1673.6624则该处，mNjMje396.0490.6366292.25240桩尖嵌入岩层内，计算长度mlp833.548.040.7)4(l0.70 kPaEh771024.2108.28.04102.0mIh长细比，5.17231.20227.1102.0833.5AIlilpp所以偏心距增大系数闫冬雪：下岸大桥结构设计15012p00140011hlhe长度mrh14.16.09.11.901取,11.1381.140.3962.70.22.70.21001he1取1,1.1011.25.8330.01-1.150.01-1.152002hl1.049111.25.8331.140.3961400112则该处，me415.0396.0049.102）桩身主筋配置(采用迭代法计算)计算公式DgrCeAeBrffsdcd00220sdcddfrCfArN表 12-17 迭代法计算表Tab 12-17 iterative method to calculate the tableABCDNud0.561.36320.65590.29371.85190.0081155883.8890.571.3950.65890.34441.83810.008946085.660.581.42690.66150.3961.82260.0098526300.6390.591.45890.66350.44851.80520.0108746531.430.61.49080.66510.50211.78560.0120166780.068由表可知当时,即 58.04269.1A6615.0B3960.0C8226.1D此时0.0050.00980.60.91.82260.4150.39600.4151.42691.20.661528011.500DgrCeAeBrffsdcd辽宁工程技术大学毕业设计（论文）151 kNfrCfArsdcd6300.6392800.60.00980.396011.50.61.42692222，符合规范要求02.00103.0490.6366639.6300490.6366所以取钢筋配筋率 0.98%钢筋面积22254.110836.0%98.014.3mmrAs主筋采用 25HRB335,保护层厚度取 70mm，净距为 110mm24钢筋面积211781.6490.924mmAs配筋率%5.0%04.1106.014.36.11781622srA，mmas82.5mmrs517.582.560086.0600517.5g3）桩身箍筋配置保护层厚度取，则核心直径mmc07mcddcor06.114.02.12柱截面面积：2221.13141.23.144mdA核心面积：22220.754320.88241.063.144mAmdAcorcor根据公式)(9.00sosdssdcorcddAkfAfAfN式中：螺旋式焊接环式间接钢筋的换算截面面积soA 间接钢筋影响系数，混凝土强度等级 C50 及以下时，取k0.2k单根间接钢筋的截面面积soA沿构件轴线方向间接钢筋的螺距或间距S取kNNNu209.5583044-16328.895195211781.628088202611.59.0106366.4909.023mmkfAfAfNAsdssdcorcdso所以，仅按构造要求配置螺旋箍筋，采用 R235箍筋，螺旋箍筋间距 S 为 80mm10闫冬雪：下岸大桥结构设计1524）截面复核根据公预规5.3.9 条，偏心受压构件承载力计算应符合下列规定220sdcddfrCfArN3300sdcddfgrDfBreN由上式联立可得rfCAfgfDBfesdcdsdcd0表 12-18 迭代法复核计算表Tab 12-18 iteration method to check calculation tableABCDeoeNud0.561.36320.65590.29371.85190.4420720.4155951.540.571.3950.65890.34441.83810.4287570.4156136.3410.581.42690.66150.3961.82260.4158280.4156322.5010.591.45890.66350.44851.80520.4031670.4156510.0180.61.49080.66510.50211.78560.3908470.4156698.273查表可知，当时，58.0ee0即 1.4589A6635.0B0.4485C1.8052DkNNd209.55830kNkNfrCfArsdcd6366.4906510.0182806.00104.00.39605.116.01.45892222满足设计要求辽宁工程技术大学毕业设计（论文）15312.4.4 桩顶横向水平位移计算桩顶处水平位移和转角0X0xxBEIMAEIQ20300XBEIMAEIQ0200因为 Z=0，查表得： 06644.2Ax62100.1Bx 61600.1A75058.1BmmmmBEIMAEIQxx006.00046.062100.1102.01024.248.0288.244144066.2102.01024.248.037.251X727320300闫冬雪：下岸大桥结构设计154radBEIMAEIQ-0.00467-1.750580.102102.240.482441.288-1.616000.102102.240.48251.37772020013 桥台设计13.1 桥台类型与尺寸桥台为埋置式肋式框架式桥台,台高为 7m,台帽、台墙、承台为 C30 钢筋混凝土，灌注桩为 C25 钢筋混凝土根据公路桥涵设计手册墩台与基础 ，桥台具体尺寸见图册13.2 台帽计算13.2.1 荷载计算1）上部构造恒载支点反力 边梁：651.797kN 中梁：669.732kN2) 活载支点反力（1）计算横向分布系数汽车荷载分对称布置和非对称布置，对称布置时，用杠杆法计算，非对称布辽宁工程技术大学毕业设计（论文）155置时采用偏心受压法计算（计算结果与桥墩处相同）结果见表（2）绘制支点反力纵向影响线图 13-1 支点反力纵向影响线Fig 13-1 fulcrum vertical reaction force influence line 0.1h0959.0h1753.0h2712.0h3624.0h4329.0h5288.0h6（3）支点最大反力，按影响线计算汽车单列kN854.6721.2120.288)1400.3291400.624300.7121200.7531200.959140(140R汽车双列：kNR708.1345854.6722汽车三列：kNR562.2018854.6723汽车四列：kNR416.2691854.6724（4）活载作用下各梁反力的计算见下表表 13-1 活载作用下各梁反力计算表Tab 13-1 the beam counterforce under the influence of live load calculation table非对称布置对称布置编号R（kN）Ri(kN)R（kN）Ri(kN)R10.4542691.4161221.9030.4112691.4161106.172R20.4512691.4161213.8290.4722691.4161270.348R30.4492691.4161208.4460.4642691.4161248.817R40.4462691.4161200.3720.4642691.4161248.817R50.4412691.4161186.9140.4722691.4161270.348汽车四列R60.4382691.4161178.840.4112691.4161106.172活载各梁反力进行最不利组合，非对称布置 R1取汽车三列中值 1239.397kN,其余取闫冬雪：下岸大桥结构设计156汽车四列中值3) 台身反力按双悬臂简支梁计算，计算结果见表 13-2表 13-2 各梁永久荷载、可变荷载基本组合Tab 13-2 each basic composite beam permanent load and variable load荷载情况1 号梁R12 号梁R23 号梁R34 号梁R45 号梁R56 号梁R6恒载1303.5941339.4641339.4641339.4641339.4641303.594公路-级四列对称1106.1721270.3481248.8171248.8171270.3481106.172公路-级四列非对称1239.3971213.8291208.4461200.3721186.9141178.84人群对称000000人群非对称000000(1)+(2)+(4)2409.7662609.8122588.2812588.2812609.8122409.766(1)+(2)+(5)2409.7662609.8122588.2812588.2812609.8122409.766(1)+(3)+(4)2542.9912553.2932547.912539.8362526.3782482.434(1)+(3)+(5)2542.9912553.2932547.912539.8362526.3782482.434荷载组合情况（1）组合 6：kNG7607.859255.1409.7662756.0609.8122758.2588.2812075.52588.281752.7609.8122754.9409.766259.711（2）组合 8：kNG7650.605255.12482.434756.02526.378758.22539.836075.52547.91752.72553.293754.92542.99159.71113.2.2 内力计算1）上部构造恒载、活载所产生的剪力计算（见下表）表 13-3 上部构造恒载、活载产生的剪力Tab 13-3 upper structure dead load and live load generated by shear截面 1-1截面 2-2截面 3-3荷载情况V 左V 右V 左V 右V 左V 右上部恒载0-1303.59-1303.59-1303.59-1303.592678.928辽宁工程技术大学毕业设计（论文）157对称0-1106.17-1106.17-1106.17-1106.172519.165组合 60-2409.77-2409.77-2409.77-2409.775198.093非对称0-1239.4-1239.4-1239.4-1239.42428.686组合 80-2542.99-2542.99-2542.99-2542.995107.614 续上表截面 4-4截面 5-5截面 6-6荷载情况V 左V 右V 左V 右V 左V 右上部恒载2678.9281339.4641339.464000对称2519.1651248.8171248.817000组合 65198.0932588.2812588.281000非对称2428.6861214.8571214.8576.4116.4116.411组合 85107.6142554.3212554.3216.4116.4116.4112）上部构造恒载、活载所产生的盖梁各截面弯矩011M1.0122RM255.1133RM756.02.21144GRM578.22.24.412155GRRM579.31.13.35.5132166GRRRM恒载、活载弯矩见表 13-4表 13-4 恒载、活载弯矩Tab 13-4 dead load and live load moment荷载情况截面 2-2截面 3-3截面 4-4截面 5-5截面 6-6恒载-130.359-1987.981-179.7042767.1162767.116对称-110.617-1686.91213.5242760.9212760.921组合 6-240.977-3674.893-166.185528.0385528.038非对称-123.94-1890.08-250.7172421.9682429.02组合 8-254.299-3878.061-430.4225189.0845196.1363）盖梁自重反力、剪力、弯矩计算耳墙：kNP824.312525.0)65.095.3()75.0336.2(5.01kNP49.92525.0336.265.01挡块：kNP766.92525.025.125.12背墙：kNP171.1332512.70.252.1563每米重：kN13.475闫冬雪：下岸大桥结构设计158盖梁：kNP59.4251.81.21.6)(0.60.54kNP777.6252.4)(13.26.11.84每米重：kN72合计：kN693.11696.77724.59133.1712766.92314.41每片墙反力：kNG847.5842693.11691则，各截面盖梁自重剪力见下表表 13-5 盖梁自重弯矩、剪力Tab 13-5 capping beam gravity bending moment, shear force剪力截面自重（kN）弯矩（kNm）V 左V 右1-1114.921 -79.325 -114.921 -114.921 2-2123.281 -91.232 -123.281 -123.281 3-3245.083 -353.691 -245.083 339.763 4-4302.779 -143.823 282.068 282.068 5-5490.824 269.876 94.023 94.023 6-6584.846 321.588 0.000 0.000 13.2.3 内力组合荷载组合原则按公路桥涵设计通用规范 （JTGD60-2004）4.1.6 条进行组合，组合时结构重要性系数：，分项系数恒载取,汽车活载取，荷载组1.001.2G1.4Q合结果见下表表 13-6 盖梁荷载效应组合Tab 13-6 capping beam load effect combination恒载截面位置上部构造盖梁合计汽车恒载组合左0-114.921-114.9210-137.906V1(kN)右-1303.594-114.921-1418.515-2542.991-5262.406+000001-1M1(kNm)-0-79.325-79.3250-95.19左-1303.594-123.281-1426.875-2542.991-5272.438V2(kN)右-1303.594-123.281-1426.875-2542.991-5272.438+000002-2M2(kNm)-130.359-91.232-221.591-254.299-621.928左-1303.594-245.083-1548.677-2542.991-5418.6V3(kN)右2678.928339.7633018.6915198.09310899.76+000003-3M3(kNm)-1987.981-353.691-2341.672-3878.061-8239.292辽宁工程技术大学毕业设计（论文）159左2678.928282.0682960.9965198.09310830.525V4(kN)右1339.464282.0681621.5322588.2815569.431+000004-4M4(kNm)-179.704-143.823-323.528-430.422-990.824左1339.46494.0231433.4872588.2815343.777V5(kN)右094.02394.0236.411121.802+2767.116269.8763036.9925528.03811383.6435-5M5(kNm)-00000左0006.4118.975V6(kN)右0006.4118.975+2767.116321.5883088.7045528.03811445.6986-6M6(kNm)-0000013.3 台墙计算13.3.1 垂直荷载计算1）恒载计算（1）上部构造：kNP1991.261669.7322651.7970（2）耳墙：kNP41.3141（3）挡块：kNP9.7662（4）背墙：kNP85.5672171.1333（5）盖梁：kNP448.22777.659.44（6）台墙（3-3 截面以上） kNP84.26251.01.5322.81.6215台墙上土重kNP28.476180.1582.15台墙（4-4 截面以上）kNP214.48251.03.06441.6215闫冬雪：下岸大桥结构设计160台墙上土重kNP74.574180.14.1435（7）承台（3-3 截面以上）kNP842.6252520.522.15.75-5.710.156（8）承台以上土重kNkNP760.6261825.750.321-5.755.62.20.213-2.22.582-13.06441.621-2.221.2872）恒载对台墙各截面所产生的弯矩（1）2-2 截面mkNMP77.6291.87941.3141mkNMP-3.662）0.375-（9.7662mkNMP44.9230.52585.5673mkNM118.88944.9233.662-77.629kNP584.847448.285.5679.76641.31441mkNMP44.9230.52585.5670（2）3-3 截面mkNMP106.5492.57941.3141mkNMP3.1740.3259.7662mkNMP224.6132.62585.5673mkNMP123.2550.275448.24mkNMP23.0030.27384.2605mkNMP-25.344-0.8928.4765mkNM455.250kNP669.10751mkNMP836.3300.421991.2610（3）4-4 截面mkNMP131.3373.17941.3141辽宁工程技术大学毕业设计（论文）161mkNMP9.0340.9259.7662mkNMP156.1601.82585.5673mkNMP537.8401.2448.24mkNMP110.2430.514214.4805mkNMP-74.425-0.99874.5745mkNM870.18874.425-110.243537.84156.1609.034131.337kNP799.327214.480448.285.5679.76641.31451mkNMP2031.0861.021991.2610（4）5-5 截面 kNP2402.578760.626842.625799.32771mkNM1064.5125-1mkNMP131.5917mkNM1196.103131.5911064.512mkNMp2329.7751.171991.26103） 活载对台墙产生的反力双列车：，计算结果见下表kNR881.12847.97.11429.656表 13-7 活载对台墙产生的反力Tab 13-7 live load on a wall of reaction截面1-12-23-34-4R1284.8611284.8611284.8611284.861X0.180.421.021.17M（kNm）231.279539.651310.5791503.31113.3.2 水平力计算1) 由填土自重引起的土压力（1）台前溜坡土压力（不可能被冲毁）计算公式如下（按库伦主动土压力计算）221HBE闫冬雪：下岸大桥结构设计162222)cos()cos()sin()sin(1)cos(cos)(cos式中：库伦主动土压力系数墙后填土的内摩擦角墙背与竖直线的倾斜角度，符斜时取正，仰斜取负墙背与填土间的外摩擦角墙后填土面与水平面的倾斜角度根据公路桥涵通用设计规范条文说明表 4-1、4-2 可知，墙后填土的内摩擦角为，土的外摩擦角一般可采用3517.52 7.335.11-arctg7.354.306220arctg将各数值带入可得307.0 3-3 截面 mH532.1mB212kNE970.12532.118307.02212mkNM623.6532.131970.12 4-4 截面 mH5.2mB212kNE538.345.218307.02212mkNM782.285.231538.34 承台部分21129.10307.0833.118mkNq22181.21307.0833.318mkNqkNE158.898215.102)181.21129.10(21my882.0辽宁工程技术大学毕业设计（论文）163mkNM-142.841882.0898.158)23833.1(833.1307.02212（2）台后填土自重引起的土压力由于台后，0022cossin)sin(1coscos代入数值得，0.246 各截面单位土压力 hhh428.418246.0q1-1 截面：21547.9156.2428.4qmkNh2-2 截面：22632.16756.3428.4qmkNh3-3 截面：23415.23288.5428.4qmkNh4-4 截面：24199.3082.6428.4qmkNh5-5 截面：25055.3982.8428.4qmkNh 各部分土压力计算背墙：kN352.6527.12156.2547.921E1 my719.0156.2311台帽：kN132.98927.121.6）16.632547.9（21E2 my287.016.6329.54716.6329.54723.612台墙中部：kN61.352121.532）23.41516.632（21E3 my0.72323.41516.63223.41516.63223.53213台墙底：kN82.137121.532）30.19923.415（21E4闫冬雪：下岸大桥结构设计164 my347.030.19923.41530.19923.415231.5324承台：kN351.464210.152）39.05530.199（21E5 my957.039.05530.19939.05530.1992325 各截面土压力总和及其所产生的弯矩1-1 截面：mkN965.46719.035.65M12-2 截面：mkN526.151)6.1719.0(35.65M1mkN791.96728.0986.132M2mkN317.248791.96526.151MkN336.198986.132350.65E3-3 截面：mkN643.251)532.16.1719.0(35.65M1mkN526.300)532.1728.0(986.132M2mkN342.44723.0352.61M3mkN510.596342.44526.300643.251MkN688.259352.62986.132350.65E4-4 截面：mkN760.351)532.1532.16.1719.0(35.65M1mkN260.504)532.1532.1728.0(986.132M2mkN333.138)532.1723.0(352.61M3mkN263.60734.0137.82M4mkN616.1054263.60333.138260.504760.351MkN825.341137.82352.61986.132350.65E5-5 截面：mkN461.482)2532.1532.16.1719.0(35.65M1mkN232.770)2532.1532.1728.0(986.132M2mkN036.261)2532.1723.0(352.61M3mkN537.224)2734.0(137.82M4mkN482.336957.0464.351M5辽宁工程技术大学毕业设计（论文）165mkN749.2074482.336537.224036.261232.77046.482M kN289.693464.351137.82352.61986.132350.65E2）活载引起的水平土压力根据公路桥涵通用设计规范4.3.4 条规定，台后车辆荷载，桥上无荷载时，由汽车荷载换算的等代均布土层厚度按下式计算0blGh式中：桥台横向全宽或挡土墙的计算长度b mHb94.1630tan82.61330tan13破坏棱体长度,对于台背为竖直时, 0ltan0Hl 其中, tan)tan(tantantan 52.517.5350.31352.5tan)52.5tan35(tan52.5tantanml2.1350.3136.820在破坏棱体长度范围内只能放两个重轴，因为是双车道故kNG5602802mblGh147.118135.27.125600（1）单位土压力：25.0791.147180.246hmkNq（2）各部分活载引起土压力计算背墙：kN9.5356212.72.1565.079E1盖梁：kN51.603212.71.65.079E2台墙中部：kN15.562121.5325.079E3台墙底部：kN15.562121.5325.079E4承台：kN51.552210.1525.079E5（3）各截面水平土压力总和及弯矩计算闫冬雪：下岸大桥结构设计1661-1 截面：mkN74.9581.0789.5356M12-2 截面：mkN86.2141)6.11.078(9.5356M1mkN41.2828.051.603M2mkN27.496241.28286.2141MkN21.137151.6039.5356E3-3 截面：mkN292.704)532.16.11.078(9.5356M1mkN120.337)1.53280.0(51.603M2mkN11.921667.015.562M3mkN424.99811.921120.33792.7402MkN136.69915.56251.6039.5356E4-4 截面：mkN399.267)532.1532.16.11.078(9.5356M1mkN199.392)532.1532.18.0(51.603M2mkN35.762）1.5320.766（15.562M3mkN11.921667.015.562M4mkN646.34211.92135.762199.39299.2673MkN152.26115.56215.56251.6039.5356E5-5 截面：mkN538.337)2532.1532.16.11.078(69.535M1mkN302.598)2532.1532.18.0(51.603M2mkN66.886)2532.1667.0(15.562M3mkN43.045)2667.0(15.562M4mkN51.552151.552M5 mkN1002.41751.55243.04566.886302.598538.337MkN203.81351.55215.56215.56251.6039.5356E3）地震水平力计算由工程地质条件可知，地震动峰值加速度为 0.05g，根据公路桥梁抗震设计规范表 3.2.2 可知，相当于地震基本烈度度区根据公路工程抗震设计规范 （JTJ204-89）桥台水平地震力按下式计算辽宁工程技术大学毕业设计（论文）167 ihzihauWkCCE式中：重要性修正系数，查表 1.0.4 可知iC1.7Ci 综合影响系数，ZC0.35CZ 水平地震系数，根据表 1.0.7 可知hk1.0kh为墩台各部分的重力iW所以iihauW06.0W0.10.351.7E（1）各部分水平力计算耳墙：kNE479.2314.4106.01 my421.11挡块：kNE586.0766.906.02 my625.02背墙：kNE134.5567.8506.03 my078.13盖梁：kNE892.262.44806.04 my8.04台墙中部：kNE5.05684.2606.05 my766.05 kNE12.869214.4806.06 my766.06kNE50.558842.62506.07 my17（2）水平地震力对各截面产生的弯矩2-2 截面：mkN7.489)6.11.421(2.479M1mkN1.304)6.1625.0(0.586M2mkN13.749）1.61.078（5.134M3mkN21.5148.026.892M4mkN44.05521.51413.7491.3047.489M闫冬雪：下岸大桥结构设计168kN35.09126.8925.1340.5862.479E3-3 截面：mkN11.286)1.5326.11.421(2.479M1mkN2.201)1.5326.1625.0(0.586M2mkN21.614）1.5321.61.078（5.134M3mkN21.614）1.5328.0（26.892M4mkN3.8730.7665.056M5mkN101.6873.87362.71221.6142.20111.286MkN40.1465.50626.8925.1340.5862.479E3-3 截面：mkN11.286)1.5326.11.421(2.479M1mkN2.201)1.5326.1625.0(0.586M2mkN21.614）1.5321.61.078（5.134M3mkN62.712）1.5328.0（26.892M4mkN3.8730.7665.056M5mkN101.6873.87362.71221.6142.20111.286MkN40.1465.50626.8925.1340.5862.479E4-4 截面：mkN15.084)1.5321.5326.11.421(2.479M1mkN3.099)1.5321.5326.1625.0(0.586M2mkN29.480）1.5321.5321.61.078（5.134M3mkN103.911）1.5321.5328.0（26.892M4mkN11.618）1.5320.766（5.056M5mkN9.8580.76612.869M6 mkN173.0489.85811.618103.91129.4803.09915.084MkN53.01512.8695.50626.8925.1340.5862.479E5-5 截面：mkN20.041)21.5321.5326.11.421(2.479M1mkN4.271)21.5321.5326.1625.0(0.586M2mkN39.748）21.5321.5321.61.078（5.134M3mkN157.695）21.5321.5328.0（26.892M4辽宁工程技术大学毕业设计（论文）169mkN21.729）21.5320.766（5.056M5mkN35.595）20.766（12.869M6mkN50.558150.558M7 mkN329.63650.55835.59521.729157.69539.7484.27120.041MkN103.57350.55812.8695.50626.8925.1340.5862.479E4）地震土压力计算地震时作用于抬高的主动土压力按下式计算)31(212tgkCCBKHEhziA式中: 台身高度H 台背土的内摩擦角35台背主动土压力系数AK0.27)35sin1(35cos)sin1(cos2222AK222.734)350.10.351.731(0.271821BHtgBHE其作用点在距计算截面的 0.4H 处1-1 截面：kNE80.6992.156212.72.37421 my0.8622.1560.41 mM69.595kN0.86280.69912-2 截面：kNE44.4441.6212.72.37422 my0.6641.60.42 mM227.158kN1.6)(0.86280.6990.6444.4442 kNE125.14344.44480.6993-3 截面：kNE12.8341.53222.37423 my0.6131.5320.43闫冬雪：下岸大桥结构设计170 mM227.158kN1.532)1.6(0.86280.699）1.5320.64（44.4440.61312.8343 kNE137.97712.83444.44480.6994-4 截面：kNE12.8341.53222.37424 my0.6131.5320.44mM645.987kN1.532)1.5321.6(0.86280.699）1.5321.5320.64（44.444）1.5320.613（12.8340.61312.8344 kNE150.81012.38412.83444.44480.6995-5 截面：kNE55.52210.152.37425 my0.820.45mM992.007kN2)1.5321.5321.6(0.86280.699）21.5321.5320.64（44.444）21.5320.613（12.834）20.613（12.8340855.55 kNE206.31055.512.38412.83444.44480.6995）支座摩阻力计算kNfPT3.159261.199108.00作用点距盖梁顶 0.056m各截面弯矩为1-1 截面：mM8.921kN0.0561593.00912-2 截面：mM263.801kN1.6561593.00923-3 截面：mM507.848kN3.1881593.00934-4 截面：mM751.896kN4.7201593.00945-5 截面：mM1070.496kN6.721593.0095辽宁工程技术大学毕业设计（论文）17113.3.3 内力汇总表表 13-8 内力汇总表Tab 13-8 internal summary table2-2 截面3-3 截面编号项目P(kN)H(kN)M(kNm)P(kN)H(kN)M(kNm)1上部构造1991.261-358.4271991.261836.332桥台584.847-118.889669.107455.253汽车1284.881231.2791284.881539.654台前土压力-12.976.6235台后土压力198.336-248.317259.688-596.516台后汽车土压力121.137-227.496136.699-424.99835.09144.05540.146101.6877结构地震-35.091-44.055-40.146-101.6878地震土压力125.143-227.158137.977-426.742159.3009263.801159.3009159.3009507.8489支座摩阻力159.3009-263.801159.3009159.3009-507.848组合1+2+4+5+33860.989198.336-494.3543945.249246.7181241.343组合1+2+4+5+62576.108319.473-953.1292660.368383.417276.695组合1+2+4+5+3+93860.989357.6369-758.1554104.55406.01891749.191组合1+2+4+5+6+92576.108478.7739-1216.932819.669542.7179-231.153组合1+2+4+5+7+82576.108358.57-908.7362660.368424.841376.638续上表4-4 截面5-5 截面编号项目P(kN)H(kN)M(kNm)P(kN)H(kN)M(kNm)1上部构造1991.2612031.0861991.2612329.7752桥台799.327870.1881641.9521196.103闫冬雪：下岸大桥结构设计1723汽车1284.8811310.5791284.8811503.3114台前土压力-34.53828.782-158.898142.8415台后土压力341.825-1054.616693.289-2074.7496台后汽车土压力152.261-646.342203.813-1002.41753.015173.048103.573329.6367结构地震-53.015-173.048-103.573-329.6368地震土压力150.181-645.987206.31-992.007159.3009159.3009751.896159.3009159.30091070.4969支座摩阻力159.3009159.3009-751.896159.3009159.3009-1070.496组合1+2+4+5+34075.469307.2873186.0194918.094534.3913097.281组合1+2+4+5+62790.588459.5481229.0983633.213738.204591.553组合1+2+4+5+3+94234.7699466.58793937.9155077.3949693.69194167.777组合1+2+4+5+6+92949.8889618.8489477.2023792.5139897.5049-478.943组合1+2+4+5+7+82790.588510.4831402.5013633.213844.274931.59913.3.4 截面验算1）盖梁底面（2-2 截面）mkNmkNwfMtdu93.1216-067.593-)6.1161(1039.126所以需要按计算要求配筋最小配筋率%22.028039.14545%2.0maxminsdtdff2-2 截面钢筋所需承担的弯矩mkNMd863.623067.59393.1216设钢筋重心至边缘距离，mmas50mmahhs15505016000mmb1000)2(00xhbxfMcdd代入各参数得，)21550(10008.1310863.62316xx解得mmhmmxb868155056.0416.2902sdcds1452.253280416.2910008.13fbxfmmA选用钢筋，则1682.71.201253.1452n辽宁工程技术大学毕业设计（论文）173此时配筋率%22.0%104.0100155010001.2018所以，按最小配筋率要求配筋则，2s3456.515501000%22.0mmA1818.171.2015.3456n此时配筋率%22.0%23.0100155010001.20118满足设计要求，钢筋采用双层布置方式，钢筋间净距为 115mm,满足要求2）台墙中部（3-3 截面）mkNmkNwfMtdu191.17491816.267)2.8161(1039.126所以，仅需按构造要求配筋3）台墙底部（4-4 截面）mkNmkNwfMtdu3937.9153706.667)4161(1039.126所以，按计算要求配筋4-4 截面钢筋所需承担的弯矩mkNMd248.231667.3706915.3937设钢筋重心至边缘距离，mmas50mmahhs15505039500mmb1000)2(00xhbxfMcdd代入各参数得，)23950(10008.1310248.23116xx解得mmhmmxb868155056.0254.402sdcds209.218280245.410008.13fbxfmmA选用钢筋，则3213.02.804218.209n此时配筋率%22.0%02.0100155010002.804所以，按最小配筋率要求配筋则，2s869039501000%22.0mmA128.102.8048690n闫冬雪：下岸大桥结构设计174此时配筋率%22.0%25.0100395010002.80412满足设计要求，钢筋采用单层布置方式，钢筋间净距为 48mm,满足要求13.4 背墙计算13.4.1 荷载效应及配筋计算1）土压力及活载水平力所产生的弯矩荷载效应mkNMj299.161958.744.1965.462.1每米长度内mkNMj701.127.12299.1612）钢筋配置计算设钢筋重心至构件边缘距离,则mmas40mmh510405500)2(00xhbxfMcdj即, )2510(10008.1310701.1216xx解得mmx808.1则2109.89280808.110008.13mmfbxfAsdcds 配筋率%22.0%017.05101000109.890bhAs所以,按最小配筋率配筋选取 18钢筋,双层布置,净距为 100mm10此时配筋率%22.00.28%510100078.518辽宁工程技术大学毕业设计（论文）17513.5 耳墙计算根据公路桥涵通用设计规范4.3.4 条规定，台后车辆荷载，桥上无荷载时，由汽车荷载换算的等代均布土层厚度按下式计算0blGh30Htgalb式中： 汽车重车或平板挂车的前后轴距l车轮着地长度，ama2.0耳墙高度，取平均高度HmH543.1275.0336.2 mtgb891.13301.5430.212.8布置在面积内的车轮的总重力G0lbkNG4.75067.02804mblGh113.21871.0891.1324.750013.5.1 水平土压力计算根部（墙高 2.156m）kNE30.4640.246）2.11322.156（2.15618211端部（墙高 0.57m）kNE6.0520.246）2.11320.57（0.5718212闫冬雪：下岸大桥结构设计176总土压力 kNE39.3642.156）6.05230.464（21重心my0.8692.1560.572.1560.57232.156mkNME207.34364.39869.0mkNMMEj890.47207.344.14.113.5.2 截面配筋计算设钢筋重心至构件边缘距离,则mmas40mmh102402500)2(00xhbxfMcdj即, )2510(21568.131047.89016xx解得mmx7.810则229.89182807.81021568.13mmfbxfAsdcds 配筋率%22.0%183.0100210215629.89180bhAs所以,按最小配筋率配筋选取 12钢筋,净距为 188mm21此时配筋率%22.00.25%2102156113.112满足设计要求悬臂端自重弯矩很小，验算略辽宁工程技术大学毕业设计（论文）17713.6 桩基计算13.6.1 荷载情况1）桩顶最大垂直反力kNN349.1269395.5077412) 计算桩顶上外力 Ni、Hi、Mi根据公预规4.1.6 条，恒载荷载安全系数为 1.2，活载安全系数为 1.4，则桩顶外力kNP616.1823)301.159881.1284(4.1)626.760952.1641261.1991(2.1410kNM426.1034007.992)496.1070841.14275.2074311.1503(4.1)103.1196775.2329(2.1410kNQ687.354631.20573.103301.1594.1)813.203289.693898.158(2.14103) 桩身自重与置换土每延米的差值mkN7.91318)-(2541.23.14422dq13.6.2 桩长及内力计算1）桩长计算闫冬雪：下岸大桥结构设计178桩长 321022001hkfmAlqRNapniiikah式中：桩身周长，成孔直径为 1.2+0.05=1.25m，md925.325.114.3 桩端截面面积，pA22271.2241.253.144mdAp修正系数, ,取2520dl8.0清底系数, 0m8.00m ）10（1865000.80.81.227140)10(10100925.321hhRa即 Rah 7.9131269.349 解得,取mh7.31mh8 所以,当时,计算可得,满足要求mh8 kNkNRa1269.3491636.022）桩的内力计算（1）确定桩的计算宽度 b，所以md0.1)1(1dkkbf式中：平行于水平作用方向的桩间距相互影响系数，k1k桩形状换算系数，fk0.9fk 1.98）11.2（0.911b（2）计算桩的变形系数 51EImb444102.0642.114.364mDI受弯构件：IEEIC8.0所以，157510.480.102100.82.81.9830000mEImb，按弹性桩计算5.24.81048.0h（3）计算墩柱顶上外力MiHiNi、根据公预规4.1.6 条恒载荷载安全系数为 1.2，活载为 1.4，则桩顶外力kNP052.89034.1222.71745.59072.10辽宁工程技术大学毕业设计（论文）179kNQ37.2517.01.3590m288.2441777.17434.10kNM（4）地面以下深度 Z 处桩身截面上的弯矩与剪力（见下表）zMjQ表 13-10 深度 Z 处桩身截面上的弯矩Tab 13-10 depth Z place pile bending moment on the cross sectionzzAmBmPoQoMoQoAm/MoBmMz00.480011823.616354.6871034.42601034.4261034.4260.2083330.480.10.09960.999741823.616354.6871034.42673.597551034.1571107.7550.4166670.480.20.196960.998061823.616354.6871034.426145.53991032.4191177.9590.6250.480.30.29010.993821823.616354.6871034.426214.3641028.0331242.3970.8333330.480.40.337390.986171823.616354.6871034.426249.3081020.121269.4281.0416670.480.50.457520.974581823.616354.6871034.426338.07581008.1311346.2071.250.480.60.529380.958611823.616354.6871034.426391.1754991.61111382.7871.4583330.480.70.592380.938171823.616354.6871034.426437.7281970.46741408.1961.6666670.480.80.645610.913241823.616354.6871034.426477.0614944.67921421.7411.8750.480.90.689260.884071823.616354.6871034.426509.3158914.5051423.8212.0833330.4810.723050.850891823.616354.6871034.426534.2842880.18271414.4672.2916670.481.10.747140.81411823.616354.6871034.426552.0851842.12621394.2112.50.481.20.761830.774151823.616354.6871034.426562.94800.80091363.741表 13-11 深度 Z 处桩身截面上的弯矩Tab 13 and 11 depth Z place pile bending moment on the cross sectionzzAqBqPoQoMoQoAqMoBqQz00.480101823.616354.6871034.426354.6870354.6870.20833330.480.10.98833-0.007531823.616354.6871034.426350.5478-3.738829346.808970.41666670.480.20.95551-0.027951823.616354.6871034.426338.90698-13.87786325.029120.6250.480.30.90468-0.05821823.616354.6871034.426320.87824-28.89772291.980510.83333330.480.40.83898-0.095541823.616354.6871034.426297.5753-47.43795250.137351.04166670.480.50.76145-0.137471823.616354.6871034.426270.07642-68.25722201.81921.250.480.60.67486-0.181911823.616354.6871034.426239.36407-90.32277149.04131.45833330.480.70.58201-0.226851823.616354.6871034.426206.43138-112.636693.7948031.66666670.480.80.48522-0.270871823.616354.6871034.426172.10123-134.493637.607641.8750.480.90.38689-0.312451823.616354.6871034.426137.22485-155.1391-17.914222.08333330.4810.28901-0.350591823.616354.6871034.426102.50809-174.0765-71.568432.29166670.481.10.19388-0.384431823.616354.6871034.42668.766716-190.8789-122.11222.50.481.20.10153-0.413351823.616354.6871034.42636.011371-205.2384-169.2272.70833330.481.30.01477-0.43691823.616354.6871034.4265.238727-216.9315-211.6928闫冬雪：下岸大桥结构设计180 桩身最大弯矩及最大弯矩位置maxM在最大弯矩截面处，其剪力等于 0，因此处的截面即为最大弯矩Q0Qz所在的位置令,则00QQZZBMAQQQQQCBAQM00所以，1.40354.6871034.4260.4800QMCQ由及，查表得1.40QC4.0h 0.871maxZmZZ815.148.0871.0maxmax392.1MK所以，mkNMKMM1439.9211034.426392.10max（5）深度 Z 处横向土抗推力 Pzx 计算见表表 3-12 深度 Z 处横向土抗推力Tab 3-12 depth Z lateral soil resistance to thrustzzAxBxQoMoQozAx/b1*MoBxZ/b1Pzx(kPa)00.4802.440661.621354.6871034.4260000.2083330.480.12.278731.45094354.6871034.42619.593617.464937.05850.4166670.480.22.117791.29088354.6871034.42636.4195231.0765367.496050.6250.480.31.958811.14079354.6871034.42650.5283241.1949291.723240.8333330.480.41.802731.00064354.6871034.42662.002948.17864110.18151.0416670.480.51.650420.87036354.6871034.42670.9554652.38243123.33791.250.480.61.502680.74981354.6871034.42677.5245254.15258131.67711.4583330.480.71.360240.63885354.6871034.42681.8719153.82867135.70061.6666670.480.81.22370.53727354.6871034.42684.1756151.73677135.91241.8750.480.91.093610.44481354.6871034.42684.6303848.18743132.81782.0833330.4810.970410.36119354.6871034.42683.4404443.47629126.91672.2916670.481.10.854410.28606354.6871034.42680.8128337.87621118.6892.50.481.20.745880.21908354.6871034.42676.9611531.64468108.605813.6.3 桩身配筋及截面强度验算1）偏心距增大系数计算由 2.4 中计算可知，最大弯矩发生在承台以下 1.815m 处辽宁工程技术大学毕业设计（论文）181则该处，mkNMj1439.921 mkNNj1439.921815.1)2.114.3(212.11269.349则该处，mNjMje1.1381265.2461439.9210桩尖嵌入岩层内，计算长度mlp833.548.040.7)4(l0.70 kPaEh771024.2108.28.04102.0mIh长细比，5.17231.20227.1102.0833.5AIlilpp所以偏心距增大系数12p00140011hlhe长度mrh14.16.09.11.901取,11.1381.140.3962.70.22.70.21001he1取1,1.1011.25.8330.01-1.150.01-1.152002hl即, 1.017111.25.8331.141.1381400112则该处，me1.1571.138170.102）桩身主筋配置(采用迭代法计算)计算公式（1）配筋率计算DgrCeAeBrffsdcd00220sdcddfrCfArN表 13-13 迭代法计算表Tab 13-13 iterative method to calculate the tableABCDNd(kN)eo(M)Nud0.240.42190.3259-1.29111.56971265.2461.1380560.0051341078.4690.250.44730.3413-1.23481.60121265.2461.1380560.0056031154.422闫冬雪：下岸大桥结构设计1820.260.47310.3566-1.17961.63071265.2461.1380560.0061011233.2130.270.49920.3717-1.12541.65841265.2461.1380560.0066291314.730.280.52580.3865-1.0721.68431265.2461.1380560.0071951399.390.290.55260.4011-1.01941.70861265.2461.1380560.0077931487.016由表可知当时,即 26.04731.0A3566.0B1796.1C6307.1D此时0.0050.00610.60.91.63071.1571.1796-1.1570.47311.20.356628011.500DgrCeAeBrffsdcd kNfrCfArsdcd1233.2132800.60.0061(-1.1796)11.50.60.47312222，不符合规范要求02.0260.0213.1233246.1265213.1233当时,即 72.09924.0A7173.0B1254.1C5846.1D此时0.0050.00660.60.91.65841.1571.1254-1.1570.49921.20.371728011.500DgrCeAeBrffsdcd kNfrCfArsdcd1314.732800.60.0066(-1.1254)11.50.60.49922222，不符合规范要求02.0380.0314.731246.1265314.731取时， 652.04862.0A6423.0B1525.1C4466.1D此时0.0050.00640.60.91.64461.1571.1525-1.1570.48621.20.364228011.500DgrCeAeBrffsdcd kNfrCfArsdcd1273.7372800.60.0064(-1.1525)11.50.60.48622222辽宁工程技术大学毕业设计（论文）183，符合规范要求02.0070.0273.7371246.1265273.7371所以取钢筋配筋率 0.7%钢筋面积2228.79126.0%7.014.3mmrAs主筋采用 26HRB335,保护层厚度取 70mm，净距为 106mm20钢筋面积28169.2490.926mmAs配筋率%5.0%0.72106.014.38169.2622srA，mmas801070mmrs5208060078.0600520g3）桩身箍筋配置保护层厚度取，则核心直径mmc07mcddcor06.114.02.12柱截面面积：2221.13141.23.144mdA核心面积：22220.754320.88241.063.144mAmdAcorcor根据公式)(9.00sosdssdcorcddAkfAfAfN式中：螺旋式焊接环式间接钢筋的换算截面面积soA 间接钢筋影响系数，混凝土强度等级 C50 及以下时，取k0.2k单根间接钢筋的截面面积soA沿构件轴线方向间接钢筋的螺距或间距S取kNNNu1265.24601-30862.354195211781.628088202611.59.0101265.2469.023mmkfAfAfNAsdssdcorcdso所以，仅按构造要求配置螺旋箍筋，采用 R235箍筋，螺旋箍筋间距 S 为 60mm104）截面复核闫冬雪：下岸大桥结构设计184根据公预规5.3.9 条，偏心受压构件承载力计算应符合下列规定220sdcddfrCfArN3300sdcddfgrDfBreN由上式联立可得rfCAfgfDBfesdcdsdcd0表 13-14 迭代法计算Tab 13-14 iterative method to calculateABCDeoe0.260.47310.3566-1.17961.63071.3197271.1570.270.49920.3717-1.12541.65841.2055031.1570.280.52580.3865-1.0721.68431.1126611.1570.290.55260.4011-1.01941.70861.0364521.1570.30.57980.4155-0.96751.73130.97211.157查表可知，当时，28.01.1571.1130ee即 0.5258A3865.0B-1.072C1.6843DkNNd1265.2460kNkNfrCfArsdcd1265.2461420.4092806.00072.00.39605.116.00.52582222满足设计要求辽宁工程技术大学毕业设计（论文）18513.6.4 桩顶横向水平位移计算桩顶处水平位移和转角0X0xxBEIMAEIQ20300XBEIMAEIQ0200因为 Z=0，查表得： 06644.2Ax62100.1Bx 61600.1A75058.1BmmmmBEIMAEIQxx006.06500.062100.1102.01024.248.01034.42644066.2102.01024.248.0354.687X727320300radBEIMAEIQ-0.00274-1.750580.102102.240.481034.426-1.616000.102102.240.48354.6877720200闫冬雪：下岸大桥结构设计18614 附属设施设计14.1 桥面铺装本桥为分离式桥梁，为了迅速排除桥面雨水，故将桥面设置为单向横坡。本桥设计横坡坡度为 2%，用三角垫层实现横坡度，为普遍的抛物线形横坡。本桥是高速公路桥梁，因此根据公路桥涵通用设计规范采用了厚的防水混凝mm001土铺装，和厚的沥青混凝土表面处理。对于本设计能够满足要求。mm08 10cm混凝土防水垫层 8cm沥青铺装层 2%图 14-1 桥面铺装示意图Fig.14-1. surfacing schemes14.2 桥面排水设施 根据桥规要求，桥梁纵坡满足要求的前提下，本桥单跨长，采用的是钢筋混凝土泄m53水管，在桥上离防撞护栏，每隔设置一个泄水管，具体泄水管大样。30cmm8辽宁工程技术大学毕业设计（论文）187图 14-2 泄水管布置（单位：mm）Fig.8-2 .discharge pipe arrangement这种泄水管适用于不设专门防水层而采用防水混凝土的铺装构造上，这种预制的泄水管结构简单，也可以节约钢材。14.3 桥面伸缩缝设置设计资料:温度变化范围：C038.71混凝土线膨胀系数：61010伸缩梁的长度：m53收缩应变：3cs1026.0徐变系数：15.2预应力产生的平均截面应力： a5396.581MPp混凝土弹性模量：Mpa34500cE混凝土收缩徐变的折减系数：5 . 0假定伸缩装置的安装温度：C37.71setT则梁体因温度变化产生的伸缩量为tl 12.8mm1053)137.7(1010)(36minmaxlTTlt安装时因温度变化产生的梁体伸长量为C002tl6.2mm1053)0237.7(100136tl在安装时因温度变化产上的梁体伸长量：C15tl4.9mm1053)115(100136tl混凝土收缩引起的梁体缩短量为sl 4.55mm5.01053100.2633 lls混凝土徐变引起的梁体缩短量cl mmlElcpc0.85.0105315.21045.30.37434从而梁体的伸长量为5.35mm闫冬雪：下岸大桥结构设计188梁体的缩短量为8.5mm10.84.912.8伸缩装置的基本伸缩量为24.7mm18.56.2考虑到多方面因素的影响，在选择伸缩装置规格时，对上述基本伸缩量取约的%30富裕度，则设计伸缩量为。相应地，伸缩装置的设计闭口量为32.11mm24.73.1，设计开口量为8.06mm6.23.124.05mm8.513.1根据计算结果，考虑结构安装误差选用伸缩缝为的三节型橡胶伸缩缝。mm05为了保证桥跨结构在气温变化、活载作用、混凝土收缩与徐变等影响下按静力图示自由的变形，就需要使桥面在两梁端之间以及在梁端与桥台背墙之间设置横向伸缩缝（亦称变形缝） 。具体图示如下：图 14-3 橡胶伸缩缝（单位：cm）Fig. 14-3. rubber expansion joints辽宁工程技术大学毕业设计（论文）18914.4 防撞墙按高速公路交通工程及沿线设施设计通用规范 （JTG D80-2006）5.8.8 条规定，高速公路、一级公路上的大桥梁护栏防撞等级为-SS; 根据公路交通安全设施设计细则（JTG/TD81-2006） ，采用加强型混凝土护栏，表 5.4.3-3 和表 5.1.2，SS 级防撞护栏高度H=1100mm,其余局部尺寸见图 14-4图 14-4 防撞栏图式Fig. 8-4. impact-proof column schema闫冬雪：下岸大桥结构设计190结论本设计为下岸大桥结构设计，设计内容主要包括主梁截面设计；主梁的内力计算；主梁的配筋设计；主梁应力及截面验算；支座尺寸拟定及验算；桥墩、桥台内力计算、配筋及截面验算；附属设施设计等。在设计过程中自己对桥梁设计的相关知识加深了理解。在上部结构设计中，通过对各桥型特点及其适用情况的分析，结合当地的气象、工程地质状况等综合考虑确定选用预应力钢筋混凝土简支桥。荷载的横向分布计算采用杠杆法和偏心受压法。计算中公式、规定均参照新规范使用。本设计采用了后张法施工工艺，在配筋方面，主要进行了预应力钢束面积的估算钢束的布置、非预应力钢筋面积的估算与布置、截面几何特性的计算、预应力损失的计算等。在下部结构设计中，通过对上部传递的荷载确定支座以及盖梁的尺寸，在设计墩台、桩基时同时考虑水文和地质的影响，从而确定最不利荷载。在配筋方面，盖梁配筋需要注意钢筋的合理配置，达到抵抗正负弯矩的要求，墩柱、桩基配筋及复核采用查图法、迭代法，承台按构造要求配筋，本设计较多的是从理论上考虑问题，是基础理论知识的应用，距离生产实践还有一定的距离，未能考虑到施工中出现的具体问题。由于设计经验的欠缺在一些细节方面的考虑欠缺妥当。再次，设计中没有大胆尝试新型材料的选用，具有一定的局限性。以上这些都需要以后在实践中进一步的研究、完善。辽宁工程技术大学毕业设计（论文）191致 谢本毕业设计是在易富等老师的精心指导下，经过两个多月的努力，根据设计任务书的要求，按照桥梁工程设计规范，结合地形、地质、气象、水文等条件，本着经济、适用、安全、美观的原则，制定出下岸大桥结构设计说明书。本次毕业设计，巩固了四年来所学的知识。在设计的过程中，我查阅了大量专业文献，从中学习到了很多知识，这些知识，正是我所欠缺的，对于即将参加工作的毕业生来说，很是有用。通过设计，使一些零散的知识得到了系统化。这些都将使我们在日后的工作和学习中受益匪浅。大学是培养自学能力最好的时候，毕业设计无疑是检查我们自学能力的一种方法。设计中，碰到不会的东西，我们都积极的翻阅各种资料，确实不明白了，就向知道老师请教，这种主动的学习，对于我们来说无疑是最好的。设计中，得到了老师和同学很大的帮助，在此谨表示衷心的感谢。最后，向四年来用汗水和心血教育、关心、帮助过我的园丁们，表示最衷心的感谢和最诚挚的祝福。祝您们身体健康、工作顺利、万事如意！同时，也向同窗四年的各位同学、兄弟们表示感谢，祝福你们在今后的学习和工作中一切顺利！闫冬雪：下岸大桥结构设计192参考文献1 中华人民共和国行业标准公路桥涵地基与基础设计规范（JTG D63-2007） 北京：人民交通出版社，20072 中华人民共和国行业标准公路桥涵施工技术规范（JTJ 041-2000).北京：人民交 通出版社，20043 中华人民共和国行业标准公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2004） 北京：人民交 通出版社，20044 中华人民共和国行业标准公路桥梁抗风设计规范（JTGT D60-2001）.5 中华人民共和国行业标准公路桥梁抗震设计规范.6 中华人民共和国行业标准公路桥梁伸缩装置（JT-T_327-2004）.7 中华人民共和国行业标准公路工程技术标准（JTG B01-2003） 北京：人民交通出 版社，20048 中华人民共和国行业标准公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范（JTG D62-2004） 北京：人民交通出版社，20049 周先雁 王解军桥梁工程北京：北京大学出版社，2012.10 王晓谋 基础工程(第四版).北京：人民交通出版社，201011 叶见曙 结构设计原理. 北京：人民交通出版社，200512 赵明华 桥梁计算示例丛书桥梁地基与基础(第二版). 北京：人民交通出版社.13 易建国 桥梁计算示例丛书混凝土简支梁（板）桥（第三版）. 北京：人民交通出版社.14 姚玲森 桥梁工程（第二版）. 北京：人民交通出版社15 刘效瑶 徐岳 公路桥涵设计手册梁桥（第二版）. 北京：人民交通出版社，2011.416 江祖铭 王崇礼 公路桥涵设计手册墩台与基础. 北京：人民交通出版社，1997.517 Peter Matt：Status of Segmental Bridge Construction in Euroe.PCI Journal/May-June 1983.辽宁工程技术大学毕业设计（论文）193 附录 A桥梁的快速修复 今年的早些时候完成了在圣彼得堡一座旧木桥更换工作 在俄罗斯的圣彼得堡，崛起的交通水平和发展要求导致了一个古老的有轨电车桥被改造为一个斜拉桥。新的拉扎列夫斯基 大桥横穿马来亚内芙卡，并与今年早些时候建成通车，来代替了一座本来供有轨电车通行但是现在只供行人行走的旧木桥。 该桥位于彼得格勒区，并且沿着 Pionerskaya（俄罗斯一个市名称）和体育生活街道连接克列斯托夫斯基半岛和 彼得格勒区 群岛，这两者都是当地的交通枢纽。它始建于 1949 年，当时被称为 Koltovsky 桥，相邻马来亚内芙卡河堤。但在 1952 年，为了纪念传说中的俄罗斯海军上将米哈伊尔拉扎列夫，路堤及桥梁被易名为拉扎列夫海军上将路堤和拉扎列夫斯基 桥。 这座桥由 VV 布拉热维奇工程师设计，最初桥有 11 跨，中央一个是平合桥垮。它最初是设计用于电车，并且是当时该市唯一的一座有轨电车桥。总长度为 141m，总宽度为 11m，层面由金属和木质材料组成。木材支柱支撑的码头建在钢管桩基础上。但是在 2002 年时，电车轨道被关闭，从那时起，这座桥只供行人使用。 这座桥梁的位置就意味着它要为这座城市的西部地区服务包括克列斯托夫斯基岛的彼得格勒区。所有到克列斯托夫斯基岛的车辆都用主要通过克列斯托夫斯基 桥，这是导致该桥大大超载的直接原因。由于 拉扎维列夫斯基 桥并没有帮组车辆交通，所以它没有被考虑到是彼得格勒区的交通网络的一部分。但是，克列斯洛夫斯基 岛上计划在胜利公园里兴建一个体育场，离海边仅有 3 公里，这意味着城市的其余部分需要一个可靠的运输连接方式。当地政府认为解决这个问题最好的办法就是重建 拉扎列夫斯基桥。新桥的规模取决于现有交通水平，并且考虑到了该地区未来的发展。据预测，到2025 年，拉扎列夫斯基桥的年平均日交通量强度将上升至 16000 车次每天。车流高峰出现在体育场馆进行重大赛事时，此时该桥被要求能在一小时内减轻这个地段的交通负荷。这股交通量大约在 4500 至 5000 辆车之间，所以即使 彼得格勒桥能够重建，拉扎闫冬雪：下岸大桥结构设计194列夫斯基 桥也需要建成双向四车道来达到疏通效果。 考虑到这座木桥已经使用了 55 年以上的这个事实，如果这座桥限制上层建筑宽度并加强现有上层建筑的和桥墩那么按这样重建，也许不能保证桥梁的寿命，而且会产生较高的运行成本。另外一个值得考虑的问题是，一个拥有庞大桥墩的多跨桥的外观不会与现代建筑和邻近堤岸的风格相融合。因此，人们决定彻底拆除现存的桥梁，再在原来的位置上建造一座新的桥梁。作为项目的一部分，右岸体育生活街道的一部分必须加宽，并且还要改进邻近的地区。 这个项目的历史可以追溯到 1998 年，那是 JSC 研究所刚刚中标，它提出了一套对拉扎列夫斯基桥进行重建的方法。实际上正在此时，建筑师伊戈尔塞雷布伦尼科夫曾经提出过一种关于桥梁原创性的建筑观念，其中就包括使用一种斜拉索体系的桥。这个概念曾经被市政府接受，但是由于经济问题，这个设计直到重新启用期间中止了七年。2003 年，该项目被列入目标工程中的方案设计调查工作，开发设计招标正式公布。这项工作又一次被授予了 JSC 研究所。重建计划将在 2007 年底完工并且接受国家专家审查委员会正确的建议，建设工作就在当年年底开始。在基于进行技术可行性和经济适用性比较，大桥的结构概念获得了认可。一个主要的限制是桥梁上部结构高度的严格限制。一方面，为了通航，桥梁必须保持一定的桥下净空以满足航行需要，然而在另一方面，桥面高度又被拉扎列夫海军上将限制，为了保护文物 ，桥面高度不能提高。 为了满足这些几乎是相互矛盾的条件，桥面纵向纵剖面的竖曲线半径只能为 1000m，只有这样才能满足这个受限的条件。但是即使采用了这种最小的剖面半径，关于桥面结构高度的相当严格的要求使得桥面的最大高度只能为 1.4m。这个情况可以通过一个经典的五跨连续梁或者斜拉索体系来解决。这两个方案的费用几乎相同，但是斜拉桥的方案更佳，因为从建筑外观来看它更有吸引力。另外一个好处是，它可以减少建筑时间，因为没有必要将桥墩建在河床上。这种非常规的外形结构就想一个特殊的塔的形状和它的不对称的单跨布局对来自 JSC 研究所的工程师的设计能力提出要求，要求他们处理好非标准的问题。其中一个问题是，必须为路面提供必要的刚度，同时尽量减少它的重量来降低塔成分的重量并维持系统平衡。 因此在施工中，一个行车道钢塔结构选用单跨斜拉桥钢桥面和正交异性板。路面用两列每列 5 个的柱子支撑。辽宁工程技术大学毕业设计（论文）195缆绳线通过塔并锚固于钢筋混凝土板上，这重量超出了原 Krestovsky 桥的桥墩重量。前面的拱楼倾向于河床，这意味着要用斜拉索和固定的锚板的方式来承担重量。这两套的缆绳通过活动的斜拉桥钢桥面和配重板进行固定。为了尽量减少甲板的总宽度，主梁前表面的混凝土板将被被删除。塔基础的最佳受力分布由拱形状方法来取得，这样在桥的横截面更细长。 桥面上设有一个纵向的系统和横向 H 型钢正交异性板连接进行 U 形加劲。该锚固装置是沿着横向梁分布的。在塔上，桥面进行刚性固定，河堤取决于毛雷尔球面轴承。桥面的钢结构部分是由 10 至 15 级低合金钢构成（400MPa） 这种缆绳是由每根 50 至 73 股 VSL 标准的绳索组成。每股的总长度大约 31km。与此同时，桥面是由 2 层 40mm 和 50mm 厚的沥青混凝土铺在 Technoelastomost - S 的膜防水层中。桥墩基础都是由高桩承台钻孔灌注桩深入含水层的坚定粘土中。在基础上方的桥墩是由现浇混凝土和花岗岩组成。 桥梁施工由 Mostootryad No 75 （一公司）实施，它是 OAO Mostotrest（一个俄罗斯的基础设施建设企业）的一个分支，同时，桥面钢结构是由 JSC Zavod Metallokonstruktsiy 制造的，钢塔结构则是由 NPO Mostovik 制造的。为了更详细设计，自动化研究所的专家准备了这个塔的复杂的三维模型和斜拉索锚固软件来分析报告并且作为 NPO Mostovik 公司制造结构的基础。使用这一成功专业建模使复杂的塔结构在相对较短的时间内制造出来。考虑到大桥的建设时的一些外加的限制，JSC 研究所建议在一份详细的设计书上进行修改。其中一项建议是用 10 级刚度的低合金钢更换塔上缆绳，这样可以钢性固定在塔拱门和配重上。临时的支撑在被安装在桥面锚固处。这些修改可使后牵索建筑物得到很大程度的简化，并且也会消除张拉这些缆索的必要，使缆索停留设置的时间减少了一半。 另外，它还意味着只要桥上沥青和混凝土铺装完毕，支撑桥面的缆索可以一次张拉成功，分析包括从最长的一副缆索到最短一副缆索的张拉。除了桥面上的拉力，桥面临时支撑竖直方向的位移也得到了控制。实际张拉工作进行的解决方案符合设计要求。如果有必要， 每个阶段的拉力和位移等数据再交给总承包商的设计师之前都进行必要的更正设计。整 体而言，计算得出的数据与实际参数是高度相关的 。事实上，总承包商用了 17 个月就完成了桥梁施工设计的全部工程。新的斜拉桥与 周围的景色和谐地融合到了一起。因为没有在河床上设置桥墩，沿着马来亚的景观就可 以开放了。拱塔作为岛上一个象征性的标志，清晰地伫立着，与背后的天空和树木形成 了鲜明的对比。这座大桥闫冬雪：下岸大桥结构设计196通过不对称的构成和缆塔动态的形状所构成的两个斜拱形成它 的艺术性外观和优雅的轮廓。 在夜间， 有了建筑灯光的照耀， 桥梁的外观就更加突出了。 在 JSC Institute Strojproect（一个研究所）中塔蒂亚娜古列维奇是项目管理，尤里克雷洛夫是钢结构主管。附录 B Quick fix: replacement of an old wooden bridge in St Petersburg was completed earlier this year. Rising traffic levels and development demands led to an old tramway bridge being rebuilt as a cable-stayed crossing in the Russian city of St Petersburg. The new Lazarevsky Bridge across the Malaya Nevka was opened to traffic earlier this year replacin