连续箱型梁桥毕业设计

江西理工大学2012届本科生毕业设计（论文）I轴力包络图第五章预应力束的估算和布置5.1预应力钢束数量的估算在预应力混凝土桥梁设计中，应满足在正常使用极限状态下的应力要求和承载能力极限状态的强度要求。一下就是以跨中截面在各种作用效应组合下，分别按照上述要求对主梁所需的钢束进行估算，并按这些估算的钢束数确定主梁的配束数。按正常使用极限状态的应力要求估算钢束数，本梁按全预应力混凝土受弯构件进行设计，按正常使用极限状态组合计算时，截面不允许出现拉应力，当截面混凝土不出现拉应力控制时，则得到钢束数n的估算公式。根据跨中截面正截面抗裂要求，确定预应力钢筋数量。为满足抗裂要求，所需的有效预加力[9]为：(5-1)式中：——荷载短期效应弯矩组合设计值，Ms＝9123.06KN.m；——毛截面几何性质，；——下核心距，ycx＝1508.47mm；——上核心距，ycs=791.53mm；——截面的惯性矩，；=0.451795×109mm3,为预应力钢筋重心至毛截面重心地距离，，假设=150mm则＝1508.47-150=1358.47mm。∴拟采用∮j15.2钢绞线，单根钢绞线公称截面面积，抗拉强度标准值，张拉控制应力=0.75fpk=0.75×1800=1395Mpa。预应力损失按张拉应力的20﹪估算，所需预应力钢绞线的根数为：（5-2）带入以上数据求得：=32.25根据题意取32根。5.2预应力钢束布置连续梁预应力筋束的配置除满足《桥规》（JTJ023--85）构造要求外，还应考虑一下原则：1、应选择适当的预应力束筋的形式与锚具形式，对不同跨径的梁桥结构，要选用预加力大小恰当的预应力束筋，以达到合理的布置形式。避免造成因预应力束筋与锚具形式选择不当，而使得结构构造尺寸加大。当预应力束筋选择过大，每束的预加力不大，造成大跨结构中布束过多，而构造尺寸限制布置不下时，则要求增大截面。反之，在跨径不大的结构中，如选择预加力很大的单根束筋，也可能使结构受力过于集中而不利。2、预应力束筋的布置要考虑施工过程的方便，也不能像钢筋混凝土结构中任意切断钢筋那样去切断预应力束筋，而导致在结构中布置过多的锚具。由于每根预应力束筋都是一个巨大的集中力，这样锚下应力区受力较复杂，因而必须在构造上加以保证，为此常导致结构构造复杂，而使施工不便。3、预应力束筋的布置既要符合结构的受力要求，又要注意在超静定结构体系中避免引起够大的结构次内力。4、预应力束筋配置，应考虑材料经济指标的先进性，这往往与桥梁体系、构造尺寸、施工方法的选择都有密切关系。5、预应力束筋应避免使用多长的反向曲率的连续束，因为这会引起很大的磨阻力损失，降低预应力束筋的效益。6、预应力束筋的布置，不但要考虑结构在使用阶段的弹性受力状态的需要，而且也要考虑到结构在破坏阶段时的需要。7、当预应力筋要分层布置时，顶板的长束布置在上层，短束布置在下层，底板长束布置在下层，短束布置在上层。8、预应力筋布置不要太靠近翼缘两侧，在同一截面上锚固要适当分散。9、在设置孔道时需要预留一定的备用孔道，以便在必要时补充。10、当力筋数量较多时可分层布置，一般来说，先锚固下层力筋，后锚固上层力筋。11、钢束在横断面中布置时直束靠近顶板位置，弯束位于或靠近腹板，便于下弯锚固。12、纵向预应力钢束为结构的主要受力钢筋，为了设计和施工的方便，进行对称布束，锚头布置尽量靠近压应力区。13、本桥中采用预埋金属波纹管，根据《预规》9.1.1规定,后张法构件预应力直线形钢筋的最小混凝土保护层厚度不应小于其管道直径的1/2。《预规》9.3.4规定，各主钢筋间横向净距和层与层之间的竖向净距，当钢筋为三层及以下时，不应小于30mm，并不小于钢筋直径；当钢筋为三层以上时，不应小于40mm，并不小于钢筋直径的1.25倍。对于束筋，此处直径采用等代直径。同时，《预规》,后张法预应力构件的曲线预应力钢筋的曲率半径钢绞线不应小于4m。5.2.1横向布置对于跨中截面，在保证布置预留管道构造要求的前提下，应尽可能加大钢束群重心的偏心距。本设计预应力孔道采用内径60mm，外径67mm的波纹管成孔，管道至梁底和梁侧的净距不应小于30mm及管道直径的一半。另外直线管道的净距不应小于40mm，且不小于管道直径的0.6倍，在竖直方向两管道可重叠，跨中截面及端部截面的构造如图所示图5-1端部截面（0m）图5-2跨中截面图5-3端部截面（30m）5.2.2纵向布置图5-4边跨预应力钢束立面左图5-5边跨预应力钢束立面右钢束号弯起高度C（mm）弯起角度θ0弯起半径R(mm)导线点到锚固点的水平距离Ld(mm)113001530000410421100152500037313100015250003358490015200002985580015200002612670015150002239表5-11-10.25m处各钢束弯曲控制要素表钢束号弯起高度C（mm）弯起角度θ0弯起半径R(mm)导线点到锚固点的水平距离Ld(mm)119501815000600021850171500060463175016150006098416501515000615751550141500062256145013150006277表5-210.25-30m处各钢束弯曲控制要素表 上表中各参数的计算方法如下:为靠近锚固端直线段的长度，为钢束锚固点至钢束起弯点的竖直距离，如图所示，则根据各量的几何关系，可分别计算如下：（5-3）（5-4）（5-5）其中——为钢束弯起角（）；L——计算跨径；（cm）——锚固点至支座中心线的水平距离（cm）；5.2.3钢束引伸量及钢束长度 表5-3钢束信息表钢束号钢束曲线长度(m) 左端引伸量(m) 右端引伸量(m) 合计引伸量(m) 1 151 0.425 0.425 0.851 2 151 0.425 0.425 0.851 3 151 0.426 0.426 0.851 4 151 0.426 0.426 0.851 5 151 0.428 0.428 0.856 6 151 0.428 0.428 0.856 7 151 0.431 0.431 0.861 8 151 0.431 0.431 0.861 9 151 0.434 0.434 0.867 10 151 0.434 0.434 0.867 11 151 0.437 0.437 0.875 12 151 0.437 0.437 0.875 13 20.0 7.12e-02 7.12e-02 0.142

第六章主梁截面几何特性计算及束届校核6.1截面几何特性计算后张法预应力混凝土梁在张拉锚固阶段，预应力管道内未压浆，由预加力引起的应力按构件混凝土截面净面积计算，在使用阶段，一般预留孔道已压浆，认为钢束与砼结合良好，可按换算截面计算。净截面几何特性在计算预应力损失时要用，故需对每一个截面进行计算，首先根据毛截面特性（面积、重心位置、面积矩）和管道特性(面积、重心位置、面积矩)求出净截面面积和面积矩，进而求出净截面的重心位置，最后求出毛截面对净截面重心位置的惯性矩（正）和管道对该位置的惯性矩（负），将两者相减得净截面的惯性矩。在控制截面检算时要用到换算截面几何特性，故仅需计算控制截面的换算截面几何特性，首先根据净截面特性（面积、重心位置、面积矩）和预应力钢筋特性（换算面积、换算重心位置、换算面积矩）求出换算截面面积和面积矩，进而求出换算截面的重心位置，最后求得净截面对换算截面重心位置的惯性矩（正）和预应力筋对该位置的惯性矩（负），将两者相加得换算截面的惯性矩。截面特性的计算：净特性＝截面全特性－管道的特性换算截面特性＝净特性＋ny×钢束截面特性由于考虑到孔道压浆部分的砂浆未受到预应力的作用，在活载作用时有可能开裂，因而未计入该部分的面积的影响。6.1.1净截面几何特性计算（1）净截面面积（6-1）其中：n1、n2—上下缘钢筋的束数；d—截面上下缘管道的直径。（2）净截面形心的确定令钢束的重心到梁顶的距离为a，净截面形心到梁顶的距离为xj，毛截面对梁顶的面积矩为S，管道面积对梁顶的面积矩为S1，则有：xj＝（S－S1）/Aj（6-2）S1＝a×A1；（A1为管道的面积）（6-3）（3）净截面惯性矩计算Ij＝I＋A(xj－x)－I1（6-4）I为毛截面惯性矩，I1管道面积对净截面形心的惯性矩；I1＝a（xi－e）2（忽略管道对自身形心的惯性矩)。（6-5）6.1.2换算截面几何特性计算（1）换算截面面积A0＝Aj+ny·Ay（6-6）ny为混凝土弹性模量与钢筋弹性模量的比；Ay为钢筋的面积；（2）换算截面形心的确定令钢筋截面到梁顶的距离为a；换算截面的形心到梁顶的距离为yo；yo＝[Aj·xj＋ny·Ay·a]/Ao（6-7）（3）惯性矩计算Io＝Ij＋A（yos－xj）2＋ny·Ay·（yo－a）2（6-8）对于C50混凝土：表6-1跨中截面几何特性计算截面类别分块名称分块总面积Ai(cm2)yi(cm)对梁顶边的面积矩Ii(106cm)|ys-yi|(cm)Ix=Ai(ys-yi)2(106cm4)I=Ii+Ix(106cm4)净截面毛截面1318501381.82×1073.36×108123.82.02×1092.34×109孔道面积-353.25190-67134.60157.14-8.72×106-8.72×106净截面131496.7137.91.81×1072.39×109换算截面换算面积1048.91901.99×1050157.142.59×1072.59×107毛面积1318501381.82×1073.36×108123.82.02×1092.34×109换算截面面积132898.9138.51.84×1072.56×109表6-2支点截面几何特性计算截面类别分块名称分块总面积Ai(cm2)yi(cm)面积矩(cm3)Ii(106cm4)|ys-yi|(cm)Ix=Ai(ys-yi)2(106cm4)I=Ii+Ix(106cm4)净截面毛截面304050453.891.38×1088.34×109269.62.21×10103.05×1010预留孔道面积-3159.6397.11-3.07×105090.22-2.57×107-2.57×107混凝土净截面300890.4458.61.38×1083.18×1010换算截面钢束换算面积9399.1897.119.13×105090.227.65×1077.65×107毛面积304050453.891.38×1088.34×109269.62.21×10103.05×1010换算截面面积313449.2443.41.39×1083.59×10106.2预应力筋束界的校核（1）预应力筋束界的校核为简化计算，假定预应力钢筋的合力作用点位置就是预应力钢筋重心的位置。根据张拉阶段和使用阶段的受力要求，可得出许可布置钢束重心的限制值E1、E2，即：E1E2E1=（6-9）E2=（6-10）=40×139×0.75×0.8×1860=6204.96KN=0.8（6-11）表6-3各截面钢束位置校核计算计算截面An（cm2）Wns（cm3）Wnx（cm3）Kx（cm）Ks（cm）NpI（kN）MG1（kN.m）跨中132898.91.71×1071.12×107128.6784.276204.9648600支点313449.26.90×1077.53×107220.13240.236204.960L/4175000.52.82×1072.27×107161.14129.716204.96-5.17表6-4各截面钢束位置校核结果计算截面Ms（）MG1/NPI(cm)Ms/0.8NPI(cm)E1(cm)eP(cm)E2(cm)说明跨中280000783.256.4911.87>157.14>-27.87满足支点000220.13>90.22>-240.23满足L/45.6483.32113.62177.82>130.11>-243.33满足由表中可以看出，预应力钢筋布置位置符合要求。（2）钢束最大拉应力验算： 表6-5钢束验算刚束号最大应力(Mpa) 容许最大应力(Mpa) 是否满足 1-1.11e+03 -1.21e+03 是 2 -1.12e+03 -1.21e+03 是 3 -1.11e+03 -1.21e+03 是 4 -1.12e+03 -1.21e+03 是续上表5 -1.12e+03 -1.21e+03 是 6 -1.13e+03 -1.21e+03 是 7 -1.13e+03 -1.21e+03 是 8 -1.14e+03 -1.21e+03 是 9 -1.15e+03 -1.21e+03 是 10 -1.15e+03 -1.21e+03 是 11 -1.16e+03 -1.21e+03 是 12 -1.16e+03 -1.21e+03是 13 -1.22e+03 -1.21e+03 是

第七章预应力损失及有效预应力计算根据《桥规》（JTJ023--85）规定，当计算主梁截面应力时，应计算预应力损失值。本设计是先简支后连续的，因而所有预应力钢束都是采用先张法。由下列因素引起的预应力损失值：1、预应力筋与孔道壁之间摩擦引起的应力损失2、锚具变形、预应力钢筋回缩和分块拼装构件接缝压密引起的应力损失：3、预应力筋和台座之间温差引起的应力损失（后张法此项不计入预应力损失）4、混凝土弹性模量压缩引起的应力损失5、预应力筋松弛引起的应力损失6、混凝土收缩和徐变引起的应力损失在预应力钢筋张拉阶段允许超张拉，但在任何情况下，预应力钢筋的最大控制应力：钢丝钢绞线不应超过0.80精轧螺纹钢筋不超过0.95。即预应力钢绞线张拉控制应力为=0.75=1395在本设计中只针对钢束组N1列出其在每一个施工阶段的预应力损失，对其他不做详细一一列出。如下表9-1-1。由于对称，因而只取一半。7.1预应力筋与孔道壁之间摩擦引起的应力损失（7-1）式中：——由于摩擦引起的应力损失（）；——钢筋（锚下）控制应力（）；——从张拉端至计算截面的长度上，钢筋弯起角之和（）；χ——从张拉端至计算截面的管道长度（）；——钢筋与管道壁之间的摩擦系数；——考虑每米管道对其设计位置的偏差系数。管道类型为橡胶抽芯时，取0.55，取0.0015。7.2混凝土弹性压缩引起的应力损失（7-2）式中m——批数；——预应力钢筋弹性模量与混凝土弹性模量之比，按张拉时混凝土的实际强度等级计算；假定为设计强度的90%，即=0.9×40=36，=0.6；跨中截面：所以：支点截面：所以：7.3预应力筋松弛引起的应力损失对预应力钢筋，仅在传力锚固时钢筋应力的情况下，才考虑由于钢筋松弛引起的应力损失，其终极值：（7-3）Ψ——张拉系数，一次张拉时，Ψ=1，超张拉时，Ψ=0.9ξ——钢筋松弛系数，低松弛时ξ=0.3本设计采用超张拉。跨中截面：所以，支点截面：所以，7.4混凝土收缩和徐变引起的应力损失（7-4）（7-5）（7-6） （7-7）式中：、——构件受拉、受压全部纵向钢筋截面重心处由混凝土收缩、徐变引起的预应力损失；、——构件受拉、受压全部纵向钢筋截面重心处由预加应力产生的混凝土法向应力；——截面回转半径，，后张法采用净截面特性、——构件受拉区、受压区纵向普通钢筋截面重心至构件截面重心的距离；——预应力钢筋传力锚固龄期为，计算考虑的龄期为t时的混凝土收缩、徐变，其终极值可按〈〈公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范〉〉JTGD62—2004中表6.2.7取用；——加载龄期为，计算考虑的龄期为t时的徐变系数，可按〈公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范〉〉JTGD62—2004中表6.2.7取用。——加载龄期，即达到设计强度为90%的龄期，近似按标准养护条件计算则有：=20d；对于后加恒载的加载龄期，假定为=90d。该桥所属的桥位于野外一般地区，相对湿度为75%，其理论厚度为：查表并内插值可得到相应的徐变系数终极值：==1.93；==1.44，混凝土收缩应变终极值：=2.36×10-4在本设计中只针对钢束组N1列出其在每一个施工阶段的预应力损失，对其他不做详细一一列出。如下表9-1-1。由于对称，因而只取一半。表7-6钢束组N1在各施工阶段的损失钢束组N1的正常使用阶段内力损失（）截面号内力（扣除短期损失）弹性变形损失徐变收缩损失松弛损失内力（扣除全部损失）14031.20138.1518-34.43-4.589106724396.018225.2165-58.21-4.589103834254.976225.5501-58.17-4.589106944396.015425.2682-56.71-4.589109954254.97888.2738-34.01-4.589110764031.201311.6104-38.6-4.589100774396.018215.6355-33.81-4.589110784254.9762-7.2054-39.53-4.589993.494396.0154-4.0721-29.99-4.589952.6104031.1947-80.2209-36.56-4.589861.2114396.0152-22.8646-33.5-4.589846.5124254.9788-6.9171-35.14-4.589837.9134396.016015.8192-35.48-4.589804.6144031.196711.7869-30.94-4.589821.4154031.201330.3060-31.96-4.589772.0164396.018277.8171-24.1-4.589781.1174254.976265.8345-31.83-4.589772.27.5有效预应力在结构构件承受外荷载之前，对受拉混凝土施加预压应力，可提高构件的刚度，推裂缝出现的时间，增加构件的耐久性。预应力锚索张拉锁定后，受各种因素影响预应力逐渐降低，降低至相对稳定后所提供的预应力值。表7-7各阶段有效预应力有效预应力跨中截面支点截面预加应力阶段(MPa)1297.691110使用阶段1193.041204.45

第八章预加力产生的次内力及内力组合8.1先期预应力徐变次内力计算在预应力混凝土连续梁桥中由预应力产生的次内力可以分为两部分——先期预应力徐变次内力和后期合拢预应力弹性次内力。先期预应力徐变次内力——先期结构为静定结构,在先期结构中张拉的预应力筋自身不会产生次内力,但由于后期合拢以后形成超静定结构,混凝土的徐变还继续存在,所以先期张拉的预应力筋在后期结构中将产生徐变次内力。先期预应力徐变次内力计算采用《桥规》提供的公式计算，使用桥梁博士软件提供的功能进行辅助计算。8.1.1等代荷载计算在截面处采用锚固钢束的等代荷载，然后计算出预加力在先期结构和后期结构上产生的弯矩。在力筋的端部，力筋作用在混凝土上的力可以分解为三个分量：应该是张拉控制应力减去损失值后的永存应力，在这次计算中我近似取0.6轴向力：（8-1）竖向力：（8-2）力矩：（8-3）8.1.2预加力徐变次内力徐变会引起的截面上预应力矩的重分布，其重分布后的弯矩计算式如下：（8-4）式中：——为作用于先期结构上的预应力，按先期结构体系（最大双悬臂状态）计算的弯矩，（中跨合拢前）；（8-5）——为作用于先期结构上的预应力，按先期结构体系计算的初弯矩，（预应力乘偏心矩）； ——为作用于先期结构上的预应力，按先期结构体系计算的弹性二次弯矩，当先期结构为静定结构时，它为零；——为作用于先期结构上的预应力，按后期结构体系计算的弹性二次弯矩；——为加载龄期（7~60天）时至计算所考虑时间时(>1000天)的徐变系数，按规范附录F取值。表8-1预加力徐变次内力计算结果单元徐变次内力(kN.m)单元徐变次内力(kN.m)单元徐变次内力(kN.m)102526649190211.12627750183322.22728851175433.32829952167544.32931053159655.43032154151766.53133355143877.53232556135988.533317571271099.8343095811911111353015911112122362936010413133372856195.714144382776287.815155392696379.91616640261647217177412546564.118188422466656.219200432386748.320211442306840.421222452226932.522233462147024.623244472067116.72425548198728.88.2预应力引起的二次力矩计算后期合拢预应力弹性次内力——后期张拉的预应力筋作用在超静定结构上，将产生后期合拢预应力弹性次内力。该项次内力计算，同样采用桥梁博士软件进行辅助计算。仅考虑超静定钢束。静定结构该项为零，超定结构该项不为零。采用等效荷载法计算，将超静定钢束的预应力用等效荷载代替。

第九章非预应力钢筋的布置根据构造要求配置非预应力筋，在无粘结后张预应力混凝土平板结构中，应配置一定数量的非预应力纵向钢筋，不仅可克服纯无枯结受弯构件只出现一条或少数几条裂缝使混凝土压应变集中，引起脆性破坏的缺点.还有利于分散裂缝.改善受弯构件的变形性能和提高正截面抗弯强度。纵向非预应力钢筋的截而面积及分布应符合下列规定:

(1)单向板中纵向非预应力钢筋的截面面积A。不应小于0.2%bh，其中b为板的宽度.h为板的高度。其直径不应小于8mm.间即不应大于200mm.并应靠近受拉边缘布置。

对于连续单向板或其它单向结构.美国UBC规范对非预应力筋的配筋量有更严格的要求。要求在标准荷载下及材料强度取标准值时，非预应力锚具的筋能抵抗恒载加25%的活载。

国内外工程经验表明.为抵抗温度及收缩应力.也应配置无枯结预应力筋.具体规定为:混凝土最小平均预压应力为0.7MPa;无粘结筋间距不应大于8倍板厚当无粘结筋间距超过1.37m时.应按不配构造无粘结预应力筋的板配置构造非预应力钢筋。

(2)对于等厚度实心双向板.纵向非预应力钢筋的最小截面面积及其分布应符合下列规定:

负弯矩区的纵向非顶应力钢筋:在柱边的负弯矩区内.每一方向上纵向非预应力钢筋的截面面积不应小于0.075%lh，其中l为垂直于计算纵向钢筋方向板的跨度，h为板的高度。这些纵向非预应力钢筋应分布在各离往边1.5h的板宽范围内.且应设置4根直径不小于16mm的钢筋.纵向非预应力钢筋的间距也不应大于300mm，外伸出往边长度至少为净跨的1/4。在受弯承载能力中若考虑纵向非预应力钢筋作用时.其外伸长度应按计算确定.并应符合钢筋锚固长度的要求.当预应力筋为集中布置时.为抑制张拉阶段预拉区的

裂缝.柱上板带的板面钢筋宜通长布置。

正弯矩区的纵向非顶应力钢筋:在正弯矩每一方向上的纵向非预应力钢筋的截面面积不应小于0.15bh;在正常使用极限状态下受拉区不允许出现拉应力时.双向板每一方向上的纵向非预应力钢筋的截面面积不应小于0.1%bh.纵向非预应力钢筋应均匀分布在板的受拉区内.并应靠近受拉边缘布置.其直径不应小于6mm。间距不应大于200mm。在受弯承载力计算中若考虑纵向非预应力钢筋的作用时.其长度应符合钢筋锚固长度的要求。

无粘结预应力混凝土梁中受拉区配里的纵向非预应力钢筋的最小截面面积A.应大于0.3%A.A为大梁截面面积。

第十章截面验算10.1主梁承载能力的验算10.1.1正截面抗弯承载力的验算翼缘位于受压区的T形截面受弯构件，其正截面抗弯承载力的验算按下列规定计算：由于是全预应力构件，因而不考虑普通钢筋的抗力。在本设计中只针对跨中截面进行验算,其有关内力和特性如表10-1-1与进行比较式中：——预应力钢筋抗压强度设计值。——构件受压区纵向预应力钢筋的面积。——混凝土轴心抗压强度设计值。——受压区的宽度和高度。——截面受压区纵向预应力钢筋合力点处混凝土法向应力等于零时预应力钢筋的应力。后张法：近似取，根据上面的判断式得：=18.4×1600×180=5.3×106N=1260×3640=4.59×106N。可见﹤；上式计算结果表明，中性轴在翼缘内，为第一类T型。受压区高度为：即高度恰好为翼缘高度。根据《桥规》（JTGD62）第5.2.2条：可见：﹥即正截面抗弯承载力符合要求。10.1.2正截面抗剪的验算对于支点截面：Vud=850kNC40混凝土的轴心抗拉强度设计值为：=1.65MPa=2640kN﹥可见：截面抗剪强度满足要求。表10-1承载能力极限状态基本组合正截面强度验算单元号内力属性Mj(KNorKN.M)极限抗力(KNorKN.M)受力类型受压区高度是否满足最小配筋率是否满足1最大弯矩-2.02E-106.60E+04下拉受弯是是最小弯矩06.60E+04下拉受弯是是8最大弯矩4.00E+037.74E+04下拉受弯是是最小弯矩2.89E+037.74E+04下拉受弯是是15最大弯矩7.71E+038.68E+04下拉受弯是是最小弯矩5.55E+038.68E+04下拉受弯是是23最大弯矩1.11E+049.39E+04下拉受弯是是最小弯矩8.00E+039.39E+04下拉受弯是是30最大弯矩1.42E+049.89E+04下拉受弯是是最小弯矩1.02E+049.89E+04下拉受弯是是42最大弯矩1.70E+041.02E+05下拉受弯是是最小弯矩1.22E+041.02E+05下拉受弯是是53最大弯矩1.96E+041.03E+05下拉受弯是是续上表最小弯矩1.40E+041.03E+05下拉受弯是是64最大弯矩2.18E+041.04E+05下拉受弯是是最小弯矩1.56E+041.04E+05下拉受弯是是75最大弯矩2.37E+041.04E+05下拉受弯是是最小弯矩1.70E+041.04E+05下拉受弯是是86最大弯矩2.53E+041.04E+05下拉受弯是是最小弯矩1.81E+041.04E+05下拉受弯是是97最大弯矩2.67E+041.04E+05下拉受弯是是最小弯矩1.90E+041.04E+05下拉受弯是是108最大弯矩2.77E+041.04E+05下拉受弯是是最小弯矩1.97E+041.04E+05下拉受弯是是120最大弯矩2.85E+041.04E+05下拉受弯是是最小弯矩2.02E+041.04E+05下拉受弯是是128最大弯矩2.89E+041.04E+05下拉受弯是是最小弯矩2.04E+041.04E+05下拉受弯是是135最大弯矩2.91E+041.04E+05下拉受弯是是最小弯矩2.05E+041.04E+05下拉受弯是是143最大弯矩2.89E+041.04E+05下拉受弯是是最小弯矩2.03E+041.04E+05下拉受弯是是150最大弯矩2.85E+041.02E+05下拉受弯是是最小弯矩1.99E+041.02E+05下拉受弯是是10.2截面抗裂性验算10.2.1正截面抗裂验算《规范》中规定对于全预应力混凝土构件，正截面抗裂性检算只对跨中截面受拉边正拉应力进行验算。并且在作用（或荷载）短期效应作用下，预制构件应满足：为荷载短期组合作用下，截面受拉边的应力：计算结果表明，此构件为全预应力混凝土构件，且在荷载短期效应组合作用下，正截面抗裂性满足要求。10.2.2斜截面抗裂验算斜截面抗裂性检算，以主拉应力控制，一般取l/4截面，分别计算上梗处，形心轴、下梗处在短期效应组合作用下的主拉应力，并应满足的要求。A、上梗肋处：B、形心处：——剪应力：=0.29+0.321.59=0.98MPaC、下梗肋处——剪应力：作用短期效应组合下抗裂验算的混凝土的主拉应力限制：从以上的计算可以看出，以上主拉应力均符合要求，所以截面满足作用短期效应组合作用下的斜截面抗裂性要求。表10-2持久状况下正常使用极限状态抗裂验算单元号正应力（Mpa）上缘小拉应力下缘最小拉应力1应力值1.748.05容许值00是否满足是是8应力值1.119.25续上表容许值00是否满足是是15应力值0.61310.2容许值00是否满足是是23应力值0.23410.9容许值00是否满足是是42应力值1.07E-0211.3容许值00是否满足是是53应力值-5.38E-0211.4容许值00是否满足否是64应力值3.12E-0311.3容许值00是否满足是是75应力值0.12311.2容许值00是否满足是是86应力值0.26411容许值00是否满足是是续上表97应力值0.39410.8容许值00是否满足是是108应力值0.510.7容许值00是否满足是是120应力值0.58210.6容许值00是否满足是是128应力值0.6410.5容许值00是否满足是是135应力值0.67310.5容许值00是否满足是是143应力值0.6810.5容许值00是否满足是是150应力值0.69810.5容许值00是否满足是是10.3挠度验算预应力混凝土受弯构件在正常使用极限状态下的挠度验算可根据构件钢度用结构力学的方法计算。挠度计算过程中应考虑荷载长期效应的影响，即使用阶段的挠度值按短期荷载效应组合计算，并考虑挠度长期影响系数，对C40混凝土，=1.43，刚度，预应力混凝土连续梁可简化为简支梁的挠度计算，截面刚度按跨中截面尺寸及配筋情况确定=0.953.2557.114=1.7634荷载短期效应组合作用下的挠度值，可以简化为按等效均布荷载作用情况计算，如下式：MS=2465.63MPa其中为短期效应弯矩组合值，为计算跨径为29.2m。自重产生的挠度值按等效均布荷载作用情况计算：其中=1019.13，消除自重产生的挠度，并考虑挠度长期影响系数后，使用阶段长期挠度值为计算表明，使用阶段的挠度值满足要求。10.4施工阶段内力验算按照新《公桥规》第6.1.3条规定，钢丝、钢绞线的张拉控制应力值σcon≤0.75fpk，故允许值为0.75fpk。施工阶段还应满足下列规定：压应力σcct≤0k.70fc拉应力σctt≤1.15ftk本桥施工时要求混凝土强度达到标准强度的100%，故压应力允许值0.70fck’＝0.70×100%×32.4＝22.68Mpa，拉应力允许值1.15ftk’＝1.15×100%×2.65＝3.04Mpa。下表所列为各施工阶段混凝土的最大、最小正应力。表10-4施工阶段应力验算单元号施工阶段应力验算(Mpa)应力上缘最大正应力上缘最小正应力下缘最大正应力下缘最小正应力最大主压应力最大主拉应力1应力1.841.848.548.549.19-3.44容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是118应力19.919.91-2.84容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是1115应力0.6280.628-1.86容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是1123应力0.2430.24311.911.911.9-0.922容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是1130应力2.23E-022.23E-0212.512.512.5-0.183容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是1142应力-3.93E-02-3.93E-0212.712.712.7-3.93E-02容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是1153应力2.06E-022.06E-0212.712.712.7-0.153续上表容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是1164应力0.1430.14312.512.512.5-0.296容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是1175应力0.2870.28712.312.312.3-0.295容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是1186应力0.4210.42-0.212容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是1197应力0.5290.529121212-0.138容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是11108应力0.6150.61511.911.911.9-7.92E-02容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是11120应力0.6750.67511.811.811.8-3.64E-02容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是11128应力0.7110.71111.811.811.8-9.96E-03容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是11续上表135应力0.7210.72111.811.811.8-7.16E-05容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是11143应力0.7420.74211.811.811.8-4.84E-02容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是11150应力0.8530.85311.711.711.7-0.532容许值22.7-3.0522.7-3.0500是否满足是是是是11

第十一章桥墩设计在两孔和两孔以上的桥梁中除两端与路堤衔接的桥台外其余的中间支撑结构称为桥墩。桥墩分为实体墩、柱式墩、和排架墩等。按平面形状可分为矩形墩、尖端形墩、圆形墩等。建筑桥墩的材料可用木料、石料、混凝土、钢筋混凝土、钢材等。桥墩的位置和桥梁上部结构的分跨布置密切相关，应通过技术经济比较决定(见桥式方案设计)。如跨河桥的桥墩应考虑到深水或不良地基会对桥墩基础施工带来的各种困难，冰凌、漂木或泥石流，会增加桥墩额外的负荷，布置桥墩时，应特别慎重；地形陡峻的V形深谷,宜以较大跨度跨越,避免在沟底设置高桥墩;当桥下净空无特殊要求，河床及地基情况允许采用浅基础桥墩，或为了美化环境，避免高路堤占地太多而修建的旱桥，则以低墩短跨的桥孔布置为好。根据钻探，桥位处主要地层有填筑土、淤泥、粉砂、亚粘土、细砂、砂砾卵石、砂卵砾石等。基岩埋置较深，因此全桥基础均采用钻孔灌注桩双柱式桥墩。主要材料：混凝土采用混凝土；主筋采用钢筋；钢筋混凝土容重取。柱式墩的优点：一般由基础上的承台、柱式墩身和盖梁组成。优点是能减轻墩身自重，节约圬工材料，比较美观，刚度和强度都较大，在有漂流物和流冰的河流中可以使用。各工序施工方法和技术措施：1、底节墩身钢筋预埋及绑扎2、承台顶面处理3、脚手架施工4、钢筋制作、安装5、模板施工6、混凝土浇注7、混凝土养护图11-1桥墩截面(cm)参考文献[1]许贤敏（编译）．预制式梁桥的连续性保持法，国外桥梁，1998，96(3)：25-32．[2]何林兴（编译）．预应力混凝土构件由简支转连续的新技术，国外公路，1995，85(1)：56-66[3]陈强.先简支后连续结构体系研究：[博士学位论文]，浙江，浙江大学，2003[4]苏卫．乌龙江特大桥引桥先简支后连续结构形式的试验研究，华东公路，2000，131(5)：9-11[5]何山清，彭英．苏嘉杭高速公路简支转连续T梁设计，华东公路，2002，144(6)：9-12[6]谢琪．结合光明桥谈先简支、后连续预应力混凝土连续梁的设计与施工，福建建筑，1997，57(1)：29-31[7]孙东利．津晋高速公路工程先简支后连续箱梁的设计，天津市政设计，2003，57(3)：11-13．[8]中华人民共和国交通部部标准.公路工程技术标准(JTGB01-2003).人民交通出版社，2003[9]中华人民共和国交通部部标准.公路桥涵设计通用规范(JTGD60—2004).人民交通出版社,2004.10[10]中华人民共和国交通部部标准.公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(JTGD62—2004).人民交通出版社,2004.10[11]范立础.桥梁工程.北京:人民交通出版社,2001.11。[12]范立础.预应力混凝土连续梁桥.北京:人民交通出版社，1988.8[13]徐岳.预应力混凝土连续梁桥设计.北京:人民交通出版社，2000.4[14]龙驭球包世华.结构力学(上册).北京:高等教育出版社，2006.12[15]张树仁.钢筋混凝土及预应力混凝土桥梁结构设计原理.北京:人民交通出版社,2004.8[16]陈忠延.土木工程专业毕业设计指南-桥梁工程分册.北京:中国水利水电出版社2000.1[17]邵旭东.桥梁设计与计算.北京:人民交通出版社，2007[18]李国豪、石洞.桥梁结构简化分析—荷载横向分布.北京:人民交通出版社，1987[19]公路设计手册.桥涵基本资料.北京：人民交通出版社，1993.7[20]K.J..Thompson,R.Park.DuctilityofPrestressedandPariallyPrestressedconcreteBeamSections,J.PCI.1980,25(2):46-70[21]M.Z.COHN.PariallyPrestressing.FromTheorytoPractice.MartinusNijhoffPublishers[22]XueWeichen,LiJie.studiesonperformanceofprestressedsteel-concreteCompositebeams,26ourWordinconcrete.singapore,August2001:677-684

外文资料一：翻译原文CastleBridge,Weston-Super-Mare,UKCastleBridgeisaminimal-costsolutiontothedilemmaofarestrictedcrossingofamainrailwaylinewithinaresidentialdevelopmentarea.Theworksemploysreinforcedearthembankments,integratedbridgedeckandabutmentconstructionandprecastparapetsolutionstoovercomeandminimisethesafety,maintenanceandcostissuesassociatedwiththescheme.1.INTRODUCTIONThispaperdescribesaminimal-costsolutiontoaroadbridgeoverarailway,onarestrictedsite,toopenuplandforresidentialdevelopment.LockingCastleisanareaunderheavyresidentialdevelopmentontheeasternsideofWeston-SuperMare.OverseeingthedevelopmentandclientforthebridgeisLockingCastleLimited,acompanyownedinconsortiumbytwomajorhousebuilders.TheplanningauthorityisNorthSomersetDistrictCouncil(NSDC).ThedevelopmentareaissplitinhalfbytheBristoltoExetermainrailwayline.Planningconditionsfortheareastipulatedthatthesouthernareacouldnotbeinhabiteduntilacrossingofthisrailwaylinehadbeenbuilt.Fig.1showstheLockingCastledevelopmentandtheimportanceofthebridgetothearea.ThedevelopmentareaissituatedontheedgeoftheSomersetLevels,anareanotedforitspoorgroundconditions,andisboundedbyarailwaylinetoWestontothenorthandtheA321dualcarriagewaytothesouth.MoorLane,anexistingcountryroad,wastheonlyaccesstothesouthernareaandwasnotsuitableforthetrafficexpectedbytheincreasedhousingstock.OwingtothenatureoftheSomersetLevels,thenewroadovertherailwaylineswouldhavetoberaisedonembankmentsonbothsidesofthetrack.Anareaoflandhadbeenreservedforthecrossingbutthisareawassmallincomparisontoanormalcrossing,whichledtoanumberofcompromisesinthelayoutofthestructure.Ablanket20mphspeedlimit,coupledwitharea-widespeedrestrictionmeasures,coverthewholeLockingCastledevelopment.Thisenabledtheroadstobelaidtoatightradiusontheapproachestothebridgeandalsoallowedtheclienttoagree,withNSDC,thatsteeperthannormalgradientscouldbeusedtoattaintheelevationofthecrossing.Theclient’sengineer,Arup,agreedgeneraldesignprinciplesandthepreliminaryApprovalinPrinciple(AIP)withNSDCpriortotheissueoftenderdocuments.ThecontractwasawardedtoDean&DyballinJuly2000foratendervalueof£1·31millionandthecontractperiodwassetat34weeksforacompletioninApril2001.AsimplifiedprogrammeisshowninFig.2.2.GROUNDWORKSDuringthetenderstagePellFrischmannlookedatanumberofrefinementstothetenderdesignandfollowingtheawardoftheschemeundertookafullvalueengineeringexerciseinconjunctionwiththecontractor,Dean&Dyball.TheoriginaldesigncalledforsteelH-pilesunderthebridgeabutmentareasadjacenttotherailwaylinewherelimitedverticalmovementofthetrackwasessential.Followingareviewofthegroundconditionsandbasedonpreviousexperience,theteamsuccessfullyarguedthatcast-in-situdisplacementpiles,usedelsewhereundertheembankments,couldbedrivenclosertothetrackswithoutanyproblem.Thetracksweremonitoredduringpilingoperationsandlevelchangesoflessthan6mmwererecordedalongtheaffectedsection.Thegroundconditionsatthesiteconsistofmadegroundoverlyingupto19mofsoftalluvialclay.Belowthiseithera2mlayeroffirm/stiffclayonmudstoneorsandstonebedrockexists.Twotypesofdrivencast-in-situpilesweredesignedbyKeller,340and380mmindiameter,tocopewiththedifferentloadingconditionscausedbythebridgeandtheembankment.Theseweredriventorefusalfromtheexistinggroundlevel.Thepoorgroundcontributedtorapidpileinstallationandratesofuptoeightpilesadaywererecorded.Thetotaldrivenlengthrangedbetween22and24m.PiledesigninformationisshowninTable1.Testsconfirmedtheintegrityofthedesignandindicatedamaximumsettlementatworkingloadof6mm.AconcretepilecapwasoriginallyshownabovetheH-pilestodistributetheloadsfromthebridgeabutmentstothepiles.ByreplacingtheH-pileswiththedrivencast-in-situpiles,butatslightlyreducedspa-cing,itwaspossibletoeliminatethepilecapsandextendsavingonconstructiontimeaswellascost.3.LOADTRANSFERMATTRESSANDEMBANKMENTSThepileswereusedtosupportaloadtransfermattress,whichwasconstructedfromlayersofstoneandgeomembranegrids.Enlargedheadpileshadbeenshownonthetenderdrawingbut,againdrawingonpreviousexperience,PellFrischmanndemonstratedthatthisdesignmethodcouldbeutilisedtoreducethedepthofthemattressanditwassuggestedthatthisapproachbeemployedatLockingCastle.Bycastinganenlargedheadof1·1mdiameteratthetopofeachpile,thedistancetothenextpilewasreducedandthusthespanofthegeomembranesinthemattresslayerswasdecreased.Giventhatthearchingeffectinthemattressreliesonanangleof458fromthepiletothetopofthemattress,thedepthofstonecouldbereducedaccordingly.Theoveralldepthofthemattresswasreducedfrom1500mmto900mmbyrationalisingthedesigninthisway.Thisalsoledtosavingsinreducedexcavationtotheoriginalgroundlevel(Fig.3).Abovethemattresstheembankmentrisestoamaximumheightof6·3mtocarriagewaylevel.Toreducethespreadoftheembankment,thetenderdesignoriginallyindicatedfacedprecastconcretepanelstoverticalsidewalls.ThiswasamendedlaterinthetenderstagetoverticalwallsofclassAredbrickwork,forcingachangeinthedesignofthereinforcedembankment.ThedesignoftheembankmentwassubcontractedtoTensar,basedonaspecificationdevelopedbyPellFrischmann.Theirsystemcompriseduniaxialgeogridslaidatvaryingverticalspacingoncompactedgranularmaterial.Class6I/Jgranularmaterial,inaccordancewiththeSpecificationforHighwayWorks1wasspecifiedandthismadeupthebulkoftheembankment.Thegridswerethenanchoredtodry-laidinterlockingconcreteblocksformingthenear-verticalfaceoftheembankment.Averticaldrainagelayerseparatedthe6I/Jmaterialfromtheconcreteblocks.TieswereinstalledbetweenthejointsintheconcreteblocksandtheclassAbrickworkfacingwasconstructedinfront.Fig.4showstheembankmentcrosssection.Thedesignoftheembank-mentreliesonthedensityofthecompactedproductbeingstructure.Thisdoesnotreducethedesignlifeofthestructurewhichwassetatthestandard120years.Difficul-tieswiththismethodofconstructionarewellknownandincludeaccountingfordifferentialsettlement,increasedhoggingmomentsattheendsofthebeamsandcongestionofsteelinthesmallareasbetweenthebeams.Sufficientstructuralstrengthisinbuilttocounteractthestressesofoneabutmentmovingrelativetotheother.Thedesignwasalsorestrictedbytheneedtokeepthesamedepthofbeamthathadbeenidentifiedonthetenderdrawings.Increas-ingthebeamsfromaY3toaY4wouldhavesimplifiedthedesignbutwouldhavethepenaltyofhigherembankments,largerpileandbridgeloads,moreimportedmaterialataconsistentvalue.Tofacilitatethis,Dean&Dyballsourced40mmscalpingsfromTarmacaggregateswhichnotonlyconsistentlymetthe6I/Jgradingbutwerealsosuitableforuseintheloadtransfermattress.Inaddition,apermanentmaterialstestingpresencewaskeptonsitewhiletheembankmentswerebeingconstructed.Thematerialwasveryeasytocompact,requiringnomorethana1·5tvibratingsteelroller,and,duetoitsnature,wasverysuitableforlayinginthegenerally