中国矿业大学土木工程毕业设计齐虎

1工程概况与桥梁方案较多，右转进入往通州方向的京通迅速路，往东走近3公里路出迅速路在双桥掉头，可进建立远通大桥，其分为主桥和引桥，主桥为80m+98m+80m跨径的持续变截面箱梁，采用预应力混凝土持续梁构造，边跨简支，采用45m的原则跨径，桥梁全宽11m,桥面铺装采用10cm厚沥青混凝土，共设四条伸缩缝，引桥实际长度为135m。梁，通航能力3级净空原则为75m×10m,设计车速为80km/h,本工程仅包括桥梁工程，中，既通过大幅度的下降，接受巨厚的沉积；又产生过剧烈的造山运动。尤其是中生代，类岩石(土)均有出露，大体上可划分为松散堆积物和坚硬岩石(基岩)两大类。松散堆上、砂壤土、砂、卵砾石。坚硬岩石多出露在山区，重要有岩浆岩类(又称火成岩)、变地貌类型重要有中山、低山、丘陵、平原、山间盆地等。已探明储量矿产的有40余银等有色金属。北京有大小河流200余条，重要有永定河、潮白河、北运河、拒马河、洵汇入海河后注入渤海。水资源较贫乏，重要来源于地表径流和地下水，总量约有42亿立部低洼地区有盐土，近郊分布有水稻土和菜园土。植物种类异常繁多，以菌、禾本、豆、该桥位河段基本顺直，上下游有弯曲，纵坡较平顺，河床断面宽浅，有砂洲、汉流，滩、槽界线划分欠清晰。其左岸较陡，右岸较平缓，河床土质为北地区8反和9反综合选用糙率系数，即河槽mc=47,河滩mt=35。其年限靠近百年一遇概率，水文计算：设计频率P=1%。地表水、本工程地处亚热带区，雨量充沛，气温合适，无霜期长，四季分明，受海洋季风影迅速，月平均温可升高9—6℃,3月平均温4.5℃,4月为13.1℃。白天气温高，而夜间辐霜冻。并多大风，8级以上大风日数占整年总日数的40%。当大风出现时常伴随浮尘、扬在24℃以上。最热月虽不是6月份，但极端最高温多出目前6月份，1961年6月10日昼夜温差小。夏季降水量占整年降水量的70%,并多以暴雨形式出现。本市最大的一日降水量曾到达479毫米(1972年7月27日)。因此，山区易出现山洪，平原导致洪涝，暴秋季：天高气爽，冷暖合适，光照充足。入秋后，北方冷空气开始入侵，降温迅速。冬季：寒冷漫长。冬季长达5个月，若以平均温0℃如下为严冬，则有3个月(12—2冬季降水量占整年降水量的2%,常出现持续一种月以上无降水(雪)记录。冬季虽寒冷干燥，但阳光却多，每天平均日照在6小时以上，为开发运用太阳能发明该地区尚无不小于7级的地震。(1)设计任务书；(2)新建桥纵断面图及河床断面图；(3)物探汇报及钻孔汇报；(2)车辆荷载原则：公路—Ⅱ路；(3)设计抗震基本烈度为：六级；(4)设计洪水频率：百年一遇；(5)设计洪水位：10.59m;(6)通航规定：三级(净宽×净高=75m×10m)。(1)符合地区发展规划，满足交通功能需要。(2)桥梁构造形式简洁、美观，能反应新的科技成果。(3)要保证桥梁构造受力合理，技术成熟可靠，施工以便。(4)河床宽度不大，设计方案不适宜采用斜拉桥、悬索桥方案。(5)造价(材料费、人工费、机具设备费)、工期及养护维修。(6)施工设备和施工能力也是必需考虑的一种方面。超静定构造。在垂直荷载作用下，梁身在跨中承受正弯矩，在中间减少简支部分正弯矩，有单悬臂梁桥和双悬臂梁桥，是静定构造，跨越能力比简支梁大，桥的以上特点，初步确定持续梁桥方案：预应力混凝土简支变持续T梁桥(1)重要技术指标及设计资料C50;盖梁、墩柱、桥面铺装(防水)为C30混凝土；栏杆、人行道、基础为C25混凝土，设计根据：《公路工程水文勘测设计规范》(JTG(2)桥位布置本方案桥梁主跨由四个等跨径为45米的简支T梁桥构成，桥梁总长135米；桥梁纵向布置见图1-1,桥宽为9+2×1,由5片截面相似的T梁构成，T梁构造尺寸见图1.2;桥面不设置纵坡，横坡设计为找坡1.5,横坡由铺装层找坡。支点截面跨中截面支点截面(3)比较项目很好，不会出现明显跳车现象。后期养护也较为以便，为增长各梁间的连接，每跨设置5本方案构造简朴，外形较为一般，相比拱桥和箱梁桥，艺术感欠佳。不过线形简洁，(4)方案阐明设计的跨度使得墩柱设置时未处在河道水位深处，避开进度，简易经济；构造简朴，线形简洁美观。局限性之处有：方案桥2设计基本资料桥面净宽：净9+2×1(人行道);钢绞线：预应力钢束采用15.2钢丝束，截面下方抗正弯矩区每束12根，跨中支座处抵御负弯矩区每束8根；钢筋：直径不不小于12mm钢筋取用R235,直径不小于等于12mm钢筋取用HRB335;使用后张法的施工工艺制作桥梁主梁。预制时，预留孔道采用内径70mm,外径77mm名称符号数据主梁混凝土短暂状态持久状态压应力限值压应力主压应力续表2.1拉应力限值短期组合拉应力短期组合主拉应力长期组合拉应力钢绞线原则强度f最大控制应力σ重钢绞线注：f'ck、f'k分别为钢束张拉时混凝土的抗压、抗拉强度原则值，本设计考虑混凝土强度到达设计强度的90%时开始张拉预应力钢束，因此f^k=29.6MPa,f^k=2.51MPa。使用后张法的施工工艺制作桥梁主梁。预制时，预留孔持续T梁采用桥梁博士Dr.Brige划分为142个节点，141个单元和三个施工节段。悬浇段施工节段划分每片梁翼缘板的30cm和两个跨中合拢段，中跨合拢段长度为四个单元每个单元划分长度为0.5米，即为47、48、94、95单元，其他单元均为预制而成。先简支后持续，在第一施工阶段把三跨没跨五片总共15片俩先简支到临时支座上，第二施工阶支座：下沉1cm主梁上、下缘温差10℃。3桥型及纵、横断面布置同步考虑通航规定，孔径为3跨45m。引桥为简支梁变持续梁桥，主桥和引桥共设4条伸缩缝，实际桥长为135000mm,桥梁构造计算图式见图3.1。预应力混凝土简支梁的主梁高度与其跨径之比一般在1/15~1/25,原则设计中高跨比综合以上所有原因考虑，取主梁的高为2100mm。主梁受弯时上翼板受压的强度规定。因此预制T梁的翼板厚度取用180mm,翼板根部加厚稳定条件考虑，厚度不适宜不不小于其高度的1/15。最终确定腹板厚度为200mm。马蹄尺寸由布置预应力钢束的需要来确定。翼板马蹄面积占截面总面积的10%～20%同步根据《公预规》第条对钢束净距及预留管道的构造规定，初拟马蹄宽度为500mm,高度300mm,马蹄与腹板交接处作三角过渡，高度为100mm,以减小局部应力。按照以上确定的外形尺寸，绘制出预制主梁的跨中截面见图3.2所示。主梁间距与主梁片数确定主梁间距随梁高与跨径的增大而加宽偏于经济，并且加宽翼板能提高主梁截面效率指标p。因此应在条件许可下应合适加宽T梁翼板。根据设计规定的桥面宽度，主梁间距采用2200mm,选用5片主梁构成，横截面布置如图3.2所示。IⅡI用而引起较大的局部应力，因此，在距离梁端1060cm的范围内将腹板加厚到与马蹄同宽在桥跨中点、四分点和支点处分别设置五道横隔梁，其间距分别为11m和10.85m。3.3计算截面几何特性图3-4主梁跨中截面分块图(尺寸单位：cm)截面形心至上缘距离为：由于主梁的宽度较大，为了保证桥梁的整体受力性能佳，桥面板采用现浇混凝土刚性接头，因此主梁的工作截面由两种：预制和吊装阶段的小截面(b=160cm);运行阶段的大截面(b=220cm)。主梁跨中截面的全截面几何特性数据如表3.2。表3.2主梁跨中大毛截面的集合特性表分块名称9下三角④马蹄⑤Z截面的重心至上关键的距离：截面的重心至下关键的距离：截面的效率指标：因此较为合理。(但愿值>0.50)4主梁内力计算内力计算包括：恒载内力计算、活载内力计算、温度次内力计算及支座沉降次内力计算。恒载内力包括一期恒载(箱梁自重)及二期恒载(桥面铺装和防撞护栏等桥面系)作在支座、临时支座处对应增设了几种单元。这样全桥从左到右次序划分为图4.1施工阶段划分图预制梁自重(一期恒载)g(2)=2×1.25×0.35×(1.4+1.5+0.026)×0.5×25/44.96=0.712kN/mg(3)=2×1.0×0.3×1.46×25/44.96=0.487kN/m单侧人行道3.28kN/m:1号梁：0.5×(0.06+0.078)×1.2×25=2.07kN2号梁：0.5×(0.078+0.111)×2.2×25=5.20kN/m3号梁：0.5×(0.111+0.1275)×2.2×25=6.56kN/m恒载计算汇总见表4.1一期恒载g₁(kN/m)二期恒载g₂(kN/m)总恒载(kN/m23恒载计算成果运用桥梁博士计算中跨合龙后，各截面的弯矩、剪力数值，弯矩、剪力数值见下表4.2(a)、4.2(b)4.2(c):(注：由于弯矩对称，因此只需列出一跨的截面即1.47号截面；又由于剪力反对称，列出1-47号截面，下同)。阶段合计内力单元号节点号阶段合计效应弯矩(KN.m)剪力(kN)轴力(KN)122334455667788990000000000000000000000000000000000000表4.2(b)恒载引起弯矩、剪力、轴力(第二施工阶段)阶段合计内力单元号节点号阶段合计效应弯矩(KN.m)剪力(kN)轴力(KN)12233445566778899续表4.2(b)3阶段合计内力单元号节点号阶段合计效应剪力(kN)轴力(KN)1122334455667788994.2汽车荷载计算冲击系数和车道折减系数(1)汽车冲击系数按下述措施计算根据《通规》中的规定，合用于持续梁的构造基频计算公式如下：用fi;计算持续梁冲击力引起的负弯矩效应时，采用f);E—混凝土弹性模量，Pa;1—梁跨中截面惯性矩，m⁴;冲击系数为：μ=0.1767In4.94-0.0157=0.27,故1+μ=1.27主梁荷载横向分布系数(1)跨中荷载横向分布系数m。(采用修正偏心压力法计算)本设计桥跨有5道横隔梁，承重构造的宽跨比为B/l=11.0/44.60=0.25,梁间湿接缝具有可靠的横向连接效果。按修正偏心压力法计算荷载横向分布系数m。。a.计算主梁抗扭惯矩I对于T形截面，单根主梁抗扭惯矩可近似计算为：c;一为矩形截面抗扭刚度系数查表4.3取值；对于跨中截面，翼缘板的换算平均厚度：马蹄部分的换算平均厚度：I的计算图式见图4.3,计算成果见表4.4。表4.3矩形截面抗扭刚度系数取值表0C分块名称马蹄Z12302号梁3号梁杠杆原理法合用于双主梁桥或横向联络弱的无中间哼歌来那个的桥梁；杠杆原理法也合用于多梁式桥梁，当荷载位于靠近主梁支点时的荷载横向分布系数的计算，此时主梁的支撑刚度远不小于主梁间横向联络的刚度，受力特性与杠杆原理法德假设相符合。故支点的荷载横向分布系数计算如图4.5所示。按杠杆原理法绘制荷载横向影响线并进行布载。(3)荷载横向分布系数汇总(见表4.7)。跨中~1/4跨m,支点m,1号梁2号梁3号梁1号梁2号梁3号梁公路—Ⅱ级00(1)车道荷载的取值q₄=0.75×10.5=7.875kN1m;集中荷载原则值：式中Sqk—主梁在车道荷载的均布荷载作用下的内力；Sk—主梁在车道荷载的集中荷载作用下的内力；μ—汽车荷载的冲击系数，取1.313ζ—多车道横向折减系数，本设计中取3.082;m—荷载横向分布系数，由程序自动计算；qk—车道荷载的均布荷载；Pk—车道荷载的集中荷载；yk—对应于车道集中荷载的影响线最大竖标值。用桥梁博士程序对T梁顶部按照实际车道的位置进行车道荷载的布置，内力图如下图4.6。图4-6汽车弯矩图车道荷载引起的最大、最小弯矩见下表4.8(取全桥的一跨单元)。表4.8车道荷载引起的最大、最小弯矩单元号节点号11002233445566778899续表4.84.3温度梯度产生次内力计算按《通规》条规定，桥面采用10cm厚沥青混凝土。由《通规》表中查得混凝土铺装竖向温差计算的温度基数：T₁=14℃,T₂=5.5℃,如图4.8。由温度梯度产生的内力图如下，图4.8。整体降温弯矩图图4.8温度梯度产生的内力图表4.9温差引起的弯矩正温差引起弯矩单元号节点号弯矩弯矩弯矩弯矩110000220033004400550066007700880099000000续表4.9000000000000000000000000000000续表4.9000000支座沉降时应考虑多种沉降工况，本设计考虑沉降1个支座，同步沉降2个支座，同步沉降3个支座这三种状况，并将这些状况进行组合分析，得出组合的最大值和最小值。图4.9支座沉降1cm(所有)引起弯矩图表4.10基础沉降产生内力单元号节点号弯矩单元号节点号弯矩112233445566778899表4.11支座反力汇总支座反力汇总墩台序号基本组合最大反力1承载能力极限状态组合根《公桥规》,本组合应按下式计算：式中Sud—承载能力极限状态下作用基本组合的效应组合设计值；Sok—汽车荷载效应(含汽车冲击力、离心力)的原则值；γoi—在租用效应组合中除汽车荷载效应(含汽车冲击力、离心力)、风荷载外的其他Sqk—在作用效应组合中除汽车荷载效应(含汽车冲击力、离心力)、风荷载外的其他第j个可变作用(此处为温度变化引起内力)效应的原则值；正常使用极限状态作用短期效应组合根《公桥规》,本组合应按下式计算：wi—第j个可变作用效应的频遇值系数，汽车荷载(不计冲击力)ψi=0.7,风荷载表4.12承载能力及正常使用极限状态各截面的弯矩值单元号节点号内力属性极限抗力112233续表4.12445566778899续表4.12续表4.12续表4.12X剪力V箍筋V预应力总抗力设计剪力0最大剪力0最小剪力3最大剪力3最小剪力6最大剪力06最小剪力9最大剪力09最小剪力00最大剪力0最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力0最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力0最大剪力00最小剪力0最大剪力最小剪力0最大剪力最小剪力0最大剪力最小剪力0最大剪力00最小剪力00最大剪力00续表4.13最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力0最小剪力0最大剪力00最小剪力0最大剪力00最小剪力最大剪力0最小剪力最大剪力最小剪力00最大剪力最小剪力00最大剪力0最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力0最小剪力0最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力00最小剪力00最大剪力0最小剪力0最大剪力00最小剪力0最大剪力00最小剪力最大剪力最小剪力最大剪力00最小剪力005预应力钢束估算及布置拉控制应力的20%估算。取α=0.8。按照规范规定，预应力混凝土持续梁应满足使用荷载下的应力规定和承载能力极限状态下的正截面强度规定。因此，预应力筋的数量可以从这两方面综合考虑确定。5.1按正常使用极限状态的应力规定计算预应力混凝土梁在预加力和使用荷载作用下的应力状态应满足的基本条件是：截面上、下缘均不产生拉应力，且上、下缘的混凝土均不被压碎，该条件可表达为：Wr、W₁—分别为截面上、下缘的抗弯模量(可按毛截面考虑);M,x、M—荷载最不利组合时的计算截面内力，当为正弯矩时取正值，当为负弯矩时取负值；根据截面受力状况，其配筋不外乎有如下三种形式：截面上下缘均布置力筋以抵御正负弯矩；仅在截面下缘布置力筋以抵御正弯矩或仅在上缘配置力筋以抵御负弯矩。由于持续梁桥存在正负弯矩，显然应考虑第一种状况，根据如下公式对上下截面的预应力钢筋进式中：e上、er—分别为上缘的预应力钢筋重心及下缘预应力钢筋重心距截面重心的距离；A—混凝土截面积，可按毛截面计算；K、K—别为截面上、下关键距；由式子5.9、5.10即得截面上下缘不出现拉应力所需要的预应力钢束数目，显然，该值为截面的最小配筋值。由5.11、5.12可得截面上、下缘混凝土不致压碎所需预应力钢束数目，显然，该截面的最大配筋值。将各截面(选择某些有代表性截面)按正常使用极限状态设计构造汇总成表5.1如下：NS(根)NSmin(根)NX(根)NXmin(根)10020330640912457995.2按承载能力极限状态的强度规定计算预应力梁到达受弯极限状态时，受压区混凝土应力到达混凝土抗压设计强度，受拉区钢筋到达抗拉设计强度。截面的安全性是通过计算截面抗弯安全系数来保证的。按破坏阶段估计预应力筋的公式如下：R,混凝土抗压设计强度；Ye——混凝土安全系数； 按照上式计算得承载能力极限状态下各截面的配筋数目及有关状况。1-10号钢束为正弯矩区预应力配筋，10-22号钢束为负弯矩区预应力配置，汇总于下表5.2。表5.2承载能力极限状态预应力筋配置状况1234567898888888888虑到受力对称的需要，每个截面的锚固束只能是2束、4束或者6束。故也许需要根据构②注意钢束平、竖弯曲线的配合及钢束之间的空间位置。钢束一般应尽量早地平弯，助于减少预应力传力过程中局部应力的不利影响；能减小钢束的箍筋设置支座中心起4m范围内采用闭合式箍筋，间距100mm,其他梁段腹板箍筋间距为200mm,箍筋直径均为10mm,HRB335钢材，保护层厚度为30mm。纵向钢筋采用HRB335钢材，翼缘板直径为10mm,翼板直径为10mm,每片梁翼板配11根，腹板配44根，钢筋保护层厚度均为30mm。截面梁的腹板两侧，应设置直径为6~8mm的纵向钢筋，每腹板内钢筋截面面积宜为宽度，且不应不小于200mm,在受压区不应不小于300mm。腹板内设内外两层纵向钢筋，HRB335钢材，直径10mm,间距100mm,支座两侧各4m内，纵向钢筋间距设为100mm,保护层厚度30mm。6预应力损失计算6.1预应力钢筋张拉(锚下)控制应力σon=0.75fx=0.75×1866.2钢束应力损失μ—预应力钢筋与管道壁的摩擦系数，按《公预规》表条采用，取0.25;θ—从张拉端至计算截面曲线管道部分切线的夹角之和；k—管道每米局部偏差对摩擦的影响系数，按《公预规》表条采用，取0.0015;x—从张拉端至计算截面的管道长度，可近似地取该段管道在构件纵轴上的投影长锚具变形、钢丝回缩引起的应力损失《公预规》第条规定，预应力直线钢筋由锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的预应力损失，可用下式计算：式中：△l—张拉端锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩值(mm),按《公预规》表采用；后张法构件预应力曲线钢筋由锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的预应力损失，应考虑锚固后反向摩擦的影响。可参照《公预规》附录D计算如下。反摩擦影响长度l,可按下列公式计算：式中：△o₄—单位长度由管道摩擦引起的预应力损失；o₀—张拉端锚下控制应力，按《公预规》第条的规定采用：σ;—预应力钢筋扣除沿途摩擦损失后锚固端应力；l—张拉端至锚固端的距离。△σ=2△oL预应力钢筋分批张拉时混凝土弹性压缩引起的应力损失《公预规》第条规定，预应力混凝土构件，由混凝土弹性压缩引起的预应力损失可按对于后张法预应力混凝土构件当采用分批张拉时，先张拉的钢筋由张拉后批钢筋所引起的混凝土弹性压缩的预应力损失，可按下式计算：△o—在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法《公预规》附录E:后张法预应力混凝土构件，当同一截面的预应力钢筋逐束张拉时，由混凝土弹性压缩引起的预应力损失，可按简化公式计算：力，取各束的平均值。预应力钢筋的应力松弛《公预规》第条规定，预应力钢筋由于钢筋松弛引起的预应力损失终极值，可按下列对预应力钢丝、钢绞线：式中：型—张拉系数，一次张拉时，型=1.0;超张拉时，P=0.9;ξ—钢筋松弛系数，I级松弛ζ=1.0,Ⅱ级松弛ζ=0.3;混凝土的收缩徐变引起的预应力损失《公预规》第条规定，由混凝土收缩、徐变引起的构件受拉区和受压区预应力钢筋的预应力损失，可按下列公式计算：Ep—预应力钢筋的弹性模量；取Ep=1.95×10°MPa;ε(t,t₀)—预应力钢筋传力锚固龄期为t,计算考虑的龄期为t时的混凝土收缩应变，设混凝土传力锚固龄期加载龄期均为7d,计算时间t=3650d,桥梁所处环境的年平均相对湿度为70%,各截面理论厚度h=2A/μ,A为构件截面面积，μ为构件与大气接触强度f和fa;受压区混凝土应力到达设计抗压强度fa,非预应力钢筋到达其抗压设计强度fa,并假定受压区的混凝土应力按矩形分布。但受压区布有预应力钢筋A,时，其应力σS—作用(或荷载)效应(其中汽车荷载应计入冲击系数)的组合设计值，当进行(或荷载)效应项应改为γ₀S+γpSp,其中Sp为预应力(扣除所有预应力损失)a₄—几何参数设计值，当无可靠数据时，可采用几何参数原则值a,即设计文献规根据《公预规》第条，翼缘位于受压区的T形截面或I形截面受弯构件，其正截面抗弯承载力应按下列规定进行计算：应按下列两式进行正截面抗弯承载力计算(其中宽度b=b)f₄A+foA,≤fbx+f₁A.+(fw-oj)A,当不符合上列条件时，计算中应考虑截面腹板受压的作用，其正截面抗弯承载力应按下列受压区高度x应按下式计算：式中：Y₀—桥梁构造的重要性系数，按《公预规》第条的规定采用M₄—弯矩组合设计值；fa—混凝土轴心抗压强度设计值，按按《公预规》第条的规定采用；fa、fa—纵向一般钢筋的抗拉强度设计值和抗压强度设计值；σ—受压区预应力钢筋合力点处混凝土法向应力等于零时的预应力钢筋的应力；b₁—T形或I形截面受压翼缘的有效宽度，按《公预规》第条的规定采用。表7.1使用阶段正截面抗弯验算：承载能力极限状态正截面强度验算(基本组合)单元号节点号内力属性极限抗力受力类型与否满足最小配筋足11是是是是22是是是是33是是是是44下拉偏压是是是是续表7.155下拉偏压是是是是66下拉偏压是是是是77下拉偏压是是是是88下拉偏压是是是是99下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是续表7.1下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是续表7.1下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压否是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是续表7.1下拉偏压是是下拉偏压是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是下拉偏压是是是是使用阶段斜截面抗剪验算《公预规》第条规定，对矩形、T形和I形截面的受弯构件，其抗剪截面应符合下列规b—对应于剪力组合设计值处的矩形截面宽度(mm)或T形和I形截面腹板宽度₀—对应于剪力组合设计值处的截面有效高度，即自纵向受拉钢筋合力点至受压边对于变高度(承托)持续梁，除验算近边支点梁端的截面尺寸外，尚应验算截面急剧变化处的截面尺寸。《公预规》第条规定，对矩形、T形和I形截面的受弯构件，当符合下列公式时可不进行斜截面抗剪承载力的验算，仅需按构造规定配置钢筋。并在MIDAS中的PSC设计成果斜截面抗剪验算表格验算一栏中显示跳过，否则显示验算，即表达必须按规范进行计算来配置抗剪钢筋。《公预规》第条规定，矩形、T形和I形截面的受弯构件，当配置箍筋和弯起钢筋时，其斜截面抗剪承载力应符合下列规定：式中：V₄—斜截面受压端上由作用(或荷载)效应所产生的最大剪力组合设计值，对变高度(承托)的持续梁和悬臂梁，当该截面处在变高度梁段时，则应考虑作用于截面的弯矩引起的附加剪应力的影响；V₀—斜截面内混凝土和箍筋共同的抗剪承载力设计值；V—与斜截面相交的一般弯起钢筋抗剪承载力设计值；a₁—异号弯矩影响系数，计算简支梁和持续梁近边支点梁端的抗剪承载力时，α₁=1;计算持续梁和悬臂梁近中间支点梁段的抗剪承载力时，α₁=0.9;a₂—预应力提高系数，对钢筋混凝土受弯构件，α₂=1.0;对预应力混凝土受弯构件，a₂=1.25,但当由钢筋合力引起的截面弯矩与外弯矩的方向相似时，或容许出现裂缝的预应力混凝土受弯构件，取α₂=1.0;b—斜截面受压端正截面处，矩形截面宽度，或T形和I形截面腹板宽度；₀—斜截面受压端正截面的有效高度，自纵向受力钢筋合力点至受压边缘的距离；P—斜截面内纵向受拉钢筋的配筋百分率，P=100p,p=(A,+A+A)/bh₀当P>2.5时，取P=2.5;fwk—边长为150mm的混凝土立方体抗压强度原则值，即为混凝土强度等级；A₀、A—斜截面内在同一弯起平面的一般弯起钢筋、预应力弯起钢筋的截面面积；0、0,—一般弯起钢筋、预应力弯起钢筋(在斜截面受压端正截面处)的切线与水平线表7.2使用阶段斜截面抗剪验算抗剪计算汇总成果(45×3)X剪力V预应力总抗力设计剪力满足尺寸0最大剪力是是0最小剪力是是3最大剪力是是3最小剪力是是6最大剪力0是是6最小剪力是是9最大剪力0是是续表7.29最小剪力00是是最大剪力0是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力0是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力0是是最大剪力00是是最小剪力0是是最大剪力是是最小剪力0是是最大剪力是是最小剪力0是是最大剪力是是最小剪力0是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力0是是最小剪力0是是最大剪力00是是最小剪力0是是最大剪力00是是最小剪力是是最大剪力0是是最小剪力是是最大剪力是是最小剪力00是是最大剪力是是最小剪力00是是最大剪力0是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力0是是最小剪力0是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力00是是最小剪力00是是最大剪力0是是最小剪力0是是最大剪力00是是最小剪力0是是最大剪力00是是最小剪力是是最大剪力是是最小剪力是是最大剪力00是是最小剪力00是是原始参数(单位制：KN,m,MPa,度，直径mm)7.2正截面混凝土压应力验算应用桥博程序计算正截面混凝土压应力验算如下表7.3,从验算成果可知，正截面混表7.3正截面压应力验算单元号节点号应力下缘正应力最大压应力最小最大压应力最小1100与否满足规定是是是是2200与否满足规定是是是是3300与否满足规定是是是是4400与否满足规定是是是是5500与否满足规定是是是是6600与否满足规定是是是是7700与否满足规定是是是是8800与否满足规定是是是是9900与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是00与否满足规定是是是是1注：由于出图颜色无法识别在此阐明，图中由下至上分别代表下缘最小正应力、下缘最大正应力、上缘最小正应力、上缘最大正应力。7.3受拉区钢筋拉应力验算预应力混凝土构件，预应力钢筋的张拉控制应力值σ(对后张法构件为梁体内锚下应力)应符合下列规定：根据《公预规》第条规定，使用阶段预应力混凝土受弯构件正截面预应力钢筋的拉应力，应符合下列规定。对钢绞线、钢丝，未开裂构件：所有预应力损失后的有效预应力；σ一预应力钢筋由于构造自重、汽车荷载、人群荷载、温差产生的应力。根据《公预规》第条规定，全预应力混凝土受弯构件，由作用(或荷载)原则值产生的混凝土法向应力和预应力钢筋的应力，应按下列公式计算。混凝土法向压应力σ和拉应力σ:式中：M₄—按作用(或荷载)原则值组合计算的弯矩值；y₀—构件换算截面重心轴至受压区或受拉区计算纤维处的距离。预应力筋拉应力验算见表7.4。钢束沿程最大应力容许应力与否满足1是2是3是4是5是6是7是8是9是是是是是是是是是是是是是是7.4使用阶段斜截面主压应力验算n—在同一截面上竖向预应力钢筋的肢数；σ、σ—竖向预应力钢筋、纵向预应力弯起钢筋扣除所有预应力损失后的有效预b—计算主应力点处构件腹板的宽度；S₀、S,—计算主应力点以上(或如下)部分换算截面面积对换算截面重心轴、净截面面积对净截面重心轴的面积矩；0,—计算截面上预应力弯起钢筋的切线与构件纵轴线的夹角。根据《公预规》第规定，斜截面混凝土主压应力应符合下列规定：σp≤0.6f根据上述原理并应用桥博程序计算使用阶段斜截面主压应力验算成果见下表7.5。表7.5使用阶段斜截面主压应力验算最大主压应力单元号节点号应力主应力(Mpa)11与否满足规定是22与否满足规定是33与否满足规定是44与否满足规定是55与否满足规定是66与否满足规定是77与否满足规定是88与否满足规定是99与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是续表7.5与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是续表7.5与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是续表7.5与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是续表7.5与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是续表7.5与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是与否满足规定是考虑到主梁翼缘板内钢筋是持续的，故边主梁和中主梁的行车道板可分别按悬臂板和两端固结的持续板计算。8.1悬臂板荷载效应计算由于宽跨比不小于2,故按单向板计算，悬臂长度为1.0m,见图8.1(a)(1)主梁架设完毕时桥面板可看做成0.7m长的悬臂单向板，计算图式见图8-1(b)。计算悬臂根部一期永久作用效应：(2)成桥后桥面现浇部分完毕后，施工二期永久作用，此时桥面板可当作净跨径为1.0m的悬臂单P=1.52kN,为人形栏杆重力。二期永久作用效应如下：(3)总永久作用效应可变作用在边梁悬臂板处，只作用有人群，计算图式见图8.1(d)。3.承载能力极限状态作用基本组合按《通规》第条：V₄=1.2V₈+1.4×0.8V,=1.2×7.07+1.4×0.8×8.2持续板荷载效应计算对于梁肋间的行车道板，在桥面现浇部分完毕后，实质上时一种支承在一系列弹性支承上的多跨持续板，一般采用较较简便得近似措施进行计算。对于支点处和跨中截面的设计弯矩，先计算出一种跨度相似的简支板在永久作用和活载作用下的跨中弯矩值M₀,再乘以偏安全的经验系数加以修正。弯矩修正系数视板厚度t与梁肋高度h的比值来选用。本设计中t/h=18/(210-18)=1/10.67<1/4,表明主梁抗扭能力较大，取跨中弯矩：(2)成桥后计算剪力时：1=1;本设计中1=2.0m。M₈₂=(0.4+0.55)×0.3×4.5+0.5×2.18×0.55×4.61=4.05kN·mV₂=0.5×(0.65+0.35)×0.6×4.5+0.5×1×2×4.61=(3)总永久作用效应支点截面永久作用弯矩为：M=Mg-0.7×M₂₂=-1.35-0.7×4.05=-4支点截面永久作用剪力为：跨中截面永久作用弯矩为：M=0.5×M₈₂=0.5×4.05=2.03kN·m图8.2简支板二期永久作用计算图(尺寸单位：cm)可变作用根据《通规》第条，桥梁构造局部加载时，汽车荷载采用车辆荷载。由《通规》表可知，后轮着地宽度b,及长度a₁为：a₁=0.20m,b₁=0.6m平行于板的跨径方向的荷载分布宽度：(1)车轮在板的跨中部时垂直于板的跨径方向的荷载分布宽度：且不得不不小于21/3=1.45m,故取a=1.45m。此时两个后轮的有效分布宽度发生重叠，应求两个车轮荷载的有效分布宽度a=1.45+1.4=2.85m,折合成一种荷载的有效分布宽度a=2.8512=1.425m。(2)车轮在板的支承处时垂直于板的跨径方向的荷载分布宽度：(3)车轮在板的支承处附近，距支点距离为x时垂直于板的跨径方向的荷载分布宽度：a的分布见图8.3。将加重车后轮作用于板的中央，求得简支板跨中最大可变作用的弯矩值：计算支点剪力时，可变作用必须尽量靠近梁肋边缘布置。考虑了对应的有效工作宽度后，每米板宽承受的分布荷载如图3-21所示。支点计算公式为：V=(1+μ)(A₁y₁+A₂y₂+A₃yV=1.27×(36.14×0.80+14.87×0.93+36.14×0.27+4.1×0.11)=68.3截面设计、配筋和承载力验算悬臂板和持续板支点采用相似的抗弯钢筋，故只需按其最不利荷载效应配筋，即查每米宽板内的钢筋截面积表，当选φ12钢筋时，钢筋间距15cm,提供的钢筋面积A,=7.54cm²,实际配筋面积远不小于计算面积，则其承载力不小于作用效应，故承载力按《公预规》第条规定，矩形截面受弯构件的截面尺寸应符合下列规定。即表明满足抗剪最小尺寸规定。根据《公预规》第条规定，若符合下式规定，则不需进行斜截面抗剪承载力计算。即0.5×10³a₂f₄bh₀=0.5×10³×1×1.83×1000×263=240.65kN≥Y₀V₄=98.92kN因此不需要进行斜截面抗剪承载力计算，仅按构造规定配置钢筋。根据《公预规》第条规定，板内应设垂直于主筋的分布钢筋，直径不应不不小于8mm,9桥梁下部构造尺寸设计由帽盖(顶帽、墩帽)和墩身构成。帽盖是桥墩支承桥梁支座或拱脚的部分，其作用整体。墩身是桥墩承重的主体构造，其作用是把桥梁上部构造荷载传给桥梁基础和地基。入不超过墩身体积25%的片石，以节省水泥。实体墩也可用预制的块件在工地砌筑，各块由帽盖(顶帽、台帽)和台身构成。台身有前墙和侧墙(冀墙)两部分。前墙是桥台系时，除在桥面系同前墙相会处需设置台帽之外，在(1)重力式桥台依托自重来保持桥台稳定的刚性实体，它适于用石料砌筑，规定地(2)埋置式桥台埋置于路堤锥体护坡中的桥台，它仅露出台帽以上的部分以支承桥坡往往伸入河道，侵占了泄水面积，并易受到水流冲刷，因此必须十分重视护坡的保护；(3)薄壁桥台以L形薄壁墙作成的桥台。这种桥台有前墙和扶壁，前墙是重要承重部分，扶壁设于前墙背面，支撑于墙底板上。扶壁有若干道，其作用是增长前墙的刚度。(4)木墩台重要用于木桥。目前仅在某些易于取材的林区采用此类墩台，其他形式本设计由于张拉预应力钢丝量少，作为T梁45米设计跨度比较大使得墩柱设置时未(1)地质及水文资料值r取60kPa,土单位容重为20.0kN/m³,地基土比例系数为30MN/m⁴。岩石埋深在河床如下10～12m左右，其中强风化花岗岩极限侧摩阻力原则值t取120kPa,桩端土的容许承载力为2200kPa,该层岩石厚度约为4.7米。下部为中风化花岗岩，桩端土的容许承载力为(2)使用材料阐明混凝土：盖梁和墩柱采用C30混凝土，系梁及钻孔钢筋：盖梁主筋采用HRB335钢筋，其他均采用R235钢筋。参照公路桥涵设计图，钻孔桩、扩大基础桥墩桥台(配预应力混凝土简支梁上部构造JT/GQS024—83)并进行合适的调整，选用图9.1所示构造尺寸第二部分也在不停的扩大，土地资源显得日益紧缺，煤矿采空地，但煤矿采空区的沉降机理问题是一类特殊的岩土工程问题，受诸多原因控制和影响。或坐落在采空区，这会给路基、路面及其他桥梁等构筑物的施工带来风险和潜在的危害，煤炭是我国重要能源之一，数年的开采在全国各地形成了诸多大范围、大规模的采持续发展的规定，许多工业与民用建筑工程、交通运送工程需要建设在新、老采空区内。部大开发和可持续发展战略的实行，许多公路、铁路、厂房等需要建立在或穿越采空区，所谓长壁陷落法采空区是由长壁大冒顶采煤法形成的采空区；短壁陷落法采空区是可分为如下几类：1.浅层采煤区：开采深、厚比不不小于40的采空区；2.中深层采空区：开采深、厚比不小于40,但不不小于200的采空区；3.深层采空区：开采深、厚比等于或不小于200的采空区。按煤矿采空区形成和停采的时间分类，可以分为新采空区和旧采空区两种。所谓新采空区是指现采空的采空区(采煤后放顶或刚放顶的采空区)。其地表移或已停采的采空区(或指新采空区此前的采空区),其地表移动、变形和移动盆地等已形煤炭储量和产量，分别居世界第三位和第一位。煤炭是我国目第一能源的地位不会变化。据调查，我国除上海市外，各省(区)、直辖市均有煤炭资源筑物下、铁路下、水体下)进行了详细研究。同步，对采空区地表构筑物保护和防治技术的探测，国内外重要是以采矿状况调查、工程钻探、地球物理勘探为主，辅以变形观测、岩层节理面的滑移越明显，其成果将导致采空区上山方向的部分岩层受拉，甚至被剪断，上发展。假如岩层倾角很大，开采边界距地表越近，跨落范围称为下沉盆地。在矿区称为塌陷区，当开采空间跨度足够大，虽然完整坚硬的顶板，当地下开采影响到大地表后来，在采空区上方地表将形成一种凹陷盆地，或称为地矿层平缓和充足采动状况下，发育完全的地表移动盆地可分为三个区域，中间区位于采空区正上方，其地表下沉均匀，地面平坦，一般不出现裂缝，地表沉降值最大。内边缘区位于采空区内侧上方，其地表下沉不均匀，地面向盆地中心倾斜，呈凹形，一般不出现明显的裂缝。外边缘区位于采空区外侧矿层上方，其地表下沉不均匀，地面向盆地中心倾斜，称凸形，常有张裂缝出现。地表移动盆地的外边界，常以地表下沉10mm为原则来圈定。3采动影响与建(构)筑物破坏关系3.1地表移动与变形煤层开采后，采空区上覆岩层产生垮落带、断裂带、弯曲带，在地表形成一种比采空区范围大得多的下沉盆地，如图3.1。描述地表移动盆地内移动和变形的指标是下沉、倾斜、曲率、水平移动和水平变形等。下沉盆地内任一点的地表移动过程可分为三个阶段：初始期、活跃期和衰退期。一般规定衰退期从活跃期结束时开始，到六个月内下沉值不超过30mm为止。在按照规程规定的“移动稳定”后，实际上地表尚有少许残存下沉量，这个残存下沉量将持续相称长一段时间，与开采深度、覆岩性质、顶板管理措施等有关。在老采空区上方新建建(构)筑物时，应根据开采结束时间，估计残存下沉的影响。3.2地表移动与变形对建(构)筑物的影响地下开采引起的地表移动和变形，对座落在影响范围内的建(构)筑物将产生影响，这种影响一般是由地表通过建(构)筑物的基础传到建(构)筑物上部构造的。在不一样的地表变形及大小作用下，对建(构)筑物将产生不一样的影响果。(1)地表下沉和水平移动对建(构)筑物的影响地表大面积、平缓、均匀的下沉和水平移动，一般对建(构)筑物影响很小，不致引起建(构)筑物破坏，故不作为衡量建(构)筑物破坏的指标。如建(构)筑物位于盆地的平底部分，最终将展现出整体移动，建(构)筑物各部件不产生在地下水位很高的状况下，地表沉陷后盆地积水，使建(构)筑物沉没在水中，虽然其不受损害也无法使用。非均匀的下沉和水平移动，对工农业和交通线路等有不利影响。(2)地表倾斜对建(构)筑物的影响移动盆地内非均匀下沉引起的地表倾斜，会使位于其范围内的建(构)筑物歪斜，尤其是对底面积很小而高度很大的建(构)筑物，如水塔、烟囱、转。(3)地表曲率变形对建(构)筑物的影响曲率变形表达地表倾斜的变化程度。建(构)相似。前者是建(构)筑物中间受力大，两端受力小，甚至处在悬空状态，产生破坏时，曲率变形引起的建(构)筑物上附加应力的大小，与地表曲率半径、土壤物理力学性质和建(构)筑物特性有关。一般是随曲率半径的增大，作用在建(构)筑物上的附加应力减小；随建(构)筑物长度的增大、底面积增大，建(构)筑物产生的破坏也加大。(4)地表水平变形对建(构)筑物的影响地表水平变形是引起建(构)筑物破坏的重要原因。尤其是砖木构造的建(构)筑物，抗拉伸变形的能力很小，因此它在受到拉伸变形后，往往是先在建(构)筑物的微弱部位(如门窗上方)出现裂缝，有时地表尚未出现明显裂缝，而在建(构)筑物墙上却出现了裂缝，破坏严重时也许使建(构)筑物倒塌。拉伸变形能出现剪切或挤压裂缝，使门窗变形、开关不灵等。水平变形对建(构)筑物的影响程度与地表变形值的大小，建(构)筑物的长度、平面形状、构造、建筑材料、建造质量、建筑基础特点，建(构)筑物和采空区的相对位置等原因有关。其中地表变形值的大小及其分件、地质构造等原因的影响。地表水平变形对甲醇厂的设备影响很常运转，甲醇厂的大多数建(构)筑物都是由两个或两个以上独立基础支撑的，因此，水3.3建(构)筑物破坏与地表变形的关系地表变形使建(构)筑物的基础及其构造产生附加应力，从而使建(构)筑物遭受到某种程度的损害。建(构)筑物受开采影响的损害程度取决于地表变形值的大小和建(构) (构)筑物，其损坏等级划分见表3.1。其他构造类型的建(构)筑物参照表3.1的规定执表3.1砖混构造建筑物损坏等级等级建筑物损坏程度形曲率I自然间砖墙上出现宽度1～2mm的裂缝的裂缝；多条裂缝总宽度不不小于10mm轻微损坏简朴Ⅱ自然间砖墙上出现宽度不不小于15mm的裂缝；多条裂缝总宽度不不小于不小于1/3截面高度；梁端抽出不不小轻度损坏小修Ⅲ自然间砖墙上出现宽度不不小于30mm的裂缝；多条裂缝总宽度不不小于50mm,钢变形中度损坏中修续表3.1自然间砖墙上出现宽度不小于30mm的裂缝；多条裂缝总宽度不小于50mm;梁端抽出不不小于60mm;砖柱出现不不小于25mm的水平错动严重损坏自然间砖墙上出现严重交叉裂缝、上下贯穿裂缝，以及严重外鼓、歪斜；钢筋混凝土梁、柱裂缝沿截面贯穿；梁端抽出不小于60mm;砖柱出现不小于25mm的水平断层对地表移动与变形产生影响的原因在于断层带处岩层的力学强度大大地低于周断层露头两侧附近的地表变形变得缓和，不不小于正常值。为此，在建筑物平面布置时，地表移动观测站的现场实测阐明地下开采结束后来，通过一定期间，地表不再继续还需同步考虑开采残存沉降的影响。4.2采空区建筑物地基的稳定性分析老采空区建筑地基的危害程度及稳定性评价在国内外都属于一种较新的课题。在老采空区上方修建建筑物的关键问题是对老采空区建筑地基的稳定性评价问题。目前，我国的有关分析措施有如下三种。图4.1采空区顶板稳定性示意图如图3所示，矿层采空后其顶板岩块ABCD因重力W的作用而下沉，两边的楔体ABM和CDN也对其施加水平压力P。因此，在AB和CD两个面上又受到因P的作用而产生的摩阻力f的抵御。现取采空段(巷道)单位长度为计算单元，则作用在巷道顶板的压P—楔体ABM和CDN作用在AB和CD面上的主压应f—巷道单位长度侧壁的摩阻力，kN/m;当建筑物建在采空区上时(设建筑物基底单位压力为PO),根据力平衡分析，有：Q=W+BPo-2f当H增大至某一深度，使顶板岩层恰好保持自然平衡状态(即Q=0),此时的H称为临界深度Ho,可得临界深度的计算公式：当H<Ho时，地基不稳定；当Ho≤H≤1.5Ho时，地基稳定性差；当H≥1.5Ho时，地基稳定。该措施仅合用于埋深较浅、地质条件简朴的小煤窑采空区场地。(2)附加应力法附加应力法是以建筑物荷载影响深度与采空区冒落裂隙带发育高度与否重叠来确定建筑物层数、判断采空区地基稳定性的措施。冒落裂隙带发育高度与建筑物荷载影响深度之间存在三种状况，其中建筑物荷载影响深度是由地基产生的附加应力决定，即当地基中附加应力σz=0.loc(oc为自重应力)时，把此时的深度z作为建筑物荷载影响深度。1)当建国外学者在20世纪80年代后期运用有限元和边界元法研究采动覆岩产生垮落的开采条件和垮落高度、覆岩产生离层裂缝的力学条件及离层裂缝的分析是一种极其复杂的问题。它不仅和开采煤层的厚度、倾角、埋深、上覆岩层的岩性、发育高度为煤层采厚的3～5倍，断裂带的发育高度为煤层采厚的9～35倍。建筑物的建等于对应深度处地基土层的自重应力的10%时，可认为建筑物荷载对该深度处的地层不产量的沉降。正常状况下，当采深不小于150m和深厚比不小于30后，地表新建建(构)筑物不会对采空区产生影响。尤其应指出的是，当采深超过150m后，采空区虽不受新建沉量不不小于30mm,此时可认为地表移动稳定。当在此采空区地表不进行大规模工程建设时，地表会一直保持这种稳定状态。但若在此采空区上地表新建建(构)筑物，由于新建建(构)筑物的荷载向地下有一定影响深度，当这个深度与地下采空区的垮落带、断裂(1)覆岩破坏高度计算关，参照《建筑物、水体、铁路及重要井巷煤柱留设与压煤开采规程》,选用计算公式如(2)建(构)筑物荷载影响深度计算建(构)筑物的建造使地基土中原有的应力状态发生变化，从而引起地基变形，出现基础沉降。建(构)筑物荷载的影响深度随建筑荷载的增长而增大。一般地，当地基中建筑荷载产生的附加应力等于对应深度处地基层的自重应力的20%时，即可以认为附加应如采空区垮落、断裂带时，则应计算附加应力直至地基自重应力10%位置处，方可认为附加应力对该深度处的地基不产生多大影响。深度即为建(构)筑物荷载影响深度(H影)。表土层厚取20m,表土层计算容重取20kN/m3,如下岩层计算容重取25kN/m3。k—多种荷载(矩形、方形、条形荷载等)下的竖向附加应力系数；P—建(构)筑物基础底面处竖向均布荷载，kN/m²;开滦、平顶山、阳泉、焦作、晋城等矿区，也在采空区上方地表新建了住宅楼、办空区处理后的残存变形；对于采深较小的长壁开采后形成的采空区，假如残留煤柱较多，目前针对采空区的处理方案重要可分为地下处理和地上处理两大类。所谓地上处理早在十九世纪末，德国最早开始进行建筑物下采煤的研究工作，并成功地实现了在充法开采。到了二十世纪前期，德国鲁尔矿区就已提出采用建筑物构造措施保护建筑物。化了，克诺特的地表变形估计理论已被广泛采用。波兰还制定了指导性文献，如《受5采加固。我国在1978年由煤科总院唐山分院初次提出采动区抗变形建筑物设计，并付诸实行。通过国内科研院所和高等院校近二十年的研究与实经验，并获得了较明显的技术、经济和社会效益。尽管如此在开采沉陷研究中，许多学者都认识到岩层移动过程中层间分离现象通过大量观测区上方存在一种拉伸区的论点。近年来，对覆岩离层注浆控制地表沉陷提出了许多理论，作用，挤压下位岩层作用覆岩离层注浆地表沉陷控制技术从主线上变化了地表移动形态，采镜像，采用影响函数法进行覆岩离层注浆条件下的地表沉陷计算地评价注浆效果应是根据同一采区实行注浆后的实测地表下沉盆地体积与未实行注浆的实测下沉盆地体积比较而定姜德义等以矿山开采沉陷理论和弹性薄板理论为基础提出了过试验研究不一样地段全充填或半充填注浆并加固，采用一种新型地基计算模型计算后，带岩土体离层、裂缝，使之形成一种刚度大、整体等作为评价指标，将采空区稳定性等级划分为4个级别，以属性数学理论建立各评价指标准则进行评判。研究表明，该模型对采空区稳定性的预测评沉降常常引起已周围土体变形而导致邻近建筑物倾斜、开裂和地下管线断裂等严重后果，全面和定量化由于采空区地基变形预测问题是一种复杂的非线性问题，其影响原因诸多，首先现场勘探线布置和物探仪器：(1)剖面布置：查清建筑物附近与否由煤矿采空区另一方面电阻率反演措施及资料的解释(1)电阻率反演措施：原理高密度电法直接获的基本特点，直接影响老采空区的地基稳定性；在采空区不一样位置的建筑荷载作用下，率变形、剪切变形、扭曲变形的能力，建筑物的抗变形设计致工程问题处理的失败。应将采空区处理系统化、智能化。采空理及检测子系统的建立，针对不一样类别采空区的特点，表残存沉降和建筑物沉降动态过程，及时掌握地表变形状况；4.采空区地基与基础处理措施及检测措施需深入的改善。尤其要加强新措施的研究，提出对应的原则，且原则的提出不能仅仅局限于某一详细工程，应当具有一定的通用性，这就需要综合国内外多种经验，提出具有规范性质的一系列规定，以便于应用。[12]黄平路，陈从新，肖国峰，等.复杂地质条件下矿山地下开采地表变形规律的研究[J].岩土力FractureMechanics,2023,69(7):813-833.[15]邓喀中，马伟民，何国清.多煤层开采时条带空间位置对岩层移动的影响[J].中国矿业大学学[18]JerzyPrus.Influenceofminingoperationupontheconditionofenvironmentintheindustrialareupper[C].ProceedingsofSecondWor[21]黄平路，陈从新，肖国峰.复杂地质条件下矿山地下开采地表变形规律的研究[J].岩土力[24]孟伟，张立伟，曾德礼.不一样原因作用下采空区对地表稳定性影响分析[J].路基工djoints[M].JournalofEngineeringMechnics,ASCE,1992,118(12)[27,Finiteelementtechniquesformodelinggroundwaterflow[31]FerrariCR.Residualcoalminingsubsidence-somefacts[J].MiningTec第三部分翻译原文：AUTOMATICDEFLECTIONANDTENPERATUREMONITORINSwissFederalInstituteofTechnology,LausannThereisaneedforreliablemoaitoringsystenstofollowtheerolarionofthebehaviorDeflectiousandrotatiousarevaluesthatreflecttheorerallstructurebehavior.Thispeperpresentsaninnvativeapproachtothemeasurementoflong-tenndeformationsofbridgesbyuseofinclinometers.Highprecsionelectronicinxlinometerscanbelong-tennrotationswithoutdisruptionofthetrafc.InaddrinstrumentshxveproventobesufficientlystableovertTheMentuebridgesaretwin565mlounderconstructioninSwitzerland.Thebridgesarebuiltbythebalancedcantsystemwasinstalledinrecordstherotationandtenperatureatauunberofmeasuringpoints.Thmeasurementofrotationsandconcretetenpemovementsinducedbythermalcondirions.Thesystemwllbeusedincohydrostaticlevelingsetuptofolowthelong-ternbehaviorofthebndge.PrelirninaryresultsshowthatthesystemperfomnsreliablyandthattheaccuracyofCompanisonoftheevohtionofrotationsandtemperachangesinairtenperatureratheAllovertheworld,themumberofstructuresinsenicekee 1MIC0110U8NNtraffcandtheincreaseddependencessarytoforeseeandantictpatethedeteriorationoarepartofmajortransportabonsystems,rehabilitationworksneordertominimizedisnptionsoftrafft.AutomaticmonitoringofstructuresiLong-tennmonitoringofbridgesisanimportantpartofthisoveboththeimpactandthecostofmaintenanceandrehebilitationworkofmsjorstruchres.Byknowingtherateofdetenorationofagivenstructure,theengineerisabletoanadequatelydefinethetiningofrequredinterventions.Curlthecondtionofthestructrerequresthem,withoutredicingtheorerallsaThepaperpresentsaninmovativeapproachtothemessurementoflong-termbridgedeformations.Theuseofhighprecisioninchinometerspermitsaueffective,accurateanduuobtrusivefollowingofthelong-tennrotaions.ThemeasurementscanbeperfornedundertrafficconditSimnitaneousmeasurementofthetenperaureatseverallocations2.LONG-IERMMONITORINGOFBRIDGESAspatofitsresearchandseniceactivitieLausame(EPFL),IBAP-ReinforcedandPrestressedConcretehasmoutoringoflong-timedeformationsofbridgesandothers[1,2,3,4].Inthepast,IBAPhasdevelopedasystenfortsuficienrtlyacaurate,beasllyapplicabletoboxgirderbnidgeswithana2MIC0110U8NAL0FCNLDSNLI10Occasionalcontinmousmeasurementsoverperniodsof24hourshaveshowathattheanplinudeofdalymovementsissiguificant,usuperiodofseveralyearsbeforeandaftertheywerealongwthmeasurementspeprmanlycasedbythermsletfiectsonthebridges.Inthecabythebalancedcannlevermethod,wionasxunydayisofthesInstantaneousmeasurements,asthosemadebyhydrostaticleveling,arenotnecessanlyrepresentativeofthemeanpositionofthebridge.Thisoccursbecausethepositionofthebnidgeatthetineofthemeasurementisinftuencehoursanddays.EvenifeverycarewastakentoreroftperfomedontheLutivebndgestn1988byahadthesameeffectonbothofthemVetiealdagacanentsinceytts|mml(a)EroliteaafaGehFigure1:Long-termdeflectionsofthe