连续梁桥设计本科

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第一章 箱梁梁段划分 1.1主桥截面形式 1.2 划分单元 第二章 内力计算 2.1 全桥恒载计算

2.2 墩的分段结果与集度 2.4 全桥恒载内力计算 2.3 最大悬臂弯矩 2.5 二期恒载

第三章 汽车荷载

3.1 计算方法 3.2 公路II级荷载

3.3 加载方式 3.4 各项系数

3.5 荷载横向分布系数 3.6 最终作用的车道荷载的值为 第四章 温度及支座沉降次内力计算

4.1 温度次内力计算

4.2 支座沉降产生的次内力 第五章 荷载组合 5.1承载能力极限状态

5.2 正常使用状态组合

第 3 页

第六章 预应力钢束及布置 6.1 预应力钢束的计算

6.2 预应力钢束的布置6.3 普通钢筋的布置 6.4 横隔梁的普通钢筋的布置 6.5 锚块与槽口的钢筋布置

6.6 预应力曲束转向受力防崩钢筋 第七章 预应力损失的计算 第八章 全梁的强度验算

8.1 截面强度验算

8.3 正常使用阶段与施工阶段应力验算 8.3 箍筋设计

8.5 挠度与预拱度计算

第一章 箱梁梁段划分 1.1主桥截面形式

大跨径预应力桥梁，自重荷载的比重较大，因此 ，在保证必要刚度的前提下，如何减轻自重，增加截面的有效承载能力，是设计拟定上部结构的截面形式和主要尺寸的一个主导思想。长悬臂单箱室薄壁截面，受力明确，施工方便，抗扭刚度大，可以提高单位面积的截面惯性矩。

根据研究分析，最后采用单箱单室箱梁截面。 具体尺寸为跨中截面梁高3米，是主跨径的1/40；主墩梁高7.5米，是主跨径的1/16。梁高沿跨径方向按二次抛物线变化，抛物线方程为：

主跨：y=0.0014792*x2 (以跨中底面为抛物线的顶点)

副跨：y=0.00104058*x2 （以边跨外1.5米处为抛物线的顶点）

第 4 页

图 1

箱梁为预应力混凝土结构，顶板宽8米，底板宽5米，悬臂长度为1.5米。底板厚度在刚构墩根部为130cm,跨中为30cm,并按二次抛物线变化；腹板厚度为70-40cm。在渐变梁段，梁肋厚度沿腹板内侧按直线过渡；箱梁断面中间顶板厚28cm，墩顶设置横隔板，横隔板出设置过人洞。

次方案为完全对称结构，以下均计算半幅，半跨。 1.2 划分单元

将全桥分为1米段的均匀梁段，应用程序：VII：桥梁构件截面特性计算程序：JMTX2007。 计算得出每一米的截面特性，分段过程中主要应用的是截面的面积。钢筋混凝土的容重取经验值25kn/m3.上部结构采用挂篮分段浇注，悬臂对称施工，箱梁节段划分控制悬浇重力在900KN内。墩顶上的箱梁为0号块，直接立模浇筑，不列在分段的内。将支点和《桥规》规定的验算截面位于节点处，同是在截面构造尺寸的变化处布置节点。下面对左边跨和主跨的左半跨进行分段。结果如下： 左边跨：（悬臂浇筑重力控制在900KN ）

第一段 0~1.5m： 靠近支座处悬臂浇筑1.5m；

第二段1.5~3.5m：400.7775+393.7463=794.5238 KN 第三段 3.5~5.5： 386.8413+380.0613=766.9025 KN 第四段 5.5~7.5m：373.4038+366.8675=740.2713KN 第五段7.5~9.5m：360.4525+3.155=714.6075KN

第六段 9.5~12m：347.9738+341.9088+335.9575/2=857.8613KN 第七段 12~14.5m：355.9575/2+330.1188+324.3913=822.4888KN 第八段 14.5~17m：318.7725+313.2613+307.8563/2=785.9619KN 第九段 17~19.5m：307.8563/2+302.5563+297.36=753.8444KN 第十段 19.5~22.5m：292.2663+287.2725+282.3763=861.915KN 第十一段 22.5~25.5m：277.5788+272.8775+268.2688=818.725KN 第十二段 25.5~28.5m：263.7525+259.3288+2.995=778.0763KN

第 5 页

第十三段 28.5~32m：250.7488+246.5888+242.515+238.525/2=859.115KN 第十四段 32~35.5m：238.525/2+234.6163+230.7888+227.04=811.7075KN 第十五段 35.5~38.5m：223.3688+219.7738+216.2538+212.8075/2=765.8 KN 第十六段 38.5~42m：212.8075/2+209.4325+206.1275+202.13=724.855 KN 第十七段 42~46m：199.7213+196.6163+193.5763+190.5988=780.5125 KN 第十八段 46~50m：187.6825+184.8263+182.0275+179.285=733.8213KN 第十九段 50~m：176.5975+173.9638+171.3813+168.85=690.7925KN 第二十段 ~58m：166.3675+163.9325+161.38+159.1988=651.0425 KN 第二十一段 58~63m：156.75+1.6375+152.4163+150.2388+148.0888=762.2738

KN

主跨左半跨： （悬臂浇筑重力控制在900KN）

第一段 0~2m：400.095+391.7413=791.8363KN 第二段 2~4m：383.5663+375.5663=759.1325KN 第三段 4~6m：367.74+360.085=727.825KN

第四段 6~8.5m：352.5988+345.2775+338.12/2=866.9363KN 第五段 8.5~11m：338.12/2+331.1225+324.2825=824.465KN 第六段 11~13.5m：317.5988+311.0675+304.6863/2=781.0094KN 第七段 13.5~16m：304.6863/2+298.4525+292.365=743.1606KN 第八段 16~19m：286.42+280.615+274.9475=841.9825KN 第九段 19~22m：269.4138+2.0125+258.7425=792.168KN8 第十段 22~25m：253.6+248.5813+243.6838=745.865KN

第十一段 25~28.5m：238.9063+234.2475+229.7025+225.2688/2=815.4906KN 第十二段 28.5~32m：225.2688/2+220.945+216.7275+212.6138=762.920KN6 第十三段 32~36m：208.6025+204.69+200.8738+197.1525=811.3188KN 第十四段 36~40m：193.5225+1.98+186.5238+183.1525=753.1788KN 第十五段 40~44m：179.8625+176.6513+173.5163+170.4538=700.4348KN 第十六段 44~48m：167.4625+1.+161.6825+158.888=652.5738KN 第十七段 48~52m：156.1563+153.4813+ 150.8613+148.295=608.7938KN

全桥特殊节点号截面号对应关系 节点号 888 16 3 3墩截支2L3L/5L/6L/7L/墩L支L/4 L/2 L/8 L/2 L/2 L/4 L/2 3L/4 支/8 8 8 8 8 支/点 面 点 4 点 点 刚构梁共分为87个单元，分段长度为1.5米，2米，2.5米，3米，3.5米，4米，4.5米。双肢薄壁墩分为68个单元，分段长度为2米，4米。其中0号块，1号块在托架上现浇，全桥有3个合拢段，主跨，边跨的合拢段为3米，1.5米。

1 6 10 23 33 37 41 44 45 48 52 56 73 66 79 第 6 页

第二章 内力计算 2.1 全桥恒载计算

每一个梁段的下底面均按照抛物线变化，在实际的计算中，将抛物线简化为多段的折线组合而成，这样每一个单元的荷载呈现直线变化。

一期恒载集度包括箱梁及横隔板的集度，也可只考虑箱梁的集度而将横隔板作为集中力加在节点上。

Q=A*25

i-----单元号；

Qi-----i号单元的集度；kn/m

Ai-----i号单元的毛截面面积，Ai等于该单元两端节点截面积的平均值。M2

依据上述公式计算各个单元的恒载集度，左边跨和主跨左半跨的重量集度如下：

第 7 页

边跨 （q1 为一期恒载集度；q2为二期恒载集度） 表2.1.1 边跨梁恒载集度

2 3 4 5 6 7 截面号 1 Q1 kn Q2 kn 截面号 Q1 kn Q2 kn 147.152.4025 8 180.625 12 186.075 13 162.7606 196.360625 14 301.5378 172.6981 206.298125 15 314.3848 183.4553 217.0553125 16 328.9955 195.1281 228.728125 17 343.1445 376.7445 207.1014 240.7014286 18 357.3038 8 9 10 245.4614 279.0614286 21 397.2619 11 259.3588 292.95875 218.8 231.91 252.4 265.5 1286 19 20 370.1356 383.4513 272.287.3908 05 306.320.9508 05 335.1347.9362.53775 8475 955 390.9403.7417.0430.8 0375 3562 5125 6187 中跨 （q1 为一期恒载集度；q2为二期恒载集度） 表2.1.2 中跨梁恒载集度 截面号 Q1 kn Q2 kn 截面号 Q1 kn Q2 kn 1 2 3 363.9125 397.5125 12 217.9773 251.5773214 4 346.7745 380.3745 13 202.8297 236.4296875 5 329.786 363.386 14 188.2947 221.46875 6 312.4038 346.00375 15 175.1209 208.7209375 7 297.23 330.825 16 163.1434 196.7434375 8 280.6608 9 2.0563 395.379.569181 63 429.413.165181 625 10 11 314.26297.608333 5625 17 18 248.232.996217 73 282.266.592216 73214 152.19 84 185.79180.684375 25 2.2 墩的分段结果与集度：（q1 为一期恒载集度；q2为二期恒载集度） 表2.2.1 墩的恒载集度 截1 2 3 4 5 6 面号 Q1 kn 500 131.25 200 200 200 200 7 8 200 200 第 8 页

截面号 Q1 kn

9 200 10 200 11 200

12 200 13 200 14 200 15 131.292 16 500 双肢薄壁墩如下图所示：

图 2.2.1

墩是由2米的实心，4米的渐变段，46米的空心段，4米的渐变段和2米的实心段组成。每肢划分为16个单元，荷载全部沿着墩柱。结果如上表3所示。

2.3 最大悬臂弯矩

依据施工顺序，浇筑墩后在墩顶设置托架，然后浇筑0号块，1号块。依据顺序向两边对称施工，当中跨施工到靠近合拢段时，此时悬臂的根部将达到最大的弯矩。

第 9 页

弯矩图0020406080100120-50000-100000-150000-200000-250000-300000-350000

图2.3.1

剪力图20000150001000050000-50000-10000-1500020406080100120123

图2.3.2

2.4 全桥恒载内力计算

达到最大悬臂后，边跨想两边合拢，中跨悬臂端配以压重，以平衡全桥的弯矩平衡。然后合拢中跨。计算裸桥的内力。应用程序III:桥梁位移—内力—反力计算：QLJGJ2007。

第 10 页

弯矩图100000500000-500000-100000-150000-200000-250000-300000102030405060708090100

图2.4.1

剪力图20000150001000050000-5000-10000-150000102030405060708090100

图2.4.2

2.5 二期恒载

桥面铺装：根据文献选用8cm厚的防水混凝土作为铺装层，上加2cm厚的沥青混凝土磨耗层。每延米上的护栏为3m。

桥面单向横坡：2%

桥面铺装的混凝土的容重是23kn/m3，护栏的容重为25kn/m3,沥青混凝土的容重是24 kn/m。

混凝土的重量集度：g1=0.08*1*23=1.84 kn/m 沥青混凝土的重量集度：g2=0.02*1*24=0.48 kn/m 护栏的重量集度： g3=0.301*2*25=15.05 kn/m

桥面上的二期恒载为： g=1.84*8+0.48*8+15.05=33.6 kn/m

33 第 11 页

弯矩图100000500000-500000-100000-150000-200000-250000-300000-350000102030405060708090100

图2.5.1 剪力图20000150001000050000-5000-10000-15000-200000102030405060708090100 图2.5.2

第三章 汽车荷载

3.1 计算方法

将单位荷载P=1作用在各桥面节点上，求得结构的变形及内力，可得位移影响线和内力影响线。（程序Ⅰ：桥梁影响线计算：LQILJS2007） 3.2 公路II级荷载

公路I 级车道荷载的均布荷载标准值qk=10.5kn/m。集中荷载标准值随计算跨径而变，当计算跨径小于等于5m时，pk=180KN；计算跨径等于或大于50m时，pk=360KN；计算跨径在5~50m之间时，pk值内插得到。

公路II级车道荷载的均布荷载值和集中荷载值按公路I 级的车道荷载的0.75倍采用。桥梁的计算跨径为120m，

均布荷载值 qk=10.5*0.75=7.875 kn/m 集中荷载值 pj=360*0.75=270 kn/m 3.3 加载方式

第 12 页

车道荷载用于桥梁结构的整体计算，车辆荷载用于桥梁结构的局部加载、涵洞、桥台和挡土墙土压力的计算。在各计算项目中车辆荷载和车道荷载的作用效应不得叠加。车道荷载的均布荷载标准值用满布于使结构产生最不利效应的同号影响线上；集中荷载标准值只作用于相应影响线中一个最大影响线峰值处。 3.4 各项系数

（1）横向折减系数（车道折减系数） 当桥涵设计车道数大于2时，汽车荷载应考虑多车道折减。查《桥工》P34表1-3-5得横向折减系数为1.0。 （2）纵向折减系数

当桥梁计算跨竟大于150m时，应考虑荷载效应的纵向折减。由于此桥的最大跨径为120m，所以不需要进行纵向折减。 （3）冲击系数

汽车以较高速度驶过桥梁时，由于桥面的不平整、发动机震动等原因，会引起桥梁结构的振动，从而造成内力增大，这种动力效应称为冲击作用。在计算中采用静力学的方法，引入一个竖向动力效应的增大系数——冲击系数μ。

冲击系数的计算采用以结构基频为指标的方法。结构基频的计算采用有限元法，对于此结构可采用《桥规JTJ D60》条文说明给出的计算公式估算。公式如下：

f1c13.616*

mc2l2f2c23.651* 2m2lc mcGg2

式中：l——结构的计算跨径（m）； E——结构材料弹性模量（N/m）； Ic——结构跨中截面的截面惯矩(m)；

4mc——结构跨中处的单位长度质量（kg/m）,当换算为 重力时，其单位应为

（

； Ns2/m2）

G——结构跨中处延米结构重力； g ——重力加速度，g=9.81（m/s）；

计算桥梁的冲击力引起的正弯矩和剪力效应时，用f1；计算桥梁的冲击力的负弯矩

效应时，用f2。

第 13 页

2

按照结构的不同基频，汽车引起的冲击系数在0.05~0.45之间变动，其计算方法如下： 当f＜1.5 Hz时，μ=0.05

当1.5Hz≤f≤14Hz时，μ=0.1767lnf-0.0157 当f≥14Hz时，μ=0.45 式中：f——结构基频（Hz）。

经计算得出f1=0.04Hz ；f2=0.072Hz。所以μ=0.05。

3.5 荷载横向分布系数

它表示某根主梁承担的最大荷载是各个轴重的倍数。将单箱单室的箱梁简化为两部分对称的I型梁，用杠杆法计算得出荷载横向分布系数是1.22。 3.6 最终作用的车道荷载的值为：

qk=7.875*1.0*(1.0+0.05)*1.22=10.088 kn/m

pk=270*1.0*(1.0+0.05)*1.22=345.87 kn/m

根据以上的叙述，依据荷载的布置原则，应用程序程序Ⅲ：桥梁位移-内力-反力计算：QLJGS2007得出汽车荷载作用下桥梁的内力。

当汽车荷载布置在正的影响线上时所产生的内力值： 表3.6.1 汽车荷载产生的内力值 节点 6 10 16 33 37 41 44 45 48 52 56 73 79 83

轴力 0 0 0 1.862 -37.3 -155.767 -205.78 -205.78 -109.8 -30.862 5.003 0 0 0 剪力 -123.282 -360. -357.526 6.434 9.244 -13.722 -149.484 -196.33 -313.205 -323.682 -324.485 38.031 15.02 -222.558 弯矩 5844.182 4997.2 1832.498 1931.503 3013.04 4741.017 55.534 55.617 4870.401 3012.698 1931.977 1832.163 4997.2 5843.639 当汽车荷载布置在负影响线上时产生的内力值： 表3.6.2 汽车荷载产生的内力值 节点 6 10 16 33 轴力 0 0 0 -144.8 剪力 -57.581 -57.581 -446.198 579.288 弯矩 -1065.24 -1900.157 -50.175 -10404.0 第 14 页

37 41 44 45 48 52 56 73 79 83 -121.941 43.2 127.062 127.062 36.345 -128.374 -147.981 0 0 0 396.713 70.056 14.499 -14.555 -80.9 -428.12 -607.083 446.173 57.465 57.465 -4604.148 -791.28 -369.286 -369.37 -794.81 -4603.277 -10403.721 -5638.943 -16.337 -1063.098

第四章 温度及支座沉降次内力计算

4.1 温度次内力计算

依据资料，桥位地区历年月平均最高温度35.6℃，历年月平均最低温度-7.3℃。假设合拢温度为20℃。日温差假定为5℃。计算温度次内力时，温度梯度采用线性变化，具体为箱梁的顶、底板相差的温差线性变化。应用程序Ⅳ：桥梁温度效应计算：WDXYJS1500，计算结果见下表。

表4.1.1 日温产生的内力 日升 6 10 16 23 33 37 41 44 45 48 52 56 66 73 79 83 轴力 0 0 0 -19.0 -116.652 -116.652 -116.652 -116.652 -116.652 -116.652 -116.652 -116.652 0 0 0 0 剪力 145.1 145.1 145.1 258.002 0 0 0 0 0 0 0 0 -145.1 -145.1 -145.1 -145.1 弯矩 2685.344 4790.074 7330.265 9297.384 7970.904 7970.904 7970.904 7970.904 7970.904 7970.904 7970.904 7970.904 9507.571 7330.265 4790.074 2685.344

表4.1.2 年升温产生的内力 年升温 轴力 剪力 弯矩 第 15 页

6 10 16 33 37 41 44 45 48 52 56 73 79 83 0 0 0 -579.2 -579.2 -579.2 -579.2 -579.2 -579.2 -579.2 -579.2 0 0 0 -39.457 -39.457 -39.457 0 0 0 0 0 0 0 0 39.457 39.457 39.457 -729.946 -1302.065 -1992.5 -1141.936 -1141.936 -1141.936 -1141.936 -1141.936 -1141.936 -1141.936 -1141.936 -1992.5 -1302.065 -729.946

表4.1.3 年温产生的内力

年降温 6 10 16 33 37 41 44 45 48 52 56 73 79 83 轴力 0 0 0 1014.199 1014.199 1014.199 1014.199 1014.199 1014.199 1014.199 1014.199 0 0 0 剪力 69.049 69.049 69.049 0 0 0 0 0 0 0 0 -69.049 -69.049 -69.049 弯矩 1277.405 2278.614 3486.97 1998.3 1998.3 1998.3 1998.3 1998.3 1998.3 1998.3 1998.3 3486.97 2278.614 1277.405 4.2 支座沉降产生的次内力

假定支座竖直沉降了2cm，有程序Ⅴ：桥梁墩台沉陷效应计算：DTXYJS2007，计算结果见表4.2.1。

表4.2.1 支座沉降产生的内力

节点 轴力 剪力 弯矩 轴力 剪力 弯矩 第 16 页

6 10 16 33 37 41 44 45 48 52 56 73 79 83 0 0 0 -1782.8 -1782.8 -1782.8 -1782.8 -1782.8 -1782.8 -1782.8 -1782.8 0 0 0 153 -917.284 -917.284 -917.284 -906.277 -906.277 -906.277 -906.277 -906.277 -906.277 -906.277 -906.277 -63.427 -63.427 -63.427 -16969.758 -30270.379 -46322.852 41785.855 31363.671 17769.517 .195 4175.3 -6699.959 -20294.112 -30716.296 3203.066 2093.092 1173.4 0 0 0 -1782.9 -1782.9 -1782.9 -1782.9 -1782.9 -1782.9 -1782.9 -1782.9 0 0 0 1 63.427 63.427 63.427 906.277 906.277 906.277 906.277 906.277 906.277 906.277 906.277 917.284 917.284 917.284 1173.4 2093.092 3203.066 -30716.3 -20294.1 -6699.96 4175.3 .195 17769.52 31363.67 41785.86 -46322.9 -30270.4 -16969.8

第五章 荷载组合

5.1承载能力极限状态

公路桥涵结构采用以可靠度理论为基础的概率极限设计法设计。有两种极限状态：承载能力极限状态和正常使用极限状态。

承载能力极限状态下采用基本组合进行荷载组合，其组合表达式为：

0Sud0(GiSGikQ1SQ1KcQjSQjk)

i1j2mmSud——承载能力极限状态下作用的基本组合的效应组合值；

0——结构重要性系数，按JTG D60—2004表1.0.9规定的结构设计安全等级采用，

对应于设计安全等级一级、二级和三级分别取1.1、1.0和0.9；0=1.0；

Gi——第i个永久作用效应的分项系数；依据JTG D60—2004表4.1.6查得，恒载取

为1.2，基础变位为0.5；

SGik,SGid——第i个永久作用效应的标准值和设计值；

Q1——汽车荷载效应（含汽车冲击力、离心力）的分项系数，取1.4。当某个可变作

用在效应组合中其值超过汽车荷载效应时， 则该作用取代汽车荷载，其分项

系数应采用汽车荷载的分项系数；对专为承受某作用而设置的结构或装置，设

第 17 页

计时该作用的分项系数取与汽车荷载同值；计算人行道板和人行道栏杆的局部荷载，其分项系数也与汽车荷载取同值；

SQ1k,SQ1d——汽车荷载作用效应的标准值和设计值；

Qj——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个可变作用效应的分项系数，取1.4，风荷载的分项系数取1.1；

SQjk,SQjd——在作用效应组合中除汽车荷载效应（含汽车冲击力、离心力）外的其他第j

个可变作用效应的标准值和设计值

c——在作用效应组合中除汽车荷载效应（含汽车冲击力、离心力）外的其他可变

作用效应的组合系数，当永久作用与汽车荷载和人群荷载（或其他一种可变作用）组合时，人群荷载（或其他一种可变作用）的组合系数取c=0.80；当除汽车荷载（含汽车冲击力、离心力）外尚有两种其他可变作用参与组合时，其组合系数取c=0.70；尚有三种变作用参与组合时，其组合系数取

c=0.60；尚有四种及多于四种的可变作用参与组合时，取c=0.50。

荷载组合的结果如下：

表5.1.1 承载能力极限状态荷载组合

荷载组合 6 10 16 23 33 37 41 44 45 48 52 56 66 73 79 83 最大弯矩 82362.79728 71527.68656 -39719.0271 -14415.9158 -106756.582 585.9685 76674.11918 94312.33266 94312.51858 76963.93934 585.20242 -106755.52 -76711.5615 -39719.7775 71527.68656 82361.58096 最小 弯矩 39342.5634 6946.49982 -1313.111 -168503.107 -198201.1 -69868.0095 24484.4505 51357.13496 51356.9468 24476.33 -69866.0585 -198201.145 -203198.239 -1310.351 6955.05662 39347.36148 最大剪力 8.40746 -3394.683 -10601.32 13160.668 13501.712 8881.2532 3773.2507 810.74066 95.4097 -21.385 -7811.387 -12024.68 18720.003 12288.712 4883.2414 599.1514 最小剪力 -746.581 -5562.91 -12288.8 -6317.8 11312.24 7107.046 2679.311 -462.858 -1218.04 -4317.9 -51.6 -135 6023.27 9885.655 3299.346 -1516.92 第 18 页

5.2 正常使用状态组合

公路桥涵结构按正常使用极限状态设计时，应根据不同的设计要求，采用以下两种效应组合：

5.2.1 作用短期效应组合。永久作用标准值效应与可变作用频遇值效应相组合，其效 应组合表达公式为：

SsdSGik1jSQjk

i1j1mn式中

Ssd——作用短期效应组合值；

1j——第j个可变作用效应的频遇值系数，汽车荷载（不计冲击力）Ψ1=0.7；人

群荷载Ψ1=1.0，风荷载Ψ1=0.75，温度梯度作用Ψ1=0.8，其他作用Ψ1=1.0；

1jSQjk——第j个可变作用效应的频遇值。

正常使用极限状态下的短期效应组合的结果见下表。 表5.2.1.1 短期效应组合

荷载组合

6 10 16 23 33 37 41 44 45 48 52 56 66 73 79 83

最大弯矩 63007.349 52099.26 -41873.383 -201007.78 -69367.502 13500.2988 68170.7786 75986.6936 75986.6936 68351.9162 13499.82 -69366.8384 -207268.2704 -41873.852 52099.26 63006.5888 最小 弯矩 24635.829 -8748.447 -130673.807 -386600.462 -1748.482 -571.5962 20206.038 48746.9496 48746.832 20201.096 -570.3768 -1748.015 -370003.069 -130672.082 -8743.099 24638.8278 最大剪力 726.502 -2843.57 -8709.13 23944.98 11509.75 7744.573 30.344 1197.513 614.962 -1843.05 -5829.78 -9340.48 14417.91 10384.5 4394.672 824.597 最小剪力 -916.741 -4819.47 -10384.5 -3141.71 85.205 53.563 1710.501 -844.618 -1452.08 -3980.75 -7788. -118.7 -8341.62 8261.84 2783.988 -1118.7

5.2.2 作用长期效应组合。永久作用标准值与可变作用准永久值效应相组合，其效应组合表达式为：

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Sld

Si1mGik2jSQjk

j1n式中 Sld——作用长期效应组合值；

2j——第j个可变作用效应的准永久值系数，汽车荷载（不计冲击力）Ψ2=0.4，

人群荷载Ψ2=0.4，风荷载Ψ2=0.75，温度梯度作用Ψ2=0.8，其他作用Ψ2=1.0。

2jSQjk——第j个可变作用效应的准永久值。

正常使用极限状态下的长期效应组合结果见下表。

表5.2.2.1 长期效应组合

荷载组合

6 10 16 23 33 37 41 44 45 48 52 56 66 73 79 83 最大弯矩 176.18 53098.9934 -41506.8834 -201663.0658 -681.2014 14102.9068 69118.982 77165.6842 77165.817 69325.99 14102.3596 -680.443 -207457.0268 -41507.4194 53098.9934 175.3166 最小 弯矩 25274.973 -7608.3528 -1272.7022 -372258.9686 -1687.0492 -61809.1074 20680.806 468.5212 468.4 20677.982 -61808.4106 -1686.7828 -359230.0144 -127288.7166 -7605.2968 25276.6866 最大剪力 761.0506 -2809.02 -8494.62 23858.59 11162.18 7506.5 3598.311 1188.813 623.695 -1794.48 -5635.57 -9145.79 14185.55 10116.8 4360.193 790.118 最小剪力 -842.772 -4602.93 -10116.8 -3077.44 81.344 5384.016 1718.734 -7.927 -1334.28 -3792.83 -7531.67 -11184.4 -8338.74 8239.021 2774.976 -985.162

第六章 预应力钢束及布置 6.1 预应力钢束的计算

参阅国内同类型桥梁的预应力设计和实际的张拉工艺、经验及整体施工方案，认真分析了预应力体系的发展水平后，拟定本桥的预应力体系应用大吨位锚头，选用高强钢绞线，本桥纵、横向钢束选用符合ASTM A416—97标准的270级钢绞线，标准强度为Ryb=1860Mpa，弹性模量Ey=1.95*10Mpa，松弛率为3.5%，钢绞线规格的公称直径为Φj15.2mm。

第 20 页

5

预应力钢束是共设置顶板束（T）、底板束（B）三种。顶板束与底板束均采用19根Φ15.2mm的钢绞线。顶板束与底板束应用OVM15-19型号的锚具，每根的张拉控制应力为

bk0.75*Ry1395Mpa bRy1860Mpa

超张拉时为 1.05k1465Mpa，并以伸长值较核。 依据承载能力极限状态用程序计算的结果，归纳在下表。

表6.1.1 钢束布置结果 6 10 16 23 33 37 截面号 上缘配筋 下缘配筋 截面号 0 20 45 9 20 48 23 22 52 25 24 56 23 0 66 15 10 73 41 0 16 79 44 0 20 83 0 0 15 23 25 23 9 0 上缘配筋 20 16 10 0 24 22 20 20 下缘配筋

6.2 预应力钢束的布置

6.2.1 预应力钢束布置主要依据成桥和施工阶段的受力状况确定，同时要考虑截面的构造、施工工艺和方法等。纵向预应力钢束是主要受力钢筋，既要考虑构件的整体受力，也要考虑受力的局部影响，还要考虑施工和操作的方便，如何进行合理的布置非常重要。

在箱梁截面内纵向预应力筋布置在顶板截面内承受负弯矩；布置在底板内承受正弯矩；在分段施工和分段配筋中，有顶板束在顶板内平弯后通过腹板下弯锚固的，以承受腹板的主拉应力。因此，纵向预应力束可以按直线配筋，也可以按曲线配筋，预应力束的线形大部分由直线和曲线组成。纵向预应力束的布置如图9。

图9

6.2.2 预应力束的布置要点：

（1） 顶、底板束可以分层布置，顶板的长束应尽量布置在上层，底板的长束应

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尽量布置在下层。一般来说，先锚固下层力筋，后锚固上层力筋。

（2）底板的预应力束往往都是直线束，锚固在底板局部加厚的齿板上。齿板最好布置在稍离开腹板一些，以减少对腹板的作用。

（3）顶、底板齿板预应力束都是局部弯起的，弯起半径也比较小，则将在预应力束弯起处产生径向拉力，由此招致锚块混凝土剥落损坏。一般要求连续钢束在由底板进入齿板时呈一圆滑曲线，以使沿曲线对混凝土产生一均布压力。

（4）在变高度的梁中，锚固于底板上的连续束由于底板在纵向呈曲线，对于底板弯束的垂直分力还将引起剪力折减，则在验算剪应力时和主拉应力时需要考虑的，在横向计算时也要考虑。

（5）底板上的连续预应力筋的锚固点大部分位于恒载、活载和各种影响（如温度梯度的影响）作用时产生很大拉应力的区段内。因此底板受锚固钢束的集中荷载作用，易引起底板开裂。所以应避免在箱梁的一个截面内锚固几根“迎面”钢束，它们会撕裂腹板并导致抗裂承载能力降低。

（6）力求预应力钢束能均匀布置，防止在某些断面上的应力集中。集中多束预应力钢束锚固在同一断面现象应尽量避免和减少。

6.3 普通钢筋的布置

在预应力混凝土梁内的普通钢筋的配置是不能忽视的，尽管是按照全预应力设计的，要求结构不出现拉应力，但在已建的桥梁中出现了不少各种性质的裂缝。防止裂损坏的有效措施是恰当的布置非预应力钢筋，它不但提高抗裂性，也是为了提高结构承载力的需要。采用预应力钢筋与普通钢筋的混合配筋的部分预应力混凝土梁比已开裂的全预应力混凝土梁的抗疲劳的性能好。 同时，在预应力混凝土梁内同样需要按构造要求配置的架立筋和预应力筋的定位筋；在箱梁腹板两册需要设置防缩钢筋；在锚头和承压部位需要设置防裂钢筋等。

6.3.1 箱形截面内的普通钢筋布置

1.根据《桥涵设计规范》要求，箱形截面的预应力混凝土梁，底板内无预应力

主筋区段，在顺桥向可设含筋不小于0.25%~0.3%的构造钢筋。

2. .根据《桥涵设计规范》要求，沿腹板高的两侧应设置直径为6~10mm的纵

向钢筋以防止产生裂缝。

3.由于日照温差的影响，使梁的上缘温度高于下缘，梁的下缘至腹板的上部会

产生相当大的拉应力，有可能导致开裂，因此在梁的下缘和腹板的上部需布置温度补强钢筋。

6.4 横隔梁的普通钢筋的布置

此桥只在0号块处有横隔梁，它受到底板和腹板的约束影响，当现浇混凝土在横隔板方向收缩时，有可能产生微裂缝；同时，当横隔板较厚时，也有可能由于水泥的水化热产生内外温差而引起的早期裂缝。所以在横隔梁内有必要设置防收缩的钢筋。

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在人孔处切断的纵横向钢筋。需要在空洞边同方向上布置补强钢筋，其数量不应少于切断筋的面积。

6.5 锚块与槽口的钢筋布置

锚后最少配筋应能承受锚头后面混凝土中25%到50%的锚固荷载。为抵抗锚头压力和弯起预应力筋的径向分力，在齿板锚块内必须配置足够的防崩裂筋。 6.6 预应力曲束转向受力防崩钢筋

箱梁顶、底板预应力束从平弯到竖弯转到腹板锚固时，由于预加应力方向转向在顶、底板上产生径向拉力。应根据径向拉力的大小配置足够的受拉钢筋。 第七章 全梁的强度验算 第七章 预应力损失的计算

构件在预加应力时，预应力钢绞线的锚下控制应力应该符合k ≤0.75*Ry。 故 k=0.75*1860=1395MPa

由于施工中采用后张法，根据《桥规》应计算以下各项预应力损失：

预应力筋与管壁间的摩擦损失s1；锚具变形、钢筋回缩和拼装构件的接缝压缩损失s2；混凝土弹性压缩损失s4；预应力索的应力松弛损失s5；混凝土的收缩和徐变损失s6；此处以锚固在墩两侧的第三号单元上的索的预应力损失计算为例，其余索类似计算。(见附图)

1. 预应力筋与管壁间的摩擦损失s1 根据《预规》规定，按以下公式计算。

bs1k*[1e(x)]

式中 k——张拉钢筋时锚下的控制应力；

 k——分别为预应力钢筋与管道的摩擦系数以及管道每m局部偏差对

摩擦的影响系数，均按推荐值采用。μ=0.35，k=0.003。 θ——从张拉端到计算截面之间，曲线管道部分切线的夹角之和，以rad

计；

x——从张拉端到计算截面的管道长度在纵轴上的投影长度，以m计。

在这条索中θ=0.785, x=10m,

s1k*[1e(x)]=1395*[1e(0.35*1.570.003*25)]=366.455MPa

2. 锚具变形、钢筋回缩和拼装构件的接缝压缩损失s2

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不考虑反摩阻作用，按下式计算：

s2ll*Ey

式中 l——锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩值，以mm计； L——预应力钢筋的有效长度，以mm计；

Ey——预应力钢筋的弹性摸量。

本设计采用刚制锥形锚具，由《桥规》每端钢筋回缩及锚具变形引起的变形值为6mm，各截面都用薄胶接缝，每一接缝处的变形值为0.05mm，在计算接缝压缩引起的应力损失时，认为接缝在第一批钢束锚固后即完成全部变形，以后锚固的各批钢束对该接缝不再产生压缩。

s2Eyl/l=1.95*10e5*0.0121/30=78.65MPa

3. 混凝土弹性压缩损失s4

全桥采用后张法构件，此项预应力损失，通常成为分批张拉损失，按下公式计算：

s4式中 m——张拉钢筋的总批数；

m10*ny*h1 2mny——预应力钢筋与混凝土的弹性模量之比；

0h1——由全部钢筋的合力在其作用点处所产生的混凝土正应力，可按下式计算：

0h1NyAj(12eyjrj2)

Ny——所有钢筋的预加应力的合力；

eyj——钢筋预加应力的合力至混凝土净截面重心轴的距离； Aj——混凝土的净截面面积； rj——混凝土的净截面回转半径。

上部25束引起的压力:

25*0.0021*1860*0.75=921.05*10e6N

下部24束引起的压力:

24*0.0021*1860*0.75=88.42*10e6N

计算截面:

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h1921.05*106/20.86921.05*106*3.282/101.835944.99MPah288.42*10/20.8688.42*10*3.28/101.83595.10MPa故计算截面:

662

s4m10*ny*h1=5.65*3*39./8=11.125MPa 2m4. 预应力索的应力松弛损失s5

根据《桥规》中的规定，对于由于钢绞线组成的预应力钢束，在采用超张拉的方法施工中，由于钢绞线松弛引起的损失终极值s50.045*k。锚下控制应力为

k=1395MPa。

故s50.045*k=0.045*1395=62.8 MPa 5. 混凝土的收缩和徐变损失s6

由于混凝土的收缩和徐变会使预应力混凝土构件缩短，预应力钢筋也随之回缩，因而引起预应力的损失。可按下式计算：

s6式中

nyh(t,)Ey(t,)110A

s6——全部受力钢筋重心处的预应力损失值；

h——后张法构件锚固时，在计算截面上全部受力钢筋重心由预加应力产生的混

凝土法向应力；

(t,)——加载龄期τ开始时的混凝土徐变系数终值；

(t,)——加载龄期τ开始时的收缩应变终值。

构件的理论厚度计算:

截面面积Ah=21.06㎡,与大气接触的截面周边长度μ=46.5m,2Ah/μ=0.905m, 根据桥规表6.2.7查得:

混凝土收缩应变终极值(t,)=0.13*10e-3 混凝土徐变系数终极值(t,)=1.44

第 25 页

计算截面:

(s6)1=0.13*10e-3*1.95*10e5=25.35MPa (s6)2=1.44*5.65*7.62=61.99MPa

最终损失值: s6=87.34MPa 所以最终有效应力为:

y=1395-366.455-78.65-11.125-62.8-87.34=851.43MPa

第八章 全梁的强度验算 8.1 截面强度验算

根据荷载组合后的内力（承载能力极限状态）进行截面的强度验算。下面验算几个特殊的截面。

由于强度和应力验算中用到的截面各有不同，故应计算各截面的净截面特性和换算截面特性。净截面为扣除预应力孔道的截面，换算截面为孔道压浆后钢束与混凝土形成后的截面。计算结果见下表。 表8.1.1 换算截面特性

截面特性

节点

6 10 16 23 33 37 41 44 45 48 52 56 66 73 79 83

截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面 换算截面

梁高h底板厚（m) b(m) 3.376 0.576 4.133 0.779 5.601 1.206

7 1.5 5.3085 0.9835 4.16 0.785 3.25 0.525 3 0.3 3 0.3 3.25 0.525 4.16 0.785 5.3085 0.9835

7 1.5 5.601 1.026 4.133 0.779 3.376 0.576

Ｆ（m2)

7.6829 9.7006 13.01 21.06 12.4427 9.8441 7.3927 5.881 5.881 7.3927 9.8441 12.4427 21.06 13.01 9.7006 7.6829

S(m3)

J(m4) 12.2816 22.1919 52.4711 101.8359 45.2683 23.1081 11.3021 7.8153 7.8153 11.3021 23.1081 45.2683 101.8359 52.4711 22.1919 12.2816

Y上(m) 1.6668 2.1639 3.0616 4.0334 2.88 2.2012 1.6019 1.3041 1.3041 1.6019 2.2012 2.88 4.0334 3.0616 2.1639 1.6668

1. 6号截面

第 26 页

a=10cm，求受压去的高度X：

AhaAyRy/Ra20*0.0021*1860/28.5=3.4472 ㎡

Aha——受压区的面积；

Ay——预应力束的面积；

Ry——预应力束的抗拉强度标准值；

Ra——混凝土的抗压设计强度。

由于Aha＞ 8*0.25=2 ㎡，所求X在腹板内。

3.4472-2=[40*2*（X-25）+2*120*30]/10e4

X=115.9cm

为了防止构件的脆性破坏，应对受压区的高度进行，根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》规定X≤bh0，表5.2.1得b=0.4，则

1.159m≤0.4*3.327=1.2948 m ,故满足。

正截面强度验算：

MR=1860000*20*0.0021*（3.337-0.1）/1.25=2410 kn*m≥82362.8 kn*m 故正截面强度满足。 2. 16号截面

顶板配置了3层预应力束，所以

B=min(0.2*70, 8,5)=5 m

a =(19*10+2*25+2*40)/23=13.9 cm

求受压区高度：

AhaAyRy/Ra=23*0.0021*1860/28.5=3.93㎡ 由于Aha≤5*1.026=5.13m，所以X在底板内。

5*X=3.93 m , X=0.7928 m

为了防止构件的脆性破坏，应对受压区的高度进行，根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》规定X≤bh0，表5.2.1得b=0.4，则

0.7928 m≤0.4*5.462=2.1848 m,故满足。

正截面强度验算：

MR=1860000*23*0.0021*5.462/1.25=493686.05 kn*m＞1313.111kn*m

第 27 页

故正截面强度满足。 3. 23号截面

B=min(8,0.07*190,5)=5 m

a=(20*10+2*25+2*40)/24=13.75cm 求受要求区高度X：

AhaAyRy/Ra=24*0.0021*1860/28.5=4.136 ㎡

由于Aha＞8*0.5=4㎡，所以X在腹板内。

4.136-4=70*2*（X-50）/10e4, X=59.76cm

为了防止构件的脆性破坏，应对受压区的高度进行，根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》规定X≤bh0，表5.2.1得b=0.4，则

0.598≤0.4*(7-0.1375)=2.745 m，故满足。

正截面强度验算：

MR=1860000*24*0.0021*608625/1.25=7230.9 kn*m＞168503.107kn*m

故正截面强度满足。 4. 37号截面

B=(8,0.2*110)=8 m

a=(13*10+2*25)/15=12 cm

求受压区高度X：

AhaAyRy/Ra=15*0.0021*1860/28.5=2.58 ㎡

由于Aha≤5*0.785=3.925 ㎡，故X在底板内。

2.58=8*X ， X=0.3232 m

为了防止构件的脆性破坏，应对受压区的高度进行，根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》规定X≤bh0，表5.2.1得b=0.4，则 0.3232 m＜0.4*(4.16-0.12)=1.616 m，故满足

正截面强度的验算：

MR=1860000*15*0.0021*4.04/1.25=238146.365 kn*m＞69868.0095 kn*m

5. 44号截面

44号截面的底板布置了1层预应力束，a=10cm.

AhaAyRy/Ra=20*0.0021*1860/28.5=3.4472㎡

第 28 页

由于Aha＞8*0.25=2 ㎡，所以X在腹板内。

3.4472-2=[2*40*（X-25）+2*120*30]/10e4

X=115.9 cm

为了防止构件的脆性破坏，应对受压区的高度进行，根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》规定X≤bh0，表5.2.1得b=0.4，则

1.15 m≤0.4*2.9=1.16 m，故满足。

正截面强度验算：

MR=1860000*20*0.0021*2.9/1.25=227928.8 kn*m＞94312.33266kn*m

8.2 正常使用阶段与施工阶段应力验算 8.2.1 正常使用阶段的应力验算

（1）使用阶段的混凝土的法向应力验算，见下表。 表8.2.1.1 法向应力验算

6 10 16 23 33 37 41 44 45 48 截面 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 N (kn) 0 0 0 0 0 0 -499.1 -1258 -1994 -3372 -2021 -3356 -1965 -3379 -1906 -3414 -1906 -3414 -1970 -3347 M (kn*m) 63007.35 24635.83 52099. -8748.45 -41873.4 -130674 -201008 -386600 -69367.5 -1748 13500.3 -571.6 68170.78 20206.04 75986.69 48746.95 75986.69 48746.83 68351.92 20201.1 上缘应力 Ｎ//A+MY/I (Mpa) 8.263356 3.228426 4.966156 -0.83391 -2.44324 -7.6246 -7.98499 -15.3733 -4.58847 -11.43 1.080659 -6.49174 9.396372 2.406796 12.35538 7.553609 12.35538 7.5535 9.421396 2.410443 下缘应力 Ｎ//A-MY/I (Mpa) -8.26336 -3.22843 -4.96616 0.833907 2.443241 7.624596 7.937588 15.25382 4.26798 10.348 -1.49133 5.810006 -9.92796 -3.321 -13.0037 -8.71471 -13.0037 -8.71469 -9.928 -3.31595 第 29 页

52 56 66 73 79 83 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 最大弯矩 最小弯矩 -2017 -3360 -1992 -3374 0 0 0 0 0 0 0 0 13499.82 -570.4 -69366.8 -1748 -207268 -370003 -41873.9 -130672 52099. -8743.1 63006.59 24638.83 1.081075 -6.49208 -4.58825 -11.4356 -8.20924 -14.6561 -2.44327 -7.6245 4.966156 -0.8334 8.263257 3.228819 -1.49082 5.809432 4.268114 10.328 8.209245 14.6561 2.443268 7.624495 -4.96616 0.833397 -8.26326 -3.22882 （2）使用阶段混凝土的主应力验算。为保证梁体具有足够的抗剪强度，需验算个控制截面的主拉应力和主压应力。 截面特性的计算

表8.2.1.2 静矩值 截面号 1-1（m3) 2-2(m3) 3-3(m3) 中性轴（m3) 6 3.703 4.338613 4.06 4.772925 10 5.027624 6.420451 6.132678 6.963777 16 7.42794 10.81513 10.393 11.91914 23 10.07959 17.06315 16.6245 18.18614 第 30 页

33 37 41 44 45 48 52 56 66 73 79 83 正应力

6.968846 5.109605 3.526096 2.738795 2.738795 3.526096 6.190325 6.968846 10.07959 7.42794 5.027624 3.703 9.867522 6.4324 3.8753 2.579363 2.579363 3.8753 6.8620 9.867522 17.06315 10.81513 6.420451 4.338613 9.475777 6.147728 3.6372 2.31885 2.31885 3.6372 6.147728 9.475777 16.6245 10.393 6.132678 4.06 10.83025 6.963584 4.284907 3.151434 3.151434 4.284907 8.341391 10.83025 18.18614 11.91914 6.963777 4.772925 N/AMY/I

剪应力 QS/BI 主拉应力

zl/2((/2)22)1/2

221/2主压应力 za/2((/2))

式中 N——截面上的轴力； A——截面的换算面积； M——截面上的弯矩；

Y——所求应力点的纵坐标；

I——整个截面对中性轴的惯性矩； Q——截面上的剪力；

S——横截面上距中性轴为y的横线以外部分的面积对中性轴的静矩； B——截面的宽度。

表8.2.1.3 项目对Mmax的计算结果

截面号 6 10 16 23 33 37 1-1 1-1 2-2 2-2 3-3 3-3 中性轴 中性轴 主拉应主压应主拉应 主压应主拉应 主压应主拉应主压应力 力 力 力 力 力 力 力 -0.0021 5.7377 -4.7848 0.0034 -5.8078 0.0004 -0.1412 0.1412 -0.0216 3.8225 -2.3694 0.0569 -2.7909 0.00 -0.3984 0.3984 -2.1140 0.1097 -0.3822 1.2866 -0.1021 1.1662 -0.7728 0.7728 -7.0017 0.1023 -0.6556 3.1319 -0.1991 3.0702 -1.5391 1.51 -3.8729 0.1272 -0.4522 2.1848 -0.1081 2.1471 -1.1741 1.0138 -0.4739 1.2332 -1.4245 0.6502 -1.0524 0.1613 -1.1496 0.9443 第 31 页

41 44 45 48 52 56 66 73 79 83 -0.0570 -0.0098 -0.0026 -0.0147 -0.0750 -3.8302 -7.1263 -2.1572 -0.0513 -0.0027 6.1360 -5.9052 0.0716 -7.0478 0.0078 -0.8639 0.5981 7.0176 -11.9567 0.0051 -13.66 0.0004 -0.5046 0.1805 7.0104 -11.9530 0.0013 -13.63 0.0001 -0.3863 0.0622 6.1098 -5.8676 0.0185 -7.0606 0.0020 -0.5208 0.23 0.8348 -0.8630 0.02 -0.9880 0.0974 -0.49 0.2500 0.0847 -0.3174 2.0501 -0.0724 2.1116 -0.9690 0.80 0.0365 -0.2621 2.8400 -0.0725 3.0575 -0.9196 0.9196 0.1529 -0.4627 1.5108 -0.1269 1.3346 -0.9214 0.9214 3.8522 -2.4443 0.1318 -2.8031 0.0210 -0.6156 0.6156 5.7382 -4.7857 0.0044 -5.8079 0.0005 -0.1602 0.1602 表8.2.1.4 项目对Mmin的计算结果

截面号 6 10 16 23 33 37 41 44 45 48 52 56 66 73 79 83 1--1 2--2 3--3 中性轴 主压应主拉应主压应主拉应主压应主拉应主压应主拉应力 力 力 力 力 力 力 力 -0.0085 2.2511 -1.8834 0.0139 -2.2723 0.0016 -0.1781 0.1781 -0.9017 0.2635 -0.4579 0.8462 -0.1207 0.5878 -0.6752 0.6752 -6.3072 0.0523 -0.2291 3.0517 -0.0502 3.3709 -0.9215 0.9215 -13.2847 0.0009 -0.0074 4.7561 -0.0019 5.5099 -0.2324 0.1727 -9.3421 0.0315 -0.1275 4.6286 -0.0262 5.2999 -0.95 0.7185 -5.0113 0.0565 -0.1755 2.5558 -0.0277 2.9668 -0.9153 0.5744 -0.0523 1.4758 -2.1508 0.0434 -2.4699 0.0049 -0.63 0.1793 -0.0083 4.1313 -8.0436 0.0038 -9.2876 0.0003 -0.6502 0.0697 -0.0244 4.1474 -8.0510 0.0111 -9.2881 0.0008 -0.7574 0.1768 -0.2495 1.6769 -2.3205 0.2179 -2.4866 0.02 -1.0444 0.5916 -4.9777 0.0225 -0.05 2.4361 -0.0573 2.9959 -0.6525 0.3111 -9.3637 0.0530 -0.2111 4.7120 -0.0440 5.3176 -1.2386 0.9675 -12.6632 0.0069 -0.0535 4.6555 -0.0139 5.3425 -0.5320 0.5320 -6.2880 0.0332 -0.1301 3.4009 -0.0282 3.7971 -0.7331 0.7331 -0.7444 0.1065 -0.2146 0.6026 -0.0462 0.5130 -0.3900 0.3900 -0.0126 2.2555 -1.04 0.0207 -2.2734 0.0024 -0.2174 0.2174 8.3 箍筋设计

由于梁体中的主拉应力均不大于0.5Rb=1.5MPa，故只需根据《预规》6.2.1的规定，按构造要求配置箍筋即可，取双肢Φ12的钢筋，其间距为25cm。

i 第 32 页

8.4 施工阶段应力验算 8.4.1全桥合拢后的验算

16号截面：N=0KN，M=58680.934KN*M

上=0/12.91+58680.934*3.0616/52.4711=3.432MPa

下=0/12.91-58680.934*3.0616/52.4711=-3.432MPa

23号截面：N=-59.124KN M=-212256.501KN*M

上=-59.124/20.86-212256.501*4.0334/101.8359=-8.409MPa

下=-59.124/20.86+212256.501*4.0334/101.8359=8.76MPa

故成桥后的截面应力符合规定。

8.4.2 二期恒载施工完成后的法向应力验算 16号截面：N=0KN， M=-696.455KN*M

上=0/12.91-696.455*3.0616/52.477=-4.025MPa 下=0/12.91+696.455*3.0616/52.477=4.025MPa

23号截面：N=-.486KN， M=-243451.768KN*M

上=-.486/20.86-243451.768*4.0334/101.8359=-9.MPa 下=-.486/20.86+243451.768*4.0334/101.8359=-5.35MPa

故二期恒载施工完成后的截面应力符合规定。 8.5 锚下局部应力验算

本设计采用OVM15—19型锚，锚垫板尺寸320mm*310mm*240mm，锚板ΦE=217，F=90，螺旋筋ΦG=380，ΦH=18，I=60mm，N=8，孔距280mm。

1.抗压强度

混凝土锚块的最小尺寸：a=380+50=420mm，取锚块尺寸为520mm*440mm，故

Ad=440*520-1002*π/4=220946 mm2

锚垫板面积:

Ac=32021002*/4946mm2

(Ad/Ac)1/21.529

螺旋筋:

第 33 页

aj182*/42mm2dhc380mm,S60mm,Rg240MPa,Ra28.5MPat4aj/(dhcS)0.04456Ahc(38021002)*/4105557mm2Ac946mm2hc(Ahc/Ac)1/21.0566由Nc≤0.6(Ra2thcRg)Ac,得

2

Nc≤0.6*(1.529*28.5+2*0.04456*1.1165*240)*946*10e-3

=3827 KN

由桥规规定必须1.2thcRgAc0.6RaAc*50%,故可实际利用的抗力为:

2NR=2472*1.5=3708KN

锚固处力为

bfy1=0.75*1860*2603*10e-3=3631≤NR Nc=0.75Ry故满足局部承压要求.

8.6 挠度与预拱度计算 8.6.1 挠度计算 1. 恒载引起的挠度

表8.6.1.1 恒载引起的挠度值 截面 6 10 号 挠度 截面号 挠度 16 -.8379E-02 41 -.8139E-01 23 -.4325E-02 44 -.9680E-01 -.2566E-01 33 -.2178E-01 -.2453E-01 37 -.4535E-01 2. 活载引起的挠度

汽车荷载（不计冲击力），计算所得的最大竖向挠度不应超过规定的允许值。 表8.5.1.2 活载引起的挠度值

截面 最大挠度 最小挠度 最终挠度 10 .1310E-02 -.2829E-02 0.004139 44 .1320E-02 -.8720E-02 0.01004

由《桥规》中规定，荷载在短期使用荷载作用下的挠度为：

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10号截面：fmax=0.004139m＜70/600=0.1167m 44号截面：fmax=0.01004m＜120/600=0.2m 所以各截面的挠度满足要求。 2. 预拱度的设计

10号截面：fg+fmax=-0.02453+0.004139=-0.02039m＜0.04375m 44号截面：fg+fmax=-0.0968+0.01004=-0.08676m＜0.075m

所以边跨中跨都不需设置预拱度。 第九章

桥墩的钢筋按构造要求配筋，同时考虑桥墩部分位于水中，采用76Φ22钢筋，配置如图。

Ag=76*3.801=288.876cm2

配筋率=288.876*10e-4/8.08=0.003575>0.002,满足配筋要求。

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