江川至华宁二级公路毕业设计计算书

'江川至华宁二级公路毕业设计计算书目录摘要11ABSTRACT12前言13第一章平面设计计算141.1平曲线设计指标与要求141.1.1平面线形的三要素141.1.2平面三要素的设计要求141.2平曲线几何元素计算公式151.2.1单交点对称基本型曲线151.3平曲线各交点几何元素计算171.3.1JD25的曲线要素计算171.3.2JD26的曲线要素计算181.3.3JD27的曲线要素计算191.3.4JD28的曲线要素计算201.3.5JD29的曲线要素计算221.3.6JD30的曲线要素计算231.4手算与计算机输出结果误差说明24第二章纵断面设计计算252.1纵断面设计要求及指标：252.1.1公路纵坡设计的一般要求252.1.2竖曲线设计要求252.1.3纵断面设计指标262.2纵断面设计262.2.1竖曲线设计计算要素汇总262.2.2竖曲线几何要素计算公式272.3竖曲线几何要素设计计算292.3.1变坡点D1的设计计算292.3.2变坡点D2的设计计算312.3.3变坡点D3的设计计算342.3.4变坡点D4的设计计算37第三章超高加宽设计计算40 3.1超高加宽设计注意事项403.1.1超高缓和段设计应注意的问题403.1.2加宽缓和段设计应注意的问题403.1.3与超高加宽有关的术语413.2超高加宽设计技术指标423.2.1边轴旋转超高计算公式汇总423.2.2双车道公路的超高缓和段长度计算公式433.3超高加宽设计计算443.3.1JD25的超高与加宽计算443.3.2JD26的超高与加宽计算463.3.3JD27的超高与加宽计算493.3.4JD28的超高与加宽计算513.3.5JD29的超高与加宽计算543.3.6JD30的超高与加宽计算56第四部分挡土墙设计594.1挡土墙设计注意事项594.1.1挡土墙的布置594.1.2基础埋置深度604.1.3排水设施614.1.4沉降逢与伸缩缝614.2挡土墙设计计算624.2.1挡土墙类型的选择624.2.2挡土墙基本设计资料和技术要求624.2.3基础形式和埋深确定634.2.4挡土墙尺寸拟定634.3挡土墙计算644.3.1车辆荷载计算644.3.2破裂角计算654.3.3主动土压力计算674.3.4基底应力及偏心验算674.3.5墙身截面强度验算（采用容许应力法）704.3.6稳定性计算70总结与体会73谢辞74参考文献75附录77外文翻译：77 摘要摘要：本次毕业设计为江川～华宁K15+000～K18+000段的新建二级公路的设计。本段路线全长3km，设计内容包括道路定线、平面的设计计算、纵断面的设计计算、横断面的设计、路面结构的设计计算、挡土墙的设计计算、涵洞设计计算以及一些相关构造物的设计计算等。在设计过程中，要考虑多方面实际工程因素，选择设计的最佳方案。按照现行公路技术标准和规范要求进行设计计算，综合运用所学的基础理论及专业知识，本着认真严谨的态度，完成本次设计。设计资料主要包括设计说明书和设计图表两部分，所有设计图表均用计算机软件Hard2013辅助计算、绘制；说明书等文档采用计算机打印。关键词：二级公路、平面设计、纵断面设计、横断面设计、挡土墙设计、涵洞设计AbstractAbstract：ThisgraduateddesignishighwaydesignwhichfromJiangchuantoHuaning，thesecondlevelhighwayofplainareainmountains.TherouteisrangefromK15+000toK18+000，andtherouteofthehighwayis3kilometerslong.The contentsofdesignincludes:thehorizontalcurveofroute,sdesignandcalculation，theverticalsectiondesignandcalculation，thetransactiondesignandcalculation，thestructureofroaddesignandcalculation，retainingwalldesignandcalculation，culvertdesignandcalculation，andsomeconstructionswhichrelatedtothehighway’sdesignandcalculation，andsoon.Inthedesign，electoptimalprogam，underthecircumstancesofsynthesizingthesafety，omfortable，economicoftheprogam.AccordingtothecurrentSpecificationsofhighway’sdesign，makeuseofbasictheoriesandmajorknowledgesynthetically,beinginthelightofearnest,carefulattitudetocompletethisgraduateddesign.Thedesigndocumentforhandingovermainlyincludestwoparts：thedesignspecifications，thedesigndiagramsandforms，thesoftwareHard2013isusedoftodrawandprintallofthedesigndiagramsandforms，thedesignspecificationsetc.Documentsareprintedbythecomputer.Keywords：thesecondlevelhighway，thehorizontalsectiondesign，theverticalsectiondesign，thetransectiondesign，retainingwalldesignandcalculation，culvertdesignandcalculation前言毕业设计是教学计划的一个重要组成部分，是完成教学计划、实现培养目标的一个重要的教学环节，是四年大学生涯的最后一次综合性大型考试，是提高和检验毕业生专业素质和设计能力的重要途径，也是培养我们综合素质和工程实践能力的教育过程，对我们的思想品德、工作态度、工作作风和独立工作能力具有深远的影响。 通过自己动手动脑独立完成设计，把四年来所学知识融会贯通，在解决实际问题的同时，进一步巩固所学知识，培养自己发现问题、解决问题和综合运用所学基础理论及专业知识的能力，以提高独立分析和解决实际工程问题的能力，逐步熟悉行业标准和规范，进一步加深对道路工程的理解，完成工程技术人员的基本训练，为今后走上工作岗位积累一定的设计经验。设计依据为设计任务书规定的设计阶段、技术等级、技术标准、设计车速、设计交通量，以及路线起讫点、控制点等有关的规定和要求；国家或部颁的现行有关设计标准、设计规范、规程、办法及规定；地形平面图以及有关的地质、水文、气象资料。设计课题为江川至华宁二级级公路K15+000～K18+000段的设计。设计的主要内容：根据现行公路技术标准、规范进行平面线形定线及平面线形设计计算，纵断面设计计算，横断面设计计算，横断面设计计算，路面结构设计计算及相关构造物设计计算。由于本人理论知识有限,实际工作经验的不足，能力和水平有限等多方面原因,在设计中难免会出现不足之处,,希望各位领导、老师、同学给予指正。第一章平面设计计算1.1平曲线设计指标与要求道路是一个带状构造物，它的中线是一条空间曲线，一般所说的路线是指道路中线。道路中线在水平面上的投影称为路线的平面。路线设计是指确定路线空间位置和几何尺寸的工作。1.1.1平面线形的三要素平面线形的三要素：直线，圆曲线，缓和曲线。直线线形的曲率为零，直线是平面线形中的基本线形；圆曲线线形的曲率为常数，圆曲线是最常用的基本线形；缓和曲线线形的曲率为变数，缓和曲线是设置在直线与圆曲线间或不同半径的两圆曲线之间，它的作用是缓和人体感到的离心加速度的急剧变化，使驾驶员容易做到匀顺地操作方向盘，提高视觉的平顺度，保持线形。 1.1.2平面三要素的设计要求直线的设计原则：公路线性应与地形相适应，与景观相协调，直线的最大长度应有所限制，当采用长的直线线形时，为弥补景观单调的缺陷，应结合具体情况采取相应的技术措施。圆曲线最小半径包括极限最小半径、一般最小半径、不设超高的最小半径。圆曲线最小半径应符合《公路工程技术标准》JTGB01-2003中表3.0.14“圆曲线最小半径”的规定；选用圆曲线半径时，在地形条件允许的前提下，应尽量采用大半径曲线，使行车舒适，但过大的半径对测设和施工不利，《公路路线设计规范》规定，圆曲线最大半径不超过10000m为宜。《公路路线设计规范》按6s行程长度制定了平曲线最小长度指标，规定：二级公路设计速度为60Km/h时，平曲线最小长度为100m。为避免造成视觉错误、保证行车安全，在进行平曲线设计时应避免设置小于7度的转角。表1-1平面设计技术指标表设计指标规范值采用值设计车速（km/h）6060平曲线一般最小半径（m）200200平曲线极限半径（m）125125平曲线最小长度（m）100100缓和曲线最小长度（m）50501.2平曲线几何元素计算公式1.2.1单交点对称基本型曲线如图1-1所示。 图1-1单交点对称基本型曲线计算示意图ZH（桩号）=JD（桩号）－THY（桩号）=ZH（桩号）＋YH（桩号）=HY（桩号）＋HZ（桩号）=YH（桩号）＋QZ（桩号）=HZ（桩号）－L/2JD（桩号）=QZ（桩号）＋J/2式中T——总切线长(m)； L——总曲线长(m)；LY——圆曲线长(m)；E——外距(m)；J——较正值(m)；R——主曲线半径(m)；α——路线转角（度）；β0——缓和曲线终点处的缓和曲线角；ΔR——设缓和曲线后，主圆曲线的内移值(m)；q——缓和曲线切线增长值(m)；——缓和曲线长度(m)。1.3平曲线各交点几何元素计算1.3.1JD25的曲线要素计算JD25为单交点对称基本型曲线。JD25的桩号为K14＋919.599，α=22°6"9""，R=350m，=70m；(1)求曲线要素(2)求主点桩号ZH=JD－T=K14＋919.559－103.460=K14+816.099HY=ZH＋=K14+816.099＋70=K14+886.099 YH=HY＋=K14+886.099＋65.016=K14+951.115HZ=YH＋=K14+951.115＋70=K15+021.115QZ=HZ－L/2=K15+021.115－205.016/2=K15+021.115JD=QZ＋J/2=K14+918.607＋1.904/2=K14+919.599校核无误；(3)手算与计算机输出结果对比手算所求主点桩号与计算机计算输出主点桩号最大差值为0，计算结果无误。1.3.2JD26的曲线要素计算JD26为双交点曲线。JD26的虚焦点桩号为K15+512.006，，R=200m，=70m；(1)求曲线要素(2)求主点桩号ZH=JD－T=K15+512.006－94.779=K15+417.227HY=ZH＋=K15+417.227＋70=K15+487.227YH=HY＋=K15+487.227＋45.686=K15+532.913HZ=YH＋=K15+532.913＋70=K15+602.913 QZ=HZ－L/2=K15+602.913－185.686/2=K15+510.070JD=QZ＋J/2=K15+510.070＋3.873/2=K15+512.006校核无误；(3)手算与计算机输出结果对比手算所求主点桩号与计算机计算输出主点桩号最大差值为0，计算结果无误。1.3.3JD27的曲线要素计算JD27为双交点曲线。JD27的虚焦点桩号为K16+199.720，，R=150m，=70m；(1)求曲线要素(3)求主点桩号ZH=JD－T=K16+199.720－134.951=K16+064.769HY=ZH＋=K16+064.769＋70=K16+134.769YH=HY＋=K16+134.769＋105.174=K16+239.944HZ=YH＋=K16+239.944＋70=K16+309.944QZ=HZ－L/2=K16+309.944－245.174/2=K16+187.356JD=QZ＋J/2=K16+187.356＋24.727/2=K16＋199.720校核无误; (3)手算与计算机输出结果对比手算所求主点桩号与计算机计算输出主点桩号最大差值为0，计算结果无误。1.3.4JD28的曲线要素计算JD28为单交点对称基本型曲线。JD28的桩号为K16＋780.485，α=29°18"42""，R=350m，=70m；(1)求曲线要素(2)求主点桩号ZH=JD－T=K16+780.485－126.673=K16+653.812HY=ZH＋=K16+653.812＋70=K16+723.812YH=HY＋=K16+723.812＋109.055=K16+832.867HZ=YH＋=K16+832.867＋70=K16+902.867QZ=HZ－L/2=K16+902.867－249.055/2=K16+778.339JD=QZ＋J/2=K16+778.339＋4.292/2=K16+780.485校核无误;(3)手算与计算机输出结果对比手算所求主点桩号与计算机计算输出主点桩号最大差值为0.001，计算结果无误。 1.3.5JD29的曲线要素计算JD29为单交点对称基本型曲线。JD28的桩号为K17＋438.453，α=32°28"24""，R=250m，=60m；(1)求曲线要素(2)求主点桩号ZH=JD－T=K17+438.453－102.965=K17+754.919HY=ZH＋=K17+754.919＋60=K17+395.448YH=HY＋=K17+395.448＋81.692=K17+477.179HZ=YH＋=K17+477.179＋60=K17+537.179QZ=HZ－L/2=K17+537.179－201.692/2=K17+436.333JD=QZ＋J/2=K17+436.333＋4.239/2=K17+438.453校核无误;(3)手算与计算机输出结果对比手算所求主点桩号与计算机计算输出主点桩号最大差值为0，计算结果无误。 1.3.6JD30的曲线要素计算JD30为单交点对称基本型曲线。JD30的桩号为K18＋079.824，α=21°36"24""，R=300m，=65m；(1)求曲线要素(2)求主点桩号ZH=JD－T=K18+079.824－51.375=K17+989.979HY=ZH＋=K17+989.979＋65=K18+054.979YH=HY＋=K18+054.979＋48.132=K18+103.111HZ=YH＋=K18+103.111＋65=K18+168.111QZ=HZ－L/2=K18+168.111－178.132/2=K18+079.045JD=QZ＋J/2=K18+079.045＋1.558/2=K18+079.824校核无误;(3)手算与计算机输出结果对比手算所求主点桩号与计算机计算输出主点桩号最大差值为0，计算结果无误。1.4手算与计算机输出结果误差说明 手算时采用计算机输出的交点桩号作为手算主点桩号的基础，按照平曲线几何要素的计算方法进行计算，将手算所得的主点桩号与计算机输出的主点桩号进行比较，主点桩号的最大差值为±0.001m，误差最大百分率为0.0002%，误差很小，可以忽略不计。形成误差的主要原因是手算与计算机输出结果在计算过程中所取的精度不同，所导致的累积误差。 第二章纵断面设计计算2.1纵断面设计要求及指标：2.1.1公路纵坡设计的一般要求Ⅰ纵坡的设计必须符合《标准》、《公路路线设计规范》关于纵坡的有关规定；Ⅱ纵面线形应与地形相适应，设计成视觉连续、平顺而圆滑的线形，并重视平纵面线形的组合；Ⅲ山岭、重丘地形的沿河线，应尽量采用平缓的纵坡，坡度不宜大于6%；越岭线的纵坡应力求均匀，应尽量不采用极限或接近极限的坡度，更不宜连续采用极限长度的纵坡夹短距离缓坡地纵坡线形，越岭展线不应设置反坡；Ⅳ应尽量减少深路堑和高填方，以保证纵坡设计中的路基稳定；Ⅴ纵坡设计应结合自然条件综合考虑；Ⅵ纵坡设计应结合道路沿线的实际情况和具体条件进行设计。2.1.2竖曲线设计要求（1）竖曲线设计的一般要求Ⅰ宜选用较大半径的竖曲线半径；Ⅱ同向竖曲线应避免“断臂曲线”；Ⅲ反向曲线间，一般由直坡段连接，也可以径向连接；Ⅳ竖曲线设置应满足排水需要；Ⅴ平曲线与竖曲线的组合满足“平包竖”的原则。（2）竖曲线半径的选择主要应考虑以下因素Ⅰ选择半径应符合规范中所规定的竖曲线的最小半径和最小长度的要求；Ⅱ在不过分增加土石方工程量的情况下，宜采用较大的竖曲线半径；Ⅲ结合纵断面起伏的情况和标高控制要求，确定合适的外距值，按外距控制选择半径； Ⅳ考虑相邻竖曲线的连接限制曲线长度，按切线长度选择半径；Ⅴ过大的竖曲线半径将使竖曲线过长，从施工和排水来看都是不利的，选择半径时应注意；Ⅵ对夜间行车交通量较大的路段考虑路灯照射方向的改变，使前灯照射范围受到限制，选择半径时应适当加大，以使其有较长的照射距离。2.1.3纵断面设计指标表2-1纵断面设计技术指标设计指标规范值采用值设计指标规范值采用值设计车速（km/h）6060凹曲线一般最小半径(m)15002400最大纵坡限制值（%）65凸曲线一般最小半径(m)20003800最小纵坡限制值（%）0.30.3竖曲线最小长度(m)50112.8纵坡最大长度（m）800600纵坡最小长度（m）1502302.2纵断面设计2.2.1竖曲线设计计算要素汇总（1）变坡点：纵断面上两相邻不同坡度线的交点称为变坡点。（2）坡度差（角）：相邻两坡度线的交角用坡度差“ω”表示，用“i1”、“i2”分别表示两相邻坡段的坡度值，上坡为正，下坡为负；ω为正，变坡点在竖曲线下方，竖曲线开口向上，称为凹形竖曲线；ω为负，变坡点在竖曲线上方，竖曲线开口向下，称为凸形竖曲线。坡度差计算公式：ω=i2－i12.2.2竖曲线几何要素计算公式竖曲线基本要素示意图，如图3-1所示。 图3-1竖曲线基本要素示意图竖曲线长：曲线切线长：外距：（1）竖曲线上任意点纵距y的计算任意点纵距y：式中y——计算点纵距；x——计算点桩号与竖曲线起点（或竖曲线终点）的桩号差；（2）竖曲线起起讫桩号的计算①竖曲线起点桩号计算公式：起点桩号=变坡点桩号－切线长②竖曲线终点桩号计算公式：终点桩号=变坡点桩号＋切线长（3）竖曲线上任意点设计标高的计算①切线高程的计算：式中H1——变坡点标高（m）; H0——计算点切线高程（m）;i——纵坡坡度。②设计高程的计算：式中H——设计标高（m）；“”——当为凹形竖曲线时取“+”，当为凸形竖曲线时取“－”。纵断面设计采用数值，如表4-2。表2-2纵坡设计表坡段ⅠⅡⅢⅣⅤ坡长（m）510920600230740坡度（%）1.70.351.52.8622.3竖曲线几何要素设计计算2.3.1变坡点D1的设计计算变坡点D1的桩号K15＋510，变坡点高程1624.600m，两相邻纵坡分别为i1=1.7%，i2=0.3%，竖曲线半径为13300m。如图4-2所示。图3-2变坡点D1计算示意图 （1）坡度差ω=i2－i1=0.3%－1.7%=－1.4%ω为负，故应为凸形竖曲线。（2）竖曲线几何要素计算竖曲线长：曲线切线长：外距：（3）竖曲线起讫桩号的计算：竖曲线起点桩号=变坡点桩号－切线长=K15＋510－93.1=K15＋416.900竖曲线终点桩号=变坡点桩号＋切线长=K15＋510＋93.1=K15＋603.100（4）竖曲线上各桩号设计高程的计算：竖曲线上任意桩号设计高程的计算分为两部分：①计算切线高程：H1=H0－（T-x）i其中：H1为计算点切线高程。H0为变坡点标高，i为纵坡度。②设计高程的计算。H=H1±y其中：H为设计标高，H0为切线高程。y为纵距。凹形竖曲线时取为“+”，凸形竖曲线时取为“-”。其中：纵距。X为计算点桩号与竖曲线起点桩号之间的差值。R为竖曲线半径。例如：K15+440的高程=K15＋416.900的高程+距离坡度-纵距=1631.687+23.1×1.7%-0.020=1632.060（m） 表2-3变坡点D1的竖曲线高程桩号xy地面高程(m)设计高程（m）K15＋416.90000.0001632.2301631.687K15＋44023.1000.0201633.5501632.060K15＋46043.1000.0701633.4401632.350K15＋48063.1000.1501633.3901632.610K15＋50083.1000.2601636.5901632.840K15+52010.0000.0041637.7901633.040K15+54030.0000.0341637.1501633.210K15+56050.0000.0941636.2401633.350K15+58070.0000.1841634.5201633.460K15+60080.0000.2411637.5001633.540K15+603.10093.1000.3261637.1091633.5492.3.2变坡点D2的设计计算变坡点D2的桩号K16＋430.000，变坡点高程1636.030m，两相邻纵坡分别为i1=0.3%，i2=5%，竖曲线半径为2400m。如图4-3所示。 图3-3变坡点D1计算示意图（1）坡度差ω=i2－i1=5%-0.3%=4.7%ω为正，故应为凹形竖曲线。（2）竖曲线几何要素计算竖曲线长：曲线切线长：外距：（3）竖曲线起讫桩号的计算竖曲线起点桩号=变坡点桩号－切线长=K16＋430.000－56.4=K16＋373.600竖曲线终点桩号=变坡点桩号＋切线长=K16＋430.000＋56.4=K16＋486.400（4）竖曲线上各桩号设计高程的计算竖曲线上任意桩号设计高程的计算分为两部分： ①计算切线高程：H1=H0－（T-x）i其中：H1为计算点切线高程。H0为变坡点标高，i为纵坡度。②设计高程的计算。H=H1±y其中：H为设计标高，H0为切线高程。y为纵距。凹形竖曲线时取为“+”，凸形竖曲线时取为“-”。其中：纵距。X为计算点桩号与竖曲线起点桩号之间的差值。R为竖曲线半径。例如：K16+380的设计高程=K16＋373.600的设计高程+距离坡度+纵距=1635.861+6.4×0.3%+0.009=1632.060（m）表2-4变坡点D2的竖曲线高程桩号xy地面高程(m)设计高程（m）K16+373.6000.0000.0001637.3441635.861K16+380.0006.4000.0091637.8301635.889K16+400.00026.4000.1451636.1801636.085K16+410.00036.4000.2761632.9201636.246K16+440.00046.4000.4491635.2301636.979K16+460.00026.4000.1451637.2401637.675K16+480.0006.4000.0091639.6501638.539 K16+486.4000.0000.0001639.2061656.8502.3.3变坡点D3的设计计算变坡点D3的桩号K17＋030.000，变坡点高程1666.030m，两相邻纵坡分别为i1=5%，i2=1.5%，竖曲线半径为3800m。如图4-4所示。图3-4变坡点D3计算示意图（1）坡度差ω=i2－i1=1.5%－5%=－3.5%ω为负，故应为凸形竖曲线。（2）竖曲线几何要素计算竖曲线长：曲线切线长： 外距：（3）竖曲线起讫桩号的计算竖曲线起点桩号=变坡点桩号－切线长=K17＋030.000－66.5=K16＋963.500竖曲线终点桩号=变坡点桩号＋切线长=K17＋030.000＋66.5=K17＋096.500（4）竖曲线上各桩号设计高程的计算竖曲线上任意桩号设计高程的计算分为两部分：①计算切线高程：H1=H0－（T-x）i其中：H1为计算点切线高程。H0为变坡点标高，i为纵坡度。②设计高程的计算。H=H1±y其中：H为设计标高，H0为切线高程。y为纵距。凹形竖曲线时取为“+”，凸形竖曲线时取为“-”。其中：纵距。X为计算点桩号与竖曲线起点桩号之间的差值。R为竖曲线半径。例如：K16+980的设计高程=K16＋963.500的设计高程+距离坡度-纵距=1662.705+16.5×5.0%-0.036=1663.494（m）表2-5变坡点D3的竖曲线高程桩号xy地面高程（m）设计高程（m）K16+963.5000.0000.0001662.8721662.705K16+980.00016.5000.0361665.3301663.494K17+000.00036.5000.1751664.3201664.355K17+020.00056.5000.4201665.2901665.110K17+030.00066.5000.5821666.7401665.448 K17+040.00056.5000.4201669.4601665.760K17+060.00036.5000.1751664.5901666.305K17+080.00016.5000.0361665.3301666.744K17+096.5000.0000.0001665.2481667.0272.3.4变坡点D4的设计计算变坡点D4的桩号K17＋260.000，变坡点高程1669.480m，两相邻纵坡分别为i1=1.5%，i2=2.862%，竖曲线半径为9000m。如图4-5所示。图3-5变坡点D4计算示意图（1）坡度差ω=i2－i1=2.862%－1.5%=1.362%ω为正，故应为凹形竖曲线。（2）竖曲线几何要素计算竖曲线长：曲线切线长： 外距：（3）竖曲线起讫桩号的计算竖曲线起点桩号=变坡点桩号－切线长=K17＋260.000－61.297=K17＋198.703竖曲线终点桩号=变坡点桩号＋切线长=K17＋260.000＋61.297=K17＋321.297（4）竖曲线上各桩号设计高程的计算竖曲线上任意桩号设计高程的计算分为两部分：①计算切线高程：H1=H0－（T-x）i其中：H1为计算点切线高程。H0为变坡点标高，i为纵坡度。②设计高程的计算。H=H1±y其中：H为设计标高，H0为切线高程。y为纵距。凹形竖曲线时取为“+”，凸形竖曲线时取为“-”。其中：纵距。X为计算点桩号与竖曲线起点桩号之间的差值。R为竖曲线半径。例如：K17+220的设计高程=K17＋198.703的设计高程+距离坡度+纵距=1668.561+21.297×1.5%+0.025=1668.905（m）表2-6变坡点D4的竖曲线高程桩号xy地面高程（m）设计高程（m）K17+198.7030.0000.0001669.4041668.561K17+220.00021.2970.0251667.3401668.905K17+240.00041.2970.0951670.3301669.275K17+260.00061.2970.2091671.1601669.689K17+280.00041.2970.0951672.5401670.147 K17+300.00021.2970.0251674.1601670.650K17+320.0001.2970.0001673.2101671.197K17+321.2970.0000.0001672.6501671.234 第三章超高加宽设计计算3.1超高加宽设计注意事项3.1.1超高缓和段设计应注意的问题①超高缓和段长度一般应采用5的倍数，并不小于10m；②当线形设计须采用较长的回旋线时，横坡度由2%（或1.5%）过渡到0%路段的超高渐变率不得小于1/330。③超高的过渡段应在回旋线全长范围内进行，但当超高渐变率过小时（为保证排水），只设在该回旋线的某一区段范围内。3.1.2加宽缓和段设计应注意的问题①公路《标准》规定，平曲线半径等于或小于250m时，应在平曲线内测加宽。本次设计双车道路面采用一类加宽，加宽值见表5-2；②在不设缓和曲线或超高缓和段时，加宽缓和段长度应按渐变率1：15且不小于10m的要求设置；③设置缓和曲线或超高缓和段时，加宽缓和段采用与缓和曲线或超高缓和段长度相同的数值；④不设缓和曲线，加宽缓和段长度应取超高缓和段长度，其渐变率不小于1：15，且长度不小于10m；⑤在加宽缓和段内，加宽是逐渐变化的，其过度方式按直线比例变化。3.1.3与超高加宽有关的术语超高：为抵消车辆在曲线路段上行驶时所产生的离心力，在该路段横断面上设置的外侧高于内侧的单向横坡，称之为超高。超高值：超高缓和段上各横断面处的路基外缘和内缘与路基设计标高之差。超高缓和段：从直线段的双向横坡渐变到圆曲线具有超高单向横坡的过渡段。加宽 ：为适应汽车在平曲线上行驶时，后轮轨迹偏向曲线内侧的需要，在平曲线内侧相应增加的路面、路基宽度称为曲线加宽，又称为弯道加宽。加宽缓和段：为了使路面和路基均匀变化，设置一段从加宽值为零逐渐加宽到全加宽的过渡段，称之为加宽缓和段。中轴旋转：设计公路超高的过渡方式是采用绕行车道中线旋转，简称中轴旋转。3.2超高加宽设计技术指标3.2.1边轴旋转超高计算公式汇总表3-1边轴旋转超高公式计算表超高位置计算公式注圆曲线上外缘1、计算结果均为与设计高之高差 2、临界断面距缓和段起点：3、X距离处的加宽值：中缘内缘过渡段上外缘中缘内缘其中：b——路面宽度(m)；a——路肩宽度(m)；ig——路拱坡度；ij——路肩横坡；Lc——超高缓和段长度（或缓和曲线长度）(m)；L0——路肩横坡由ij变为ig所需距离，一般可取1.0m；x0——与路拱同坡度单向超高点至超高缓和段起点的距离(m)；x——超高缓和段上任一点至起点的距离(m)；hc——路基外缘最大抬高值(m)；hc＇——路中线最大抬高值(m)；hc＇＇——路基内缘最大降低值(m)；hcx——x距离处路基外缘抬高值(m)；hcx＇——x距离处路中线抬高值(m)；hcx＇＇——x距离处路基内缘降低值(m)；BJ——路基加宽值(m)；BJx——x距离处路基加宽值(m)； 3.2.2双车道公路的超高缓和段长度计算公式式中：Lc——超高缓和段长度(m)；B——旋转轴至行车道（设路缘带时为路缘带）外侧边缘的宽度(m)；p——超高渐变率（附加纵坡），即旋转轴线与行车道（设路缘带时为路缘带）外侧边缘线之间相对升降的比率。Δi——超高坡度与路拱坡度的代数差(%)。对绕中线旋转：3.3超高加宽设计计算公路《标准》规定，平曲线半径等于或小于250m时应在平曲线内侧加宽，加宽值见表5-2。表3-2公路平曲线加宽加宽类别圆曲线半径汽车轴距加前悬250～200＜200～150＜150～100＜100～70＜70～50＜50～30＜30～25＜25～20＜20~15150.40.60.81.01.21.41.82.22.5280.60.70.91.21.52.0———35.2+8.80.81.01.52.02.5————因为本次设计采用一类加宽。 3.3.1JD25的超高与加宽计算JD25平曲线半径为R=350m，故需进行超高计算，不需要进行加宽计算。JD25范围内的采用值:=2.5%，=5%，=1.5%，p=1/125，a=1.5m，b=7m;(1)超高缓和段长度的计算：超高缓和段长度一般应采用5的倍数，并不小于10m，而=70m，故取=70m(2)超高计算a.圆曲线上：外缘：中线：内缘：b.过渡段上：超高缓和段上任一点至起点的距离x=0时：中线：内缘：超高缓和段上任一点至起点的距离=20时： 内缘表3-3JD25的超高加宽值（单位：m）交点特征点桩号x加宽值超高值外缘hcx中线hcx＇内缘hcx＂JD25ZHK14+816.09900.0000.0150.0900.015K14+836.099200.0000.1470.0900.015HYK14+886.099700.0000.4780.213-0.038QZK14+918.6070.0000.4780.213-0.038YHK14+951.115700.0000.4780.213-0.038K15+001.115200.2860.1470.0900.015HZK15+021.11500.0000.0150.0900.0153.3.2JD26的超高与加宽计算JD26平曲线半径为R=200m，故需进行超高加宽计算。JD26范围内的采用值:=2.5%，=7%，=1.5%，p=1/125，a=1.5m，b=7m;(1)超高缓和段长度计算超高缓和段长度一般应采用5的倍数，并不小于10m，而=70m，故取=70m (2)加宽计算查“公路平曲线加宽表5-2”：JD26平曲线加宽值取Bj=0.4。再按直线比例变化可求得加宽缓和段上任一点的加宽值：(3)超高计算a.圆曲线上：外缘：中线：内缘：b.过渡段上：超高缓和段上任一点至起点的距离x=0时：中线：内缘：超高缓和段上任一点至起点的距离=20时：：中线： 表3-4JD26的超高加宽值（单位：m）交点特征点桩号x加宽值超高值外缘hcx中线hcx＇内缘hcx＂JD26ZHK15+417.22700.0000.0150.0900.015K15+437.227200.1140.1470.0900.013HYK15+487.277700.4000.6480.283－0.068QZK15+510.0700.4000.6480.283－0.068YHK15+532.913700.4000.6480.283－0.068K15+582.913200.1140.1470.0900.013HZK15+602.91300.0000.0150.0900.0153.3.3JD27的超高与加宽计算JD27平曲线半径为R=150m，故需进行超高加宽计算。JD27范围内的采用值:=2.5%，=8%，=1.5%，p=1/125，a=1.5m，b=7m;(1)超高缓和段长度计算超高缓和段长度一般应采用5的倍数，并不小于10m，取=70m(2)加宽计算查“公路平曲线加宽表5-2”：JD23平曲线加宽值取Bj=0.6。 再按直线比例变化可求得加宽缓和段上任一点的加宽值：(3)超高计算a.圆曲线上：外缘：中线：内缘：b.过渡段上：超高缓和段上任一点至起点的距离x=0时：中线：内缘：超高缓和段上任一点至起点的距离=30时：中线 表3-5JD27的超高加宽值（单位：m）交点特征点桩号x加宽值超高值外缘hcx中线hcx＇内缘hcx＂JD27ZHK16+064.76900.0000.0150.0900.015K16+094.769300.2570.3230.158－0.023HYK16+134.769700.4000.7330.318－0.131QZK16+187.3570.4000.7330.318－0.131YHK16+239.944700.4000.7330.318－0.131K16+279.944300.1140.3230.158－0.023HZK16+309.94400.0000.0150.0900.0153.3.4JD28的超高与加宽计算JD28平曲线半径为R=350m，故需进行超高计算，不需要进行加宽计算。JD28范围内的采用值：=2.5%，=5%，=1.5%，p=1/125，a=1.5m，b=7m； (1)超高缓和段长度计算超高缓和段长度一般应采用5的倍数，并不小于10m，取=70m(2)超高计算a.圆曲线上：外缘：中线：内缘：b.过渡段上：超高缓和段上任一点至起点的距离x=0时：中线：内缘：超高缓和段上任一点至起点的距离=30时： 表3-6JD28的超高加宽值（单位：m）交点特征点桩号x加宽值超高值外缘hcx中线hcx＇内缘hcx＂JD28ZHK16+653.81200.0000.0150.0900.015K16+683.812300.0000.2130.1130.005HYK16+723.812700.0000.4780.213－0.038QZK16+778.3390.0000.4780.213－0.038YHK16+832.866700.0000.4780.213－0.038K16+872.866300.0000.2130.1130.005HZK16+902.86600.0000.0150.0900.0153.3.5JD29的超高与加宽计算JD29平曲线半径为R=250m，故需进行超高加宽计算。JD29范围内的采用值:=2.5%，=6%，=1.5%，p=1/125，a=1.5m，b=7m;(1)超高缓和段长度计算超高缓和段长度一般应采用5的倍数，并不小于10m，取=60m(2)加宽计算 查“公路平曲线加宽表5-2”：JD29平曲线加宽值取Bj=0.4。再按直线比例变化可求得加宽缓和段上任一点的加宽值：(3)超高计算a.圆曲线上：外缘：中线：内缘：b.过渡段上：超高缓和段上任一点至起点的距离x=0时：中线：内缘：超高缓和段上任一点至起点的距离=40时：外缘： 中线：内缘：表3-7JD29的超高加宽值（单位：m）交点特征点桩号x加宽值超高值外缘hcx中线hcx＇内缘hcx＂JD29ZHK17+335.48800.0000.0150.0900.015K17+375.488400.2670.3800.178－0.033HYK17+395.488600.4000.5630.248－0.077QZK17+436.3330.4000.5630.248－0.077YHK17+477.179600.4000.5630.248－0.077K17+497.179400.2670.3800.178－0.033HZK17+537.17900.0000.0150.0900.0153.3.6JD30的超高与加宽计算JD30平曲线半径为R=300m，故需进行超高计算，不需要进行加宽计算。JD30范围内的采用值:=2.5%，=5%，=1.5%，p=1/125，a=1.5m，b=7m; (1)超高缓和段长度计算超高缓和段长度一般应采用5的倍数，并不小于10m，取=65m(2)超高计算a.圆曲线上：外缘：中线：内缘：b.过渡段上：超高缓和段上任一点至起点的距离x=0时：中线：内缘：超高缓和段上任一点至起点的距离=35时：外缘： 中线：内缘：表3-8JD30的超高加宽值（单位：m）交点特征点桩号x加宽值超高值外缘hcx中线hcx＇内缘hcx＂JD30ZHK16+064.76900.0000.0150.0900.015K16+094.769350.0000.3100.151－0.013HYK16+134.769650.0000.5630.248－0.011QZK16+187.3570.0000.5630.248－0.053YHK16+239.944650.0000.5630.248－0.053K16+279.944300.0000.2860.143－0.013HZK16+309.94400.0000.0150.0900.015第四部分挡土墙设计4.1挡土墙设计注意事项 挡土墙是用来支撑天然边坡或人工填土边坡以保持土体稳定的建筑物。按照墙体的设置位置，挡土墙可分为路肩墙、路堤墙和山坡墙等类型。4.1.1挡土墙的布置路堑挡土墙大多设在边沟旁。山坡挡土墙应设在基础可靠处，墙的高度应保证墙后墙顶以上边坡的稳定。当路肩墙与路堤墙的墙高或截面圬工数量相近，基础情况相似时，应优先选用路肩墙，并按路基宽布置挡土墙位置，因为路肩挡土墙可充分收缩坡脚，大量减少填方和占地。若路堤墙的高度或圬工数量比路肩墙显著降低，而且基础可靠时，宜选用路堤墙，并作经济比较后确定墙的位置。沿河堤设置挡土墙时，应结合河流情况来布置，注意设墙后仍保持水流顺畅，不致挤压河道而引起局部冲刷。（1）挡土墙的纵向布置挡土墙纵向布置在墙趾纵断面图上进行，布置后绘成挡土墙正面图。布置的内容有：确定挡土墙的起讫点和墙长，选择挡墙与路基或其它结构物的衔接方式。路肩挡土墙端部可嵌入石质路堑中，或采用锥坡与路堤衔接，与桥台连接时，为了防止墙后填土从桥台尾端与挡土墙连接处的空隙中溜出，需在台尾与挡土墙之间设置隔墙及接头墙。路堑挡土墙在隧道洞口应结合隧道洞门，翼墙的设置做到平顺衔接；与路堑边坡衔接时，一般将墙高逐渐降低至2m以下，使边坡坡脚不致伸入边沟内，有时也可以横向端墙连接。按地基及地形情况进行分段，确定伸缩缝与沉降缝的位置。布置各段挡土墙的基础。墙趾地面有纵坡时，挡土墙的基底宜做成不大于5%的纵坡。但地基为岩石时，为减少开挖，可沿纵向做成台阶，台阶尺寸视纵坡大小而定，但其高宽比不宜大于1：2。布置泻水孔的位置，包括数量、间隔和尺寸等。（2）挡土墙的横向布置横向布置，选择在墙高最大处，墙身断面或基础形式有变异处以及其它 基础不利处进行。根据墙型、墙高及地基与填料的物理力学指标等设计资料，进行挡土墙设计或套用标准图，确定墙身断面、基础形式和埋置深度，布置排水设施等，并绘制挡土墙横断面图。（3）挡土墙的平面布置对于个别复杂的挡土墙，如高而长的沿河曲线挡土墙，应作平面布置，绘制平面图，标明挡土墙还应绘出河道及水流方向，防护与加固工程等。4.1.2基础埋置深度①对于土质地区，基础埋置深度应符合下列要求：无冲刷时，应在天然地面以下至少1m；有冲刷时，应在局部冲刷线以下至少1m；对于岩石地基，应清除表面风化层；当风化层较厚难以全部清除时，可根据地基的风化程度及其容许承载力将基底埋入风化层中；墙趾前地面横坡较大时，应留出足够的襟边宽度，以防止地基剪切破坏。②当位于地质不良地段，地基土内可能出现滑动面时，应进行地基抗滑稳定性验算，将基础底面埋置在滑动面以下或采用其它措施，以防止挡土墙滑动。③在风化层不厚的硬质岩石地基上，基底一般应置于基岩表面风化层以下；在软质岩石地基上，基底最小埋置深度不小于1m。4.1.3排水设施①挡土墙应设置排水措施，以疏干墙后土体和防止地面水下渗，防止墙后积水形成静水压力，减少寒冷地区回填土的冻胀压力，消除粘性土填料浸水后的膨胀压力。②排水措施主要包括：设置地面排水沟，引排地面水；夯实回填土顶面和地面松土，防止雨水及地面水下渗，不要时可加设铺砌；对路堑挡土墙墙趾前的边沟应予以铺砌加固，一防止边沟水渗入基础；设置墙身泄水孔，排除墙后水。③浆砌片石墙身应在墙前地面以上设一排泄水孔。墙高时，可在墙上部加设一排汇水孔。排水孔的出口应高出墙前地面0.3m ；若为路堑墙，应高出边沟水位0.3m；若为浸水挡土墙，应高出常水位0.3m。为防止水分渗入地基，下排泄水孔进水口的底部应铺设30cm厚的粘土隔水层。泄水孔的进水口部分应设置粗粒料及滤层，以免孔道阻塞。4.1.4沉降逢与伸缩缝为避免因地基不均匀沉降而引起墙身开裂，需根据地质条件的变异和墙高，墙身断面的变化情况设置沉降缝。为了防止圬工砌体因收缩和温度变化而产生裂缝，应该设置伸缩缝。设计时，一般将沉降缝与伸缩缝合并设置，沿路线方向每隔10～15m设置一道，缝宽2cm，缝内一般可用胶泥填塞，但在渗水量大，填料容易流失或冻害严重地区，则宜用涂以沥青的木板或麻布等具有弹性的材料，沿内、外、顶三方填塞，填深不宜小于0.15m。4.2挡土墙设计计算4.2.1挡土墙类型的选择本设计为二级公路，路基宽为10米，根据各路段的原地面横坡、地质及材料供应情况，为保证其路基的稳定性，拟在K15＋060～K15＋080，K15＋340～K15＋350，K15＋620～K15＋740，K15＋760～K15＋800，K16＋060～K16＋080，K16＋120～K16＋140，K16＋185～K16＋260，K16＋300～K16＋310，K16＋720～K16＋800，K16+820～K16+900，K16+920～K16+940，K17+080～K17+090，K17+230～K17+250，K17+470～K17+540这14段路基路段设置挡土墙；因为这14段路基填方高度比较高，并且横断面地面坡度大，或者是填方坡度小于横断面地面坡度，横断面地面线与填方边坡坡线无法相交。考虑到路基的稳定性，所以必须设置挡土墙，挡墙长度为545米。根据路基横断面图，以路堤墙和路肩墙在路基横断面上进行初步布置和对工程数量进行估算后可知：路堤墙与路肩墙相比，圬工数量较少，填方量有所增加，能够有效利用挖余的土方量，并且降低了挡土墙的高度。初步拟定为重力式挡土墙，以重力式和衡重式作比较：虽然重力式断面尺寸较衡重式大，但是因墙面比衡重式的容易施工，可降低成本，提高施工进度，因此决定选用重力式挡土墙。今取其中K16＋820～K16＋90 0这一段进行设计与计算，因为这段的挡墙横断面最高。4.2.2挡土墙基本设计资料和技术要求①土壤地质情况：地质状况为粉质粘土夹石及风化板岩，地基容许承载力为350KPa，基底摩擦系数为0.35；②墙背填料：填料容重18KN/m3，填料的内摩擦角，墙背与填料间的摩擦角，粘聚力系数：，容许承载力：；③墙体材料：25号砂浆，10号砂浆砌片石，砌体容重：，容许压应力为：，容许剪应力为：，容许拉应力为：④计算荷载：公路－II级；⑤稳定系数：抗滑稳定系数，抗倾覆稳定系数。4.2.3基础形式和埋深确定《公路路基设计规范》JTGD30-2004中5.4.3条规定：软质岩石，基础最小埋置深度1.00m，基础距离地表水平距离1.00～2.00m。结合挡土墙墙身高度、地基承载力的实际情况,选用一般基础形式；埋置深度按最小1.00m，基础距离地表水平距离最小1.00m。4.2.4挡土墙尺寸拟定根据挡土墙的断面布置，该挡土墙的墙高H=10.01m，填土高为a=3.28m,墙顶宽0.6m，墙背俯斜1：0.6，即tana=0.6，墙身分段长度为10m，墙面坡度1：0.05，其余的具体尺寸见图挡土墙断面尺寸示意图5-1。 图4-1挡土墙断面尺寸示意图4.3挡土墙计算4.3.1车辆荷载计算《公路工程技术标准》（JTGB01－2003）6.0.1条规定：挡土墙土压力的计算采用车辆荷载，车道荷载与车辆荷载作用不得叠加。《公路路基设计规范》（JTGD30－2004）5.4.2第11规定：车辆荷载引起的附加侧压力，采用规定附加荷载强度加以换算为土层厚度的方法，附加荷载强度仅以墙高作为取值参数，故在基本可变荷载中不分列计算荷载、验算荷载，也不划分车辆荷载等级；车 辆荷载作用在挡土墙背填土上所引起的附加土体侧压力，可换算成等代均布土层厚度计算(挡土墙墙高为10.01)：式中h0——换算土层厚度；γ——墙背填土的重度(KN/m3)；q——车辆荷载附加荷载强度，墙高小于2，取20KN/m2；墙高大于10，取10KN/m2；墙高在2～10m之间时，附加荷载强度用直线内插法计算；作用于墙顶或者墙后填土上的人群荷载强度规定为3KN/m2；作用于挡土墙栏杆顶的水平推力采用0.75KN/m，作用于栏杆扶手上的竖向力采用1KN/m。4.3.2破裂角计算①假设破裂角交与荷载内，则：墙背倾角；；将上面得：破裂角。①验算破裂角是否交于荷载内：墙背倾角，破裂面与垂线的夹角，即破裂角，填土高度a=3.3m，车辆外侧车轮距路面边缘的距离为d=1.1m，路肩墙边坡宽度，破坏棱体的宽度B0计算如下，挡土墙土压力计算示意图见图5-2。堤顶破裂面至墙踵：荷载内缘至墙踵：荷载外缘至墙踵：因为：-4.35<4.74<6.40，故假设正确，即破裂面交与荷载内。 图5-2挡土墙土压力计算图示4.3.3主动土压力计算基底水平投影宽度，基底到填土表面高度H=6.1m①主动土压力系数：②主动土压力： ③土压力作用点位置：4.3.4基底应力及偏心验算①以墙身与基础交界处进行验算，截面以上墙身自重为：墙身自重对点O的力臂为：②基底最大压应力及偏心验算：作用于基底的合力的法向力对O点的力臂：作用于基底的合力的偏心距e为：因为，基底出现拉应力，一般均不考虑地基能承受次拉应力，则基底应力重分布，此时确定的最大压应力为：地基土修正后的容许承载力： 式中——地基土的容许承载力，KPa，本路段；——地基土的天然容重，KN/m3；——地基土容许承载力随基础宽度的修正系数，按持力层土决定，地基容许承载力宽度、深度修正系数，查得；即基底最大压应力成立。综上所述，截面基底应力满足要求。图4-3挡土墙基地应力及合力偏心距示意图 4.3.5墙身截面强度验算（采用容许应力法）由于截面剪应力为负值，即截面不产生剪应力，所以墙身截面剪应力符合要求。综上所述，墙身截面强度验算符合规范的要求。4.3.6稳定性计算①墙体自重及其力臂计算基底截面以上墙身自重为：墙身自重对点的力臂为：基底截面以下墙身自重为：墙身自重对点的力臂为：基底截面以下墙身自重为:墙身自重对点的力臂为：挡土墙墙身总重对点弯矩之和为：挡土墙重力之和为：②抗滑稳定性验算挡土墙的抗滑稳定性是指在土压力和其他外荷载的作用下，基底摩阻力抵抗挡土墙滑移的能力。挡土墙在设置倾斜基底后的抗滑稳定系数应按下式计算： 式中——挡土墙总重力；——主动土压力的垂直和水平分力；——基底摩擦系数；——基底倾角，即基底与水平面的夹角，故此，抗滑稳定性满足要求。③抗倾覆稳定性验算：挡土墙的抗倾覆稳定性是指它抵抗墙身绕墙趾向外转动倾覆的能力。挡土墙墙身总重对点弯矩之和；主动土压力的水平分力，其对墙趾的力臂；主动土压力的垂直分力，其对墙趾的力臂；墙趾前土体的被动土压力，在计算中忽略不计。倾覆稳定系数故此，抗倾覆稳定性满足要求。综上，墙身截面满足要求，地基承载力满足要求，抗滑稳定性满足要求，抗倾覆稳定性满足要求，所有指标都满足要求，因此，该所设计的挡土墙可以用以本次设计道路。 总结与体会毕业设计是对自己四年来所学知识的一次回顾和综合检验，也是将自己所学的理论知识联系实际，运用于实践的一次很好的机会，在毕业设计的过程中，首先要对与课题密切相关的资料进行收集，整理，然后对课题进行综合地分析，深入细致地研究，在老师的指导和帮助下，结合自己所学的知识，提出问题、分析问题及找出解决问题的方法。在为期两个多月的设计过程中，我根据毕业设计任务书的工作进度安排及具体要求完成了包括公路平面、纵断面以及横断面的设计，路面结构的设计、挡墙和涵洞相关构造物的设计等，设计严格遵守相关的技术标准和规范要求，并积极向指导老师汇报设计情况。在平面、纵断面和横断面的设计，挡土墙的设计计算中也遇到了不少的问题，后来通过对多方面资料的查询以及向老师和同学请教，最终这些问题都得到了解决。通过这次毕业设计， 使我进一步巩固加深所学的基础理论和专业知识、提高了自己分析问题和解决问题的能力，培养我独立工作、独立思考并运用所学的知识解决实际工程技术问题的能力，以及对计算、绘图、实验方法、数据处理和编辑设计文件等最基本的工程实践能力的培养；使我树立起具有切合工程实际的设计思想和观点；树立起严谨、负责、实事求是、刻苦钻研、勇于探索并具有创新意识及与他人共同合作的团队精神，为以后真正走上工作岗位打下了坚实的基础。由于是初次设计，再加上缺乏经验，时间、能力和水平有限，在设计中必有许多不足，发现有错误和不完善之处，还希望老师能给予批评指正，以便进一步修正补充。参考文献【1】交通部.《公路路线设计规范》（JTGD20—2006）.北京：人民交通出版社，2006.【2】交通部.《公路工程技术标准》（JTGB01—2003）.北京：人民交通出版社，2006.【3】交通部《公路路基设计规范》（JTGD30—2004）.北京：人民交通出版社，2004.【4】交通部.《公路桥涵设计通用规范》（JTJD60—2004）.北京：人民交通出版社，2004.【5】交通部.《公路水泥混凝土路面设计规范》（JTGD40—2003）.北京：人民交通出版社，2004.【6】交通部.《公路沥青路面设计规范》（JTGD50—2006）.北京：人民交通出版社，2006.【7】交通部.《公路桥涵设计通用规范》（JTJD60—2004）.北京：人民交通出版社，2004【8】交通部.《公路路基施工技术规范》（JTJF10—2006.）北京：人民交通出版社，2004.【9】交通部.《公路排水设计规范》（JTJ018—97）北京：人民交通出版社，1997【10】交通部.《公路涵洞设计细则》（JTG/TD65－04—2007）北京：人民交通出版社，2007 【11】交通部.《公路工程抗震设计规范》（JTJ044-89）北京：人民交通出版社，1989【12】交通部.《公路桥梁抗震设计细则》（JTG/TB02-01-2008）北京：人民交通出版社，2008【13】交通部第一公路勘测设计院.《公路设计手册——路线》.北京：人民交通出版社，1987.【14】交通部第二公路勘测设计院.《公路设计手册——路基》.北京：人民交通出版社，1996.【15】周亦唐，张维全，李松青.《道路勘测设计》.重庆：重庆大学出版社，2001.【16】孙家驷，李松青.《道路设计资料集》.北京：人民交通出版社，2001.【17】《建筑工程专业英语教程》编写组.《建筑工程专业英语教程》.武汉：武汉工业大学出版社，2000.【18】徐家钰，郭忠印.《土木工程专业毕业设计指南—道路工程分册》.北京：中国水利水电出版社，2001.【19】路线设计手册编写组.《路线》.北京：人民交通出版社，1997.【20】陈胜营.《公路设计指南》.北京：人民交通出版社，2000.【21】尤晓伟.《现代道路路基路面工程》.第3版.北京：北京交通大学出版社，2010.【22】何兆益，杨锡武.《路基路面工程》（上、下）.重庆：重庆大学出版社2001.【23】梁富权，刘毓冻.《路基路面工程》.北京：人民交通出版社，1994.【24】黄晓明.《水泥路面设计》.北京：人民交通出版社，2003.【25】高速公路丛书编委会.《高速公路路面设计与施工》.北京：人民交通出版社，2001.【26】陈忠达.《公路挡土墙设计》.北京：人民交通出版社，1999.【27】张克恭，刘松玉.《土力学》.北京：中国建筑工业出版社，2001.【28】凌治平，易经武，《基础工程》（公路与城市道路、桥梁工程专业用）北京：人民交通出版社，1997；【29】王晓谋.《基础工程》.第四版.北京：人民交通出版社，2010. 【30】熊启钧.《涵洞》.北京：中国水利水电出版社，2006.附录外文翻译：外文原文：AfundamentalexplanationofthebehaviourofreinforcedconcretebeamsinflexurebasedonthepropertiesofconcreteundermultiaxialstressM.D.KotsovosDepartmentofCivilEngineering,ImperialCollegeofScienceandTechnology,London(U.K.)Thepaperquestionsthevalidityofthegenerallyacceptedviewthatforareinforcedconcretestructuretoexhibit"ductile"behaviourunderincreasingloaditisnecessaryforthestressstrainrelationshipsofconcretetohaveagraduallydescendingpost-ultimatebranch.Experimentaldataarepresentedforreinforcedconcretebeamsinbendingwhichindicatethepresenceoflongitudinalcompressivestrainsonthecompressivefaceinexcessof0.0035.Itisshownthatthesestrains,whichareessentialfor"ductile"behaviour,arecausedbyacomplexmultiaxialcompressivestateofstressbelowultimatestrengthratherthanpostultimatematerialcharacteristics.Thepresenceofacomplexstresssystemprovidesafundamentalexplanationforbeambehaviourwhichdoesnotaffectexistingdesignprocedures.1.INTRODUCTIONThe"planesections"theorynot,onlyisgenerallyconsideredtodescriberealisticallythedeformationresponseofreinforcedandprestressedconcretebeamsunderflexureandaxialload,butisalsoformulatedsothatitprovidesadesigntoolnotedforbothitseffectivenessandsimplicity[1].Thetheorydescribesanalyticallytherelationshipbetweenload-carryingcapacityandgeometriccharacteristicsofabeambyconsideringtheequilibriumconditionsatcriticalcross-sections.Compatibilityofdeformationissatisfiedbythe"planecross-sectionsremainplane"assumptionandthelongitudinalconcreteandsteelstressesareevaluatedbythematerialstress-straincharacteristics.Transversestressesandstrainsareignoredforthepurposesofsimplicity.Thestress-straincharacteristicsofconcreteincompressionareconsideredtobeadequatelydescribedbythedeformationalresponseofconcretespecimenssuchasprismsorcylindersunderuniaxialcompressionandthestressdistributioninthecompressionzoneofacross-sectionattheultimatelimitstate,asproposedbycurrent codesofpracticesuchasCP110[1],exhibitsashapesimilartothatshowninfigure1.Thefigureindicatesthatthelongitudinalstressincreaseswiththedistancefromtheneutralaxisuptoamaximumvalueandthenremainsconstant.Suchashapeofstressdistributionhasbeenarrivedatonthebasisofbothsafetyconsiderationsandthewidelyheldviewthatthestress-strainrelationshipofconcreteincompressionconsistsofbothanascendingandagraduallydescendingportion(seefig.2).Theportionbeyondultimatedefinesthepost-ultimatestresscapacityofthematerialwhich,Typicalstress-strainrelationshipforconcreteincompression.asindicatedinfigure1,isgenerallyconsideredtomakeamajorcontributiontothemaximumload-carryingcapacityofthebeam.However,arecentanalyticalinvestigationofthebehaviourofconcreteunderconcentrationsofloadhasindicatedthatthepost-ultimatestrengthdeformationalresponseofconcreteundercompressivestatesofstresshasnoapparenteffectontheoverallbehaviourofthestructuralformsinvestigated([2],[3]).Ifsuchbehaviouristypicalforanystructure,thenthelargecompressivestrains(inexcessof0.0035)measuredonthetopsurfaceofareinforcedconcretebeamatitsultimatelimitstate(seefig.1),cannotbeattributedtopost-ultimateuniaxialstress-straincharacteristics.Furthermore,sincethecompressivestrainattheultimatestrengthlevelofanyconcreteunderuniaxialcompressionisoftheorderof0.002(seefig.2),itwouldappearthatarealisticpredictionofthebeamresponseunderloadcannotbebasedsolelyontheascendingportionoftheuniaxialstress-strainrelationshipofconcrete.Inviewoftheabove,theworkdescribedinthefollowingappraisesthewidelyheldviewthatauniaxialstress-strainrelationshipconsistingofanascendingandagraduallydescendingportionisessentialfortherealisticdescriptionofthebehaviourofareinforcedconcretebeaminflexure.Resultsobtainedfrombeamssubjectedtoflexureundertwo-pointloadingindicatethatthelargestrainsexhibitedbyconcreteinthecompressionzoneofthebeamsareduetoatriaxialstateofstressratherthantheuniaxialpost-ultimatestress-straincharacteristicsofconcrete.Itisshownthattheassumptionthatthematerialitselfsuffersacompleteandimmediatelossofload-carryingcapacitywhenultimatestrengthisexceedediscompatiblewiththeobserved"ductile"structuralbehaviourasindicatedbyload-deflexionormoment-rotationrelationships.2.EXPERIMENTALDETAILS2.1.Specimens Threerectangularreinforcedconcretebeamsof915mmspanand102mmheightx51mmwidthcross-sectionweresubjectedtotwo-pointloadwithshearspansof305mm(seefig.3).Thetensionreinforcementconsistedoftwo6mmdiameterbarswithayieldloadof11.8kN.Thebarswerebentbackattheendsofthebeamssoastoprovidecompressionreinforcementalongthewholelengthoftheshearspans.Compressionandtensionreinforcementalongeachshearspanwerelinkedbyseven3.2mmdiameterstirrups.Neithercompressionreinforcementnorstirrupswereprovidedinthecentralportionofthebeams.Duetotheabovereinforcementarrangementallbeamsfailedinflexureratherthanshear,althoughtheshearspantoeffectivedepthratiowas3.Thebeams,togetherwithcontrolspecimens,werecuredunderdamphessianat20~forsevendaysandthenstoredinthelaboratoryatmosphere(20~and40%R.H.)forabout2months,untiltested.FulldetailsoftheconcretemixusedaregivenintableI.2.2.TestingLoadwasappliedthroughahydraulicramandspreaderbeaminincrementsofapproximately0.5kN.Ateachincrementtheloadwasmaintainedconstantforapproximately2minutesinordertomeasuretheloadandthedeformationresponseofthespecimens.Loadwasmeasuredbyusingaloadcellanddeformationresponsebyusingboth20mmlongelectricalresistancestraingaugesanddisplacementtransducers.Thestraingaugeswereplacedonthetopandsidesurfacesofthebeamsinthelongitud{nalandthetransversedirectionsasshowninfigure4.Thefigurealsoindicatesthepositionofthelinearvoltagedisplacementtransducers(LVDT"s)whichwereusedtomeasuredeflexionatmid-spanandattheloadedcross-sections.Themeasurementswererecordedbyanautomaticcomputer-baseddata-logger(Solatron)capableofmeasuringstrainsanddisplacementstoasensitivityof2microstrainand0.002ram,respectively.3.EXPERIMENTALRESULTSThemainresultsobtainedfromtheexperimentstogetherwithinformationessentialforabetterunderstandingofbeambehaviourareshowninfigures5to14.Figure5showstheuniaxialcompressionstressstrainrelationshipsoftheconcreteusedintheinvestigation,whereasfigures6and7showtherelationshipsbetweenlongitudinalandtransversestrains,measuredonthetopsurfaceofthebeams(a)atthecross-sectionswheretheflexurecrackswhicheventuallycausefailurearesituated(criticalsections)and(b)atcross-sectionswithintheshearspan,respectively.Figures6and7alsoincludethelongitudinalstraintransversestrainrelationshipcorrespondingtothestress-strainrelationshipsoffigure5. Figure8showsthetypicalchangeinshapeofthetransversedeformationprofileofthetopsurfaceofthebeamswithloadincreasingtofailureandfigure9providesaschematicrepresentationoftheradialforcesandstressesdevelopingwithincreasingloadduetothedeflectedshapeofthebeams.Typicalload-deflexionrelationshipsofthebeamsareshowninfigure10,whereasfigure11depictsthevariationoncriticalsectionsoftheaverageverticalstrainsmeasuredonthesidesurfacesofthebeamswiththetransversestrainsmeasuredonthetopsurface.Figure12indicatesthestrengthanddeformationresponseofatypicalconcreteundervariousstatesoftriaxialstressandfigure13presentsthetypicalcrackpatternofthebeamsatthemomentofcollapse.Finally,figure14showstheshapeofthelongitudinalstressdistributiononthecompressivezoneofacriticalsectionatfailurepredictedonthebasisoftheconceptsdiscussedinthefollowingsection.中文翻译：在多向应力作用下从混凝土的特性看受弯钢筋混凝土梁变化的一个基本试验M.D.Kotsovos伦敦皇家科学与技术学院土木工程系本文所探讨的问题是通常认为在荷载递增下钢筋混凝土结构呈现弹性状态，这必须是因为混凝土的应力-应变关系有一个逐渐递减的临界部分的真实性。试验数据显示受弯钢筋混凝土梁会在受压面的纵向压应变超出0.0035。这表明这些应变是钢筋混凝土结构的本质，它是由于一个比极限强度小的复杂多向的应力状态而不是塑性材料的特性引起的。一个复杂应力系统的存在为梁的状态提供了一个基本试验，而不是想象的一个现有设计过程。1.引言 “剖面”理论不仅是通常认为能很真实地描述钢筋混凝土梁和预应力混凝土梁在弯矩和轴向荷载下的变形，而且能确切地阐述，所以它提供了一个设计工具，因为它的有效和简单而闻名[1]。假设在临界横截面伤是均衡的，这个理论分析地描述了一个梁的承载能力和几何特性之间的关系。变形协调必须满足“水平横截面荏苒水平”的假定和纵向混凝土和钢筋的应力是通过材料的应力-应变的特性来估算的。为了简化计算，忽略横向的应力和应变。受压混凝土的应力-应变特性认为能够被混凝土试块的变形充分地描述，例如在极限的有限状态下，棱柱体或圆柱体在横截面的受压区受单轴压力和应力，就像现行规范所建议的CP110[1]，显示出一个与图1相似的形状。图1表明纵向应力随着与中和轴的距离增加而增加至最大值，然后保持不变。这个分布图已经达到安全性和受压混凝土的应力-应变关系的广泛观点，由上升和逐渐下降的两部分组成(如图2所示)。超出极限的部分，材料的塑性应力能力如图1所示，被认为对梁的最大承载能力有较大的作用。图1.临界面破坏建议CP为110的应力和应变分布图2.受压混凝土结构的标准应力-应变关系然而，最近关于在集中力作用下的混凝土的变化的一个分析性调查表明，在压应力作用下混凝土的极限强度变形没有对所有被调查的结果形式的变化产生明显的影响([2],[3])。如果这个变化对任何结果都是典型的，那么在钢筋混凝土梁的顶面被测的很大的压应变(超出量0.0035)在它的极限有限状态下(如图1)，不能对极限单轴应力-应变特性产生作用。因此，因为压应变在单轴压力下的任何混凝土的极限强度等级下为ε=0.002(如图2所示)，在混凝土的单轴应力-应变关系下降部分，将出现一个在荷载作用下梁变化的现在可行的预测。根据以上的观点，本文的描述都在以下的评价中，广泛的支持观点的一个单轴应力-应变关系由一个上升的和一个逐渐下降的部分组成，对受弯的根据混凝土梁的变化的真实描述是非常必要的。这个结果是从梁在两点荷载作用下弯曲得到，表明很大的应变的通过梁受压的混凝土呈现的，由于三维应力而不是一味的混凝土极限应力-应变特性。这表明材料本身受到一个完整和直接的承载能力损失，当极限强度被超过的假定与弹性结构的变化并存的，通过偏心荷载或瞬间旋转关系表明的。2.试验细节2.1试块三根矩形钢筋混凝土梁，跨度915mm，横截面为102mm51mm，受剪区跨度为305mm(如图2所示)。受力筋由两个直径为6mm，屈服荷载为11.8kN的钢筋组成。在梁端部钢筋弯起，就能为整个受剪跨度提供抗力。整个受剪跨度内压缩张拉的加强筋布置了七个直径为3.2mm的箍筋。在梁的中间部分没有压缩加强筋和箍筋。根据上面所述的钢筋布置，所有的梁都是受弯破坏而不是受剪破坏，尽管剪跨比为3。所有的梁与受控的试块一起放在20 的湿麻袋下七天，然后贮存在实验室条件下(20,40%湿度)2个月，直到试验结束。所有混凝土配料都在表格I中。2.2试验过程通过液压锤和分布梁加载，每次大约增加0.5kN。为了测量荷载和试块的形变，每次持荷约2分钟。荷载用一个荷载单元来测量，形变由20mm长的电阻应变片和位移转换器测得。应变片贴在梁纵向和横向的顶面和侧面(如图4所示)。图4也表明了直流电压位移转换器（LVDT’S）的位置，它是用来测量跨中和加载横截面的形变。测量数据记录在计算机自动数据记录仪中，能够测量应变和形变的灵敏度分别为±2微应变和±0.002mm。3.试验结果主要的试验结果是从试验中得到的，能更好地了解梁的变化，所示图5至图14的信息是必不可少的。图5表明结果的单轴压应力-应变关系应用于调查中，而图6和图7表明纵向应变与横向应变的关系，分别位于(a)弯曲裂缝最终导致破坏横截面出和(b)受剪区跨内的横截面出。图6和图7也包含了纵向应变-横向应变与图5的应力-应变关系是一致的。图8中标准的改变在梁顶面的横向形变轮廓图中和图9提供一个轴力和应力随着荷载的增加而增大，导致梁向下变形的图框表示方法。梁的标准偏心荷载关系如图10所示，而图11描述了测得平均竖向应变的梁侧面的临界截面变形和横向应变在顶面测得。图12中标准结果的强度和形变在各种状态的十三轴应力下河图13所呈现的梁标准裂缝图样在破坏的瞬间。最后图14表明在临界截面的受压区伤纵向应力的分布形状，可根据概念来预测破坏，在以下部分将被讨论。'