3×16m预应力空心板简支板桥计算书.doc

'天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）第一章绪论设该桥所在地区为新建工程中的一座3跨桥梁，在经过桥型方案比选后，选用预应力空心板简支梁桥，每跨16米，共3跨。由于横向尺寸较整，故设计的空心板截面尺寸采用常见的结构形式。计算书分为上部结构与下部结构两个部分。上部结构部分包括尺寸拟定、应力分析、横向分布系数的计算、荷载的分布与组合、内力计算、特殊截面的剪力与弯矩的求得、预应力混凝土的配筋、钢筋束的分布、预应力损失的计算与组合、各截面的验算。下部结构由于学校课程里接触的不多，自己探索着并结合与指导老师的探讨完成。包括支座的尺寸与计算、支座下盖梁的尺寸拟定，支座反力与弯矩的计算组合、荷载的布置、其配筋与验算、桩的计算与地基承载力的计算。虽然平时也有过桥梁的课程设计，但我通过做毕业设计中学到了许多书本上学不到的东西。结合所学专业知识与实际考虑的情况，我完成了这份计算书。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）第二章方案设计比选桥梁设计条件：装配式混凝土简支板桥，采用整体现浇或预制施工，预应力采用先张法施工。本课题拟设计为多跨简支桥梁，方案比选以经济指标为主。设计荷载：公路-Ⅱ级。桥面宽度：双向两车道。通航要求：无通航要求。2.1方案一：预应力空心板简支梁桥（316m）本桥整个桥型方案选定为316m的预应力空心板简支梁桥，采用3跨等截面等跨布置。图2-1方案一总体布置图（单位：cm）设计特点分析：优点：截面形式采用空心板梁，可减轻自重；中小跨径的预应力桥梁通常采用此种形式。截面采取挖去两个椭圆的方式，挖空体积较大，适用性也较好；与其他类型的桥梁相比，可以降低桥头引道路堤高度和缩短引道的长度，做成装配式板桥的预制构件时，重量不大，架设方便。另外，属静定结构，且相邻桥孔各自单独受力，故最易设计成各种标准跨径的装配式构件；各跨的构造和尺寸统一，从而能简化施工管理工作，降低施工费用。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）缺点：仅使用于跨径较小的桥梁，跨径较大时，板的自重也会增大；在较长桥梁中，只能采用多跨形式，降低桥梁美观性。2.2方案二：预应力混凝土T形梁桥（316m）本桥整个桥型方案选定为（316m）的预应力混凝土T形梁桥；采用三跨等跨布置。图2-2方案二总体布置图（单位：cm）设计特点分析：优点：较空心板能适用于更大跨径的桥梁设计，制造简单，肋内配筋可做成刚劲的钢筋骨架，主梁之间借助间距为4～6m的横隔梁来连接，整体性好，接头也较方便；减少了结构自重，充分利用了扩展的混凝土桥面板的抗压能力，又有效地发挥了集中布置在梁肋下部的受力钢筋的抗拉作用，从而使结构构造与受力性能达到理想的配合。缺点：桥面板跨径的增大，悬臂翼缘板端部挠度较大，引起桥面接缝处纵向裂缝的可能性也大。构件重量的增大与截面形状不稳定使运输和架设工作复杂。2.3方案三：预应力混凝土连续箱梁桥（3×16m）本桥整个桥型方案选定为（3×16m）的三跨连续梁桥。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）图2-3方案三总体布置图（单位：cm）设计特点分析：优点：箱型截面的整体性较强，能适应各种使用条件，它不但能提供足够的钢筋混凝土受压面积，而且由于截面的闭合特性，抗扭刚度大。在偏心的活载作用下，各梁肋的受力比较均匀，并且在一定的截面面积下能获得较大的抗弯性能；由于控制弯矩的减小，恒载减小，使桥梁自重更轻，连续梁桥无伸缩缝，行车条件良好。缺点：连续梁桥，支点处弯矩大，需要箱梁底板适当加厚，以提高必要的受压面积，同时跨中正弯矩较大，应该避免该区段底板过厚而增加恒载弯矩，因此，就有底板厚度按中薄边厚设置的一般规律；对桥基要求也较高，否则任一墩台基础发生不均匀沉陷时，桥跨结构内会产生附加内力。设计方案的评价和比较要全面考虑上述各项指标，综合分析每一方案的优缺点，最后选择一个符合当前条件的最佳推荐方案，现将三方案的特点列于下表进行对比：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）表2-1方案比选对比表桥梁方案预应力空心板简支梁桥（316m）预应力混凝土T形梁桥（316m）预应力混凝土连续箱梁桥（3×16m）经济性最低（造价估算）最低（造价估算）最高(造价估算)适用性1：属静定结构，且相邻桥孔各自单独受力，故易设计成各种标准跨径的装配式构件。2：适用于中小跨径桥梁，重量不大，架设方便。3：技术成熟，且使用较广。1：减少了结构自重，充分利用了扩展的混凝土桥面板的抗压能力。2：制造简单，肋内配筋可做成刚劲的钢筋骨架，整体性好，接头也较方便1：属于超静定结构，结构刚度大，稳定性好。2：连续梁各跨共同受力，由于支点的负弯矩减小了主梁的跨中弯矩，主梁受力更加均匀，截面高度小。3;变形小，伸缩缝少，行车平顺舒适。4：设计计算比较复杂。美观性标准形式，使用于较长桥梁时，多跨降低了美观性。较空心板桥，更为轻便；且可用于较大跨径，克服多跨对美观影响的缺点。主桥线条简洁明快，因为其截面高度适中，高跨比显的协调。安全性1：装配式结构，且技术成熟，施工比较安全。2：采用预制拼装，可工厂化施工，工期短，质量可靠。1：装配式结构，且技术成熟，施工比较安全。2：采用预制拼装，可工厂化施工，工期短，质量可靠。1：可采用先简支后连续的施工方法，施工安全性大。2：采用预制拼装，可工厂化施工，工期短，质量可靠。综合上述三套方案，并对桥梁设计四大原则进行比较后，选用方案1作为最终设计方案。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）第三章预应力空心板上部结构计算3.1设计资料1、跨径：标准跨径；计算跨径。2、桥面净空：。3、设计荷载：汽车荷载：公路-Ⅱ级；人群荷载：。4、材料：预应力钢筋股钢绞线，直径15.2mm；非预应力钢筋采用HRB335钢筋，R235钢筋；空心板块混凝土采用C50；铰缝为C30细集料混凝土；桥面铺装采用10cmC50混凝土+SBS改性沥青涂膜防水层+10cm沥青混凝土。3.2构造形式及尺寸选定本桥桥面净空为净，采用9块C50的预制预应力混凝土空心板，每块空心板宽99cm，高70cm，空心板全长15.96m。采用先张法施工工艺，预应力钢绞线采用1×7股钢绞线，直径15.2mm，截面面积98.7。预应力钢绞线沿板跨长直线布置。全桥空心板横断面布置如图3-1，每块空心板截面及构造尺寸见图3-2。图3-1桥梁横断面（尺寸单位：cm）73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）图3-2空心板截面构造及尺寸（尺寸单位：cm）3.3空心板毛截面几何特性计算（一）毛截面面积A（二）毛截面重心位置全截面对板高处的静矩：铰缝的面积（如右图所示）：则毛截面重心离板高的距离为：铰缝重心对板高处的距离为：（三）空心板毛截面对其重心轴的惯矩如图3-3，设每个挖空的半圆面积为：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）半圆重心轴：半圆对其自身重心轴O-O的惯矩为I:则空心板毛截面对其重心轴的惯矩I为：（忽略了铰缝对自身重心轴的惯矩）图3-3挖空半圆构造（尺寸单位：cm）空心板截面的抗扭刚度可简化为下图的单箱截面来近似计算：图3-4计算抗扭刚度的空心板截面简化图（尺寸单位：cm）73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）3.4作用效应计算3.4.1永久作用效应计算1.预制板的自重（第一期恒载）中板：边板：2.栏杆、人行道、桥面铺装（第三期恒载）人行道及栏杆重力参照其他桥梁设计资料，单侧按12.0kN/m计算。桥面铺装采用等厚10cm的沥青混凝土，则全桥宽铺装每延米重力为：上述自重效应是在各空心板形成整体以后，再加至板桥上的，精确的说由于桥梁横向弯曲变形。各板分配到的自重效应应是不同的，本桥为计算方便近似按各板平均分担来考虑，则每块空心板分摊到的每延米桥面系重力为：中板：3.铰缝自重（第二期恒载）中板：边板：表3-1空心板每延米总重力g荷载板第一期恒载g1第二期恒载g2第三期恒载g3总和g（KN/m）中板8.3993.1220.37811.899边板8.5083.1220.18911.819由此可计算出简支空心板永久作用（自重）效应，计算结果见表3-2。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）表3-2永久作用效应汇总表项目作用种作用（）作用效应M（KN*m）作用效应N（KN）跨中1/4跨支点1/4跨跨中中板8.399255.48191.6165.5132.750边板8.508258.81194.1166.3633.180中板3.12294.9771.2324.3512.180边板3.12294.9771.2324.3512.180中板0.37811.508.622.951.470边板0.1895.754.311.470.740g=g1+g2+g中板11.899361.97271.4892.8146.410边板11.819359.53269.6592.1946.0903.4.2可变作用效应计算桥汽车荷载采用公路-Ⅱ级荷载，它由车道荷载和车辆荷载组成。《桥规》规定桥梁结构整体计算采用车道荷载。公路-Ⅱ级的车道荷载由的均布荷载,和的集中荷载两部分组成。而在计算剪力效应时，集中荷载标准值应乘以1.2的系数，即计算剪力时。按《桥规》车道荷载的均布荷载应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。多车道桥梁上还应考虑多车道折减，车道折减系数。1．汽车荷载横向分布系数计算73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）空心板跨中和l/4处的荷载横向分布系数按铰接板法计算，支点处按杠杆原理法计算。支点至l/4点之间的荷载横向分布系数按直线内插求得。（1）跨中及l/4处的荷载横向分布系数计算首先计算空心板的刚度参数：由前面计算：将以上数据带入，得：求得刚度参数后，即可按其查《公路桥涵设计手册—桥梁（上册）》第一篇附录（二）中的3块板的铰接板桥荷载横向分布影响线表，由及内插得到时1号板至3号板在车道荷载作用下的荷载横向分布影响线值，计算结果列于表3-3中。由表3-3画出各板的横向分布影响线，并按横向最不利位置布载，求得两车道情况下的各板横向分布系数。各板横向分布影响线及横向最不利布载见图。由于桥梁横断面结构对称，所以只需计算1号板至3号板的横向分布影响线坐标值。表3-3各板荷载横向分布影响线坐标值表号板置位12345678910.2200.1840.1430.1140.0910.0750.0630.0560.05320.1840.1790.1540.1210.0970.0800.0680.0600.05630.01430.1540.1570.1370.1110.0900.0770.0680.063在坐标纸上画出各板的横向分布影响线并按要求布置汽车，然后计算出各板的荷载横向分布系数。计算如下：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）1号板：人群：2号板：人群：3号板：人群：各板横向分布系数计算结果中数据可以看出：两行汽车荷载作用时，2号板的横向分布系数最不利。为设计施工方便，各空心板设计成统一规格，同时考虑到人群荷载与汽车荷载效应组合，因此，跨中和L/4处的荷载横向分布系数偏安全的取下列数值：（2）车道荷载作用于支点处的荷载横向分布系数计算支点处的荷载横向分布系数按杠杆原理法计算。由图3-5，首先绘制横向影响线图，在横向线上按最不利荷载布置。图3-5支点处荷载横向分布影响线及最不利布载图（尺寸单位：cm）2.汽车荷载冲击系数计算《桥规》规定汽车荷载的冲击力标准值为汽车荷载标准值乘以冲击系数。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）按结构基频的不同而不同，对于简支板桥：当Hz时，；当Hz时，；当时，。式中：l——结构的计算跨径（M）E——结构材料的弹性模量（N/m）I——结构跨中截面的截面惯矩（m）m——结构跨中处的单位长度质量G——结构跨中处每延米结构重力（N/m）G——重力加速度，由前面计算：；由《公预规》查的C40混凝土的弹性模量，代入公式得：则：3.可变作用效应计算（1）车道荷载效应计算车道荷载引起的空心板跨中及l/4截面效应（弯矩和剪力）时，均布荷载应满布于使空心板产生最不利效应的同号影响线上，集中荷载（或）只作用于影响线中一个最大影响线峰值处，见图3-6。①跨中截面：式中：——汽车荷载的冲击系数；——多车道汽车荷载横向折减系数；73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）——汽车荷载跨中截面横向分布系数；——分别为车道荷载的集中荷载、均布荷载的标准值；——弯矩影响线的面积；——与车道荷载的集中荷载对应的影响线的竖标值。弯矩：（不计冲击时）两行车道荷载：不计冲击：计入冲击：剪力：（不计冲击系数时）不计冲击：计入冲击：图3-6简支心板跨中及L/4截面内力影响线及加载图（尺寸单位：cm）②l/4截面弯矩：（不计冲击时）两行车道荷载：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）不计冲击：计入冲击：剪力：（不计冲击系数时）不计冲击：计入冲击：③支点截面剪力计算支点截面剪力由于车道荷载产生的效应时，考虑横向分布系数沿空心板跨长的变化，同样均布荷载标准值应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的峰值处，见图3-7。图3-7支点截面剪力计算简图两行车道荷载：不计冲击系数：计入冲击：（2）人群荷载效应73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）人群荷载是一个均布荷载，其大小按《桥规》取用为3.0kN/m。本桥人行道宽度为1m，因此。人群荷载产生的效应计算如下①跨中截面弯矩：剪力：②截面弯矩：剪力：③支点截面剪力可变作用效应汇总于表3-5中，由此看出，车道荷载以两行车道控制设计。表3-5可变作用效应汇总表作用效应截面位置作用种类弯矩M（kN.m）剪力V(kN)跨中跨中支点车道荷载两行不计冲击系数225.81169.3529.2946.85119.45两行计入冲击系数284.57213.4336.9159.04150.53人群荷载21.90216.4271.4043.1594.2123.4.3作用效应组合按《桥规》公路桥涵结构设计应按承载能力极限状态和正常使用极限状态进行效应组合，并用于不同的计算项目。按承载能力极限状态设计时的基本组合表达式为：式中：——结构重要性系数，本桥属于重要小桥=1.0；——效应组合设计值；73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）——永久作用效应标准值；——汽车荷载效应（含汽车冲击力）的标准值；——人群荷载效应的标准值。按正常使用极限状态设计时，应根据不同的设计要求，采用两种效应组合。作用短期效应组合设计表达式：式中：——作用短期效应组合设计值；——永久作用效应标准值；——不计冲击的汽车荷载效应标准值；——人群荷载效应标准值。作用长期效应组合表达式：式中各符号意义见上面说明。《桥规》还规定结构构件当需进行弹性阶段截面应力计算时，应采用标准值效应组合，即此时效应组合表达式为：式中：S——标准值效应组合设计值；——永久作用效应、汽车荷载效应（计入汽车冲击力）、人群荷载效应的标准值。根据计算得到的作用效应，按《桥规》各种组合表达式可求得各效应组合设计值，现将计算汇总于表3-6。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）表3-6空心板作用效应组合计算汇总表序号作用种类弯矩M(kN.m)剪力V(kN)跨中跨中支点作用效应标准值永久作用效应361.97271.484046.4192.81.可变作用效应车道荷载不计冲击225.81266.3429.2946.85119.45284.57213.4336.959.04150.53人群荷载21.9016.4271.43.1594.212承载能力极限状态基本组合(1)434.36325.78055.69111.372(2)398.40298.8051.6782.66210.74(3)24.5318.401.573.944.72857.29642.9853.24142.29326.83正常使用极限状态作用短期效应组合(4)361.97271.48046.4192.81(5)158.07118.5520.5032.8083.62(6)21.9016.4271.403.1594.212542.57406.4621.9082.569180.64使用长期效应组合(7)361.97271.48046.4192.81(8)90.32467.7411.7218.7447.78(9)8.766.570.561.261.68461.05345.7912.2866.61142.27弹性阶段截面应力计算标准值效应组合S(10)361.97271.48046.6192.81(11)284.57213.4336.9159.04150.53(12)21.9016.431.43.164.2173 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）668.44501.4438.3108.81247.5513.5预应力钢筋数量计算及布置3.5.1预应力钢筋数量的估算本桥采用先张法预应力混凝土空心板的构造形式。设计时它应满足不同设计状况下规范规定的控制条件要求。例如承载力、抗裂性、裂缝宽度、变形及应力等要求。在这些控制条件中，最重要的是满足结构正常使用极限状态下的使用性能要求和保证结构在达到承载能力极限状态时具有一定的安全储备。应此预应力混凝土桥梁设计时，一般情况下，首先根据结构在正常使用极限状态正截面抗裂性或裂缝宽度限制确定预应力钢筋的数量，再由构件的承载能力极限状态要求确定普通钢筋的数量。本桥以全预应力构件设计。首先，按正常使用极限状态正截面抗裂性确定有效预加应力。按《公预规》6.3.1条，全预应力混凝土构件正截面抗裂性是控制混凝土的法向拉应力，并符合以下条件：在作用短期效应组合下，应满足要求。式中：——在作用短期效应组合作用下，构件抗裂验算边缘混凝土法向拉应力；——构件抗裂验算边缘混凝土的有效预压应力。在初步设计时，和可按下列公式近似计算：式中：——构件毛截面面积及对毛截面受拉边缘的弹性抵抗矩；——预应力钢筋重心对毛截面重心轴的偏心距，代入即可求得满足全预应力构件正截面抗裂性要求所需的有效预加力为：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）由表3-6得，空心板毛截面换算面积假设，则代入得：则所需预应力钢筋截面面积为：式中：——预应力钢筋的张拉控制应力；——全部预应力损失值，按张拉控制应力的20%估算。本桥采用股钢绞线作为预应力钢筋，直径15.2mm，公称截面面积98.7mm，，。按《公预规》，现取，预应力损失总和近似假定为20%张拉控制应力来估算，则：采用5根股钢绞线，即钢绞线，单根钢绞线公称面积181.46mm，则满足要求。3.5.2预应力钢筋的布置预应力空心板选用1根股钢绞线布置在空心板下缘，，沿空心板跨长直线布置，即沿跨长保持不变，见图3-9，预应力钢筋布置应满足《公预规》要求，钢绞线净距不小于25mm，端部设置长度不小于73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）150mm的螺旋钢筋等。图3-9空心板跨中截面预应力钢筋的布置（尺寸单位：cm）3.5.3普通钢筋数量的估算及布置在预应力钢筋数量已经确定的情况下，可由正截面承载能力极限状态要求的条件确定普通钢筋数量，暂不考虑在受压区配置预应力钢筋，也暂不考虑普通钢筋的影响。空心板截面可换算成等效工字形截面来考虑：由：①②由①、②得，则得等效工字形截面的上翼缘板厚度：等效工字形截面的下翼缘板厚度：等效工字形截面的肋板厚度：等效工字形截面尺寸见图3-10:73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）图3-10等效工字截面示意（尺寸单位：cm）估算普通钢筋时，可先假定，则由下式可求得受压区高度x，设。由《公预规》，，，。由表3-6，跨中，，代入上式得：整理后得：求得：，且说明中和轴在翼缘板内，可用下式求得普通钢筋面积：说明按受力计算需要配置纵向普通钢筋，现按构造要求配置。普通钢筋选用HRB335，，。按《公预规》，。普通钢筋采用，普通钢筋73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）布置在空心板下缘一排（截面受拉边缘），沿空心板跨长直线布置，钢筋重心至下缘40mm处，即。3.6换算截面几何特性计算由前面计算已知空心板毛截面的几何特性。毛截面面积，毛截面重心轴至板高的距离（向下），毛截面对其重心轴惯性距。（一）换算截面面积代入得：（二）换算截面重心位置所有钢筋换算截面对毛截面重心的静矩为：换算截面重心至空心板毛截面重心的距离为：（向下移）则换算截面重心至空心板截面下缘的距离为：换算截面重心至空心板截面上缘的距离为：换算截面重心至预应力钢筋重心的距离为：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）换算截面重心至普通钢筋重心的距离为：（三）换算截面惯性矩（四）换算截面弹性抵抗矩下缘：上缘：3.7承载能力极限状态计算3.7.1跨中截面正截面抗弯承载力计算跨中截面构造尺寸及配筋见图。预应力钢绞线合力作用点到截面底边的距离，普通钢筋离截面底边的距离，则预应力钢筋和普通钢筋的合力作用点到截面底边的距离为：采用换算等效工字形截面来计算，参见图，上翼缘厚度，上翼缘工作宽度，肋宽。首先安公式来判断截面类型：属于第一类T形，应按宽度的矩形截面来计算其抗弯承载力。由计算混凝土受压区高度x：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）得：将代入下列公式计算出跨中截面的抗弯承载力：计算结果表明，跨中截面抗弯承载力满足要求。3.7.2斜截面抗弯承载力计算1.截面抗剪强度上、下限复核选取距支点h/2处截面进行斜截面抗剪承载力计算.截面构造尺寸及配筋见图3-9。首先进行抗剪强度上、下限复核，按《公预规》5.2.9条：式中：——验算截面处的剪力组合设计值（kN），由表1-6得支点处剪力及跨中截面剪力，内插得到距支点h/2=450mm处的截面剪力：；——截面有效高度，由于本桥预应力钢筋都是直线配置，有效高度与跨中截面相同，；——边长为150mm的混凝土立方体抗压强度，空心板为C50，则：，；——等效工字形截面的腹板宽度，b=278mm。代入上述公式：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）计算结果表明空心板截面尺寸符合要求。按《公预规》第5.2.10条式中，，1.25是按《公预规》5.2.10条，板式受弯构件可乘以1.25的提高系数。由于：，并对照表3-6沿跨长各截面的控制剪力组合设计值，在至支点的部分区段内应按计算要求配置抗剪箍筋，其它区段可按构造要求配置箍筋。为了构造方便和便于施工，本桥预应力混凝土空心板不设弯起钢筋，计算剪力全部由混凝土及箍筋承受，则斜截面抗剪承载力按下式计算：式中，各系数值按《公预规》5.2.7条规定取用：——异号弯矩影响系数，简支梁；——预应力提高系数，本桥为全预应力构件，偏安全取；——受压翼缘的影响系数，取；、——等效工字形截面的肋宽及有效高度，；——纵向钢筋的配筋率，；——箍筋的配箍率，，箍筋选用双股10，，则写出箍筋间距的计算式为：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）；箍筋选用HRB335，则。取箍筋间距，并按《公预规》要求，在支座中心向跨中方向不小于一倍梁高范围内，箍筋间距取100mm。配箍率（按《公预规》9.3.13条规定，HRB335，）在组合设计剪力值的部分梁段，可只按构造要求配置箍筋，设箍筋仍选用双肢10，配箍率取，则由此求得构造配筋的箍筋间距。取。经比较综合考虑，箍筋沿空心板跨长布置如图3-11。图3-11空心板箍筋布置（尺寸单位：cm）2.斜截面抗剪承载力计算由图3-11，选取以下三个位置进行空心板斜截面抗剪承载力计算：①距支座中心=350mm处截面，x=7450mm；②距跨中位置x=4350mm处截面（箍筋间距变化处）；（位置确定见剪力包络图）73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）③距跨中位置处截面（箍筋间距变化处）。计算截面的剪力组合设计值，可按表3-6由跨中和支点的设计值内插得到，计算结果列于表3-7.表3-7各计算截面剪力组合设计值截面位置x（mm）支点跨中剪力组合设计值V(kN)326.83314.55238.83182.2753.24（1）距支座中心=350mm处截面，即x=7450mm由于空心板的预应力筋是直线配置，故此截面的有效高度取与跨中近似相同，，其等效工字形截面的肋宽。由于不设弯起钢筋，因此，斜截面抗剪承载力按下式计算：式中：，，，，，此处箍筋间距，210，。则：，代入，得：抗剪承载力满足要求。（2）跨中距截面处此处，箍筋间距，，73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）斜截面抗剪承载力：抗剪承载力满足要求。（3）距跨中截面距离处此处，箍筋间距，，斜截面抗剪承载力：计算表明抗剪承载力均满足要求。3.8预应力损失计算本桥预应力钢筋采用直径为12.7mm的股钢绞线：，控制应力取。（一）锚具变形、回缩引起的应力损失预应力钢绞线的有效长度取为张拉台座的长度，设台座长L=50m，采用一端张拉及夹片式锚具，有顶压时，则：（二）加热养护引起的温差损失先张法预应力混凝土空心板采用加热养护的方法，为减少温差引起的预力损失，采用分阶段养护措施。设控制预应力钢绞线与台座之间的最大温差，则：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）（三）预应力钢绞线由于应力松弛引起的预应力损失式中：——张拉系数，一次张拉时，；——预应力钢绞线松弛系数，低松弛；——预应力钢绞线的抗拉强度标准值，；——传力锚固时的钢筋应力，由《公预规》6.2.6条，对于先张法构件，代入计算式，得：（四）混凝土弹性压缩引起的预应力损失对于先张法构件：式中：——预应力钢筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值，；——在计算截面钢筋中心处，由全部钢筋预加力产生的混凝土法向应力（，其值为其中——预应力钢筋传力锚固时的全部预应力损失值，由《公预规》条，先张法构件传力锚固时的损失为：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）则：由前面计算的空心板换算截面面积，，。则：（五）混凝土收缩、徐变引起的预应力损失式中：——构件受拉区全部纵向钢筋的含筋率，；——；——构件截面受拉区全部纵向钢筋截面重心的距离，；——构件截面回转半径，；——构件受拉区全部纵向钢筋重心处，由预应力（扣除相应阶段的预应力损失）和结构自重产生的混凝土法向拉应力，其值为73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）——传力锚固时，预应力钢筋的预加力，其值为————构件受拉区全部纵向钢筋重心至截面重心的距离，由前面计算；——预应力钢筋传力锚固龄期，计算龄期为时的混凝土收缩应变；——加载龄期为，计算考虑的龄期为时的徐变系数；考虑自重的影响，由于收缩徐变持续时间较长，采用全部永久作用，空心板跨中截面全部永久作用弯矩，可由表3-6查得，在全部钢筋重心处由自重产生的拉应力为：跨中截面：截面：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）支点截面：则全部纵向钢筋重心处的压应力为：跨中:截面：支点截面：《公预规》条规定，不得不大于传力锚固时混凝土立方体抗压强度的倍，设传力锚固时，混凝土达到，则,，则跨中、截面、支点截面全部钢筋重心处的压应力、、，均小于,满足要求。设传力锚固龄期为，计算龄期为混凝土终极值，设桥梁所处环境的大气相对湿度为。由前面计算，空心板毛截面面积，空心板与大气接触的周边长度为：理论厚度：查《公预规》表直线内插得到：把各项数值代入计算式中，得：跨中：截面：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）支点截面：（六）预应力损失组合传力锚固时第一批损失传力锚固后预应力损失总和跨中截面：截面：支点截面：各截面的有效预应力：。跨中截面：截面：支点截面：3.9正常使用极限状态计算3.9.1正截面抗裂性验算正截面抗裂性计算是对构件跨中截面混凝土的拉应力进行计算，并满足《公预规》条要求，对于本桥部分预应力A类构件，应满足两个要求：第一，在作用短期效应组合下，；第二，在荷载长期效应组合下，，即不出现拉应力。式中：——在作用（或荷载）短期效应组合下，构件抗裂验算边缘的混凝土法向拉应力；73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）由表3-6，空心板跨中截面弯矩由前面计算换算截面下缘弹性抵抗距则：——扣除全部预应力损失后的预加力，在构件抗裂验算边缘产生的预压应力，其值为：空心板跨中截面下缘的预压应力为：——在荷载的长期效应组合下，构件抗裂验算边缘产生的混凝土法向拉应力，，由表3-6，跨中截面。同样，，代入公式，则得：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）由此得：符合《公预规》对A类构件的规定。温差应力计算，按《公预规》附录B计算：本示例桥面铺装厚度为的沥青混凝土,根据最不利的情况，由《桥规》4.3.10条，，。竖向温度梯度为下图3-13，由空心板高为，取。图3-13空心板竖向温度梯度（尺寸单位：cm）对于简支板桥，温差应力：正温差应力：式中：——混凝土线膨胀系数，——混凝土弹性模量，，——截面内的单位面积——单位面积内温差梯度平均值，均以正值代入73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）——计算应力点至换算截面重心轴的距离，重心轴以上取正值，以下取负值——换算截面面积和惯性——单位面积重心至换算截面重心轴的距离，重心轴以上取正值，重心轴以下取负值表3-8列表计算，，，计算见下表编号单位面积温度单位面积重心至换算截面重心距离123正温差应力：梁顶：梁底：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）预应力钢筋重心处：普通钢筋重心处：预应力钢筋温差应力：反温差应力：按《公预规》条及经验，反温差为正温差乘以，则得反温差应力梁顶：梁底：预应力钢绞线反温差应力：普通钢筋反温差应力：以上正值表示压应力，负值表示拉应力。设温差频遇系数为0.8（《桥规》4.1.7），则考虑温差应力，在作用短期效应组合下，梁底总拉应力为：则，满足部分预应力A类构件条件。在作用长期效应组合下，梁底的总拉应力为：则，符合A类预应力混凝土条件。上述计算结果表明，本桥在短期效应组合及长期效应组合下，并考虑温差应力，正截面抗裂性均满足要求。3.9.2斜截面抗裂性验算部分预应力A类构件斜截面抗裂性验算是以主73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）拉应力控制，采用作用的短期效应组合，并考虑温差作用，温差作用效应可利用正截面抗裂计算中温差应力计算并选用支点截面，分别计算支点截面纤维（空洞顶面），纤维（空心板换算截面重心轴），纤维（空洞底面）处主拉应力，对于部分预应力A类构件应满足：式中：——混凝土的抗拉强度标准值，，取；——由作用短期效应组合预加力引起的混凝土主拉应力，并考虑温度作用。先计算温差应力1.正温差应力纤维：纤维纤维：2.反温差应力为正温差应力乘以。纤维：纤维：纤维：以上正值表示压应力，负值表示拉应力。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）3.主拉应力（1）、纤维（空洞顶面）式中：——支点截面短期组合效应剪力设计值，由表3-6查得：——计算主拉应力处截面腹板总宽。取——计算主拉应力截面抗弯惯距。——空心板纤维以上截面对空心板换算截面重心轴的静矩则：式中：(—纤维至截面重心轴的距离，)73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）（计入正温差效应）式中：——竖向荷载产生的弯矩，在支点——温差频遇系数，取计入反温差效应则：主拉应力：（计入正温差应力）计入反温差应力：上式中负值表示拉应力。预应力混凝土A类构件，在短期效应组合下，预制构件应符合：，现纤维处（计入正温差影响）（计入反温差影响），符合要求。（2）、纤维（空心板换算截面重心处）式中：—纤维以上截面对重心轴的静矩。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）（铰缝未扣除）（—纤维至重心轴距离，）同样，,（计入正温差应力）（计入反温差应力）则纤维处，（计入正温差应力）（计入反温差应力）上式中负值为拉应力，均小于，符合《公预规》对部分预应力A类构件斜截面抗裂性要求。（三）、纤维（空洞底面）式中：—纤维以上截面对重心轴的静矩。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）（—纤维至重心轴距离，）(计入正温差应力)（计入反温差应力）上式中负值为拉应力。纤维处的主拉应力(计入正温差应力)(计入反温差应力)上述计算结果表明，本桥空心板满足《公预规》对部分预应力A类构件斜截面抗裂性要求。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）3.10变形计算（一）正常使用阶段的挠度计算使用阶段的挠度值，按短期荷载效应组合计算，并考虑挠度长期增长系数，对于C50混凝土，=1.43，对于部分预应力A类构件，使用阶段的挠度计算时，抗弯刚度.取跨中截面尺寸及配筋情况确定:短期荷载组合作用下的挠度值，可简化为按等效均布荷载作用情况计算：自重产生的挠度值按等效均布荷载作用情况计算：值由查表3-6得。消除自重产生的挠度，并考虑长期影响系数后，正常使用阶段的挠度值为：计算结果表明，使用阶段的挠度值满足《公预规》要求。（二）预加力引起的反拱度计算及预拱度的设置1.预加力引起的反拱度计算空心板当放松预应力钢绞线时跨中产生反拱度，设这时空心板混凝土强度达到C30,预加产生的反拱度计算按跨中截面尺寸及配筋计算，并考虑反拱长期增长系数。先计算此时的抗弯刚度：放松预应力钢绞线时，设空心板混凝土强度达到C30这时，则:73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）换算截面面积：所有钢筋换算面积对毛截面重心的静距为：换算截面重心至毛截面重心的距离为：则换算截面重心至空心板下缘的距离：换算截面重心至空心板上缘的距离：预应力钢绞线至换算截面重心的距离：普通钢筋至换算截面重心的距离：换算截面惯矩:换算截面的弹性抵抗矩：下缘：上缘：空心板换算截面几何特性汇总于表3-9表3-9空心板截面几何特性汇总表73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）项目符号单位换算截面面积353590344103.095换算截面重心至截面下缘距离344.1335.3换算截面重心至截面上缘距离365.6364.7预应力钢筋至截面重心轴距离294.4295.3普通钢筋至截面重心距离294.4295.3换算截面重心惯矩换算截面弹性抵抗矩由前3.8计算得扣除预应力损失后的预加力为：则由预加力产生的跨中反拱度，并乘以长期增长系数后得：2.预拱度的设置由《公预规》6.5.5条，当预加应力的长期反拱值小于按荷载短期效应组合计算的长期挠度时，应设置预拱度，其值按该荷载的挠度值与预加应力长期反拱度值之差采用；若大于时，可不设预拱度。，故应设预拱度。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）跨中预拱度，支点，预拱度值沿顺桥向做成平顺的曲线。3.11持久状态应力验算持久状态应力验算应计算使用阶段正截面混凝土的法向压应力,预应力钢筋的拉应及斜截面的主压应力。计算时作用取标准值，不计分项系数，汽车荷载考虑冲击系数并考虑温差应力。（一）跨中截面混凝土法向压应力验算。跨中截面的有效预应力：跨中截面的有效预加力：由表3-6得标准值效应组合：.则：(二)跨中截面预应力钢绞线拉应力验算式中：——按荷载效应标准值计算的预应力钢绞线重心处混凝土法向应力。有效预应力：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）考虑温差应力，则预应力钢绞线中的拉应力为：（三）斜截面主应力验算斜截面主应力计算选取支点截面的纤维（空洞顶面）、纤维（空心板重心轴）、纤维（空洞底面）在标准值效应组合和预加力作用下产生的主压应力和主拉应力计算。而且要满足的要求。1.纤维（空洞顶面）式中：——支点截面标准值效应组合设计值。——腹板宽度，——换算截面抗弯惯矩，——纤维以上截面对空心板重心轴的静距，见3.8（二）计算，式中：——预加力产生在纤维处的正应力，见3.8（二）计算，73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）——竖向荷载产生的截面弯矩，支点截面——纤维处正温差应力，见3.8（二）计算，，反温差应力则纤维处的主应力为（计入正温差应力）：计入反温差应力时：则：混凝土主压应力限值为，符合《公预规》要求。2、纤维式中：——纤维以上截面对空心板重心轴的静距，见3.8（二）计算，由前面3.8（二）计算得，（计入正温差），（计入反温差）。则(计入正温差应力)（计入反温差应力）则纤维处的主应力为（计入正温差应力）：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）计入反温差应力：混凝土主压应力限值为，符合《公预规》要求。3、.纤维式中：——纤维以上截面对空心板重心轴的静距，见3.8（二）计算，同样由前面3.8（二）计算得，（计入正温差），（计入反温差）。则（计入正温差应力）（计入反温差应力）则纤维处的主应力为（计入正温差应力）：计入反温差应力：混凝土主压应力限值为，符合《公预规》要求。计算结果表明使用阶段正截面混凝土法向应力，预应力钢筋拉应力和斜截面主压应力均满足规范要求。以上主拉应力最大值发生在纤维处为，按《公预规》条，在区段，箍筋可按构造设置。在>73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）区段，箍筋间距按下列公式计算：式中:——箍筋抗拉强度标准值，由前箍筋采用，其；——同一截面内箍筋的总截面面积，由前箍筋为双肢；——腹板宽度，则箍筋间距计算如下：采用，此时配筋率：按《公预规》条，对于，不小于，满足要求。支点附近箍筋间距，其它截面适当加大，需按计算决定，箍筋布置见图，即满足斜截面抗弯要求，也满足主拉应力计算要求，箍筋间距也满足不大于板高的一半即，以及不大于400mm的构造要求。3.12短暂状态应力验算预应力混凝土受弯构件按短暂状态计算时，应计算构件在制造、运输及安装等施工阶段，由预加力（扣除相应的应力损失），构件自重及其他施工载荷引起的截面应力，并满足《公预规》要求。为此对本设计应设计在放松预应力钢铰线时预制空心板的板底压应力和板顶拉应力。设预制空心板当混凝土强度达到C30时，放松预应力钢绞线，这时，空心板处于初始预加力及空心板自重共同作用下，计算空心板板顶（上缘）、板底（下缘）法向应力。C30混凝土，,，，73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文），，，由此计算空心板截面的几何特性，见表3-9。放松预应力钢绞线时，空心板截面法向力计算取胯中，，支点三个截面，计算如下：（一）跨中截面1、由预加力产生的混凝土法向应力(由《公预规》条)式中:——先张法预应力钢筋和普通钢筋的合力，其值为：其中：——放松预应力钢绞线时预应力损失值。由《公预规》条对先张法构件，则：2.由板自重产生的板截面上、下缘应力73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）空心板跨中截面板自重弯矩：，则由板自重产生的截面法向应力为：放松预应力钢绞线时，由预加力及板自重共同作用，空心板上下缘产生的法向应力为：下缘应力:上缘应力：截面上下缘均为压应力，且小于，符合《公预规》要求。（二）截面-空心板截面板自重弯矩：，则由板自重产生的截面法向应力为：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）放松预应力钢绞线时，由预加力及板自重共同作用，空心板上下缘产生的法向应力为：下缘应力：上缘应力：上下缘均为压应力，且小于，符合《公预规》要求。（三）支点截面预加力产生的支点截面上下缘的法向应力为：，则-板自重在支点截面产生的弯矩为0，因此，支点截面跨中法向应力为：下缘压应力：跨中，，支点三个截面在放松预应力钢绞线时板上下缘应力计算结果汇总于下表：表3-10短暂状态空心板截面正应力汇总表73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）跨中截面l/4截面支点截面作用种类预加力-1.7027.409-1.717.24-1.677.06板自重3.4-3.192.90-2.6500总应力值1.6984.1291.194.59-1.677.06压应力限制14.0714.0714.0714.0714.07表中负值为拉应力，正值为压应力，压应力均满足《公预规》要求：由上述计算，在放松预应力钢绞线时，支点截面上缘拉应力为：按《公预规》条，预拉区（截面上缘）应配置纵向钢筋，并应按以下原则配置：当时，预拉区应配置其配筋率不小于的纵向钢筋；当时，预拉区应配置其配筋率不小于的纵向钢筋；当时，预拉区应配置的纵向钢筋配筋率按以上两者直线内插取得。上述配筋率为，为预拉区普通钢筋截面积，为截面毛截面面积，由两者内插得到时的纵向钢筋配筋率为0.0032，则。预拉区的纵向钢筋宜采用带肋钢筋，其直径不宜大于，现采用钢筋，，则，大于，满足要求，布置在空心板支点截面上边缘，见图3-13。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）为防止支点截面上缘拉应力过大，还可以采用降低支点截面预压应力的方法，即支点附近设置套管，使预应力钢绞线与混凝土局部隔离，以不传递预压力。设支点截面附近仅有3根钢绞线传递预压力，另2根隔离，则此时空心板上缘拉应力将减少为，按《公预规》要求，预拉区需配置配筋率不小于的纵向普通钢筋，其值为：，则可采用钢筋：3.13最小配筋率复核按《公预规》条，预应力混凝土受弯构件最小配筋率应满足下列要求：式中：——受弯构件正截面承载力设计值，由3.6计算得——受弯构件正截面开裂弯矩值，按下式计算：其中——扣除全部预应力损失后预应力钢筋和普通钢筋合力在构件抗裂边缘产生的混凝土预压应力，由3.8（一）计算得。——换算截面重心轴以上部分对重心轴的静距，其值为：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）——换算截面抗裂边缘的弹性抵抗矩，由3.5（四）计算得——混凝土轴心抗拉标准值，,。代入计算式得：，满足《公预规》要求。按《公预规》9.1.12条，部分预应力受弯构件中普通受拉钢筋的截面面积不应小于。本桥普通受拉钢筋。这里的b采用空心板等效工字形截面肋宽，，计算结果说明满足《公预规》要求。3.14预制空心板吊环计算吊环预埋在预制空心板支座中心位置，板一端设一个，桥吊时构件重力乘以1.2的动力系数。则预制空心板起吊时，板跨中截面弯矩为：起吊时吊环内的总拉力为：所以不需要验算起吊时预制空心板截面的强度。吊环钢筋直径的选择：吊环选用普通钢筋，其抗拉强度设计值由下式：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）解得:采用,即吊环钢筋用钢筋。3.15栏杆计算（一）栏杆的构造及布置栏杆构造及布置见图3-17，它由栏杆柱及上、下扶手组成，栏杆柱间距为3m。图3-17栏杆构造图（尺寸单位：cm）（二）栏杆柱的作用效应计算1、永久作用效应（参照图3-17）扶手自重：栏杆柱自重：栏杆柱根部截面上永久作用产生的总轴向力：2、荷载效应按《桥规》4.3.5条，计算人行道栏杆荷载效应时，作用在栏杆柱顶上的水平推力标准值去，作用在栏杆扶手上的竖向力标准值取。则荷载效应计算如下：由于扶手两边对称，作用于扶手上的竖向力在栏杆柱根部截面产生轴向力，水平推力在栏杆柱根部截面形成剪力、弯矩，其大小为：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）3、效应组合栏杆柱根部截面Ⅰ-Ⅰ上按承载力极限状态基本组合的效应组合设计值为：4、栏杆柱的钢筋布置栏杆柱采用C25混凝土，参照已有设计，栏杆柱受力钢筋采用R235普通钢筋，箍筋采用，布置如图3-18。图3-18栏杆柱截面配筋图（尺寸单位：cm）（三）栏杆柱承载能力复核（见图3-19）图3-19栏杆柱计算图式（尺寸单位：cm）73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）栏杆柱是一个偏心受压构件，按实际的配筋进行承载能力符合。按《公预规》9.1.12条，偏心受压构件全部纵向钢筋的配筋率不应小于，一侧钢筋的配筋率不应小于。本桥栏杆柱中，全部纵向钢筋配筋率为：一侧钢筋的配筋率为：均满足《公预规》要求。可先按大偏心受压构件计算。由所有的力对轴向力作用点取矩的平衡条件，得：取，则公式成为：式中：——混凝土轴心抗压强度设计值，C25混凝土；，——分别为受拉、受压钢筋面积，本桥采用对称钢筋，;——分别为，钢筋的抗拉强度、抗拉强度设计值，本桥，均采用R25普通钢筋，。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）把上述各项数值代入平衡式得：整理后得：解得：则（《公预规》表5.2.1）由于，栏杆柱确实是大偏心受压构件。同时，，说明受压钢筋离中和轴太近，构件破坏时受压钢筋的应力达不到抗压设计强度，这时构件正截面承载力可按下式近似计算得到：计算结果表明，截面抗弯承载力是足够的。（四）扶手计算1、扶手的作用效应计算按《公预规》作用在扶手上的水平推力标准值为，作用在扶手上的竖向力标准值为。扶手可近似成两端简支在两根相邻栏杆柱上的简支梁，承受水平推力产生的水平弯矩及竖向力产生的竖向弯矩，是一个双向受弯的受弯构件。简支在两根相邻栏杆柱上的扶手的计算跨径取为栏杆柱间距，本桥为3.0m，见图3-20。图3-20扶手计算图式（尺寸单位：cm）73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）则荷载产生的扶手跨中最大水平弯矩为：扶手跨中竖向弯矩为：扶手自重产生的跨中竖向弯矩为：效应组合:扶手跨中竖向弯矩按承载能力极限状态基本组合的效应组合设计值为：扶手跨中水平弯矩按承载能力极限状态基本组合的效应组合设计值为：2、扶手承载能力复核本桥扶手设计成边长0.15m的正方形截面，材料为混凝土C25，钢筋设置如图3-20所示。扶手承载能力应按竖向及水平方向分别予以复核，但由于扶手配筋在两个方向是相同的，所以只要就最不利的一个方向进行符合即可。首先验算配筋率：或混凝土受压区高度：截面能承受的弯矩设计值为：（竖向弯矩）73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）（水平向弯矩）计算结果表明，扶手正截面抗弯承载能力是足够的。第四章下部结构计算4.1设计资料1、设计标准及上部构造设计荷载：公路—Ⅱ级；桥面净空：净；标准跨径：lb=16m，梁长15.96m；上部构造：预应力钢筋混凝土简支空心板。2、水文地质资料73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）河道水位标高：2.8m；洪水位：吴淞基准3.99m；地质资料：按无横桥向的水平力（漂流物、冲击力、水流压力等）计算。通航要求：无通航要求河床底高程：-4.4m3、材料钢筋：均用HRB335钢筋；混凝土：盖梁、墩柱用C30，系梁及钻孔灌注桩用C25。4、桥墩尺寸盖梁支座距边缘距离x按正、负弯矩相等计算。由M+=M-得：整理后得：代入数据得：5、设计依据《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTJ024—85）。4.2支座计算采用板式橡胶支座，其设计按《公预规》8.4条要求进行。（一）选定支座平面尺寸橡胶支座的平面尺寸由橡胶板的抗拉强度和梁端或墩台顶的混凝土局部承压强度来确定。对橡胶板应满足：式中：——支座压力标准值，汽车荷载应计入出击系数；——橡胶支座使用阶段的平均压应力限制，1、计算支座的平面形状系数S73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）若选定的支座尺寸ab=18×20=360（cm2）则支座的形状系数S为:5≤S≤12，满足规范要求。式中：t—中间层橡胶片厚度取t=0.5cm。2、计算橡胶支座的弹性模量3、验算橡胶支座的承压强度（二）确定支座的厚度主梁的计算温差取△T=36℃，温度变形由两端的支座均摊，则每一个支座承受的水平位移△g为：计算汽车荷载制动力引起的水平位移，首先确定作用在每一个支座上的制动力HT,对于15.6m桥梁可布置一行车队，汽车荷载制动力按《桥规》4.3.6条，为一车道上总重力的10%，一车道的荷载的总重为：7.875×15.6+166.8＝289.65kN，289.65×10%＝28.965kN，但《公预规》规定不小于90kN，取制动力为90kN。12片梁共48个支座，每个支座承受的水平力HT为：HT＝90/48＝1.875kN。按《桥规》8.4条要求，橡胶层的总厚度∑t应满足：(1)不计汽车制动力时：∑t≥2△l＝2×0.284＝0.568(cm)(2)计汽车制动力时：(3)《公预规》的其他规定：选用7层钢板，8层橡胶组成橡胶支座。上下层橡胶片的厚度为0.25cm，中间层的厚度为0.5cm，薄钢板厚度为0.2cm，则：橡胶片的总厚度：∑t＝2×0.25+6×0.5＝3.5(cm)>0.568，并>3.6cm，合格。73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）支座总厚度：h＝∑t+7×0.2＝4.9(cm)符合规范要求。（三）验算支座的偏转(1)支座的平均压缩变形δ为：按规范要求应满足δ≤0.007∑t，即：0.0285≤0.07×42.0=0.140（cm）（合格）。(2)计算两端转角由关系式和可得：设在结构自重作用下，主梁处于水平状态，已知公路-Ⅱ级荷载作用下的跨中挠度，代入上式得：（3）验算支座偏转情况δ=0.0247cm≥θa/2=0.00309×18/2=0.0278cm符合规范要求。（四）验算支座的抗滑稳定性（1）计算温度变化引起的水平力（2）验算滑动稳定性：由结构自重标准值和0.5倍汽车荷载标准值引起的支座反力支座与混凝土接触时，73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）并且（合格）4.3盖梁计算图4-1盖梁结构尺寸图（尺寸单位：cm）4.3.1荷载计算1、上部结构永久荷载见表4—1。表4-1上部结构永久作用汇总表边板（kN/m）中板（kN/m）一孔上部构造（kN）各支座恒载反力（kN）11.81911.89992.812、盖梁自重及作用效应计算（1/2盖梁长度）见表4—2。表4-2盖梁自重产生的弯矩、剪力效应计算截面编号自重(kN)弯矩(kN·m)剪力(kN)V左V右1—1q1=0.4×0.6×1.5×25+0.6×1/2×0.3×1.5×25=12.375M1=-7.5×0.6/2-2.8125×0.6/3=-2.815-12.375-12.37573 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）2—2q2=0.5(0.4+0.3+1.3)×1.5×1.1×25=41.25M2=-1.7×0.4×1.5×25×1.7/2-0.5×0.9×1.7×1.5×25×1.7/3=-37.931-53.625-53.6253—3q3=0.7×1.3×1.5×25=34.125M3=-2.4×0.4×1.5×25×2.4/2-1/2×0.9×1.7×25×(1.7/3+0.7)-0.7×0.9×1.5×25×0.7/2=-91.65-87.751174—4q4=0.7×1.3×1.5×25=34.125M4=186.6875×0.7-2×34.125×1.4/2-0.4×1.7×1.5×25×（1.4+1.7/2）-1/2×0.9×1.7×1.5×25×（1.4+1.7/3）=-30.8982.87582.8755—5q5=×1.3×1.5×25=7.5M5=186.6875×2.1-（34.125×2+58.5）×2.4/2-0.4×1.7×1.5×25×（2.4+1.7/2）-1/2×0.9×1.7×1.5×25×（2.4+1.7/3）=112.9124.37524.3756—6q6=0.5×1.3×1.5×25=24.375M6=186.6875×2.4-（24.375+2×34.125+58.5）×3.1/2-0.4×1.7×1.5×25×（2.1+1.7/2）-1/2×0.9×1.7×1.5×25×（3.1+1.7/3）=7.89003、可变荷载计算（1）可变荷载横向分布系数计算:荷载对称布置时用杠杆法，非对称布置时用偏心受压法。①公路—Ⅱ级a、单车列、对称布置（图4—2）时：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）图4-2单车列布置（单位：cm）b、双车列、对称布置（图4—3）时：图4-3双车列布置（单位：cm）同理可得双车列时：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）c、单车列、非对称布置（图4—2）时：由已知：n=9，e=2.1则：d、双车列、非对称布置（图4—3）时已知：n=9，e=0.55，则：①人群荷载。a、两侧有人群，对称布置时：（图4-5）73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）图4-5人群荷载布置（单位：cm）b、单侧有人群，非对称布置时：已知：n=9，e=3.85则：（2）按顺桥向可变荷载移动情况，求得支座可变荷载反力的最大值（图4-6）①汽车，公路—Ⅱ级：考虑到支点外布置荷载，并以车轮顺桥向着地宽度边缘为限（0.20m），布载长度为：73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）a单孔荷载单列车时：两列车时：图4-6（尺寸单位：m）b双孔荷载单列车时：两列车时：图4-7（单位尺寸：KN/m）①人群荷载73 天津大学仁爱学院2011届本科生毕业设计（论文）图4-8（单位尺寸：KN/m）单孔满载时：双孔满载时：(一侧)；（3）可变荷载横向分布后各梁支点反力（计算的一般公式为Ri=Bηi），见表4—3。73 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）表4—3各梁支点反力计算荷载横向分布情况公路一级荷载人群荷载计算方法荷载布置横向分布系数η单孔双孔单孔双孔BR1BR1BR1BR1对称布置按杠杆原理法计算单列行车公路-Ⅱ级η1=η2=η3=η7=η8=η9=0231.990.002950.000η5=0.123.2029.5η4=η6=0.3104.40132.75双列行车公路-Ⅱ级η1=η9=0463.980.005900.000η2=η8=0.225220.39280.25η3=η7=0.27546.4059η4=η6=0.325197.19250.75η5=0.350.000.000人群荷载η1=η9=0.875η2=η8=0.125η3=η4=η5=η6=η7=024.0121.013.00048.0242.026.000单列行车公路-Ⅱ级η10.251231.9958.2329574.0575 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）非对称布置按偏心受压法计算η20.21660.1163.72η30.18141.9953.40η40.14633.8743.07η50.11125.7532.75η60.07617.6322.42η70.0419.5112.10η80.0061.391.77η9-0.029-6.73-0.85双列行车公路-Ⅱ级η10.148463.9868.6759087.32η20.13964.4982.01η30.12959.8576.11η40.12055.6870.8η50.11151.5065.49η60.10247.3360.18η70.09343.1554.87η80.08438.9749.56η90.07434.3343.66人群荷载η10.36824.018.8448.0217.67η20.3047.3014.60η30.2395.7411.48η40.1574.208.40η50.1112.675.33η60.0471.132.26η7-0.017-0.41-0.82η8-0.081-1.94-3.89η9-0.146-3.51-7.0175 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）（4）各梁永久荷载、可变荷载反力组合计算见表4—4，表中均取用各梁的最大值，其中冲击系数为：1+μ=1.2339表4—4各梁永久荷载、可变荷载基本组合计算表（单位：kN）编号荷载情况1号板R12号板R23号板R34号板R45号板R56号板R67号板R78号板R89号板R9①恒载188.63189.91189.91189.91189.91189.91189.91189.91188.63②公路-Ⅱ级双列对称0163.80200.20236.60254.80236.60200.20163.800③公路-Ⅱ级双列非对称107.74101.1993.9187.3680.8174.2667.7061.1553.87④人群对称51.857.40000007.4051.85⑤人群非对称21.8018.0114.1710.366.582.79-1.01-4.80-8.65⑥①+②+④284.43465.5508.17559.13584.61559.13508.17465.5284.43⑦①+②+⑤250.77477.38524.04570.74591.98562.26507.04451.84218.20⑧①+③+④436.8377.85359.37350.20341.03331.86322.53321.79284.43⑨①+③+⑤439.33427.71413.22399.78372.96335.99359.52346.11331.60128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）4、双柱反力Gi计算所引用的各梁反力见表4-5。表4-5双柱反力Gi计算荷载组合情况计算式反力G1（kN）组合⑥公路-Ⅱ双列对称人群对称1/4.8(284.43×6.4+465.5×5.4+508.17×4.4+559.13×3.4+584.61×2.4+559.13×1.4+508.17×0.4-465.5×0.6-284.43×1.6)2109.51组合⑦公路-Ⅱ双列对称人群非对称1/4.8(250.77×6.4+477.38×5.4+524.04×4.4+570.14×3.4+591.98×2.4+562.26×1.4+507.04×0.4-451.84×0.6-218.20×1.6)2129.08组合⑧公路-Ⅱ双列非对称人群对称1/4.8(436.8×6.4+377.85×5.4+359.37×4.4+350.20×3.4+341.03×2.4+331.86×1.4+322.53×0.4-321.79×0.6-284.43×1.6)1744.13组合⑨公路-Ⅱ双列非对称人群非对称1/4.8(439.33×6.4+427.71×5.4+413.22×4.4+399.78×3.4+386.38×2.4+372.96×1.4+359.52×0.4-346.11×0.6-331.30×1.6)1913.71由表4—5可知，偏载左边的立柱反力最大（G2＞G1），并由荷载组合⑥时控制设计。此时G2=2129.08（kN）。4.3.2内力计算1、恒载加活载作用下个截面的内力（1）弯矩计算截面位置见图4-1所示。为求得最大弯矩值，支点负弯矩取用非对称布置时数据，跨中弯矩也取用对称布置时数值。按图4-1给出的截面位置，各截面弯矩计算式为：M①-①=0M②-②=－R1×0.9M③-③=－R1×1.6-R2×0.6M④-④=－R1×2.3-R2×1.3-R3×0.3+G1×0.7M⑤-⑤=－R1×2.5-R2×2.5-R3×1.5-R4×0.5+G1×0.9M⑥-⑥=－R1×4-R2×3-R3×2-R4×1+G1×2.4各种荷载组合下的各截面弯矩计算见表4-6。注意的是，表中内力计算未考虑施工荷载的影响。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）表4-6各截面弯矩计算荷载组合墩柱反力（kN）梁支座反力（kN）G1R1R2R3R4R562109.51284.43465.5508.17559.13584.6172129.08250.77477.38524.04570.74591.9881744.13436.8377.85359.37350.20341.0391913.71439.33427.71413.22399.78386.38截面②-②截面③-③截面④-④截面⑤-⑤截面⑥-⑥62109.51-255.59-734.3964.87806.99953.1372129.08-225.69-687.66135.78902.681055.7581744.13-393.12-925.59-382.77126.27236.2291913.71-395.21-959.22-351.00208.66325.25（2）相应于最大弯矩时的剪力计算。一般计算公式为：截面①—①：V左=0，V右=－R1；截面②—②：V左=V右=－R1；截面③—③：V左=－R1-R2，V右=G1－R1－R2；截面④—④：V左=G1－R1－R2－R3，V右=G1－R1－R2－R3－R4；截面⑤—⑤：V左=G1－R1－R2－R3－R4；V右=G1－R1－R2－R3-R4-R5；截面⑥—⑥:V左=G1－R1－R2－R3－R4－R5；V右=G1－R1－R2－R3－R4－R5－R6；计算结果见表4-7.表4-7各截面剪力计算荷载组合各截面剪力（kN）截面①-①截面②-②截面③-③截面④-④截面⑤-⑤截面⑥-⑥V左V右V左V右V左V右V左V右V左V右V左V右60-284.43-284.43-284.43-749.931359.58851.41292.28292.28-292.28-292.28-292.2870-250.77-250.77-250.77-728.151400.93876.89306.15306.15-306.15-306.15-306.1580-436.8-436.8-436.8-814.65929.48570.11219.91219.91-219.91-219.91-219.9190-439.33-439.33-439.33-867.041046.67633.45233.67233.67-233.67-233.67-233.67128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）2、盖梁内力汇总（表4—8）各截面内力均取表4—6和表4—7中的最大值。按表4—8可绘制内力计算的包络图。表4-8盖梁内力汇总表内力截面号①—①②—②③—③④—④⑤—⑤⑥—⑥弯矩(kN·m)M自重-2.8125-37.931-91.65-30.89112.917.89M荷载0-395.21-959.22-382.77806.991055.75M计算-2.8025-433.14-1050.87-413.66919.91063.64剪力(kN)V自重左-12.375-53.625-87.7582.87524.3750右-12.375-53.62511782.87524.3750V荷载左0-439.33-1384.591972.73684.1-292.41右-439.33-492.9551400.93306.15-291.41-292.41V计算左-12.375-939.51-954.79959.765330.525-292.41右-451.705-492.9551517.93389.025-268.035-292.414.3.3截面配筋设计与承载力校核采用C30混凝土，主筋选用HRB335，直径25mm，保护层5cm（钢筋中心至混凝土边缘）。=13.8MPa，=280MPa。1、正截面抗弯承载力验算以下取③-③截面做配筋设计，其他截面雷同。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）已知:,,取，。即：化简后为：解方程得：，其根数，实际选用14根，，配筋率：该截面实际承载力Mu为：就正截面承载能力与配筋率而言，配筋设计满足《公预规》要求。其他截面的配筋设计计算结果列于表4-9表4-9各截面钢筋量计算表截面号M（kN·m）所需钢筋面积As（cm2）所需钢筋根数实际选用含筋率（%）根数As（cm2）①—①-2.8125----839.2480.209②—②-433.1412.4731049.060.262③—③-1050.8730.5361468.680.366④—④-413.6611.9021049.060.262⑤—⑤919.926.6751049.060.262⑥—⑥1063.6430.961049.060.2622、斜截面抗剪承载能力验算按《公预规》5.2.10条要求，当截面符合：γ0Vd≤0.50×10-3α2ftdbh0128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）（kN）可不进行斜截面抗剪承载力计算，仅需按《公预规》9.3.13条构造要求配置箍筋。（见图下所示）式中：—预应力提高系数，对于预应力混凝土受弯构件，取α2=1.0；—混凝土抗拉设计强度，取=1.39MPa。对于①—①截面：对于②—②截面～⑤—⑤截面：按《公预规》5.2.9条规定，为满足截面最小尺寸限制，应满足：对照表4-8的剪力值，本桥可按构造要求设置斜筋与箍筋，见图4-9图4-9盖梁配筋图（尺寸单位：cm）128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）现进行斜截面抗剪承载力验算：选取HRB335直径10mm，P=100ρ=0.517剪力可完全由箍筋和混凝土承担，故不需弯起钢筋。4.4桥墩墩柱设计墩柱一般尺寸见图4-10所示，墩柱直径为120cm，用C30混凝土，HRB235钢筋。图4-10盖梁尺寸示意(尺寸单位：cm)4.4.1荷载计算1.恒载计算由前面计算得：（1）上部构造恒载，一孔重2129.08（kN）128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）（1）梁盖自重（半根梁盖）186.6875（kN）（2）横系梁重（3）墩柱自重作用墩柱底面的恒载垂直力为：2.活载计算荷载布置及行驶情况见前述图4-2～图4-8，由盖梁计算得知：（1）公路-II级①单孔荷载单列车时：相应的制动力：，按《公预规》制动力不小于165kN,故取制动力为165kN。②双孔荷载单列车时：相应的制动力：，取制动力为90kN。汽车荷载中双孔荷载产生支点处最大反力值，即产生最大墩柱垂直力；汽车荷载中单孔荷载产生最大偏心弯矩，即产生最大墩柱底弯矩。（2）人群荷载①单孔行人（单侧）②双孔行人（单侧）3.双柱反力横向分布计算（汽车荷载位置见图4-11所示）（1）公路-Ⅱ级128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）图4-11汽车的双柱反力横向分布（尺寸单位：cm）单列车时：双列车时：（1）人群荷载单侧时：图4-12（尺寸单位：cm）双侧时：4.荷载组合（1）最大最小垂直反力时，计算见表4—10。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）表4-10可变荷载组合垂直反力计算（双孔）编号荷载状况最大垂直反力（kN）最小垂直反力（kN）横向分布η1Bη1(1+μ)横向分布η1Bη1(1+μ)1公路-II级单列车0.9375348.520.062523.232双列车0.6146456.970.3854286.553人群荷载单侧行人1.307362.77-0.3073-14.76双侧行人0.50024.010.50024.01表中汽车-I级已乘以冲击系数，=1.2602。(2)最大弯矩时，计算见表4-11。表4-11可变荷载组合最大弯矩计算（单孔）表4-11编号荷载情况墩柱顶反力计算式Bη1(1+μ)垂直力（kN）水平力H（kN）对柱顶中心弯矩（kN·m）B1B2B1+B20.25（B1-B2）1.14H1上部构造与盖梁计算———1350.1875—002单孔双列车463.98×0.6146×1.2602359.360359.364589.8451.303单孔单侧人群48.02×0.524.01—24.01—6.00—表4-11内水平力由两墩柱平均分配。4.4.2截面配筋计算及应力验算1、作用于墩柱顶的外力（见图4-13）（1）垂直力最大垂直力：（汽车）最小垂直力：（考虑与最大弯矩相适应）128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）（1）水平力:（2）弯矩:图4-13（尺寸单位：cm）2.作用于墩柱底的外力3.截面配筋计算已知墩柱顶用C30混凝土，采用12Ф16HRB335钢筋，,则纵向钢筋配筋率。由于，故不计偏心增大系数，取。（1）双孔荷载，按最大垂直力时，墩柱顶按轴心受压构件验算，根据《公预规》5.3.1条：128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）满足规范要求（2）单孔荷载，最大弯矩时，墩柱顶按小偏心受压构件验算：故η=1.0，ηe0=79（mm）（不考虑轴向力偏心距影响）。根据《公预规》5.3.9条偏心受压构件承载力计算应符合下列规定：设g＝0.88,代入fcd，fsd’，ρ后，经整理得：按《公预规》提供的附录C表C.0.2“圆形截面钢筋混凝土偏压构件正截面抗压承载力计算系数”表，经试算查得各系数A、B、C、D为：设ξ=0.86，A=2.3047，B=0.5304，C=1.8786，D=0.9639，代入后：则：墩柱承载力满足规范要求。4.5钻孔桩计算钻孔灌注桩直径为1.2m，用C20混凝土，HRB235级钢筋。灌注桩按m法计算。m值为（软塑黏性土）。桩身混凝土受压弹性模量128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）图4-14（尺寸单位：cm）4.5.1荷载计算每一根桩承受的荷载为：1、一孔恒载反力（图4—14）2、盖梁恒重反力3、系梁恒重反力4、一根墩拄恒重作用于桩顶的恒载反力为：5、灌注桩每延米自重：（已扣除浮力）6、可变荷载反力（1）两跨可变荷载反力：（公路一级）（人群单侧）（2）单跨可变荷载反力：（公路一级）（人群单侧）128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）（3）制动力T=82.5kN，作用点在支座中心，距离桩顶距离为：（0.5×0.042＋1.3＋3.5）＝4.621(m)（4）纵向风力，风压查《桥规》附表A，取苏州百年一遇的风压为，则风压为：则由盖梁引起的风力：对桩顶的力臂为：墩顶引起的风力：对桩顶的力臂为：横向风因墩柱横向刚度较大，可不予考虑。7、作用于桩顶的外力（图4—9）(双孔)(单孔)8、作用于地面处桩顶上的外力4.5.2桩长计算由于假定的土层是单一的，可由确定单桩容许承载力的经验公式初步计算桩长。灌注桩地面河床线以下的桩长为h，则：128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）式中：U——桩周长，考虑用旋转式钻机，成孔直径增大5cm，则U=π×1.25=3.93(m)；——桩壁极限摩阻力，取40kN/m——土层厚度（m）；——考虑桩入土深度影响的修正系数，取为0.75；——考虑孔底沉淀厚度影响的清底系数，取为0.8；A——桩底截面积，A=πR2=1.13m2；——桩底土层容许承载力，取=220kPa；——深度修正系数，取=1.5；——土层的重度，取=8.0kN/m3(已扣除浮力)；——一般冲刷线以下深度（m）。代入得：桩底最大垂直力为：即：故：，取h=25m，即地面以下桩长为32.80m，由上式反求：可知桩的轴向承载能力能满足要求。4.5.3桩的内力计算（m法）1、桩长的计算宽度b128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）2、桩的变形系数式中：Eh—桩身混凝土弹性模量，；I0—桩的截面惯矩，。受弯构件：故：桩的换算深度：可按弹性桩计算。3、地面以下深度z处桩身截面上的弯矩与水平应力的计算已知作用于地面处桩顶上的外力为：（1）桩身弯矩：式中的无纲量系数，可由《基础工程》附表查得，计算见表4-121，桩身的弯矩分布示于图4-11。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）表4-12桩身弯矩计算（单位：kN.m）0.560.24.00.16960.9980622.40356.40378.81.400.54.00.457520.9745860.42348.01408.431.970.74.00.592280.9381778.21335.01413.222.530.94.00.689260.8840791.02315.69406.713.371.24.00.761830.77415100.60276.44377.043.931.44.00.764980.68694101.02245.30346.55.061.84.00.684880.4988990.44178.15268.596.742.44.00.443340.2426258.5486.63145.177.302.64.00.354580.1754646.8262.66109.488.433.04.00.193050.0759525.4927.1252.619.833.54.00.050810.013546.7104.8311.5411.244.04.00.000050.000090.0070.0320.039（2）桩身水平压应力σzz式中无纲量系数Ax，Bx可由《基础工程》附表查得，为换算深度，。计算见表4-13，桩身的水平压应力分布示于图4—15。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）表4-13水平压力计算（单位：kN/m）0.560.22.117791.290883.585.909.481.400.51.650420.870366.979.9416.911.970.71.360240.638858.0510.2118.262.530.91.093610.444818.329.1517.473.371.20.745880.219087.566.0113.573.931.40.551750.107936.533.459.985.061.80.25386-0.035723.86-1.472.399.833.5-0.10495-0.05698-3.10-4.56-7.6611.244.0-0.10788-0.01487-3.65-1.36-5.01图4-15（尺寸单位：KN.m）4.5.4桩身截面配筋与承载力验算验算最大弯矩z=1.97m处的截面强度，该处的内力值为：128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）图4-16桩身截面图（单位尺寸：cm）桩内竖向钢筋按0.2%配置，则选用1216，As=24.13cm2。桩的换算面积为：其中：n＝Es/Ec-1＝2×105/(2.55×104)-1＝6.84桩的换算截面模量W0为：为桩的计算长度，当αh≥4时，取＝0.7×(l0＋4/0.356)＝7.87(m)。根据《公预规》5.3.9条和5.3.10条相关规定：（），取＝1。偏心增大系数：则：按桥墩墩柱一节所示方法，查《公预规》附录C相关表格，可得到相关系数。经试算，当ξ=0.89时，从表中查得A=2.3927，B=0.4952，，C=1.9846，D=0.8930。另设g=0.9，ρ=0.21%，fcd=11.5MPa，fsd’=280MPa。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）代入下式：则：钻孔桩的正截面受压承载力满足要求。4.5.5墩顶纵向水平位移验算1、桩在地面处的水平位移和转角计算当时，查《基础工程》附表得到：故：符合m法计算要求。同上表查得到：，代入得：2、墩顶纵向水平位移验算（图4-17）128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）图4-17桩基础图（单位尺寸：cm）由于桩露出地面部分为变截面，其上部墩柱截面抗弯刚度为E1I1（直径ｄ１），下部桩截面抗弯刚度为EI（直径为d）,假设n=E1I1/(EI),则墩顶的水平位移公式为：式中：由于，所以,已知：故:128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）墩顶容许的纵向水平位移为：，符合规范要求。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）第五章预应力混凝土空心板施工技术方案5.1工程概况本合同段16m预应力混凝土空心板共计480片，其中中板380片，边板100片，由本合同段K19+050预制厂统一集中预制，混凝土由预制厂拌和机集中拌制供应。5.2施工准备1、技术准备a、开工前，全面熟悉施工图纸、相关技术规范，查阅相关资料，核实工程数量。统计该项工程所需材料用量，向项目材料部上报材料需求计划。b、根据工程进度计划，配备足够的人员、机械设备。对参建人员由项目工程部进行该项工程应知应会考核，对考核不称职的严肃予以退场，对进行机具设备由项目机械部进行数量和性能的检查，对于不能满足施工需求的机具，责令更换或维修，保证施工机具性能。c、编写该项工程施工作业指导书，由项目工程部组织对所有参建人员进行技术交底，明确施工工艺、质量控制办法、质量控制标准、报验程序以及澄清设计图纸中的细节性问题，同时由项目专职安全员对所有参建人员进行安全技术交底和安全管理办法交底。d、收集相关资料，编制分项开工报告，上报监理处审批。e、根据中心试验室验证后的混凝土配合比，按规格要求采购原材料。f、对该项工程所用的成品材料取样检查，确定其性能和质量，进行成品原材料的采购。g、结合实际地形和工程内容，规划确定预制场布设，根据前期报批的预制场方案布设预制台座。2、现场准备按照前期上报并批复的预制场施工方案，对预制场地进行换填及压实处理。预制场共布设16m预应力混凝土空心板预制台座30个，台座采用重复利用。台座采用30cm厚C25混凝土浇筑基础，上铺设8mm钢板作底模，角钢包边，浇筑台座混凝土时按间距1m设侧模拉杆孔。台座顶面按照设计图纸跨中反预拱度，预拱度按抛物线设置，计算后由水准仪控制各点高程。预制场范围内台座与台座之间全部用厚20cm，C20混凝土硬化，并在两侧设排水沟，将预制厂范围内的水排出。台座纵向布设，预制厂设跨径23.5m门吊，用于吊梁、移梁，设小型工作门吊一个，用于起吊混凝土、调运模板、安装钢筋。采用标准定型钢轨。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）3、模板准备梁板模板采用定型组合钢模，由正规模板厂家制作，用角钢和槽钢加劲，保证模板刚度和表面平整度。底部用对拉螺栓固定，芯模采用钢模，待砼达一定强度后分节抽出。开工前应先对模板进行试拼，试拼不适合应及时修整。模板应满足以下要求①具有必须的强度、刚度和稳定性、能可靠地承受施工过程中可能产生的各项荷载，保证结构的设计形状，尺寸和模板各部件之间相互位置的准确性；②便利制作、装拆容易、施工操作方便，保证安全。③模板板面光滑平整，接缝严密，确保砼在强烈震动下不漏浆；④我部内外模板均采用组合钢模保证梁体线形，提高模板的适应性和周转率。5.3施工组织及施工安排1、本项工程施工组织开工前，成立以项目经理部为管理机构，桥梁施工预制场为操作实体的组织管理体系。项目经理部试验室在项目质检工程师的领导下负责施工过程中各项检测工作。项目经理部成立质量、安全检查组，各桥梁施工工区成立二级质量、安全检查小组。将该项工程质量、安全责任根据组织管理体系层层分解细化，落实到各管理人员，由项目经理向每个质量、安全负责人签定该项工程的工程质量责任书和工程安全责任状。形成完善的质量、安全管理体系。明确每个责任人的责任和职责，切实做到每项工程的各个工序出现质量、安全问题有追溯性和可查证性，责任到人。施工队伍选择有施工过类似工程的工程师负责该项工程的全面施工工作。施工操作人员选择具有多年经验并施工过该地区类似工程的工人。所用混凝土采用拌和站集中拌制，汽车混凝土罐车运输至门吊下，将混凝土料卸入料斗，由门吊起吊运输将混凝土送入模内。2、主要材料1）、每批次水泥进场都要有质量合格证书、化验单，按相关规定抽样检测，合格方可使用。2)、砂、石原材料应严格按调查和试验所确定的材料场采购。使用过程中要按相关规定批次抽样频率进行试验，满足要求方可使用。采用多种砂、石材料时，必须按照相应的配合比进行混凝土的拌制，不可变材料不变量拌制混凝土。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）3)、钢筋、钢绞线严格按照前期调查和试验所确定的供应厂家采购。每批次进场后按照规定进行抽样检测，并按照相关规定进行焊接质量检测，满足要求方可使用。5.4施工工艺绑扎钢筋穿金属波纹管检测校正模板安装端头模板支立、安装侧模安装心模灌注底板混凝土绑扎剩余钢筋张拉、压浆浇筑剩余混凝土穿预应力钢绞线移梁封锚图5-1后张法预应力空心板梁施工工艺流程图1、绑扎钢筋1）钢筋加工及安装：①钢筋制作在钢筋棚配料、下料、对接、弯制、编号、堆码。结构中不能采用闪光对焊的采用电焊机焊接。钢筋下料前应核对图纸核对无误后方可下料。②绑扎钢筋先在模板表面上用粉笔按图画出钢筋的间距及位置。先安装定位钢筋，再安装箍筋，用定位钢筋固定好箍筋后，再穿主筋。然后按图纸要求间距逐个分开，先绑扎纵向主筋，后绑扎横向钢筋。纵向主筋（通长筋）接头采用单面帮条焊工艺，焊缝长≥10d（d为钢筋直径）；焊接时应先由中间到两边，对称地向两端进行，并应先焊下部后焊上部，每条焊缝一次成形，相邻的焊缝应分区对称地跳焊，不可顺方向连续施焊。焊接接头或绑扎接头应错开布置，对于钢筋采用焊接接头，搭接长度一律为35d（d为钢筋直径），接头长度区内受力钢筋接头面积不超过50%该接头断面面积。对于钢筋采用绑扎接头，两接头间距＞1.3倍搭接长度，接头长度区内受力钢筋接头面积不超过25%该接头断面面积。绑扎梁顶面负弯矩钢筋应每个节点均要绑扎，所有主筋（纵向方向）下和腹模、翼缘侧面均应放置塑料垫块，塑料垫块的厚度应满足设计保护层要求。③对于影响下一步施工的钢筋，暂不进行绑扎或安放，待侧模安装好后再装放剩余钢筋。④梁板钢筋绑扎注意事项：128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）底板上、下层的定位筋下端必须与最下面的钢筋焊接牢固。钢筋与预应力管道相碰时，只能移动，不得切断钢筋。在焊接时，为防止焊渣烧伤底模，焊接部垫铁皮等以隔离焊渣。钢筋焊接时电焊机引线必须绝缘良好，防止短路。废焊渣，焊条收集后统一进行深埋。吊车作业时要远离电线等障碍物，同时还应有专人指挥。2、穿金属波纹管1）按照设计图纸中预应力钢束布置图中钢束横向坐标在梁板底模上准确划出钢束各控制点横向坐标的位置，然后按照钢束布置图中各控制点的纵向坐标的位置，准确安装钢束定位钢筋。定位钢筋宜先焊接成定位钢筋网，然后按照所定位置与腹板钢筋绑扎在一起，定位钢筋曲线部分以间隔为50cm、直线部分间隔为100cm。定位钢筋绑扎好后，穿金属波纹管。金属波纹管定位要准确牢固，波纹管位置的容许偏差平面不得大于±1cm，竖向不得大于0.5cm，管道轴线必须与垫板垂直，接头处不得有毛刺，卷边，折角等现象；接口要封严，不得漏浆。金属波纹管穿好后，在波纹管内穿直径可以满足穿钢绞线的塑料管，以防止浇筑混凝土时波纹管变形或漏浆造成无法穿钢绞线。2）钢筋、钢绞线的保护由于预制板梁的施工周期较长，所以对钢筋、钢绞线要进行保护，具体措施如下。①对半成品及原材钢筋要求离地面50cm进行堆放且用彩条布或塑料薄膜覆盖，必要时搭设钢筋存放棚。②钢绞线要求垫离地面50cm并用防水布覆盖。③由于施工期的延误可能会出现钢筋、钢绞线的锈蚀，对于锈蚀不严重的钢筋、钢绞线应用钢刷刷去浮锈，并用干布擦去钢筋表面已刷下来的浮锈。④由于施工期的延误，一部分埋置式的钢绞线长时间的不能张拉，要求在用防锈漆涂抹钢绞线同时要包裹钢绞线。在下一次施工前将防锈漆刷去。⑤对于腐蚀严重的钢筋、钢绞线进行作废处理。3、支立安装侧模安装侧模前必须先进行试拼、除锈、涂脱模剂、纵横向接缝处紧密性处理措施以及编号。按照编号顺序将打磨好的侧模进行逐节安装。侧模固定底面、顶面采用拉杆进行固定，再加侧模外底面的支撑和顶面的斜拉揽绳。纵向模板各节采用螺旋绞接。为防止漏浆在模板底面和各横纵向接缝处粘双层双面胶，并压紧使各接缝严密。4、安装端头模板128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）端头模板采用钢板制作并预留湿接缝伸出钢筋孔。端头模板与侧模板采用绞接螺旋固定，并在顶面、底面各设置一道横向撑，以增加端模的刚度。为防止端头模板与侧模、内模以及预留钢筋孔漏浆，在端头模板与侧模、内模接缝处用宽塑料胶带粘贴缝，在预留钢筋孔处填塞海棉。5、检测、校正模板对照设计图纸各部位具体尺寸，现场逐个检测模板内部尺寸和保护层厚度，对于不满足设计要求的进行校正和增加保护层垫块。保证模板固定牢固、内部尺寸满足设计要求。6、绑扎剩余钢筋对安装侧模或端头模板前无法绑扎的钢筋，按照设计图纸进行绑扎，具体绑扎同以上“1）钢筋加工及安装”。7、浇筑混凝土施工准备砼拌制砼运输1）施工工艺流程砼入模浇筑砼养护图5-2混凝土浇筑施工工艺流程2）混凝土配合比要求空心板混凝土为高强度混凝土，拌制混凝土必须严格执行设计配合比，拌制混凝土的原材料必须选择符合规范规定和配合比要求的原材料。板梁混凝土设计为C50，混凝土配合比设计时考虑如下几点：①水泥水泥的选用一般考虑其对混凝土结构强度、耐久性和使用条件的影响。②骨料含泥量、粉屑、有机物质和其它有害物质不得超过设计规定的数值，骨料应具有良好的级配以获得水泥用量低、混凝土强度高、和易性好的组合。③温度措施128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）夏季施工时，采用砂石料降温以控制混凝土的出仓温度，同时对混凝土运输和浇注过程分别采取降温措施，减少混凝土水分的损失。对于夏季施工的板梁要求避开炎热的中午，施工放在下午以防因温度过高引起收缩裂缝。3）混凝土的拌制（1）砼采用拌和站集中拌制。混凝土的拌制需要注意以下几点:①核对单次混凝土浇筑的工程量所需的材料（砂、石、水泥、粉煤灰、外加剂）是否备齐，备料量按照单次浇筑设计工程量的110%进行备料，若材料不能满足此要求不能进行开盘搅拌。砂石料要分仓堆放，拌和站符合配合比要求，即三个料仓粗集料两个细集料一个。②检查所备材料是否具有出厂合格证明或材料检测报告，经监理认可符合配合比设计要求后方可使用所备材料。③检查搅拌设备（搅拌机、上料系统等）是否运转正常，并调试好自动计量系统，准备好机械设备的常用零部件，以备解决机械设备的常用故障，确保前场砼浇筑的连续供料需求。④清理好试验检测所需的器具是否配备齐全，确保在浇筑过程中对材料含水量、砼坍落度和水温等指标的检测和砼试件抽样的需要。⑤混凝土拌制所需的原材料在进入搅拌机时均采用自动计量系统上料，确保单次拌制的混凝土符合设计配合比的要求。⑥搅拌所用机械为强制式搅拌机，搅拌容量为0.4m3，搅拌时间按90s控制，搅拌起算时间为加水完成后起算。在搅拌完成后混凝土的拌合物应均匀，颜色一致，和易性好，不得有离析和泌水现象。（2）搅拌质量的控制在砼的搅拌过程中，主要是通过坍落度的控制和卸料时肉眼观察砼的和易性、粘聚性和保水性，和易性的观测主要是看拌合料是否搅拌均匀，对粘聚性和保水性观察其是否良好，否则应及时查明原因进行处理。在拌合站对坍落度的控制主要通过下面两点来实现：①对所使用的砂、石原材料进行含水量的检测。针对不同的浇筑混凝土时的天气，预先对地材进行含水量的检测，根据配合比及时调整单盘混凝土搅拌时的加水量。在浇筑过程中，由于时处夏天或雨天对砂、石含水量影响较大时也需要不定时的对其含水量进行检测，及时调整搅拌时的掺水量，确保拌合好的砼符合配合比设计要求。②对搅拌好的砼拌合物直接进行坍落度的测定，如不满足要求及时的对掺水量进行调整。在坍落度的测定时机上，在开盘后的第一盘料应进行检测。若所使用的原材料其含水量比较一致时可较稀疏的间隔性检测；如果在砼的浇筑过程中，肉眼观测坍落度有明显的变化或砂石料含水量有明显变化时应加强坍落度的检测频次。5）混凝土的运输128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）混凝土在拌和站搅拌好后，通过混凝土罐车运输至施工现场门吊下，将混凝土拌和物卸入料斗，由门吊将料斗吊至卸料位置。在混凝土的运输过程中，应做好以下几方面的工作：①在混凝土的运输过程中要求施工的速度要快，如出现施工间断要有及时的复工措施。在混凝土的入模前应不停搅拌，搅动速度按2-4r/min的转速进行控制。②在混凝土从搅拌机卸料到入模的过程中，需要经过罐车运输，难免有一定的坍落度损失，尤其在炎热的夏季施工条件下。因此，在混凝土从搅拌机出料到入模时应重新检测其混凝土的坍落度，将测得值与从搅拌机卸料时测得值相比较，如相差较大应及时的调整搅拌卸料时的坍落度值，使混凝土的入模坍落度符合配合比设计要求，保证混凝土的浇筑质量和施工性。6）混凝土入模浇筑①混凝土浇筑沿板梁方向采用一端向另一端分节分层的阶梯推进，浇筑顺序：底板、侧板、顶板的顺序，浇筑侧板时左右对称浇筑，②混凝土浇筑前准备工作在混凝土入模前应作好以下的准备工作：a、对支架、模板、钢筋、预应力管道和锚具、预埋件等进行检查，并作好记录，符合设计和施工规范要求后方可浇筑。检查混凝土浇筑所用的机具（振捣棒、电机、砼收面器具等）及备用件是否准备齐全。b、混凝土浇筑施工操作人员是否到位，各组人员应包含布料、砼振捣、砼收面三小组。③混凝土布料振捣按照预先制定的浇筑顺序、严格按30cm～50cm分层布料，同时应控制好混凝土的振捣工作。侧面采用附着式振捣器振捣，顶面振捣采用φ50插入式振捣器。砼振捣注意事项：1）振捣时插入下层砼10cm左右，不可漏振、欠振或过振，每一处振动完毕后应边振动边缓慢提出振动棒。2）应避免振动棒碰撞模板和钢筋、严禁碰撞预应力管道，严禁用振捣棒振动钢筋“赶料”和“拖料”。3）混凝土振捣时，在预应力锚板位置处钢筋密集，要加强砼振捣，使砼密实，确保预应力张拉安全。④混凝土标高控制及收面板梁顶部有5cm厚C128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）50防水砼调平层，严格控制标高在规范和设计范围以内，以满足桥面铺装层厚度要求，同时也是控制板梁线形的必要因素。在浇筑砼前，采用钢筋焊设标高控制点。为了良好控制板梁高度情况，控制点在预压测量观测点位置均布设，其中间位置可以用拉线方式或长铝合金刮尺进行控制。混凝土浇筑后，收面处理应注意下面事项：1）浇筑混凝土时，室内如有杂质，要及时进行清除并作好收面处理，已便于内模支架的撤除。2）当浇筑顶板混凝土时，要严格控制板梁顶面标高，因顶部只有10cm厚桥面砼，标高严格控制在规范和设计范围以内，以满足桥面铺装层厚度要求。3）板梁顶表面的混凝土应压实抹平，进行两次“收面”，并在其初凝前作拉毛处理，以便与上层调平层良好连接，并防止表面裂纹的产生。4）砼浇筑快结束时，复测板梁顶标高，严格控制标高和坡度，不宜出现正误差，使砼顶标高满足规范要求。9、混凝土养护1）采用不褪色的土工布覆盖蓄水养护，使混凝土表面随时保持湿润。2）养护时间不得少于7天，混凝土终凝后即可开始养护。3）夏季施工时，应加强养生，对成型混凝土遮盖浇水养护。10、拆模砼浇筑完毕后，应覆盖草袋或土工布洒水养护24小时即可拆模，拆模后洒水养护7天左右。此时可对梁头、铰缝钢筋及板翼等连接部分进行凿毛处理。11、穿预应力钢绞线抽出预先在波纹管内放置的塑料管，将按照设计图纸下料的钢绞线按照相应编号穿入波纹管内，钢绞线采用人工穿放。12、张拉、压浆1）张拉前的准备工作①施工缝凿毛处理。②提交张拉人员上岗证到项目部和监理处备案。③拆除翼缘板的模板，检查板梁是否有整体沉降而引起的横缝和纵缝。以确保张拉前板梁是合格的完整的整体。⑤已浇筑但未张拉的板梁上不允许堆放钢筋等物品，防止因荷载过大而引起板梁断裂。⑥张拉千斤顶的标定以及锚具的检验。2）预应力施工预应力施工必须配备具备一定施工经验的工人，并在施工前进行安全交底和人员的明确分工。预应力施工必须严格按照操作规程进行施工和操作。钢绞线按设计图纸下料，下料采用切割机切割，波纹管必须采用套管对接，锚垫板必须与钢绞线及管道垂直且与封头模板固定牢固。砼浇筑完待到达砼设计强度95％后即可采用双控法进行预应力张拉施工，引伸量误差应在±128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）6％范围内，每一截面的断丝率不得大于该截面总钢丝数的1％，且不允许整根钢铰线拉断。张拉需两同时对称进行(具体见张拉计算说明书)。①量测引伸量的要求：开始张拉前应将所有钢铰线尾端切割成一个平面或采用与钢绞线颜色反差较大的颜料标出一个平面，在任何步骤下量测引伸量均应量测该平面距锚垫板之间的距离，不可量测千斤顶油缸的变化量。3）张拉预防措施①锚垫板承压面与孔道中心线不垂直时，应当在锚圈下垫薄钢板调整垂直度。将锚圈孔对正垫板并点焊，防止张拉时移动。②千斤顶给油、回油工序要缓慢平衡进行。要避免回油过猛。③张拉操作要按规定进行，防止预应力筋受力超限发生拉断事故。④油泵运转出现异常情况时，要立即停车检查。在有压情况下，不得随意拧动油泵或千斤顶各部位的旋扭。⑤在测量伸长及拧螺母时，要停止开动千斤顶。⑥千斤顶支架必须与梁端垫板接触良好，位置正直对称，以防止支架不稳定或受力不均倾倒伤人。⑦张拉或退楔时，千斤顶后面禁止站人，以防预应力筋拉断或锚具、楔体弹出伤人。4）压浆预应力束张拉完后，应立即进行管道压浆。压浆前先用水冲洗管道。水泥采用P.O52.5普通水泥，掺减水剂。水灰比可降到0.35，水泥浆的泌水率不超过1％，水泥浆稠度控制在14s至18s之间。拌和后3h泌水率控制在2％，泌水应在24h内重新全部被浆吸收，压浆采用活塞式压浆泵，压力控制在0.5Mpa至0.7Mpa，每孔压浆至最大压力后，要稳压5分钟，并达到排气孔一端有相同稠度的水泥浆为止。13、封锚压浆24h后，检查孔道内水泥浆是否饱满，否则要进行二次补浆。压浆彻底结束24h后，即可进行封锚。封锚前对锚头首先进行彻底的清洗和除锈除油，清洗干净后用不低于梁体混凝土标号的小石子混凝土进行锚头混凝土的浇筑。5.5施工注意事项1、混凝土拌制严格按照配合比来拌制，配合比必须由试验人员专人控制，非试验室人员坚决不允许调整混凝土配合比。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）2、搅拌所用机械为强制式搅拌机，搅拌时间按120s控制，搅拌起算时间为加水完成后起算。在搅拌完成后混凝土的拌合物应均匀，颜色一致，和易性好，不得有离析和泌水现象。3、对所使用的砂、石原材料进行含水量的检测，及时调整搅拌时的掺水量，确保拌合好的砼符合配合比设计要求。4、施工必须有备用发电机以防断电引起施工的中断。5、侧板浇筑，宜对称浇筑，以免混凝土侧压使内模移位，振捣时应注意波纹管的位置，不得振伤波纹管。6、模板固定一定要牢固，防止变形跑模。7、保证外露结构砼表面美观的措施①对整个板梁混凝土结构采用同厂、同品种、同标号的水泥和相同的配合比，保证混凝土表面颜色一致。②采用性能优秀的外掺剂外加剂，以及优化混凝土配合比等先进技术消除混凝土表面泛砂、气泡等现象使混凝土表面光洁。③模板接缝保持在2毫米之内，并保持接缝整齐划一。8、混凝土的防裂缝措施①干缩裂缝：干缩裂缝的产生主要原因是混凝土浇筑后养护不及时，表面水分散失过快，造成混凝土内外不均匀收缩，引起混凝土表面开裂；同时如果使用了含泥量大的粗砂配制的混凝土，也容易产生干缩裂缝。②温度裂缝：温度裂缝是由于混凝土内部和表面温度相差较大而引起，深进和贯穿的温度裂缝多是由于结构降温过快，内外温差较大，混凝土受到外界的约束而出现裂缝。9、预应力筋张拉时严格按照双控指标进行控制,张拉所用千斤顶必须和油表必须经具备相关资质部门标定过的，必须配套使用。5.6进度保证措施1、按照本项工程进度计划进行进度分解，按照分解后的进度计划进行考核，对考核结果进行奖罚措施，对未按进度计划完工，必须科学细致进行分析影响进度的因素，然后对影响因素进行着力解决，保证近期完工。2、开工前，根据工程量由现场工程师对本项工程所需材料采购计划上报物资部，最少提前一周，对特别影响工期材料，要特别说明，必要时留有一定库存，以避免材料紧缺影响工期。3、开工前，由项目部机械主管对施工本项工程的工区所使用机具进行检查，对不能满足施工需求或性能不好者，必须限期增加或维修，以保证机具的使用率。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）4、根据工程容易配备足够、满足相关要求，具务一定技能的施工人员，来按期完工。5、统筹合理安排各工序，尽量形成平行流水作业。6、做好防洪、防汛工作，不因降雨影响工期。5.7质量保证措施1、建立以项目部为核心的质量保证体系，各项工作层层分解落实到人。2、组织全体施工人员学习有关标准规范、规程、操作方法和施工技术，做好技术交底工作，保证每个施工人员对本项工程的各个工序心中有数。各施工工序严格按照报检程序执行。3、严把原材料质量关，每批次原材料进场后，项目部试验室按规定进行抽检，不合格的原材料坚决不能使用。4、搞好混凝土搅拌工作，一定要按混凝土配合比准确计量投料，搅拌时间充足，坍落度符合要求。5、控制混凝土搅拌速度与浇注速度一致，运输时间符合要求，确保浇注时混凝土不离析，不严重泌水，坍落度符合要求，否则进行二次搅拌或废弃。6、浇筑混凝土时，必须分工明确，保证混凝土外观质量。5.8安全保证措施在本工程施工过程中，成立强有力的领导班子，建立健全安全保证体系，领导挂帅，全员参加。专职安全员具体负责，组织实施对该项目的安全管理，把对施工安全和人员健康作为承包人的重要职责，根据工程特点，建立安全岗位责任制，逐级签订安全生产承包责任状，明确分工，责任到人。确保施工安全贯穿施工全过程。施工时成立工地安全委员会，专职检查工地的施工安全，不定期召开安全生产会议，开展安全检查评比竞赛活动，研究安全生产工作，发现问题及时解决，制定好安全规划，加强安全生产教育，提高全员安全意识，消灭事故隐患，把不安全的隐患消灭在萌芽状态之中。具体措施为：1、要明确安全责任人，落实安全生产责任制，各个环节要落实到人。2、开工前进行安全技术交底，让每个施工操作人员树立安全意识，时刻不得松懈。3、配备安全保护设施，施工人员必须配戴安全帽，并在施工现场设立明显的安全警示牌。4、施工现场用电必须规范，如发现用电不规范坚决严罚。5、严禁酒后、睡眠不足驾车，严禁暴雨、风雹等恶劣天气和不可预见情况下施工。6、工地全体人员安全为了生产，生产为了安全。7、注意非工地人员、车辆的安全，易发生事故地段设警示标志。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）8、移吊、吊装编制专项施工方案。9、张拉时必须制定严格的张拉操作规程。5.9环境保护措施1、认真学习环境保护法，执行当地环保部门的有关规定，并充分发挥经理部中环保组的作用，会同有关部门组织环境监测，调查和掌握环境状态，督促全体职工自觉做好环境保护工作，并认真接受建设单位和环保部门的监督指导。2、按照ISO14000和ISO18000标准要求对环保、职业健康与安全各要素进行分解量化，从源头抓起，并贯穿整个施工过程。3、临时施工场地设置，按现场现有条件，尽量合理布置，少占农田林地，以减小破坏环境为原则布置施工场地。4、加强施工管理，实行文明施工，对环境有污染的废弃物，需排放时，必须经过处理，并经有关部门同意后送到指定地点掩埋或销毁。施工的工程废料垃圾及时清理并运弃于规定地点进行处理。5、按规定的进场道路进行作业，夏季天气干燥，注重道路洒水养护，降低粉尘对环境的污染，雨季做好沟渠疏通，防止造成污染。6、在居住区内埋好污水管，并引入居住区以外的积水坑,坑面加盖,让其自然渗漏。7、施工完成后对临时征地，按有关规定进行造地复耕、绿化处理。8、工程竣工后，认真清理沿线杂物，拆除临建，并将上述垃圾弃至监理工程师指定地点。9、清洗导管、灌车的废水要排到指定的地方。10、施工结束后，对施工场地进行修整和恢复，如因施工破坏当地的水系、路系，施工时要采取措施，施工后要尽快恢复原有水系、路系。11、混凝土运输过程中要注意装量过满而外漏，影响当地环境。12、施工结束后，台座拆除后的建筑垃圾必须设置指定的地点进行处理。参考文献[1]高冬光，桥为勘测设计，第一版，人民交通出版社，2001年；[2]交通部，公路桥涵设计通用规范，JTGD60-2004，中华人民共和国交通部；[3]公路圬工桥涵设计规范，JTJGD61－2005，中华人民共和国交通部；[4]公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范，JTGD62－2004，中华人民共和国交通部；128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）[5]公路桥涵地基与基础设计规范，JTJ024－85，人民交通出版社；[6]公路工程技术标准，JTGB01－2003，中华人民共和国交通部；[7]交通部公路规划设计院，公路桥涵（标准）设计图；[8]交通部，公路基本建设工程概、预算编制办法，交公路发［1996］612号，北京书目文献出版社，1996年；[9]交通部，公路工程概算定额，交公发［1992］65，人民交通出版社；[10]白宝玉、桥梁工程，高等教育出版社；[11]姚玲森，桥梁工程，人民交通出版社；[12]交通部，公路桥涵施工技术规范，人民交通出版社；[13]易建国，桥梁计算示例集，人民交通出版社，1991年12月[14]杨延余主编，《毕业设计指导实例》，江苏科学技术出版社，1990年4月[15]梁兴文,史庆轩主编，《土木工程专业毕业设计指导》,科学出版社,2002年7月[16]天津大学等，混凝土结构下册——混凝土公路桥设计，中国建筑工业出版社，2008年11月第四版[17]委员会，公路桥涵设计手册，人民交通出版社，2011年外文资料TheLullyViaduct,aCompositeBridgewithSteelTubeTrussH.-G.Dauner1,G.Decorges1,A.Oribasi1,D.Wéry21DaunerIngénieursConseils-DICSA,CH-1860Aigle2FribourgCantonalHighwayAdministration,CH-1706Fribourg128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）ABSTRACTTheinnovativedesignoftheLullyviaductproposesalightandtransparentstructuremadeofatriangularcross-sectionfabricatedentirelyfromunstiffenedcirculartubes.Theresultistwinspacetrusses,withatypicalspanof42.75m.Eachtransversaltriangularcross-sectionis2.9mhighand4.0mwide,andissupportedbyasingleslenderpier.Thelargestdiametersandthicknessofthetubesareover500mmandnearly70mmrespectively.Onemajordifficultyduringthedesignoftheconnectionswastodefinethestressdistributionalongthecomplexintersectingperimetersofthetubes,andtocalculatethehotspotstresses.Geometrycalculations,precisioncuttingandedgepreparationofthetubeswerenecessaryforperformingfullpenetrationwelds.Themobileformwork,whichalsoensuresthestabilityofthetubulartrussesduringconcretepouring,alsorequiredspecialconsideration.Thispaperdescribestheevolutionoftheproject,fromdesign,trussfabricationandwelding,toconstructiononsite.KEYWORDSAesthetic,bridge,compositebridge,spacetruss,circularhollowtubes,fatigue,stressdistribution,stressconcentrationfactor,hotspotstress,weld.INTRODUCTIONLocatedontheSwisshighwayA1,the1000mlongLullyviaduct,madeofspacetubulartrusses,istheresultofanengineerdesigncontest.Thisprojectwaschosenbythejuryforitsoriginalityandaestheticquality.Inthepast,noonedaredtobuildaroadbridgewithweldedtubularnodesduetothedynamicstress.DESIGNCONTESTLocatednearthevillageofLullyintheCantonofFribourg,theviaductisincorporatedintohighwayA1runningfromtheEasttoWestofSwitzerland.Crossingaruralflatvalleysurroundedbywetlandandtrees,thisbridgewillcompleteahighwaylinkbetweenMurtenandYverdon.Theowner,theFribourgCantonalHighwayOffice,hadtochoosebetween3projectssubmittedbyselectedexperiencedconsultingfirms.Thepartcipantshadtorespectthefollowingconditions:-Totalbridgelength:approximately1"000m-Widthofthebridgedeck:from13.25mto16.00mineachtrafficdirection-Formaintenancereasons,itwasdecidedtobuildtwoseparateroadways-Longitudinalinclination:between2.9and3.6%inaconcavecirculararcwitharadiusof40"000m-Horizontalcurve:circleof3"000mbetween2transitionradius-Heightoverthevalley:between4and15m.Thefollowingprojectsweresubmittedtothe5membersofthejury:-Oneprestressedconcreteboxgirderwithanaveragespanof44.60mandaconstantdepthof2.50m.-Oneprestressedconcreteboxgirderwithanaveragespanof42.50m.Thisgirderdepthvariedbetween2and2.45m.128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）-Onecompositespacetrusswithanaveragespanof42.75mandaconstantheightof3.75m.Thethirdprojectwasrecommendedbythejuryforits“lightness”andtransparencyallowingittointegrateintothecountryside(Fig1).Therecommendationwasapprovedbytheresponsibleauthoritywhoacceptedthechallengeofinnovativedesign.ThisprojectwaspresentedbytheconsultingengineersgroupDIC-DMA(DaunerIngénieursConseilsSAandDevaud,MongattietAssociéesSA).Fig1Generalviewofthetubularcompositebridge(photomontage)CONCEPTUALDESIGNTheshapeofthesurroundingtreesinspiredtheauthorfortheconceptualdesign[1].Acertainanalogycanbemadewiththesteelconstructionwheretheelementssizecanbeeasilychangedandadaptedtoliveloadcapacity[2].Threedifferentcrosssectionswereconsidered:128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）Fig.2Crosssection–designevolutionThefirstalternativewastheidealdesign(Fig.2).Ithasslimcylindricalpierswithoutbracing,butdidnotrespectthemaintenanceconditionoftwoseparatedroadways.Thethirdsolutionhasbeendesigntoavoidhavingpiersdominatingthesurroundingtrees.Thisincludedperpendiculartrussconnectingthetwolongitudinalgirdersatthecrosssectiononthepiers.Theresultwasathree-dimensionaltubulartrusssupportingstructure.PROJECTDESCRIPTIONGeometryThedimensionsofthetrusseswerebasedonequilateraltriangles.Comparedtoatraditionalboxgirder,thetrussdepthis50%higher.Theslenderness(L/H)ofthislightweightsuperstructureisapproximately13insteadof20asforregularbeamgirder(Fig3).128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）Fig.3Longitudinalviewandstandardcross-sectionThetrussgeometrywasdeterminedfirstbyconsideringthespanlengthaswellasthemaximumtransportableelement.Thenthetubediametersweregivenbypreliminarycalculationsandthefollowingconsiderations:Thediagonalsgovernsthesizeofothermembers.Preliminaryanalysisleadstoadiagonaldiameterof267mmandwall-thicknessbetween11and50mm.Addingtothisthegeometricconditionsatthenodes,thesmallestdiameterforthelowerchordwas508mm.Fig.4KK-shapedjointsgeometry(lowerchord)Itwasbeneficialtousethesmallestpossibletubeinordertoimprovetheforcetransferbetweendiagonalsduetothethickerwalls.Thethicknessofthelowerchordtubesvariedbetween25and50mm(Fig4).Inthesupportzonethethicknessisincreasedfrom50to70mm.Thethickerwalledtubehasadiameterof559mmandalengthof2mcenteredonthebearing.Unsightlystiffenerscouldthereforebeavoided.Theupperchordsnodesarelesscomplicated(K-shapedjoint)(Fig5).Thechoiceofthetubesizedependedmoreontheconsiderationsbelowthanontheactualforces,whichwerecarriedmostlybytheslabinthefinalstage.1.Nodalforceshadtobeequilibratedwithouttakingtheconcreteresistanceintoaccount.Overlappingofthediagonalswasthereforechoseninordertotransfersomeoftheverticalforcedirectlybetweenthediagonals.128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）2.Thetubediameterhadtobelargeenoughtoprovideadequatespacefortheweldedshearconnectorsandtoallowminimumconcretecover.Fig.5K-shapedjointgeometry(upperchord)Oneofthedifficultiesencounteredinthefabricationofthespacetubularstructurewastheweldingattheintersectingperimetersofthetubesandcheckingthepenetrationattheweldroot.Evenifthefatiguerequirementsarenottoosevereinroadbridgeconstruction,thefearofuncontrolledorbadqualityweldrootsinthetensiontubesisunderstandable.Forthisreason,weldingonbackingshellswasadopted.Thisincreasedthewidthoftheinnerweldtoe.Thebracetrussatthepierswerebuiltwithsmallertubes(Fig6and7),astheyaresubjecttolowerforces.Thediameteroftheirchordsvariedbetween219.1and323.9mm,alldiagonalsaremadeof168.3mmdiametertube.128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）Fig6and7BracetrussduringerectionandaftercompletionThedeckwidthvariedbetween12.0and14.65m.Inordertolimitthelong-termdeflectionoftherelativelywidecantileverwings(4.0to5.33m)andtominimizetheweightofthedeck,transversaltendons(600mm2)wereused.Theconcretedeckwasprestressedlongitudinallywiththesametypeoftendons.Longitudinallytheprestressingforcehasbeenchosentoinsurecompressionineverysectionunderdeadload(concreteandroadsurface).DesignThebridgewasdesignedaccordingtotheSwissstandardSIA160.Twodifferentstructuralmodelswereusedforthecalculationofthespacetruss:1.Hingeddiagonalswithcontinuouschordsforstructuralsafetydesign2.RigidnodesforfatigueandserviceabilitydesignThebridgedeckhadtobeconvertedintoaplanegridmodel(Vierendeel),madeoftwolongitudinalchordandverticalmembersplacedattheintersectionwiththediagonalsofthespacetruss(Fig8).128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）Fig8SpacetrussmodelforstaticanalysisduringerectionandfinalstageEquivalentdisplacementtheorywasusedinordertodeterminethestiffnessofthelongitudinalchord.Deckstiffness,compositeeffectwithupperchordandSaint-Venanttorqueresistancewereconsideredintheverticalmemberproperties.JointsThestructuralsafetyofthemembersandjointswasverifiedwiththeinternalforcesofthehingedmodel(discussedin[3]).Nostandardrecommendationscouldbefoundtocheckfatigueresistance,oranempiricalmethodforcomputinglocalstressesatthecircularhollowtubeintersection,norafatiguecategoryconsideringthebackingshell.Thefollowingcriteriawereadoptedafterdiscussionwiththeownerandtheexpertengineers1.FatigueloadaccordingtoSIA1602.Calculationsofinternalforceswith-fullandcrackedcompositesection(withn=Esteel/Econcrete=10)-rigidnodes128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）中文译文吕利高架桥，复合钢管桁架桥H.-G.Dauner1，G.Decorges1，A.Oribasi1，D.Wéry21.DaunerIngénieursConseils-迪爱生SA公司的CH-1860艾格勒2.弗里堡州高速公路管理局的CH-1706弗里堡摘要：吕利高架桥的创新设计提出了一种轻型结构和透明的三角交叉预制圆管，这种结构完全从节点区无线条作出。其结果是双空间桁架，以42.75米的典型跨径。每个横向三角形截面为2.9米和4.0米宽，是由一个细长桥墩支持。最大的直径和管壁厚度超过500毫米和70毫米，相差很大。第一期间的连接设计的主要困难是确定复杂交叉沿管周长的应力分布，并计算支点应力。几何计算，精密切割和边缘管的准备是必要的设计，桥身充满穿透焊缝。移动模架，这也确保了在混凝土浇筑，也需要特殊考虑的管状桁架的稳定。本文介绍了从设计演变的项目，桁架加工和焊接，到施工现场的步骤。关键词美学，桥梁，组合结构桥梁，空间桁架，圆形空心管，疲劳应力，应力分布，应力集中系数，热点应力，焊接。引言在瑞士A1高速公路，1000米长的吕利高架桥，空间管桁架制造，是一个工程师设计比赛的结果。该项目选择了由它的独创性和审美素质陪审团。在过去，没有人敢来建造与焊接动态应力管节点的道路桥梁。设计争论附近的村庄位于在弗里堡州，分为公路高架桥从东到西运行瑞士格中。穿越山谷的湿农村单位土地和树木所包围，这座桥将完成于伊华东之间与穆尔登公路连接。弗里堡州公路处，有3个项目之间的选择由选定的有经验的咨询公司提交的。该设计必须遵循下列条件：--桥梁总长度：约1000米--桥面宽度：从原来的13.25米至16.00米（每个交通方向）--为了维护原因，会议决定建立两个独立的道路--纵倾角：2.9和3.6%之间的一个凹角与40000米半径圆弧--水平曲线：2日期间过渡的3"000米半径圆--桥高：4至15米128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）下列项目已提交给审核团的5名成员：--一预应力的44.60米和一个2.50米，平均高度的连续混凝土箱形梁--一预应力42.50米的大跨度混凝土箱形梁，平均这梁深度变化2至2.45米--之一，对42.75米和一个身高3.75米，平均跨度不断复合空间桁架第三个项目是建议由它的“轻”，并允许它融入农村氛围（图1）。该建议是由负责当局批准的。该项目提交的咨询工程师小组迪爱生-DMA的（多纳IngénieursConseilsSA和Devaud，蒙加蒂等AssociéesSA），接受了这一创新的设计挑战。图1一般复合管桥（合成照片）概念设计：周围的树木形状启发了笔者的概念设计[1]。此类样式，可与钢结构的元素小的地方可以很容易地改变和适应生活的承载能力[2]。三种不同截面的考虑：128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）图2断面-设计的发展第一种选择是理想的设计（图2）。它没有超薄圆柱墩支撑，但不注重两个分开的道路维修情况。第三个解决方案已经设计，避免侵占周围的树木。这包括连接在桥墩上的两纵截面桁梁垂直。其结果是一个三维管状桁架支撑结构。工程项目的说明几何结构：桁架的尺寸是根据等边三角形。相对于传统的箱形梁，桁架深度为50％以上。这个轻量级的上层建筑长细比约是13：20，而不是常规意义上的梁的长细比（图3）。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）图3三纵视图和标准断面几何桁架首先考虑跨长以及可移动的最大因素。然后，管径作了初步的计算和考虑了下列因素：对角线范围内的其它钢管的大小。初步分析，选择了267毫米和壁厚11至50毫米直径的对角线。再加上在节点的几何条件下，较低的最小直径为508毫米。图4接头几何尺寸（下弦）这有利于使用尽可能小的管道，以改善两者对角线较厚的墙壁的传力。低下弦和25至50毫米（图4）的各种管的厚度。在支持区域的厚度增加至50至70毫米。薄壁管的厚度有559毫米，以长2米的直径为中心。较难的加劲因此可避免。这些节点上的弦角比较复杂（金形接头）（图5）。该管大小的选择取决于更多的超过实际的力量，这是最后阶段板坯主要的考虑因素。1、节点交点在未考虑到具体的阻力时达到平衡。由于重叠的对角线，因此选择以对角线之间传输的垂直结构连接。2、该管的直径必须足够大，以提供足够的剪力用于连接件的焊接，使其达到最小的空间和最小混凝土保护层。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）图5钾联合几何尺寸（上弦）遇到的困难之一是在空间管状结构制作中的管相贯焊接及周边焊根渗透的检查。即使结构不是太疲劳，但担心结构失衡或严重焊接质量差的紧张是可以理解的。基于这个原因，焊接支持的审核获得通过。这增加了内部焊趾的宽度。支撑桁架是由较小的管（图6和7）建成，因为他们受力较低。其直径弦之间变化在219.1和323.9毫米之间，所有对角线的管状结构是168.3毫米直径管的。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）图6和7在支撑桁架架设完成后桥面宽度在不等标高的12.0和14.65米之间。为了限制比较宽（4.0至5.33米）的悬臂的长期挠度，并尽量减少桥面板的重量，结构（600平方毫米）使用了横向筋。甲板纵向预应力筋与其同一类型。纵向预应力筋已被选定，以保证在每个桥面板下的恒载（混凝土路面和部分压缩）。设计：这座桥的设计是根据瑞士标准新160。拥有两种不同的结构模型，可用于空间桁架计算：1、与结构安全设计的不断和弦棚对角线2、疲劳和可维护性刚性节点设计桥面已成为一个平面网格模型（空腹转换），两个纵向弦，并在与空间桁架（图8）的对角线交点垂直设置。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）图8空间桁架的静力分析模型采用等效位移理论，以确定纵向弦刚度。甲板刚度，与上弦和圣维南扭矩阻力复合效应被认为是垂直成员属性。接头：对各部分和关键的结构安全进行了验证与铰链模型（讨论的内力[3]）。没有标准的建议可以检查、计算局部的抗疲劳性，或进行了实证方法并强调在圆形空心管交集。下列标准获得通过后，委托方和专家工程师讨论1、根据SIA标准的疲劳载荷1602、内力计算距--充分和破获组合截面距有n（=Esteel/Econcrete=10）--刚性节点128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）致谢经过半年的忙碌和工作，本次毕业设计已经接近尾声，作为一名本科生的毕业设计，由于经验的匮乏，难免有许多考虑不周全的地方，如果没有导师的督促指导，以及一起工作的同学们的支持、帮助，想要完成这个设计是相当困难的。在这里我首先要感谢我的导师张海荣老师。张老师平日里工作繁多，但在我做毕业设计的每个阶段，都给予了我悉心的指导，她的治学严谨和科学研究的精神是我永远学习的榜样。其次我要感谢和我一起做设计的同学们，我们一同探讨、一同研究，克服了设计中的诸多困难，最终很好地完成了毕业设计。然后我还要感谢大学四年来所有的老师，他们给了我走上社会的武器，在四年中不断勉励我们、教导我们。最后感谢我的母校——天津大学仁爱学院四年来对我的大力栽培。128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）目录第一章绪论1第二章方案设计比选22.1方案一：预应力空心板简支梁桥（316m）22.2方案二：预应力混凝土T形梁桥（316m）32.3方案三：预应力混凝土连续箱梁桥（316m）3第三章预应力空心板上部结构计算63.1设计资料63.2构造形式及尺寸选定63.3空心板毛截面几何特性计算73.4作用效应计算93.5预应力钢筋数量计算及布置193.6换算截面几何特性计算233.7承载能力极限状态计算243.8预应力损失计算293.9正常使用极限状态计算343.10变形计算443.11持久状态应力验算473.12短暂状态应力验算51128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）3.13最小配筋率复核563.14预制空心板吊环计算573.15栏杆计算58第四章下部结构计算644.1设计资料644.2支座计算654.3盖梁计算674.4桥墩墩柱设计824.5钻孔桩计算87第五章预应力混凝土空心板施工技术方案985.1工程概况985.2施工准备985.3施工组织及施工安排995.4施工工艺1005.5施工注意事项1075.6进度保证措施1075.7质量保证措施1085.8安全保证措施1085.9环境保护措施109参考文献110外文资料111128 天津大学仁爱学院2011届本科毕业设计（论文）中文译文118致谢125128'