展架桥（01号桥）施工图设计 毕业设计计算书

'1方案拟订与比选1.1设计资料（1）技术指标：汽车荷载：公路-I级桥面宽度：26m采用双幅（12+2×0.5）m（2）设计洪水频率：百年一遇；（3）通航等级：无；（4）地震动参数：地震动峰值加速度0.05g，地震动反应谱特征周期0.35s，相当于原地震基本烈度VI度。1.2设计方案鉴于展架桥地质地形情况。该处地势平缓，故比选方案主要采用简支梁桥和连续梁桥形式。根据安全、适用、经济、美观的设计原则，我初步拟定了三个方案。1.2.1方案一：（8×40）m预应力混凝土简支T型梁桥本桥的横截面采用T型截面（如图1—1）。防收缩钢筋采用下密上疏的要求布置所有钢筋的焊缝均为双面焊，因为该桥的跨度较大，预应力钢筋采用特殊的形式（如图1—2）布置，这样不仅有利于抗剪，而且在拼装完成后，在桥面上进行张拉，可防止梁上缘开裂。优点：制造简单，整体性好，接头也方便，而且能有效的利用现代高强材料，减少构件截面，与钢筋混凝土相比，能节省钢材，在使用荷载下不出现裂缝等。缺点：预应力张拉后上拱偏大，影响桥面线形，使桥面铺装加厚等。施工方法：采用预制拼装法（后张法）施工，即先预制T型梁，然后用大型机械吊装的一种施工方法。其中后张法的施工流程为：先浇筑构件混凝土，并在其中预留孔道，待混凝土达到要求强度后，将预应力钢筋穿入预留的孔道内，将千斤顶支承与混凝土构件端部，张拉预应力钢筋，使构件也同时受到反力压缩。待张拉到控制拉力后，即用夹片锚具将预应力钢筋锚固于混凝土构件上，使混凝土获得并保持其预压应力。最后，在预留孔道内压注水泥浆。，使预应力钢筋与混凝土粘结成为整体。第86页 立面图（尺寸单位：cm）图2图1图1—1（尺寸单位：cm）图1—21.2.2方案二：（86+148+86）m预应力混凝土连续箱形梁桥本桥采用单箱单室（如图1—3）的截面形式及立面图（如图1—4），因为跨度很大（对连续梁桥），在外载和自重作用下，支点截面将出现较大的负弯矩，从绝对值来看，支点截面的负弯矩大于跨中截面的正弯矩，因此，采用变截面梁能符合梁的内力分布规律，变截面梁的变化规律采用二次抛物线。优点：结构刚度大，变形小，行车平顺舒适，伸缩缝少，抗震能力强，线条明快简洁，施工工艺相对简单，造价低，后期养护成本不高等。缺点：桥墩处箱梁根部建筑高度较大，桥梁美观欠佳。超静定结构，对地基要求高等。施工方法：采用悬臂浇筑施工，用单悬臂—连续的施工程序，这种方法是在桥墩两侧对称逐段就地浇筑混凝土，待混凝土达到一定强度后，张拉预应力筋，移动机具、模板继续施工。第86页 图1—4(尺寸单位：cm)图1—3(尺寸单位：cm)1.2.3方案三：（16×20）m预应力混凝土空心板桥本桥横断面采用17块中板（如图1—5、图1—6）和2块边板（如图1—7、图1—8）优点：预应力结构通过高强钢筋对混凝土预压，不仅充分发挥了高强材料的特性，而且提高了混凝土的抗裂性，促使结构轻型化，因而预应力混凝土结构具有比钢筋混凝土结构大得多的跨越能力。采用空心板截面，减轻了自重，而且能充分利用材料，构件外形简单，制作方便，方便施工，施工工期短，而且桥型流畅美观。缺点：行车不顺，同时桥梁的运营养护成本在后期较高。施工方法：采用预置装配（先张法）的施工方法，先张法预制构件的制作工艺是在浇筑混凝土之前先进行预应力筋的张拉，并将其临时固定在张拉台座上，然后按照支立模板——钢筋骨架成型——浇筑及振捣混凝土——养护及拆除模板的基本施工工艺，待混凝土达到规定强度，逐渐将预应力筋松弛，利用力筋回缩和与混凝土之间的黏结作用，使构件获得预应力。第86页 图1—5.中板跨中截面图(尺寸单位：cm)图1—6、中板支点截面(尺寸单位：cm)图1—7.边板跨中截面(尺寸单位：cm)图1—8.边板支点截面(尺寸单位：cm)1.3方案比选表1—1方案比选表方案设计方案一设计方案二设计方案三适用性各梁受力相对独立，避免超静定梁的复杂问题，行车较舒适。箱形截面抗扭刚度大，可以保证其强度和稳定性，有效的承担正负弯矩，桥梁的结构刚度大，变形小，行车平稳舒适。空心板截面，减轻了自重，而且能充分利用材料，构件外形简单，制作方便，方便施工，施工工期短。美观性构造简单，线条简洁全桥线条简洁明快，与周围环境协调好，因此，桥型美观全桥线条简洁，但桥孔跨度多，因此显得有些繁缛影响桥型美观续上表第86页 施工难易等跨径布置，细部尺寸相同，可以重复利用模板预制，施工较为方便。相对简支梁桥的施工要更复杂。相对于简支T型梁和连续箱形梁施工较简单。经济性等截面形式能大量节约模板，加快建桥进度，简易经济，但不能充分利用截面作用，基础设计量大。连续梁刚度大，变形小，伸缩缝少，能充分利用高强材料的特性，促使结构轻型化，跨越能力强。充分发挥了高强材料的特性，而且提高了混凝的抗裂性，促使结构轻型化。后期养护成本较高通过对比，从受力合理，安全适用，经济美观的角度综合考虑，方案一:预应力混凝土简支T型梁桥为最佳推荐方案。此方案，采用预应力混凝土简支T型梁桥，结构简单，节省材料，经济合理；采用预制装配的施工方法，施工方便，周期短；而且桥型流畅美观。2设计资料及构造布置第86页 2.1设计资料2.1.1桥梁跨径及桥宽标准跨径：40m（墩中心距离）主梁全长：39.96m计算跨径：39.00m桥宽：26m采用双幅（12+2×0.5）m2.1.2设计荷载公路I级，结构重要性系数=1.0，均布荷载的标准值为10.5KN/m，集中荷载标准值为316KN.2.1.3材料及工艺混凝土：采用C50混凝土，=3.45×MPa，抗压强度标准值=32.4MPa，抗压强度设计值=22.4MPa，抗拉强度的标准值=2.65MPa，抗拉强度设计值=1.83MPa。钢筋：预应力钢筋采用ASTMA416-97a标准的低松弛钢绞（1×7标准型），抗拉强度标准值=1860MPa。抗拉强度设计值=1260MPa，公称直径15.24mm，公称面积140，弹性模量Ep=1.95×MPa。普通钢筋直径大于和等于12mm的采用HRB400钢筋；直径小于12mm的均用R235钢筋。按后张法施工工艺制作主梁，采用内径70mm的预埋波纹管和夹片锚具。2.1.4设计依据（1）JTJ01-1997.公路工程技术标准［S］.北京:人民交通出版社,1997简称《标准》（2）JTGD60-2004.公路桥涵设计通用规范［S］.北京:人民交通出版社,2004.简称《桥规》（3）JTGD62-2004.公路钢筋混凝土及预应力桥梁设计规范［S］.北京:人民交通出版社,2004.简称《公预规》（4）JTGD60-1985.公路桥涵地基与基础设计规范［S］.北京:人民交通出版社,1985.（5）邵旭东.桥梁工程（上、下册）［M］.北京:人民交通出版社,2004.第86页 2.1.5基本计算数据见（表2-1）表2-1基本数据计算表名称项目符号单位数据混凝土立方强度fcu,kMPa50弹性模量EcMPa3.45×轴心抗压标准强度fckMPa32.40轴心抗拉标准强度ftkMPa2.65轴心抗压设计强度fcdMPa22.40轴心抗拉设计强度ftdMPa1.83短暂状态容许压应力0.7f"ckMPa20.72容许拉应力0.7f"tkMPa1.757持久状态标准荷载组合:　　　容许压应力0.5fckMPa16.20容许主压应力0.6fckMPa19.44短期效应组合:　　　容许拉应力σst-0.85σpcMPa0容许主拉应力0.6ftkMPa1.59φs15.2钢绞线标准强度fpkMPa1860弹性模量EpMPa1.95×105抗拉设计强度fpdMPa1260最大控制应力σcon0.75fpkMPa1395持久状态应力:　　　标准状态组合0.65fpkMPa1209材料重度钢筋混凝土γ1KN/ｍ325.0沥青混凝土γ2KN/ｍ323.0钢绞线γ3KN/ｍ378.5　钢束与混凝土的弹性模量比αEp无纲量5.65注：考虑混凝土强度达到90%时开始张拉预应力钢束。和分别表示钢束张拉时混凝土的抗压、抗拉标准强度，则=29.6MPa，=2.51MPa。2.2横断面布置2.2.1主梁间距与主梁片数本桥为双幅桥（两幅桥为独立的桥，因此只计算单幅即可），主梁翼板宽度为220cm，单幅的桥宽为13m，选用4片主梁和2片边梁（边主梁翼板宽度为210cm第86页 ），主梁之间的间距为220cm2.2.2主梁跨中截面主要尺寸拟定1/2支点截面1/2跨中截面横断面图半纵剖面图A---A图2-1结构尺寸图（单位cm）1、主梁高度预应力混凝土简支梁桥的主梁高度与跨径之比常在1/14-1/25,当建筑高度不受限制时（本桥不受限制），增大梁高往往是最经济的方案，因为增大梁高可以取得较大的抗弯力臂，还可以节省预应力钢束用量，同时梁高加大一般只是腹板加高，而混凝土的用量增加不多。终上所述，本桥中取240cm的主梁高度是比较合适的。第86页 2、主梁截面细部尺寸T梁翼板的厚度取决于桥面板承受车轮局部荷载的要求，还应考虑能否满足主梁受弯是上翼板受压的强度要求，本桥预制T梁的翼板厚度取用10cm，翼板根部加厚到25cm以抵抗翼缘根部较大的弯矩。在预应力混凝土梁中腹板内主拉应力较小，腹板厚度翼板由布置预制孔管的构造决定，同时从腹板本身的条件出发，腹板厚度不宜小于其高度的1/15，本桥腹板厚度取用20cm。为了防止在施工和运营中使马蹄部分遭致纵向裂缝，马蹄面积占截面总面积的10%——20%比较合适，同时根据《公预规》9.4.9条对钢束净距及预留管道的构造要求，初拟马蹄宽度为58cm，高度为20cm，马蹄与腹板交接处作三角过渡，高度为20cm，以减小局部应力。按照以上拟定的外形尺寸，就可绘制出预制梁的跨中截面图（如图1-2）图1-2跨中截面尺寸图（单位cm）3、计算截面几何特征将主梁跨中截面划分成五个规则图形的小单元，截面几何特性计算见（表2-2）表2-2跨中截面几何特性计算表分块名称分块面积()跨中截面形心至上缘距离（cm）分块面积对上缘净距=·（）自身惯距（）=-（cm）对截面形心的惯距（）第86页 翼板22005.001100018333.3388.871737532917393662三角承托105015.001575013125.0078.8765315006544625腹板4200115.0048300015435000-21.13187520317310203下三角380203.3377265.48444.44-109.4645529674561411马蹄1160230.0026680038666.67-136.1321496397215350648990843915.467344965注：截面形心至上缘距离：4、支点截面几何特性计算表（表2-3）表2-3支点截面几何特性计算表分块名称分块面积（）分块面积形心至上缘距离（）分块面积对上缘静矩（）分块面积的自身惯矩（）（）分块面积对截面形心的惯矩（）（）翼板22005.0011000.018333.3399.402173679221755125三角承托61513.648388.53699.6390.7550648715068570腹板13340125.001667500.05880716667-20.60566096264468129161551686888.591291824注：截面形心至上缘距离:5、检验跨中截面效率指标ρ（希望ρ在0.5以上）上核心距：下核心距：截面效率指标：ρ＞0.5表明以上初拟的主梁跨中截面是合理的。2.3横断面沿跨长的分布本桥主梁采用等高形式，横断面的T梁宽度沿跨长不变，梁端部区段第86页 由于锚头集中力的作用而引起较大的局部应力，也为布置锚具的需要，距梁端200cm范围内将腹板加厚到与马蹄同宽，马蹄部分为配合钢束弯起而从六分点附近（第一道横隔梁处）开始向支点逐渐抬高，在马蹄抬高的同时腹板宽度亦开始变化。马蹄在纵断面的变化情况见(图2—1)。2.4横隔梁的设置在荷载作用下的主梁弯矩横向分布，当该处有横隔梁时比较均匀，否则在直接荷载作用下的主梁弯矩较大，为减少对主梁设计起主要控制作用的跨中弯矩，在跨中设置一道中横隔梁，当跨度较大时，应设置较多的横隔梁。本桥在桥跨中点、三分点、六分点和支点处设置七道横隔梁，其间距为6.5m。端横隔梁的高度与主梁同高，厚度为上部26cm，下部为24cm。中横隔梁高度为210cm，厚度为上部18cm，下部16cm。横隔梁的布置见（图2—1）3主梁的作用效应计算根据上述梁跨结构纵、横截面的布置，可分别求得各主梁控制截面（一般取跨中截面、L/4截面和支点截面）的永久作用效应，并通过可变作用下的梁桥荷载横向分布系数和纵向内力影响线，求得可变荷载的作用效应，最后再进行主梁作用效应组合。第86页 3.1永久作用效应计算3.1.1永久作用集度1、预制梁自重（1）跨中截面段主梁的自重（六分点截面至跨中截面，长13m）＝0.8990×26×13＝303.86（KN）（2）马蹄抬高与腹板变宽段梁的自重（长5m）≈(1.6155+0.899)×5×26/2=117.60(KN)（3）支点段梁的自重（1.98m）＝1.6155×26×1.98＝83.17（KN）（4）中主梁的横隔梁中横隔梁体积：0.17×（2.1×0.85-0.5×0.7×0.15-0.5×0.2×0.19）＝0.2913（）端横隔梁体积：0.25×（2.3×0.66-0.5×0.51×0.1093）＝0.3656（）故半跨内横梁重力为：＝（2.5×0.2913+1×0.3656）×26=28.44(KN)（5）预制梁永久作用集度＝（303.86+163.44+83.17+28.44）/19.98＝28.97（KN/m）2、二期永久作用（1）中主梁现浇部分横隔梁：一片中横隔梁体积（现浇）0.17×0.30×2.1=0.1071（）一片端横隔梁体积（现浇）0.25×0.30×2.3=0.1071（）故：=（5×0.1071+2×0.1725）×26/39.96=0.57（KN/m）（2）铺装12cm混凝土铺装0.12×13×25=39.00（KN/m）第86页 6cm沥青铺装0.06×13×21=16.38（KN/m）若将桥面铺装均摊给4片（中主梁）+2片（边主梁）=（39+16.38）/6=9.23（KN/m）（3）栏杆一侧防撞栏：（0.94×0.5-0.5×(0.555+0.735)×0.18-0.5×0.05×0.555）×26=5.19KN/m若将两侧防撞栏均摊给6片梁=5.91×2/6=1.97(KN/m)（4）中主梁二期永久作用集度=0.57+9.23+1.97=12.77（KN/m）3.1.2永久作用效应如图3—1所示，设x为计算截面离左支座的距离，并令α=X/L主梁弯矩和剪力的计算公式：=0.5×α(1-α)g（3—1）=0.5×（1-2×α）Lg（3—2）永久作用计算表（表3—1）表3—1主梁永久作用效应作用效应跨中截面（=0.5）L/4截面(=0.25)支点截面(=0)续上表一期弯矩（KN·m）5507.924130.940.00剪力（KN）0.00282.46564.92二期弯矩（KN·m）2427.901820.920.00剪力（KN）0.00124.51249.02弯矩（KN·m）7935.825951.860.00剪力（KN）0.00406.87813.94第86页 图3—1永久作用计算图示3.2可变作用效应计算3.2.1冲击系数和车道折减系数按《桥规》4.3.2条规定，结构的冲击系数与结构的基频有关，因此要先计算结构的基频。简支梁桥的基频可采用下列公式估算：(Hz)其中：（KN/m）根据本桥的基频，可计算出汽车荷载的冲击系数为：0.247按《桥规》4.3.1条，当车道大于两车道时，需进行车道折减，三车道应折减22％，但折减不得小于两车道布截的计算结果。本桥按三车道设计。因此在计算可变作用效应时需进行车道折减。3.2.2计算主梁的荷载横向分布系数1、跨中的荷载横向分布系数如前所述，本桥桥跨内设五道横隔梁，具有可靠的横向联系，且承重的长宽比为：＞2所以可按修正的刚性横梁法来绘制横向影响线和计算横向分布系数(1)计算主梁抗扭惯距可近似按下式计算：=（3—3）式中：、——相应为单个矩形截面的宽度和高度第86页 ——矩形截面抗扭刚度系数m——梁截面划分成单个矩形截面的个数对于跨中截面，翼缘板的换算平均厚度：=马蹄部分的换算平均厚度：=图3—2示出了的计算图示，的计算见表3—2(2)计算抗扭修正系数对于本桥，主梁的间距相同，并将主梁近似看成等截面，则得：（3—4）式中：G=0.4E;L=39.00m；=6×0.01098528=0.06591168；=5.5m；=3.3m；=1.1m；=-1.1m；=-3.3m；=-5.5m；=0.67344965.计算得：=1.0(3)按修正的刚性横梁法计算横向影响线竖标式中：;计算所得值见（表3—3）第86页 图3—2计算图示（尺寸单位：cm）表3—2计算表分块名称（cm（cm）/(cm)=（×）翼缘板①22015.2514.431/32.60082腹板②194.75209.740.3124.86096马蹄③58301.930.2253.523510.98528表3—3值梁号10.52380.38100.23810.0952-0.0476-0.190520.38100.29520.20950.12380.0381-0.047630.23810.20950.18100.15240.12380.0952(4)计算荷载横向分布系数1号梁的横向影响线和最不利布载图式如图3—3所示可变作用（汽车公路—I级）三车道：=×（0.5238+0.4147+0.3303+0.2134+0.1290+0.0121）×0.78=0.6361两车道：=×（0.5238+0.4147+0.3303+0.2134+0.1290+0.0121）=0.7450故取可变作用的横向分布系数为：=0.74502、支点截面的荷载横向分布系数如图3—4所示，按杠杆原理法绘制荷载横向分布系数并进行布载，1第86页 号梁可变作用的横向分布系数计算如下：图3—3跨中的横向分布系数的计算图示（尺寸单位：cm）图3—4支点的横向分布系数计算图示（尺寸单位：cm）可变作用（汽车）：=0.5×（1+0.18）=0.593、横向分布系数汇总（见表2—4）表2—41号梁可变作用横向分布系数可变作用类别公路—I级0.74500.593.2.3车道荷载的取值根据《桥规》4.3.1条，公路—I级的均布荷载标准值和集中荷载标准值为：第86页 =10.5KN/m计算弯矩时=KN计算剪力时=316×1.2=379.2KN3.2.4计算可变作用效应在可变作用效应计算中，本桥对于横向分布系数的取值作如下考虑：支点处横向分布系数，从支点至第一根横梁段，横向分布系数从直线过渡到，其余梁段均取。1、求跨中截面的最大弯矩和最大剪力计算跨中截面最大弯矩和最大剪力采用直接加载求可变作用效应，图3—5示出跨中截面作用效应计算图示，计算公式为：（3—5）式中：S——所求截面汽车标准荷载的弯矩和剪力——车道均布荷载标准值——车道集中荷载标准值——影响线上同号区段的面积y——影响线上最大坐标值可变作用（汽车）标准效应=0.5×0.7450×10.5×9.75×39-0.5×0.22×6.5×10.5×0.0556+0.7450×316×9.75=3766.34KN·m=0.5×0.7450×10.5×0.5×19.5+0.5×0.22×6.5×10.5×0.0556+0.7450×379.2×0.5=178.97KN可变作用（汽车）冲击效应=3766.34×0.191=719.37KN/m=178.97×0.191=34.18KN第86页 图3—5跨中截面计算图示（尺寸单位：m）2、求L/4截面的最大弯矩和最大剪力图3—6为L/4截面作用效应的计算图示图3—6L/4截面作用效应计算图（尺寸单位：m）可变作用（汽车）标准效应=0.5×0.7450×10.5×7.3125×39-0.5×（1.625+0.5416）×0.22×6.5×10.5+0.7450×316×7.3125=2820.68KN/m=0.5×0.7450×10.5×0.75×29.25-0.5×0.22×6.5×10.5×0.0556+0.745×379.2×0.75=297.26KN可变作用（汽车）冲击效应=2820.68×0.191=538.751KN/m第86页 =297.26×0.191=56.78KN3、求支点截面的最大剪力图3—7示出支点截面最大剪力计算图式图3—7支点截面计算图式（尺寸单位：m）可变作用（汽车）效应=0.5×10.5×0.7450×1×39-0.5×10.5×0.22×6.5×（0.9444+0.0556）+379.2×0.8333×0.7450=380.44KN可变作用（汽车）冲击效应=380.44×0.191=72.66KN3.3主梁作用效应组合按《桥规》4.1.6——4.1.8条规定，将主梁的作用效应组合汇总。见（表3—5）表3—5主梁作用效应组合序号荷载类别跨中截面四分点截面支点截面MmaxVmaxMmaxVmaxMmaxVmax(KN·m)KN(KN·m)KN(KN·m)KN⑴第一期永久作用5507.920.004130.94282.460.00564.92⑵第二期永久作用2427.900.001820.92124.510.00249.02续上表⑶总永久作用⑴+⑵7935.820.005951.86406.970.00813.94⑷可变作用（汽车）公路-I级3766.34178.972820.68297.260.00380.44⑸可变作用（汽车）冲击719.3734.18538.7556.780.0072.66⑹持久状态的应力计算的可变作用标准值组合=⑷+⑸4485.71213.153359.43354.040.00453.10第86页 ⑺正常使用极限状态短期效应组合=⑶+0.7×⑷10572.26125.287926.34615.050.001080.25⑻正常使用极限状态长期效应组合=⑶+0.4×⑷9442.3671.597080.13525.870.00966.12⑼承载能力极限状态计算的基本组合=1.2×⑶+1.4×（⑷+⑸）15802.98298.4111845.43984.020.001611.074预应力钢束的估算及布置4.1预应力钢筋截面积估算按构件正截面抗裂性要求估算预应力钢筋数量。因为本桥对拉应力做了一定得限制并不允许开裂，因此属于A类部分构件，所以第86页 根据跨中截面抗裂要求，可得跨中截面所需的有效预加力为：（4—1）式中的为正常使用极限状态按作用（或荷载）短期效应组合计算的弯矩值，由表3—5查的：=10572.26KN·m设预应力钢筋截面重心距截面下缘为=100mm，则预应力钢筋的合力作用点到截面重心轴的距离为==1361.3mm；钢筋估算时，截面性质近似取用全截面的性质来计算，由表2—2可得跨中截面全截面面积=899000mm2,全截面对抗裂验算边缘的弹性抵抗矩为=673.44965×109/1461.3=460.856×106mm3；所以有效预加力合力为==50190970×106N预应力钢筋的张拉控制应力为=0.75=0.75×1860=1395MPa，预应力损失按张拉控制应力的20%估算，则可得需要预应力钢筋的面积为=4651mm2采用3束12φ15.24钢绞线，预应力钢筋的截面积为=3×12×140=5040mm2。采用夹片式群锚，φ70金属波纹管成孔。4.2预应力钢筋的布置4.2.1跨中截面预应力钢筋的布置后张法预应力混凝土受弯构件的预应力管道布置应符合《公路桥规》中的有关构造要求。参考已有的设计图纸并按《公路桥规》中的构造要求，对跨中截面的预应力钢筋进行初步布置。（如图4—1）第86页 a）b）c）图4—1端部及跨中预应力钢筋布置图（尺寸单位：cm）a）预制梁端部；b）钢束在端部的锚固位置；c）跨中截面钢束布置4.2.2锚固面钢束布置为使施工方便，全部3束预应力钢筋均锚于梁端（图3—1a、b）。这样布置符合均匀分散的原则，不仅能满足张拉的要求，而且N1、N2在梁端均弯起较高，可以提供较大的预剪力。4.2.3其它截面钢束位置及倾角计算1、钢束弯起形状、弯起角θ及其弯曲半径采用直线段中接圆弧曲线段的方式弯曲；为使预应力钢筋的预加力垂直作用于锚垫板，N1、N2和N3弯起角θ均取为；各钢束的弯曲半径为：=60000mm；=40000mm；=20000mm。2、钢束各控制点位置的确定以N3号钢束为例，其弯起布置如图4—2所示。由确定导线点距锚固点的水平距离=355.8cm第86页 图4—2曲线预应力钢筋计算图（尺寸单位：cm）由确定弯起点至导线点的水平距离=139.8cm所以弯起点到锚固点的水平距离为=355.8+139.8=495.6cm则弯起点至跨中截面的水平距离为=（3900/2+34.8）-=1489.3cm根据圆弧切线的性质，图中弯止点沿切线方向至导线点的距离与弯起点至导线点的水平距离相等，所以弯止点到导线点的水平距离为=138.4cm故弯止点至跨中截面的水平距离为=（1489.3+138.4+139.9）=1767.5cm同理可以计算N1、N2的控制点位置，将各钢束的控制参数汇总于表4—1中表4—1各钢束弯起控制要素表钢束号升高值c(cm)弯起角（）弯起半径R（cm）支点至锚固点的水平距离d(cm)弯起点距跨中截面水平距离(cm)弯止点距跨中截面水平距离(cm)续上表N12118600012.264.1898.9N21108400026.4922.61479.0N3508200034.81489.31767.5第86页 3、各截面钢束位置及其倾角计算仍以N3号钢束为例（图4—2），计算钢束上任一点离梁底距离及该点处钢束的倾角，式中为钢束弯起前重心至梁底的距离，=10cm；为点所在计算截面处钢束位置的升高值。计算时，首先应判断出点所处在的区段，然后计算及，即当（-）≤0时，点位于直线段还未弯起，=0，故==10cm；=0当0﹤（-）≤（）时，点位于圆弧弯曲段，及按下式计算，即（4—2）（4—3）当（-）﹥（）时，点位于靠近锚固端的直线段，此时==8，按下式计算，即：=（--）（4—4）各截面钢束位置及其倾角计算值详见表（4—2）表4—2各截面钢束位置（）及其倾角（）计算表计算截面钢束编号（cm）（）(cm)（-）(cm)()(cm)(cm)跨中截面=0N164.1834.7为负值，钢束尚未弯起0010N2922.6556.5N31489.3278.2L/4截面=975cmN164.1834.7（-）﹥（）869.179.1N2922.6556.50﹤（-）﹤556.50.7510.3410.34N31489.3278.2为负值，钢束尚未弯起0010续上表支点截面N164.1834.7（-）﹥（）8206.0216.0第86页 =1950cmN2922.6556.5（-）﹥41768105.1115.1N31489.3278.2（-）﹥2088845.155.14、钢束平弯段的位置及平弯角N1、N2、N3三束预应力钢绞线在跨中截面布置在同一水平面上，而在锚固端三束钢绞线则都在肋板中心线上，为实现钢束的这种布筋方式，N2、N3在主梁肋板中必须从两侧平弯到肋板中心线上，为了便于施工中布置预应力管道，N2、N3在梁中的平弯采用相同的形式。平弯段有两段曲线弧，每段曲线弧的弯曲角为=4.5694.3非预应力钢筋截面积估算及布置按构件承载能力极限状态要求估算非预应力钢筋数量：在确定预应力钢筋数量后，非预应力钢筋根据正截面承载能力极限状态的要求来确定。设预应力钢筋和非预应力钢筋的合力点到底边的距离为=80mm,则有=2400-80=2320mm先假定为第一类T形截面，由公式计算受压区高度，即求得=142.6mm﹤（=152.5mm）则根据正截面承载力计算需要的非预应力钢筋截面积为=2051mm2采用6根直径为22mm的HRB400钢筋,提供的钢筋截面面积=2281mm2。在梁底布置成一排（图4—3），其间距为80mm，图4—3非预应力钢筋布置图（尺寸单位：mm）钢筋重心到底边的距离为=45mm。5主梁截面几何特性计算第86页 后张法预应力混凝土梁主梁截面几何特性应根据不同的受力阶段分别计算。该桥中的T形从施工到运营经历了如下两个阶段。5.1主梁预制并张拉预应力钢筋主梁混凝土达到设计强度的90%后，进行预应力的张拉，此时管道尚未压浆，所以其截面特性为计入非预应力钢筋影响（将非预应力钢筋换算为混凝土）的净截面，该截面的截面特性计算中应扣除预应力管道的影响，T梁翼板宽度为220cm。5.2灌浆封锚，主梁吊装就位预应力钢筋张拉完成并进行管道压浆、封锚后，预应力钢筋能够参与截面受力。截面几何特性的计算可以列表进行，第一阶段跨中截面列表于5—1中。可求得其它受力阶段控制截面几何特性如表5—2所示。表5—1第一阶段跨中截面几何特性计算表分块名称分块面积（）重心至梁顶距离（）对梁顶边面积矩（）自身惯性矩（）（）（）（）截面惯性矩混凝土全截面899000938.7843.891×106673.450×1091.30.0015×109非预应力钢筋换算面积=11900235528.0625×106≈0-141523.826×109预留管道面积=-115452300-26.554×106≈0-1360-21.354×109净截面面积=899355=940.0=845.362×106673.4505×1092.4735×109675.924×109注：=5.797表5—2各控制截面不同阶段的几何特性汇总表受力阶段计算截面跨中截面899355940.014601360675.924×1097.191×1084.630×1084.970×108第86页 阶段1：孔道压浆前L/4截面899355943.51456.51082.5683.651×1097.246×1084.694×1086.315×108支点截面16158551053.51346.59.5933.220×1098.858×1086.931×10898.233×108阶段2：管道结硬后跨中截面922445747.214261326699.751×1097.184×1084.907×1085.277×108L/4截面922445744.81428.21054.2710.979×1097.316×1084.978×1086.744×108支点截面1746045778.11346.39.3933.224×1098.857×1086.932×108100.347×1086持久状况截面承载能力极限状态计算第86页 6.1正截面承载力计算一般取弯矩最大的跨中截面进行正截面承载力计算6.1.1求受压区高度先按第一类T形截面梁，略去构造钢筋影响，由式计算混凝土受压区高度，即=144.1mm﹤=152.5mm受压区全部位于翼缘板内，说明确实是第一类T形截面梁。6.1.2正截面承载力计算跨中截面的预应力钢筋和非预应力钢筋的布置见图4—1和图4—3，预应力钢筋和非预应力钢筋的合力作用点到截面底边距离（）为=94.2mm所以=2400-94.2=2305.8mm从表3—5中可知，梁跨中截面弯矩组合设计值=15802.98KN.m。计算图示如下图，截面抗弯承载力由式有=22.4×2200×144.1×（2305.8-144.1/2）=15862.41×106N.mm=15862.41KN.m﹥（=15802.98KN.m）所以跨中截面正截面承载力满足要求。第86页 6.2斜截面承载力验算6.2.1斜截面抗剪承载力计算预应力混凝土简支梁应对按规定需要验算的各个截面进行斜截面抗剪承载力验算。首先，根据公式进行截面抗剪强度上、下限复核，即（6—1）式中的为验算截面处剪力组合设计值，这时=984.02KN；为混凝土强度等级，这时=50Mpa；b=200mm（腹板厚度）；为相应于剪力组合设计值处的截面有效高度，即自纵向受拉钢筋合力点（包括预应力钢筋和非预应力钢筋）至混凝土受压边缘的距离，这里纵向受拉钢筋合力点距截面下缘的距离为=339.14mm所以=2400-339.14=2060.86mm；为预应力提高系数，=1.25；代入上式得=1.0×984.02=984.02KN=0.50×10×1.25×1.83×200×2060.86=471.42KN≤=0.51×10××200×2060.86=1486.39KN≥计算表明，截面尺寸满足要求，但需配置抗剪钢筋。斜截面抗剪承载力按式计算。式中（6—2）（6—3）其中——异号弯矩影响系数，=1.0——预应力提高系数，=1.25——受压翼缘的影响系数，=1.1。=1.776箍筋选用双肢直径为10mm的HRB335钢筋，=280Mpa,间距=200mm，则第86页 =2×78.5=157.0mm2,故=0.00393采用全部3束预应力钢筋的平均值，即=0.0763（表3—2）。所以=1245.577KN=363.40KN=1245.57+363.40=1608.97﹥（=984.02KN）该截面处斜截面搞剪满足要求。非预应力构造钢筋作为承载力储备，未予考虑。6.2.2斜截面抗弯承载力由于钢束均锚固于梁端，钢束数量沿跨长方向没有变化，且弯起角缓和，其斜截面抗弯强度一般不控制设计，故不另行验算。7钢束预应力损失估算7.1预应力钢筋张拉（锚下）控制应力按《公路桥规》规定采用第86页 =0.75×1860=1395Mpa7.2钢束应力损失7.2.1预应力钢筋与管道间摩擦引起的预应力损失（）由公式（7—1）对于跨中截面：；为锚固点到支点中线的水平距离（图3—2）；、分别为预应力钢筋与管道壁的摩擦系数及管道每米局部偏差对摩擦的影响系数，采用预埋金属波纹管成型时，查表得=0.25，=0.0015；为从张拉端到跨中截面间，管道平面转过的角度，这里N1只有竖弯，其角度为，N2和N3不仅有竖弯还有平弯，其角度应为管道转过的空间角度，其中竖弯角为，平弯角度为‘所以空间转角为=。跨中截面各钢束摩擦应力损失值见表7—1表7—1跨中截面摩擦应力损失计算钢束编号（m）(MPa)(MPa)度弧度N180.13960.034919.6220.02940.0623139586.19N212.1450.21200.053019.7640.02960.07931395110.62N312.1450.21200.053019.8480.02980.07951395110.91平均值102.81同理，可算出其它控制截面处的值。各截面摩擦应力损失值的平均值的计算结果，列于表7—2中。表7—2各设计控制截面平均值截面跨中L/4支点平均值（MPa）102.8166.220.517.2.2、锚具变形、钢丝回缩引起的应力损失（）计算锚具变形、钢丝回缩引起的应力损失，后张法曲线布筋的构件应考虑锚固后反摩阻的影响。首先根据式第86页 （7—2）计算反摩阻影响长度。式中的为张拉端锚具变形值，查表得夹片式锚具顶压张拉时为4mm；为单位由管道摩阻引起的预应力损失，；为张拉端锚下张拉控制应力，为扣除沿途管道摩擦损失后锚固端预拉应力，；为张拉端至锚固端的距离，这里的锚固端为跨中截面。将各束预应力钢筋的反摩阻影响长度列表计算于表7—3中。表7—3反摩阻影响长度计算表钢束编号（MPa）（MPa）（MPa）（mm）(MPa/mm)(mm)N1139586.911308.09196220.00442913271N21395110.621284.38197640.00559710805N31395110.911284.09198480.00558810815求得后可知三束预应力钢绞线均满足≤，所以距张拉端为处的截面由锚具变形和钢筋回缩引起的考虑反摩阻后的预应力损失按下式计算（7—2）式中的为张拉端由锚具变形引起的考虑反摩阻后的预应力损失，。若则表示该截面不受反摩阻影响。将各控制截面的计算列于表7—4中。表7—4锚具变形引起的预应力损失计算表截面钢束编号（mm）(mm)(MPa)(MPa)各控制截面平均(MPa)跨中截面N11962213271117.55截面不受反摩阻影响0N21976411805132.15N31984811815132.04L/4截面N1987213271117.5530.1123.10N21001411805132.1520.05N31009811815132.0419.19N112213271117.55116.47第86页 支点截面124.60N226411805132.15129.19N334811815132.04128.157.2.3预应力钢筋分批张拉时混凝土弹性压缩引起的应力损失（）混凝土弹性压缩引起的应力损失取按应力计算需要控制的截面进行计算。对于简支梁可取截面按公式进行计算，并以其计算结果作为全梁各截面预应力钢筋应力损失的平均值。也可直接按简化公式进行计算。式中——张拉批数，=3；——预应力钢筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值，按张拉时混凝土的实际强度等级计算；假定为设计强度的90%，即=0.9×C50=C45，查表得：=3.35×104MPa，故==5.82——全部预应力钢筋（m批）的合力在其作用点（全部预应力钢筋重心）处所产生的混凝土正应力，，截面特性按表5-2中第一阶段取用；其中==（1395-66.22-23.10）×5040=6580.627KN==11.29MPa所以==21.90MPa7.2.4钢筋松弛引起的预应力损失（）对于采用超张拉工艺的低松驰钢绞线，由钢筋松驰引起的预应力损失按式进行计算。（7—3）式中：——张拉系数，采用超张拉，取=0.9；——钢筋松驰系数，对于低松驰钢绞线，取=0.3；第86页 ——传力锚固时的钢筋应力，，这里仍采用截面的应力值作为全梁的平均值计算，故有=1395-66.22-23.01-21.90=1283.87MPa所以=32.29MPa7.2.5混凝土收缩、徐变引起的损失（）混凝土收缩、徐变终极值引起的受拉区预应力钢筋的应力损失可按式进行计算。（7—4）式中：、——加载龄期为时混凝土收缩应变终极值和徐变系数终极值；——加载龄期，即达到设计强度90%的龄期，近似按标准养护条件计算则有：，则可得≈20d；对于二期恒载G2的加载龄期，假定=90d。由此查《结构设计原理》表12—3并插值得相应的徐变系数终极值为==2.43、==1.80；混凝土收缩应变终极值为=为传力锚固时在跨中和L/4截面的全部受力钢筋截面重心处，由、、所引起的混凝土正应力的平均值。考虑到加载龄期不同，按徐变系数变小乘以折减系数/。计算和引起的应力时采用第一阶段截面特性，计算引起的应力时采用第二阶段截面特性。跨中截面=（1395-102.81-0-21.90）×5040=6402.26KN第86页 ==3.04MPaL/4截面=(1395-66.22-23.01-21.90)×5040=6470.70KN=0.56MPa所以=（3.04+0.56）/2=1.80MPa=0.00794=5.65,取跨中与L/4截面的平均值计算，则有跨中截面=1343.1（mm）L/4截面=1156.7（mm）所以=（1343.1+1156.7）/2=1249.9（mm）=mm2=（699.751+710.979）×109/2=mm4）=1+1249.92/(705.365×109/922.455)=3.040（mm）将以上各项代入即得=16.84（MPa）现将各截面钢束应力损失平均值及有效预应力汇总于表7—5中。表7—5各截面钢束预应力损失平均值及有效预应力汇总表第86页 工作阶段应力损失计算截面预加应力阶段（MPa）使用阶段(MPa)钢束有效预应力(MPa)预加力阶段使用阶段跨中截面102.81021.90124.7132.2916.8449.131270.291221.16L/4截面66.2223.1021.90111.2232.2916.8449.131283.781234.65支点截面0.51124.6021.90147.01322916.8449.131247.991198.868应力验算8.1短暂情况的正应力验算1、构件在制作、运输及安装等施工阶段，混凝土强度等级为C45。在预加力和自重作用下的截面边缘混凝土的法向压力应符合式要求。第86页 2、短暂状况下（预加力阶段）梁跨中截面上、下缘的正应力上缘：（8—1）下缘：（8—2）其中=1270.29×5040=6402.26×N，=5507.92KN·m。截面特性取用表5-2中的第一阶段的截面特性。代入上式得=2.67MPa(压)=14.03MPa（压）﹤0.7(=0.7×29.6=20.72MPa)预加力阶段混凝土的压应力满足应力限制值的要求；混凝土的拉应力通过规定的预拉区配筋率来防止出现裂缝，预拉区混凝土没有出现拉应力，故预拉区只需配置配筋率不小于0.2%的纵向钢筋即可。8.2持久状况正应力验算8.2.1截面混凝土的正应力验算对于预应力混凝土简支梁的正应力，由于配设曲线筋束的关系，应取跨中、L/4截面、支点截面分别进行验算。应力计算的作用（或荷载）取标准值，汽车荷载计入冲击系数。按下式进行验算。跨中截面=5507.92KN.m，=2427.9KN.m，=3766.34+719.37=6805.24KN.m，=1221.16×5040-16.84×2281=6116.234×N，第86页 ==1359.7mm跨中截面混凝土上边缘压应力计算值为==12.52MPa﹤=0.5×32.4=16.2MPa持久状况下跨中截面混凝土正应力验算满足要求。L/4截面：=4130.94KN.m，=1820.92KN.m，=（2820.68+538.75）KN.m，=1234.65×5040-16.84×2281=6184.22×103N，==1080.5mmL/4截面混凝土上边缘压应力计算值为==10.44MPa﹤=0.5×32.4=16.2MPa持久状况下L/4截面混凝土正应力验算满足要求。支点截面：=0KN.m，=0KN.m，=0KN.m，=1198.86×5040-16.84×2281=6003.84×N，第86页 ==1.23mm支点截面混凝土上边缘压应力计算值为：==3.63MPa﹤=0.5×32.4=16.2MPa所以持久状况下支点截面混凝土正应力验算满足要求。8.2.2持久状况下预应力钢筋的应力验算由二期恒载及活载作用产生的预应力钢筋截面重心处的混凝土应力为：跨中截面：=13.10MPa所以钢束应力为=1221.16+5.65×13.10=1295.18MPa﹥0.65（=0.65×1860=1209MPa）计算表明预应力钢筋拉应力超过了规范规定值。但其比值（1295.18/1209-1）=4.1%﹤5%，可以认为钢筋应力满足要求。L/4截面：=7.68MPa所以钢束应力为：=1234.65+5.65×7.68=1278.04MPa﹥0.65（=0.65×1860=1209MPa）计算表明预应力钢筋拉应力超过了规范规定值。但其比值（1278.04/1209-1）第86页 =3.7%﹤5%，可以认为钢筋应力满足要求。支点截面：0MPa所以钢束应力为：=1198.868MPa＜0.65（=0.65×1860=1209MPa）计算表明预应力钢筋拉应力未超过规范规定值。8.3持久状况下的混凝土主应力验算8.3.1、截面面积计算取L/4截面进行计算。按图8—1进行计算。其中计算点分别取上-梗肋处、第二阶段重心轴-处及下梗肋-处。图8—1L/4截面（尺寸单位：cm）现以第一阶段截面梗肋a-a以上面积对净截面重心轴-的面积矩计算为例：=2200×100×（943.5-100/2）+（1600-200）×150×（943.5-100-150/3）/2+200×150×（943.5-100-150/2）=3.029×同理可得，不同计算点处的面积矩，现汇总于表8—1表8—1面积矩计算表截面类型第一阶段净截面对其重心轴(重心轴位置x=943.5mm)第二阶段净截面对其重心轴(重心轴位置x=971.8mm)计算点位置------第86页 面积矩符号面积矩(mm3)3.029×1083.510×1082.394×1083.121×1083.651×1082.594×1088.3.2主应力计算以上梗肋处（-）见（图8—1）的主应力计算为例。1、剪应力剪应力的计算按《结构设计原理》中式（13-91）进行，其中为可变作用引起的剪力标准值组合，=（297.26+56.78）+0=354.04KN，所以有=0.98MPa2、正应力=1234.65×3360×0.9951+1234.65×1680-16.84×2281=8238.11×103N==1081.0mm第86页 =9.58MPa3、主应力==同理，可得-及下梗肋-的主应力如表8—2表8—2L/4截面主应力计算表计算点位置面积矩（mm3）剪应力（MPa）正应力（MPa）主应力（MPa）第一阶段净截面第二阶段换算截面-3.029×1083.121×1080.989.58-0.109.68-3.510×1083.651×1081.149.35-0.149.49-2.394×1082.594×1080.819.05-0.0679.128.3.3主压应力的限制值混凝土的主压应力限值为=0.6×32.4=19.44MPa，与表7—2的计算结果比较，可见混凝土主压应力计算值均小于限值，满足要求。8.3.4主应力验算将表8—2中的主压应力值与主压应力限制进行比较，均小于相应的限制值。最大主拉应力为=0.14MPa﹤0.5=0.5×2.65=1.33MPa,按《公路桥规》的要求，仅需按构造布置箍筋。9抗裂性验算9.1作用短期效应组合作用下的正截面抗裂验算正截面抗裂验算取跨中截面进行9.1.1预加力产生的构件抗裂验算边缘的混凝土预压应力的计算跨中截面：=6116.23KN，=1359.7mm第86页 由《结构设计原理》中式（13-99）可得=24.76MPa9.1.2由荷载产生的构件抗裂验算边缘混凝土的法向拉应力的计算由《结构设计原理》中式（13-101）得=22.22MPa9.1.3正截面混凝土抗裂验算因为本桥的主梁为A类部分预应力混凝土构件，所以作用荷载短期效应组合作用下的混凝土拉应力应满足下列要求：(9—1)由以上计算知=-2.54MPa（压），说明截面在作用（或荷载）短期效应组合作用下没有消压，计算结果满足《公路桥规》中A类部分预应力构件按作用短期效应组合计算的抗裂要求。同时，A类部分预应力混凝土构件还必须满足作用长期效应组合的抗裂要求。由《结构设计原理》中式（13-104）得=19.91MPa=19.91-24.76=-4.85MPa﹤0所以构件满足《公路桥规》中A类部分预应力混凝土构件的作用长期效应组合的抗裂要求。9.2作用短期效应组合作用下的斜截面抗裂验算取L/4截面进行验算，该截面的面积矩见表（8—1）9.2.1、主应力计算以上梗肋处（-）（图8—1）的主应力计算为例1、剪应力剪应力的计算按《结构设计原理》中式（13-91）进行，其中为可变作用引起的剪力短期效应组合值，=208.08KN，所以有：第86页 ==0.66MPa2、正应力==8.16MPa3、主拉应力==-0.05Mp同理，可得-及下梗肋-的主应力如表9—19.2.2主拉应力的限制值作用短期效应组合下抗裂验算的混凝土的主拉应力限值为：=0.7×2.65=1.86MPa从表8—1中可以看出，以上主拉应力均符合要求，所以L/4截面满足作用短期效应组合作用下的斜截面抗裂验算要求。表9—1L/4截面抗裂验算主拉应力计算表计算点位置面积矩（mm3）剪应力（MPa）正应力（MPa）主应力（MPa）第一阶段净截面第二阶段换算截面-3.029×1083.121×1080.668.17-0.05-3.510×1083.651×1080.889.36-0.08-2.394×1082.594×1080.4011.05-0.01第86页 10主梁变形（挠度）计算根据主梁截面在各阶段混凝土正应力验算结果，可知主梁在使用荷载作用下截面不开裂。10.1荷载短期效应作用下主梁挠度验算主梁计算跨径L=39.00m，C50混凝土的弹性模量Ec=3.45×104MPa。由表5-2可见，主梁在各控制截面的换算截面惯性矩各不相同，为简化，取梁L/4处截面的换算截面惯性矩I0=710.979×109mm4作为全梁的平均值来计算。由简支梁挠度计算公式：第86页 （10—1）10.1.1可变荷载作用引起的挠度现将可变荷载作为均布荷载作用在主梁上，则主梁跨中挠度系数（查《结构设计原理》表13—3），荷载短期效应的可变荷载值为=2636.44KN·m由可变荷载引起的简支梁跨中截面的挠度为=(↓)考虑长期效应的可变荷载引起的挠度值为＜L/600=39000/600=65mm所以满足要求。10.1.2考虑长期效应的一期恒载、二期恒载引起的挠度=77.2mm（↓）10.2预加力引起的上拱度计算采用L/4截面处的使用阶段永存预加力矩作用为全梁平均预加力矩计算值，即=1234.65×3360×0.9951+1234.65×1680-16.84×2281=6163.89×103N==1052.15mmN·mm截面惯距应采用预加力阶段（第一阶段）的截面惯距，为简化这里仍以梁L/4截面的截面惯距作为全梁的平均值来计算。则主梁上拱度（跨中截面）为第86页 =-55.0mm（↓）考虑长期效应的预加力引起的上拱值为=2×（-55.0）=-110mm（↑）10.3预拱度的设置梁在预加力和荷载短期效应组合共同作用下并考虑长期效应的挠度值为=25.6+77.2-110=-7.2mm（↑）预加力产生的长期上拱值大于按荷载短期组合计算的长期挠度值，所以不需要设置预拱度。11锚固区局部承压计算根据对三束预应力锚固点的分析，N2钢束的锚固端局部承压条件最不利，现对N2锚固端进行局部承压验算。图11—1为N2钢束梁端锚具及间接钢筋的构造布置图。11.1局部受压尺寸要求配置间接钢筋的混凝土构件，其局部受压区的尺寸应满足下列锚固混凝土抗裂计算的要求：（11—1）式中：——结构重要性系数，这里=1.0；——局部受压面积上的局部压力设计值，后张法锚头局压区应取1.2第86页 倍张拉时的最大压力，所以局部压力设计值为：=1.2×1395×1680=2812.32×N——混凝土局部承压修正系数，=1.0；——张拉锚固时混凝土轴心设计值，混凝土强度达到设计强度的90%时张拉，此时混凝土强度等级相当于0.9×C50=C45，由《结构设计原理》附表1—1查的=20.5MPa；——混凝土局部承压承载力提高系数，；、——混凝土局部受压面积，为扣除孔洞后面积，为不扣除孔洞面积；对于具有喇叭管并与垫板连成整体的锚具，可取垫板面积扣除喇叭管尾端内孔面积；本桥采用的即为此类锚具，喇叭管尾端内孔直径为70mm，所以=210×210=44100=210×210-=40252——局部受压面积底面积；局部受压面积为边长210mm的正方形，根据《公路桥规》中的计算方法（《结构设计原理》图10—7），局部承压计算底面为宽580mm，长590mm的矩形。=580×590=336300所以=1.3×1.0×2.76×20.5×40252=2960.70KN＞(=2812.32KN)计算表明，局部承压区尺寸满足要求第86页 图11—1锚固区局部承压计算图（尺寸单位：mm）11.2局部抗压承载力计算配置间接钢筋的局部受压构件，其局部抗压承载力计算公式为（11—2）且须满足（11—3）式中：——局部受压面积上的局部压力设计值，=2812.32×N——配置间接钢筋的局部抗压承载力提高系数，当时。取K——间接钢筋影响系数；混凝土强度等级为C50及以下时，取k=2.0——螺旋形间钢筋内表面范围内混凝土核心面积的直径（间接钢筋为HRB335的螺旋形钢筋，=280MPa，直径12mm，间距S=50mm螺旋筋钢筋中心直径250mm）则：第86页 =250-12=238mm——间接钢筋内表面范围内的混凝土核心面积；=——间接钢筋体积配筋率；单根钢筋面积为113.1。所以所以=2824.11KN＞（=2812.32KN）故局部抗压承载力计算通过。所以N2钢束锚下局部承压计算满足要求。12行车道板计算考虑主梁翼缘板内钢筋是连续的，故行车道板可按悬臂板（边梁）和两端固结的连续板（中梁）两种情况计算12.1悬臂板荷载效应计算由于宽跨比大于2，故按单向板计算，悬臂长度为0.9m12.1.1永久作用第86页 主梁架设完毕时，桥面板可看成90cm的单向悬臂板，计算图示（图12—1）计算悬臂根部永久作用效应为：弯矩：=-1.37（KN.m）剪力：=3.71（KN）图12—1悬臂板计算图示（尺寸单位：cm）12.1.2可变作用因为在悬臂板处我可变作用，所以无需计算，即弯矩和剪力都为012.1.3承载能力极限状态组合=-（1.2×1.37+0）=-1.644（KN.m）=1.2×3.71+0=4.45（KN）12.2连续板荷载效应计算对于梁肋间的行车道板，在桥面完成后，行车道板实质上是一个支承在一系列弹性支承上的多跨连续板，实际受力很复杂。目前，通常采用较简便的近似方法进行计算。对于弯矩，先计算出一个跨度相同的简支板在永久作用和活载作用下的跨中弯矩，再乘以偏安全的经验系数加以修正，以求得支点处和跨中截面的设计值。弯矩修正系数可视板厚t与梁肋高度h的比值来选用。，第86页 即主梁抗扭能力较大，取跨中弯矩；支点弯矩。对于剪力，可不考虑和主梁的弹性固结作用，认为简支板的支点剪力即为连续板的支点剪力。下面分别计算连续板的跨中和支点作用效应值。12.2.1永久作用1、主梁架设完毕时桥面板可看成100cm长的悬臂单向板，计算图式（图12—2），其根部一期永久作用效应为：图12—2悬臂单向板计算图示（尺寸单位：cm）弯矩：=（KN·m）剪力：=（KN）2、成桥后先计算简支板的跨中弯矩和支点剪力值。根据《桥规》4.1.2条，梁肋间的板，其计算跨径按下列规定取用：计算弯矩时，但不大于；该桥=2.0+0.1=2.1（m）计算剪力时，；该桥中=2.0m。式中：——板的计算跨径；——板的净跨径；——板的厚度；第86页 ——梁肋宽度。计算图式（图12—3）图12—3简支梁板二期永久作用图示（尺寸单位：cm）二期永久作用包括12cm的混凝土垫层和6cm的沥青面层。计算得到简支梁板跨中二期永久作用弯矩及支点二期永久作用剪力：=0.12×1×26+0.06×1×21=4.26（KN·m）=0.5×2.10×0.525×4.26=2.35（KN·m）=1×4.26=4.26（KN）3、总永久作用综上所述，支点断面永久作用弯矩为：=-1.62-0.7×2.35=-3.27（KN·m）；支点断面永久作用剪力为：=3.97+4.26=8.23（KN）；跨中断面永久作用弯矩为：=0.5×2.35=1.18（KN·m）12.2.2可变作用根据《桥规》4.3.1条，桥梁结构局部加载时，汽车荷载采用车辆荷载。根据《桥规》表4.3.1-2，后轮着地宽度及长度为：=0.2（m），=0.6（m）平行于板的跨径方向的荷载分布宽度：第86页 =0.6+2×0.18=0.96（m）1、车轮在板的跨径中部时垂直于板的跨径方向的荷载分布宽度：=0.2+2×0.18+2.10/3=1.26（m）≤=1.4（m）,取=1.4（m），此时两个后轮的有效分布宽度发生重叠，应求两个车轮荷载的有效分布宽度=1.4+1.4=2.8（m），折合成一个荷载的有效分布宽度=2.8/2=1.4（m）。2、车轮在板的支承处时垂直于板的跨径方向的荷载有效分布宽度：=0.2+2×0.18+0.10=0.66（m）3、车轮在板的支承附近，距支点距离为X时垂直于板的跨径方向的荷载有效分布宽度：=0.66+2X（m）的分布见图12—4。将加载车后轮作用于板中央，求得简支板跨中最大可变作用（汽车）的弯矩为：=26.33（KN.m）计算支点剪力时，可变作用必须尽量靠近梁肋边缘布置。考虑了相应的有效工作宽度后，每米板宽承受的分布荷载如图12—4所示，支点剪力的计算公式为：其中：=50（KN）==10.80（KN）(KN)第86页 图12—4简支板可变作用（汽车）计算图示（尺寸单位：cm）KN=0.76=0.9383代入上式，得到=1.3×（50×0.76+10.80×0.9383+36.45×0.175+7.88×0.0617）=71.50（KN）综上所述，可得到连续板可变作用（汽车）效应如下：支点断面弯矩：=-0.7×26.33=-18.43（KN.m）；支点断面剪力：=71.50（KN）；跨中断面弯矩：=0.5×26.33=13.17（KN.m）。12.2.3作用效应组合第86页 按《桥规》4.1.6条进行承载能力极限状态作用效应基本组合。支点断面弯矩：=-1.2×3.27-1.4×18.43=-29.73（KN.m）支点断面剪力：=1.2×8.23+1.4×71.50=109.98（KN）跨中断面弯矩：=1.2×1.60+1.4×13.17=20.34（KN.m）12.3截面设计、配筋及承载力验算悬臂板及连续板支点采用相同的抗弯钢筋，故只需按其中最不利荷载效应配筋，即=-29.73KN.m。其高度为=25cm，净保护层=3cm。若选用钢筋，则有效高度为：=0.25-0.03-0.00675=0.213（m）按《公预规》5.2.2条：=0.0065m验算=0.56×0.213=0.1193（m）﹥=0.0065（m）按《公预规》5.2.2条：=5.2（cm2）查有关板宽1m内钢筋截面与距离表，当选用钢筋时，需要钢筋间距为20cm此时所提供的钢筋面积为：=5.65cm2﹥5.2cm2。由于此处钢筋保护层与试算值相同，实际配筋面积又大于计算面积，则其承载力肯定大于作用效应，故承载力验算可从略。连续板跨中截面处的抗弯钢筋计算同上。计算结果需在板的下缘配置钢筋间距为18.5cm的钢筋。为使施工简便，取板上下缘配筋相同，均为@185mm。配筋布置如图12—5。第86页 图12—5行车道板钢筋布置图（尺寸单位：mm）a)支点断面；b)跨中断面按《公预规》5.2.9条规定，矩形截面受弯构件的截面尺寸应符合下列要求。即：=109.98KN≤=768.13（KN）满足抗剪最小尺寸要求。按《公预规》5.2.10条，，即：=194.90（KN）时，不需要进行斜截面抗剪强度计算，仅按可构造要求配置钢筋。根据《公预规》9.2.5条，板内应设置垂直于主钢筋的分布钢筋，直径不应小于8mm，间距应大于200mm，因此本桥中板内分布钢筋用@200mm。13横隔梁计算13.1确定作用在跨中横隔梁上的可变作用鉴于具有多根横隔梁的桥梁跨中处的横隔梁受力最大，通常可只计算跨中横隔梁的作用效应，其余横隔梁可依据跨中横隔梁偏安全地选用相同的截面尺寸和配筋根据《桥规》4.3.1条规定，桥梁结构的局部加载计算应采用车辆荷载，跨中横隔梁纵向的最不利荷载布置图（如图13—1）第86页 图13—1跨中横隔梁的计算荷载图示（尺寸单位：m）纵向一行车轮对跨中横隔梁的计算荷载为：（KN）13.2跨中横隔梁的作用效应影响线通常横隔梁弯矩为靠近桥中线的截面较大，而剪力则在靠近两侧边缘处的截面较大。所以，如图12—2所示的跨中横隔梁，本桥可以只取A、B两个截面计算横隔梁的弯矩，取1号梁右和2号梁右截面计算剪力。本桥采用刚性横梁法计算横隔梁作用效应，先需作出相应的作用效应影响线。13.2.1绘制弯矩影响线1、计算公式如图13—2（a）所示，在桥梁跨中当单位荷载P=1作用在j号梁轴上时，i号梁所受的作用为竖向力（考虑主梁抗扭）。因此，由平衡条件就可写出A截面的弯矩计算公式：当P=1作用在截面A的右侧时（13—1）即（13—2）式中：——i号梁轴到A截面的距离——单位荷载P=1作用位置到A截面的距离当P=1作用在截面A的右侧时，同理可得（13—3）第86页 2、计算弯矩影响线值由表2—3中可知；；；；；；；；；。对于A截面的弯矩影响线可计算如下：P=1作用在1号梁轴上时P=1作用在5号梁轴上时=0.0001P=1作用在6号梁轴上时=-1.1001根据上述三点坐标和A截面位置，便可绘出影响线如图13—2（b）所示同理，影响线计算如下=0.1144第86页 =-1.2430因此，可绘制出影响线如图13—2（c）所示13.2.2绘制剪力影响线线1号梁右截面的剪力影响线计算：P=1作用在计算截面以右时（即为1号梁的荷载横向影响线）P=1作用在计算截面以左时因此，绘出的影响线如图13—2（d）2号梁右截面的剪力影响线计算：P=1作用在计算截面以右时如P=1作用在3号梁轴上时=0.2381+0.2095=0.4476同理P=1作用在计算截面以左时（13—4）因此绘出的影响线如图13—2（e）第86页 影响线影响线影响线影响线图13—2中横隔梁作用效应影响线图（尺寸单位：cm）13.3截面作用效应计算计算公式：（13—5）式中：u——横隔梁冲击系数。根据《桥规》4.3.2条，取0.3——车道荷载折间系数，三车道为0.78——车辆对于跨中横隔梁的计算荷载——与计算荷载相对应的横隔梁作用效应影响线的竖坐标值可变作用车辆荷载在相应影响线上的最不利位置加载见图13—2所示，截面作用效应的计算均列入表13—1表13—1横隔梁作用效应计算表汽车（KN）124.92第86页 （KN·m）0.10011.00021.65020.7501三车道443.38二车道568.44（KN·m）-0.9570-0.2673-0.1324-1.2430-422.18（KN·m）0.52380.40690.32250.20560.12070.0043三车道200.62二车道257.20（KN·m）0.67620.48920.35410.1671三车道213.64二车道273.90荷载组合（KN·m）1.4×568.44=795.82（KN·m）1.4×(-422.18)=591.05V（KN）1.4×273.90=383.4614支座计算第86页 由前面主梁内力计算可得支座反力标准值=1267.04KN，其中结构自重引起的支座反力标准值为813.94KN，公路—I级引起的支座反力标准值为453.1KN；公路—I级作用下产生的跨中挠度=6.5cm，根据当地的气象资料，主梁的计算温差=36C。14.1确定支座平面尺寸选定支座的平面尺寸为=40×45=1800cm2,采用中间层橡胶片厚度=0.5cm。（1）计算支座的平面形状系数S=21.18﹥8（2）计算橡胶支座的弹性模量2422.40MPa（3）验算橡胶支座的承压强度=7039KPa﹤[]=10000KPa（合格）14.2确定支座的厚度1、主梁的计算温差为=36C，温度变形由两端的支座均摊，则每一支承受的水平位移为=0.709cm2、为了计算汽车荷载制动力引起的水平位移，首先要确定作用在每一支座上的制动力：对于39.0m桥跨，一个设计车道上公路—I级车道荷载总重为：10.5×39.0+316=725.5KN，则其制动力标准值为725.5×10%=72.55KN；但按《桥规》，不得小于90KN，经比较，取总制动力为90KN参与计算，6根主梁共12个支座，每个支座承受的水平力=7.5KN。3、确定需要的橡胶片总厚度：不计汽车制动力cm计入汽车制动力第86页 《桥规》其它规定=0.2×40=8cm选用4层钢板和5层橡胶片组成的支座，上下层橡胶片厚0.25cm，中间层厚0.5cm，薄钢板厚0.2cm，则：橡胶片总厚度=3×0.5+2×0.25=2.0﹥1.442cm，并﹤8cm(合格)4、支座总厚：+4×0.2=2.8cm14.3验算支座的偏转情况1、由《桥梁工程》中式（2-6-7）计算支座的平均压缩变形为=0.1285cm按《桥规》规定，尚应满足，即0.1285cm≤0.07×2.0=0.140cm（合格）2、计算梁端转角：由关系式和可得（14—1）设结构自重作用下，主梁处于水平状态。已知公路—II级荷载下的跨中挠度=1.64cm，代入上式得=0.00533rad3、验算偏转情况：即0.1285cm﹥=0.1067cm（合格）14.4验算支座的抗滑稳定性(1)计算温度变化引起的水平力：第86页 =63.81KN(2)验算滑动稳定性=312.15KN=96.83KN则312.15﹥96.83（合格）以及=0.3×813.94=244.1824KN﹥=1.4×63.81=89.33（合格）结果表明，支座不会发生相对滑动。15下部结构设计资料15.1设计标准及上部构造第86页 设计荷载：公路-I级；标准跨径：40m；计算跨径:：39.96m；上部构造：预应力混凝土简支T型梁。15.2地质条件亚砂土，细砂，淤泥质土，亚粘土，卵石15.3材料钢筋：盖梁主筋用HRB400钢筋，其它均用R235钢筋；混凝土：盖梁、墩柱用C3015.4桥墩尺寸（见图15—1）图15—1桥墩尺寸图（cm）16盖梁计算16..1荷载计算1、上部结构永久荷载见表16—1第86页 表16—1上部结构永久荷载每片边梁自重（KN/m）每片中梁自重（KN/m）每一个支座恒载反力（KN）1、6号2、3、4、5号边梁1、6中梁2、3、4、541.1041.741243.551267.042、盖梁自重及作用效应计算（1/2盖梁长度）见图16—1图16—1尺寸单位：（cm）表16—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）1-1=0.6×1.0×2.0×25+1/2×0.8×1.0×2.0×25=50.0=-30×0.5-20×1/3=-21.67-50.0-50.0+++=136.2KN续上表2-2=0.2×1.1.4×2.0×25+0.9×1.1.4×2.0×25=77.0=-30×（0.5+1.1）-20×（1/3+1.1）-(14+63)×1.1/2=119.02-127276.53-3=0.9×1.4×2.0×25=63=40.3.5×0.9-（77+63）×1.0-30×2.5-20×（1/3+2）213.5213.5第86页 =101.484-4=3.05×1.4×2.0×25=213.5=403.5×3.95-（77+63）×4.05-30×5.55-20×（1/3+5.05）=752.66003、可变荷载计算（1）可变荷载横向分布系数计算：横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.对称布置时：图16—2单车列对称布置图（尺寸单位：cm）单车列（图16—2）：双车列（图16—3）：第86页 图16—3双车列对称布置图（尺寸单位：cm）b.非对称布置时图16—4车列非对称布置（尺寸单位：cm）单列车（图16—4）：由，已知,；，则双列车（图16—4）：由，已知,第86页 ，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16—5(尺寸单位:m)①公路—Ⅱ级(图16—5)双孔布载单列车时：双孔布载双列车时：单孔布置单列车时：单孔布载双列车时：（3）可变荷载横向分布后各梁支点反力（计算的公式为），见表16—3表16—3各梁支点反力计算荷载横向分布情况公路—Ⅱ级荷载（kN）/人群荷载（kN）计算方法荷载布置横向分布系数单孔双孔第86页 对称布置按杠杆法算单列行车520.7500260.38260.3800725.500362.75362.7500双列行车1041.50295.89840.28840.28295.890725.50412.231170.671170.67412.230非对称布置按偏心受压法计算单列行车520.75242.67180.18118.2155.72-6.25-68.74725.5338.08251.02164.6977.63-8.71-95.77续上表第86页 双列行车1041.5274.96234.34193.72154.14113.5272.91578.44383.06326.48269.89214.75158.16101.57(4)各梁永久荷载、可变荷载反力组合：计算见表16—4，表中均取用各梁的最大值，其中冲击系数为：表16—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号梁2号梁3号梁4号梁5号梁6号梁1恒载1642.361667.931667.931667.931667.931642.362公路I级对称0515.251463.221463.22515.2503公路I级非对称478.79408.07337.34268.42197.68126.9541+21642.362183.183131.153131.152183.181642.3651+32121.152076.002005.271936.351865.611769.314、双柱反力计算（图16—6），所引用的各梁反力，见表16—5图16—6双柱反力计算图示（尺寸单位：cm）表16—5双柱反力计算（单位：kN）荷载组合情况计算式反力第86页 组合4公路—I级双列对称（1642.36×9.45+2183.18×7.25+3131.15×5.05+3131.15×2.85+2183.18×0.65=6956.696956.69组合5公路—I级双列对称（2121.15×9.45+2076.0×7.25+2005.27×5.05+1936.35×2.85+1865.61×0.65-1769.31×1.55=6229.286229.28由表16—5可知，双柱对称的立柱反力最大，并由荷载组合4（双列对称）控制设计。此时;　　　16.2内力计算1、恒载加活载作用下各截面的内力（1）弯矩计算（图16—6）截面位置见图16—6所示。为求得最大弯矩，支点负弯矩取用非对称布置时数值，跨中弯矩取用对称布置时数值。按图16—6给出的截面位置，各截面弯矩计算式为：各种荷载组合下的各截面弯矩计算见表16—6。表中内力计算未考虑施工荷载的影响表16—6各截面弯矩计算荷载组合情况墩柱反力梁支座反力（kN）各截面弯矩截面1-1截面2-2截面3-3截面4-4组合46956.691642.362183.183131.15-739.06-2545.662237.247797.19组合56229.282121.152076.002005.27-954.52-3287.78409.533882.73（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：；第86页 截面2—2：；截面3—3：；截面4—4：。计算值见表16—7表16—7各截面剪力计算荷载组合情况各截面剪力（kN）截面1—1截面2—2截面3—3截面4—4组合4-1642.36-1642.36-1642.365314.333131.153131.1500组合5-2121.15-2121.15-2121.154108.132032.132032.1326.8626.862盖梁内力汇总表中各截面内力均取表16—6和表16—7中最大值而得（表16—8）。表16—8盖梁内力汇总表截面号内力1—12—23—34—4弯矩（kN﹒m）-21.67-119.02101.48752.66-954.92-3287.782237.247797.19-976.59-3406.802338.728549.85剪力（kN）左-50-127213.50右-50276.5213.50左-2121.15-2121.153131.1526.86右-2121.155314.333131.1526.86左-2171.15-2248.53344.6526.86右-2171.155590.833344.6526.8616.3截面配筋设计与承载力校核第86页 采用C30混凝土，主筋选用HRB400，保护层5cm（钢筋中心至混凝土边缘）。，。16.3.1正截面抗弯承载力验算（16—1）（16—2）（16—3）现以4-4截面作配筋设计，其它截面的计算方法相同。已知：取即解方程得：所以选用2722钢筋，提供的钢筋面积为配筋率：该截面实际承载力为：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。其它截面的配筋设计如表16—9所示表16—9各截面钢筋量计算表截面号M（kN·m）实际选用含筋率%钢筋直径第86页 所需钢筋面积（）根数（）1—1-976.596.80648260.18322—2-3406.8028.6721168900.63323—32338.7215.3914112600.42324—48549.8536.6827211740.7763216.3.2抗剪承载能力验算按《公预规》5.2.10条要求，当截面符合：时，可不进行斜截面抗剪承载力计算，仅需按《公预规》9.3.13的构造要求配置箍筋。式中：—预应力提高系数=1.0—混凝土抗拉设计强度=1.39MPa对于1—1截面～4—4截面对照表16—9，然后按构造要求配置斜筋与箍筋如图16—7图16—7盖梁配筋图（尺寸单位：cm）17桥墩墩柱设计第86页 墩柱一般尺寸见图16—1所示,墩柱直径为180cm,用C30混凝土,R235钢筋.17.1作用效用计算17.1.1恒载计算上部构造结构自重,一孔重：9956.43kN盖梁自重(半根)：403.50kN横系梁重(半根)：1.2×1.2×6.1×25=219.6kN墩柱自重：3.1416××23.78×25=1512.82kN作用墩柱底面的结构自重垂直力：17.1.2汽车荷载计算由盖梁计算可知（1）公路Ⅰ级、单孔荷载单列车时:,相应的制动力为按《桥规》要求,制动力不小于90kN，故取制动力为198.93kN。（2）公路Ⅰ级、双孔荷载单列车时:.相应的制动力为按《桥规》要求,制动力不小于90kN，故取制动力为277.141kN。17.1.3双柱反力横向分布计算单列车时:双列车时:第86页 17.1.4荷载组合最大最小垂直反力时,计算见表17—1表17—1可变作用组合垂直反力计算编号荷载状况最大垂直反力(kN)最小垂直反力(kN)横向分布横向分布1公路-Ⅰ级单列车1.161051.89-0.16-145.092双列车0.8991630.430.10181.36注：表中汽车Ⅰ级已乘以冲击系数1.2499最大弯矩时,计算见表17—2表17—2可变作用组合最大弯矩计算编号荷载情况墩顶反力垂直力水平力对柱顶中心弯矩0.25()1上部构造与盖梁计算———5381.720002单孔双列车1041.5×0.899×1.24991170.290355.41198.93292.57226.78注：表17—2内水平力由两墩柱平均分配17.2截面配筋计算及应力验算17.2.1作用于墩柱顶的外力（1）垂直力最大垂直力:最小垂直力:（2）水平力（3）弯矩17.2.2作用于墩柱底的外力第86页 17.2.3截面配筋计算及验算因为；1、计算偏心距增大系数长细比＞4.4，所以应考虑纵向弯曲对偏心距的影响。取，则截面有效高度由：＜1.0＞1.0取1.0则（2）计算受压区高度系数第86页 以下采用试算法列表17—3表17—3计算受压区高度系数试算表ABCDN/N0.220.37230.2945-1.40741.5004-0.007426954.2337012.150.99170.230.39690.3103-1.34861.5361-0.007677201.3957012.151.02700.240.42190.3258-1.29111.5697-0.007917445.9797012.151.0619由表17—3可见，当=0.22时，计算纵向力与设计值N最接近，这时=-0.00742（3）求所需的纵向钢筋截面面积由于=-0.00742小于规定的最小配筋率=0.005，故采用0.005计算，可得：现选用的钢筋为1632，所提供的钢筋面积，实际配筋率＞0.5%；；纵向钢筋间净距335，满足规定的净距不应小于50。且不应大于350的要求。钢筋布置如图17—1。图17—1桥墩钢筋布置图（尺寸单位：cm）（4）由于＞4.4，故计偏心增大系数第86页 ，计算图示如下图：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条规定：满足规范要求。②单孔荷载、最大弯矩时，由于，所以墩柱顶按小偏心受压构件验算＞7计算得；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第86页 设g=0.88，代入后整理得按《结构设计原理》附表1—11，经试算查的A、B、C、D知，当时()与最接近，代入后的、A=2.8480、B=0.2451、C=2.5330、D=0.5055=85.2017(mm)则=35220.30＞因此，墩柱承载力满足规范要求。设计总结第86页 在三个月的毕业设计中，我先根据设计资料进行横断面布置，依据桥梁规范和结构设计原理，进行了横向分布系数，内力计算，预应力钢束设计及截面几何性质计算，预应力损失，施工阶段正常使用应力，挠度计算。进行配筋后，对其截面配筋进行了验算，计算表明计算结构满足强度与刚度及稳定性的要求。我查阅了大量书籍，学到了许多新的知识，尤其是桥梁设计与施工方面的基本知识。在设计过程中，我认真学习了大量设计示例和施工图纸，使自己对桥梁设计和施工方面的认识达到了一个新的高度，这对我以后更好的把理论知识运用到工程实践中，打下了良好的基础。在设计中，我做到了：严谨、负责、实事求是、刻苦钻研；积极收集、查阅各种资料，以保证设计依据充分、计算准确无误。我按照毕业设计任务书和指导书的要求，基本按时的完成了所有设计任务。通过此次毕业设计，使我巩固了桥梁的基本理论和计算方法，了解了桥梁设计流程，并提高了分析问题和解决问题的能力；同时，使我能更熟练的操作Word、Excel、AutoCAD等软件。我觉得：在此次毕业设计之后，我的设计能力和创新能力得到了提高，知识面也更加广了，这使我对毕业后面对的工作充满信心。当然，毕业后，在工作过程中，我将继续学习书本理论知识和工程实践知识，不断充实自己。我相信：在不久的将来，我将成为一名优秀的桥梁工作者，为自己争气，为学校争光，为社会做贡献。参考文献［1］JTJ01-1997.公路工程技术标准［S］.北京:人民交通出版社,1997［2］JTGD60-2004.公路桥涵设计通用规范［S］.北京:人民交通出版社,2004.［3］JTGD61-2005.公路圬工桥涵设计规范［S］.北京:人民交通出版社，2005［4］JTGD62-2004.公路钢筋混凝土及预应力桥梁设计规范［S］.北京:人民交通出版社,2004.第86页 ［1］JTGD60-1985.公路桥涵地基与基础设计规范［S］.北京:人民交通出版社,1985.［2］张健仁、朱剑桥编［M］.钢筋混凝土与砖石结构。［3］邵旭东.桥梁工程（上、下册）［M］.北京:人民交通出版社,2004.［4］颜东煌，李学文.桥梁电算［M］.长沙:湖南大学出版社,1999.［5］李传习，夏桂云.大跨度桥梁结构计算理论［M］.北京:人民交通出版社,2002.［6］周念先.桥梁方案比选［M］.上海:同济大学出版社,1997.［7］范立础.预应力混凝土连续梁桥［M］.北京:人民交通出版社,1999.［8］公路桥梁设计从书.［M］.北京:人民交通出版社,1994.［9］陈忠延.土木工程专业毕业设计指南［M］.北京:中国水力水电出版社,2002.［10］叶见曙.结构设计原理(第二版)［M］.北京:人民交通出版社,2005.［11］138/JOURNALOFBRIDGEENGINEERING?ASCE/MARCH/APRIL2008致谢毕业设计让我有了一次综合运用大学四年所学基础和专业知识的机会，并培养分析问题和解决问题的能力，提高计算、综合使用各种软件、会图、查阅文献、使用规范手册和编写技术文件等基本技能，通过理论和实践的结合，我熟悉掌握了设计的主要内容和要求，掌握了设计原则、设计方法和步聚。树立正确的设计思想及科学严紧、实事求是、刻苦钻研、勇于创新的作风。特别是学校及学院特别重视，给我们提供了非常好的条件，并不断给我们提供各种帮助，让我们能更好地完成毕业设计。特别要感谢的是我的指导老师钟慧萍老师的精心指导下，不厌其烦的耐心教导，我能较好的完成毕业设计与钟老师的帮助是分不开的。第86页 这次设计中用时最长的阶段就是配筋验算和画图阶段。因为配筋计算综合运用到了桥梁工程、钢筋混凝土与结构设计原理、结构力学等专业知识。我深深感到自己所学知识的贫乏，对基本知识还没掌握清楚，综合运用所学知识的能力还需大力加强，计算手段和计算方法还需进一步改造。通过这个阶段，让我将以前学习的各门课程紧密地联系在一起，也让我对这些知识有了一个前所未有的认识。画图阶段让我学会的认识图纸和熟练的运用AUTOCAD进行图纸绘制。最后，衷心的感谢学校和学院提供的各种学习机会和帮助，感谢指导老师钟慧萍老师的耐心指导和热心帮助。第86页'