连续梁桥设计-毕业设计

2020-02-07 来源：好走旅游网

连续梁桥设计-毕业设计

兰州交通大学毕业设计（论文）

第一章绪论

第一节桥梁概述

桥梁是供汽车、火车、行人等跨越障碍（河流、山谷、或者其它线路等）的建筑工程物。从线路（公路或铁路）的角度讲，桥梁就是线路在跨越上述障碍时的延伸部分或连接部分。建立四通八达的现代化交通网，大力发展交通运输事业，对于发展国民经济，加强全国各族人民团结和巩固国防等方面，都具有非常重要的作用。在公路、铁路、城市和农村道路以及水利建设中，为了跨越各种障碍，必须修建各种类型桥梁与涵洞，因此桥涵是交通线中的重要组成部分，而且往往是保证全线早日通车的关键。在经济上，桥梁和涵洞的造价一般说来平均占总造价的10%—20%。

20世纪50年代以来，由于科学技术的进步，工业水平的提高，社会生产力的高速发展，人们对桥梁的要求已经越来越高了，现代高速公路上迂回交叉的立交桥、高架桥和城市高架道路，几十公里长的海峡大桥，新发展的城郊高速铁路桥与轻轨运输高架桥等，这些新型桥梁不但是规模巨大的工程实体，而且犹如一条地上“彩虹”，将城市妆扮得格外美丽。纵观世界各国的大城市，常以工程雄伟的大桥作为一种空间艺术结构物存在于社会之中。

我国幅员辽阔，大小山脉和江河湖泊纵横全国，东面临海，海湾、岛屿众多。20世纪80年代后，我国实行改革开放政策以来，国民经济飞速发展，社会主义工业、农业、商业、国防和科学技术现代化正在逐步实现，全国高速公路、高速铁路、城市交通网络的建设方兴未艾。作为枢纽工程的桥梁建设的发展则突飞猛进。至20世纪末，我国已建成的各类现代化桥梁在世界桥梁跨径排名表上都进入了重要名次，甚至是名列前茅。它从一个侧面反映了我国生产、经济与科学技术的发展高度。回顾过去展望未来，我国广大桥梁工程技术与科学工作者将不断面临着设计和建造各类桥梁的光荣而艰巨的任务。

我国文化悠久，是世界上文明发达最早的国家之一。我国有许多科学技术往往远远超过同时代的欧洲，特别是5世纪以前，更是如此。其中就桥梁来说，我们的祖先也在世界桥梁建筑史上写下了不少光辉灿烂的篇章。我国山川河流众多，自然条件错综复杂，古代桥梁不但数目惊人，而且类型也丰富多彩，几乎包括了所有近代桥梁中的最主要形

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式。

在原始人类尚不知如何造桥时，往往会利用自然界的物体，如天然倒塌的树木、

因自然地壳变化侵蚀而形成的拱状物、森林里攀缠悬挂的藤萝等，来帮助他们跨越溪流、山涧和峡谷。等到人类已能够聚族而居的时候，桥梁也势必得到发展。例如，对距今已有6000余年的陕西西安半坡村新石器时代遗址的考古发现，在居住区四周有宽、深各约5-6个大围沟。当时的居住已能用木柱、草泥盖成圆形的房屋，因而出入这样的围沟时不可能没有搭设的桥梁。

对桥梁起源的详细考察和论证是考古学家的事。可以确定的是，桥梁是随着历史的演进和社会的进步而逐渐发展起来的。综观近代历史，可以认为，每当陆地交通运输工具发生重大变化，对桥梁在载重、跨度方面提出新的要求时，这种要求便推动了桥梁工程技术的发展。桥梁发展到今天，其基本类型虽仍是梁桥、拱桥、和悬索桥，但建筑材料更加坚固耐用，结构型式更加丰富多彩，使用功能更加完备齐全，建桥技术更加先进合理。

在当今社会中，大力发展交通运输事业，建立四通八达的公路、铁路交通网，对促进交流、发展经济、提高国力，具有非常重要的意义。在公路、铁路线路中桥梁以及涵洞是其重要组成部分。从技术上讲，一座重要的大跨度桥梁通常会集中体现一个国家在工程设计、建筑材料和制造工艺等方面的当代水平；从经济上讲，一条线路中桥涵的造价要占10%-20%；从美学上讲，桥梁不仅仅是满足实用要求的工程结构物，还常作为建筑艺术实体长久地存在于社会生活中。那些工程宏大、结构造型雄伟壮观的大桥，往往成为一座城市的标志和骄傲。

我国幅员辽阔，大小山脉纵横，江河湖泊众多。随着国家经济建设的发展，需要大力加强基础设施建设，修建大量的公路、铁路和城市桥梁。

桥梁由五个“大部件”与五个“小部件”所组成。所谓五大部件是指桥梁承受汽车及其它运输车辆的桥梁上部结构与下部结构，它们要通过承受荷载的计算与分析，是桥梁结构安全性的保证。这五大部件是：

（1）桥跨结构。是路线遇到障碍中断时，跨越这类障碍的结构物。

（2）支座系统。它支承上部结构并传递荷载于桥梁墩台上，它应保证上部结构载荷载、温度变化或其他因素作用下所预计的位移功能。

（3）桥墩。是在河中或岸上支承两侧桥跨上部结构的建筑物。

（4）桥台。设在桥的两端，一端与路堤连接，并防止路堤滑塌。为保护桥台河路堤填土，桥台两侧常做一些防护工程。另一侧则支承桥跨上部结构的端部。

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（5）墩台基础。是保证桥梁墩台安全并将荷载传至地基的结构部分。基础工程载整个桥梁工程施工中是比较困难的部分，而且常常需要在水中施工，因而遇到的问题也也很复杂。

前两个部件是桥梁上部结构，后三个部件即是桥梁下部结构。

所谓五个小部件都是直接与桥梁服务功能有关的部件，过去总称为桥面构造，在桥梁设计中往往不够重视，因而使桥梁服务质量低下，外观粗糙。在现代化工业发展水平的基础上，人类的文明水平也极大提高，人们对桥梁行车的舒适性和结构物的观赏水平要求愈来愈高，因而国际上在桥梁设计中很重视五小部件，这不但是“外观包装”，而且是服务功能的大问题。目前，国内桥梁设计工程师也越来越感受到五小部件的重要性。这五小部件是：

（1）桥梁铺装。铺装的平整、耐磨性、不翘曲、不渗水是保证行车舒适的关键。特别在钢箱梁上铺设沥青路面的技术要求甚严。

（2）排水防水系统。应迅速排除桥面上积水，并使渗水的可能性降至最小限度。此外，城市桥梁排水系统应保证桥下无滴水和结构上无漏水现象。

（3）栏杆。它既是保证安全的构造措施，又是有利于观赏的最佳装饰件。（4）伸缩缝。桥跨上部结构之间，或在桥跨上部结构与桥台端墙之间，设有缝隙，保证结构在各种因素作用下的变位。为使桥面上行车顺适，无任何颠动，桥上要设置伸缩缝构造。特别是大桥或城市桥的伸缩缝，不但要结构牢固，外观光洁，而且需要经常扫除掉入伸缩缝中的垃圾泥土，以保证它的功能作用。

（5）灯光照明。现代城市中标志式的大跨桥都装置了多变幻的灯光照明，增添了光彩夺目的晚景。

第二节方案比选

一、比选方案的主要标准：

桥梁方案比选有四项主要标准：安全，功能，经济与美观，其中以安全与经济为重。过去对桥下结构的功能重视不够，现在航运事业飞速发展，桥下净空往往成为运输瓶颈，比如南京长江大桥，其桥下净空过小，导致高吨位级轮船无法通行，影响长江上游城市的发展。至于桥梁美观，要视经济与环境条件而定。

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二、方案编制：

（一）、预应力混凝土连续梁桥

原G212线

图1.2.1预应力混凝土连续梁桥

方案一：预应力混凝土连续梁桥

施工技术先进，工艺要求较严格，属于超静定结构，受力较好，桥面连续无伸缩缝，养护容易，成本低，耐久性好，维修费用少。连续梁在恒载作用下，由于支点负弯矩的卸载作用，跨中正弯矩显著减小，其弯矩图形与同跨相差不大，连续梁在活载作用下，因主梁连续产生支点负弯矩对跨中正弯矩仍有卸载作用，其弯矩分布比较合理。桥梁整体性好，施工方法简便易行，施工质量可靠，平面及竖曲线型容易控制，对机具和起重能力要求不高，这要比方案二和方案三优越，而且桥梁线型流畅，完全符合桥梁设计的安全、适用、经济和美观的基本原则。连续梁突出的优点是结构刚度大，变形小，动力性能好，主梁变形曲线平缓，有利于高速行车。连续梁在恒载作用下，由于支点负弯矩的卸载作用，跨中正弯矩显著减小，其弯矩图形与同跨悬臂梁相差不大，连续梁在活载作用下，主梁连续产生支点负弯矩，对跨中弯矩有卸载作用，其弯矩分布要比悬臂梁合理。连续梁是超静定结构，基础不均匀沉降将在结构中产生附加内力，因此对桥梁基础要求较高，通常宜用于地基较好的地方。

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（二）、预应力混凝土简支梁桥

原G212线

图1.2.2预应力混凝土简支梁桥

方案二：预应力混凝土简支梁桥

施工方便，适合中小跨径，结构尺寸标准化，目前国内大量采用，安全，行车方便，结构美观，造价第二，用钢量大，相同跨径及恒活载下跨中弯矩较续梁桥大，所以承载力较续梁桥小。简支梁桥是梁式桥中应用最早，使用最广泛的一种桥型。它受力简单，梁中只有正弯矩，适用于T型截面梁这种构造简单的截面型式，体系温度、混凝土收缩徐变、张拉预应力等均不会在梁中产生附加内力，设计计算简便，最易设计成各种标准跨径的装配式结构。由于简支梁是静定结构，结构内力不受地基变形的影响，对基础要求不高，能适用于地基较差的桥址建桥。在多孔简支梁桥中，相邻桥孔各自单独受力，便于预制、架设，简化施工管理，施工费低，因此在城市高架桥，跨河大桥的引桥上被广泛采用。简支梁桥的设计主要受跨中正弯矩的控制，当跨径较大时，跨中恒载和活载弯矩将急剧增大，当恒载弯矩所占的比例相当大时，结构承受的活载弯矩将变小。

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（三）、斜拉桥

原G212线

图1.2.3斜拉桥

方案三：斜拉桥

跨越能力大，行车平稳，索力调整工序比较繁复，施工技术要求高具有现代气息，结构轻盈美观，目前国内大量采用，但造价最高

综合以上比较，以预应力混凝土连续梁桥为最终方案。

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第二章结构尺寸拟定第一节

一、桥梁横向布置

桥面净宽：2净－10.75m；两侧分别为中央分隔带和安全护拦。全桥采用7块预制的预应力砼空心板，每块板的宽度为1.57m,采用后张法施工，下图2.1.1为一侧桥梁横断面布置：

结构尺寸拟定

图 2.1.1桥梁横向布置 (单位：cm)

二、细部尺寸

一块空心板的横断面如图2.1.2：

图2.1.2空心板横断面 (单位：cm)

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第二节截面几何特性

一、毛截面面积

AhA2A1A2A3A4A5

A11222cm2 2A2428cm2

A346601300cm2 2A416618cm2 2A5282112823077.76cm2 A1579014130cm2

.48cm2 AhA2A1A2A3A4A57318二、惯性矩及刚度参数

（一）、计算空心板截面抗弯惯性矩I

22112 I1579032282112820.522245

122321212 2246245312604526066452262323＝9417103cm4

（二）、计算抗扭惯性矩IT：跨中截面截面形式如下图2.2.1所示：

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图2.2.1跨中梁截面

4b12h242ITds112h

tb1tt2t3其中： b115714143cm t112cm t211cm t314cm h90121178.5cm 24143278.52所以： IT13.95106cm4

11278.5143141211（三）、计算刚度参数

I5.8IT

9417103157b5.80.024 613.95102000L22

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第三章主梁内力计第一节横向分布系数的计算

预制板间采用企口逢连接，所以跨中的荷载横向分布系数按铰接板（梁）法计算，跨中、1截面、支点荷载横向分布系数mc、mc的计算如下：

4'一、计算跨中荷载横向分布影响线及分布系数

从文献4中的铰接板荷载横向分布影响线（附表）中查表，在＝0.02到0.04之间接直线内插法求＝0.024的影响线坐标值h1i、h2i、h3i、h4i，计算结果列于下表：将表中h1i、h2i、h3i、h4i之值按一定比例尺绘于各号板的轴线下方，连成折线，就得到各板的荷载横向分布影响线，如下表3.1.1所示。在影响线上荷载按最不利布载，就可以通过相应影响线坐标值求出各板的横向分布系数mc

铰接板荷载横向分布影响线（附表）表3.1.1

板号  单位荷载作用位置（i号板中心） 1 2 3 4 5 6 7 hki 0.02 244 202 157 125 102 088 082 1 0.04 309 235 159 109 078 059 051 1000.02257 209 157 122 97 4 82 76 0 0.02 202 198 170 135 111 096 088 2 0.04 235 232 185 127 091 069 059 1000.02209 205 173 133 107 091 082 0

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4 0.02 157 170 176 156 128 111 102 3 0.04 169 185 201 167 119 091 078 1000.02159 173 181 158 126 107 097 0 4 0.02 125 135 156 169 156 185 125 4 0.04 109 127 167 193 167 127 109 1000.02122 133 158 174 158 173 122 0 4

图3.1.2 1号板三行车队横向分布影响线

图3.1.3 1号板二行车队横向分布影响线

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2号板

图3.1.4 2号板三行车队横向分布影响线

图3.1.5 2号板二行车队横向分布影响线

图3.1.6 3号板三行车队横向分布影响线

图3.1.7 3号板二行车队横向分布影响线

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图3.1.8 4号板三行车队横向分布影响线

5号板三行车队横载分布影响线图3.1.9 4号板二行车队横向分布影响线

二行车队横载分布影响线

图3.1.10 5号板三行车队横向分布影响线

图3.1.11 5号板二行车队横向分布影响线

（一）1号板公路一级

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mcq11h20.2630.2070.1640.1210.1010.0820.4692

mc11h20.2630.2070.1640.1210.378 211h20.2090.2040.1770.1330.1110.0910.463211h20.2630.2070.1640.1210.362 2（二）2号板公路一级

mcq

mc（三）3号板公路一级

mcq110.1580.1730.1800.1570.1310.1070.453h22110.2630.2070.1640.1210.334 h2211h0.1330.1600.1740.1600.1730.1160.40022

mc（四）4号板公路一级

mcq

mc11h0.1330.1600.1740.1600.314 22所以，综上所得，公路一级荷载横向分布系数的最大值mcq＝0.378（三车道折减系数0.78），在设计中通常偏安全地取用最大值。

二、车道荷载作用于支点处的荷载横向分布系数

'支点截面处荷载横向分布系数mc采用杠杆法求得，荷载布置如下：

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图3.1.12 1号边板最不利布截

图3.1.13 3号板最不利布截

1155.5其它板影响线同2号板影响线，对于1号边板：解得x =1.116 x18518'mcq1127'1.1160.558 ,对于2号边板：mcq10.586 22157 横向分布系数汇总表3.1.14 梁号 1 2 3 4 跨中横向分0.30.0.30.3布系数 78 362 53 57 支点外横向分面系0.50.0.50.5数 58 586 86 86 第二节恒载内力计算

主梁恒载内力，包括自重引起的主梁自重（一期恒载）内力Sg1和二期恒载（如铺装、

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栏杆等）引起的主梁后期恒载内力Sg2。主梁的自重内力计算方法可分为两类：在施工过程中结构不发生体系转换,如果主梁为等截面，可按均布荷载乘主梁内力影响线总面积计算；在施工过程中有结构体系转换时，应该分阶段计算内力，方法同上。本设计采用整孔架设法。

查表可得预应力钢筋混凝土容重取值为25.0－26.0KN/m3,本设计取25.0KN/m3 。恒载集度

一期恒载集度 q1A25KN/m30.731848m225KN/m318.30KN/m 二期恒载集度 q2

二期恒载集度为桥面铺装与护拦恒载集度之和，本设计中桥面铺装采用9cm沥青混凝土、8cm 40号防水混凝土，铺装层宽度为10.75m ,砼=23KN/m3 ,护拦一侧每延米按0.30/m2砼 砼=25KN/m3

染断面由7片梁组成：

1 q20.0910.75230.302250.0810.75258.39KN/m

7一、单元化分

本设计为等高度连续梁桥，在计算内力时采用桥博士V3.03辅助计算，全桥沿纵向划分为100个单元，101个节点，单元长度为1米。划分如图所示：

图3.2.1单元化分

恒载内力计算

本设计主梁为等截面梁，在计算内力时，用均布荷载乘主梁内力影响线面积的方法计算，运用有限元程序——桥梁博士计算主梁影响线，由CAD辅助计算影响线面积。各控

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制截面一期恒载内力计算如下：

Miqi1wi

Qiqiwj

Mi——第i控制截面弯矩值

Qi——第i控制截面剪力值

wi——第i控制截面弯矩影响线面积

wj——第i控制截面剪力影响线面积

二、恒载布载

由桥博士计算得到各控制截面弯矩（剪力）影响线及恒载布载如下图所示：

图3.2.2 端跨支座处剪力影响线及布载

图3.2.3 端跨

1截面弯矩影响线及布载： 4兰州交通大学毕业设计（论文）

图3.2.4 端跨载：

1截面剪力影响线及布4

图3.2.5 端跨跨中弯矩影响线及布载

图3.2.6 2号支座负弯矩影响线及布载

图3.2.7 第二跨跨中弯矩影响线及布载

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图3.2.8 3号支座负弯矩影响线及布载

图3.2.9 第三跨跨中弯矩影响线及布载

力截面弯内矩剪力内弯矩剪力（KN.（KN）力（KN.（KN） M）截面 M） 85.34 4号支-777.34 1号支座处座处端560.00 67.15 第四718.49 跨跨 1/4截中截面面端849.48 5号支-847.24 跨座处中截

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面 2号支-847.24 第五849.48 跨中截面第五560.00 跨 3/4截面 6号支座处座处第二718.49 跨中截面 3号支-777.34 67.15 85.34 座处第三跨530.70 中截面

－847.24-777.34一期恒载q1作用下控制截面内力计算汇总：表3.2.10

-777.34－847.24849.48718.49530.70718.49849.48

图3.2.11 一期恒载作用下弯矩

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图3.2.12 一期恒载作用下剪力

第三节活载内力计算一、冲击系数1u的计算

1、基频： f1式中： l

13.616EIC23.651EIc f222mcmc2l2l— 结构的计算跨径；

E — 材料的弹性模量； I— 跨中截面惯矩；

m—结构跨中处的单位质量；

Cc注：活载为公路一级，其中q10.5KN/m，计算跨径l20m，pk240KN，

EC3.251010Pa Ic0.09417m4 mc18.31039.81830kg/m,计算剪力时pk1.2 。

13.6163.2510100.0941713.616EIC＝7Hz f1221830m2l2lc23.6513.2510100.0941723.651EIc＝12.18Hz f2221830mc2l2l正弯矩应和剪力效应用f1，负弯矩效应用f2 当1.5HZf14HZ时，0.176lnf0.0157 所以： 10.1767ln70.01570.3

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20.1767ln12.180.01570.4 活载内力的计算公式：

Mimi(Pkymaxqkwi) Qimi(1.2Pkymaxqkwi)

Mi——第i截面在活载作用的弯矩值；

Qi——第i截面在活载作用的剪力值； mi——梁的横向分布系数；

qk——公路-Ⅰ级车道荷载的均布荷载标准值；

Pk——集中荷载标准值；

wi——第i截面弯矩（剪力）影响线面积；

二、活载布载

由桥博士计算得到各控制截面弯矩（剪力）影响线及活载作用下最大内力布载如下图所示：

图3.3.1 端跨支座处剪力影响线及布载

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图3.3.2 端跨

1截面弯矩影响线及布载 4

图3.3.3 端跨

1截面剪力影响线及布载 4 图3.3.4 端跨跨中弯矩影响线及布载

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图3.3.5 2号支座负弯矩影响线及布载

图3.3.6 第二跨跨中弯矩影响线及布载

图3.3.7 3号支座负弯矩影响线及布载

图3.3.8 第三跨跨中弯矩影响线及布载

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第四节内力组合

活载作用下控制截面最大内力的计算汇总：表3.4.1 内力弯矩（KN.M）剪力（KN）内力弯矩（KN.M）剪力（KN）截面 1号支座处端跨1/4截面端跨中截面 2号支座处第二跨中截面 3号支座处第三跨跨中截面 672.03 507.36 -370.64 430.89 -324.63 425.37 155.27 88.57 截面 4号支座处第四跨中截面 5号支座处第五跨中截面第五跨3/4截面 6号支座处 -324.63 430.89 -370.64 507.36 672.03 88.57 155.27 活载作用下控制截面最小内力计算汇总：表3.4.2 内力弯矩（KN.M）剪力（KN）内力弯矩（KN.M）剪力（KN）截面 1号支座处端跨1/4截面端跨中截面 2号支座处第二跨中截面 3号支座处第三跨跨中截面 -84.95 -38.27 -32.15 截面 4号支座处第四跨中截面 5号支座处第五跨中截面第五跨3/4截面 6号支座处 101.04 - 106.87 58.92 - 110.50 - 84.95 -32.15 -38.27 -110.50 58.92 -106.87 101.04 -119.66

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第四章次内力计算

第一节基础位移引起的次内力计算

本桥设计为5跨一联连续梁桥，支座沉降必引起结构产生的内力，设计为安全起见，分别对1号桥台，2号桥墩，3号桥墩分别沉降和其各种组合沉降所产生的内力进行比较进行设计。各桥台、墩单独沉降时，沉降值取2－3cm组合沉降时取值为1－2cm本设计中单独沉降取2cm，组合沉降时取1cm,用“桥梁博士”计算结果如下：

基础位移引起的各截面内力表4.1.1

类型 1 2 3 1、2 1、3 2、3 沉降值 0.02 0.02 0.02 0.01 0.01 0.01 1号桥台 1/4截面 1/2 截面弯矩 -109 247 -175 69 -142 36 -18.5 2号桥墩弯矩 -218 494 -350 138 -284 71.9 -36.9 1/2 截面弯矩 -79.7 71.9 119 -3.84 19.4 95.2 55.4 3号桥墩弯矩 58.3 -350 587 -146 323 119 148 1/2 截面弯矩 21.4 -128 107 -53.5 64.1 -10.7 0 剪力弯矩剪力 -10.9 24.7 -17.5 6.9 14.2 3.6 -1.85 -54.4 123 -87.5 34.5 -70.9 18.0 -9.23 -10.9 24.7 -17.5 6.9 -14.2 3.6 -1.85 1、2、3 0.01

第二节温度应力引起的次内力计算

桥梁结构由于梯度温度引起的效应，可采用《公规》图表4.3.1.0所示竖向温度曲线，对于砼结构，当梁高小于400mm时，图中A=H-100（mm），梁高A等于或大于400mm时，A=300mm，对带砼桥面板钢结构A=300mm,t为砼桥面板的厚度。

砼上部结构和带砼桥面板的钢结构的竖向日照反温差乘以- 0.5

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竖向日照正温度计算的温度基数如下表所示：表4.2.1

结构类型50 mm沥青砼铺装层100mm沥青砼铺装层T12014T26.75.5 按线性内插法，90mm砼沥青铺装层 T1=15.2 T2=5.74,非线性温度应力图如下：

图4.2.2非线性温度应力

引起的各截面内力如下：表4.2.3

端跨支点截面端跨1/4截面端跨中截面 2号支座截面第二跨中截面 3号支座截面 Q （KN） 24．5 24．5 - 6.12 - 6.12 0 M（KN.M） 122 245 489 428 367 第三节混凝土收缩徐变引起的次内力计算

预应力混凝土简支梁先简支后连续。简支梁自重 18.3 KN/M

简支梁自重在端跨1/4截面弯矩M1g=686.25 KN.M

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连续梁自重在端跨1/4截面弯矩M2g=672.03 KN.M

徐变终了后端跨1/4截面弯矩，按《规范》公式（4.2.12-1）计算：

MgtM1gM2gM1g1et,0,0

M1g1et,0,0

式中： t— 徐变终了时间，按FIP建议25550天；

0—回载龄期，梁体脱模后按简支梁安装龄期，取30天； —转换龄期，简支梁转换为连续梁龄期，取60天；上式中括号内e的指数各值分别计算如下： 1．t,00ct0

式中： 0RHfcm0=1.25452.650.482081.6026

1RH/RH00.46h/h013 RH1=110.8/10.46499.4925/10013=1.2545

RH— 相对湿度，取80%；

RH0— 定值（100%）；

h— 理论厚度，h2Ac27318299.5 u488.6941 Ac— 梁跨中截面面积（7318cm2）；

u—周边周长（488.6941cm）；

h0— 定值（100mm）；

5.35.3=； 2.65 见《规范》0.5fcm/fcm040/10 fcm=

fcm0.8fcu,k8MPa0.840840MPa；

fcm010MPa（定值）；

1 00.10t10.210.13010.20.218208

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0.3 t—定值（1）

tt0t1 ctt0tt0Ht125550301913.60255503010.30.9650.30.989

1818RHh0.8299 H15011.2250913.6 1.2RHh25015011.010000 t,00ct01.60260.9891.585 2 ,00C0 式中: 01.6026

0t1 c00Ht10.360301913.60603010.30.355

H913.600

,01.60260.3550.569混凝土收缩徐变引起的控制截面弯矩（KN.M）表4.3.1 1号支座 1/4截面 1/2截面 2号支座第二跨跨中 3号支座第三跨跨中

0 -9.09 -235.8 -189.45 -284.71 -207.57 -313.03 兰州交通大学毕业设计（论文）

第五章作用效应组合Ⅰ

公路桥涵结构设计应考虑结构上可能同时出现的作用，按承载能力极限状态和正常使用极限状态进行作用效应组合，取其最不利效应组合进行设计：

1、只有在结构上可能同时出现的作用，才进行其效应组合。当结构或结构构件需做不同受力方向的验算时，则应以不同方向的最不利的作用效应进行组合。

2、当可变作用的出现对结构或结构构件产生有利影响时，该作用不应参与组合。 3、施工阶段作用效应的组合，应按计算需要及结构所处条件而定，结构上的施工人员和施工机具设备均应作为临时荷载加以考虑。

4、多个偶然作用不同时参与组合。

第一节承载力极限状态作用效应组合

公路桥涵结构按承载能力极限状态设计时，应采用以下两种作用效应组合：基本组合和偶然组合，由于本设计不考虑偶然作用的影响，故只采用基本组合。

基本组合是永久作用的设计值效应与可变作用设计值效应相组合，其效应组合表达式为：

0Sud0(GiSGikQ1SQ1kcQjSQjk) (7.1-1)

i1j2nmn或 0Sud0(SGidSQ1dcSQjd) (7.1-2)

i1j2m式中 Sud—承载能力极限状态下作用基本组合的效应组合设计值；

0—结构重要性系数，按《通规》JTG D60-2004表1.0.9规定的结构设计安全

等级采用，对应于设计安全等级一级、二级和三级分别取1.1、1.0和0.9；

Gi—第i个永久作用效应的分项系数，应按《通规》JTG D60-2004表4.1.6的

规定采用；

SGik、SGid—第i个永久作用效应的标准值和设计值；

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

可变作用在效应组合中其值超过汽车荷载效应时，则该作用取代汽车荷载，其分项系数应采用汽车荷载的分项系数；对专为承受某作用而设置的结构或装置，设计时该作用的分项系数取与汽车荷载同值；计算人行道板和人行道栏杆的局部荷载，其分项系数也与汽车荷载取同值；

SQ1k、SQ1d—汽车荷载效应（含汽车冲击力、离心力）的标准值和设计值；

Qj—在作用效应组合中除汽车荷载效应（含汽车冲击力、离心力）、风荷载外的

其他第j个可变作用效应的分项系数，取Qj=1.4，但风荷载的分项系数取

Qj=1.1；

SQjk、SQjd—在作用效应组合中除汽车荷载效应（含汽车冲击力、离心力）外的其他第j个可变作用效应的标准值和设计值；

c—在作用效应组合中除汽车荷载效应（含汽车冲击力、离心力）外的其他可

变作用效应的组合系数，当永久作用与汽车荷载和人群荷载（或其他一种可变作用）组合时，人群荷载（或其他一种可变作用）的组合系数取

c=0.80；当除汽车荷载效应（含汽车冲击力、离心力）外尚有两种其他

可变作用参与组合时，其组合系数取c=0.70；尚有三种可变作用参与组合时，其组合系数取c=0.60；尚有四种及多于四种的可变作用参与组合时，取c=0.50。

第二节正常使用状态作用效应组合

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

1 作用短期效应组合。永久作用标准值效应与可变作用频率值效应相组合，其效应组合表达式为：

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SsdSGik1jSQjk （7.2-1）

i1j1mn式中 Ssd—作用短期效应组合设计值；

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

群荷载1=1.0，风荷载1=0.75，温度梯度作用1=0.8，其他作用1=1.0；

1jSQjk—第j个可变作用效应的频率值。

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

mnSldSGik2jSQjk

i1j1（7.2-2）

式中 Sld—作用长期效应组合设计值；

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

人群荷载2=0.4，风荷载2=0.75，温度梯度作用2=0.8，其他作用

2=1.0；

2jSQjk—第j个可变作用效应的准永久值。

此外，对于正常使用极限状态还应考虑作用标准效应组合，现将承载力极限状态、正常使用极限状态下控制截面的效应组合值列于下表中：

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荷载内力计算结果表5.2.1

基本组合Sd 短期组合Ss 长期组合SL 控制截面项目 Md （kN·m） Qd (kN) 647．79 227．28 393．44 106．85 33

Ms （kN·m） Qs (kN) ML （kN·m） SL (kN) 328．51 Max 375．09 边支座 Min 边跨L/4 Max 2800．52 1626．76 197．41 421.56 208．89 1425．15 201．96 Min 953．78 886．38 -15.37 911．87 111．47 Max 边跨跨中 2777．01 2656．04 2492．18 Min 1118．74 1774．34 348.56 1807．49 330.88 Max 1号支座 254．63 Min -1105.09 -796.13 1722.72 -684.94 1593.45 Max Min 第二跨中 2784.83 1598.95 235.38 1147.59 387.37 1179.65 357.06 Max 2号支座 Min -1139.00 -847.60 1543.61 -750.21 1415.99 Max Min 跨中 2547.18 1326.79 931.25 967.15

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－796.13－847.60－847.60－796.132656.042656.04

图5.2.2 正常使用状态作用效应组合下弯矩包络图

－110.50－113.90－113.90－110.502777.012784.832784.832777.01

图5.2.3 承载力极限状态作用效应组合下弯矩包络图

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第六章预应力筋的估算

第一节计算原理

根据《桥规》（JTG D60-2004），预应力混凝土连续梁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）。在这些控制条件中，最重要的是满足结构在正常使用极限状态下使用性能要求和保证结构对达到承载能力极限状态下具有一定的安全储备。对桥梁结构来说，结构的使用性能要求包括抗裂性、裂缝宽度和挠度等限制。一般情况下全预应力筋梁桥设计按应力限制控制设计。在尺寸一定的情况下，结构的下缘应力主要与预应力的大小有关。而结构的极限承载力则与预应力钢筋和普通钢筋的数量有关。因此，预应力混凝土梁钢筋数量估算的一般方法是，首先根据结构的使用性能要求（即正常使用极限状态正截面应力限值）确定预应力钢筋的数量。换句话说，预应力混凝土梁钢筋数量估算的基本原则是按结构使用性能要求确定预应力钢筋的数量，极限承载力的不足部分由普通钢筋来补充。一、正常使用极限状态的应力要求计算 Npee

MmaYY+ - - Np+ Np-

- + - Mmi合-

MmiNp+ Mma合图6.1.1 计算原理

规范（JTJ D62-2004）规定，截面上的预压应力应大于荷载引起的拉应力，预压应力与荷载引起的压应力之和应小于混凝土的允许压应力（为0.5fck），或为在任意阶段，全截面承压，截面上不出现拉应力，同时截面上最大压应力小于允许压应力。写成计算式为：

对于截面上缘

p上（6.1-1）

Mmin0W上

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p上对于截面下缘

Mmax0.5fck （6.1-2） W上p下Mmax0 W下（6.1-3）

p下Mmin0.5fck （6.1-4） W下其中，p—由预应力产生的应力，W—截面抗弯模量，fck—混凝土轴心抗压标准强度。

Mmax、Mmin 项的符号当为正弯矩时取正值，当为负弯矩时取负值，且按代数值取大小。一般情况下，由于梁截面较高，受压区面积较大，上缘和下缘的压应力不是控制因素，为简便计，可只考虑上缘和下缘的拉应力的这个限制条件(求得预应力筋束数的最小值)。

公式（4.1.1.1-5）变为：

p上Mmin W上（6.1-5）

公式（4.1.1.1-7）变为：

p下Mmax W下（6.1-6）

由预应力钢束产生的截面上缘应力p上和截面下缘应力p下分为三种情况讨论：（一）截面上下缘均配有力筋Np上和Np下以抵抗正负弯矩，由力筋Np上和Np下在截面上下缘产生的压应力分别为：

Np上ANp上e上W上Np下ANp下e下W上p上（6.1-7）

Np上ANp上e上W下Np下ANp下e下W下36

p下（6.1-8）

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将式（6.1-6）、（6.1-6）分别代入式（6.1-7）、（6.1-8），解联立方程后得到

Np上Mmaz(e下K下)Mmin(K上e下) （6.1-9）

(K上K下)(e上e下)Mmaz(e下K下)Mmin(K上e上) （6.1-10）

(K上K下)(e上e下)Np下令 Np上n上Appe Np下n下Appe 代入式（4.1.1.1-13）、（4.1.1.1-14）中得到：

n上Mmax(e下K下)Mmin(K上e下)1 （6.1-11） (K上K下)(e上e下)AppeMmax(K下e上)Mmin(K上e上)1 （6.1-12） (K上K下)(e上e下)Appen下式中 Ap—每束预应力筋的面积；

pe—预应力筋的永存应力(可取0.5~0.75fpd估算)；

e—预应力力筋重心离开截面重心的距离； K—截面的核心距；

A—混凝土截面面积，取有效截面计算。

K下WW上 K上下 AA（二）当截面只在下缘布置力筋Np下以抵抗正弯矩时

当由上缘不出现拉应力控制时：

n下Mmin1 e下K下Appe（6.1-13）

当由下缘不出现拉应力控制时：

n下Mmax1 （6.1-14） e下K上Appe（三）当截面中只在上缘布置力筋N上以抵抗负弯矩时：当由上缘不出现拉应力控制时

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n上Mmin1 e上K下Appe（6.1-15）

当由下缘不出现拉应力控制时：

n上Mmax1 e上K下Appe（6.1-16）

当按上缘和下缘的压应力的限制条件计算时(求得预应力筋束数的最大值)。可由前面的式（6.1-1）和式（6.1-2）推导得：

n上Mmax(e下K上)Mmin(K下e下)(W上W下)e下fcd （6.1-17）

(K上K下)(e上e下)AppeMmin(K下e上)Mmax(K上e下)(W上W下)e上fcd （6.1-18）

(K上K下)(e上e下)Appen下'有时需调整束数，当截面承受负弯矩时，如果截面下部多配n下根束，则上部束也'要相应增配n上根，才能使上缘不出现拉应力，同理，当截面承受正弯矩时，如果截面''上部多配n上根束，则下部束也要相应增配n下根。其关系为：

当承受Mmin时，

'上e下K下'nn下

k下e上（6.1-19）

当承受Mmax时，

'n下e上K上'n

k上e下上（6.1-20）

二、承载力极限状态的强度计算

预应力梁到达受弯的极限状态时，受压区混凝土应力达到混凝土抗压设计强度，受拉区钢筋达到抗拉设计强度。截面的安全性是通过截面抗弯安全系数来保证的。

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1.对于仅承受一个方向的弯矩的单筋截面梁，所需预应力筋数量按下式计算：

如图：

fx hN图6.1.2 计算原理图

N0， NfcdbxnApfpd

（7.1.2.2-1）

MMP， MPfcdbx(h0x/2) （7.1.2.2-2）

解上两式得：

受压区高度

xh0h02预应力筋数 n或

2MP （7.1.2.2-3） fcdbMP （7.1.2.2-4a）

Apfpd(h0x/2)fb ncdAPfpd2Mphh200fcdb （7.1.2.2-4b） 式中 MP—截面上组合力矩；

fcd—混凝土抗压设计强度；

fpd—预应力筋抗拉设计强度；

Ap—单根预应力筋束截面积；

b—截面宽度；

2.若截面承受双向弯矩时，需配双筋的，可据截面上正、负弯矩按上述方法分别计算上、下缘所需预应力筋数量。这忽略实际上存在的双筋影响时（受拉区和受压区都有预应力

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筋）会使计算结果偏大，作为力筋数量的估算是允许的

第二节预应力钢束的估算

一、预应力筋估算

根据《规范》规定，预应力梁应满足正常使用极限状态的应力要求和承载能力极限状态的强度要求。以下就跨中截面在各种作用效应组合下，分别按照上述要求对主梁所需的钢束数进行估算，并且按这些估算的钢束数的多少确定主梁的配束。

按正常使用极限状态的应力要求估算钢束数截面特性：

A= 0.6964 m2 质心：X=0.78 m Y=0.45 m I=0.075 m4

y上=0.45 m y下= 0.45 m k上 =k下 =

Iy上A0.075=0.450.6964= 0.239 m

w上 = w下 = k下A=0.2390.6964 = 0.167m3 e上＝0.40 m e下＝0.33 m Mmax=2656.04 KN.M Mmin=－886.38 KN.M 跨中截面钢束估算及确定：

fpk=1860 MPa

y =0.5fpk =0.51860=930 MPa

Mmaxk上w下 k上＋e下n下 =AAyy0.6964=41.823109302656.040.1670.239

0.2390.33=27.4

计算数据取值应偏于安全，取28根

A —梁截面面积

Ay—每束预应力筋的面积

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P—预应力筋的张拉应力

y —预应力筋的永存应力（可取0.5－0.75fpk计算）

fpk—预应力钢筋抗拉强度标准值，按《规范》取1860

MPa

Mmax—跨中截面最大弯矩

支点处钢束估算与确定：n上 =AAyyMmink下w上 k下＋e上0.6964 =－41.82310930886.380.1670.239

0.239＋0.40 =8.2 计算数据取值偏于安全，取10根

A —梁截面面积

Ay—每束预应力筋的面积

P—预应力筋的张拉应力

y —预应力筋的永存应力（可取0.5－0.75fpk计

算）

Mmax—跨中截面最大弯矩

二、预应力钢束布置

（一）、续梁预应力钢束的配置不仅要满足《桥规》(JTGD60—2004)构造要求，还应考虑以下原则：

1、应选择适当的预应力束的型式与锚具型式，对不同跨径的梁桥结构，要选用预加力大小恰当的预应力束，以达到合理的布置型式。

2、应力束的布置要考虑施工的方便，也不能像钢筋混凝土结构中任意切断钢筋那样去切断预应力束，而导致在结构中布置过多的锚具。

3、预应力束的布置，既要符合结构受力的要求，又要注意在超静定结构体系中避

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免引起过大的结构次内力。

4、预应力束的布置，应考虑材料经济指标的先进性，这往往与桥梁体系、构造尺寸、施工方法的选择都有密切关系。

5、预应力束应避免合用多次反向曲率的连续束，因为这会引起很大的摩阻损失，降低预应力束的效益。

6、预应力束的布置，不但要考虑结构在使用阶段的弹性力状态的需要，而且也要考虑到结构在破坏阶段时的需要。

7、预应力筋应尽量对称布置

8、应留有一定数量的备用管道，一般占总数的1%。 9、锚距的最小间距的要求。

（二）、钢束布置

1、跨中截面及锚固端截面的钢束位置

(1)对于跨中截面，在保证布置预留管道构造要求的前提下，尽可能使钢束群重心的偏心距大些。本设计采用80金属波纹管成孔，预留管道直径为85mm。根据《规范》第9.1.1条规定，管道至梁底和梁侧净距不应小于30mm及管道直径的1/2。根据《公预规》9.4.9条规定，水平净距不应小于40mm及管道直径的0.6倍，在竖直方向可将两管道叠置。根据以上规定，跨中截面的细部构造如图所示。由此可直接得出钢束群重心至梁底距离为：

ap210.8＋88.9 (cm) 3

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图6.2.1 跨中正弯矩区钢束布置

(2).对于锚固端截面，钢束布置通常考虑下述两个方面：一是预应力钢束合力重心尽可能靠近截面形心，使截面均匀受比；二是考虑锚头布置的可能性，以满足张拉操作方便的要求。按照上述锚头布置的“均匀”、“分散”原则，锚固端截面所布置的钢束如图所示。钢束群重心至梁底距离为：

2．支点处负筋的布置

a21274.4332.8(cm)

图6.2.2 锚固端截面钢束布置

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图6.2.3 支点处负弯矩区钢束布置

根据估算钢筋数量，跨中总共为28根，两边每孔道放9根，中间孔道放10根，负弯矩钢束每孔道放5根。

第七章预应力损失及有效应力的计算

第一节钢筋预应力损失

根据《规范》，预应力混凝土构件在正常使用极限状态计算中，应考虑由下列因素引起的预应力损失：

预应力钢筋与管道之间的磨擦 l1 锚具变形、钢筋压缩和接逢压缩 预应力钢筋与台座之间的温差 l2

混凝土的弹性压缩 l4 预应力钢筋的应力松弛 l5 混凝土的收缩和徐变 l6

此外，尚应考虑预应力钢筋与锚圈口之间的磨擦、台座的弹性变形等因素引起的其它预应力损失。

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一、摩阻损失

后张法构件张拉时，预应力钢筋与管道壁之间磨擦引起的预应力损失，可按下式计算：

l1＝con

1ekx

式中 con—预应力钢筋锚下张拉控制应力（MPa）

—预应力钢筋与管道壁之间的磨擦系数,对于塑料波纹管在0.14－0.17之间取值。

—从张拉端至计算截面曲线管道部分切线的夹角之和 k—管道每米局部偏差对磨擦的影响系数

x—从张拉端到计算截面的管道长度，可近似地取该段管道在构件纵轴上的投影长度（m）

对于跨中截面N1筋： l1＝con

1ekx

= 13951e0.150.02910.00159.7

=26.25 MPa

 =13951e对于跨中截面N2筋: l1＝con1ekx

0.150.008720.00159.7

=22.04 MPa

跨中截面l1计算：表7.1.1

钢束号 ()  （rad） kx 1e kxcon  X(m) l1 N1 N2

710’ 0.0291 0.0044 9.7 0.0146 0.01882 1395 MPa 26.25 MPa 22.04 030’ 0.0087 0.0013 9.7 0.0146 45

0.01579 1395 兰州交通大学毕业设计（论文）

MPa

MPa 二、锚具变形损失

预应力直线钢筋由锚具变形、钢筋回缩和接逢压缩引起的预应力损失，可按下式计算：

l2＝

lE

式中 l—张接端锚具变形、钢筋回缩和接逢压缩值（mm）,接《规范》采用。后张法构件预应力曲线钢筋由锚具变形、钢筋回缩和接逢压缩引起的预应力损失，应考虑锚固后反向磨擦的影响，可参照《规范》附录D计算。

夹片式锚具无顶压时，按《规范》表6.2.3为l＝6 mm 反摩擦影响长度lf，按《规范》公式（D.0.2－1）计算。 N1号钢束计算如下：

lflEdp61.95105＝4073mm4.073m

0.0705式中 d0lla139526.250.0705 MPa/mm

194000=1395 MPa(即con)；

l1— 张拉端至锚固端摩擦损失； l11e＝1395

0.150.02910.00159.7

＝26.25 MPa

la— 张拉端至锚固端摩擦损失计算长度，la＝19400

1lf=4.073m <19.40＝9.70 m N1号钢筋回缩（考虑

2反摩擦）影响未达跨中截面，在跨中截面 l2= 0 N2号钢束计算如下：

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lflEdp61.95105＝4068mm4.068 m

0.0707式中 d0lla139522.040.0707 MPa/mm

194001lf=4.068m <19.40＝9.70 m N2号钢筋回缩（考虑反

2摩擦）影响未达跨中截面，在跨中截面l2= 0

三、混凝土弹性压缩损失

预应力混凝土构件，由混凝土弹性压缩引起的预应力损失可按下列规定计算：后张法预应力混凝土构件当采用分批张拉时，先张接的钢筋由张拉后批钢筋所引起的混凝土弹性压缩的预应力损失，可按下式计算：

l4＝EPPC

式中 PC—在计算截面钢筋重心处，同全部钢筋预加力产生的混凝土法向应力（MPa）.注：后张法预应力混凝土构件，由混凝土弹性压缩引起的预应力损失的简化计算方法列于《规范》附录E 。

设钢束张拉顺序为：N1、N2，则按《规范》附录E公式，由混凝土弹性压缩引起的预应力损失l4为：

l4=

上式中 EPm1EPPC 25EP1.95106 EC3.25104 m — 钢束根数，m = 7 ;

pc— 一束预应力钢筋在全部钢筋重心处产生的混凝土应力，可取7束平均值。

pc可按《规范》公式（6.1.5-4）计算：

1NpNpepnpc=yn （6.1.5-4）7AInn

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peconlconl1l2conl10 （6.1.5-6）

(l为相应阶段预应力损失，取l=l1+l2，跨中截面l2=0)

NppeApl6AspeAp

（相应价段，l6取为零）

epnpeApypnl6AsysnNppeApypnNp

N1号钢束 pe=1395-26.25=1368.75 MPa N2号钢束 pe=1395-22.04=1372.96 MPa

N1号钢束 Np=1368.757232.2576=317902.59 N N2号钢束 Np=1372.962232.2576＝637760.79 N

epn1368.75232.2576900450801372.962232.2576900450105

317902.59637760.79 =353.3 mm

mm为第5.2.3条算例2内xn，80mm、105mm分别为N1、N2号钢epn计算式中，450 筋束重心至截面底面的距离。

pc＝

1317902.59637760.79(317902.59637760.79)353.3 (90045032.8)76964007493361.3333 ＝2.71 MPa

a = 32.8 mm pc计算式中，An＝6964.00mm,In=7493361.3333mm,353.3mm为xn，

l4m171EPPC62.7148.78 MPa 222

四、钢筋的应力松弛损失

预应力钢筋由于钢筋松弛引起的预应力损失终极值，可按下列规定计算。

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预应力钢丝、钢绞线

pe0.26pe l5 ＝0.52fpk式中 —张拉系数，一次张拉时，＝1.0；超张拉时＝0.9

—钢筋松弛系数，I级松弛（普通松弛），＝1.0；二级松弛＝0.3 pe—传力锚固时的钢筋应力，对后张法构件pe＝con－ 取 ＝1.0 ， ＝0.3

peconlconl1l2－l4 （跨中l2＝0） N1号钢束 pe＝1395－26.25－0－48.78＝1319.97 MPa N2号钢束 pe ＝1395－22.04－0－48.78＝1324.18 MPa fpk=1860 MPa

1319.97N1号钢束 l51.00.30.520.261319.97

1860l1－

l2－l4

＝43.17 MPa

1324.18N2号钢束 l51.00.30.520.261324.18

1860 ＝43.78 MPa

五、混凝土收缩徐变损失

由混凝土收缩、徐变引起的构件受拉区和受压区预应力钢筋的预应力损失，可按下列公式计算：

l6t=

0.9EPCSt,t0EP'PCt,t0 t= ''115PS'l60.9EPCSt,t0EPPCt,t0

115PS

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''APASAPAS'  

PSe2pse'2ps'12 PS12

ii ePSAPepASeSAPAS ePS'A'PepA'SeSAPAS''

式中 l6t、l'6t —构件受压区、受拉区全部纵向钢筋截面重心处由混凝土收缩、徐变引起的预应力损失；

受压区全部纵向钢筋截面重心处由预应力混凝土产生的法向PC、‘PC —构件受拉区、压应力（MPa）,应按《规范》第6.1.5条和第6.1.6条计算。此时，预应力损失值仅考虑预应力钢筋锚固时（第一批）的损失，普通钢筋应力l6t、l6t、l'6t应取零；l'6t'值不得大于传力锚固时混凝土立方体抗压强度fcu的0.5倍；当'pc为拉应力时应取为

零。计算l6t、l'6t时，可根据构件制做情况考虑自重影响； EP—预应力钢筋的弹性模量；

ep—预应力钢筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值； 、’ —构件受拉区、受压区全部纵向钢筋配筋率；

A — 构件截面面积，对于后张法构件A＝An，此处，A0为换算截面，An为净截面;

i —截面回转半径，i2IA，后张法构件取IIn，AAn，此处，I0和In分别

为换算截面惯性矩和净截面惯性矩;

ep、e'p — 构件受拉区、受压区预应力钢筋截面重心至构件截面重心的距离; es、es' — 构件受拉区、受压区纵向普通钢筋截面重心至构件截面重心的距离；

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eps、e'ps — 构件受拉区、受压区，预应力钢筋和普通钢筋截面重心至构件截面重防轴的距离;

cst,t0 — 预应力钢筋传力锚固龄期为t0，计算考虑龄期为t时的混凝土收缩应变，其终极值cstu,t0 可查表得到；

t,t0— 加载龄期为t0，计算考虑龄期为t时的徐变系数，其终极值tu,t0可按

表取用。

以上各式中各参数分项计算如下：

EP＝1.95105 MPa

cst,t0设传力锚固龄期为t0＝7天，计算龄期为徐变终极值时tu，桥梁所处环境的年平均相对湿度为55％。构件毛截面积为696400mm2 ,截面周边长度为7360mm,理论后度h=

2A2696400189 mm u73605E EPp1.95106 Ec3.25104 pc为全部钢筋重心处由预加力产生的混凝土法向压应力。计算时按《规范》第6.2.7条规定，预应力损失仅考虑预应力第一批损失（见《规范》表6.2.8），即

peconlconl1l2－l4（跨中截面l20）

N1号钢束 pe＝1395－26.25－0－48.78＝1319.97 MPa N2号钢束 pe ＝1395－22.04－0－48.78＝1324.18 MPa

pc=NpNpepn ynInAnNppeApl6AspeAp

epnepnpeApypnl6AsysnNppeApypnNp

1319.97232.2576900450801324.182232.2576900450105

306573.06615101.74 ＝353.3 mm

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306573.06615101.74(306573.06＋615101.74)353.3 pc＝6964007493361.3333=44.78 MPa

《规范》第6.2.7条规定计算pc时，根据构件制作情况考虑自重影响。根据第5.2.3条算例2，梁自重弯矩MG1＝718.49 KN.M,桥面系自重弯矩MG2＝329.41KN.M

718.49106329.41106t90045032.890045032.8

7493361.33337594361.32 =40.00 MPa 扣除自重应力后：

'pc＝pct＝44.78－40.00＝4.78 MPa

'《规范》第6.2.7条规定'pc不得大于传力锚固时混凝土立方体抗压强度fcu ''的0.5倍。设fcu＝35 MPa，0.5fcu＝17.5MPa,采用'pc＝4.78MPa可行。

t,t0设传力锚固龄期为t0＝7天，计算龄期为徐变终极值时tu，查取t,t0的有

关参数同cst,t0。自《规范》表6.2.7查得t,t0＝2.88

 构件受拉区配筋率，＝

ApAs3948.37920.005669 An696400净截面重心离净截面底面为900－450eps 受拉区全部钢筋重心距净截面重心距离。＝450 mm eps＝450－32.8＝417.2mm

i2IA1.076105mm2

ps1e2psi2417.2212.62 41.07610l6t=

0.9EPCSt,t0EPPCt,t0

115PS0.91.951050.00038＋64.782.88 =

1150.0056692.62 =153.29 MPa

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六、有效预应力的计算

跨中截面预应力损失统计表：表7.1.2 损失内容 l1 钢束号 N1 N2 l2 l3 l4 l5 l6 合计（MPa） 271.49 267.89 占控制应力百分比 19.46％ 19.20％ (MPa) (MPa) (MPa) (MPa) （MPa）（MPa） 26.25 22.04 0 0 0 0 48.78 48.78 43.17 43.78 153.29 153.29

第二节预加力引起的二次力矩

预加力所引起的二次力矩仅考虑超静定钢束。静定结构该项为零，超静定结构该项不为零。本设计为简之转连续梁体系连续梁桥，成桥后为连续梁桥体系，支座处设置的预应力筋应考虑二次力矩的影响，现计算如下：

采用等效荷载法计算，将超静定结构钢束的预应力用等效荷载代替，然后用桥梁——博士计算。

桥梁——博士计算具体操作：将预应力筋作用效应等效为一个集中弯矩，以数据的形式直接在桥梁——博士中输入，经过计算，可得到预应力筋引起的二次力矩。各控制截面内力输出如下表。

预应力筋引起的二次力矩表7.2.1

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截面 1号支座边跨L/4 边跨跨中 2号支座弯矩（kN·m）剪力（kN） 0 -117.5 -235 142 -15.67 -15.67 截面 4号支座弯矩（kN·m）剪力（kN） 47.25 -15.67 -15.67 第四跨跨中 -47.25 5号支座 142 第五跨跨中 -235 端跨L/4 6号支座 -117.5 0 第二跨跨中 -47.25 3号支座 47.25 第三跨跨中 0

第三节作用效应组合II

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在第五章中的作用效应组合Ⅰ中，由于预应力筋当时还未估算，因此预应力筋引的次内力尚未考虑，只考虑由梁在混凝土收缩和徐变、制作沉降、温度应力引起的次内力情况下，各荷载作用效应的组合。预应力筋的估算也是基于此项组合的基础上进行估算。作用效应组合Ⅱ是梁在预应力筋设置后，除去预应力筋在后张法中各项预应力损失后，考虑预应力筋有效应力作用下对梁体产生的二次力矩的效应，进行的荷载作用效应二次组合。

作用效应组合Ⅱ汇总表表7.3.1

基本组合Sd 短期组合Ss 长期组合SL 控制截面项目 Md （kN·m） Qd (kN) 632.12 211.61 Ms （kN·m） Qs (kN) 359.42 ML （kN·m） SL (kN) 312.84 Max 边支座 Min 边跨L/4 Max Min 1509.26 181.74 405.89 1307.65 193.22 186.29 2682.5 836.28 2542.01 883.74 396.63 -963.09 2737.58 1551.7 282.63 377.77 91.18 768.88 2421.04 -31.04 794.37 2257.18 95.8 Max Min 边跨跨中 1539.34 490.56 1572.49 472.88 Max Min 1号支座 55 -654.13 1675.47 -542.94 1546.2 Max Min 第二跨中 1100.34 340.12 1132.4 404.85 Max 2号支座 Min -1091.75 -800.35 1543.61 -702.96 1415.99 Max Min 跨中 2547.18 1326.79 931.25 967.15 兰州交通大学毕业设计（论文）

第八章主梁强度检算第一节承载力极限状态检算

在承载能力极限状态下，预应力混凝土梁沿着正截面和斜截面都有可能破坏，本设计将对正截面的强度，斜截面强度进行验算。

翼缘位于受压区的I形截面受弯构件，正截面承载能力可参照I形截面计算，由于本设计未考虑普通钢筋，故其正截面抗弯承载能力按下列规定进行计算时也不考虑普通钢筋的影响，所以有：

一、I形截面的判别

（一）当符合下列条件时

fpdApfcdb'fh'f（8.1-1）

应以宽度为b'f的矩形截面按下面公式计算正截面抗弯承载力：

0Mdfcdbx(h0)（8.1-2）

混凝土受压区高度x应按下式计算：

fpdApfcdb'fx（8.1-3）

截面受压区高度应符合下列要求：

xbh0 （8.1-4）

'当受压区配有纵向普通钢筋和预应力钢筋，且预应力钢筋受压即（fpd'p0）为正时

x2a' （8.1-5）当受压区仅配纵向普通钢筋或配普通钢筋和预应力钢筋，且预应力钢筋受拉即

'（fpd'p0）为负时

x2as' （8.1-6）

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（二）当不符合公式（8.1-1）的条件时，计算中应考虑截面腹板受压的作用，其正截面抗弯承载力应按下列规定计算：

hfx''0Mdfcd[bx(h0)(bfb)hf(h0)]22'

（8.1-7）

此时，受压区高度x应按下列公式计算，应应符合（8-4）、（8-5）、（8-6）的要求。

fpdApfcd[bx(b'fb)h'f]（8.1-8）

式中 0—桥梁结构的重要性系数，按《预规》（JTG D62-2004）第5.1.5条的规定采用，本设计为二级，取0=1.0；

Md— 弯矩组合设计值；

（JTG D62-2004）表3.1.4采用； fcd— 混凝土轴心抗压强度设计值，按《预规》

（JTG D62-200）4表3.2.3-2用； fpd— 纵向预应力钢筋的抗拉强度设计值，按《预规》

Ap— 受拉区纵向预应力钢筋的截面面积；

b— 矩形截面宽度或T形截面腹板宽度，本设计应为箱形截面腹板总宽度；

h0— 截面有效高度，h0ha，此处h为截面全高；

a、a'— 受拉区、受压区普通钢筋和预应力钢筋的合力点至受拉区边缘、受压区边缘

距离；

as'—受压区普通钢筋合力点至受压区边缘的距离；

h'f—T形或I形截面受压翼缘厚度；

（JTG D62-2004）第4.2.2的规b'f—T形或I形截面受压翼缘的有效宽度，按《预规》

定采用

二、端跨跨中正截面承载能力计算

（一）跨中截面尺寸及配筋见梁结构图。计算如下：

210.8＋8ap8.9 (cm)

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hphap9008.9891.1 (mm)

fpdAp126038924903920Nfcdbfhf22.415601605591040N因为fpdApfcdbfhf满足上式要求，属于第一类I形截面，应按照宽度为bf'的矩形截面设计其承载力。混凝土受压高度：

xfpdApfcdb'f12603892140.34mmhf160mmbh00.4900360mm

22.41560x140.346Mdufcdb'fxh022.41560140.34900.52kN.M0M/10406922 1.02800.52KN.m

（二）斜截面承载能力计算

选取距支点1/4处斜截面承载能力复核，设箍筋采用R335钢筋，直径为8mm，双肢箍，间距sv200mm，距支点相当于一倍梁高的范围内，箍筋间距为sv100mm。截面上，下限复核需满足下式：

0.51032ftdbh00Vd0.51103fcu,kbh0

0.51031.251.83340900349.99KN

0.5103503409001071KN

349.99KN393.44KN1071KN

计算结果表明，截面尺寸满足要求，但需抗剪钢筋。端跨L/4斜截面抗剪承载力计算：

公式：

0VdVcsVpb

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Vcs1230.45103bh0(20.6P)fcu,ksvfsdv 437.45kN

Vpb与预应力弯起钢筋抗剪承载力：

Vpb0.75103fpdApdsinp276.3KN

该截面的抗剪承载力为：

VduVcsVpb713.75kN0Vd393.44kN

计算结果表明截面抗剪承载力是足够的,并有大量的富余

第二节正常使用极限状态计算

一、全预应力混凝土构件抗裂性验算

（一）正截面抗裂应对构件正截面混凝土的拉应力进行验算，并应符合下

列要求：

1．全预应力混凝土构件，在作用（或荷载）短期效应组合下

预制构件

st0.85pc0（8.2.1-1）

分段浇筑或砂浆接缝的纵向分块构件

st0.80pc0 （8.2.1-2） 2． A类预应力混凝土构件，在作用（或荷载）短期效应组合下

stpc0.7ftk （8.2.1-3）

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但在荷载长期效应组合下

ltpc0 （8.2.1-4）（二）斜截面抗裂应对构件斜截面混凝土的主拉应力tp进行验算，并应符合下列要求： 1．全预应力混凝土构件，在作用（或荷载）短期效应组合下预制构件

st0.6ftk（8.2.1-5）

现场浇筑（包括预制拼装）构件

st0.4ftk （8.2.1-6）

2． A类和B类预应力混凝土构件，在作用（或荷载）短期效应组合下预制构件

st0.7ftk（8.2.1-7）

现场浇筑（包括预制拼装）构件

st0.5ftk （8.2.1-8）式中

st—在作用（或荷载）短期效应组合下构件抗裂验算边缘混凝土的法向拉应力，

按公式（8.1.2-1）计算；

lt—在荷载长期效应组合下构件抗裂验算边缘混凝土的法向拉应力，按公式

（8.1.2-2）计算；

pc—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混凝土预压

力，按《预规》（JTG D62-2004）第6.1.5条规定计算；

tp—由作用（或荷载）短期效应组合和预加力产生的混凝土主拉应力，按《预

规》JTG D62-2004第6.3.3条规定计算；

ftk—混凝土的抗拉强度标准值，按《预规》（JTG D62-2004）表3.1.3采用。

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（三）受弯构件由作用（或荷载）产生的截面抗裂验算边缘混凝土的法向拉应力，应

按下列公式计算：

stMs W0（8.1.1-9）

lt（8.1.1-10）

MlW0

式中 Ms—按作用（或荷载）短期效应组合计算的弯矩值；

Ml—按荷载长期效应组合计算的弯矩值，在组合的活荷载弯矩中，仅考虑车、人群等直接作用于构件的荷载产生的弯矩值。

注：后张法构件在计算预施应力阶段由构件自重产生的拉应力时，公式（8.1.1-9）、（8.1.1-10）中的W0可改用Wn，Wn为构件净截面抗裂验算边缘的弹性抵抗矩。

二、截面检算

（一）在跨中截面处的正截面抗裂验算

pc=NpNpepn ynInAn306573.06615101.74(306573.06＋615101.74)353.3 6964007493361.3333pc＝44.78MPa

st＝

Ms =2656.0415904.43kpa15.9MPa

0.167W0.33W0=749336145166519.14cm=0.167m

15.9-0.8544.78=-22.163 Mpa 0  st0.85pc0

计算结果表明跨中处正截面抗裂性满足要求。

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（二）在1号桥墩截面处的正截面抗裂验算

NpNpepnpc=AInn8.96MPa st＝

Ms7.28MPa W0st0.85pc7.280.858.960.3360

计算结果表明支座处正截面抗裂性满足要求。

三、斜截面抗裂验算（主拉应力）

（一）斜截面抗裂应对构件斜截面混凝土的主拉应力tp进行验算，并应符合下列要求： 1．全预应力混凝土构件，在作用（或荷载）短期效应组合下预制构件

tp0.6ftk（8.1.2-1）

现场浇筑（包括预制拼装）构件

tp0.4ftk （8.1.2-2）式中 tp—由作用（或荷载）短期效应组合和预加力产生的混凝土主拉应力，按（6.1.2-3）计算；

ftk—混凝土的抗拉强度标准值，按《预规》（JTG D62-2004）表3.1.3采用。（二）预应力混凝土受弯构件由作用（或荷载）短期效应组合和预加力产生的混凝土主拉应力和主压应力，应按下列公式计算；

tpcpcxcy2(cxcy2)22

（8.1.2-3）

cxpc（8.1.2-4）

Msy0I0

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cy0.6（8.1.2-5）

''VsS0pcApbsinpsnbI0bInn'pcApvbsv

（8.1.2-6）

pc或pt（8.1.2-7）

Mp2NPNPepnynynAnInIn

epn（8.1.2-8）

peApypnpe'Ap'ypn'Np

式中 cx—在计算主应力点，由预加力和作用（或荷载）短期效应组合计算的弯矩Ms

产生的混凝土法向应力；

cy—由竖向预应力钢筋的预加力产生的混凝土竖向压应力；

—在计算主应力点，由预应力弯起钢筋的预加力和按作用（或荷载）短期效

应组合计算的剪力Vs产生的混凝土剪应力；当计算截面作用有扭矩时，尚应计入由扭矩引起的剪应力；对后张预应力混凝土超静定结构，在计算剪应力时，尚宜考虑预加力引起的次剪力；

pc—在计算主应力点，由扣除全部预应力损失后的纵向预加力产生的混凝土法

向预压应力；

Mp2—是由预加力Np在后张法预应力混凝土连续梁等超静定结构中产生

的次弯矩；

epn—净截面重心至计算纤维处的距离；

y0—换算截面重心轴至计算主应力点的距离； n—在同一截面上竖向预应力钢筋的肢数；

ypn、ypn’—受拉区、受压区预应力钢筋合力点至净截面重心轴的距离； pe--纵向预应力钢筋扣除全部预应力损失后的有效预应力

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'pe、''pe—竖向预应力钢筋、纵向预应力弯起钢筋扣除全部预应力损失后的

有效预应力；

AP、AP’—受拉区、受压区预应力钢筋的截面面积；

Apv—单肢竖向预应力钢筋的截面面积； sv—竖向预应力钢筋的间距； b—计算主应力点处构件腹板的宽度；

Apb—计算截面上同一弯起平面内预应力弯起钢筋的截面面积；

（或以下）部分换算截面面积对换算截面重心轴、S0、Sn—计算主应力点以上

净截面面积对净截面重心轴的面积矩；

p—计算截面上预应力弯起钢筋的切线与构件纵轴线的夹角。由于本设计未考虑竖向预应力的影响，所以cy=0。

（三）在1/4截面处的斜截面抗裂验算

cxpc cy=0

Msy02656.040.45103=44.78+60.72 Mpa I00.075''VsS0peApbsinsn bI0bIn

228.53.51232.25760.12476271127.11232.25760.008726100.69641123=

0.340.0750.340.075=12.8683.534 =9.339 Mpa

2tp、cp＝

cxcy22cxcy2 260.7260.722 =9.339

22 =1.4 Mpa (62.02 MPa)

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经计算可知：tp0.6ftk

计算结果表明L/4截面处斜截面抗裂性满足要求。

四、挠度验算

钢筋混凝土和预应力混凝土受弯构件，在正常使用极限状态下的挠度，可根据给定的构件刚度用结构力学的方法计算。受弯构件的刚度可按下式计算：（一）预应力混凝土构件

1．全预应力混凝土和A类预应力混凝土构件 B00.95EcI0 2．

允许开裂的B类预应力混凝土构件

在开裂弯矩Mcr作用下 B00.95EcI0 在MsMcr作用下 BcrEcIcr 开裂弯矩按Mcr按下式计算：

McrpcftkW0 2S0 W0式中 S0——全截面换算截面重心轴以上（或以下）部分面积对得心轴的面积矩； pc——扣除全部预应力损失预应力钢筋和普通钢筋合力Np0在构件抗裂边缘产生的混凝土预压应力，先张法构件和后张法构件均按本规范公式（6.1.5-1）计算，但后张法构件采用净截面；该式中的Np0与本规范第6.4.4条同样办理；

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W0——换算截面抗裂边缘的弹性抵抗矩。

3．受弯构件在使用阶段的挠度应考虑荷载长期效应的影响，即按荷载短期效应组合和本规范第6.5.2条规定的刚度计算挠度值，乘以挠度长期增长系数。挠度长期增长系数可按下列规定取用：

当采用C40以下混凝土时，=1.60；

当采用C40-C80混凝土时，=1.45-1.35,中间强度等级可按直线内插取用。钢筋混凝土和预应力混凝土受弯构件按上述计算的长期挠度值，在消除结构自重产生的长期挠度后梁式桥主梁的最大挠度处不应超过计算跨径的1/600；梁式桥主梁的悬臂端不应超过悬臂长度的1/300。

（二）受弯构件的预拱度可按下列规定设置：

1．预应力混凝土受弯构件

1）当预加应力产生的长期反拱值大于按荷载短期效应组合计算的长期挠度时，可不设预拱度；

2）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预拱度，其值应按该项荷载的挠度值与预加应力长期反拱值之差采用。

对自重相对于活载较小的预应力混凝土受弯构件，应考虑预加应力反拱值过大可能造成的不利影响，必要时采取反预拱或设计和施工上的其它措施，避免桥面隆起直至开裂破坏。

本设计中：混凝土的弹性模量 E3.25105 毛截面积的惯性矩，按前面的计算I＝9417103cm4

板的计算跨径 lp19.6m

在自重及桥面铺装26.69KN/m作用下，梁的最大挠度是

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fmax526.690.9641.77cm 113841.6710在汽车-20级荷载（mcqqq0.37843.41.118.05KN/m作用下，梁的最大挠度

fmax1.19cm

对汽车荷载的挠度容许值为 L/16001960/16001.23cm所以可不设预拱度。

五、持久状况应力验算

按持久状况设计的预应力混凝土受弯构件，尚应计算其使用阶段正截面混凝土的法向应力、受拉钢筋的拉应力及斜截面的主压应力。计算作用（或荷载）取其标准值，不计分项系数，汽车荷载应考虑冲击系数。

（一）在端跨跨中截面处受压区混凝土的最大压应力:

kcMk2656.04y00.456.88MPa I00.075pc8.96MPa

对未开裂构件:

pckc15.840.5fck16.2MPa

计算结果表明边跨混凝土满足要求。

（二）端跨跨中截面处预加力钢筋的最大拉应力:

对钢丝,钢绞线: 对未开裂构件:

pep0.65fpk

pe＝0.751395－26.25－0－48.78＝971.22 MPa

pEPkt615.995.4MPa

pep971.2295.41066.420.6518601209MPa

（三）在1号桥墩处受压区混凝土的最大压应力:

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kcMk2656.04y00.456.88MPa I00.075pc4.37MPa

对未开裂构件:

pckc11.250.5fck16.2MPa

（四）在1号支座截面处预加力钢筋的最大拉应力:

对钢丝,钢绞线，对未开裂构件:

pep0.65fpk

pe＝＝997.82 MPa

pEPkt68.6852.08MPa

pep997.8252.081049.90.6518601209MPa

六、短暂状况下预应力混凝土构件应力计算

预应力混凝土构件按短暂状态设计时,由预加力(扣除相映的应力损失)构件自重及其它施工荷载引起的截面内力。（一）端跨跨中下缘混凝土应力:

t ccNpAn1NpepnWnlxMGpkWnlx4441.674441.670.35332656.04 0.69640.1670.167 18.560.75fck24.3

（二）边跨跨中上缘混凝土应力: cttNpAnNpepWnlxMk4441.674441.670.6472656.04 Wnlx0.69640.1670.167 14.78MPa0

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计算结果表明在预应力阶段,梁体上缘不出现拉应力,下缘混凝土压应力满足要求。

（三）在1号桥墩处上缘混凝土应力:

c ttNpAnNpepWnlxMk4441.674441.670.647254.63 Wnlx0.69640.1670.167 22.06MPa0

计算结果表明在预应力阶段,梁体上缘不出现拉应力满足要求。

第九章施工方法要点及注意事项第一节材料设备及施工程序

根据设计要求，本设计的预应力连续梁桥采用C40混凝土，预应力钢束采用标准

强度为1860MPa的7Φj15.24高强度低松弛钢绞线，其性能符合ISO9002质量体系认证，公称面积140mm2。预应力孔道为Φ85mm波纹管，锚具采用YM15-15型锚具，用YDC3200型千斤顶两端同时张拉。

根据工程的特点和我单位的施工技术状况，采用先穿束后灌注的施工方法，确定了如下施工流程（图8.1-1）。

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图 9.1-1 施工流程图

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第二节支架及模板

后张预应力混凝土连续空心板梁采用搭设满堂支架就地灌注法施工，混凝土浇注

过程中，支架将承受较大的荷重。为此，搭设支架前，首先要对地基进行处理，然后根据支架的荷载情况预定支架密度，并对支架进行检算。

施工时，先将支架范围内(桥面宽度两侧各加2m脚手架的宽度)的地面整平压

实，然后铺筑20cm厚2∶8灰土，以确保地基有足够的承载能力，避免施工中产生不均匀沉降而影响梁体质量。同时，在灰土顶部设置1.5%的双向横坡，以利地基排水，避免因下雨下雪或其他原因使支架基础浸水而影响其承载力。

第三节预应力束布置

预应力钢绞线在运抵现场后，经过了严格的外观检查和拉伸试验，在确认完全合格后方可使用。钢绞线下料在主线桥西部已架设好的先张梁梁顶上进行。下料长度经过准确计算并做标记，在切割点两侧各2cm处用铁丝绑扎牢固，然后用砂轮锯切割，以免下料后接头散乱给穿束带来困难。下料后的钢绞线按“编帘法”成束并一一编号。因预应力束最长达146多米，为便于操作，施工中，先将波纹管逐节套入预应力束上，然后将整根预应力束抬放就位。波纹管制作在现场进行，根据需要制成10m或12m一节，节间连接采用内径95mm、外径102mm的同型波纹管，其长度为30mm，用密封胶带缠封2-3层，以防漏浆，波纹管与锚垫板的喇叭管段接口也用胶带纸缠封严密。

预应力束的位置和形状准确与否，将直接影响梁体内应力分布，甚至会产生较大的二次应力。因此，预应力束定位时，我们根据设计的直线和曲线形状，用计算机准确求出各预应力孔道每1m的标高和水平投影位置，并设置“U”型定位钢筋和梁体骨架钢筋牢固联接，以保证预应力孔道位置与设计相符，梁体压力线不受影响。

第四节混凝土工程

后张法预应力混凝土连续空心板梁混凝土标号为C40，采用泵送混凝土施工。为满足设计要求和施工需要，试验室通过多次配合比试验，对混凝土早、中、后期强度及坍落度和和易性进行了综合比较，优化配合比，掺入了MSC-P泵送减水剂。因为后张梁混凝土浇注正值冬季，选定配合比时，掺加了0.06%的QZ型高效防冻剂。为保证混凝土的质量，所用混凝土在拌和站集中拌和，机动翻斗车场内运输，混凝土输送泵泵送入模，

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插入式振动器振捣。振捣时，梁端50cm范围内的混凝土特意加强，务求振捣密实。为防止支架沉降造成混凝土在墩顶处产生裂缝，混凝土从每孔梁跨中间向两端对称浇注，在桥墩处合拢，以消除因支架变形对梁体混凝土的影响。

混凝土浇注完毕后，用彩条布沿支架外搭设暖棚，在棚内生火加温。混凝土表面先铺设塑料薄膜保潮，然后覆盖两层草袋保温。为防止混凝土养护过程中强度增长过快而产生表面开裂，棚内气温控制在15℃左右，同时，对混凝土表面及时洒水保潮。当梁体混凝土强度达到设计标号的50%，超过冬季施工的临界强度时，撤除火炉，仅以暖棚和草袋保温，塑料薄膜保潮。

第五节张拉和压浆

预应力束张拉是后张连续梁施工的关键工序，我们经过反复论证，确定了合理的施工方案。为保证张拉时梁端混凝土不致出现裂纹，确定了混凝土强度达到设计值的100% 方可张拉。根据设计要求，张拉控制应力σcon = 0.75fpk = 1395MPa，超张拉吨位为1335KN，为此，选择两台YDC3200型千斤顶两端同时张拉。张拉时，保持两端加载一致，荷载增长均匀。

考虑到预应力束长而曲，影响预应力束孔道摩阻损失的因素复杂多样，难以对其做出比较准确的估算，我们首先做了两组摩阻试验，以验证设计中对预应力束摩阻损失估算的准确性，同时也为以后的张拉积累经验和提供参考依据。

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结束语

此次毕业设计历时三个月，在辅导老师的悉心指导下，我顺利的完成了毕业设计任务书所要求的各项任务，同时也受益非浅。

通过本次设计，我感觉收获很大，不仅有助于自己设计思维的培养，把以前所学的理论知识与实际结合在一起，对过去所学的知识进一步熟悉，而且为以后的工作、学习打下了结实的基础；四年来,我们所学的土木工程方面的知识面比较宽，但同时也致使了我们对桥梁的专业知识的学习还不够，对很多设计细节也不甚了解，所以在做桥梁毕业设计时遇到了相当大的困难，要做好毕业设计对我们来说无疑是一次巨大的挑战。

同时在设计过程中对行业规范也有了一定了解，学会了如何使用规范，并在设计过程中充分考虑施工的方便性。在设计过程中采用桥梁博士软件进行计算，较多的使用了AUTOCAD和EXCEL等软件，给设计带来了很大的方便。但由于是第一次做一个相对完整的设计，没有设计经验，没有施工经验，在进行前面的设计环节时不能准确的预见后面可能发生的问题，造成返工等，这些都是我的弱点，我会在将来的学习、工作中不断提高，积累经验，增强自己的理论知识，并有效的和实际结合起来。

同时这次设计也有很多不足的地方，由于对施工过程不是十分了解，有很多地方进行了简化，当然也由于时间的问题，还有很多地方没有进行设计，比如说桥墩的设计及验算。在做设计的过程中也让我养成了一个查资料的好习惯，对于自己不懂的首先要去找相关的资料来看，不但能够懂得自己要了解的知识，而且也对相关的知识有所了解，扩大了自己的知识面。

通过这次设计，提高了我的综合能力，也为我的大学的学习生活划上了圆满的句号。再次感谢各位老师对我的指导。

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致谢

毕业设计是对大学四年所学知识的一次综合运用，同时又是面向社会、面向实际工程，是对四年学习成果的一次检验。在培养学生从事设计、施工的正确思想方法的同时，也在锻炼学生勇于探索、敢于创新、实事求是、用实践来检验理论的工作作风。

在这次毕业设计中，承蒙系里各位领导和导师的指导。老师每天定时到教室答疑，对存在的问题进行及时的指导。正是因为老师的敬业和对学生的关心才使本次设计顺利和及时地完成。

同时感谢学校有关部门和老师在设计过程中的监督和帮助，对不会的问题给予耐心的讲解，对存在的问题给予及时的指正。对四年来辛苦培养和关心我的各位尊敬的师长和亲爱地同学们表示真诚的感谢。

最后，向参考文献所列的著作作者表示衷心的感谢。

兰州交通大学毕业设计（论文）

主要参考文献

【1】《桥梁工程》，范立础，北京，人民交通出版

社，2001。

【2】《桥梁工程》，姚玲森，北京，人民交通出版

社，2003。

【3】《混凝土结构设计原理》，程文瀼，中国建设

工业出版社，2001。

【4】《桥梁工程概论》，李亚东，成都，西南交通

大学出版社，2001。

【5】《基础工程》，袁聚云，同济大学，2004。【6】《基础工程》，凌治平，北京，人民交通出版

社，2004。

【7】《计算机绘图教程》，程耀东，甘肃教育出版

社，2001。

【8】《桥梁施工及组织管理》，人民交通出版社，

2001。

【9】《桥梁博士》，同济大学。

【10】《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60-2004) 【11】《公路砖石及混凝土桥涵设计规范》

兰州交通大学毕业设计（论文）

(JTJ022-85)。

【12】《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计

规范》(JTG D62-2004)。

【13】《连续梁桥设计》，人民交通出版社，2003。【14】《城市人行天桥与人行地道技术规范》，北京

市市政工程研究院，北京，中国建设工业出版社，1996。

【15】《土木工程名词》，科学出版社，2004。【16】《英汉土木建筑通用词汇》，史冰岩，中国建

设工业出版社，2002。

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