先简支后连续的预应力混凝土连续梁设计

1、2009届分院专业学号学生姓名指导教师完成日期2009年6月4日Design of Simply Supported for ContinuousPrestressed Concrete Beam先简支后连续的预应力混凝土连续梁设计摘要随着高等级公路的迅速发展，中等跨径桥梁的数量大幅增加。桥面连续的简支梁结构体系由于存在桥面容易开裂等缺点在与连续梁结构体系的竞争中常常处于下风。但是现浇连续梁的施工复杂繁琐、费时费力，因此人们开始设想把两者的优越性结合起来来加快连续梁的建设速度。由此产生了先将整跨梁板预制、架设就位，后在端部浇注混凝土并张拉预应力钢束使之连续的先简支后连续施工方法。本课题旨在运用

2、大型有限元软件Midas 设计一座4×25m先简支后连续的预应力混凝土连续梁桥。首先根据国家现行规范和目前同类结构设计中的做法进行了混凝土收缩徐变函数定义及上部结构截面选择。其次，通过建立有限元模型对恒载、活载内力进行了计算并进行了荷载组合。再次，根据结构在承载能力极限状态和正常使用极限状态的内力估算并布置预应力钢束。最后，检算了各项应力并对下部结构进行了抗震设计。本设计可望投入实际应用，所提出的设计方案和设计方法对同类设计具有一定参考价值。关键词：先简支后连续结构 预应力混凝土连续梁桥 湿接头 抗震设计AbstractWith the rapid development of hi

3、gh-grade highway, the number of bridges of middle-length increases substantially. Simply supported girder bridges with continuous decks are inferior to those of continuous girder bridges because their decks crack easily. Owing to the complex construction of continuous girder bridges, which is time-c

4、onsuming and laboursome, so people began to think about an approach to combine the advantages of the two so as to speed up the building of continuous girders. Thus the simply supportedcontinuous construction method, which is applied to erect full span girders by the prefabrication technology first a

5、nd then pour concrete in the end region of the girders and tension prestressed tendons to make them continuous, is introduced.The subject aims to use large-scale finite element softwareMidas to design a simply supported-continuous prestressed concrete continuous girder bridge with a length of 4×

6、;25 meters . Firstly, the function of the shrinkage and creep of concrete is defined and the cross-section of superstructure is chosen according to existing national specifications and the practice in current similar designs. Secondly, the internal force caused by dead load and live load is calculat

7、ed as well as the load combination by building the finite element model. Thirdly, according to the internal forces of the structure at ultimate limit state and service ability limit state, estimation of the number of the prestressed tendons and distribution of them are done. Finally, the stress calc

8、ulation and seismic design of substructure are taken into account in the paper.The design may be expected to put into practical applications. Schemes and analyzing methods of the design can be taken as a reference for other similar designs.Key words: Simply supportedcontinuous structure; Pre-stresse

9、d concrete continuous girder bridge; Wet joint; Seismic design目录第1章 绪论. 11.1 先简支后连续梁桥设计特点. 11.2设计基本资料. 2 1.3桥型及纵、横断面布置. 3 1.4毛截面几何特性. 5 第2章上部结构内力计算. 7 2.1单元划分. 7 2.2恒载内力计算. 8 2.3活载内力计算. 11 2.4温度内力计算. 13 2.5支座沉降内力计算. 16 2.6荷载组合内力计算. 17 第3章预应力钢束估算及布置. 21 3.1计算原理. 21 3.2预应力钢束估算. 24 3.3预应力钢束布置. 28 第4章预应

10、力损失及有效预应力计算. 30 4.1预应力损失计算方法. 30 4.2预应力损失及有效预应力计算结果. 30 4.3控制预应力损失的措施. 32 第5章主梁截面强度验算. 33 第6章应力及其他验算. 37 第7章下部结构计算. 39 7.1墩身截面尺寸的拟定. 39 7.2墩身钢筋的布置及抗震验算. 39 7.3盖梁截面钢筋的布设及抗震验算. 49 第8章结论和展望. 54 8.1结论. 54 8.2 展望. 54参考文献. 55致谢. 56附录. 57附录A 外文原文. 57附录B 外文翻译. 58附录C 图纸. 60第1章 绪论1.1 先简支后连续梁桥设计特点先简支后连续梁桥是近年发展

11、起来的当前应用较广泛的一种桥梁上部结构形式。传统的简支梁桥在梁衔接处通常设置成桥面连续，在行车荷载作用下很容易出现破坏，以致造成桥面铺装出现早期裂缝，使桥面铺装使用寿命降低因而极大地增加了桥梁的维修费用。同时，简支梁跨中弯矩较大致使梁的截面尺寸和自重显著增加，需要耗用材料多，造价较高。而传统的连续梁结构复杂，同时不利于预制安装施工, 而往往采用支架现浇以致于造价昂贵且工期较长。新型的先简支后连续梁桥刚好克服了以上两种桥梁的缺点，发挥了两者的优点。其施工过程一般是：先架设预制主梁，形成简支梁状态；进而再将主梁在墩顶连接成整体，最终形成连续梁体系。该施工方法的主要特点是施工方法简单可行，施工质量可

12、靠，实现了桥梁施工的工厂化、标准化和装配化。这就大大节约了现浇用的模板支架等材料，降低了劳动强度，缩短了工期。概括地讲先简支后连续施工方法是采用简支梁的施工工艺，却达到建造连续梁的目的。目前随着高等级公路的发展，为改善行车的舒适性，简支转连续梁桥在中、小跨径的连续梁桥中得到了广泛的应用。在简支转连续梁桥中由简支状态转换为连续梁状态的常见方法有一下几种1：(1将主梁内的普通钢筋在墩顶连接；(2将主梁内纵向预应力钢束在墩顶采用特殊的连接器进行连接；(3在墩顶两侧一定范围内的主梁上部布设局部预应力短束来实现连续。第一种方法虽然简单易行，但常在墩顶负弯矩区内发生横向裂缝，影响桥梁的正常使用。方法二的效

13、果最好，但施工很困难，故一般不采用。第三种方法不仅施工可行，并且具有方法二的优点，同时又克服了仅采用普通钢筋连续的开裂问题。所以一般简支转连续梁桥多采用墩顶短束与普通钢筋连续这样的构造处理来实现简支转连续。由于简支转连续梁桥在施工过程中常存在体系转换，那么必须依据具体的施工过程来分析结构的受力。施工的第一阶段是形成简支梁，此阶段主梁承受一期横载自重产生的内力及在简支梁上施加的预应力；第二阶段首先浇筑墩顶连续段混凝土，待混凝土达到要求的强度后张拉墩顶负弯矩束（局部短束），最终形成连续梁。连续梁成桥状态主要承受二期横载、活载、温度、支座沉降产生的内力以及负弯矩束的预加力、预加力的二次矩、徐变二次矩

14、等。由上面的分析可知，简支转连续梁桥跨中正弯矩要比现浇一次落架大，而支点负弯矩要比现浇一次落架小。因此，在主梁内要配置足够数量的正弯矩束筋，以满足连续梁状态的承载要求和简支状态下承受结构自重和施工荷载的需要。采用简支转连续施工的预应力混凝土连续梁桥一般采用等高度的主梁。主梁截面可为箱形、T 形、工字形等，主梁的高跨比一般为H L =25。先简支后连续梁桥常用跨径为20m ，国外最大跨径也有达80m 。此外，为使连续梁的内力分布更加合理，边中跨径之比一般为0. 0.8。但考虑预制、安装的方便也可采用等跨度5062。1.2 设计基本资料1.2.1 桥梁线性布置(1平曲线半径：无平曲线(2竖曲线半径

15、：无竖曲线1.2.2 主要技术标准(1设计荷载：公路I 级(2桥面净宽：净2×(11+2×0.5m(3地震基本烈度为VI 度，地震动峰值加速度为0.05g 。1.2.3 主要材料(1预应力混凝土主梁采用C50号混凝土(2预应力钢绞线：采用低松弛高强钢绞线，直径为15.24mm ，截面积为140mm 2，标准强度R b y =1860MPa，弹性模量E y =1.9x105 MPa。(3预应力管道：采用铁皮波纹管圆、扁管成型1.2.4 桥面布置及铺装桥面布置为双向单车道，中央分隔带宽度取为2.5m 。桥面铺装采用8cm 厚防水混凝土。1.2.5 施工方式简支转连续施工1.2.

16、6 设计规范(1公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2004）(2公路钢筋混泥土和预应力混凝土桥涵设计规范（JTG D62-2004）1.2.7 温度影响考虑结构整体升温200C 、降温200C 和非线性梯度温度的影响。 图1-1 竖向梯度温度（尺寸单位：mm）计算梯度温度效应时可采用图1-1所示的竖向温度梯度曲线。由于结构为混凝土结构且桥面采用混凝土铺装，查JTG D60-2004知：A =300mm，T 1=250C ，T 2=6.70C 。1.3 桥型及纵、横断面布置1.3.1 桥型布置本设计方案采用预应力混凝土连续梁桥，跨径为4×25米，施工方法为先简支后连续结构。桥跨结构

17、的计算简图见图1-2所示。 图1-2 桥跨结构计算简图(单位：m1.3.2 截面形式及截面尺寸拟定1.3.2.1 截面形式及梁高采用等高度箱形截面。梁高1.85m ，高跨比为1/13.5。选用箱形截面主要是出于其突出的受力和构造特点3。1.3.2.2 横截面尺寸主梁横断面选择为单箱双室截面。详细尺寸如图1-3、图1-4、图1-5所示。 图1-3 跨中横截面图（单位：m） 图1-4 预制主梁端部横截面图（单位：m） 图1-5 支座处实腹截面图（单位：m）1.3.2.3 箱梁底板厚度及腹板宽度设置(1箱梁底板厚度设置简支转连续施工的连续梁桥跨中正弯矩较大，因此底板不宜过厚；同时支点处也存在负弯矩，

18、需要底板要有一定的厚度来提供受压面积。从而底板厚度在跨中大部分区域设置为25cm ；仅在距支点2m 处开始加厚，加厚区段长为1.5m ，且底板逐渐较厚至40cm, ，这样的构造处理同时为锚固底板预应力束提供了空间1。箱梁底板厚度变化如图1-6所示。中支承线 边支承线图1-6 箱梁底板厚度变化示意（单位：m）(2腹板宽度设置根据连续梁剪力变化规律，兼顾施工方便性，腹板（三肋）宽度除在支点附近区域加宽外，其余均为0.35m 。即在距支点2m 处开始加宽，加宽区段为1.5m ，且腹板最终加宽至0.8，1.25，0.8。参见图1-7所示。 图1-7 箱梁腹板厚度变化示意（单位：m）1.4 毛截面几何特

19、性毛截面几何特性是计算结构内力、估算预应力钢束及变形计算的前提。毛截面特性数据见表1-1。表1-1 毛截面特性数据名称 类型 形状 面积(m2Iyy(m4Czp(mCzm(m跨中截面 PSC 2CEL 6.47 3.193 0.751 1.099 端部截面 PSC 2CEL 8.00 3.708 0.772 1.079 端部实腹 PSC 2CEL 14.32 4.458 0.850 1.000 端部跨中 变截面 2CEL 8.00 3.708 0.772 1.079 跨中端部变截面2CEL6.47 3.193 0.751 1.099第2章 上部结构内力计算2.1 单元划分本设计采用大型有限元软

20、件MIDAS 进行上部结构分析。此设计实例为先简支后连续的预应力连续梁桥，结合施工、使用中结构的受力特性及预应力钢束布置，将全桥划分为108个单元、109个节点，单元左右跨对称设置，仅以左半跨为例，如图2-1所示。 节点号单元号图2-1 单元划分示意（单位：m）节点与控制截面对应关系及节点坐标详见表2-1。表2-1 节点与截面对应表节点号 控制截面 截面类型节点坐标1 永久、临时支点实腹截面 0 2 变化点 端截面 0.5 3 变截面 1.25 4变化点跨中截面 2 8 L1/4 跨中截面 6 14 L1/2 跨中截面 12 20 3L1/4 跨中截面 18 25 变化点 跨中截面 23 26

21、 变截面 23.75 27 变化点、临时支点端截面 24.5 28 永久支点 实腹截面 25 29 变化点、临时支点端截面 25.5 30 变截面 26.25 31 变化点 跨中截面 27 35 L2/4跨中截面 31续表2-1节点号控制截面截面类型节点坐标41 L2/2 跨中截面 37 47 3L2/4 跨中截面 43 52 变化点 跨中截面 48 53 变截面 48.75 54 变化点、临时支点端截面 49.5 55永久支点实腹截面 502.2 恒载内力计算在计算内力之前先对本例的施工过程进行扼要介绍，以便合理进行内力计算。 如图2-2所示，第一施工阶段为预制主梁，待混凝土强度达到设计强度

22、的100%后张拉正弯矩区段的预应力钢束，并压注水泥浆，再将各跨预制箱梁安装就位，形成由临时支座支承的简支梁状态；第二施工阶段首先浇注第1、2跨及第3、4跨连续段湿接头混凝土，达到设计强度后，张拉负弯矩区段的预应力钢束并压注水泥浆，严格来说此阶段形成了两联连续梁，且每联为3跨连续；第三施工阶段是先浇注第2、3跨连续段接头混凝土，达到设计强度后，再张拉负弯矩区段预应力钢束并压注水泥浆，此阶段形成了7跨连续梁（4大跨3小跨）；第四施工阶段拆除全桥的临时支座，主梁支承在永久支座上，完成体系转换，最终形成4跨连续梁体系；第五施工阶段进行防护栏及桥面铺装施工。由施工过程可知结构荷载是分阶段形成的，主要包括

23、：预制箱梁的一期恒载集度（g 1） ，二期恒载集度（g 2）2。 第1施工阶段2754811098356291（节点号）1（节点号）295683109815427 第2施工阶段1（节点号）295683109815427第3施工阶段1（节点号）109825528第4施工阶段825528 第5施工阶段1091（节点号）图2-2 施工过程示意2.2.1 恒载集度计算(1预制箱梁一期恒载集度（g 1） g 1为预制主梁自重集度，计算公式为：g 1i =A i ×26kN/ m3(2-1式中 i 单元号；g 1i 预制箱梁i 号单元一期恒载集度；A i 预制箱梁i 号单元毛截面面积；截面变化的

24、单元取该单元两端点截面积的平均值。 (2二期恒载集度（g 2）二期恒载集度为桥面铺装与护栏恒载集度之和。本设计实例桥面铺装采用8cm 厚的防水混凝土铺装层，且铺装层宽为11m ；混凝土容重按23kN/m3计；护栏一侧每延米按0.301m 2混凝土计。混凝土容重按25 kN/m3计。g 2=0.08×11×23+0.301×2×25=35.28 kN/m2.2.2 计算结果将恒载荷载集度输入Midas 模型，得到第一、四、五施工阶段恒载内力图，详见图2-3至2-8。 图2-3 第1施工阶段恒载弯矩图(kN·m 图2-4 第1施工阶段恒载剪力图（k

25、N） 图2-5 第4施工阶段恒载弯矩图(kN·m 图2-6 第4施工阶段恒载剪力图（kN） 图2-7 第5施工阶段恒载弯矩图(kN·m 图2-8 第5施工阶段恒载剪力图（kN）限于篇幅，此处仅将第4、5施工阶段的恒载内力列出，详见表2-2。表2-2 恒载内力计算结果一期恒载二期恒载位置 控制截面剪力（kN ）弯矩(kN·m 剪力（kN ） 弯矩(kN·mI1 边支点 -2223 0 -2570 0I8 L1/4 -1067 9537 -1202 10984续表2-2一期恒载二期恒载位置控制截面剪力（kN ）弯矩(kN·m 剪力（kN ） 弯矩(

26、kN·mI14 L1/2 -37 12848 39 14473 I20 3L1/4 992 9984 1280 10516 I27 临时支点 2133 -100 2651 -2186 I28 永久支点 -2278 -1213 -2748 -3562 I29临时支点 -2091 -121 -2543 -2240I35 L2/4 -11218653 -1379 8487 I41 L2/2 -9212294 -138 13041 I47 3L2/4 937 9758 1103 10148 I54 临时支点 2079 31 2473 -1400 I55永久支点 -2258 -1055 -26

27、70 -2689注：仅列出对称结构控制截面的一半，I1表示1号单元的左截面2.3 活载内力计算活载内力计算取基本可变荷载(公路一级 即移动荷载在桥梁使用阶段所产生的结构内力4。移动荷载布置图如图2-9： 图2-9 车道荷载注：公路级车道荷载的均布荷载标准值为q k =10.5KN/m；集中荷载标准值按以下规定选取：桥梁计算跨径小于或等于5m 时，P k =180KN；桥梁计算跨径等于或大于50m 时，P k =360KN；桥梁计算跨径在5m 50m 之间时，P k 值采用直线内插求得。计算剪力效应时，上述集中荷载标准值P k 应乘以1.2的系数。 图2-10 车辆立面布置(单位：m 图2-11

28、 车辆平面尺寸(单位：m 图2-12 车辆荷载横向布置(单位：m在Midas 里按照上述荷载输入。双向单车道，偏心根据桥面布置计算取3.625m 4。 Midas 计算车辆荷载内力图见图2-13、图2-14，内力详见表2-3。 图2-13 活载弯矩包络图(kN·m 图2-14 活载剪力包络图（kN） 表2-3 活载内力计算结果车道荷载最大车道荷载最小位置 控制截面 剪力（kN）弯矩(kN·m剪力（kN） 弯矩(kN·mI1 边支点 81 0 -901 0 I8 L 1/4 245 3376 -593 -436 I14 L 1/2 486 4139 -337 -87

29、2 I203L 1/4732 2715 -144 -1308 I27 临时支点 979 437 -20 -2673 I28 永久支点 105 443 -985 -3021 I29 临时支点 105 400 -965 -2827续表2-3车道荷载最大车道荷载最小位置 控制截面 剪力（kN）弯矩(kN·m剪力（kN） 弯矩(kN·mI35 L 2/4 188 2204 -727 -1648 I41 L 2/2 411 3452 -463 -1181 I473L 2/4671 2611 -234 -1333 I54 临时支点 950 756 -139 -2449 I55 永久支点

30、140798-969-2639注：仅列出对称结构控制截面的一半，I1表示1号单元的左截面2.4 温度内力计算桥梁结构的温度变化，一般是由日照温度变化、年温度变化以及寒流影响所致。日照温度变化使桥梁结构的不同部分迅速地产生不均匀的温度分布，在很短的时间内形成相当大的温差，从而产生相当大的日照温度应力；寒流影响也能使桥梁结构较快地发生不均匀的温度分布，单由此引起的温差比前者小；而年温度变化则使桥梁结构发生缓慢而均匀的伸缩变形，由此引起桥梁的纵向位移。桥梁的纵向位移一般通过桥面伸缩缝、支座位移或柔性桥墩等构造措施相协调，只有在结构的位移受到限制时才会产生温度次内力。日照温差和突然降温则会导致结构温度

31、次内力和温度次应力的产生，在大跨度预应力混凝土箱形连续梁中，温度应力可以达到甚至超出活载应力，普遍认为这是预应力混凝土桥梁产生结构裂缝的主要因素之一。随着桥梁跨径的增大，温度效应对桥梁结构的危害也就越来越大，我国原公路桥梁设计规范(JTJ 02189受研究水平限制，只给出了T 形截面梁的日照温差分布图，以往预应力混凝土箱形连续梁设计中，均按照此日照温差计算、设计，并且原设计规范中对竖向日照反温差没有明确的计算要求。新的公路桥梁设计规范(JTG D602004通过对国内外多个设计规范温度梯度作用曲线的应力计算比较，提出了新的温度梯度曲线模式，并明确提出了竖向日照反温差的梯度曲线。2.4.1 基本

32、结构温度自应力的计算4当采用非线性温度梯度时，即使静定结构也会产生自应力。对于连续梁结构，基本结构为静定结构，因而亦存在温度自应力。设温度梯度沿梁高按任意曲线分布，取一梁段，当纵向纤维不受约束，能自由伸缩沿梁高各点自由变形为：( T y ( ( y T y = (2-2式中 材料的线膨胀系数。但因梁的变形必须服从平截面假定，所以截面实际变形后，位置函数为：0(y=+y(2-3式中 0沿梁高y=0处的变形值；单元梁段挠曲的曲率。 由纵向纤维约束而产生的应变为：T 0( ( ( ( ( y y y T y y =+ (2-4由上式产生的应力称为温度次应力，其值为：0s 0( ( ( (y E y

33、E T y y =+ (2-5由于在单元梁段上无外荷载作用，因此自应力在截面上是自相平衡的应力，可利用截面上应力总和为零和对截面重心轴处力矩为零的条件，求出0与值。(0h T y b y dy y c A = (2-6(c hT y b y y y dy I = (2-7将求得的0与值代入式(2-5即可求得温度自应力。2.4.2 连续梁温度次内力及温度次应力计算在上式(2-7中，求的值表示非线性温度梯度变化时单元梁段产生的挠曲变形的曲率。在连续梁中，这部分变形会引起次内力，可用力法求解，亦可采用有限元法求解。通过分析分析可知：温度梯度与温度附加力的计算有很大关系。如果温度梯度曲线选用不当，即使

34、增大温度设计值，亦不能提高结构的抗裂性。因此，需今后进一步通过大量的研究与分析，找出符合我国实际情况的温度梯度曲线。2.4.3 我国公路桥梁设计规范中温度应力计算公式我国公路混凝土及预应力混凝土桥梁设计规范(JTG D62-2004中规定：混凝土T 形截面连续梁由于日照引起桥面板与其他部分的温度差，从而产生内力。在缺乏实测资料时，可假定温度差为5，并在桥面板均匀分布。因此，我国公路桥梁设计规范的温度梯度曲线，亦属非线性分布5。温度自应力0s 的计算公式为：0h0A1AA10c ( ( ( 0N E T y y bdAT y dA dA ydAT y A A Ay =+=(2-80c Ac 0c

35、 c AAA210c1( ( ( ( ( ( ( ( M T y y b y y y dyT y y y dA y y dy y y ydyT y A e I Ay T y A e I= (2-9式中 e 桥面板重心到截面重心轴的距离；1A 桥面板的横截面面积；A 梁的横截面全面积；c y 截面重心到梁底的距离；I 截面绕重心轴的惯性矩；I 截面绕梁底的惯性矩。因此(11T 110chc A ( ( T y A ey A eN eIIE T y b y dy y AT y dA y A I=1c 1( 1( T y Aey A T y A A I=110111( ( 1( ( ( ( c c

36、T y A ey A T y A ey y T y A A I T y A e y y T y A A II +=+=+(2-10 0s 0111( ( ( ( ( ( c y E T y y E T y Ae y y E T y A E T y A A AI=+=(2-11令 00t 1t 1( N E T y A M E T y A =e 则上式可表达为： =0000( t t t s I N N M y y y A A Ic (2-12 温度次应力为： ' ' t s(c M y y I= (2-13连续梁内总温度应力为： o t s ' s =+ (2-14 本

37、设计桥梁考虑的系统温度为整体升温(初始温度00，升高温度至20 、整体降温(初始温度0，降低温度至-20 同时并考虑梁截面温度影响(B =12m，H C 0C 0C 0C 1=0m，T 1 =25，H 0C 2 =0.1m，T 2 =6.7；B =12m，H 0C 1=0.1m，T 1=6.7，H 0C 2 =0.25m，T 2=3.4；B =1.05m，H 0C 1=0.25m，T 1=3.4，H 0C 2 =0.4m，T 2=0 0C 4。经由MIDAS 计算得温度产生的内力。由于整体升温、降温对结构内力影响甚小（接近于0），故此处仅将梁截面温度（非线性梯度温度）产生的内力列出，如图2-1

38、5、表2-4 所示。 图2-15 梁截面温度引起弯矩图(kN·m 表2-4 梁截面温度引起的结构内力位置 控制截面 弯矩(kN·m单元 控制截面 弯矩(kN·mI1 边支点 0 I29临时支点 8873 I8 L 1/4 2065 I35L 2/4 8197 I14 L 1/2 4207 I41L 2/2 7535 I20 3L 1/4 6351 I473L 2/4 6877 I27 临时支点 8750 I54临时支点 6240 I28永久支点8928I55永久支点6126注：仅列出对称结构控制截面的一半，I1表示1号单元的左截面2.5 支座沉降内力计算连续梁是一

39、种对支座沉降特别敏感的结构，很小的为一可能会引起很大的内力，致使桥梁的使用状态受到影响，由于不确定具体哪个支座发生沉降，故通过MIDAS 定义支座沉降分析数据来分析支座沉降产生的内力，每个支座赋予1cm 的可能位移沉降，让程序自动选择最不利的荷载组合形式。支座沉降引起结构弯矩见图2-16、表2-5。 图2-16 支座沉降引起的弯矩包络图 (kN·m表2-5 支座沉降引起的结构内力（MAX）位置 控制截面 弯矩(kN·m单元 控制截面 弯矩(kN·mI1 边支点 0 I29临时支点 8873 I8 L 1/4 2065 I35L 2/4 8197 I14 L 1/2

40、 4207 I41L 2/2 7535 I20 3L 1/4 6351 I473L 2/4 6877 I27 临时支点 8750 I54临时支点 6240 I28永久支点8928I55永久支点8982注：仅列出对称结构控制截面的一半，I1表示1号单元的左截面2.6 荷载组合内力计算为了计算桥梁需要配置的预应力钢束数量，需要桥梁成桥在正常使用极限状态和承载能力极限状态下各截面所受弯矩值，进而进行预应力束的估算6 7。2.6.1 正常使用极限状态下的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

41、相组合，其效应组合表达式为：sd G k 1Q k =1=1=+mni j i j S S S j (2-15式中 作用短期效应组合设计值；sd S 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；1Q k j j S 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：ld G k 2Q k =1=1=+m ni j i j S S S j (2-16式中 作用长期效应组合设计值；ld S 2j 第j 个可变作用效应

42、的准永久值系数，汽车荷载(不计冲击力 2=0.7，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；2Q k j j S 第j 个可变作用效应的准永久值。经过比选决定采用使用状态下的cLCB13组合作为正常使用状态极限承载力的荷载组合，即为：恒荷载 (1.0 +二期(1.0 +汽车荷载(0.7 +整体升温(1.0 +收缩二次(1.0+徐变二次(1.0。内力分布见表2-6。表2-6 正常使用状态内力计算结果(短期效应短期MAX短期MIN位置 控制截面剪力（kN ）弯矩(kN·m剪力（kN ）弯矩(kN·mI1边支点 -2543 -86 -50

43、05 -86I8 L1/4 -865 16354 -2691 13927 I14 L1/2 736 22332 -603 17481 I20 3L1/4 2341 18209 1397 10662 I27 临时支点 4093 3474 3473 -9740 I29 永久支点 -2254 3277 -5226 -9836 I28临时支点 -24772004-5521-12195I35 L2/4 -853 13753 -3278 8411 I41 L2/2 736 18963 -1179 16025 I47 3L2/4 2351 17161 870 10879 I54 临时支点 4123 6771

44、 2906 -8765 I55永久支点 -247419905-4553-10999注：仅列出对称结构控制截面的一半，I1表示1号单元的左截面2.6.2 承载能力极限状态下的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：0ud 0G G k Q1Q1k c Q Q k =1=2=(+ m ni i j j i j S S S S j S (2-17或 (2-180ud 0G d Q1d c Q d 12(m ni i j

45、S S S =+式中 承载能力极限状态下作用基本组合的效应组合设计值；ud S 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；G i 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；G k i S 、第i 个永久作用效应的标准值和设计值；G d i S 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

46、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；Q1k S 、汽车荷载效应(含汽车冲击力、离心力 的标准值和设计值；Q1d S Q j 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Q j =1.4，但风荷载的分项系数取Q j =1.1；Q k j S 、Q d j S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(或其它一种可变作用 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(