角洞水库大桥-钢筋混凝土箱形拱桥设计

毕业设计计算书Ⅰ摘要角洞水库大桥为广(州)惠(州)高速公路小金口至凌坑段的重要桥梁，跨越惠州市角洞水库区，桥址位于角洞水库两岸两个突出的山嘴之间。桥址区域属丘陵地貌、地势起伏、木林茂盛、植被良好。根据基本设计资料，初步拟定了连续梁桥、连续刚构桥和拱桥三个方案。经综合比较，最终选择拱桥为设计方案。全桥由一跨跨越水库的拱桥及两端引桥组成，拱桥的净跨径为120m，矢跨比为1/7。主拱圈截面采用箱形截面，拱上建筑为全空腹式，腹孔墩为钢筋混凝土柱式墩，腹孔及引桥上部结构均采用标准跨径13m的预制空心板，墩、台均采用桩基础。主拱采用悬链线作为拱轴线，运用“五点重合法”确定拱轴系数。根据确定的拱轴系数查阅公路桥涵设计手册—拱桥(上册)相关表格计算主拱各截面内力，完成主拱验算。下部结构，桩基础采用m法计算桩基内力与位移，计算截面配筋，确定单桩容许承载力，验算地基承载力。经验算，各项指标均满足设计要求。关键词：拱桥拱轴系数矢跨比桩基础ⅡAbstractJiaoDongreservoirBridgeisaimportantbridgeofXiaojinkoutoLingkengofGuangHuihighway,whichacrossingthereservoirofHuiZhouCity.Thebridgeislocatedbetweentowprotrudinggaps.Bridgesitebelongtohillyground,andthesurfacereliefisfluctuate,forestsisthick,vegetationisfine.Basedonthedesigndata,drawingupthreeprojectswhicharecontinuousbeambridge,continuousrigid-framebridge,andarchbridge.Comeparedwiththeprojectsoverall,andthenchoosedtheprojectofarchbridge.Thebridgeisconsistedofarchbrigdethatacrossedthereservoirbyasingle-spanandtheapproachbridge.Thelengthofthearchbridge’sclearspanis120miters,andrise-spanratioisfirstseven.Themainarchringsectionisboxsection,spandrelstructureadopttoopenspandrelpiercolumnwhicharemadeofreinforcedconcrete,approachbridgemainbeamadopttoprecastcellularstabbridgethatstandardspanis13miters,pierandabutmentusedtopilefoundation.Thearchaxisofmainarchiscatenarianline,thendeterminethearchaxiscoefficlentbythemethodoffivepoints-comebine.BasedonthearchaxiscoefficlentreferedtocorrespondingformswhichintheDesignHandbookofHighwayBridgeandCulverts,calculatingsectionalstressofmainarchring,thenfinishedtheverifyofarchbridge.Calculatingthepileshaftinternalforceanddisplancementsbythemethodof“m”.Arrangedthereinforcementsforthepiles,determinedthepilebearingcapacity,checkedbearingcapacityoffoundationsoil.Theseindexesareconformtodesigncodebycalculatingfinally.Keywords:archbridgearchaxiscoefficlentrise-spanratiopilefoundation毕业设计计算书(毕业论文)按式(5.17)得主拱截面强度满足要求。图5.3主拱全截面等效工字形截面(尺寸单位：m)5.7.2主拱圈截面合力偏心距验算根据文献[3]规定，任一截面应满足：基本组合时：，，则,满足要求，其它截面由表5.12可知均满足要求。5.7.3主拱圈截面直接受剪验算主拱圈的抗剪强度验算，一般只需考虑拱脚截面，按文献[3]4.0.13条规定(5.18)式中：Vd——剪力设计值；A——受剪截面面积，取；fvd——混凝土抗剪强度设计值,按文献[3]表3.3.3规定，取fvd=2.48MPa；——摩擦系数，采用；Nk——与受剪截面垂直的压力标准值；——结构重要性系数，取1.0。1)恒载剪力由恒载内力汇总表5.7知：由表5.4半拱恒载悬臂力矩及压力线偏心距查得：恒载剪力：恒载轴向力：2)汽车荷载剪力汽车荷载考虑弹性压缩的水平推力影响线面积按文献[3]附表(Ⅲ)-14，可取拱顶处，与Mmax相应的水平推力的影响线面积和与Mmin相应的水平推力H的影响线面积之和，即：，汽车均布荷载产生的考虑弹性压缩的水平推力为：汽车集中荷载不考虑弹性压缩的水平推力影响线坐标，按文献[3]附表(Ⅲ)-12，其最大值为：，汽车集中荷载产生的不考虑弹性压缩的水平推力为：考虑弹性压缩的水平推力为：汽车荷载考虑弹性压缩的水平推力：汽车均布荷载左拱脚的反力影响线面积，按文献[3]附表(Ⅲ)-14，可取拱顶处，与Mmax相应的左拱脚的影响线面积和与Mmin相应的左拱脚V的影响线面积之和，即：，汽车均布荷载产生的左拱脚反力为：汽车集中荷载左拱脚反力影响线坐标，在跨中截面坐标按文献[3]附表(Ⅲ)-7为0.5。由汽车集中荷载产生的左拱脚反力为(按文献文献[1]4.3.1条，集中荷载计算剪力时乘以系数1.2)：汽车荷载作用下的左拱脚的反力为：汽车荷载拱脚截面剪力为：汽车荷载轴向力：3)温度变化引起的剪力由表5.10查知，在拱脚处因单位温度变化而引起的轴向力为，则温度升高引起的剪力为：，温度降低引起的剪力为：。4)混凝土收缩引起的剪力由表5.11查知，，则在拱脚处混凝土收缩引起的剪力为：5)荷载效应组合(1)温度升高时剪力效应：与受压截面垂直的压力标准值：按式(5.18)满足规范要求。(2)温度降低时剪力效应：与受压截面垂直的压力标准值：按式(5.18)满足规范要求。5.8拱圈整体“强度——稳定性”验算5.8.1纵向稳定性验算对于长细比不大，矢跨比在0.3以下的拱其纵向稳定性验算一般可表达为强度校核的形式，即将拱圈换算为相当长度的压杆，按平均轴向力计算。对于钢筋混凝土构件：(5.19)式中：Nd——拱的轴向力设计值，其值为；——拱顶与拱脚连线与水平线的夹角，；fcd、——混凝土抗压强度设计值和纵向钢筋抗压强度设计值；——轴压构件稳定系数；取；A——验算混凝土受压区面积，取9.0724m——全部纵向钢筋的截面面积；——结构重要性系数，取1.0。(1)温度升高时查表5.7得恒载水平推力Hg=53826.345kN；汽车荷载产生的水平推力H=4172.1kN，温度升高时产生的水平推力，混凝土收缩产生的水平推力,则拱的水平力组合设计值为：按式(5.19)满足规范要求。(2)温度降低时查表5.7得恒载水平推力Hg=53826.345kN；汽车荷载产生的水平推力H=4172.1kN，温度升高时产生的水平推力，混凝土收缩产生的水平推力,则拱的水平力组合设计值为：按式(5.19)满足规范要求。5.8.2横向稳定性验算按文献[3]5.1.4条，进行拱的整体“强度—稳定”验算时，当板拱拱圈宽度等于或大于1/20计算跨径时，混凝土拱可不考虑横向稳定。，由此可无需验算混凝土拱的横向稳定性。5.9裸拱强度验算拱桥施工采用无支架吊装方式进行施工，须计算裸拱自重产生的内力，以便进行裸拱强度和稳定性验算。5.9.1裸拱内力计算由文献[5]裸拱任意截面i的弯矩和轴向力可按下式计算：(5.20)式中：——拱顶至截面i截面间裸拱自重对该截面的弯矩，可由文献[6]表(Ⅲ)-19查得；——拱顶至截面i截面间裸拱自重的总和，可由文献[6]表(Ⅲ)-19查得；——裸拱自重作用下弹性中心的赘余弯矩，；——裸拱自重作用下弹性中心的赘余弯矩，；由文献[6]表(Ⅲ)-15、表(Ⅲ)-16分别查得，，则按式(5.20)得：裸拱截面弯矩和轴向力计算见表5.14。表5.14裸拱内力计算表截面项目拱顶(0)L/8(6)L/4(6)3L/8(6)拱脚(6)00.1349680.2678880.3960480.51601410.990850.963450.918230.85658Y1-Ys(m)-5.874-4.8478-1.7273.617211.4051∑M(kN·m)027015.58108588.8246299.2442822.4∑N(kN)0223.3897.572035.853660.264M(kN·m)3320.742309.02-183.29-2471.92-1650.13N(kN)25339.9525138.2324654.2224074.223594.44e(m)0.1310.092-0.007-0.103-0.075.9.2裸拱偏心距验算由表5.14知，裸拱偏心距emax=0.131,由文献[3]规定，偏心受压构件应满足：基本组合时：，，则,满足要求。5.9.3裸拱强度和稳定性验算1)强度验算由表5.14计算知，emax=0.131，N=25339.95kN,则按式(5.17)得：满足要求。2)稳定性验算验算按式(5.19)：满足要求。第六章墩台与基础6.1墩台尺寸拟定及基础类型的选择拱桥墩台采用实体重力式桥墩，墩台尺寸如图6.1，据设计资料，桥址区域地址构造复杂，地层变化铰大，风化严重。桥轴纵断面存在厚度不等(0~6m)的亚粘土覆盖层，亚粘土覆盖层以下为强风化砂岩层(局部砂岩夹泥岩)，厚度5~18.2m，基本承载力在700kPa以下。再往下即为弱风化砂岩层，承载力介于1200~1500之间，岩层岩体破碎、层理清晰，裂隙水铰丰富，地下水与库容贯通。经综合比较选择嵌入基岩的钻孔柱桩作为墩台的基础，墩台和基础均采用C30混凝土。图6.1墩台尺寸(尺寸单位：cm)6.2荷载计算6.2.1恒载计算1)墩身自重2)土压力计算不考虑水的浮力时，土的重度，考虑水的浮力时，，对于亚粘土，，，则土的浮重度为：文献[1]规定，当土层特性无变化且无汽车荷载时，作用于墩身前后的主动土压力标准值可按下式计算：(6.1)(6.2)式中：E——主动土压力标准值(kN)；γ——土的重力密度(kN/m3)，取浮重度9.6kN/m3；B——桥墩的计算宽度(m)；H——计算土层高度(m)；β——填土表面与水平面的夹角，取28°；α——桥墩背与竖直面的夹角，俯墙背时为正值，反之为负值；δ——台背或墙背与填土间的摩擦角，取；φ——土的内摩擦角，取35°；主动土压力的着力点自计算土层底面算起，。按式(6.1)、(6.2)计算得墩身受到的主动土压力为：由此求得土压力对墩身底形心产生的弯矩为：3)上部结构在拱脚处产生的恒载由表5.7查知，上部结构恒载在拱脚处产生的水平力为：，弯矩为：，由表5.4知，半拱悬臂恒载和上部集中荷载产生的竖向力为：4)混凝土收缩由表5.11混凝土收缩在拱脚截面引起的水平力为：，弯矩为：。6.2.2活载计算1)汽车活载计算计算下部结构时，以最大水平力控制设计，此时应在H的影响线上按最不利情况布载，计算相应的弯矩M和竖向反力RL。由前述计算，考虑弹性压缩时汽车荷载产生是水平推力即为最大值；即，相应的竖向反力，不考虑弹性压缩时相应的弯矩影响线面积按文献[3]附表(Ⅲ)-14，取拱脚处Mmax与Mmin影响线面积之差，即，相应的M的影响线的按文献[3]附表(Ⅲ)-13取值为，则考虑弹性压缩的相应的弯矩为：2)温度变化引起的水平力和弯矩温度升高时：温度降低时：3)汽车制动力汽车制动力按公路Ⅰ级，双孔布置三列车时控制，即，在拱脚处引起的竖向反力按下式计算：(6.3)(6.4)式中：h——桥面至拱脚的高度，取24.58m；L——拱的计算跨径。按式(6.3)、(6.4)得4)水的浮力水对墩身产生的浮力：6.3荷载组合6.3.1荷载效应汇总墩身受到的荷载，以拱脚受到的主拱圈产生的水平向右的推力为“+”，水平向左的拉力为“-”；竖向力以竖直向上为“+”，竖直向下为“-”；弯矩以顺时针方向为“+”，逆时针方向为“-”，效应汇总见表6.1。6.1荷载效应汇总表作用类型水平力(kN)水平力力臂(m)竖向力(kN)竖向力力臂(m)拱脚处弯矩(kN·m)墩底形心处弯矩(kN·m)永久作用墩身自重00-8339.31000土压力-488.951.333000-651.77上部结构恒载53826.3453.175-34306.63.5-10702.9340122.62混凝土收缩-30.923.17500-352.65-450.82其他可变作用汽车荷载4172.13.175-530.73.53693.115082.07温度变化温度升高729.933.175008324.8510642.38温度降低-409.243.17500-4667.38-5966.72汽车制动力187.6553.175-38.133.50462.35水的浮力003272.350006.3.2荷载效应组合荷载效应组合见表6.2。表6.2荷载效应组合表荷载组合水平力(kN)竖向力(kN)弯矩(kN·m)荷载组合Ⅰ(恒载+汽车+温升+制动力)70616.34-51955.478781.38荷载组合Ⅱ(恒载+汽车+温降+制动力)69499.95-51955.462504.466.4截面承载能力验算6.4.1截面偏心距验算按文献[3]4.0.9条，混凝土单向偏心受压构件偏心距应满足：，由表6.2知控制效应组合为荷载组合Ⅰ：满足要求。6.4.2截面承载能力极限状态验算由文献[3]对于混凝土单向偏心受压构件，矩形截面的受压承载力按下式计算：(6.5)式中：Nd——拱的轴向力设计值；fcd——混凝土抗压强度设计值；——弯曲平面内轴压构件稳定系数；取；e——轴向力的偏心距；b——矩形截面宽度；h——矩形截面宽度；——结构重要性系数，取1.0。按式(6.5)得：满足要求。6.5承台底面作用力计算由图6.1承台的几何尺寸可得到承台的自重：，结合表6.1，可得到承台底面的作用力，作用力汇总见表6.3。表6.3承台底面作用汇总表作用类型水平力(kN)水平力力臂(m)竖向力(kN)竖向力力臂(m)承台底面形心处弯矩(kN·m)永久作用承台自重00-3948.7500墩身自重00-8339.3100土压力-488.952.83300-1385.2上部结构恒载53826.354.675-34306.63.5120862.13混凝土收缩-30.924.67500-497.2其他可变作用汽车荷载4172.14.675-530.73.521340.22温度变化温度升高729.934.6750011737.27温度降低-409.244.67500-6580.58汽车制动力187.6554.675-38.133.5743.83水的浮力003272.3500承台底面形心处的作用效应组合见表6.4表6.4承台底面作用效应组合荷载组合水平力(kN)竖向力(kN)弯矩(kN·m)荷载组合Ⅰ(恒载+汽车+温升+制动力)70616.34-56693.9184705.9荷载组合Ⅱ(恒载+汽车+温降+制动力)69499.95-56693.9166754.46.6桩基尺寸的拟定6.6.1桩长和桩径的拟定由图6.1知，桩基采用9根直径为1.2m钻孔柱桩，桩基的平面布置如图6.2。图6.2桩基础平面布置图(尺寸单位：cm)桩长计算根据文献[4]5.3.4条，支撑在基岩上或嵌入岩内的钻(挖)孔桩、沉桩的单桩轴向受压承载力容许值，可按下式计算：(6.6)式中：——单桩轴向受压承载力容许值，桩身自重与置换土重的差值作为荷载考虑；——根据清孔情况、岩石破碎程度等因素而定的端阻发挥系数；——桩端截面面积；——桩端岩石饱和单轴抗压强度标准值，(为第i层的值)；——根据清孔情况、岩石破碎程度等因素而定的第i层侧阻发挥系数；——桩嵌入各岩层部分的厚度，不包括强分化层和全分化层；——岩层的层数，不包括强分化层和全分化层；——桩身周长；——覆盖层土的侧阻力发挥系数(根据桩端确定)；——各土层的厚度；——桩侧第i层土的侧阻力标准值；——土层的层数，强分化和全分化岩石按土层考虑。假定作用在承台底面中心的荷载平均分配至各桩顶，且无偏心，则可反算桩长。则：图6.3墩台基础标高根据图6.3墩台基础标高尺寸，按式(6.6)计算桩长得：则嵌入岩层的桩长为：，由此桩长为：，取。6.6.2桩顶作用计算1)桩的计算宽度：2)桩的变形系数按文献[4]附录P.0.2条，地面以下深度内仅有一层亚粘土，故地基土水平向抗力比例系数m不予换算，取。则：桩的计算长度为，按弹性桩计算。3)桩顶刚度系数计算由文献[4]附录P表P.0.6，任一桩顶发生单位时，桩顶产生的作用效应按下式计算：沿轴线单位位移时，桩顶产生的轴向力(6.7)垂直轴线单位位移时，桩顶产生的水平力(6.8)垂直轴线单位位移时，桩顶产生的弯矩(6.9)桩顶单位转角时，桩顶产生的水平力(6.10)桩顶单位转角时，桩顶产生的弯矩(6.11)式中：、、、按文献[4]附录P表P.0.6计算。对于钻孔灌注桩，，故按式(6.7)得：换算深度，查文献[4]附录P表P.0.8计算得：，，，则按式(6.8)~(6.11)计算可得到桩顶其余各刚度系数：4)承台单位变位(1)形常数计算由文献[4]附录P对表P.0.6的说明，当地面或局部冲刷线在承台底以上时，承台周围土视作弹性介质，形常数按下式计算：(6.12)式中：——与水平力相垂直的承台作用面底边的计算宽度；、、——分别为承台底面以上水平向地基系数c的图形面积对底面的面积矩和惯性矩；(6.13)——承台底面处水平向土的地基系数，；——承台底面埋入地面或局部冲刷线下的深度。按式(6.12)、(6.13)计算：(2)位移计算竖向位移：水平位移：转角()：5)单桩桩顶荷载效应由文献[4]附录P表P.0.6，任一桩顶的轴向力、剪力、弯矩分别按下式计算(如图6.4)：(6.14)(6.15)(6.16)式中：——坐标原点O以右为正，以左为负。则按式(6.14)~(6.16)得：轴向力剪力弯矩图6.4单桩荷载效应计算示意图桩顶的水平位移：转角：6.7单桩承载能力验算6.7.1桩身内力计算由文献[4]附录P表P.0.3，地面或局部冲刷线以下深度z处桩各截面的内力安下式计算：(6.17)(6.18)式中：，。地面以下深度z处桩各截面的桩身弯矩、剪力列表计算如表6.5、6.6。表6.5桩身截面弯矩计算(m)A3B3C3D3Mz(kN·m)0.3190.1-0.00017-0.0000110.1-22852.450.6370.2-0.00133-0.000130.999990.2-20134.231.2740.4-0.01067-0.002130.999740.39998-14792.451.9110.6-0.036-0.01080.998060.59974-9646.862.5480.8-0.08532-0.034120.991810.79854-4748.983.1851-0.16652-0.083290.975010.99445-107.373.8221.2-0.28737-0.17260.937831.183424312.854.7781.5-0.5587-0.420390.810541.436810703.446.3712-1.29535-1.313610.206761.6462821662.86.7592.122-2.10416-2.70823-1.0645411.20129130965.328.2822.6-2.62126-3.59987-1.877340.9167936912.8392.825-2.293602-3.149886-1.6426730.80219132298.73表6.6桩身截面剪力计算(m)A3B3C3D3Qz(kN)0.3190.1-0.005-0.00033-0.0000118562.550.6370.2-0.02-0.00267-0.00020.999998496.731.2740.4-0.08-0.02133-0.00320.999668250.091.9110.6-0.17997-0.07199-0.01620.997417891.222.5480.8-0.31975-0.1706-0.05120.989087483.493.1851-0.49881-0.33298-0.124930.966677096.943.8221.2-0.71573-0.5745-0.258860.917126800.174.7781.5-1.10468-1.11609-0.630270.747456641.896.3712-1.84818-2.57798-1.9662-0.0565273026.7592.122-2.20733-4.14095-4.033618-1.7428898005.498.2822.6-2.43695-5.14023-5.35541-2.821068455.2692.825-2.13233-4.497701-4.68598-2.468437398.356.7.2配筋计算1)截面设计由表6.5桩身最大弯矩处，弯矩，相应的轴向力为：，桩身混凝土强度等级为C30，取，桩的计算长度。偏心距增大系数长细比，不予考虑偏心距增大系数。取，则截面的有效高度为：。受压区高度系数按文献[2]附录C的迭代方法试算，计算式如下：(6.19)(6.20)式中：——纵向钢筋配筋率；r——圆形截面半径；e0——偏心距；A、B——有关混凝土承载力的计算系数，按文献[2]附录C的迭代法由表C.0.2查得；C、D——有关纵向钢筋承载力的计算系数，按文献[2]附录C的迭代法由表C.0.2查得。按式(6.19、(6.20)计算见表6.7。表6.7Nu查表试算ABCDNu(kN)N(kN)Nu/N0.661.68270.66350.87661.59339904.1410331.790.0174790.9586080.671.71740.66150.9431.553410459.6210331.790.0202791.0123720.681.74660.65891.00711.514611050.4310331.790.0233791.069556由表6.7知，当时，计算纵向力Nu与设计值相近，此时配筋率为，则所需钢筋截面面积为：现选用38φ28，，实际配筋率钢筋布置如图6.5，，纵向钢筋间净距为：满足要求。图6.5截面配筋图(尺寸单位：mm)(2)截面复核在垂直于弯矩作用平面内长细比，稳定系数混凝土截面面积为：实际纵向钢筋面积为，则：满足要求。在弯矩作用平面内仍采用文献[2]附表C.0.2进行试算，计算结果见表6.8。由式(6.19)得：表6.8(e0)查表试算ABCD(e0)(mm)e0(mm)(e0)/e0.661.68270.66350.87661.59333753571.050.671.71740.66150.9431.55343593571.0060.681.74660.65891.00711.51463453570.966由表6.7知，当时，计算偏心距(e0)与设计值相近，则在弯矩作用平面内的承载力为：满足要求。6.7.3单桩容许承载力及压应力计算(1)单桩容许承载力由式(6.6)单桩轴向受压承载能力容许值为：满足要求。(2)桩端最大最小压应力桩端最大最小压应力按式(6.17)计算(6.20)式中：——桩端最大、最小压应力；——桩底面的轴向力标准值，对于岩石地基：；——桩底弯矩，令z=h由表6.5中计算Mz计算求得；、——桩端面积及面积抵抗矩；——桩端处土的承载力容许值。则按式(6.20)得：满足要求。(3)嵌固处截面强度验算由表6.5计算，桩嵌入岩石的深度，即承台底面以下深度处，嵌固处截面弯矩和轴向力分别为：控制设计截面的弯矩和轴向力分别为：经比较，桩身控制设计截面弯矩与轴向力均大于嵌固处截面，故结构安全，无需再另行验算。6.8群桩整体验算由文献[4]附录R.0.1条规定，群桩作为整体基础时，桩基须进行群桩整体验算，计算式如下：轴心受压时：(6.21)偏心受压时，除满足式(6.21)外，尚应满足下式：(6.22)(6.23)当桩的斜度时：(6.24)(6.25)当桩的斜度时：(6.26)(6.27)(6.28)式中：、——桩端平面处的平均压应力、最大压应力(kPa)；——承台底面包括桩的重力在内至桩端平面土的平均重度()；取。l——桩的深度；——承台底面以上土的重度()；L——承台长度(m)；B——承台宽度(m)；N——作用于承台底面合力的竖向分力(kN)；A——假想的实体基础在桩端平面处的计算面积；a、b——假想的实体基础在桩端平面处的计算宽度和长度(m)；L0——外围桩中心围成矩形轮廓的长度(m)；B0——外围桩中心围成矩形轮廓的宽度(m)；d——桩的直径(m)；W——假想的实体基础在桩端平面处的截面抵抗矩；e——作用于承台底面合力的竖向力对桩端平面处计算面积重心轴的偏心距(m)。——基桩所穿过土层的平均土内摩擦角；、——各层土的内摩擦角与相应土层厚度的乘积；——修正后桩端平面处土的承载力容许值(kPa)；——抗力系数。由图6.3知，亚粘土厚度为4m，强风化砂岩厚度为5.35m，查文献[1]查得亚粘土的内摩擦角为35°，强风化砂岩(砂砾)为40°，则：由图6.1知，群桩基础中无斜桩，，则：则按式(6.21)得：满足要求。按式(6.22)得：满足要求。参考文献[1]交通部．JTGD60—2004公路桥涵设计通用规范．北京：人民交通出版社，2004．[2]交通部．JTGD62—2004公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范．北京：人民交通出版社，2004．[3]交通部．JTGD61—2005公路圬工桥涵设计规范．北京：人民交通出版社，2005．[4]交通部．JTGD63—2007公路桥涵地基与基础设计规范．北京：人民交通出版社，2007．[5]邵旭东．桥梁工程(第二版)．北京：人民交通出版社，2007．[6]顾懋清．石绍甫．公路桥涵设计手册—拱桥(上册)．北京：人民交通出版社，1996．[7]江祖铭．王崇礼．公路桥涵设计手册—墩台与基础(上册)．北京：人民交通出版社，1997．[8]袁伦一．鲍卫刚．李扬海．公路圬工桥涵设计规范(JTGD61—2005)—应用算例．北京：人民交通出版社，2005．[9]易建国．混凝土简支梁(板)桥(第三版)．北京：人民交通出版社，2006．[10]叶见署．结构设计原理(第二版)．北京：人民交通出版社，2005．[11]李廉锟．结构力学(第四版)．北京：高等教育出版社，2004．[12]刘辉．赵晖．基础工程．北京：人民交通出版社，2008．[13]赵明阶．土质学与土力学．北京：人民交通出版社，2006．致谢在张老师的亲切关怀和悉心指导下，我顺利的完成了毕业设计。通过这次毕业设计，我受益匪浅，不仅学到了更多的专业知识，更是感受到了一种工作精神与态度。同时，我们应当学会解决生活和工作中所遇到的问题。毕业在即，我在此谨向张老师致以诚挚的谢意以及崇高的敬意。他严肃的科学态度，严谨的治学精神，精益求精的工作作风，深深的感染和激励着我。感谢老师在学习和工作中给我以耐心指导，感谢老师在思想上、生活上给予的无微不至的关怀。另外，我在此还要感谢与我同组共事的同学们，正是由于你们的帮助与支持，我才能克服困难，解决疑惑，直至毕业设计的顺利完成。由于知识与经验的欠缺，设计中还存在诸多错误，望老师予以指正。最后，感谢老师们的辛勤培养，感谢同学们的鼎力支持，祝大家身体健康，工作顺利！学生：蒋茂龙2011年6月5日附录A—外文翻译原文：Chapter1LOADANDCODES1.1INTRODUCTIONAlthoughnotgenerallyappreciatedbylaypeople,itisnotpossibletodesignandconconstructastructurethatwillremainsafeagainstfailureunderallconditionsandatalltimes.Thereasonsforastructurebeingpronetofailuresareseveral:(a)thestrengthofthevariouscomponentscannotbeassessedwithfullcertainty;(b)theloadsthatastructurewillbecalledupontosustainalsocannotbepredictedwithcertainty;and(c)theconditionofastructuremaydeterioratewithtimeduetotheeffectsoftheenvironment,causingittolosestrength.Becauseofthesefactors,thereexistsaprobabilitythatthestrengthofastructurewillatsometimebeexceededbytheloadsthatithastosustain,resultinginthefailureofthestructure.Asnotedinsub-section1.3.2,thetermfailureisbeingusedherenotonlytosigni;thecollapseofthewholestructure,butalsotoincludethesituationofthestructurenotbeingabletofulfiloneormoreofitsintendedfunctions.Theprobabilityoffailureofastructurecanbereducedbyincreasingitsdesignstrength,whichinvariablyleadstoahigherfirstcost.Theroleofthestructuralengineeristostrikeasociallyacceptablebalancebetweentheriskoffailureandthecostofthestructure.Forexample,abridgecanindeedbebuilttohavethesameprobabilityoffailureasthepyramidsofGiza,showninFig.1.1.Thecostofsuchabridge,however,islikelytobesohighthatsocietymaynotbepreparedtopayforit.Bycontrast,societymaynotbepreparedtoacceptinabridgethesamehighfiequencyoffailureasinanautomobile.Figure1.1PyramidsofGizainEgypt,examplesofstructureswithlowprobabilityoffailureItissometimesarguedthatagoodengineercanstrikeabalanceintuitivelybetweenthecostandsafetyofastructure,andthatdesigncodestendtorestrictthecreativeabilityofthedesigner.Theidealcriteriaforstructuraldesign,itisargued,arethosewhichmerelyrequirethatastructureremainsafewhilefulfillingitsintendedfunctions.Examplesoftheworld'smostspectacularbridges,whichhaveverylongspansandforwhichthereexistednodesigncodesuntilrecently,aregivenindefenceoftheargumentforhavingnodesigncodeatall.Itcanbedemonstratedreadilythat,duetothelackofasetofcomprehensivedesigncriteria,differentstructuresdesignedbydifferentdesignersarelikelytohavedifferentprobabilitiesoffailure.Thissituationisparticularlyundesirableforbridgesonthesameroadwaysystem.Sinceallsuchbridgesarelikelytobesubjectedtonearlythesamemaximumvehicleandenvironmentalloads,thebridgewiththehighestprobabilitesoffailurewillgovernthecapacityoftheroad;inthiscase,itcanbereadilyappreciatedthattheresourcesputintomakingtherestofthebridgesextra-safearenotbeingexpendedwisely.Sincethedesignsofshortandmediumspanhighwaybridgesaregovernedmainlybyvehicleweights,thedesignliveloadsconstituteaveryimportantpartofthedesigncriteria.Itissurprisingthatlittleattemptisusuallymadetoensurearealisticcorrespondencebetweentheactualvehicleweightsinajurisdictionandthedesignliveloadsforitsbridges.Thischapterpresentsamethodusingwhichanynumberofvehiclescanbecomparedwitheachotherwithrespecttothemaximumloadeffectstheyinduceonbridges;thismethodcanalsobeusedtoformulateoneormoredesignvehiclescorrespondingtoagivenpopulationofvehicles.Thechapteralsoprovidesthebasicsoftheprobabilisticmethods,whichareusedtoquantifysafetyinmoderndesigncodes.1.2VEHICLELOADSThedesignofmostshortandmediumspanhighwaybridgesisgovernedpredominantlybylongitudinalmomentsandshears.Theliveloadcomponentsoftheseresponsesarecausedbyheavycommercialvehiclesandaregovernedbythespacingandweightsoftheiraxles.Thetaskofquantifyingthecommercialvehicleswithrespecttotheloadeffectswhichtheyinduceinbridgesismadedifficultytheverylargenumberofaxleweightandspacingcombinationsthatareencounteredinpractice.Withthehelpofthemethoddescribedinsub-section1.2.1,asetofdiscreteloadscanbereducedtoanequivalentuniformlydistributedloadwhichgivesverycloselythesamemaximummomentsandshearsinone-dimensionalbeamsasthediscreteloads;thisequivalence,asexplainedlater,isusefulincomparingtheeffectsofdifferentvehiclesinallbridges.1.2.1EquivalentBaseLengthIthasbeenshownbyCsagolyandDorton(1978)thatNdiscreteloads,withatotalweightofW,onabeamcanbereplacedbyauniformlydistributedloadwhichisalsooftotalweightWandhasalengthBmsothatthemomentenvelopealongthebeamduetothedistributedloadisverynearlythesametothemomentenvelopeduetothesetofdiscreteloads.ThelengthBm,whichisreferredtoastheequivalentbaselength,isgivenbythefollowingequation:(1.1)whereNisthetotalnumberofdiscreteloadsandothernotationisasillustratedinFig.1.2.Theloadclosesttothecentreofgravityofthesetofloadsistakenasthereferenceloadanddistancesofotherloadsxaremeasuredwithreferencetothisload.ItcanbeseenthatEq.(1.1)isindependentofthespanlengthofthebeam;itgivesonlyapproximatevaluesofBmwhich,asshownlater,areaccurateenoughformostpracticalpurposes.Eq.(1.1)isadaptedfromthefollowingmoreaccurateexpressionwhichincorporatesthespanlength,L,ofthebeamandwhichisreportedbyJungandWitecki(1971).(1.2)Figure1.2NotationforaseriesofpointloadsandtheirspacingAccuracyThepercentageoferrorincurredinthedeterminationofbeammomentsthroughthesimplifiedapproachofequivalentbaselengthdefinedbyEq.(1.1)isdenotedbyandquantifiedby:(1.3)whereMBisthemaximumbeammomentatareferencepointduetotheuniformlydistributedloadoflengthBmobtainedbyEq.(1.1),andMisthecorrespondingmaximummomentduetothegivensetofdiscreteloads.ValuesofareplottedinFig.1.3(a)againstspanlengthformomentsinsimplysupportedbeamsduetoatruckwithfiveaxles.Itcanbeseeninthisillustrativeexamplethatthedegreeoferroriswithin+1%and-8%forallreferencepointsconsidered.Valuesofarelargeonlywherethemagnitudeofmomentissmallandhencethemagnitudeofisirrelevant.AlthoughEq.(1.1)wasdevelopedformomentsinsimplysupportedbeams,itisalsovalidforshearsandforcontinuousbeams.InFig.1.3(b),valuesofareplottedagainstthespanlengthofatwo-spancontinuousbeamformaximummomentsatdifferentpointsalsoduetoatruckwithfiveaxles.ItwillbenotedthattheValuesofaresomewhatlargerthanthoseoftheircounterpartsinthesimplysupportedbeam,butarestillsmall,beingwithin+1%and-10%.Inbothbeams,reduceswiththeincreaseinspanlength.Figure1.3plottedagainstspanlength:(a)simplysupportedbeam;(b)two-spancontinuousbeamTheactualenvelopeofmaximummomentsinasimplysupportedbeamof10.67mspanduetoafive-axletruckiscomparedinFig.1.4withtheenvelopeofmaximummomentsduetotheuniformlydistributedloadoflengthBmobtainedbyEq.(1.1).Theclosenessofthetwoenvelopesisstriking.ThefigurealsoshowstheVariationofalongthespan.ItcanbeseenthattheValuesofareVerysmallinthemiddlehalfofthebridge,wheremomentsareusuallyconsideredindesign,beingwithin5%inthisregion.Nearthesupports,wherethemagnitudesofmomentsaresmall,becomesashighasabout-13%butisnotofconcernindesign.IthasbeenshownbyCsagolyandDorton(1973)thattheValueof4increasesasthenumberofdiscreteloadsisreduced.However,evenforasetofthreeconcentratedloads,isfoundtobewithin+3%and-11%forsimplysupportedbeams,and+3.5%and-13%fortwo-spancontinuousbeams.Theaboverangescitedabovearequotedformomentsnearendsupports.译文：荷载与规范1.1概述通常来讲，人们都认为能够设计和建造出一种能在任何情况下都不被破坏并保证安全的结构，然而这是难以实现的。导致建筑物结构失效的原因有如下几点：(a)不能承受各种情况下的荷载作用；(b)结构并没有起到支撑荷载的作用；(c)在外界条件的影响下，结构丧失其强度。由于这些因素的存在，结构所承受的作用在某些时候就有可能超过它本身所能承载的荷载，这样导致结构破坏而失效。如1.3.2中所介绍，失效一词并不单单指结构物遭受破坏而倒塌，同时它也包括结构物不能实现其自身的基本功能。结构失效的可能性可以通过增加设计强度来减小，但往往也会为此在前期投入较高的成本。结构工程师的作用就是在建筑成本和失败风险之间找到到一个社会均认可的平衡点。例如，建造一座桥梁，实际上所面临的风险和建造吉萨金字塔(图1.1)一样，但是人们却难以承受如此巨额的建造费用。相比之下，人们无法接受建造一座桥梁所承担的风险就如人们在交通事故所担受的风险一样。图1.1埃及吉萨金字塔，低风险建筑实例有时候人们认为，一个好的工程师能凭直觉在费用和结构的安全之间做到平衡，但设计规范却容易限制设计者的创造力。对于结构设计的理想标准，它是备受争议的，这些仅仅只是需要结构在实现它应有的功能的同时，依然能保证结构的安全性。世界最大跨径的桥梁已经完成修建，然而直到现在都还没有完善的设计规范，为此饱受争议。显而易见，由于缺乏一些列的统一的设计标准，不同的设计者设计出的不同的结构可能就存在不同的破坏可能性。这种情形对在相同的车道系统上的桥梁十分不受欢迎。由于桥梁在最不利的车辆与外界环境荷载下，桥梁的破坏程度直接影响道路的承载能力，在这样的情况下，人们很容易认为桥梁额外的安全性能并没有得到消耗。由于车辆荷载在中、小跨径的桥梁中成为主要的控制荷载后，设计活荷载则成为了设计规范的重要组成部分。令人惊奇的是，在实际的车辆荷载和设计活载下几乎不能找到桥梁的真正的受荷情况。本章将介绍一种用于比较车辆荷载下和其他最不利荷载影响下桥梁受荷状况的方法，这种方法也适用于已知一个样本车辆，求解剩余的一个或多个设计车辆。本章还将介绍普遍应用于安全设计规范中的基本方法。1.2车辆荷载大多数中、小跨径的公路桥梁主要以纵向力矩和剪力作为设计控制。设计活荷载的大小主要是由车辆的前后轴距所反应的，然而由于各种车辆的轴距的不统一和其他荷载作用的偶然性，则很难掌握桥梁的受力状况。借助于1.2.1的方法，一系列的荷载作用可以等效成与之十分接近的且是最不利时刻的剪力作用到单片梁上。这种等效方法在分析桥梁的受力情况时十分的有用。1.2.1等效长度Csagoly和Dorton认为，当一片梁在N个荷载的作用下，受到的荷载之和为W，将W等效成均布荷载分布在单片梁上，此时，沿着Bm的长度范围内的均布荷载则近似的等效于N个作用下的荷载效应。长度Bm则被称为等效长度，可由下式计算：(1.1)N——荷载作用个数；如图1.2荷载作用位置及尺寸；xi——荷载作用点到距离梁形心最近的荷载的距离。由式(1.1)知，Bm是一个与梁的跨径大小相关的单变量，上式是一个近似求解方法，通过后来大量的实例验证Bm是精确的。与梁的跨径—L有关的式(1.1)的精确表达出自于JungandWitecki发表的著作中(1971)，如下式：(1.2)图1.2荷载布置图精度在目前的一些决定桥梁弯矩的误差表达中，常使用一值来简单的逼近式(1.1)中的基本长度，可按下式计算：(1.3)MB——长度Bm范围内均布荷载产生的最大弯矩，如式(1.1)；M——N个作用下产生的最大弯矩。由图1.3(a)可知，当拥有5个轮轴的汽车作用在简支梁上时，与跨径成反比关系。从这个示例中可以看出，的误差范围是在1%到-8%之间，值仅与弯矩的大小有关，而与值本身无关。式(1.1)不仅适用于简支梁，同样也适用于连续梁，如图1.3(b)所示。图中绘出了当5个轮轴作用在两跨连续梁上不同位置时，产生的最大弯矩与值的相互关系。由此看出，当荷载作用在连续梁上时的值大于荷载作用在简支梁上时的值，但是其误差变化仍然很小，仅在1%到-10%之间。在任何的桥梁结构形式中，值随桥梁的跨径的增大而减小。比较五个轮轴作用在跨径为10.67米的简支梁上时，实际的最大弯矩和图1.4中的长度Bm范围内由等效的均布荷载引起的最大弯矩，这两种情况下的弯矩十分的接近。图中也绘出了沿跨长的变化情况，图中曲线表明值在梁跨中较小，跨中部位的弯矩与设计值在5%之间波动。(a)简支梁(b)连续梁图1.3与跨径的函数关系图越靠近支点处，弯矩值越小，也会随之变大至-13%左右，但不会影响设计值。Csagoly和Dorton在1973年发表的论述中认为，值会随着荷载的减少而增加，但是当3个集中荷载作用在简支梁上时，值的变化范围在+3%与-11%之间；作用在连续梁上时，值的变化范围在+3.5%与-13%之间。附录B—盖梁内力计算B.1上部空心板自重作用时结构计算书结构名称_______________结构形式_______________计算者_______________复核者_______________2011-4-16建工学院***基本数据***节点总数=25支承点总数=3单元总数=24各单元材料是否相同(是-1/否-0)=1各单元截面特性是否相同(是-1/否-0)=0节点集中力个数=12支承强迫位移个数=0是否有附加竖向均布荷载(1/0)=0是否有附加竖向三角荷载(1/0)=0是否计算温度梯度效应(1/0)=0是否计算均匀温差效应(1/0)=0各节点坐标：节点号XY10.0000.00020.3000.00030.7750.00040.8500.00051.2500.00061.8500.00072.3500.00082.8500.00093.8500.000104.1000.000114.8500.000125.8500.000136.3500.000146.8500.000157.8500.000168.6000.000178.8500.000189.8500.0001910.3500.0002010.8500.0002111.4500.0002211.8500.0002311.9250.0002412.4000.0002512.7000.000各单元材料及截面特性：IJEγαAI0010023000000025.0001.00e-50.9120.043900020033000000025.0001.00e-50.7380.023260030043000000025.0001.00e-50.8700.038110040053000000025.0001.00e-50.9840.055140050063000000025.0001.00e-51.0800.072900060073000000025.0001.00e-51.0800.072900070083000000025.0001.00e-51.0800.072900080093000000025.0001.00e-51.0800.072900090103000000025.0001.00e-51.0800.072900100113000000025.0001.00e-51.0800.072900110123000000025.0001.00e-51.0800.072900120133000000025.0001.00e-51.0800.072900130143000000025.0001.00e-51.0800.072900140153000000025.0001.00e-51.0800.072900150163000000025.0001.00e-51.0800.072900160173000000025.0001.00e-51.0800.072900170183000000025.0001.00e-51.0800.072900180193000000025.0001.00e-51.0800.072900190203000000025.0001.00e-51.0800.072900200213000000025.0001.00e-51.0800.072900210223000000025.0001.00e-50.9840.055140220233000000025.0001.00e-50.8700.038110230243000000025.0001.00e-50.7380.023260240253000000025.0001.00e-50.9120.04390支承点信息CS：101006100013101020各单元自重效应：节点位移节点号水平(mm)竖向(mm)转角(min)10.000-0.009-0.03020.000-0.006-0.03030.000-0.002-0.02240.000-0.002-0.02050.0000.000-0.01160.0000.0000.01470.000-0.0040.03380.000-0.0090.03590.000-0.0150.006100.000-0.016-0.004110.000-0.012-0.029120.000-0.002-0.027130.0000.0000.000140.000-0.0020.027150.000-0.0120