桥梁设计计算书详解

4目录TOC\o"1-4"\h\z\u摘要 .2.2后张法由锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的应力损失（）后张法构件预应力曲线钢筋有锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的预应力损失，应考虑锚固后反向摩擦的影响，可参照《公预规》附录D计算如下。反摩擦影响长度可按下列公式计算：式中：——锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩值，mm，按《公预规》表6.2.3采用，本桥取4mm——预应力钢筋的弹性模量；——单位长度由管道摩擦引起的预应力损失；——张拉端锚下控制应力，按《公预规》第6.1.3条的规定采用；——预应力钢筋扣除沿途摩擦损失后锚固端应力；——张拉端到锚固端的距离。当时，预应力钢筋离张拉端处考虑反摩擦后的预应力损失，可按下列公式计算：式中，当时在影响范围内，预应力钢筋考虑反摩擦后在张拉端锚下的预应力损失值；如，表示处预应力钢筋不受反摩擦的影响。表6.2边跨跨中锚具变形损失钢束束数xlΔσdΣΔlEpLfΔσσl2b241.3111.933.44340.00419500015.0506103.65194.6289b364.37182.62670.00419500017.232390.527567.5704b4107.4824.112.22120.00419500018.739483.247150.0183b5911.5431.171.97940.00419500019.85178.585432.9013B124.1518.35.58150.00419500011.8215131.96385.6366B226.3922.784.67420.00419500012.918120.76261.0259B328.6327.264.06460.00419500013.8529112.61242.4576T319.97199.90.28110.00419500052.675229.615518.3878n80.7538.51.03750.00419500027.419756.893555.33736.2.3后张法由混凝土弹性压缩引起的应力损失（）式中：——在计算截面先张拉的钢筋重心处，由后张拉各批钢筋产生的混凝土法向拉应力，MPa；——预应力钢筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值，取5.65。后张法预应力混凝土构件，当同一截面的预应力钢筋逐束张拉时，由混凝土弹性压缩引起的预应力损失，可按简化公式计算：式中：m——预应力钢筋的束数；——在计算截面的全部钢筋重心处，由张拉一束预应力钢筋产生的混凝土法向压应力，取各束的平均值。，，跨中由混凝土弹性压缩引起的应力损失计算结果见表6.3表6.3边跨跨中由混凝土弹性压缩引起的应力损失钢束编号m-1αepσpeApNpe=ys-yiInAnΔσpcσl4b235.65212590.00293.67591.3074.596.450.484494.107b355.65212800.00496.22791.3074.596.450.547237.732b495.65212910.008811.3091.3074.596.450.5962215.16b585.65213000.007810.1221.3074.596.450.5929513.41B115.65212070.0011.17461.0874.596.450.242240.685B215.65212270.0011.19441.1974.596.450.2790.788B315.65212420.0011.20821.3074.596.450.318490.9T25.65213200.00192.56950.7434.596.450.235811.333n75.65213000.00688.85240.7434.596.450.304656.0266.2.4后张法由钢筋松弛引起的预应力损失终极值（）式中：——张拉系数，采用超张拉，取=1.0；——钢筋松弛系数，对于低松弛钢绞线，取=0.3；——传力锚固时的钢筋应力，对后张法构件。跨中由钢筋松弛引起的预应力损失计算见表6.4：表6.4边跨跨中由钢筋松弛引起的预应力损失钢束编号φξσconfpkσl1σl2σl4σpeσl5b210.31395186041.0894.6294.10751255.1834.2332b310.31395186047.2867.577.73241272.4236.5424b410.31395186053.55350.01815.16431276.2737.0647b510.31395186061.69732.90113.4054128738.5347B110.313951860102.1485.6640.68461206.5127.9805B210.313951860106.4861.0260.78851226.7130.5269B310.313951860110.842.4580.91240.8432.3496T10.31395186056.20618.3881.33281319.0743.044n10.31395186039.94255.3376.02651293.6939.4626.2.5由混凝土收缩,徐变引起的预应力损失бl6计算公式：式中：σps—构件受拉区，受压区全部纵向钢筋截面重心处由预应力产生的混凝土法向压应力计算;Ep—预应力钢筋的弹性模量;αEP—预应力钢筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值;ρ—构件受拉区、受压区全部纵向钢筋配筋率；A—构件毛截面面积；i—截面回转半径,i2=I/A对后张法构件I为净截面惯性矩;ep—构件受拉区、受压区预应力钢筋截面重心至构件截面的距离;es—构件受拉区、受压区纵向普通钢筋截面重心至构件截面的距离;(t,t0)—混凝土收缩应变终极值,预应力钢筋传力锚固龄期为t0;表6.5由混凝土收缩,徐变引起的预应力损失(бl6)钢束编号εφiρρpEpσpcσl6b20.00032.23390.7120.00534.37351950006.62718101.008b30.00032.23390.7120.00534.37351950006.71816101.776b40.00032.23390.7120.00534.37351950006.73848101.947b50.00032.23390.7120.00534.37351950006.79514102.426B10.00032.23390.7120.00533.33341950006.37019105.28B20.00032.23390.7120.00533.82951950006.47683103.036B30.00032.23390.7120.00534.37351950006.55146100.369T0.00032.23390.7120.00172.09021950006.9645132.915n0.00032.23390.7120.00172.09021950006.8305131.4676.3预应力损失组合及有效预应力根据上述各项预应力损失计算结果可按施工与使用阶段对预应力损失进行组合，进而可得相应阶段有效预应力,预应力损失值组合。对于后张法:预加力阶段（I）,即σlI=σl1+σl2+σl4使用阶段（II）,σlII=σl5+σl6预加力阶段：σIy=σcon-σlI使用阶段：σIIy=σcon-σlI-σlII由此得22节点（截面处）预应力损失及有效预应力汇总见表6.6表6.6有效预应力汇总钢束编号σl1σl2σl4σⅠσl5σl6σⅡ预加应力阶段使用阶段σconb241.0894.6294.108139.8234.233101.01135.2411255.181119.941395b347.2867.577.732122.5836.542101.78138.3181272.421134.11395b453.55350.01815.16118.7437.065101.95139.0121276.261137.251395b561.69732.90113.4110838.535102.43140.9612871146.041395B1102.1485.6640.685188.4927.981105.28133.2611206.511073.251395B2106.4861.0260.789168.2930.527103.04133.5631226.711093.151395B3110.842.4580.9154.1632.35100.37132.7191240.841108.121395T56.20618.3881.33375.92743.044132.91175.9591319.071143.111395n39.94255.3376.027101.3139.462131.47170.9291293.691122.7613956.4预加力产生的次内力及内力组合（二）6.4.1预应力引起的次内力一般地只有在超静定结构施加预应力时才产生次应力，本设计为满堂支架施工，所有预应力钢束均在连续梁体系形成后张拉锚固，因此，这些钢束均使该桥产生次应力，预应力产生次内力结果见表6.7表6.7预应力产生的次内力截面号节点号剪力弯矩截面号节点号剪力弯矩边支座219.25276.31/10截面11280.6-40011/8截面738.6610711/5截面11831.57-20461/4截面1253.9924253/10截面12475.6-338.43/8截面17-16.2627722/5截面13027.6520471/2截面22-71.2722321/2截面136-5.9230575/8截面27-75.4220.483/5截面142-72.8824373/4截面32-93.78-16797/10截面148-68.48576.87/8截面37-70.15-35244/5截面154-69.39-1276支座430.83-38899/10截面160-67.84-34941/10截面5050.04-3512中支座16733.54-40041/5截面569.99-16491/8截面17364.11-34863/10截面623.88204.11/4截面17844.32-21802/5截面6848.7916253/8截面18335.15-49.711/2截面74-2.930811/2截面188100.816683/5截面80-35.720145/8截面193-13.4523987/10截面86-87.79-203.93/4截面198-83.2718634/5截面92-58.77-27737/8截面20326.4812029/10截面98-81.99-4002边支座208-60.97447.1中支座105-2.19-39826.4.2混凝土的徐变和收缩引起的次内力混凝土的徐变，是指混凝土在应力不变时，应变随时间而持续增长的特性。徐变的终极值可达初始弹性变形的几倍。持续荷载卸除后，立即发生弹性的恢复，随后并有少量的徐变恢复。混凝土蒸发失水时收缩，收缩后吸收水分又会膨胀，所以收缩在很大范围内时产生可逆的现象。混凝土的徐变和收缩的影响，不仅在计算预应力损失值时要考虑，而且在确定结构的变形和分析超静定结构的内力时，也应考虑。收缩和徐变产生的次内力见表6.8，6.9表6.8徐变产生的次内力截面号节点号剪力弯矩截面号节点号剪力弯矩边支座2-1.190.001/10截面112-0.82-8.411/8截面7-1.19-5.221/5截面118-0.82-13.321/4截面12-1.19-11.143/10截面124-0.82-18.233/8截面17-1.19-17.072/5截面130-0.82-23.141/2截面22-1.19-22.991/2截面136-0.82-28.065/8截面27-1.19-28.923/5截面142-0.82-32.973/4截面32-1.19-34.847/10截面148-0.82-37.887/8截面37-1.19-40.774/5截面154-0.82-42.80支座430.72-46.709/10截面160-0.82-47.711/10截面500.72-42.38中支座1671.34-52.621/截面560.72-38.061/8截面1731.34-45.943/10截面620.72-33.731/4截面1781.34-39.272/5截面680.72-29.413/8截面1831.34-32.591/2截面740.72-25.091/2截面1881.34-25.913/5截面800.72-20.775/8截面1931.34-19.237/10截面860.72-16.453/4截面1981.34-12.554/5截面920.72-12.137/8截面2031.34-5.889/10截面980.72-7.81边支座2080.000.00中支座105-0.82-3.49表6.9收缩产生的次内力截面号节点号剪力弯矩截面号节点号剪力弯矩边支座20.180.001/10截面1120.20-3.331/8截面70.180.811/5截面1180.20-2.161/4截面120.181.733/10截面1240.20-0.983/8截面170.182.652/5截面1300.200.191/2截面220.183.571/2截面1360.201.375/8截面270.184.483/5截面1420.202.543/4截面320.185.407/10截面1480.203.727/8截面370.186.324/5截面1540.204.89支座43-0.207.249/10截面1600.206.061/10截面50-0.206.07中支座167-0.187.241/5截面56-0.204.891/8截面173-0.186.323/10截面62-0.203.721/4截面178-0.185.402/5截面68-0.202.543/8截面183-0.184.481/2截面74-0.201.371/2截面188-0.183.563/5截面80-0.200.195/8截面193-0.182.657/10截面86-0.20-0.983/4截面198-0.181.734/5截面92-0.20-2.167/8截面203-0.180.819/10截面98-0.20-3.33边支座2080.000.00中支座1050.20-4.516.4.3内力组合（二）在这里只取半桥的几个截面进行列表，见表6.10，6.11表6.10承载能力极限状态弯矩组合截面号节点号最大弯矩最小弯矩边支座2-9167-125401/8截面74886-165101/4截面129330-307503/8截面1714180-385801/2截面2217730-419705/8截面2729500-306603/4截面3234730-257007/8截面3734110-26410支座434968-676401/10截面5040820-79381/5截面5639380-14443/10截面6230480-89732/5截面6835470-119701/2截面7431890-212503/5截面8031520-235507/10截面8637430-147804/5截面925736039679/10截面9825240-25690中支座105-22000-89370表6.11承载能力极限状态剪力组合截面号节点号最大剪力最小剪力边支座2-11010.00-9167.001/8截面72209.00-13570.001/4截面123362.00-5467.003/8截面179594.00-9349.001/2截面2212020.00-7846.005/8截面2723830.003920.003/4截面3229650.006855.007/8截面3730810.002574.00支座43-46430.004958.001/10截面5012690.0035340.001/5截面5620090.0026400.003/10截面6215620.0025750.002/5截面6819310.0026110.001/2截面7416190.0018190.003/5截面8016750.0016930.007/10截面8624540.0023180.004/5截面9243620.0041610.009/10截面9813830.002886.00中支座105-67420.00-26420.00第七章主梁截面强度计算与验算7.1计算方法预应力混凝土受弯构件截面强度的验算内容包括：正截面强度验算和斜截面强度验算。混凝土梁斜截面强度一般不控制设计。故本设计不作斜截面强度的计算与验算，斜截面的安全情况由主应力来控制。这里主要考虑正截面强度的计算与验算。7.2正截面强度计算与验算矩形截面或翼缘位于受拉边的箱形截面受弯构件，其正截面抗弯承载力计算应符合下列规定：≤式中：——桥梁结构的重要性系数，本设计取；——弯矩组合设计值；——混凝土轴心抗压强度设计值；、——纵向普通钢筋的抗拉强度设计值和抗压强度设计值；、——纵向预应力钢筋抗拉强度设计值和抗压强度设计值；、——受拉区、受压区纵向普通钢筋的截面积；、——受拉区、受压区纵向预应力钢筋的截面积；——截面有效高度，h0=h-a，此处h为截面全高；、——受拉区、受压区普通钢筋合力点、预应力钢筋合力点至受拉区边缘、受压区边缘的距离；——受压区预应力钢筋合力点处混凝土法向应力等于零时预应力钢筋的应力，后张法按公式计算。箱形截面梁翼缘有效宽度计算简图如图7.1图7.1箱型截面梁有效宽度边跨：跨中：，跨径：跨中：，查表得：，查表得：边跨：跨中上缘有效宽度跨中下缘有效宽度17截面处强度验算，，，，，，，，，，，，，，，故：所以应以宽度为的矩形截面计算正截面抗弯承载力。截面受压区的高度为：截面受压区高度符合要求。承载能力满足要求。表7.1正截面强度验算截面号节点号内力属性Mj(or)极限抗力(or)受力类型抗力是否满足要求受压区高度是否满足要求最小配筋是否满足要求边支座2最大弯矩-917085800上拉偏压是是是最小弯矩-1250079200上拉偏压是是是1/8截面7最大弯矩4890154000下拉偏压是是是最小弯矩-16500105000上拉偏压是是是1/4截面12最大弯矩9330149000下拉偏压是是是最小弯矩-3080097000上拉偏压是是是3/8截面17最大弯拉偏压是是是最小弯矩-3860094900上拉偏压是是是1/2截面22最大弯拉偏压是是是最小弯矩-42000110000上拉偏压是是是5/8截面27最大弯矩29500140000下拉偏压是是是最小弯矩-30700129000上拉偏压是是是3/4截面32最大弯矩34700151000下拉偏压是是是最小弯矩-25700128000上拉偏压是是是7/8截面37最大弯矩34100177000下拉偏压是是是最小弯矩-26400139000上拉偏压是是是支座43最大弯矩4970236000下拉偏压是是是最小弯矩-67600111000上拉偏压是是是1/10截面50最大弯矩40800159000下拉偏压是是是最小弯矩-7940175000上拉偏压是是是1/5截面56最大弯矩39400118000下拉偏压是是是最小弯矩-1440190000上拉偏压是是是3/10截面62最大弯矩30500114000下拉偏压是是是最小弯矩-8970136000上拉偏压是是是2/5截面68最大弯矩35500113000下拉偏压是是是最小弯矩-12000135000上拉偏压是是是1/2截面74最大弯矩31900116000下拉偏压是是是最小弯矩-21300117000上拉偏压是是是续上表截面号节点号内力属性Mj(or)极限抗力or)受力类型抗力是否满足要求受压区高度是否满足要求最小配筋是否满足要求3/5截面80最大弯矩31500113000下拉偏压是是是最小弯矩-23600116000上拉偏压是是是7/10截面86最大弯矩37400129000下拉偏压是是是最小弯矩拉偏压是是是4/5截面92最大弯矩5740065300下拉偏压是是是最小弯矩3970194000下拉偏压是是是9/10截面98最大弯矩25200193000下拉偏压是是是最小弯矩-25700141000上拉偏压是是是中支座105最大弯矩-22000170000上拉偏压是是是最小弯矩-8940093200上拉偏压是是是7.3正常使用极限状态应力验算 新《公桥规》第7.1.5条规范：使用阶段预应力混凝土受弯构件正截面混凝土的压应力，应符合下列规定： 受压区混凝土的最大压应力 未开裂构件σkc+σpt≤0.5fck（7-1）允许开裂构件σcc≤0.5fck（7-2）新《公桥规》第6.3条规范：正截面抗裂应对构件正截面混凝土的拉应力进行验算，并应符合下列规定： 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σst－0.85σpc≤0（7-3）分段浇筑或砂浆接缝的纵向分块构件σst－0.80σpc≤0（7-4） 新《公桥规》第7.1.6条规范：使用阶段预应力混凝土受弯构件正截面混凝土的主压应力，应符合下列规定： σcp≤0.6fck（7-5）新《公桥规》第6.3条规范：斜截面抗裂应对构件斜截面混凝土的主拉应力进行验算，并应符合下列规定： 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σtp≤0.6fck（7-6）分段浇筑或砂浆接缝的纵向分块构件σtp≤0.4fck（7-7） 表7.2短期效应组合截面号节点号应力上缘正应力下缘正应力最大主应力最大最小最大最小主压应力边支座2应力属性2.890.2756.214.347.18容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/8截面7应力属性6.912.719.512.869.51容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/4截面12应力属性8.793.2214.93.3814.9容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是3/8截面17应力属性9.362.8816.12.9516.1容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/2截面22应力属性10.83.3816.33.9616.3容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是5/8截面27应力属性123.611.42.6212容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是3/4截面32应力属性12.13.048.652.8412.1容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是7/8截面37应力属性12.82.818.674.8612.8容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是支座43应力属性10.22.4361410.214容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/10截面50应力属性73.213.8容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/5截面56应力属性50.2712.6容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是3/10截面62应力属性11.34.727.111.5111.3容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是2/5截面68应力属性14.97.5311.42.614.9容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/2截面74应力属性157.4715.41.9215.4容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是3/5截面80应力属性13.96.0514.11.0614.1容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是7/10截面86应力属性15.56.610.70.6415.5容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是4/5截面92应力属性14.95.322.142.2114.9容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是9/10截面98应力属性13.73.2910.77.4413.7容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是中支座105应力属性8.491.9517.814.817.8容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是表7.3长期效应组合截面号节点号应力上缘正应力下缘正应力最大主应力最大最小最大最小主压应力边支座2应力属性0.5140.4365.755.466.51容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/8截面7应力属性3.862.99.096.749.09容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/4截面12应力属性5.193.414.39.7814.3容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是3/8截面17应力属性5.473.2615.29.8515.2容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/2截面22应力属性6.834.53容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是5/8截面27应力属性8.145.7210.26.3910.2容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是3/4截面32应力属性8.416.077.424.428.47容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是7/8截面37应力属性9.346.987.424.819.92容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是支座43应力属性6.674.2312.69.9712.7容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/10截面50应力属性3.1110.5容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是续上表截面号节点号应力上缘正应力下缘正应力最大主应力最大最小最大最小主压应力1/5截面56应力属性8.837.143.871.669.6容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是3/10截面62应力属性7.245.586.543.67.72容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是2/5截面68应力属性10.48.2710.75.7410.7容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是1/2截面74应力属性10.48.0214.5814.5容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是3/5截面80应力属性9.456.9513.17.2413.1容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是7/10截面86应力属性35.5211.5容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是4/5截面92应力属性11.38.861.04-2.0711.3容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是9/10截面98应力属性10.58.059.456.8811.5容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是中支座105应力属性5.413.0716.41416.4容许值19.3019.3023.1是否满足要求是是是是是

第八章桥墩及基础设计8.1桥墩与基础尺寸的拟定本设计荷载为公路一级，无人群荷载。上部结构为混凝土连续梁，一般冲刷线标高为1576.5m，地震设防烈度为7度，桥墩采用双柱式桥墩，基础浇筑成台阶形，分三层，每层厚度为1，基础襟边在短边方向为0.7,在长边为0.5下层平面尺寸:5.7×8.5;上层平面尺寸:2.9×6.5，刚性角，材料采用C55混凝土，桥墩及基础一般构造见下图图8.1桥墩及基础一般构造图（m）8.2荷载反力计算 支座反力包括恒载反力和活载反力。8.2.1恒载内力计算根据有限元程序计算结果可知B、C处支座反力为:RC=V左－V右＝11300+11300＝22600KNRB=V左－V右＝10400+9480＝19880KN上部结构对墩顶的作用力为：8.2.2活载内力计算根据C点的支座反力影响线，可计算活载墩顶的作用。根据荷载进行计算内力：则活载对墩顶的作用力根据上述计算可知，荷载对C墩顶的作用力（压力）8.3桥墩的内力计算8.3.1墩身自重计算C支座处的墩高=3.24mC支座处墩重力：=π×1.52÷4×3.24×26=148.79kN基础：8.3.2水平荷载计算汽车制动力引起的墩顶水平力（根据公路-Ⅰ级汽车荷载计算，L=200m）参见文献【10】中的28页：汽车荷载制动力计算与分配一个设计车道上由汽车荷载产生的制动力标准值按车道荷载标准值在加载长度上计算的总重力的10%计算；但公路-Ⅰ级汽车荷载的制动力标准值不得小于165kN.当加载车道数大于或等于2时，应以2车道为准，其制动力不折减。1个设计车道汽车荷载产生的制动力标准值=10.5×L×10%=210KN>165kN故取=210kN同向行驶两车道汽车荷载产生的制动力标准值=×2=420kN汽车制动力的分配=0.25×=105kN=0.25×=105kN制动力的着力点在桥面以上1.2米处。墩顶：基底：8.3.3内力汇总及组合（对C支座处墩顺桥向组合，见下表8.3）表8.3内力汇总及组合表序号作用名称Ⅰ-Ⅰ（柱底）Ⅱ-Ⅱ（基底）P(KN)H(KN)M(KN·m)P(KN)H(KN)M(KN·m)①上部构造2260022600②桥墩148.792737.1③汽车5313.195313.19④汽车制动力105340.2105655.2内力组合1.2×（①+②）+1.4×③34737.037842.991.2×（①+②）+1.4×③+1.12×④34737.0117.6381.0237842.99117.6733.8248.4C支座处墩的配筋计算8.4.1墩柱的配筋墩柱采用C55混凝土，主筋采用（HRB335)，保护层厚度，结构按对称配筋。，，，，，，，，。假设按墩柱一端固定，一端固定铰支座，则墩柱的计算长度：单根柱底受力：，，应考虑纵向弯曲对偏心距的影响。计算偏心距增大系数：——构件的计算长度——轴向力对截面重心轴的偏心距，——截面的有效高度，圆形截面，——截面的高度。圆形截面，——荷载偏心率对截面曲率的影响系数，，取0.21——构件长细比对截面曲率的影响系数，，取1.0参照结构设计原理查表得：当时，A=1.1735B=0.6271C=0.0000D=1.9018当时，A=1.3314B=0.6523C=0.2436D=当时，A=1.395B=0.6589C=0.3444D=1.8381此时：，在误差范围内，符合要求。所以：ξ=0.57按最小配筋率配筋则有：取30根直径为22㎜的钢筋，面积为：配筋率：，满足要求。8.4.2构件承载力的复核验算①垂直于弯矩作用平面内应满足：因，故取稳定系数混凝土面积：,满足。②弯矩作用平面内：按《公预规》5.3.9条规定，沿周边均匀配置纵向钢筋的圆形截面钢筋混凝土偏心受压构件，其正截面抗压承载力计算应符合下列要求：A、B——有关混凝土承载力的计算系数，按《公预规》附录C查得C、D——有关纵向钢筋承载力的计算系数，按《公预规》附录C查得当时，A=2.4215B=04828C=2.0181D=0.8704，当ξ=1.4时，A=3.115B=0.0256C=2.9523D=0.1722当ξ=1.45时，A=3.1328B=0.0086C=2.9958D=0.1345当ξ=1.5时，A=3.1416B=0.000C=3.0334D=0.1011此时，在误差范围内，符合要求。，满足要求。满足要求。所以墩柱配筋采用30根直径为22㎜的HRB335钢筋。8.5C支座处基础基础采用C55混凝土，HRB335钢筋，地基持力层为砾石，地基承载力特征值，基底面以下及以上土的容重均为γ=23KN/m3。受力情况见下图9.3图9.3基础受力图柱底：，地基承载力特征值基础尺寸：顺桥向横桥向图9.4基础构造图基础重力：天然地基上的浅基础,混凝土基础的刚性角αmax≤40°,满足要求，故基础不需配置钢筋.8.6地基承载力验算8.6.1偏心距计算基础底面抗矩故偏心力距满足要求。 8.6.2基底应力验算地基承载能力验算包括持力层强度验算和地基容许承载力的确定。持力层强度验算:要求荷载在基底产生的地基应力不超过持力层的地基容许承载力。式中：W——基底截面模量（m3）基底压应力分布图为梯形。按地基埋深宽度修正，确定地基容许承载力：由土力学与基础工程查得修正系数，因此得修正地基承载力为满足要求。8.7桥墩的整体稳定性验算在桥墩设计中，除满足地基强度和合力偏心矩不超过容许值以外，还须从以下两个方面对桥墩的整体稳定性进行验算。8.7.1抵抗倾覆的稳定系数:式中：x:基地截面重心至偏心方向截面边缘距离；e0:所有外力的合力的竖向力对基底重心的偏心矩。(满足要求)8.7.2抵抗滑动的稳定系数：式中：：各竖向力的总和；：各水平力总和；:基础底与地基土之间的摩擦系数，取0.65。(满足要求)。第九章施工组织设计9.1基础施工开挖前首先做好地面的排水，在基坑顶缘四周应向外设排水坡，并在适当距离设截水沟，并且应具有防止水沟渗水的功能，以避免影响坑壁的稳固。基坑施工时应经常注意缘顶地面有无裂缝，坑壁有无松散塌落现象的发生，确保基坑的安全施工。对基坑的施工不要延续较长时间，应连续不断的施工，直至基础完成。9.2桥梁下部结构施工现浇混凝土墩台钢筋的绑扎应和混凝土的浇筑配合进行，钢筋保护层的净厚度，应符合设计规范要求。浇筑混凝土的质量应从准备工作，拌和材料，操作技术和灌后养护四方面加以控制。浇筑混凝土要连续操作，如因故中途停止，应按施工缝处理。脱模后若表面不平整或有其他缺陷要予以修补。桥墩的施工模板采用整体吊装模板。根据墩台高度分层支模和浇筑混凝土，每层的高度应根据墩台的尺寸和模板数量以及浇筑混凝土的能力而定，一般为3～5m。9.3桥梁上部结构施工上部结构采用整体支架施工，模板制造宜采用机械化方法，以保证模板形状的正确和尺寸的精度。模板制作尺寸与设计要求的偏差，表面局部不平整度，板间缝隙宽度和安装偏差均应符合有关规定。模板和支架虽然是临时结构，但它要承受大部分恒载，为保证结构位置和尺寸的准确，必须有足够的强度，刚度和稳定性。支架和模板的受力要明确，计算图式应简单，明了。为了减少变形，构件主要选用受压或受拉形式，并减少构件接缝数量。并且要有足够的安全措施。现场浇注，首先要进行周密的准备工作和严格的检查。因为就地浇注施工是一次性浇注混凝土，其工作量很大，且需连续作业，所以浇注混凝土前应会同监理部门对支架，模板，钢筋，预留管道和预埋件进行检查，合格后方可进行混凝土浇注工作。预应力钢绞线应检查其外观和直径尺寸，观察其表面，不得带有降低钢绞线与混凝土粘结力的润滑剂和油渍等物质，允许有轻微的浮锈，但不得锈蚀成肉眼可见的麻坑。张拉钢绞线时应有专人负责指挥，千斤顶对面严禁站人。钢绞线的下料长度应通过计算确定，计算时应考虑结构的长度，锚夹具的长度，千斤顶的长度，冷拉伸长值，张拉伸长值和外露长度等各种因素。钢绞线的切断工具宜采用切断机或砂轮切割机等，不宜采用氧气切割机，更不得使用电弧焊机切断。钢绞线下料后，应按其长度值及钢绞线根数编号平直地堆放在工作台上，并需要有防雨及防漏水的措施，工作台距地面应有一定的高度。混凝土浇筑方法直接影响到混凝土的密实度和整体性，必须根据混凝土的拌和能力，运输条件等方面因素，认真制定混凝土的灌注工艺。9.4桥面及附属工程防撞护拦采用现场支模，与桥面铺装钢筋网焊接，现场绑扎钢筋，浇注混凝土成型。桥面铺装在主体结构上铺筑9cm厚沥青混凝土（中粒）铺装，场拌沥青混凝土、汽车运输、摊铺机摊铺，压路机碾压成型。桥端伸缩装置应能较好的使车辆平稳地通过桥面并满足桥面的变化，伸缩装置应施工方便，且与桥梁结构连为整体，有能够安全排水和防水的构造。致谢紧张的三个月已经过去了，此次毕业设计也已经接近尾声了，在这三个多月里我学到了很多东西，让我受益非浅。在做毕业设计的同时，让我对从前学过的知识又重新温习了一遍，使我对基础知识的掌握有了更感性的认识。同时也让我学到了很多知识，特别是一些桥梁专业的知识，通过毕业设计，将我四年学的东西串起来了，有了一个整体的认识。同时，毕业设计也引导我们用新的思维方法去学习，独立的思考，给了我一次锻炼自己的机会，这在以后的学习和工作中都是非常有好处的。在本次毕业设计中得到了李喜乐、张玥、董素芬等各位老师的大力帮助和指导，以及还有很多帮助过我的同学，才使我的毕业设计得以的顺利完成，也为我的大学生涯划上了圆满的句号。在此我要向帮助过我的各位老师以及曾给过我帮助的同学道声忠心的感谢，并特别感谢李喜乐老师在设计中给我极大的帮助和指导！参考文献【1】房贞政主编桥梁工程中国建筑工业出版社【2】姚玲森主编桥梁工程人民交通出版社【3】徐岳、王亚君、万振江主编预应力混凝土连续梁桥设计人民交通出版社【4】毛瑞祥、程翔云主编基本资料人民交通出版社【5】范立础主编梁桥工程（上、下册）人民交通出版社【6】易建国主编混凝土简支梁（扳）桥（第二版）人民交通出版社【7】赵明华主编桥梁地基与基础人民交通出版社【8】凌治平主编基础工程人民交通出版社【9】赵永平、唐勇主编道路勘测设计高等教育出版社【10】陈忠延主编土木工程专业设计指南（桥梁工程分册）中国水利水电出版社【11】杨炳成主编公路桥梁电算（第二版）人民交通出版社【12】金吉寅、冯郁芳、郭临义主编桥梁附属结构与支座人民交通出版社【13】刘效尧、赵立成主编梁桥（下册）人民交通出版社【14】结构设计原理叶见曙主编人民交通出版社【15】结构力学（上册）·李廉锟·高等教育出版社【16】公路工程概算定额交工发[1992]65号·人民交通出版社【17】公路桥涵设计通用规范JTGD60—2004【18】公路圬工桥涵设计规范JTGD61—2005【19】公路桥涵地基与基础设计规范JTJ024—85【20】公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范JTGD62—2004英文资料翻译4.6.3ServiceabilitylimitstateThestressesineachflangeateachstageofconstructionshallbecalculatedandaddedtogether.Thesectionpropertiesusedinthiscalculationshallbetheelasticsectionproperties.Inthesummationofstresses,stressesresultingfrombothactioneffects(serviceabilityload)andnon-actioneffects(shrinkage,differentialtemperatureandimposeddisplacements)shallbeincluded.4.7CONNECTIONS4.7.1GeneralEachelementinaconnectionshallbedesignedsothatthestructureiscapableofresistingalldesignactions.Thedesigncapacitiesofeachelementshallbenotlessthanthecalculateddesinactioneffects.Connectionsandthead.iacentareaofmembersshallbedesignedbydistributingthedesignactioneffectssothattheycomplywiththefollowing:(a)Thedistributeddesignactioneffectsareinequilibriumwiththedesignactioneffectsactingontheconnection.(b)Thedeformationsintheconnectionarewithinthedeformationcapacitiesoftheconnectionelements.(c)Alloftheconnectionelementsandthead.iacentareasofmembersarecapableofresistingthedesignactioneffectsactingonthem.(d)Theconnectionelementsshallremainstableunderthedesignactioneffectsanddeformations.Residualactionsduetotheinstallationofboltsneednotbeconsidered.4.7.2Analysisofaboltgroupsubjecttoin-planeloadingThedesignactionsinaboltgroupshallbedeterminedbyananalysisbasedonthefollowingassumptions:(a)TheconnectionplatesshallbeconsideredtoberigidandtorotaterelativetoeachotheraboutapointknownastheinstantaneouscentreoftheboItgroup.(b)Inthecaseofaboltgroupsub.iecttoapurecoupleonly,theinstantaneouscentreofrotationshallbetakentocoincidewiththeboltgroupcentroid.Inthecaseofaboltgroupsub.iecttoanin-planeshearforceappliedatthegroupcentroid,theinstantaneouscentreofrotationisatinfinityandthedesignshearforceisuniformlydistributedthroughoutthegroup.Inallothercases,eithertheresultso{'independentanalysesforapurecouplealoneandforanin-planeshearforceappliedattheboltgroupcentroidshallbesuperposed,orarecognizedmethodofanalysisshallbeused.(c)Thedesignshearforceineachboltshallbeassumedtoactatrightanglestotheradiusfromthebolttotheinstantaneouscentre,andshallbetakenasproportionaltothatradius.4.7.3Analysisofaboltgroupsubjecttoout-of-planeloadingThedesinactionsinanyboltinaboltgroupsubjecttoout-of-planeloadingshallbedeterminedinaccordancewithClause.7.4Analysisofaboltgroupsubjecttoacombinationofin-planeandout-of-planeloadingThedesignactionsinanyboltinaboltgroupshallbedeterminedinaccordancewithClauses4.7.2and.7.5Analysisofaweldgroupsubjecttoin-planeloading4.7.5.IGeneralmethodofanalysisThedesignforceperunitlengthinafilletweldgroupsub.iecttoin-planeloadingshallbedeterminedinaccordancewiththefollowing:(a)Theconnectionplatesshallbeconsideredtoberigidandtorotaterelativetoeachotheraboutapointknownastheinstantaneouscentreofrotationoftheweldgroup.(b)Inthecaseofaweldgroupsub.iecttoapurecoupleonly,theinstantaneouscentreofrotationshallbetakentocoincidewiththeweldgroupcentroid.Inthecaseofaweldgroupsub.iecttoanin-planeshearforceappliedatthegroupcentroid,theinstantaneouscentreoftherotationisatinfinityandthedesignforceperunitlength()isuniformlydistributedthroughoutthegroup.Inallothercases,eithertheresultsofindependentanalysesforapurecouplealoneandforanin-planeshearforceappliedattheweldgroupcentroidshallbesuperposed,orarecognizedmethodofanalysisshallbeused.(c)Thedesignforceperunitlength()atanypointinthefilletweldgroupshallbeassumedtoactatrightanglestotheradiusfromthatpointtotheinstantaneouscentre,andshallbetakenasproportionaltothatradius.AlternativeanalysisThedesignforceperunitlengthinthefilletweldgroupmayalternativelybedeterminedbyconsideringthefilletweldgroupasanextensionoftheconnectedmemberandproportioningthedesignforceperunitlengthinthefilletweldgrouptosatisfyequilibriumbetweenthefiIletweldgroupandtheelementsoftheconnectedmember.4.7.6Analysisofaweldgroupsubjecttoout-of-planeloadingGeneralmethodofanalysisThedesignforceperunitlength()inafilletweldgroupsub.iecttoout-of.planeloadingshallbedeterminedinaccordancewiththefollowing:(a)Thefilletweldgroupshallbeconsideredinisolationfromtheconnectedelement.(b)ThedesignforceperunitlengthinthefilletweldresultingfromadesignbendingmomentshallbeconsideredtovarylinearlywiththedistancefromtherelevantcentroidaIaxes.ThedesignforceperunitlengthinthefilletweldgroupresultingfromanyshearforceoraxialforceshallbeconsideredtobeuniformlydistributedoverthelengthofthefiIletweldgroup.4.7.7Analysisofaweldgroupsubjecttoacombinationofin-planeandout-of-planeloadingThedesignforceperunitlengthshallbedeterminedfromanalysesinaccordancewithClausesand,orClausesand,asappropriate.4.8LONGITUDINALSHEARForacompositebeam,whethersimplysupportedorcontinuous,thedesinlongitudinalshearforceperunitlength()onaparticularshearplaneshallbecalculatedasfollows:where=desinshearforceatthecross-sectionunderconsideration=areaofthesectiontoonesideoftheshearplaneunderconsiderationThisshallbethetransformedconcreteareaforconcreteincompressionorforconcreteintension,eithertheareaofembeddedsteelanduncrackedconcreteortheareaofembeddedsteeltakenonitsown=distancefromtheneutralaxisofthecompositesectiontothecentroidofareaAt=secondmomentofareaofthetransformedcompositecross-sectionTheeffectivewidthoftheconcreteflangemaybecalculatedinaccordancewithClause4.4.1.Wherethesectionpropertiesofacompositesectionvariessignificantlyalongthelengthofanyspan,accountshallbetakenofthevariationofsectionpropertieswhencalculatingthelongitudinalshearflow.4.9SHRINHAGEANDDIFFERENTIALTEMPERATUREEFFECTS4.9.1General4.9.1.DifferentialtemperatureeffectsTheprimaryeffectsofdifferentialtemperaturethroughthedepthofthecross-sectionofamembershallbeconsidered.Inaddition,thesecondaryeffectsincontinuousmembers,duetoredistributionofthemomentsandsupportreactionscausedbytheprimaryeffectsshallalsobeconsidered.Longitudinalstressesandshearforcesduetodifferentialtemperatureeffectsshallbecalculatedbyelastictheoryassumingfullinteractionbetweentheconcreteslabandthesteelbeam.Thestiffiiessshallbebasedonthetransformedcompositecross-sectionusingamodularratioappropriatetoshort-termloadingandassumingtheconcreteslabtohaveaneffectivewidthcalculatedinaccordancewithClause.9.1.2ShrinkageeffectsWhentheeffectsofshrinkagemodifiedbycreepadverselyaffectthestructure,theyshallbecalculatedinthemannerdescribedfordifferentialtemperatureeffects,butusingamodularratioappropriatetolong-termloading.Thebeneficialeffectsofthecreepofconcreteshallbetakenintoaccount.4.9.2ServiceabilitylimitstateGeneralTheeffectsofshrinkageanddifferentialtemperatureshallbeconsideredattheserviceabilitylimitstateforcompositebeamswithsectionsthatarenotcompactatinternalsupports.Accountshallbetakenofthelongitudinalshearforcesarisingfromshrinkageanddifferentialtemperatureeffectsinthedesinofallcompositebeamsfortheserviceabilitylimitstate.LongitudinalshearLongitudinalshearforcesduetotheprimaryeffectsofshrinkageordifferentialtemperatureshallbeassumedtobetransmittedacrosstheinterfacebetweenthesteelbeamandtheconcreteslabbyshearconnectorsateachendofthebeam,ignoringtheeffectsofbond.Intheabsenceofamoreaccurateanalysis,theforcesontheconnectorsmaybecalculatedbyassumingthattherateoftransferoflongitudinalforcevarieslinearlyfromamaximumattheendofthebeamtozeroatadistancefromtheendequaltothetotaleffectivewidthoftheslab.Alternatively,wherestudshearconnectorsareused,therateoftransferofforcemaybeassumedtobeconstantoveradistancefromeachendofthebeamequaltoonefifthofthespanofthebeam.4.9.3StrengthlimitstateGeneralTheefectsofshrinkageanddifferentialtemperatureneedonlybeconsideredatthestrengthlimitstatewhenthecross-sectionofthesteelmemberisnotcompact.LongitudinalshearThelongitudinalshearforcesarisingfromtheeffectsofshrinkageanddifferentialtemperatureshallbeconsideredinthedesignofthelongitudinalandtransversereinforcementintheconcr