桥梁工程毕业设计

.word专业资料目录TOC\o"1-3"\h\u311691方案拟定与比选 3320621.1概述 371941.2方案比选 3153932主梁内力计算 868442.1主要技术指 8101172.1.1材料规格 814992.2梁截面尺寸拟定 871722.2.1主梁梁高 885912.2.2顶板和底板 9260572.2.3腹板 9214302.2.4桥面铺装及栏杆 9283042.2.5下部结构尺寸拟定 9293912.2.6主梁分段及施工过程 980902.3内力计算 1012342.3.1截面特性计算 1025172.4结构内力计算 11139482.4.1结构自重 117942.4.2可变作用效应 1568452.5作用效应组合 1986072.5.1承载能力极限状态下的效应组合 19269663预应力钢束设计 27245423.1钢束估算 27113793.2预应力筋束的布置原则 28301313.3主梁净截面及换算截面特性值 29114523.4预应力损失及有效预应力 31326443.4.1控制应力及有关参数的确定 313813.4.2预应力筋钢与管道壁间摩擦引起的应力损失σl1的计算 31306623.4.3锚具变形、钢束回缩和接缝压缩一起的应力损失σl3啦的计算 32230223.4.4混凝土的弹性压缩引起的应力损失σl4咯的计算 33130263.4.5预应力筋束松弛引起的应力损失σl5计算 34231753.4.6混凝土收缩和徐变引起的应力损失σl6的计算 3410843.4.7预应力损失组合及有效预应计算 3578064主梁验算 37218324.1强度验算 37320364.1.1正截面抗弯承载能力 37189684.1.2斜截面抗剪验算 47230644.2应力验算 47143854.2.1预应力筋拉应力验算 47234334.2.2施工阶段法向压应力验算 50165824.2.3使用阶段正截面压应力验算 59191254.2.4斜截面主压应力验算 63188504.2.5使用阶段正截面压应力的验算 68229354.2.6使用阶段斜截面主压应力验算 7368364.3抗裂满足要求验算 78324744.3.1使用阶段正截面抗裂验算 78252214.3.2使用阶段混凝土抗裂验算 83268875主梁主梁变形（挠度）计算 89259225.1挠度计算 8960166设计总结 9020774参考文献 919089致谢 921方案拟定与比选1.1概述本次的毕业设计为洞庭大道新河渠南过渡孔Ⅱ号桥施工图设计。在设计中我们必须考虑其与周围的环境相协调，虽然该桥无通航要求，但桥下要有足够的净空保证桥下行船安全。1.2方案比选根据安全、适用、经济、美观的设计原则，我初步拟定了三个方案。方案一：等截面预应力筋钢混凝土箱型梁桥（4×52.5m）箱梁顶板宽17.5米，底板宽9.9米，梁高2.6米，腹板厚度为40厘米底板厚40厘米，顶板厚20厘米，翼缘长3.8米，混凝土采用C50的，如图所示。图1.1等截面等跨连续梁桥图1.2等截面连续梁桥截面图采用桥面连续的方式，解决行车顺适的问题；桥墩横桥向两侧设防震挡块，防止主梁在地震时跌落；采用等截面主梁，梁高2.6m，三跨等跨径布置，同一跨主梁尺寸相同，可以一套模板重复使用；主梁预制场后张法预制、采用整体顶推施工，可避免对桥下匝道的通行运输；下部采用双柱式桩基、双柱式桥墩、带悬臂盖梁的结构形式，克服基础开挖的一系列弊端。方案二：采用变截面连续刚构桥，孔径组合为55m+100m+55m，全桥长210米，整体布置如下图所示，主梁采用C50的单箱单室变截面连续梁，箱梁顶板宽17.5米，底板宽9.9米，腹板厚40厘米。下部构造桥墩为竖直双支薄壁式桥墩。三跨变截面连续刚构具有T形刚构桥的优点。但与同类桥（如连续梁桥、T形刚构桥）相比：多跨刚构桥保持了上部构造连续梁的属性，跨越能力大，施工难度小，行车舒顺，养护简便，造价较低。多跨连续-刚构桥则在主跨跨中设铰，两侧跨径为连续体系，可利用边跨连续梁的重量使T构做成不等长悬臂，以加大主跨的跨径。全桥采用悬臂挂篮施工方法施工。桥面形状与梁截面尺寸如下图所示。图1.3变截面连续刚构桥图1.4变截面连续刚构桥截面尺寸方案三：55m+100m+55m三跨变截面预应力混凝土连续梁方案。主梁采用C50的单箱单室变截面连续梁，箱梁顶板宽17.5米，底板宽9.5米，腹板厚40厘米。箱梁及全桥尺寸如图所示。图1.4变截面连续梁桥图1.5变截面连续梁桥截面尺寸全桥连续，行车顺适；整体型好，利于抗震，桥梁支座采用滑动盆式橡胶支座和固定盆式橡胶支座，其中固定支座可以将主梁与桥墩相连，防止主梁在地震时变形、移动、破坏；。主梁采用梁底搭设龙门支架，可避免对桥下匝道的通行运输，铺设模板，绑扎普通筋钢，预留预应力管道（采用锌铁皮波纹管成孔），浇筑C50混凝土（先底板、后腹板和桥面板），预应力筋钢采用后张法超张拉，两端张拉，并通过梁顶板下缘、腹板侧壁、底板上缘设置齿板锚固；全桥采用用挂篮悬臂方法施工。根据三个比选方案，我们分别从经济、适用、安全、美观这几个方面进行必选，选出最优的方案来。表1-1方案比选方案一方案二方案三经济性桥梁上部结构比较经济，下部敦也较少，综合整体经济性一般桥梁上部结构比较经济，下部敦虽较多但直径较小预算也较少，综合整体经济性一般桥梁上部结构预算很大，敦虽数量少但直径较大故预算也较多，综合整经济性较好适用性受力明确，由于下面较高不能采用满堂支架整体现浇施工，施工不方便。中孔100米主跨跨越主航道，与航道适应性好，通航净空大，防撞要求低；采用宽梁设计，在同等跨径中，具有经济优势。中孔100米主跨跨越主航道，与航道适应性好，通航净空大，防撞要求低；河床压缩少,有利于汛期泄洪。安全性主桥跨度较大，采用等跨等截面时边跨的正弯矩远大于中跨，造成预应力浪费。行车平顺舒适采用对称悬臂浇筑施工，施工条件好，制约因素不多，采用双支薄壁墩有效的分担了支座处的负弯矩，使成桥状态更合理。行车平顺舒适采用对称悬臂浇筑施工，施工条件好，制约因素不多，然而支座处负弯矩较大。行车平顺舒适。美观性线条平直桥梁主桥线条简洁明快，与周围环境相协调，综合整体美观性较好桥型线性变化柔和，与环境搭配和谐。结论弃用首选弃用最后综合各方面因素，我选择了方案二，采用55m＋100m＋55m三跨变截面连续刚构桥。2主梁内力计算2.1主要技术指2.1.1材料规格1、荷载等级：公路Ⅰ级2、设计速度：60～80km/h；3、通航要求：无；4、桥面净宽：1m（防护栏）+7.5m（车行道）+0.5m（中央分隔带）+7.5m（车行道）+1m（防护栏）=17.5m：5、桥面衡坡为双向2%；6、不考虑地震作用；混凝土：主梁采用C50混凝土；1、桥墩桩基础等构件采用C30混凝土；2、桥面铺装为7cm沥青混凝土，由两层组成，上层为6cm沥青混凝土，下层为6cmC40防水混凝土。预应力筋钢：根据《公路筋钢混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG_D62-2004)中d=15.24mm的钢绞线，公称面积为139mm2，标准强度fpk=1860MPa，弹性模量Ep=1.95×105Mpa。普通筋钢：采用R235和HTB335两种筋钢，其中R235筋钢应符合《筋钢混凝土用热轧光圆筋钢》（GB13013-1991）、HRB335筋钢应符合《筋钢混凝土用热轧带肋筋钢》（GB1499-1998）标准中的各项规定。凡筋钢直径大于或等于10mm者，均采用HRB335筋钢；直径小于10mm者，均采用R235筋钢。2.2梁截面尺寸拟定2.2.1主梁梁高根据经验确定，预应力混凝土连续刚构桥的中支点主梁高度与其跨径之比通常在1/16—1/20之间，而跨中梁高与支点梁高之比一般为1/1.5—1/2.5之间。本桥在支点和跨中的梁高拟定值：支点处梁高：(L为中跨跨径，本设计为100m)，取5.8m；跨中梁高：2.5m；梁底曲线：二次抛物线变化。2.2.2顶板和底板顶板采用20cm；底板在支点处采用40cm从跨中到根部保持厚度不变。2.2.3腹板箱梁腹板的主要功能是承受结构的弯曲剪应力和扭曲剪应力所效应下主拉应力，腹板的最小厚度应考虑钢束管道布置和混凝土浇筑要求，其设计经验为：腹板内无预应力束筋管道布置时，其最小厚度采用20cm；腹板内有预应力束筋管道布置时，采用15到20cm；腹板内有锚头时，采用25cm。本设计保持全桥主梁腹板厚度为40cm不变。图2.1主梁横截面2.2.4桥面铺装及栏杆桥面铺装为7cm沥青混凝土，由两层组成，上层为3cm沥青混凝土，下层为4cmC40防水混凝土。防撞栏杆为墙式混凝土防撞栏杆，采用C30混凝土。中间带护栏采用C30混凝土，细部尺寸见施工图设计之筋钢混凝土墙式护栏构造图。2.2.5下部结构尺寸拟定主桥桥墩墩采用重力式双支薄壁墩，墩身高度为34m和37m。2.2.6主梁分段及施工过程全桥共长210m，分为86（不包括桥墩单元）个单元。其中0号块为（2+2+2+2）m，桥段1-桥段15为（15×3m），边跨满堂支架段共6m，分为（2×1+4）m，合拢段均为（2×1m），如图2.2所示。图2.2电算模型图施工过程如下：墩梁固结，桥墩与0号块一起分节段浇筑；安装挂篮，施工1号块；挂篮前移，施工2号块，重复前移，直到施工完15号块；边跨满堂支架施工；挂篮继续前移，添加配重，边跨合拢，同时去掉配重使桥墩两端平衡；拆除满堂支架，同时边跨支座转换成型。中跨合拢与边跨施工方式一样。2.3内力计算2.3.1截面特性计算由于中跨跨中两侧毛截面特性完全对称，故只给出左半部分控制截面的毛截面特性值。表2-1截面特性值单元截面面积（m2）截面抗弯惯矩（m4）截面中性轴高（m）根部15.699289.93322.4438跨中13.059313.05751.1058桥墩9.90.8250.5跨中到根部13.059313.05751.1058根部跨中15.699289.93322.4438根部跨中113.060413.07511.1063根部跨中213.077613.34011.1146根部跨中313.115413.93321.1329根部跨中413.173814.87711.1612根部跨中513.252916.20741.1997根部跨中613.352617.97251.2483根部跨中713.472920.23441.3073根部跨中813.613823.06911.3768根部跨中913.775426.56741.4569根部跨中1013.957630.83531.5478根部跨中1114.160435.99551.6497根部跨中1214.383842.18791.7628根部跨中1314.627949.57071.8872

续上表2-1单元截面面积（m2）截面抗弯惯矩（m4）截面中性轴高（m）根部跨中1414.892658.32212.0232根部跨中1515.177968.64082.1709根部跨中1615.483880.74812.3306根部跨中1715.699289.93322.4438根部跨中1815.699289.93322.4438根部跨中1915.483880.74812.3306根部跨中2015.177968.64082.1709根部跨中2114.892658.32212.0232根部跨中2214.627949.57071.8872根部跨中2314.383842.18791.7628根部跨中2414.160435.99551.6497根部跨中2513.957630.83531.5478根部跨中2613.775426.56741.4569根部跨中2713.613823.06911.3768根部跨中2813.472920.23441.3073根部跨中2913.352617.97251.2483根部跨中3013.252916.20741.1997根部跨中3113.173814.87711.1612根部跨中3213.115413.93321.1329根部跨中3313.077613.34011.1146根部跨中3413.060413.07511.10632.4结构内力计算2.4.1结构自重在迈达斯软件中当你建立好模型再把模型单元节点分好后，然后在那些单元的特性值中就可以看到单元的的自重了。在程序中二期恒载以均布荷载的形式表达，在中跨合拢后加入即可。本桥二期恒载由桥面铺装、防撞栏杆和中间带防护栏组成。1、桥面铺装：g1=0.06×17.5×25+0.03×17.5×24=30.1kN；2、防撞栏杆：g2=0.325875×25=8.15kN；3、中间防护栏：g3=0.0675×25=1.69kN。4、二期恒载g=g1+g2+g3=30.1+8.15+1.69=39.94kN。4、挂篮挂篮自重为630kN，该荷载作用并非作用在节点处，将其移至节点处时，需加一个弯矩，其大小为945kN，方向根据荷载移动的方向定。在相应的施工阶段激活或钝化。5、配重其大小为合拢段重量的一半，在迈达斯软件中在单元特性值中找到合拢段单元重1306kN取其一半即653kN。根据施工需求进行激活与钝化。6、支座沉降本设计考虑1-4号桥墩处沉降为1.6cm，对其进行最不利组合。各永久作用效应下结构内力图如图所示。-4.3545-4.3545图2.1墩处最大悬臂阶段结构弯矩图（单位：105kN·m）17588.217588.2-17569.6-17569.6图2.2墩最大悬臂阶段结构剪力图（单位：kN）-4.29124-4.26857图2.3全桥合拢（一期恒载）弯矩图（单位：105kN·m）1746917469-17248-17248图2.4全桥合拢（一期恒载）剪力图（单位：kN）-4.38173-4.8137图2.5二期恒载弯矩图（单位：105kN·m）18571.618571.6-18469.5-18469.5图2.6二期恒载剪力图（单位：kN）-18047-180471799817998图2.7支座沉降弯矩包络图（单位：kN·m）342.31825.9342.31825.9-342.3-1825.9-342.3-1825.9图2.8支座沉降剪力包络图（单位：kN）永久作用效应下结构内力表格由与在二期恒载阶段，结构弯矩图以中跨跨中完全对称，结构剪力图以中跨跨中中心对称，故只列出左半部分结构内力表格。全桥各截面内力见附表。表2.2二期恒载阶段内力控制截面弯矩（kN·m）剪力（kN）边跨支点处0-1716.4边跨L/2-6382.47050.7边跨3L/4-211807.512716.8边跨7L/8-342310.216279.31号墩支点左-438173.418571.61号墩支点右-433440.8-18464.8第二跨L/8-342312.3-16279.2第二跨L/4-211807.5-12716.8第二跨L/20-7050.7由于支座沉降效应下结构弯矩包络图以中跨跨中完全对称，结构剪力包络图以中跨跨中中心对称，故只列出左半部分结构内力表格。表2-3支座沉降效应下结构内力单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min（kN）17300341.1-341.1174682.19-682.19341.1-341.11751364.39-1364.39341.1-341.11761705.49-1705.49341.1-341.11772046.58-2046.58341.1-341.11783069.87-3069.87341.09-341.091794093.17-4093.17341.08-341.081805116.46-5116.46341.07-341.071816139.75-6139.75341.05-341.051827163.04-7163.04341.03-341.031838186.33-8186.33341.01-341.011849209.62-9209.62340.98-340.9818510232.92-10232.92340.94-340.9418611256.21-11256.21340.9-340.918712279.5-12279.5340.86-340.8618813302.79-13302.79340.8-340.818914326.08-14326.08340.75-340.7519015349.37-15349.37340.68-340.6819116372.67-16372.66340.62-340.6219217395.96-17395.96340.55-340.55

续上表2-3单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min（kN）19318078.15-18078.15341.1-341.119418183.52-18183.521833.2-1833.219517951.6-17951.61833.2-1833.219617487.75-17487.751833.2-1833.219717023.9-17023.91833.2-1833.219816802.73-16802.73346.55-346.5519916629.45-16629.45345.97-345.9720015936.41-15936.41346.03-346.0320114896.84-14896.84346.11-346.1120213857.26-13857.26346.17-346.1720312817.68-12817.68346.23-346.2320411778.09-11778.09346.29-346.2920510738.5-10738.5346.33-346.332069698.9-9698.9346.38-346.382078659.29-8659.29346.41-346.412087619.68-7619.68346.45-346.452096580.06-6580.06346.47-346.472105540.44-5540.44346.5-346.52114608.3-4608.3346.52-346.522123855.01-3855.01346.53-346.532133102.01-3102.01346.54-346.542142682.78-2682.78346.55-346.552152686.55-2686.55346.55-346.552.4.2可变作用效应温差作用效应

由《公路桥涵通用规范》(JTGD60-2004)表4.3.10-3中查得混凝土铺装竖向温差计算的温差基数：沥青混凝土铺装层厚度为10cm时T1=14，T2=5.5；沥青混凝土铺装层厚度为5cm时T1=20，T2=6.7。本设计沥青混凝土铺装层厚度为7cm，采用内插法得温差取10.9、5.45，A=300mm。输入软件可得内力图如图2.5所示。24039.924039.9图2.9顶板升温弯矩图（单位：kN·m）1127.6453.6-453.6-33.51127.6图2.10顶板升温剪力图（单位：kN）-24039.9-24.39.9图2.11顶板降温弯矩图（单位：kN·m）453.633.5-1127.6-1127.6-453.6图2.12顶板降温弯矩图（单位：kN·m）由于温差效应下弯矩以中跨跨中完全对称，剪力以中跨跨中完全中心对称，故在此只列出左半部分内力表格，温差效应下内力表格如表。表2-4温差效应下结构内力单元温升弯（kN·m）温升剪力（kN）温降弯矩（kN·m）温降剪力（kN）173-706.650353.320174-706.651413.3353.32-706.65175-706.652826.6353.32-1413.3176-706.653533.25353.32-1766.62177-706.654239.9353.32-2119.95178-706.646359.84353.32-3179.92179-706.628479.79353.31-4239.9180-706.5910599.74353.3-5299.87181-706.5612719.69353.28-6359.84

续上表2-4单元温升弯（kN·m）温升剪力（kN）温降弯矩（kN·m）温降剪力（kN）182-706.5114839.63353.26-7419.82183-706.4616959.58353.23-8479.79184-706.419079.53353.2-9539.76185-706.3221199.48353.16-10599.74186-706.2423319.42353.12-11659.71187-706.1525439.37353.07-12719.69188-706.0427559.32353.02-13779.66189-705.9229679.27352.96-14839.63190-705.7931799.21352.9-15899.61191-705.6533919.16352.83-16959.58192-705.5236039.11352.76-18019.55193-706.6537452.41353.32-18726.21942267.2336898.06-1133.62-18449.031952267.2335764.44-1133.62-17882.221962267.2333497.21-1133.62-16748.61972267.2331229.98-1133.62-15614.99198-1.8829088.320.94-14544.161992.429089.26-1.2-14544.632002.1529084.45-1.08-14542.222011.8529077.99-0.92-14538.992021.5529072.43-0.78-14536.222031.2629067.77-0.63-14533.882040.9829063.98-0.49-14531.992050.6929061.05-0.35-14530.522060.4229058.97-0.21-14529.482070.1429057.72-0.07-14528.86208-0.1229057.280.06-14528.64209-0.3929057.660.19-14528.83210-0.6529058.830.33-14529.41211-0.9129060.780.45-14530.39212-1.1629063.50.58-14531.75213-1.4229066.990.71-14533.5214-1.6729071.240.83-14535.62215-1.8429076.250.92-14538.122、汽车荷载本设计移动荷载根据任务书要求采用公路—I级，由于桥梁跨径大于50m，公路—I级车道荷载的均布荷载的标准值为qk=10.5kN/m，集中荷载的标准值为pk=360kN。其中基频可以由软件计算直接得到f=1.414，根据公路桥涵设计通用规范(JTGD60-2004)，可得到汽车冲击系数μ=0.05。移动荷载效应下结构内力包络图如图所示。-32377.3-32377.316553.217855.216553.2图2.13汽车荷载弯矩包络图（单位kN·m）5207.443201.23201.25207.44图2.14汽车荷载剪力包络图（单位：kN）由于由移动荷载效应下弯矩包络图以中跨跨中完全对称，剪力包络图以中跨跨中完全中心对称，故在此只列出左半部分内力表格，移动荷载效应下结构内力见表2-5。表2-5移动荷载效应下结构内力（公路-I级）单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min（kN）17300475.21-1749.51742969.06-883.09476.69-1635.781755627.82-1766.18481.1-1525.261766841.59-2207.73484.4-1471.291777978.92-2649.27488.43-1418.217810938.94-3973.91571.69-1264.5717913239.38-5298.54679.86-1119.9318014909.68-6623.18790.7-984.8318115984.63-7947.82903.33-859.5918216501.76-9272.451017.01-744.3318316499.08-10597.091131.18-638.9418416013.38-11921.731245.4-543.1718515078.65-13246.361359.4-456.5918613725.59-145711473-378.7118711981.27-15895.631586.09-308.981889968.75-17320.21698.65-246.821898031.79-19168.861810.69-191.651906205.35-21460.311922.25-142.89

续上表2-5单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min（kN）1914505.62-24197.392033.4-1001922949.49-27385.952144.28-62.491932391.44-29766.022221.88-49.161942798.53-31464.593644.07-2024.31952988.08-32746.293648.68-2015.261963356.61-35319.63660.59-1999.871973708.74-37903.83676.09-1988.071984295.83-40426.96138.8-2505.171994241.32-39441.96136.37-2481.72004055.74-35610.34137.28-2417.142013942.3-30221.17139.67-2319.712024850.21-25251.73143.47-2221.82035848.09-20712.21157.41-2123.362046929.94-16617.5188.94-2024.382058088.58-12973.06224.71-1924.842069315.56-9794.69265.06-1824.7620710601.52-7214310.31-1724.2120811936.18-5759.52360.76-1623.2820913308.82-4640.31416.66-1522.1421014708.54-3856.2478.17-1421.0421116180.99-3464.03545.34-1320.3221217531.83-3280.55618.11-1220.4121318542.82-3097.78696.25-1121.8721419205.23-2915.56779.39-1025.3321519513.24-2733.89867.08-931.392.5作用效应组合2.5.1承载能力极限状态下的效应组合根据《公路桥涵设计通用规范》（JTGD60-2004）第4.1.6规定：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：合组本基和偶然组合。由于本设计不考虑偶然作用的影响，故只采用合组本基。合组本基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：γ0Sud=γ0（）(2-1)或γ0Sud=γ0（）(2-2)式中Sud—承载能力极限状态下作用合组本基的效应组合设计值；γ0—结构重要性系数，按《通规》JTGD60-2004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；γGik—第i个永久作用效应的分项系数，应按《公路桥涵通用规范》JTGD60-2004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；γQ1—汽车荷载效应（含汽车冲击力、离心力）的分项系数，取γQ1=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；γQj—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γQj=1.4，但风荷载的分项系数取γQj=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；ψc—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ψc=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ψc=0.70；尚有三种可变作用参与组合时，其组合系数取ψc=0.60；尚有四种及多于四种的可变作用参与组合时，取ψc=0.50。恒载作用的分项系数γGik取1.2；基础沉降作用效应的分项系数取0.5；汽车荷载效应的分项系数γQ1取1.4；温度作用效应的分项系数γQj取1.4；其他可变作用效用的组合系数ψc取0.8。则承载能力极限状态效应组合为：γ0Sud=1.0×（1.2S恒+1.4S汽+0.8×1.4S温差+0.5S沉降）根据上述效应组合要求，可得承载能力极限状态效应组合的弯矩包络图和剪力包络图，如图所示。-6.11585-6.115850.39876图2.15承载能力极限状态效应组合弯矩包络图（单位：105kN·m）26442.426442.426222.526222.5图2.16承载能力极限状态效应组合剪力包络图（单位：kN）承载能力极限状态效应组合的弯矩和剪力可参照表2-6。表2-6承载能力极限状态效应下的结构内力单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min（kN）17300-438.91-5483.871749170.06-9170.06292.46-4449.491758685.07-8685.071027.96-3419.591768441.12-8441.121451.8-2960.991778193.13-8193.131895.04-25221787462.3-7462.33325.2-1212.231796734.57-6734.574792.6286.961806009.3-6009.36267.991376.321815286.49-5286.497751.872656.91824582.44-4582.449245.053930.051833907.45-3907.4510748.515197.41843267.92-3267.9212263.466460.821852669.94-2669.9413791.37722.381862115.47-2115.4715333.558984.281871730.78-1730.7816891.8610248.751881624.49-1624.4918467.9511518.091891947.31-1947.3120063.612794.581902351.83-2351.8321680.6214071.431912776.57-2776.5723320.8615308.99

续表2-6单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min（kN）1923324.5-3324.524987.1116568.491933968.39-3968.3926158.0417450.921944067.49-4067.499321.23-7131.891954102.06-4102.069543.01-6860.841964171.47-4171.479990.34-6322.511974266.73-4266.7310442.69-5789.211984301.22-4301.22-18395.62-26227.481993981.61-3981.61-18145.58-25907.62003906.26-3906.26-17293.68-24795.062013785.65-3785.65-16031.91-23146.922023662.45-3662.45-14789.52-21523.722033536.97-3536.97-13552.82-19923.682043409.74-3409.74-12309.92-18345.012053281.74-3281.74-11078.06-16785.942063155.93-3155.93-9855.27-15244.722073105.86-3105.86-8639.63-13719.672083076.03-3076.03-7429.02-12209.342093043.31-3043.31-6221.59-10712.232103007.78-3007.78-5015.85-9226.622112969.5-2969.5-3810.24-7751.212122928.53-2928.53-2603.33-6284.792132884.91-2884.91-1393.95-4826.342142838.67-2838.67-181.11-3374.932152789.82-2789.821036.17-1929.662.5.2正常使用极限状态下的效应组合《公路桥规》规定按正常使用极限状态设计时，应根据不同结构不同的设计要求，选用以下两种效应组合：1、作用短期效应组合是永久作用标准值效应与可变作用频率值效应相组合，其基本表达式为：(2-3)式中Ssd—作用短期效应组合设计值；第j个可变作用效应的频率值系数，汽车荷载（不计冲击力）ψ1=0.7，人群荷载ψ1=1.0，风荷载ψ1=0.75，温度梯度作用ψ1=0.8，其他作用ψ1=1.0；ψ1jSQjk—第j个可变作用效应的频率值。则作用短期效应组合表达式为：Ssd=1×S恒+0.7×S汽+0.8×S温差+1×S沉降(2-4)2、作用长期效应组合是永久作用标准值效应与可变作用准永久值效应相组合，其基本表达式为：（2-5）式中Sld—作用长期效应组合设计值；ψ2j—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）ψ2=0.4，人群荷载ψ2=0.4，风荷载ψ2=0.75，温度梯度作用ψ2=0.8，其他作用ψ2=1.0；ψ2jSQjk—第j个可变作用效应的准永久值。则作用长期效应组合表达式为：Sld=1×S恒+0.4×S汽+0.8×S温差+1×S沉降（2-6）根据上述组合要求，正常使用极限状态的效应组合弯矩包络图和剪力包络图，如图所示。-4.191814-4.1918140.399231图2.17作用短期效应组合弯矩包络图（不计汽车冲击力）（单位：105kN·m）21116.721116.7-20889.9-20889.9图2.18作用短期效应组合剪力包络图（不计汽车冲击力）（单位：kN）-4.911268-4.9112680.340621图2.19作用长期效应组合弯矩包络图（不计汽车冲击力）（单位：105kN·m）20444.620444.6-20138.7-20138.7图2.30作用长期效应组合剪力包络图（不计汽车冲击力）（单位：kN）作用短期效应组合和作用长期效应组合下的结构内力表格分别参照表2-7和表2-8。表2-7作用短期效应组合下的结构内力（不计汽车冲击力）单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min（kN）17300-719-3888.621746676.97755.8311.34-3079.717511678.0953.04743.74-2273.0317613550.75-845.341110.71-1870.5917715005.23-2108.381478.2-1468.7517816863.56-8086.252631.14-266.5217914973.38-17350.923803.51931.421809346.8-29910.94981.262126.21181-5-45779.346165.263319.12182-13073.51-64974.047356.514511.57183-29854.57-87517.418556.115705.15184-50349.5-113436.549765.266901.52185-74566.22-142763.1210985.248102.48186-102519.57-175533.5212217.439309.85187-134231.61-211788.7213463.2210525.5188-169661.82-251644.3114724.0811751.32189-208619.86-295377.4816001.4812989.18190-251136.16-343056.2217296.9214240.95191-297258.94-394742.0918611.8915508.47192-347040.58-450503.3619948.6616794.19193-382015.07-489977.920888.4217686.38194-389193.53-500566.26823.46-5831.44195-390566.31-499994.687042.02-5609.78196-393642.26-499181.577481.01-5168.35197-397160.35-498806.757922.52-4729.44198-399479.82-501291.26-18321.16-20889.91199-390350.21-491099.88-18070.98-20634.32200-354874.99-451492.6-17219.55-19737.38

续表2-7单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min（kN）201-304730.76-395515.1-15959.27-18409.43202-257631.73-343589.79-14719.35-17102.5203-214165.64-295659.63-13492.24-15815.11204-174277.11-251675.52-12271.24-14545.77205-137916.27-211586.37-11064.25-13293.02206-105038.73-175352.99-9869.54-12055.4207-75605.4-143021.88-8685.42-10831.47208-49582.48-114922.05-7510.03-9619.96209-26941.11-90463.49-6341.71-8419.53210-7657.18-69614.38-5179.01-7228.662118435.8-52494.95-4020.4-6046.1221221295.64-39025.87-2864.42-4870.6921330608.76-28865.21-1709.73-3701.2521436715.71-22333.19-555.08-2536.7521539710.15-19510.55600.82-1376.16表2-8作用长期效应组合下的结构内力（不计汽车冲击力）单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min(kN）17300-861.57-3363.771745786.251020.76-131.67-2588.971759989.75582.89599.41-1815.4517611498.27-183.02965.39-1429.217712611.55-1313.61331.67-1043.2917813581.88-6894.082459.63112.8517911001.57-15761.363599.561267.41804873.9-27923.954744.052421.65181-4800.39-433955894.263576.99182-18024.04-62192.37051.414734.87183-34804.3-84338.298216.765896.83184-55153.52-109860.029391.647064.47185-79089.81-138789.2110577.428239.45186-106637.25-171162.2211775.539423.46187-137825.99-207020.0312987.3910618.19188-172652.45-246448.2514214.4811825.37189-211029.4-289626.8215458.2713046.68190-252997.77-336618.1216720.2414283.82191-298610.63-387482.8718001.8715538.47192-347925.42-442287.5819305.3816812.94193-382732.5-481048.0920221.8617701.13

续表2-8单元弯矩max（kN·m）弯矩min（kN·m）剪力max（kN）剪力min(kN）194-390033.09-491126.825730.24-5224.15195-391462.73-490170.85947.41-5005.2196-394649.24-488585.76382.83-4568.39197-398272.97-487435.616819.69-4133.02198-400768.57-489163.17-18362.8-20138.36199-391622.61-479267.29-18111.89-19889.82200-356091.71-440809.5-17260.73-19012.24201-305913.45-386448.74-16001.17-17713.52202-259086.79-336014.27-14762.39-16435.96203-215920.06-289445.97-13539.46-15178.1204-176356.1-246690.27-12327.92-13938.46205-140342.85-207694.45-11131.66-12715.57206-107833.4-172414.58-9949.06-11507.98207-78785.86-140857.68-8778.51-10314.21208-53163.34-113194.19-7618.26-9132.98209-30933.75-89071.39-6466.71-7962.88210-12069.75-68457.52-5322.46-6802.352113581.51-51455.74-4184-5650.0221216036.09-38041.71-3049.85-4504.5621325045.91-27935.87-1918.6-3364.6921430954.14-21458.53-788.89-2229.1521533856.18-18690.38340.7-1096.753预应力钢束设计3.1钢束估算以正常使用极限状态作用短期效应组合值作为配筋估算依据，按持久状况正常使用极限状态的应力要求进行预应力筋的估算。本设计采用C50混凝土，抗压强度标准值fck=32.4MPa，采用φs15.2型预应力钢绞线，fpk=1860MPa，Apl=140mm2，在预应力筋钢估算时，永存应力σpe取0.5fck。1、1号墩支点截面H=5.8m，I=8.9933m4，yb=2.4438m，yu=5.8-2.4438=3.3562m，A=9.4556m2。Wb=I/yb=8.9933/2.4438=3.6800m3Wu=I/yu=8.9933/3.3562=2.6797m3Ku=Wb/A=0.3892mKb=Wu/A=0.2834meu=yu-Hu/2=3.3562-0.2/2=3.2562eb=yb-Hb/2=2.4438-0.4/2=2.24381、筋钢估算分别将Msmax和Msmin代入上式，可得：nys≥(1.25×611585)/[0.8×140×10-6×1395×(32564+0.2834)]=847根nys≤（-458976.1×1.25）/[0.8×140×10-6×1395×(0.3892-3.2562)]=2755根跨中布筋对于全预应力混凝土构件，根据跨中截面抗裂要求，跨中截面所需的有效预加力为（3-1）式中的Ms为正常使用极限状态按作用短期效应组合计算的弯矩值。H=2.5m，I=1.30751m4，yb=1.1056m，A=9.98634m2。Wb=I/yb=1.30751/1.1056=1.1826m3，ep=yb-ap=1.1056-0.4=0.7056m3、边跨Npe==5315870.6NAp==4764mm2n≥4764/140=35根。3.2预应力筋束的布置原则连续梁预应力筋束的配置除满足《公路筋钢混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）构造要求外，还应考虑以下原则：1、应选择适当的预应力束筋的型式与锚具型式，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筋，以达到合理的布置型式。避免造成因预应力束筋与锚具型式选择不当，而使结构构造尺寸加大。当预应力束筋选择过大，每束的预加力不大，造成大跨结构中布束过多，而构造尺寸限制布置不下时，则要求增大截面。反之，在跨径不大的结构中，如选择预加力很大的单根束筋，也可能使结构受力过于集中而不利。2、预应力束筋的布置要考虑施工的方便，也不能像筋钢混凝土结构中任意切断筋钢那样去切断预应力束筋，而导致在结构中布置过多的锚具。由于每根束筋都是一巨大的集中力，这样锚下应力区受力较复杂，因而必须在构造上加以保证，为此常导致结构构造复杂，而使施工不便。3、预应力束筋的布置，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免引起过大的结构次内力。4、预应力束筋配置，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、预应力束筋应避免使用多次反向曲率的连续束，因为这会引起很大的摩阻损失，降低预应力束筋的效益。6、预应力束筋的布置，不但要考虑结构在使用阶段的弹性受力状态的需要，而且也要考虑到结构在破坏阶段时的需要。对于本设计，各断面的锚固束和通过束确定以后，就应确定各钢束在箱梁中的空间位置和几何特征，这是计算预应力效应和施工放样的依据。钢束布置时，应注意以下几点：1、应满足构造要求。如孔道中心最小距离，锚孔中心最小距离，最小曲线半径，最小扩孔长度等。2、注意钢束平、竖弯曲线的配合及钢束之间的空间位置。钢束一般应尽量早的平弯，在锚固前竖弯。特别应注意竖弯段上、下层钢束不要冲突，还应满足孔道净距的要求。3、钢束应尽量靠近腹板布置。这样可使预应力以较短的传力路线分布在全截面上，有利于降低预应力传递过程中局部应力的不利影响；能减小钢束的平弯长度；能减小横向内力；能充分利用梗腋布束，有利于截面的轻型化。4、尽量以S型曲线锚固于设计位置，以消除锚固点产生的横向力。5、钢束的线形种类尽量减少，以便于计算和施工。6、尽量加大曲线半径，以便于穿束和压浆。7、分层布束时，应使管道上下对齐，这样有利于混凝土的浇筑和振捣，不可采用梅花形布置。8、顶板束的布置还应遵循以下原则：a.钢束尽量靠截面上缘布置，以极大发挥其力学效应；b.分层布束时应使长束布置在上层，短束布置在下层。首先，因为先锚固短束，后锚固长束，只有这样布置才不会发生干扰；其次，较长束在施工中管道出现质量问题的机率较高，放在顶层处理比较容易些。钢束布置钢束布置见施工图设计。3.3主梁净截面及换算截面特性值为了进行各受力阶段的应力验算，必须得出换算截面特性值，其具体数据可以由软件计算得到，以下为左半跨控制截面的换算截面特性值。具体数据可参照表3-1。表3-1换算截面特性值单元截面面积（m2）截面抗弯惯（m4）截面中性轴高（m）17313.059313.05751.105817413.059313.05751.1058

续上表3-1单元截面面积（m2）截面抗弯惯（m4）截面中性轴高（m）17513.059313.05751.105817613.059313.05751.105817713.060413.07511.106317813.077613.34011.114617913.115413.93321.132918013.173814.87711.161218113.252916.20741.199718213.352617.97251.248318313.472920.23441.307318413.613823.06911.376818513.775426.56741.456918613.957630.83531.547818714.160435.99551.649718814.383842.18791.762818914.627949.57071.887219014.892658.32212.023219115.177968.64082.170919215.483880.74812.330619315.699289.93322.443819415.699289.93322.443819515.699289.93322.443819615.699289.93322.443819715.699289.93322.443819815.699289.93322.443819915.699289.93322.443820015.483880.74812.330620115.177968.64082.170920214.892658.32212.023220314.627949.57071.887220414.383842.18791.762820514.160435.99551.649720613.957630.83531.547820713.775426.56741.456920813.613823.06911.376820913.472920.23441.307321013.352617.97251.248321113.252916.20741.199721213.173814.87711.161221313.115413.93321.132921413.077613.34011.11463.4预应力损失及有效预应力由于施工因素、材料性能和环境条件等的影响，筋钢中的预拉应力会逐渐减少，这种预应力筋钢的预应力随着张拉、锚固过程和时间推移而降低的现象称之为预应力损失。对于具体的桥梁构造型式和配筋情况，相应的预应力损失计算有一定的特性，现分别在各项预应力损失计算中作以简要介绍。对于本设计，按《桥规》（JTGD62-2004）规定，当计算构件截面应力时，应计算由下列因素引起的预应力损失值：预应力筋束与管道壁之间的摩擦锚具变形、筋钢回缩和拼装构件的接缝压缩筋钢与台座间的温差引起的应力损失混凝土的弹性压缩预应力筋束的应力松弛混凝土的收缩和徐变3.4.1控制应力及有关参数的确定控制应力(MPa)管道偏差系数摩阻系数根据配筋特点，底板各截面钢束弯曲影响角由两部分组成：第一部分为预应力钢束的弯起角（底板竖弯角度为18o）；第二部分为底板曲线斜率对应的夹角。顶板各截面钢束弯曲影响角仅由（顶板竖弯角度为9o）组成。3.4.2预应力筋钢与管道壁间摩擦引起的应力损失的计算后张法的预应力筋钢，一般由直线和曲线两部分组成。张拉时，预应力筋钢将沿管道壁滑移而产生摩擦力，使筋钢中的预拉应力形成在张拉端高，向跨中方向逐渐减小的情况。筋钢在任意两截面间的应力差值，就是此两截面间由摩擦所引起的预应力损失值。摩擦损失，主要由于管道的弯曲和管道位置偏差两部分影响所产生。因摩擦所引起的预应力损失值为：(3-2)式中：——锚下张拉控制应力；——预应力筋钢的截面面积；——从张拉端至计算截面的管道长度在构件纵轴上的投影长度，或为三维空间曲线管道的长度，以m计；——管道每米长度的局部偏差对摩擦的影响系数；——筋钢与管道壁间的摩擦系数。本设计采用预埋塑料波纹管。为减少摩擦损失，一般可以采用两种措施：采用两端张拉，以减小值以及管道长度X值。3.4.3锚具变形、钢束回缩和接缝压缩一起的应力损失的计算后张法构件，当张拉结束并进行锚固时，锚具将受到巨大的压力时，使锚具及锚下垫板压密而变形，同时有些锚具的预应力筋钢还要向内回缩，使固后的预应力筋钢束缩短，因而引起应力损失。计算锚具变形、筋钢回缩引起的应力损失，后张法曲线布筋的构件应考虑锚固后反摩阻的影响。首先根据下式计算反摩阻影响长度，即：(3-3)式中的为张拉端锚具变形值，由《桥规》（JTGD62-2004）查得夹片式锚具顶压张拉时为4mm；为单位长度由管道摩阻引起的预应力损失，；为张拉端锚下张拉控制应力，为扣除沿途管道摩擦损失后锚固端预拉应力，；为张拉端至锚固端的距离。当求得后可知所有预应力钢绞线束均满足，所以距张拉端为处的截面由锚具变形和筋钢回缩引起的考虑反摩阻后的预应力损失按下式计算，即：(3-4)式中的为张拉端由锚具变形引起的考虑反摩阻后的预应力损失，。若，则表示该截面不受反摩阻影响。3.4.4混凝土的弹性压缩引起的应力损失的计算后张法构件筋束张拉时产生的混凝土弹性压缩量，是在张拉过程中完成的，故对于一次张拉完成的后张法构件，混凝土弹性压缩不会引起损失。但是，由于后张法构件筋钢束的根数往往较多，一般是采用分批张拉锚固，并且多数情况是采用逐束进行张拉锚固的，这样，当张拉后批筋钢束时产生的混凝土弹性压缩变形，将使先批已张拉并锚固的筋钢束产生应力损失。混凝土弹性压缩引起的应力损失取按应力计算需要控制的截面进行计算。对于本设计可取中左支点截面按下式进行计算，并以其计算结果作为全梁各截面预应力筋钢应力损失的平均值，即：(3-5)式中：——张拉批数；——预应力筋钢弹性模量与混凝土弹性模量的比值，按张拉时混凝土的实际强度等级计算；假定为设计强度的90%，即，查《桥规》（JTGD62-2004）得：MPa，故：；——全部预应力筋钢（批）的合力在其作用点（全部预应力筋钢重心点）处所产生的混凝土正应力，，截面特性按净截面取用。3.4.5预应力筋束松弛引起的应力损失的计算一般称这种现象为筋钢的松弛。对于低松弛级钢丝、刚绞线，应按产品出厂实验资料的最大松弛率来计算。对于采用两端张拉工艺的低松弛钢绞线，由筋钢松弛引起的预应力损失按下式计算，即：(3-6)式中：——张拉系数，对于本设计，采用一次张拉，取——筋钢松弛系数，对于低松弛钢绞线，取；——传力锚固时的筋钢应力，，这里仍采用中左支点截面的应力值作为全梁的