预应力混凝土简支t型梁桥设计

题目：40m预应力混凝土简支T型梁桥设计院(系):水利与环境学院2011年6月1日V数进行估算。按后法制作主梁，采用锥型锚具和直径50mm的抽拔橡胶管，计longitudinalsectimethodofcorrectpre-burrycorrectedtubeanchoristress,andtransformDrive-wayplankdesigning:InthiKeywords:T-beam;pre-stress;目录摘要I第1章纵横截面布置11.2基本资料11.6横隔梁的设置6第2章主梁计算62.1.2恒载力72.2活载力计算(修正刚性横梁法)82.3主梁力组合142.4.2预应力钢束布置162.5计算主梁截面几何特性222.5.1净截面几何特性计算222.5.2换算截面几何特性计算232.5.3有效分布宽度截面几何特性计算242.5.4各阶段截面对形心轴的静矩计算252.6钢束预应力损失计算282.6.2由锚具变形，钢束回缩引起的损失292.6.3混凝土弹性压缩引起的损失332.6.4由钢束应力松弛引起的损失342.6.5混凝土收缩和徐变引起的损失342.6.6预加力计算即钢束预应力损失汇总362.7主梁截面承载力与应力验算392.7.2持久状况构件的应力验算442.7.3短暂状况构件的应力验算542.8主梁端部的局部承压验算542.9主梁变形验算572.9.1计算由预加应力引起的跨中反拱度582.9.2计算由荷载引起的跨中挠度592.9.3结构刚度验算602.9.4预拱度的设置60第3章横隔梁计算603.3截面作用效应计算653.4截面配筋计算66第4章行车道板计算664.2荷载效应组合69结束语72参考文献73致73第1章纵横截面布置(1)桥面跨径及桥宽净空标准跨径：L=40.00m(墩中心距离);计算跨径：Lp=38.80n(支座中心距离);桥面净空：净—7m+2×0.75人行道工艺：按后工艺制作主梁，采用45号优质碳素结构钢的维形锚具和直径(4)基本计算数据单位数据V混凝土立方强度R弹性模量轴心抗压标准强度R抗拉标准强度轴心抗压设计强度抗拉设计强度极限压应力极限拉应力荷载组合1:极限压应力极限主拉应力极限主压应力极限压应力极限主拉应力极限主压应力标准强度R弹性模量E抗拉设计强度R容重车混凝土2n无量钢V1.3主梁间距与主梁片数从16m到40m,主梁间距均为1.6m,考虑人行道适当挑出，净—7附2×0.75m的桥宽则选用五片主梁。(1)主梁高度预应力混凝土简支桥桥梁的主梁高度与其跨径之比通常在1/15~1/25,标准设计中高跨比约在1/13~1/19。当建筑高度不受限制时，增大梁高往往是较经高，而混凝土用量增加不多。综上所述，标准设计中对取用230cm的主梁高度是比较合适的。公宫公宫VT梁翼板的厚度主要取决于桥面承受车轮局部荷载的要求，还应考虑能否满足主梁受弯时上翼板受压的强度要求。本示例预制T梁的翼板厚度取用10cm,翼板根部加厚到22cm以抵抗翼缘根部较大的弯矩。为使翼板与腹板连接和顺，在截面转角处设置圆角，以减少局部应力和便于脱模。1.4主梁跨中界面尺寸拟定在预应力混凝土梁中腹板因主拉应力甚小，腹板厚度一般由布置制孔管的构造决定，同时从腹板本身的稳定条件出发，腹板厚度不宜小于其高度的1/15,马蹄尺寸基本由布置预应力钢束的需要确定的。设计实践表明，马蹄面积占截面总面积的10~20%为合适。本示例考虑到主梁需要配置较多的钢束，将钢束按三层布置每层排三束，同时还根据《桥规》互6、2、26条对钢束净距及预留管道的构造要求，初拟马蹄宽度36cm,高度38cm。马蹄与腹板交接处做成45°斜坡的折线钝角，以减少局部应力。如此布置的马蹄面积约占整个截面积按照以上拟定的外形尺寸，就可绘出预制梁的跨中截面布置图(见图2)。V图2跨中截面尺寸图(尺寸单位：mm)(1).计算截面几何特征将主梁跨中截面划分成五个规则图形的小单元，截(2).检验截面效率指标表2核心距计算结果分块名称分块面积分块面积形至上缘距离y,分块面积至缘分块面积的自身惯矩!分块面积对截面形心的惯矩1Ad²(cm⁴)翼板4三角下三角马蹄∑注：截面效率指标：表明以上初拟的主梁跨中截面尺寸时合理的。1.5横截面沿跨长的变化如图1所示，本设计主梁采用等高形式，横截面的T梁翼板厚度沿跨长不变，马蹄部分为配合钢束弯起而从跨径四分点附近开始向支点逐渐抬高。梁端部区段由于锚头集V中力的作用而引起较大的局部应力，同时也为布置锚具的需要，在距梁端2060mm围将腹板加厚到与马蹄同宽。变化点截面(腹板开始加厚处)到支点的距离为2060mm,其中还设置一段长300mm的腹板加厚过渡段。模型试验结果表明，主梁在荷载作用位置的弯矩横向分布，在当该位置有横隔梁在跨中位置设置一道中横隔梁；当跨度较大时，还应在其它卫士设置较多的横隔梁。本设计在桥跨中、四分点、支点处共设置五道横隔梁，其间距为1097mm。横隔梁采用开洞形式，他的高度取2060mm平均厚度150mm,详见图1所示。第2章主梁计算根据上述梁跨结构纵、横截面的布置，并通过活载作用下的梁桥荷载横向分布计算，可分别求得主梁隔控制截面(一般取跨中、四分点、变化点截面和支点截面)的恒载和最大活载力，然后再进行主梁力组合。2.1.1恒载集度(1)预制梁自重①按跨中截面计，主梁的恒载集度：②由于马蹄抬高形成四个横置的三棱柱，折算成恒载集度为：③由于腹板加厚所增加的重量折算成恒载集度为：④边主梁的横隔梁中横隔梁体积：V(2)二期恒载，栏杆及铺装人行道板：4.0KN/m²若将两侧人行道板、栏杆均摊给5片主梁，则：2.1.2恒载力如图3所示，社x为计算截面离左支座的距离，并令99B④A主梁弯矩和剪力的计算公式分别为：恒载力计算见表3。表31号梁永久作用效应变化点V期0剪力(kN)0期0剪力(kN)02.2活载力计算(修正刚性横梁法)2.2.1冲击系数和车道折减系数按《桥规》4.3.2条规定，结构的冲击系数与结构的基频有关，因此要先计算结构的基频。简支梁桥的基频可采用下列公式估算：其中：根据本桥的基频，可以计算出汽车荷载的冲击系数为：按“桥规”规定，当车道当车道数多于两道时，需进行车道折减，三车道折减22%,四车道折减33%,本次是双车道不需考虑车道折减系数为1。2.2.2计算主梁的荷载横向分部系数(1)跨中的荷载横向分布系数m如前所示，本例桥跨设五道横隔梁，具有可靠的横向联系，且承重结构的长宽比为：所以可以按修正的刚性横梁法来绘制横向影响线并计算横向分布系数m①计算主梁抗扭惯矩I对于T形梁截面，抗扭惯矩可近似按下式计算式中；b,和1,——相应为单个矩形截面的宽度和高度；c,——矩形截面的抗扭刚度系数；m——梁截面划分成单个矩形截面的个数。V对于跨中截面，翼缘板的换算平均厚度：马蹄部分的换算平均厚度：图4示出了I的计算图式，I的计算见表4分块名称C马蹄③∑②.计算抗扭修正系数β主梁间距相同，同时将主梁近似的看成等截面，则得：计算得：β=0.8704。③按修正的刚性横梁计算横向影响线竖向影响线竖坐标值：式中：计算所得的n,值列于表5。1230④计算荷载横向分布系数。V2号梁3号梁3号梁：M=0.4M=0.2V1号梁(2)支点截面的何在横向分布系数m。如图6所示，按杠杆原理法绘制荷载横向分布影响线并进行布载，1号梁可可变作用(汽车):m=0.5×0.8750=0.4375(3)横向分布系数汇总(见表6)可变作用类别m公路-l级VMMV支点影响线V095汽车mV计算跨中截面最大弯矩和最大剪力采用直接加载求可变作用效应，图4-7示出跨中截面作用效应计算图示，计算公式为：式中：S—所求截面汽车(人群)标准荷载的弯矩或剪力；qk——车道均布荷载标准值；P——车道集中荷载标准值；Q——影响线上同号区段的面积；可变作用(汽车)标准效应：可变作用(汽车)冲击效应：可变作用(人群)效应Mmax=0.4689×2.25×0.5×43.88×0.5×0.25×43.88+0.8003×43.88×0.25×0.5Vmax=0.5×0.4689×2.25×0.5×0.5×43.88+0.5×0.8003×0.25×43.88×2.25(2)求四分点截面的最大弯矩和最大剪力图7四分点截面作用效应的计算图示。可变作用(汽车)标准效应：可变作用(汽车)冲击效应：可变作用(人群)效应(3)求截面变化点的弯距和剪力图7有变化点截面作用效应的计算图示。位置离支座中心2.06m。可变作用(汽车)效应：计算变化点截面汽车荷载产生的弯矩和剪力时，应特别注意集中荷载P的V作用位置。集中荷载若作用在计算截面，虽然影响线纵坐标最大，但其对应的横向分布系数较小，荷载向跨中方向移动，就出现相反的情况。因此应对两个截面进行比较，即影响线纵坐标最大截面和横向分布系数达到最大值的截面，然后取一个最大的作为所求值。通过比较，集中荷载作用在变化点为最不利情况，结果如下：可变作用(汽车)冲击效应：可变作用(人群)效应：(4)求支点截面的最大剪力图7出支点截面最大剪力计算图示。可变作用(汽车)效应：可变作用(汽车)冲击效应：可变作用(人群)效应：2.3主梁力组合本设计按《桥规》4.1.6~4.1.8条规定，根据可能同时出现的作用效应应选择了三种最不利效应组合：短期效应组合、标准效应组合和能力极限状态基本组合，见表7表7主梁作用效应组合序号荷载类别四分点截面支点第一类永久作用0第二类永久作用0总永久作用=(1)+(2)0可变作用(汽车)可变作用(人群)V短期组合=(3)+0.7×2.4预应力钢束的估算及其布置式中：M一持久状态使用荷载产生的跨中弯距标准组合值，按表4-7取用；V1号梁：(2).按承载能力极限状态估算钢束数根据极限状态的应力计算图式，受压区混凝土达到极限强度f,应力图式呈矩形，同预应力钢束也达到设计强度f,则钢束数的估算公式为：式中：M.一承载能力极限状态的跨中最大弯矩，按表4-7取用；a一经验系数，一般采用0.75～0.77,本算例取用0.76;f一预应力钢绞线的设计强度，见表4-1,为1280MPa。计根据上述两种极限状态，取钢束数n=132.4.2预应力钢束布置跨中截面及锚固端截面布置(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，本算例采用直径50mm的抽拔橡胶管成型的管道，根据《公预规》6.2.26条规定，管道至梁底和梁侧净矩不应小于5cm,管道净距为40mm。根据以上规定，跨中截面的细部构造如图8)所示。由此可得出钢束群重心至梁底距离为：(2)为方便拉操作，将所有钢束都锚固在梁端，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，使截面均匀受压；二是考虑锚头布置的可能性，以满足拉操作方便的要求。VA图8钢束布置图(尺寸单位：mm)a);跨中截面；b);锚固截面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8b)所示。钢束群重心至梁底距离为：为验核上述布置的钢束群重心位置，需计算锚固端截面几何特性。图9示出计算图示，锚固端截面特性计算见表8所示。表8钢束锚固截面几何特性计算表分块名称1翼板5∑故计算得：V说明钢束群重心处于截面的核心围。钢束起弯角及线形的确定确定钢束起弯角时，既要照顾到由其弯起产生足够的竖向预剪力，又要考虑到所引起的摩擦预应力损失不宜过大。为此，本算例将端部锚固端截面分成上、下两部分(见图4-10),上部钢束的弯起角定为10°,下部钢束弯起角定为7.5为简化计算和施工，所有钢束布置的线形均为直线加圆弧，并且整根钢束都布置在同一个竖直面。V支座中线支座中线图10封锚端混凝土块尺寸图钢束计算(1)计算钢束起弯点至跨中的距离图11示出钢束计算图示，钢束起弯点至跨中的距离×列表计算在表9。0R锚固点计算截面位置X跨径中线跨径中线C图11钢束计算图式(尺寸单位：mm)(2)控制截面的钢束重心位置计算由图11所示的几何关系，当计算截面在曲线段时，计算公式为：其中：a—钢束在计算截面处钢束重心到梁底的距离；a。一钢束起弯前到梁底的距离；R一钢束弯起半径②计算钢束群重心到梁底距离钢束号四分点未弯起一一V点支点表10各钢束在各个变化点距底部距离钢束号跨中四分点变化点支点锚固点(3)钢束长度计算见表11所示。表11各钢束总长度计算结果钢束号R钢束弯起角度曲线长度(cm)S直线长度x₁(见表有效长度留长度钢束长度V152.5计算主梁截面几何特性本节在求得各验算的毛截面特征和钢束位置的基础上，计算主梁净截面和换算截面的面积、惯性距及梁截面分别对重心轴、上汇总成截面特征植总表，为各受力阶级的应力验算准备计算数据。现以跨中截面为例，说明其计算方法，在表12中亦出其它截面特征值的计算结果。2.5.1净截面几何特性计算在预加应力阶段，只需要计算小截面的几何特征。计算结果见表13。V2.5.2换算截面几何特性计算在使用荷载阶段需要计算大截面(结构整体化以后的截面)的几何特性，其结果列于表12△4,△4,一分别为一根管道截面面积和钢束截面积；y,-分面积重心到主梁上缘的距离；n--计算面积所含的管道(钢束)数；跨中翼缘全宽截面面积和惯矩计算表αp一钢束与混凝土的弹性模量比值；由表1得α=6.06V分块名称分块面积分块面积重心至上缘分块面缘静矩重心到上缘距分块面积的自身惯矩m净截面毛截面3扣管道面积略∑3-7m换算截面毛截面3面积略4∑一3一7△A=19.635(cm²)n=13根=6.062.5.3有效分布宽度截面几何特性计算根据《公预规》4.2.2条，预应力混凝土梁在计算预应力引起的混凝土应力时，预加力作为轴向力产生的应力按实际翼缘全宽计算，由预加力偏心引起的弯矩产生的应力按翼缘有效宽度计算。因此表中的抗弯惯矩应进行折减。由于采用有效宽度方法计算的等效法向应力体积和原全宽实际的法向应力体积是相等的因此用有效宽度截面计算等代法向应力时，中性轴应取原全宽截面的中性轴。(1)有效分布宽度的计算V根据《公预规》4.2.2条，对于T形截面受压区翼缘计算宽度b',应取用(2)有效分布宽度截面几何特性计算由于截面宽度不折减，截面的抗弯惯矩也不需折减，取全宽截面值。2.5.4各阶段截面对形心轴的静矩计算预应力钢筋混凝土梁在拉阶段和使用阶段都要产生剪应力，这两个阶段的剪应力应该叠加。在每一个阶段中，凡是中和轴位置和面积突变处的剪应力，都是需要计算的。例如，拉阶段和使用阶段的截面，除了两个阶段a-a和b-b位(1)在拉阶段，净截面的中和轴位置产生的最大剪应力，与使用阶段在净V截面的中和轴(简称净轴)位置产生的剪应力叠加；(2)在使用阶段，换算截面的中和轴(简称换轴)产生的最大剪应力，与因此，对于每一个荷载作用阶段，需要计算四个位置(共8种)的剪应力，①a-a线以上(或以下)的面积对中性轴(净轴和换轴)的静矩；②b-b线以上(或以下)的面积对中性轴(净轴和换轴)的静矩；③净轴(n-n)以上(或以下)的面积对中性轴(净轴和换轴)的静矩；④换轴(0-0)以上(或以下)的面积对中性轴(净轴和换轴)的静矩；计算结果列于表13表13跨中截面对重心轴静矩计算分块名称及序号静矩类别及符号分块面积分块面积重心至全截面重心距离Ai(cm)号y翼缘部分翼缘部分对净轴对换轴静矩S。。∑下三角④马蹄部分马蹄部分对换马蹄⑤矩管道或钢束∑净轴以上净轴以上换算V净面积对净轴净矩矩S(cm³)8Z换轴以上净面积对净轴净矩换轴以上换面积对换轴静矩9∑其它截面特性值均可用同样方法计算，下面将计算结果列表如表14名称符号跨中四分点变化点支点混凝土净截面净面积净惯矩净轴到截面上缘距离Y净轴到截面下缘距离Y上缘W下缘W翼缘部分面积净轴以上面积S换轴以上面积S马蹄部分面积S钢束群重心到净轴距离e混凝土换算截面换算面积换算惯矩换轴到截面上缘的距离换轴到截面下缘的距离上缘W下缘WV翼缘部分面积净轴以上面积S换轴以上面积马蹄部分面积S钢束群重心到截面下缘距离2.6钢束预应力损失计算根据《公预规》6.2.1条规定，当计算主梁截面应力和确定钢束的控制应力时，应计算预应力损失值。后法梁的预应力损失包括前期预应力损失(钢束与管道壁的摩擦损失，锚具变形，钢束回缩引起的损失，分批的损失)和后期预应力损失(钢绞线应力松弛，混凝土收缩和徐变引起的应力损失),而梁钢束的锚固应力和有效应力(永存应力)分别等于拉应力扣除相应阶段的预应力损失。预应力损失值因梁截面位置不同而有差异，现以四分点截面(既有直线束，又有曲线束通过)为例说明各项预应力损失的计算方法。对于其它截面均可用同样方法计算，它们的计算结果均列入钢束预应力损失及预加力一览表2.6.1预应力钢束与管道壁之间的摩擦损失按《公预规》6.2.2条规定，计算公式为：式中：——拉钢束时锚下的控制应力；根据《公预规》6.1.3条规定，μ——钢束与管道壁的摩擦系数，对于预埋波纹管取μ=0.25;θ——从拉端到计算截面曲线管道部分切线的夹角之和(rad);k——管道每米局部偏差对摩擦的影响系数，取k=0.015;Vx——从拉端到计算截面的管道长度(m),可近似取其在纵轴上的投影长度(如图-14),当四分点为计算截面时，钢束号X2.6.2由锚具变形，钢束回缩引起的损失根据《公预规》Oi²计算公式如下：L——预应力钢束有效长度。四分点截面2的计算结果见表16表16四分点截面2的计算结果钢束号LVV钢束号锚固时预加纵向力a力损失的钢束号ZA₀N表18四分点截面6计算表数据=计算应力损失分子项分母项2.6.3混凝土弹性压缩引起的损失后法梁当采用分批拉时，先拉的钢束由于拉后批钢束产生的混凝土弹性压缩引起的引力损失，根据《公预规》6.2.5条规定，计算公式为；式中：在先拉钢束中心处，由后拉各批钢束而产生的混凝土法其中N,M——分别为钢束锚固时预加的纵向力和弯矩，V本算例采用逐根拉钢束，预制时拉钢束N1~N13,拉顺序为N1~N13顺序拉。计算时应从最后拉的一束逐步向前推进。2.6.4由钢束应力松弛引起的损失《公预规》5.2.11条规定，对于作超拉的钢丝由松弛引起的应力损失公式为2.6.5混凝土收缩和徐变引起的损失根据《公预规》6.2.7条规定，由混凝土收缩和徐变引起的应力损失可按下式计算式中：₆——全部钢束重心处由混凝土收缩、徐变引起的预应力损失；σ——钢束锚固时，全部钢束重心处由预加应力(扣除相应阶段的应力损失)A——本设计为钢束锚固时相应得净截面面积A。e,——本设计即为钢束群重心至截面净轴得距离e,i——截面回转半径，本设计为(t,to)——加载龄期为to、计算龄期为t时得混凝土徐变系数；&(t,t₀)——加载龄期为t₀、计算龄期为t时收缩应变。(1)徐变系数终极值φ(1,to)和收缩应变终极值&(t,t₀)的计算构件理论厚度得计算公式为：U——与大气接触得截面周边长度。设混凝土和徐变在野外一般条件(相对湿度为75%)下完成，受荷时混凝土加载龄期为20d。(2)计算σ₆截面钢束号(表17)M(表17)四分点101020103010401050106010701080109VZ跨中20变化点Z支点Z表20各控制点使用阶段消失的预加力截面钢束号使用阶段消失的预加力四分点3Z中Z0化点Z点Z2.6.6预加力计算即钢束预应力损失汇总施工阶段传力锚固应力σ及其产生的预加力：V可用上述同样的方法计算出使用阶段由拉钢束产生的预加力N,V,M。,下面将计算结果一并列入表21。表22示出了各控制截面得钢束预应力损失。表21钢束预应力损失一览表钢束号正常使用阶段锚固钢束应力钢束有效应力跨中123456789V0四分点1234567890变化点1234567890支点1V2345678902.7主梁截面承载力与应力验算预应力混凝土梁从预加力开始到受荷破坏，需经受预应力、使用荷载作用、裂缝出现和破坏等四个受力阶段，为保证主梁受力可靠并予以控制，应对控制截面进行各个阶段的验算。在以下容中，先进行持久状态承载能力极限状态承载能力验算，再分别验算持久状态抗裂验算和应力验算，最后进行短暂状态构件的截预应力梁在使用阶段短期效应组合作用下，只要截面不出现拉应力就可满足。V2.7.1持久状况承载能力极限状态承载力验算=X在承载能力极限状态下，预应力混凝土沿正截面和斜截面都有可能破坏，下面验算这两类截面的承载力。图13示出正截面承载力计算图示。(1)确定混凝土受压区高度根据《公预规》5.3.2条规定，对于带承托翼缘板的T形截面：当R,A,≤Rb'h'+0.5R.(b+b₂)A成立时，中性轴在翼缘板，否则在腹板。本设计的V考虑三角承托的影响，可近似看成第一类截面计算。设中性轴到截面上缘的距离为x,则：求得X=69.8cm要求X≤5h式中：x,一预应力受压区高度界限系数，按《公预规》表5.2.1采用，对于C50混凝土，说明该截面破坏时属于塑性破坏状态。(2)验算正截面承载力由《公预规》5.2.2条，正截面承载力按下式计算：式中：y.——桥梁结构的重要性系数，按《公预规》5.1.5条取用，本设计按公路Ⅱ级公路设计，故取1.25.则上式为：右边=129224(kN·m)>M=11756(kN·m)(跨中)主梁跨中正截面承载力满足要求。其它截面均可用同样方法验算。(1)斜截面抗剪承载力验算根据《公预规》5.2.6条，计算受弯构件斜截面抗剪承载力时，其计算位置①距支座中心h/2处截面；V②受拉区弯起钢筋弯起点处截面；③锚于受拉区的纵向钢筋开始不受力处的截面；④箍筋数量或间距改变处的截面；⑤构件腹板宽度变化处的截面。本设计以变化点为例进行斜截面抗剪承载力验算a)复核主梁截面尺寸条规定，即式中：V——经力组合后支点截面上最大剪力(kN),各梁最大的Va为989.8kN;b——支点截面的腹板厚度(mm),即b=360mm;h₀——支点截面的有效高度(mm),即h=h-a。=2300-980=1320mm)Swk——混凝土强度等级(MPa)上式=0.51×10³×√40×360×1320=1527>r₀Va=9898(kN)所以本设计主梁的T形截面尺寸符合要求。b)截面抗剪承载力验算验算是否需要进行斜截面抗剪承载力计算。根据《公预规》5.2.10条规定，若符合下列公式要求时，则不需进行斜截面抗V0.12×0.00314×240×16567.5+493=1060.5≥989.8KN式中：f——混凝土抗拉设计强度(MPa);a₂——预应力提高系数，对预应力混凝土受弯构件，取1.25.所以本设计需进行斜截面抗剪承载力计算。①计算斜截面水平投影长度C按《公预规》5.2.8条，计算斜截面水平投影长度C:式中：m——斜截面受压端正截面处的广义剪跨比，V——斜截面受压端正截面由使用荷载产生的最大剪力组合设计值；M——相应于上述最大剪力时的弯矩组合设计值；h₀——通过斜截面受压区顶端正截面上的有效高度，自受拉纵向主钢筋的合力点至受压边缘的距离。V对应M=20394KN·m得m=1.31m=1.31取m=1.7式中：Q,——斜截面受压端正截面最大剪力组合设计值，为989.8kN;QH——斜截面混凝土与箍筋共同的抗剪承载力(kK),按下式计算：Rm——预应力弯起钢筋得抗拉设计强度取1280MPa(2)斜截面抗弯承载力验算V式中：σ——在作用标准效应组合下混凝土的法向压应力，按下式计算：σ——由预应力产生的混凝土法向拉应力，按下式计算：跨中N,(0.1kN)四分点aN7锚固点可a支点aV表23t计算表项目V宽b上梗肋下梗肋SC跨中一期恒载07964短期组合7694预加力07964短期组合剪力四分点短期组合剪力N7锚固点短期组合剪力支点短期组合剪力跨中四分点支点注：在混凝土主应力计算中，习惯上在计算剪力时取用各计算截面的最大剪力，计算法向应力时取用各计算截面的最大弯矩，实际上，由于对同一计算结面不可能同时出现最大剪力和弯矩，因此上表所计算的主应力值稍偏大。V应力部位跨中上缘跨中下缘四分点上缘四分点下缘变化点上缘变化点下缘支点上缘支点下缘N,(0.1kN)0000k00·预应力筋拉应力验算根据《公预规》7.1.5条，使用阶段预应力筋拉应力应符合下列要求：式中：σ——预应力筋扣除全部预应力损失后的有效预应力；,——在作用标准效应组合下受拉区预应力筋产生的拉应力，按下式计算：ea,e。——分别为钢束重心到截面净轴和换轴的距离，即——在作用标准效应组合下预应力筋重心处混凝土的法向拉应力；α——预应力筋与混凝土的弹性模量比。取最不利的外层钢筋N2进行验算，表示出了N2号预应力筋拉应力的计算过程和结果，最大拉应力在跨中截面，为1298.84MPa,可见其结果符合规要求。截面混凝土主压应力验算此项验算主要为了保证混凝土在沿主压应力方向破坏时也具有足够的安全度。以1号梁的跨中截面为例，对其上肋(a-a)、和下肋(b-b)等四处分别进行主压应力验算，其它截面均可用同样方法计算。根据《公预规》7.1.6条，斜截面混凝土主压应力应符合下列要求：主压应力，按下式计算：式中：σ——在计算主应力点，由荷载标准值组合和预应力产生的混凝土法向应T——在计算主应力点，由荷载标准值组合和预应力产生的混凝土剪应力。表30示出了σ的计算过程，表示出了r的计算过程，混凝土主压应力计算V跨中N(0.1kN)A.[cm²}四分点N7锚固点a支点V项目V宽b上梗肋下梗肋SC跨中一期恒载05067短期组合5710预加力05067短期组合剪力四分点短期组合剪力N7锚固点短期组合剪力支点短期组合剪力截面主应力部位T标准组合标准组合标准组合跨中四分点N10锚固点支点注：在混凝土主应力计算中，习惯上在计算剪力时取用各计算截面的最大剪力，计算法向应力时取用各计算截面的最大弯矩，实际上，由于对同一计算结面不可能同时出现最大剪力和弯矩，因此上表所计算的主应力值稍偏大。V法向应力.f,f——与构件制作、运输、安装各施工阶段混凝土立方体抗压强度相表28示出了预加应力阶段混凝土法向应力的计算过程。本设计采用两点吊装，吊点设在两支点移59cm2.8主梁端部的局部承压验算如图18a所示，在锚固端设置两块厚20mm的钢垫板，即在N₁~N₃的3根钢束锚下设置200×712mm的垫板，在1N₁~N₁₀的六根钢束锚下设置350×1166mm的垫板2。在钢垫板下等于梁高(230mm)的围并且布置21层48的V间接钢筋网，钢筋网的间距为10cm,其中锚下第一层钢筋网的布置见图14b所示。根据锚下钢垫板的布置情况，以下分上、下两部分各自验算混凝土局部承压强度。亦亦a垫板1垫板2按《桥规》第5.1.16条和第4.1.24条规定，预应力混凝土梁局部承压强度式中：N——局部承压时的纵向力。在梁端两块钢垫板中，分别考虑除最后拉的一束为控制应力外其余各束均匀为传力锚固应力，可计算出垫板1、2的N各为1614.2KN和4782.6KN;β——混凝土局部承压强度的提高系数，按下式计算：A——局部承压时的计算底面积(扣除孔道面积);A——局部承压(扣孔道)面积；β——配置间接钢筋时局部承压强度提高系数，按下式计算：A——包罗在钢筋网配筋围的混凝土核心面积；V在主梁混凝土达到90%强度时开始拉钢束，所以R¹=0.9R=20.7MPa;R——间接钢筋抗拉设计强度，对于I级钢筋R,=24MPa;截面面积；对于钢垫板1(见图18a):公式右边=0.6×(1.6×21.7+2×0.01065×1.44²×240)×11365×10对于钢垫板2:注：在垫板1和2的局部承压强度计算中，上述强度计算公式等号右边由第二项算得的数值均未超过第一项的50%。VN——考虑局部承压时的纵向力(KN),数值与前节计算的相同；V——与垫板形式及构件相对尺寸有关的系数，对于本例的方型垫板V=2;λ——局部承压板垂直于计算截面(受剪面)方向的边长与间接配筋深度(本例为230cm)之比；A——梁端部区段沿荷载轴线切割的计算截面积(其高度等于间接配筋深度),其中应扣除孔道沿荷载轴线的截面面积(cm²);R,——混凝土抗拉设计强度(MPa),考虑40号混凝土达90%强度时拉钢束，则R}=0.9RI=0.9×2.15=1.935MPa.∴N=16142KN<右边(符合要求)A=36×230-2×5×230=598至此，便完全说明了在主梁混凝土达到90%强度时可以拉预应力钢束。2.9主梁变形验算为了掌握主梁在各受力阶段的变形(通常指竖向挠度)情况，要求计算各阶段的挠度值，并且对体现结构刚度的活载挠度进点截面为平均值将全梁近似处理为等截面杆件，然后按材料力学方法计算1号V梁跨中挠度。2.9.1计算由预加应力引起的跨中反拱度M——拉锚固时各根钢束的预加弯矩；M——单位力作用在跨中时所产生的弯矩。上述积分按图乘法计算，即单束反拱度。净截面形心轴四分点圆弧段直线段直线段圆弧段直线段表29分块面积及形心位置为A和d计算公式形心处的M值三角形V弓形半个M,。图表中：h₁为锚固点截面的钢束重心到净轴的竖直距离h₂为钢束起弯点至净轴的竖直距离，φ为钢束弯起角。跨中反拱度根据《公预规》6.5.4条，考虑长期效应的影响，预应力引起的反拱值应乘以长期增长系数2.0,即：2.9.2计算由荷载引起的跨中挠度根据《公预规》6.5.2条，全预应力混凝土构件的刚度采用0载效应产生的跨中挠度可近似按下列公式计算；短期何在效应组合产生的跨中挠度可近似按下列公式计算：表30各束引起的反拱度计算表分块束号MNNNNNNN矩形158矩形28183川角形5弓形406图A5VDNM根据《公预规》6.5.3条，受弯构件在使用阶段的挠度应考虑何在长期效应的影响，即按荷载短期效应组合计算的挠度值，乘以挠度长期增长系数n。,对C50混凝土，7=1.6,则荷载短期效应组合引起的长期挠度值为：恒载引起的长期挠度值：2.9.3结构刚度验算按《公预规》6.5.3条规定，预应力混凝土受弯构件计算的长期挠度值，在消除结构自重产生的长期挠度后梁的最大挠度不应超过计算结构的1/600,可见，结构刚度满足规要求。2.9.4预拱度的设置按《公预规》6.5.3条规定，当预加力产生的长期反拱值大于荷载短期效应组合计算的长期挠度时，可不设预拱度。本设计中预加力产生的长期反拱值为21cm,大于按荷载短期效应组合计算的长期挠度值16.8cm,满足规要求可不第3章横隔梁计算V鉴于具有多根横隔梁的桥梁跨中处的横隔梁受力最大，通常只计算跨中横隔梁的作用效应，其余横隔梁可依据跨中横隔梁偏安全的选用相同的截面尺寸和根据《桥规》4.3.1条规定，桥梁结构的局部加载计算应采用车辆荷载，图16表示出跨中横隔梁纵向的最不利荷载布置。纵向一行车轮和人群荷载对跨中横隔梁的计算荷载为：跨中横隔梁受力影响线的面积：通常横隔梁的弯矩为靠近桥中线的截面较大，而剪力则靠近两侧边缘处的截面较大，如图22跨中横隔梁，本设计只取A、B两个截面计算横隔梁的弯矩，V效应，先需作出相应的相应影响线。3.2.1绘制弯矩影响线按照玲主编《桥梁工程》的式(2-6-33)、(2-5-34)和式导求得：e,——单位荷载p=1作用位置到横截面中心的距离，当e;在中心之左时取正值，在中心之右时取负值。其它符号均同本例第二节中说明。当p=1作用在1号梁轴上时，e,=2d=3.2m,同时VI=5.93756×10³m⁴(见表4)当p=1作用在5号梁轴上时，e,=-2d,则当p=1作用在2号梁轴上时，e,=d,则同理p=1作用在1号梁轴上时：=(-0.1482×1.5×1.6+0.0259×0.5×1.6+2×(-0.0以上述三点坐标和A截面的位置，便可绘出M影响线。(1)对于1号主梁右截面的剪力Q"影响线可计算如下：p=1作用在计算截面以左时：(2)对于2号主梁右截面的剪力Q右影响线可计算如下：如p=1作用在3号梁轴上时；Vp=1作用在计算截面以左时:绘成的Q影响线p=1作用在计算截面以左时:绘成的Q影响线国MA联冒物MBMA联冒物耳3.3截面作用效应计算计算公式：截面力S=(1+μ)dPoZ₇式中：拟地取用主梁的冲击系数；计算荷载P。和P。。在相应影响线上的最不利位置加载见图17所示，截面力的计算均列入表。图18和图19分别表示横隔梁正弯矩配筋(4φ18布置在下缘)和负弯矩配筋(2φ18布置在上缘),并且示出配筋计算的相应截面。剪力钢筋选用间距S为20cm的248双肢筋筋。经过横隔梁正截面和斜截面强度的验算，上述配筋均能满足规的有关规定。由于这部分的计算容与主梁截面强度验算雷同，故从略。表31横隔梁截面作用效应计算表汽车PolkN)人群q。(kN/m)7M7nVvVV次=0.5×(0.4514+0.4452}×0.15×19.5=1.3{kN)v控制力图18和图19分别表示横隔梁正弯矩配筋(4φ20布置在下缘)和负弯矩配筋(2φ20布置在上缘),并且示出配筋几的相应截面。剪力钢筋选用间距为S=200mm的2φ8双肢箍筋。经过横隔梁正截面和斜截面承载力的验算，上述配筋均能满足规的有关规定。由于这部分的计算与主梁截面承载力的验算雷同，故从略。第4章行车道板计算V考虑到主梁翼缘板钢筋是连续的，故行车道板可按悬臂板(边梁)和两端固结的连续板(中梁)两种情况来计算。4.1悬臂板荷载效应计算由于宽跨比大于2,故按单向板计算，悬臂长度为0.72m,中间铰接.主梁架设完毕时桥面板可看成72cm长的单向悬臂板，计算图式见图20图20悬臂板计算图式(尺寸单位：mm)计算如图取P=140kn,a₂=0.2m,b₂=0.6mVb₂H图21车辆荷载在板上的分布由图得(1)车轮在板的跨径中部时垂直于板的跨径方向的荷载分布宽度：(2)车轮在板的支承处时垂直于板的跨径方向荷载的有效分布宽度：(3)车轮在板的支承附近，距支点距离为x时垂直于板的跨径方向荷载的有效分布宽度：V将加重车后轮作用于板的中央，求得简支板跨中最大可变作用(汽车)的弯矩为：计算支点剪力时，可变作用必须尽量靠近梁肋边缘布置。考虑了相应的有效工作宽度后，每米板宽承受的分布荷载：综上所述，可得到连续板可变作用(汽车)效应如下：跨中断面弯矩：Mep=0.5×25.3=12.65(KN-m)。作用效应组合按《桥规》4.1.6条进行承载能力极限状态作用效应基本组合。支点断面弯矩：1.2M+1.4M=-1.2×1.8-1.4×17.7=-27(KN·m)支点断面剪力：1.2V+1.4V=1.2×5+1.4×85.8=126KN)跨中断面弯矩：1.2M+1.4M,=1.2×0.9+1.4×12.65=18.8(KN·m)悬臂板及连续板支点采用相同的抗弯钢筋，故只需按其中最不利荷载效应V配筋，即Ma=-27kN·m。其高度h=22cm,净保护层a=3cm。若选用φ12钢查有关板宽1m钢筋截面与距离表，当选用φ12钢筋时，需要钢筋间距为12cm,此时所提供的钢筋面积为：A=9.42>9.34cm²。由于此处钢筋保护层于4试算值相同，实际配筋面积又大于计算面积，则其承载能力肯定大于作用效应，连续板跨中截面处的抗弯钢筋计算同上，此处从略。计算结果需在板的下缘配置钢筋间距为12cm的φ12钢筋。为使施工简便，取板上下缘配筋相同，均为φ12120mm。配筋布置如图22。按《公预规》5.2.9条规定，矩形截面受弯构件的截面尺寸应符合下列要求。 rV=126KN≤0.51×10⁻³√Jbh=0.51×10³×√40×1600×213=1满足抗剪最小尺寸要求。按《公预规》5.2.10条，y₀V≤0.50×10⁻³a₂fbh,即：yV≤0.50×10⁵×1.0×1.83×1600×213=310.4(KN)时，不需要进行斜截面抗剪强度计算，仅按构造要求配置钢筋。V间距不应大于200mm,因此本例中板分布附近用φ8200mm。甜图22行车道板受力钢筋布置图示(尺寸单位：mm)V结束语两个多月过去了，我的毕业设计也在今天完工。毕业设计是我们在校期演练，提高了自己综合运用所学知识能力和实践创新能力。因此，通过此次毕业设计，我掌握了T型梁桥设计的容、步骤和方法提高了对计算机应用的技能，特别是对CAD的熟练操作；还培养了自己正确、熟练运用规、手册及参考书的能力。我做的是T型梁桥设计，涉及到的容就比较多。但是遇见问题最多还是主梁截面特性和各截面的应力计算上，这部分涉及到的知识点和公式很多，要考虑的因素也很多，是专业知识的一个很全面的贯通，做好这部料。还得感清富老师的细心指点让我有了头绪。整个设计下来，总结了一些设计过程中应该注意的问题：(1)在动手设计之前，先了解本次设计容、查阅相关参考资料是十分必要的，在了解基本要求后认真熟悉规的规定更是关键所在；另外，还应该认真的学习院系下发的关于毕业设计的每个文件，严格按要求进行设计；(2)在动手设计后，应根据任务要求合理安排和及时、灵活的调整进度；(3)不要害怕设计会犯错误，而是要勇于面对任何的错误和挫折，不断地(4)积极查阅各种参考资料，主动向指导老师请教，热心与同学讨论交流，团结协作，这都对设计有着很大帮助。V[1]龄嘉，桥梁工程[M],,人民交通，2007.1[2]叶见曙，结构设计原理[M],,人民交通，2005.6[5]河海大学、理工大学、理工大学、清华大学合编，水工钢筋混凝土结构学[6]徐光辉、胡明义，公路桥涵设计手册梁桥(上册)[M].,人民交通，1996[7]龙驭球、包世华，结构力学教程(1)[M],,高等教育，2000.7[8]GotthardFranz,Konstruktionslehre[9]训方、方孝淑、关来泰，材料力学[M].,高等教育，1994.9[10]高岛simply-supportedcomstructure,1993.15致V的信心!朋杰Ultimatestrengthofcontinuouscompositebox-girderbridgeswithprecastdconstructionandthereplacementofdeteribecausethesystemcanensurethequalitworkingenvironmentsVconnections,shearconnectionbetweensteelslabandtransversejointsbetweenprecastpanels.Fig.1overviewofacompositeTherehavebeenseveralexperimentsoncompositebeamswithprecastdecks.Throughobservationofthebehaviourofshearconnectionsequationforshearstiffnessoftheconnectionwassuggesbeamshowedthecapacityforstuds.Fromthesefatigueenduranceofstudshearconnectioninprecastdeckcompoprecastdeckshadfemale-tVthatitdoesnotpermittensiinvestigatecrackingbehaviouratthetranTensilestressesoccurringatthejointslocallyareimportathemagnitudeoftheeffectiveprestress.Lossesofcompreconcreteshrinkagestrain.Prestressedctimeaftercastingprecastconcrete,shouldbeconsiderNumerousexperimentalworksandanestablishthedesignbasisforcstudies,experimentsoncontinuouscompositebeamswerecarriedoutVtopreventtencalculateaflexuralresistanceofcompositesection,sectionalexperimentalstudies,itwasconcludedthattheultimatestrecross-sectionalareaofthestudshankanddecreaseswithanincreaseofthebeddinglayertevaluatedandcomparedwiththetestresultsfordesignofcontinuouscompcalculationofultimatestrengths,fullSpecificationswereconsVmoment-curvaturerelationshipandmomentofconstruction.Twodifferenttypesofboxgirdersmaybeopen‘U'sectionisfabricated.Foreislabscouldbeeffectivelyappliedfotheopen-toppedsteeesbecauseformworkforcastingcompositebox-girderbridgeoftrapezoidal'U'sectionwithprefabricateVintothedeckandabolt-tCBG2,thecompositshearconnectorswereinstalledontopflangesofthesteelglocatedbetweensupports.Insidethesteelbox,lEUROCODE4,theclassificationofcroasfollows.ThewebplateinthenegativemomentregionislinaccordingtoEq.(1),andalsothelowerflangeinthenegativemomentregionsareallcompactsecplasticglobalanalysis,anMaterialpropertiesofthesteelsections,Vablesland2,respectively.FiveinternaltendonsweredadditionallytwoexternaltendonswereinstalledinCto1000,000cycleswerecarriedout.Afterthesesupportandthenthelastloadingwasmadeuntillargedemid-spanwithlinearvaStraindistributionsofsectionsA,BandCwereobserveVstudshearconnectorwasdeterminedasthestrengthoftheshearconnectioninashearspan,asarengthrequiredforfullshearconnections3.2.Cracking.yieldiPreviousresearchhasbeenfocusedoningbehaviourtoconfirmtheserviceabilityinpevaluatedandthencomparedwithtestresultsasshowninTable3.Vdeckjointshadbecrackingofslabsandtheyieldingofthegithetests,yieldingoccurredatalmostthesametimeinmaximumusingmomentredistribution.AftermomentredistributionfVconsideredtobeduetoresidsomewhatandanchoragesectionwereneglectedinthecalculatiTheultimateloadwascalculatedusingtheconceptofaplthisevaluation,theeffectoftheshearwasnotconsideredbecagnificantcomparedwiththebendingeffect.incontinuouscompositebox-girderbridgeswite,theevaluationoftheultimateloadbytheplasticglosectionsuchasFig.5.InV(Fig.5(b)).InCBG2,inaddition,thplasticmomenfforthenegativemomentsectiThus,intheevaluationoftheultimateloadbythemechanismianalysis.Therefore,theultimateloadcalculatedbythemechanismwaewhatoverestimated.FromTable3,itisconsideredthattalanalysisusingtheassumptionofuncrackedandcrackedsectionfortheVsteelsectionshouldbereachedatstrainhardeningbeforetheconcshed.Therefore,theductilityparametershouldbehigherwhereF'istheconcretecompcompressivestrainofconcrete,Dcisthedepthoftheslab,D,isthedepthofthegirder,Ayisthesteelgirdersectionarea,Fy,istheyieldingfevaluated,TheductilityparameterofallspethetestgoodductilityinpositivemomentregionsoftheultimatestateoncludedthattheRotterductilityparametercouldbeuVforCompositeBeams)wasdeveloped.Thematerialnonlinearitywered,asshowninFig.6.Inthesteel,strainhardeningwastheconcreteoftension,thelinearelasticcurvewasusedbelowthngthbutoverthetensilestrength,alinearsotensionstiffeningeffects.ThereinforcementwasmodeledasalgirderdidnotoccurthusthesectionbehavedasafullcoVofconcrete,strengthofsteelgirder,reinforcementandtendonwereconsideredasreinforcementhavingequivalentdiameaninitiallinearcurthree-dimensionalfiniteelementandthesteelgirderweremohemodelwasassumedtobehavFig.7.Inthe“elaVanalysiswassimilarInthecaseofCBG1,thecurveofnuamaximumnegativemomentregioninFig.8(b),thecurvmomentsectionhadalreadybecamealmoseCBG1hadmanyloadingcyclesoverthecrackingload[8thethetestresultswell.Inamaximumnegativemomentregion(Fig.lyticalsolutionisvecycleultimateloadinghistoryafteronecyclecrackincouldbeobservedthattheflexuralstiffnesswasdecreasebridgeswithprefabricatedVasthecompositionofgiinternaltendonorexternaltendonsuchasthenu5(b)or(c).distributioncontinu-ousbeamisnotinagreementwiththemomentdiuncrackedcompositesection.Aftercrackingandyieldingcompositesection,therealmomentsinacontinuouscdistributed.ThereforetheandthenmomentredistributioncouldbeestimaisdefinedthataratioofmomentredistributionthenonlinearanalysiswhichproducedtheabovecurveinFigs.8shownintheultimateloadbytheplasticglobalanalysisissimilartotheresulVInthispaper,jinordertoevaluateultandanalyticalstudiesoftwo-spancontinuouscompositeswithprefabricatedslabswereconductedandf(1)Eqs.(6)and(7)areeffectiveinestimshearconnectionandthedegreeofshearconnectiontoobtainfulforthepositiveandnegativemomentregionrespectively,couldbeoprecastdeckcompositeboxgirderbridges.Also,theductilityofprecastdeckbridgVglobalanalysiscanbemad以及预制板的横向连接。图1大体概述了在本文中涉及到的全纵深预制桥面组合桥梁。劳耐力。V当它处于服务荷载作用下时节点不允许拉应力出现。为了调查研究预制桥面的桥梁的横向接缝的开裂特点开展了试验工作和分析研究。从这项研究，建议了几点设计时应考应力对确定预应力是很重要的。节点顶部的压应力损失是可观的，应仔细评估以确定初始的拉控制应力。很明显，降低由混凝土收缩产生的拉应力可以有效地减少预应力损失。预应力组合桥梁因为混凝土长期的行为产生的应力损失可能是不合算的，因此，预应力的优点例如浇注完预应力中考虑。为了确定预制桥面的连续组合桥的设计基础理论已经做过无数的实验和分析。在这些研究中，进行连续组合梁的实验是为了观察连续梁的行为和验证拟定的防止节点裂缝的设计标准。在连续预制桥面板桥梁的节点处防止拉应力出现就足够了。满足服务的极限状态的桥梁，也应该评估极限强算出组合部位的挠曲阻力，需要评估剪力连接的截面分类和概率。从以往的实验研究中得出的结论是，预制桥面板的桥梁的剪力连接螺柱的横截面面积而随着层间厚度的增加而减小。在本文中，进行了两跨连续组合箱形梁桥的实验与分析研究。评估了开裂、屈的连续组合桥的实验结果做了比较。为了评估连续梁桥的屈服荷载，考虑了一个不开裂截面的方法，该方法考虑了弯矩的重分配，在EUROCODE4对弯矩重分配下了定义。在极限强度的计算中，考虑了全部或部EUROCODE4或者AASHTOLRFD的说明中对上述概念下了定义。同时，考虑材料的非线性，弯矩-曲率关系和弯矩重分配了通过数值分析进行了估计。V2.1实例对于中等跨径的桥梁，组合式箱形梁是很有吸引力的组合式梯形“U”截面的箱形梁桥。建了两座分别命名为CBG1和CBG2的装配式连续组合箱形梁桥。CBG¹是10-10的两跨而CBG2是20-20的两跨连续梁桥。两个箱形梁桥具有一样的截面尺寸如图2(a)所示。在CBG的模型中，每个预制梁有6个为设置剪力连接器的挖空的块和5个40mm为后法预留的管道。为了引入纵向预应力，5个在负弯矩区域的组合部分是在剪力连接后由外部钢筋施加预应力的(图2(c))。剪力连接器安装在主梁顶部法兰以实现充分的剪力连接。每个支撑上都放置了隔板并且额外在支撑间设置了K型支