鄂黄高速公路30米预应力混凝土简支箱梁桥设计毕业设计

摘 要

鄂黄高速公路桥梁初步设计为30m的预应力混凝土简支箱形梁桥。该桥采用四车道布置。上部为装配式部分预应力混凝土简支箱梁。预制箱梁高1.6m，主梁间距3.2m。为降低主梁高度，减少预应力引起的上拱度，后张法预应力混凝土箱梁在设计荷载下按部分预应力混凝土A类构件设计，主梁配筋采用预应力筋和非预应力筋混合配筋。锚具采用OVM15—5型锚具，锚具变形钢筋回缩按4mm计。预制件在张拉钢绞线时混凝土的强度应达到85%以上方可张拉。下部桥墩为钢筋混凝土圆形双柱式墩，墩柱直径1.4m；桥墩基础为单排双列钻孔灌注桩基础，桩径1.6m。桥墩盖梁为连续墩盖梁，按简支梁计算盖梁内力及墩柱顶竖向反力。桩基采用为单排桩形式，间距7.6m。 关键词：预应力混凝土简支梁；箱梁； 桩基础； 桥梁

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Abstract

The program of Guole Bridge from Baga to Jilin county preliminary design for 20m pre-stressed concrete free supported box girder bridge. This bridge has two driveway.The upside of bridge is the type of assembly partial prestressed reinforcement concrete simple underprop box girder. Prefabricating box girder has the tallness of 1.6m, the girder’s span length is 3.20m. In order to reduce the girder’s tallness, reduce the superior camber which the pre-stressed causes, the post tenioning pre-stressed concrete box girder under the designed load is designed according to the partical pre-stressed concrete A member, the girder adopt the mixed complex of the pre-stressed reinforcing steel bar and the non-pre-stressed reinforcing steel bar. The anchorage uses the OVM15-5 anchorage, the anchorage’s distortion and reinforcing steel bar’s shrinkage is according to the length of 4㎜. Pre-workpiece when pull the steel wring wire, the reinforcing steel bar can be tension until the concrete tensive intensity should only achieve above 85%. The pier of the bridge’s Infrastructure is the reinforced concrete circular distyle pillar, foot stall’s diameter is 1.4m; Pier’s bedrock for single line double row drill hole irrigation pile foundation, stake’s diameter is 1.6m. Bridge pier plate girder is continual pier plate girder which calculates plate pier’s internal force and the pier’s top vertical force according to the simple beam. Pile foundation use the single piling form, span 7.6m.

Keywords：Prestressed Concrete Simple Beam， Box girder；Pile foundation；Bridge

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目 录

目 录 ------------------------------------------------------------------- 1` 摘 要 ------------------------------------------------------------------- 1 ABSTRACT ------------------------------------------------------------------ 2 1.绪论 -------------------------------------------------------------------- 1 2.设计基本资料 ------------------------------------------------------------ 2 2.1 设计资料 ---------------------------------------------------------------- 2 3.上部结构计算设计资料及构造布置 ------------------------------------------ 4 3.1 桥梁纵向布置 ------------------------------------------------------------ 4 4.2 横断面布置 -------------------------------------------------------------- 4 4.3计算截面几何特征 -------------------------------------------------------- 5 5．主梁作用效应计算 ------------------------------------------------------- 8 5.1永久作用效应计算 -------------------------------------------------------- 8 5.2 可变作用效应计算 -------------------------------------------------------- 9 5.3预应力钢束的估算及其布置 ----------------------------------------------- 16 6.主梁截面几何特性计算 --------------------------------------------------- 23 7.钢束预应力损失估算 ----------------------------------------------------- 26 8.持久状况截面承载力极限状态计算 ----------------------------------------- 32 8.1正截面承载力计算 ------------------------------------------------------- 32 8.2斜截面承载力计算 ------------------------------------------------------- 33 8.3斜截面抗弯承载力计算 --------------------------------------------------- 34 9.应力验算 --------------------------------------------------------------- 35 9.1短暂状况的正应力验算 --------------------------------------------------- 35 9.2持久状况的正应力验算 --------------------------------------------------- 36 10.抗裂性验算 ------------------------------------------------------------ 40 10.1作用短期效应组合作用下的正截面抗裂验算 -------------------------------- 40 10.2作用短期效应组合作用下的斜截面抗裂验算 -------------------------------- 40 11.锚固区局部承压验算 ---------------------------------------------------- 43 11.1局部承压区的截面尺寸验算 --------------------------------------------- 43 11.2局部抗压承载力验算 ---------------------------------------------------- 43 12.主梁变形验算 ---------------------------------------------------------- 45 12.1使用阶段的挠度计算 ---------------------------------------------------- 45 12.2预拱度设置 ------------------------------------------------------------ 46 13.横隔梁计算 ------------------------------------------------------------ 47 13.1跨中横隔梁的作用效应影响线 -------------------------------------------- 47 13.2截面作用效应计算 ------------------------------------------------------ 49 13.3截面配筋计算 ---------------------------------------------------------- 50 14.行车道板计算 ---------------------------------------------------------- 51 14.1悬臂板荷载效应计算 ---------------------------------------------------- 51 14.2连续板荷载效应计算 ---------------------------------------------------- 52

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14.3板面配筋 -------------------------------------------------------------- 14.4.抗剪验算 -------------------------------------------------------------- 55 15.双柱式桥墩和钻孔灌注桩的设计资料 -------------------------------------- 56 16.盖梁计算 -------------------------------------------------------------- 57 16.1 荷载计算 -------------------------------------------------------------- 57 16.2 内力计算 ------------------------------------------------------------- 65 16.3盖梁各截面的配筋设计与承载力校核 -------------------------------------- 68 17. 桥墩墩柱计算 --------------------------------------------------------- 73 17.1 荷载计算 ------------------------------------------------------------- 73 17.2 截面配筋计算及应力验算 ------------------------------------------------ 75 18钻孔灌注桩 ------------------------------------------------------------- 78 18.1 荷载计算 -------------------------------------------------------------- 78 18.2 桩长计算 ------------------------------------------------------------- 79 18.3桩的内力计算（M法） --------------------------------------------------- 80 18.4桩身截面配筋与强度验算 ------------------------------------------------ 83 18.5墩顶纵向水平位移验算 -------------------------------------------------- 85 19 施工方法 -------------------------------------------------------------- 87 19.1 基础施工 ------------------------------------------------------------- 87 17.2 箱梁预制及安装 -------------------------------------------------------- 88 19.3 桥面板施工 ------------------------------------------------------------ 94 19.4 桥梁伸缩缝 ----------------------------------------------------------- 94 参考文献 ----------------------------------------------------------------- 95 致谢 --------------------------------------------------------------------- 96

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1.绪论

按照受力体系分类，桥梁有梁、拱、索三大基本体系，其中梁桥以受弯为主，拱桥以受压为主，悬索桥以受拉为主。梁桥是一种在竖向荷载下无水平反力的结构，也正因为这样，梁桥与同跨径的其他体系相比，其主要特点是内力以弯矩为主，尤其是简支梁。但总的来说，桥梁结构简单，受力明确，施工较为简单，并且对地基的要求不是太高，在一般中小跨境桥梁中有广泛的应用。

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2.设计基本资料 2.1 设计资料

2.1.1 桥梁全长及桥宽

鄂黄高速公路桥梁设计，半幅桥宽13m，桥面净宽：净----0.5+3×3.75+0.2m。 2.1.2 设计荷载

汽车荷载：公路---Ⅰ级；每侧防撞栏的作用力：8.65KN/m。 2.1.3 材料及工艺

混凝土：主梁采用C50混凝土；钢绞线：预应力钢束采用φs15.2钢绞线；钢筋：直径大于等于10mm的采用HRB335钢筋，直径小于10mm的采用R235钢筋。

采用后张法施工工艺制作主梁。预制时，预留孔采用内径50mm、外径55mm的预埋金属波纹管成型，钢绞线采用TD双作用千斤顶两端同时张拉，锚具采用夹片式群锚。主梁安装就位后现浇800mm宽的湿接缝，最后施工混凝土防水层和沥青混凝土面层。 2.1.4 基本计算数据

基本计算数据见表2—1.

表2—1 材料及特性

项目 立方强度 弹性模量 轴心抗压标准强度 轴心抗拉标准强度 轴心抗压设计强度 轴心抗拉设计强度 短暂状态 容许压应力 容许拉应力 持久状态 标准荷容许压应力 载组合 容许主压应力 短期效容许拉应力 应组合 容许主拉应力 标准强度 15.2 弹性模量 钢绞线 抗拉设计强度 最大控制应力 持久状态应力 标准荷载组合 2

名称 C50 混凝土 符号 单位 fcu,k MPa Ec MPa fck MPa ftk MPa fcd MPa ftd MPa 0.7f’ck MPa 0.7f’tk MPa 0.5 fck MPa 0.5 fck MPa σst- MPa 0.85σpc 0.6ftk MPa Fpk MPa Ep MPa Fpd MPa 0.75fpk MPa 0.65 fpk MPa 数据 50.00 3.45×104 32.4 2.65 22.40 1.83 20.72 1.76 16.20 19.44 0.00 1.59 1860 1.95×105 1260 1395 1209 湖北工业大学毕业设计（论文）

普通钢筋 抗拉标准强度 fsk MPa 335 抗拉设计强度 fsd MPa 280 R235 抗拉标准强度 fsk MPa 235 抗拉设计强度 fsd MPa 195 材料重度 钢筋混凝土 γ1 KN/m3 25.00 钢绞线 γ2 KN/m3 78.50 钢束与混凝土的弹性模量比 αEp 无量纲 5.65 '[注] 本桥考虑混凝土强度达到C45时开始张拉预应力钢束。0.7fck和0.7ftk'分别表示

'29.6MPa,0.7ftk'2.51MPa. 钢束张拉时混凝土的抗压、抗拉标准强度，则：0.7fckHRB335

2.1.5 设计依据

《公路工程技术标准》（JTG B01-2003） 《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2004）

《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2004）

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4.上部结构计算设计资料及构造布置 4.1 桥梁纵向布置

标准跨径：30m；主梁全长：29.84m：计算跨径：29.24m； 4.2 横断面布置

4.2.1 主梁间距与主梁片数

根据所需桥面宽度，主梁间距采用3200mm，选用四片主梁，横断面布置如图4—1。

图4—1 结构布置图（尺寸单位：mm；上一排为中梁横断面，下一排为边梁横断面）

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4.2.2 主梁跨中截面主要尺寸拟定

（1）主梁高度

预应力混凝土简支箱梁的主梁高度与其跨径大小有关。当建筑高度不受时，增大梁高可以节较经济的方案。综上考虑，取主梁高度为1600mm。

（2）主梁截面细部尺寸

省预应力钢束用量，同时梁高加大一般只是腹板加高。而混凝土用量增加不多，因此增大梁高往往是

箱梁顶板厚度主要按照行车道板的要求来设计，本桥取180mm，跨中梁段的底板可尽量做得薄些，肋主要承受截面的剪应力和主拉应力，其最小厚度应满足剪切强度极限的要求，本桥取180mm，支点处为满足锚固的要求增大到250mm。

按照上述拟定的外形尺寸，绘制出主梁截面图见图4—1。 4.3计算截面几何特征 4.3.1 全截面几何特性的计算

将主梁跨中截面划分成三个小单元，见图4—2。

但从施工要求出发，一般不宜小于150mm或梁肋间净距的1/16，本桥取180mm，支点处为250mm，梁

图4—2 主梁跨中截面分块图

截面形心至下缘的距离为：ys=∑Aiyi/A 式中：Ai ------ 分块面积；

yi------ 分块面积的形心至下缘的距离。

由于主梁宽度较大，为保证桥梁的整体受力性能，桥面板采用现浇混凝土刚性接头，因此主梁工面的全截面几何特性如表4—1，4—2，4—3 ，4—4所示。

表4—1 主梁跨中中梁小截面的几何特性

分块名称 分块面积 yi(cm) 分块面积对下Ai（cm2） （1） (2) 缘静Si(cm3) (3)=(1)×(2) di=ys-yi (cm) (4) 分块面积对截面形心惯性矩 Ix（cm4） (5)=(1) ×(4)2 5

作截面有两种：预制和吊装阶段的小截面（b=2400mm）；运营阶段的大截面（b=3200mm）。主梁跨中截

分块面积的4惯性I（ icm）（6） 湖北工业大学毕业设计（论文）

顶板① 4323.38 150.99 腹板② 4728.03 82.87 底板③ 1875.10 Σ 10926.50 9.15 -- 652787.14 391811.84 17157.16 1061756.15 -53.82 14.30 88.02 -- 12521912.03 967171.259 14528196.65 28017279.94 124998.5 6629400.00 50344.43 6804742.98 ΣI=ΣIi+ΣIx=34822022.92 cm4，小毛截面形心至上缘距离ys=∑Aiyi/A=97.17 cm,yx=160-97.17=62.83 cm 表4—2 主梁跨中中梁大截面的几何特性

分块名称 分块面积 yi(cm) 分块面积对下Ai（cm2） （1） 顶板① 5763.23 151.00 腹板② 4728.03 82.87 底板③ 1875.10 Σ 表4—3 主梁跨中边梁小截面的几何特性

分块名称 分块面积 Ai（cm2）（1） yi (cm) (2) 分块面积对下缘静矩 Si(cm3) (3)=(1)×(2) 顶板① 5836.85 149.10 腹板② 4230.14 76.27 底板③ 1876.00 Σ 11942.99 9.16 -- 870274.33 322632.78 17184.16 1210091.27 -47.78 25.05 92.16 -- 表4—4 主梁跨中边梁大截面的几何特性

分块名称 分块面积 yi 分块面积对下缘静Si(cm3) di=ys-yi (cm) 6

di=ys-yi (cm) (4) -47.56 20.57 94.29 -- 分块面积对截面形心惯性矩 Ix（cm4） (5)=(1) ×(4)2 13034365.2 2001183.71 16671928.77 31707477.68 分块面积的惯性矩 Ii（cm4） （6） 175239.20 6629400.00 50344.432 683. (2) 缘静Si(cm3) (3)=(1)×(2) 870247.73 391811.84 17157.16 1279216.74 9.15 -- 12366.36 ΣI=ΣIi+ΣIx=38562461.32 cm4，ys=∑Aiyi/A=103.44 cm,yx=160-103.44=56.56 cm di=ys-yi (cm) (4) 分块面积对截面形心惯性矩 Ix（cm4） (5)=(1) ×(4)2 13323825.13 26911.90 15934538.43 31913275.46 分块面积的惯性矩 Ii（cm4） （6） 245868.58 4867860.00 50414.25 51142.83 ΣI=ΣIi+ΣIx=37077418.29 cm4，ys=∑Aiyi/A=101.32 cm,yx=160-101.32=58.68 cm 分块面积对截面形心惯性矩 分块面积的4惯性I（ icm）Ai（cm2） (cm) 湖北工业大学毕业设计（论文）

（1） (2) (3)=(1)×(2) 980970.33 322632.78 17184.16 1061756.15 (4) -53.82 20.57 94.29 -- Ix（cm4） (5)=(1) ×(4)2 12521912.03 2001183.71 16671928.77 31707477.68 （6） 279527.68 4867860.00 50414.25 683. 顶板① 6556.85 149.61 腹板② 4230.14 76.27 底板③ 1876.00 Σ 12662.99 9.16 -- ΣI=ΣIi+ΣIx=363367.87 cm4，ys=∑Aiyi/A=104.30 cm,yx=160-104.30=55.70 cm 4.3.2检验截面效率指标ρ（希望ρ在0.45到0.55之间）

中梁截面：

截面重心至上核心点的距离：

ks=ΣI/ΣA/ys=38562461.32/12366.36/103.44=30.15cm 截面重心至下核心点的距离：

kx=ΣI/ΣA/yx=38562461.32/12366.36/56.56=55.13cm 截面效率指标：ρ=（ks+ kx）/h=（30.15+55.13）/160=0.53 边梁截面：

截面重心至上核心点的距离：

ks=ΣI/ΣA/ys=363367.87/12662.99/104.30=29.50cm 截面重心至下核心点的距离：

kx=ΣI/ΣA/yx=363367.87/12662.99/55.70=55.24cm 截面效率指标：ρ=（ks+ kx）/h=（29.50+55.24）/160=0.53 初拟的主梁跨中截面是比较合理的。 4.3.3横截面沿跨长的变化

根据设计经验，一般截面效率指标取ρ为0.45至0.55，且较大者亦较经济。上述计算结果表明，

主梁采用等高形式，箱梁顶板沿跨长不变。梁端部区段由于锚头集中力的作用而引起较大的局部应力。因此，在距梁端2000mm范围内将腹板和底板加宽（见图2—1）。 4.3.4横隔梁的设置

由于箱梁抗扭刚度较大，所以仅在端部设置端横隔梁。

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5．主梁作用效应计算

先计算永久作用效应，在计算活载作用下的荷载横向分布系数，并求得各主梁控制截面（跨中、四分点和支点截面）的最大可变作用效应，最后进行作用效应组合。 5.1永久作用效应计算 5.1.1永久作用集度

（1）预制梁自重（一期恒载）

按跨中截面计，主梁恒载集度：g（1）中=26×1.09265=28.40KN/m g（1）边=26×1.1942=31.0518KN/m 由于变截面的过渡区段折算成的荷载集度：

g（2）=25×（1.24×2×0.5×1.5×0.09+1.5×0.09×0.5×0.73－1/3×1.5×2×0.09

×0.09）×2/29.24=0.357 KN/m

由于两端腹板和底板加宽所增加的重力折算成的荷载集度：

g（3）=25×2/29.24×（1.24×2×0.09×0.5+0.73×0.09×0.5-0.09×0.09×0.5×2）

=0.233 KN/m

端部横隔梁的体积：0.62×0.25=0.155m3

中主梁的横隔梁恒载集度：g（4）中=2 g（4）边=0.530 KN/m

边主梁的横隔梁恒载集度：g（4）边=25×2×0.155/29.24=0.265 KN/m 中主梁的一期恒载集度:g1中=28.40+0.357+0.233+0.530=29.529KN/m 边主梁的一期恒载集度: g1边=31.0518+0.357+0.233+0.265=31.907 KN/m (2)二期恒载

一侧防撞栏8.65 KN/m

中主梁湿接缝缝折算的荷载集度:g(5)中=2 g(5)边=5.200 KN/m 边主梁湿接缝缝折算的荷载集度:

g(5)边=25×(0.483×0.250×2+29.84×0.0)/29.24=2.600 KN/m 桥面铺装折算成的恒载集度:

g(6)中=25×3.2×0.08+24×3.2×0.1=14.08 KN/m g(6)边=25×3.2×0.08+24×0.1×2.8=13.12 KN/m 恒载计算汇总见表5—1 .

表5—1 恒载汇总表

梁号 1 一期恒载g1(KN/m) 31.907 二期恒载g2(KN/m) 8.65+2.60+13.12=24.36 8

总恒载(KN/m) 56.267 湖北工业大学毕业设计（论文）

2 5.1.2永久作用效应

29.529 5.2+14.28=19.48 49.009 如图5—1 所示,设x为计算截面离支座的距离,并令α=x/l,则主梁弯矩和剪力的计算公式为:

Mg=1/2α(1-α)l2gi,Qg=1/2(1-2α)lgi

图5—1 永久作用效应计算图

永久作用效应计算结果见表5—2 。

表5—2 永久作用效应计算表

项目 α 1 2 总荷载 （KN/m） － 56.267 49.009 Mg(KN/m) 跨中 0.50 6013.378 5237.700 四分点 0.25 4510.034 3928.275 5.2 可变作用效应计算 5.2.1冲击系数和车道折减系数

1.简支梁桥结构基频计算：

0.25 411.312 358.256 Qg(KN) 四分点 支点 0 822.624 716.512 f2l2EIcmc9

式中：l —结构的计算跨径（m）

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E —结构材料的弹性模量 (N/m) Ic—结构跨中截面的截面惯性矩 (m) mc—结构跨中处的单位长度质量（kg/m），

l=29.24m；E=3.45×1010N/m2；Ic边=363367.87 cm4；Ic中=38562461.32 cm4； Mc边=5539.25kg/m；Mc中=4803.87 kg/m。 则：f边=3.92(Hz) ；f中=3.94(Hz)

冲击系数：μ中=0.1767ln3.94－0.0157=0.227 所以1+μ=1.227 μ边=0.1767ln3.92－0.0157=0.226 1+μ=1.226

按《公路桥规》4.3.1条，当车道数大于等于2时，需进行车道折减。三车道折减系数为0.78，四车道折减系数为0.67，但折减后的值不得小于两行车队布置时的计算结果。

2.主梁的荷载横向分布系数

（1）跨中的荷载横向分布系数mc（修正刚性横梁法）

本设计桥跨内设有五道横隔梁，承重结构的宽跨比为B/l=13/29.24=0.444＜0.5，是窄桥，可按修正横梁法来计算横向分布系数mc。

①计算主梁抗扭惯性矩IT

对于箱型截面，单根主梁抗扭惯性矩可近似计算为：

42n43ITcibitidsi1

t式中：Ω-----封闭图形中心线所围成的图形的面积； bi 、ti----为相应单个矩形截面的宽度和高度； ci-----为矩形截面抗扭刚度系数；

n-----为梁截面划分成单个矩形界面的个数。

Ω由cad中直接查询得：Ω=1732462mm2 将数据代入得：

IT中=4×17324.622/((157.5+86.5)/18+(144.75+148.01)/17.26)+ 2×0.24×40×183 =39452583.48cm4

IT边=4×17324.622/((157.5+86.5)/18+(144.75+148.01)/17.26)+ 0.28×183×74 +0.283×183×80=39593484.6cm4

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图5—2 1号梁抗扭刚度计算图 图5—3 2号梁抗扭刚度计算图 ②计算抗扭刚度系数

抗扭刚度系数β：

11GlITi12Eai2Ii2

将数据带入得：β=0.316

③按修正刚性横梁法计算横向影响线坐标值ηij=1/n+βaiaj/Σai2.计算结果见表。

表5—3 横向影响线坐标值计算结果表

梁号i 1 2 汽车荷载：mcq=1/2Σηij。

ai(m) 4.8 1.6 ηi1 0.3922 0.2658 ηi4 0.1078 0.2342 ④计算荷载横向分布系数（图5—4）。

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图5—4 跨中荷载横向分布系数计算图（尺寸单位：cm）

一号梁 3车道：

mcq30.50.78（0.26586-1.10.72.44.25.57.30.26580.2342）0.72

3.232车道：

mcq30.5（0.26586-1.10.72.44.20.26580.2342）0.707

3.23一号梁汽车荷载横向分布系数mcq=max（mcq3，mcq3）=0.72﹙3车道﹚ 同理可得 二号梁

3车道：mcq3=0.60 2车道：mcq2=0.523

二号梁汽车荷载横向分布系数mcq=max（mcq3，mcq3）=0.60﹙3车道﹚ （2）支点的荷载横向分布系数m0（杠杆原理法）

支点的荷载横向分布系数计算如图5—5所示。按杠杆原理法绘制荷载横向影响线并进行布载，则可变作用横向分布系数计算如下：

一号梁：m0q=0.5×（1+0.32）=0.66 二号梁：m0q=0.5×（1+1+0.06）=1.03

图5—5 支点荷载横向分布系数计算图（尺寸单位：cm）

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（3）荷载横向分布系数汇总（表5—4）

表5—4荷载横向分布系数汇总表

梁号 作用类别 汽车荷载 3.车道荷载的取值 根据《公路桥规》4.3.1条，公路一级车道荷载的均布荷载标准值qk=10.50kN/m;集中荷载标准值：计算弯矩时为Pk=（360-180）/（50-5）×（29.24-5）+180=276.96kN；计算剪力时为 Pk=276.96×1.2=332.352 kN。

4.计算可变荷载作用

在可变作用效应计算中，本设计对于荷载横向分布系数沿桥跨的变化，取值时作如下考虑：支点处取m0，跨中处取mc，mc从第一根横隔梁起向m0直线过度。

（1）计算跨中截面的最大弯矩和剪力

可按下面公式求的跨中截面内力，加载方式见图5—6。

mc 0.72 一号梁 mo 0.66 mc 0.60 二号梁 mo 1.03 Sq1mcqqkPkyi,

式中：1+μ=1.227（中梁）；1+μ=1.226（边梁）。内力计算结果见下表：

表5-5 跨中截面内力计算表

梁号 公路----Ⅰ级 （考虑冲击系数） Mmax （KN·m） Qmax （KN） 1 2797.31 182.17 2 2331.09 151.81 （2）求四分点截面的最大弯矩和剪力 计算加载如图5—7，内力计算结果见表。

表5-6 L/4截面内力计算表

梁号 公路----Ⅰ级 （考虑冲击系数） Mmax （KN·m） Qmax （KN） 1 2097.02 265.74 2 1747.52 249.14 （3）求支点截面最大剪力 计算加载方式如图5—8，计算按下面面的公式：

QA1mcqk1.2•PkyiQA

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a式中：QA1momcqkymomc•1.2•Pk•y

2内力计算结果见表:

表3—6 支点截面内力计算表

梁号 公路----Ⅰ级 （考虑冲击系数） Qmax （KN） 406.74 555.76 1 2

图3—6 跨中截面作用效应计算图

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图3—7 l/4截面作用效应计算图

图3—8 支点截面作用效应计算图

5.2.2 主梁作用效应组合

按《公路桥规》4.1.6---4.1.规定，对可能同时出现的作用效应选择了三种最不利效应组合：短期荷载组合、标准荷载组合和承载能力极限状态基本组合，见表5-7，表5-8。

表5—7 1号梁内力组合表

序号 （1） 总恒载 （2） 汽车荷（考虑冲击） （2’） 汽车荷（未考虑冲击） （3） (4)

荷载类别 跨中截面 四分点截面 支点 截面 822.62 406.74 331.76 M（KN·m） Q（KN） M（KN·m） Q（KN） Q（KN） 6013.38 2797.31 2281.66 7610. 8810.69 0.00 182.17 148.59 104.01 182.17 15

4510.034 2097.02 1710.46 5707.36 6607.05 411.31 265.74 216.75 短期组合=⑴+0.7×（2’） 标准组合=⑴+⑵ 563.04 10.86 677.05 1229.36 湖北工业大学毕业设计（论文）

(5) (6) (7) (8) 基本组合=1.2×⑴+1.4×⑵ 一期恒载G1 二期 现浇湿接缝恒载 G21 桥面栏杆、铺装G22 11132.29 3282.04 277.87 2325. 255.04 0.00 0.00 0.00 83447.87 2461.53 208.40 1744.16 865.61 1556.59 224.49 19.01 159.06 449.08 38.01 318.03 表3—8 2号梁内力组合表

序号 荷载类别 跨中截面 四分点截面 支点 截面 M（KN·m） Q（KN） M（KN·m） Q（KN） Q（KN） （1） 总恒载 5237.70 2331.09 1901.38 6568.67 7568.79 98.77 3278.41 277.87 15.61 0.00 151.81 123.83 104.01 151.81 212.53 0.00 0.00 0.00 3928.28 1747.52 1425.38 4926.04 5675.80 7160.46 2458.81 208.40 1173.46 358.26 249.14 203.21 716.51 555.76 453.31 （2） 汽车荷（考虑冲击） （2’） 汽车荷（未考虑冲击） （3） (4) (5) (6) (7) (8) 短期组合=⑴+ 0.7×（2’） 标准组合=⑴+⑵ 基本组合=1.2 ×⑴+1.4×⑵ 一期恒载G1 二期 恒载 现浇湿 接缝G21 桥面栏杆、 铺装G22 5.3预应力钢束的估算及其布置 5.3.1 跨中截面钢束的估算及确定

⑴预应力钢筋截面积估算

按构件正截面抗裂性要求估算预应力钢筋数量

对于A类部分预应力混凝土构件，根据跨中截面抗裂要求，由式111可得跨中截面所需的有效预应力为

500.50 1033.83 607.40 1272.27 778.70 1637.88 224.24 19.01 107.02 448.48 38.01 214.04 NpeMs/W0.7ftk e1pAW16

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式中的Ms为正常使用极限状态按作用（或荷载）短期效应组合计算的弯矩值；由荷载计算表得：Ms=7610.KN·m。设预应力钢筋截面重心距截面下缘为ap=150mm，则预应力钢筋合力作用点至截面重心轴的距离为ep=ys-ap=1043-150=3mm；钢筋估算时，截面性质近似取用全截面的性质来计算，由表44可得跨中截面全截面面积（边梁）A=1266299mm2，全截面对抗裂验算边缘的弹性抵抗矩为W=I/ ys =3633678700/1043=373570161.7mm3；所以有效预加力合力为

Ms/W0.7ftk7482.61106/373570161.70.72.65Npe5715137.53N

131ep1266299373570161.7AW预应力钢筋的张拉控制应力为σcon=0.75 fpk=1395MPa，预应力损失按张拉控制应力的20%估算，则可得需要预应力钢筋的面积为

ApNpe10.2con5715137.535121.09mm2

0.81395采用38跟钢绞线，分成8束，预应力钢筋面积为Ap=140×38=5320 mm2。每束根数见下表：

表5—9 钢束布置表

钢束名 根数

⑵预应力钢筋布置

①跨中截面预应力钢筋的布置

后张法预应力混凝土受弯构件的预应力管道布置应符合《公路桥规》中的有关构造要求。参考已有的图纸并按《公路桥规》中的构造要求，对跨中截面的预应力钢筋进行初步布置（图5—9）。

2×N1 5

2×N2 4

2×N3 5

2×N4 5

图3—9 钢束布置图（尺寸单位：mm）

②锚固面钢束布置

为使施工方便，全部8束预应力钢筋均锚于梁端（见图3—9）。这样布置符合均匀分

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散的原则，不仅能满足张拉要求，而且N1、N2、N3在梁端均弯起较高，可以提供较大的预剪力。

③其他截面钢束位置及倾角计算

1）钢束弯起形状、弯起角θ及其弯曲半径

采用直线段中接圆弧曲线段的方式弯曲；为使预应力钢筋的预加力垂直作用于锚垫板，N1、N2和N3弯起角θ均取θ0=5°，N4弯起角θ取θ4=1.4°；各钢束的弯起半径为：N1、N2和N3的弯起半径为45m，N4的弯起半径为30m。

2）钢束各控制点位置的确定

以N1号钢束为例，其弯起布置如图5—10所示。 由Ldc•cot0确定导线点距锚固点的水平距离

Ldc•cot0900•cot510292mm

由Lb2R•tan02确定弯起点至导线点的水平距离

Lb2R•tan0245000•tan519mm 2所以弯起点至锚固点的水平距离为

LLdLb2191029212256mm

则弯起点至跨中截面的水平距离为

xk(29240/2180)L148001225615mm

根据圆弧相切的性质，图中弯止点沿切线方向至导线点的距离与弯起点至导线点的水平距离相等，所以弯止点至导线点的距离为

Lb1Lb2•cos019cos51956mm

故弯止点至跨中截面的水平距离为

Lb1Lb2xk1919561574mm

同理可以计算N2、N3、N4的控制点位置，将各钢束的控制参数汇总于下表中。

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图5—10 钢束计算图

表5—10 各钢束弯曲控制要素表

支点至锚钢束号 升高值 c（mm） 900 750 610 35 弯起角 θ0（°） 5 5 5 1.4 弯起半径 R（mm) 45000 45000 45000 30000 固点的水平距离 d（mm） N1 N2 N3 N4 180 180 180 180 弯起点至跨中截面水平距离xk（mm） 15 4262 5862 13000 弯止点至跨中截面水平距离（mm） 74 6585 9785 13734 3﹚各截面钢束位置及其倾角计算 仍以N1号钢束为例，计算钢束上任一点i离梁底距离aiaci及该点处钢束的倾角θi，式中a为钢束弯起前其重心至梁底的距离，a=310mm；ci为i点所在计算截面处钢束位置的升高值。

计算时，首先应判断出i点所在处的区段，然后计算ci及θi，即

当xixk0时，i点位于直线段还未弯起，ci=0，故aia100mm；θi=0

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当0xixkLb2Lb1时，i点位于圆弧弯起段，c及θ按下式计算，即

i

i

ciRR2xixk

2isin1当xixk计算，即

xixkR

i

0

i

Lb1Lb2时，i点位于靠近锚固端的直线段，此时θ=θ=5°，c按下式

cixixkLb2tan0

各截面钢束位置ai及其倾角θi计算值详见下表。

表5—11 各截面钢束位置（ai）及其倾角（θi）计算表

计算截面 束 号 跨中截面xi=0mm 1 N2 N3 4 L/4截面 xi=7310 mm 2 1 N115 4262 5862 3922 3922 3922 734 3922 3922 5756 3048 5 3.9 247 103 Xi-Xk为负值，钢束还未弯起 0 0 90 90 557 303 310 200 钢Xk（mm）Xi-Xk（mm） 编（mm） Lb1+Lb2 isin1xixkRaiaci ci（mm） N13000 N15 4262 20

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N3 4 支点截面xi=14620 1 mm 2 N3 4 N5862 3922 734 3922 3922 3922 734 1448 -5690 13066 10358 8758 1620 1.8 0 5 5 5 1.4 23 0 874 734 594 30 113 90 1184 934 684 120 N13000 N15 4262 5862 N13000 4﹚钢束平弯段的位置及弯角 由于是斜腹板，钢束在数万的同时也进行平弯。在两端处由于截面变化也进行平弯。 其平弯角分别是：斜腹板平弯角为1.25°，梁端处平弯角为1.8°。

③非预应力钢筋截面积估算及布置

按极限承载力确定普通钢筋，设预应力束合力点和普通钢筋的合力作用点到截面底边距离

ap120mm，

hphap16001201480mm。

依据桥规（JTGD62）第4.2.3条确定箱形截面翼缘板的有效宽度对于中间梁： 连续梁中部梁段 ：

bmi,bibmif•bi

分别为腹板上，下各翼缘的有效宽度和实际宽度；

f为相关梁跨内中部的翼缘有效宽度的计算系数。

表5—12 翼缘有效宽度计算

截面位置 中跨跨中 翼板所 处方位 腹板外侧 理论跨 径li(m) 29.24 宽跨比 bi/li 有效宽度比bmi/bi有效宽度 bmi 0.77 0．03 1 腹板内侧 0.02 1 0.65 所以：有效宽度bf=2（0.77+0.65+0.18）=3.2m

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x由公式r0Mdfcdbfx(h0)求得x：

2x1.010978.7710622.43200x14802 求得

x107.38mm＜h'f180mmfedb'fxfpdApfsd 为第一类T截面。

则根据正截面承载力计算所需的非预应力钢筋截面积为

As22.43200107.381260532039.28mm2280

2A4072mms采用16根直径为18mm的HRB335钢筋，提供的钢筋面积为。

在梁底布置成一排，其间距为61mm，钢筋重心到底边的距离为as=41mm。

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6.主梁截面几何特性计算

后张法预应力混凝土梁主梁截面几何特性应根据不同的受力阶段分别计算。本设计箱梁从施工到运营经历了如下三个阶段。

第一阶段：主梁预制并张拉预应力钢筋阶段

主梁混凝土达到设计强度的90%后，进行预应力的张拉，此时管道尚未压浆，所以其截面的截面特性计算中应扣除预应力管道的影响。

第二阶段：灌浆封锚，主梁吊装就位并现浇800mm湿接缝。

预应力钢筋张拉完成后进行管道压浆，封锚后，预应力钢筋能够参与截面受力。主梁吊装就位后现浇800mm湿接缝，但湿接缝还没参与截面受力，此时的截面特性计算采用计入预应力钢筋影响的换算截面。

第三阶段：桥面、栏杆及人行道施工和运营阶段

桥面湿接缝达到强度后，主梁即为全截面参与工作，此时截面特性计算计入预应力钢筋的换算截面。

净截面几何特性计算

在预应力阶段，只需要计算小截面的几何特性。计算公式为： 净截面面积： AnAn•A 净截面惯性矩: InIn•A•ysyi 第一阶段跨中截面的截面几何特性计算见表

表6—1 跨中截面的截面几何特性（边梁）

分块名称 分块面积 Ai中心Ai（mm2） 至梁底距离 yi（mm） 对梁底边的面积全截面下缘距离y (mm) 混凝土全截面 非预应力钢筋换算面积 21301.65 41.00 873367.65 1194299.00 1013.20 3.7077E+11 1008.47 0.0000E+00 968.12 1.997E+10 自身惯性矩 Ii（mm4） di = ys -yi（mm） Ix= Ai di2（mm4） 截面惯性矩I=Ii+Ix（mm4） 2矩si= Ai yi（mm3） 重心到1210063746.80 -4.08 1.990E+07 23

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预留管道面积 净截面面积 -19006.40 180.59 1197197.15 -3432332.24 1207504782.21 0.0000E+00 3.7077E+11 828.53 -1.305E+10 6.938E+09 1 3.777E+1注：A5.52/423.75cm2,n8,Ep5.65 2）换算截面几何特性计算

换算面积： A0An•Ep1•A

换算截面惯性矩：I0In•Ep1•A•ysyi

2各控制界面不同阶段的截面几何特性汇总表见下表：

表6—2 各控制界面不同阶段的截面几何特性汇总表（中梁）

受力阶段 阶段道压浆前 阶段2： 孔道结硬后至湿接缝结硬

计算截面 A（mm2） Yu（mm） Y（ e（ I（mm4） bmm）pmm）W（mm3） Wu=I/yu Wb=I/yb Wp=I/ep 跨中截面 截面 支点截面 跨中截面 10943.65 10943.65 1260798.65 1117388.00 966.63 633.37 9.66 635.34 918.91 681.09 953.46 6. 786.03 1.66 161.91 805.57 3.E+ 3.67E+ 5.59E+ 4.50E+ 11 11 11 08 08 08 08 08 08 08 08 09 3.56E+ 3.69E+ 5.61E+ 5.55E+ 4.00E+ 4.36E+ 5.88E+ 2.47E+ 1： L/43.E+ 3.82E+ 5.63E+ 4.52E+ 11 08 08 08 L/4截面 1117388.00 956.03 3.97 692.24 3.60E+ 3.77E+ 5.59E+ 5.20E+ 11 08 08 08 支点截面 1332932.02 919.85 680.15 200.06 3.98E+ 4.33E+ 5.85E+ 1.99E+ 11 08 08 09 24

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前 阶跨中段3： 湿接缝结硬后 支点截面 L/4截面 截面 1261374.00 1017.01 582.99 869.12 4.04E+ 3.98E+ 6.94E+ 4.65E+ 11 08 08 08 1261374.00 1476932.02 1019.29 580.71 755.50 257.60 4.00E+ 3.92E+ 6.88E+ 5.29E+ 11 4.44E +11 08 08 08 977.39 622.61 4.E+ 7.13E+ 1.72E+ 08 08 09 表4—3 各控制界面不同阶段的截面几何特性汇总表（边梁）

受力阶段 阶段孔道压浆前 阶段2： 孔道结硬后至L/41219037.0997.99 602.0截面 0 1 734.20 3.84E+ 3.85E+ 11 08 6.38E+ 5.23E+ 08 08 跨中1219037.0995. 604.3截面 0 6 847.75 3.E+ 3.90E+ 11 08 6.43E+ 4.58E+ 08 08 跨中1197197.11008.4591.53 827.8截面 截面 截面 5 5 5 7 569 7 6292.51 84.49 40.58 02.42 3.77E+11 3.82E+11 4.28E+11 3.74E+ 08 3.79E+ 08 4.46E+ 08 6.38E+ 4.55E+ 08 08 08 08 08 09 6.45E+ 5.58E+ 6.68E+ 2.11E+ 计算截面 A（mm2） Y（ Y（ e（ I（mm4） umm）bmm）pmm）Wu=I/yu W（mm3） Wb=I/yb Wp=I/ep 1： L/41197197.11007.4支点13630.6959.42 25

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湿支点1434900.6962. 637.3接截面 8 6 缝结硬前 阶跨中1291037.01025.8574.1段3： 湿接缝结硬后 7.钢束预应力损失估算

L/41291037.01028.0截面 0 7 571.93 截面 0 5 5 242.85 4.32E+ 4.48E+ 11 08 6.77E+ 1.78E+ 08 09 877.95 7.28 267.67 4.09E+ 3.98E+ 11 08 7.12E+ 4.66E+ 08 08 4.04E+ 3.93E+ 11 08 7.07E+ 5.29E+ 08 08 支点1506900.6987.45 612.5截面 8 5 4.50E+ 4.56E+ 11 08 7.35E+ 1.68E+ 08 09 根据《公路桥规》6.2.1条规定，当计算主梁截面应力和确定刚书的控制应力时，应计算预应力损失。后张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，钢筋回缩引起的损失，分批张拉混凝土弹性回缩引起的损失）与后期预应力损失（钢筋应力松弛，混凝土收缩徐变引起的损失），而梁内钢束的锚固应力和有效应力（永存应力）分别等于张拉应力扣除相应阶段的预应力损失。

1）预应力钢筋张拉（锚下）控制应力con 按《公路桥规》规定采用

con0.75fpk0.7518601395MPa

2）钢束应力损失

（1）预应力钢束与管道壁之间的摩擦损失l1

l1按下式计算：

kx l1con1e式中：0.25;k0.0015。

对于跨中截面：xl/2d；d为锚固点到支点截面的水平距离。为从张拉端到跨中截面间，管道平面转过的角度，这里N4只有竖弯，其角度N101.4,N1、N2、N3不仅有竖弯还有平弯，其角度应为管道转过的空间角度，其中竖弯角度为v5，平弯角度为

H3.05，所以空间转角为N1N2N3H2v2523.0525.86。

跨中截面各钢束摩擦应力损失值l1见表

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表7—1 跨中截面各钢束摩擦应力损失值l1计算

钢束号 度 N1 N2 N3 N4 5.86 5.86 5.86 1.4  rad 0.1022 0.1022 0.1022 0.0244 μθ X（m） Kx（m） 1ekx l1MPa 65.05 65.05 65.05 38.93 58.52 0.0256 0.0256 0.0256 0.0061 14.80 14.80 14.80 14.80 0.0222 0.0222 0.0222 0.0222 0.0466 0.0466 0.0466 0.0279 平均值 果列于下表。

表7—2 各设计控制截面l1平均值

截面

跨中 58.52

（2）锚具变形、钢筋回缩引起的应力损失l2

L/4 43.79

同理，可算出其他控制截面出的l1值，各截面摩擦应力损失值l1的平均值的计算结支点 28.

l1平均值（MPa）

按《公路桥规》6.2.3规定，对曲线预应力筋，在计算锚具变形、钢束回缩引起的应力损失时，应考虑锚固后反向摩擦的影响。根据《公路桥规》附录D，l2的计算公式如下：

首先计算反向摩擦影响长度lf，即

lflEp/d 式中：l-----为锚具变形、钢束回缩值（mm），对于夹片锚l4mm； d-------为单位长度由管道摩擦引起的预应力损失，按下式计算：

d0ll。

其中：0-----为张拉端锚下控制应力，本桥为1395.00MPa；

l-----为预应力钢筋扣除沿摩擦损失后锚固端应力，即跨中截面扣除l1后钢筋应力；

L------为张拉端至锚固端的距离，本桥取14800mm。 张拉端锚下预应力损失：2dlf

27

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当lfl在反向摩擦影响长度内，据张拉端x处得锚具变形、钢束回缩损失：

l22dlfx；

在反向摩擦影响长度外，锚具变形、钢束回缩损失：l20.00。 当lfl，所以预应力钢筋的全长均处于反摩阻影响长度以内，距张拉端x’处考虑反

'xl'2'2x'd

'xl'2摩阻后的预应力损失可按下式计算：

式中：-----距张拉端x’处由锚具变形引起的考虑反摩阻后的预应力损失；

'-----当lfl时，预应力钢筋考虑反摩阻后张拉端锚下的预应力损失值；

将各钢束钢筋反向摩擦影响长度列于表。

表7—3 跨中截面预应力钢筋反向摩擦影响长度

钢束编号 N1 N2 N3 N4 0con （MPa） 1395 1395 1395 1395 l1 （MPa） 65.05 65.05 65.05 38.93 l0l1 L（mm） （MPa） 1329.95 1329.95 1329.95 1356.07 14800 14800 14800 14800 d0l1/l （MPa） 0.00439 0.00439 0.00439 0.002630584 lfmm 13321 13321 13321 17220 经计算的'=70.328MPa，将各控制截面结算结果列于下表

表7—4锚具变形引起的预应力损失计算表

截面 钢束 编号 跨中 N1 N2 N3 N4 L/4 N1 N2 N3 N4 支点 N1 N2 N3 X （mm） 14800 14800 14800 14800 7490 7490 7490 7490 180 180 180 lf （mm） 13321 13321 13321 17220 13321 13321 13321 17220 13321 13321 13321  l2 （MPa） 各控制截面l2平均值（MPa） 13.17 （MPa） 117.10 117.10 117.10 130. 117.10 117.10 117.10 130. 117.10 117.10 117.10 28

xlf 截面不受反 摩阻影响 52.67 51.26 51.26 51.26 91.13 115.52 115.52 115.52 61.23 119.04

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N4 180 17220 130. 129.59 （3）预应力钢筋分批张拉时混凝土弹性压缩引起的应力损失（l4） 对于简支梁，预应力钢筋分批张拉时混凝土弹性压缩引起的应力损失l4可用下面简化公式进行计算，即

m1EPpc 2ml4式中：m-----张拉批数，m=4；

EP-----预应力钢筋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fck计算；fck假定为设计强度的90%，即fck0.9C50C45，查表得

E3.3510MPa，故EP'c41.95105'5.82 Ec3.35104Eppc-----全部预应力钢筋（m批）的合力Np在其作用点（全部预应力筋重心点）处产

生的混凝土正应力，pcNpANpe2pI；

其中 Npconl1l2Ap139561.2343.7953206862.69kN

pc所以 l4NpANpe2pI6862.691036862.69103684.49214.15MPa 1197197.153.821011m141EPpc5.8214.1530.88MPa 2m24（4）钢筋松弛引起的预应力损失（l5）

对于采用超张拉工艺的低松弛钢绞线，由钢筋松弛引起的预应力损失按下式计算，即

pel5••0.520.26pe

fpk式中 ------张拉系数，采用超张拉，取0.9； ------钢筋松弛系数，对于低松弛钢绞线，取0.3；

pe-----传力锚固时的钢筋应力，peconl1l2l4，这里仍采用l/4截面的应力值作为全梁的平均值计算，故有

peconl1l2l4139530.8861.2343.791259.10MPa

1259.100.261259.1031.28MPa 所以 l50.90.30.521860（5）混凝土收缩、徐变引起的损失（l6）

混凝土收缩、徐变终极值引起的受拉区预应力钢筋的应力损失可按下式计算，即

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l6tu式中:

0.9Epcstu,t0EPpetu,t0115ps ，ps1e2pi2

cs(tu,t0),(tu,t0)—加载龄期为to时混凝土收缩应变终极值和徐变系数终极

logt0‘‘，则可得t0=20d;对于二期恒载G2的加载龄期t0，假定为t0=90 d。 log28值 t0—加载龄期，即达到设计强度为90%的龄期，近似按标准养护条件计算则有

0.9fckfck设混凝土传力锚固龄期及加载龄期均为28天，计算时间t→∞,桥梁所处的环境为 平均相对湿度为75％，以跨中截面计算其理论厚度h=2Ac/u=2×1266299/9974=2mm 查表得： Φ（t，t0）=1.69 ,Φ（t，t0）=1.25，

‘cs(tu,t0)

=0.2410=210 αEp=Ep/Ec=5.652，Ep=1.95×105MPa

-3-4pc为传力锚固时在跨中和L/4截面的全部受力钢筋（包括预应力钢筋和纵向非预应

力受力钢筋，为简化计算不计构造钢筋影响）截面重心处，由混凝土正应力的平均值。考虑到加载龄期不同，Φ（t，t0）/Φ（t，t0）。

计算

‘Np1，

MG1，

MG2所引起的

MG2按徐变系数变小乘以折减系数

Np1和

MG2引起的应力时采用第一阶段截面特性，计算

MG2引起的应力时采用第

三阶段截面特性。

跨中截面：Np1conl1Ap1395102.575320/10006875.73kN

pe,l/2MG1tu,90MG2•Wtu,20Wopnp

6875.731036875.7310386023282.041061.252603.41106•

11971973771094.551081.694.66108Np1Np1e2pAInn7.MPa L/4截面：

Np1conl1Ap1395135.95320/10006698.42kN pe,l/46698.421036698.42103743.6922461.531061.251952.56106• 9881197197382105.58101.695.2910 8.15MPa

所以pc8.157./28.02MPa ApAsA532040720.0078（未计构造钢筋影响)

1197197

ps1e2psi21e2psI0/A0，取跨中与L/4截面的平均值计算，则有

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跨中截面：epsL/4截面：epsApepAsesApAsApepAsesApAs5320827.874072967.47888.40mm

532040725320684.54072966.49806.76mm

53204072所以 eps806.76888.40/2847.58mm

2A1197197.99mm0

I03.773.82/210113.7951011mm4e2ps

847.582 ps113.27

I0/A03.7951011/1197197.99将以上各项代入即得：

l60.91.9510521045.651.698.021153.270.007875.24MPa

现将各截面钢束预应力损失平均值及有效预应力汇总于下表

表7—5各截面钢束预应力损失平均值及有效预应力汇总表

预加应力阶段 试用阶段 钢束有效预应力 l1 跨中 L/4 支点 l2 l4 Ⅰl 135.9 l5 l6 lⅡ 58.52 13.17 30.88 102.57 31.28 75.24 106.52 1292.43 1185.91 43.79 61.23 30.88 31.28 75.24 106.52 1259.1 1152.58 28. 119.04 30.88 178.81 31.28 75.24 106.52 1216.19 1109.67 31

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8.持久状况截面承载力极限状态计算 8.1正截面承载力计算

一般取弯矩最大的跨中截面进行正截面承载力计算。 求受压区高度x

先按第一类箱形截面梁，略去构造钢筋的影响，混凝土受压区高度x为：

xfpdApfsdAsfcdb'f126053202804072109.42mm22.43200h'f180mm

受压区全部在翼缘板内，说明确实是第一类T形截面梁。 (1)跨中截面承载力计算

跨中截面的预应力钢筋和非预应力钢筋的布置见上图，预应力钢筋和非预应力钢筋的合力点到截面下缘的距离a为：

afpdApapfsdAsasfpdApfsdAs12605320148280407241132.45mm

126053202804072

所以 力为：

h0ha1600132.451467.55mm从荷载表中查的，梁跨中截面最大弯矩组合设计值Md=10065.66KN·m。截面抗弯承载

Mufcdb'fxh0x/222.43200109.42(1467.55109.42/2)

11081.22106N•mm

11081.22kN•m0Md110978.77kN•m

跨中截面正截面承载力满足要求。 (2)验算最小配筋率

根据《公路桥规》9.1.12条规定，预应力混凝土受弯构件最小配筋率应满足下列条件：

Mud1 Mcr式中：Mud---------受弯构件正截面抗弯承载力设计值，由以上计算可知

Mud11081.22kN•m；

Mcr---------受弯构件正截面开裂弯矩值，按下式计算：

NpMP2S0Mcr(pc•ftk)W0,,pcW0AnWnx见表。

W0------换算截面抗裂边缘的弹性抵抗矩，见表。 32

式中：S0------全截面换算截面重心轴以上（或以下）部分截面对重心轴的面积矩，

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pc-------扣除全部预应力损失预应力筋在构件边缘产生的混凝土预压应力。

pcNpAnMpWnx6348249.6519286817318.84MPa 81280339.3.74102S023357539431.61 8W04.1710Mcrpc•ftkW018.841.612.654.171089636.63106n•mm9636.63kN•m

Mud11081.221.151，满足最小配筋率的要求。 Mcr9636.63

8.2斜截面承载力计算

（1）斜截面抗剪承载力计算

预应力混凝土简支梁应对按规定需要验算的各截面进行斜截面抗剪承载力验算，以下以距支点h/2处得斜截面为例进行斜截面抗剪承载力验算。

首先，根据公式进行斜截面抗剪强度上、下限复核，即

0.501032ftdbh00Vd0.51103fcu.kbh0

式中的Vd为验算截面处剪力组合设计值，这里Vd11.75kN；

fcu.k为混凝土强度

等级，这里fcu.k50MPa；b500mm（腹板厚度）；h0为相应剪力组合设计值处的截面有效高度，即自纵向受拉钢筋合力点（包括预应力钢筋和非预应力钢筋）至混凝土受压边缘的距离，这里纵向受拉钢筋合力点据截面下缘的距离为

afpdApapfsdAsasfpdApfsdAs12605320719.79280407241621.1mm

126053202804072所以h01600621.1978.9mm；2为预应力提高系数，21.25；代入上式得

0Vd1.01618.70kN

0.51103fcu.kbh00.5110350500978.91747.59kN0.501032ftdbh00.501031.251.83500978.95.3kN0Vd

0Vd

计算结果表明，截面尺寸满足要求，但需配置抗剪钢筋。 斜截面抗剪承载力按下式计算，即

0VdVcsVpb

Vd-----斜截面受压端正截面上由作用产生的最大剪力组合设计值，这里偏安全的去为距支座h/2处正截面上由作用产生的最大剪力组合设计值。

式中： Vcs1230.45103bh033

20.6pfcu,ksvfsv 湖北工业大学毕业设计（论文）

Vpb0.75103fpdApbsinp

其中 1----异号弯矩影响系数，11.0；

2----预应力提高系数，

21.25；

31.1。

100532040721.93

500969.2 3-----受压翼缘的影响系数，

P100100ApbApAsbh0箍筋选用双肢直径为10mm的HRB335钢筋，

fsv280MPa，间距

sv200mm，则Asv2278.314.16mm2，故

svAsv314.160.00314 svb200500满足《公路桥规》9.3.13条“箍筋配筋率sv，HRB335钢筋不应小于0.12%”的要求。同时，根据《公路桥规》9.4.1条规定，在距支点一倍梁高范围内，箍筋间距缩小至100mm。

sinp采用8束预应力钢筋的平均值，即sinp0.071。所以

Vcs1.01.251.10.45103500978.920.61.93502800.003141328.59kN

Vpb0.75103126047600.071319.37kN

VcsVpb1328.59319.3717.96kN0Vd11.75kN

距支点h/2处截面处斜截面抗剪满足要求。 8.3斜截面抗弯承载力计算

由于钢束均锚于梁端，钢束数量沿跨长方向没有变化，且弯起角缓和，其斜截面抗弯强度一般不控制设计，不必验算，可通过构造加以保证。

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9.应力验算

9.1短暂状况的正应力验算

（1）构件在制作、运输及安装等施工阶段，混凝土强度等级为C45。在自重和预加 力作用下的截面边缘混凝土的法向应力应符合下式要求。

（2）短暂状况下（预加力阶段）梁跨中截面上、下缘的正应力

NpⅠNpⅠepnMG1上缘：AnWnuWnutct

NpⅠNpⅠepnMG1下缘：

AnWnbWnb

tcc3其中：Np•A1292.4353206875.7210N,MG13282.01kN•m。一期.截ⅠpⅠp面特性取用第一阶段的截面特性。代入上式得

6875.721036875.72103818.873282.041062.06MPa压

1197197.156.381086.38108tct6875.721036875.72103818.873282.04106 881197197.153.74103.7410tcc12.02MPa压0.7fc'k0.729.620.72MPa

预加力阶段混凝土的压应力满足应力值的要求；混凝土的拉应力通过规定的与拉区配筋率来防止出现裂缝，预拉区混凝土没有出现拉应力，故预拉区只须配置配筋率小于0.2%的纵向钢筋即可。

（3）吊装应力验算

本桥采用两点吊装，吊点设在俩支点内移50cm处。对于一号梁，一期荷载集度为

g130.71kN/m。根据《公路桥规》4.1.10条规定，构件在吊装、运输 时，构件重力应

乘以动力系数1.20或0.85，分别考虑超重和失重两种情况，其演算过程列于下表。可见跨中截面混凝土法向应力验算满足施工阶段要求。

表9—1 吊装阶段法向应力计算表

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应力部位 跨中上缘 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺ 6875.72 5624339 11971.97 638000 3673670 2602180 5.536 -8.824 -3.08 5.76 4.08 2.26 1.00 跨中下缘 6875.72 5624339 11971.97 374000 3673670 2602180 5.536 15.05 20.80 -9.82 -6.96 10.98 13.84 NpⅠ0.1kN MpⅠN•m Ancm2 Wcm3 超重Mg1ⅠN•m 失重Mg1ⅠN•m NpⅠ/AnMPa MpⅠ/WMPa ⑻=±⑵/⑷ ⑼=⑺+⑻ ⑽=±⑸/⑷ ⑾=±⑹/⑷ ⑿=⑼+⑽ ⒀=⑼+⑾ pMPa 超重Mg1/WMPa 失重Mg1/WMPa t超重cMPa t失重cMPa 9.2持久状况的正应力验算

（1）截面混凝土的正应力验算

对于预应力混凝土简支梁的正应力，由于配设曲线筋束的关系，应取跨中、l/4、l/8、支点及钢束突然变化出（截断或弯出梁顶等）分别进行验算。应力计算的作用（或荷载）取标注值，汽车荷载计入冲击系数。本桥以跨中截面为例进行验算。

此时有

MG13282.04kN•m,MG21277.87kN•m, MG22MQ2325.2797.315122.85kN•m,

NpⅡpⅡ•Apl6•As1185.91532075.2440726002.663103N

epnpⅡ•Apynuapl6•AsynuaspⅡ•Apl6•As

1185.9153201008.514875.2440721008.541855.04mm

1185.91532075.244072跨中截面混凝土上边缘压应力计算值为

NpⅡNpⅡ•epnMG1MG21MG22MQcu' AWWWWnbnbnbobn

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6002.6631036002.663103855.043282.04106277.871065122.851061197197.156.381086.381086.431087.121089.74MPa0.5fck0.532.416.2MPa

持久状况下跨中截面混凝土正应力验算满足要求。

（2）持久状况下预应力钢筋的应力验算

由二期恒载及活载作用产生的预应力钢筋重心处的混凝土应力为

MG21MG22MQ277.871065122.85106kt'11.60MPa 88WnpWop4.58104.6610所以钢束应力为

pⅡEPkt1185.915.6511.601251.45MPa0.65fpk0.6518601209MPa

计算表明预应力钢筋拉应力超过了规范规定值。但其比值1251.45/120913.5%5%，可认为钢筋应力满足要求。

（3）持久状况下混凝土主应力验算 本桥取l/4截面进行验算。 1）截面面积矩计算

按图9—1所示计算。其计算点分别取上肋a-a处、第三阶段截面重心轴xo-xo处及下肋b-b处。

将各计算点处的面积矩汇总于下表。（边梁）

表9—2 面积矩计算表

截面 类型 计算点位置 面积矩符号 面积矩（mm3） 2.82×108 3.41 ×108 1.68 ×108 2.96 ×108 3.59×108 1.67 ×108 3.13 ×108 3.36 ×108 1.72×108 sna Snx0’ snb soa Sox0’ sob soa soxo’ sob a-a 第一阶段净截面 对其重心轴 xo-xo b-b a-a 第二阶段净截面 对其重心轴 xo-xo b-b a-a 第三阶段净截面 对其重心轴 xo-xo b-b （重心轴x=1007.49mm） （重心轴位x=997.99mm） （重心轴x=1028.07mm） 37

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图9—1 净距计算图

2)主应力计算

以上肋处（a-a）的主应力计算为例 ①剪应力计算

剪应力计算按下式，其中VQ为可变作用引起的剪力标准值组合，VQ67.67kN，所以有

'VG22VQSo''peApbsinpSnVG1SnVG21S0 'bInbIobIobIn224.241032.82210819.011032.959108 11115003.56105003.7510107.02265.741033.1261081152.353200.0472.8221085004.1710115003.561011

0.49MPa ②正应力

NpⅡpⅡ•Apb•cosppⅡ•Apl6•As

1152.61014010140cos510140cos1.88140cos3.9

75.2440785815.09103N

epnpⅡ•Apb•cosppⅡ•Apynuapl6•AsynuaspⅡ•Apb•cosppⅡ•Apl6•As

6121.921007.49263306.831007.4941

5815.09723.78mm

38

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N•e•yNcxpⅡpⅡpnnaInAn'MG22MQ•yoa MG1•ynaMG21•yoa'InIOIo5815.091035815.09103723.78483.52458.81106483.5 1197197.153.8210113.8210116208.40106483.51144.162097.0210483.5

3.8410114.0410116.78MPa ③ 主应力

22tpcxcy2cxcy6.786.78220.490.04MPa

222cxcy26.786.78220.496.82MPa

2222cpcxcy2同理，可得xo-xo及下梗肋b-b的主应力如表。

表9—3 l/4截面主应力计算表

计算 位置 面积矩（mm3） 第一阶段第二截面第三阶段净截面sn 换算截面换算截面So’ a-a xo-xo b-b 2.82 ×108 3.41 ×108 1.68×108 2.96 ×108 3.59 ×108 1.67 ×108 So 3.13 ×108 3.36 ×108 1.72 ×108 0.24 8.42 -0.01 8.43 0.51 6.58 -0.04 6.62 0.49 6.78 -0.04 6.82 剪应力τ 正应力σ （MPa） （MPa） 主应力（MPa） σtp σcp 3）主压力的值 混凝土的主压应力值为0.6fck0.632.419.44MPa，与表中结果比较，可见混凝土主压应力计算值均小于，满足要求。

4）主应力验算

将表中的主压应力值与主压应力值比较，均小于相应的值。最大主拉应力为

tpmax0.04MPa箍筋。

0.5ftk0.52.651.33MPa，按《公路桥规》的要求，仅需按构造布置

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10.抗裂性验算

10.1作用短期效应组合作用下的正截面抗裂验算

正截面抗裂验算取跨中截面进行。

⑴预加力产生的构件抗裂验算边缘的混凝土预压应力的计算 跨中截面 NpⅡ6002.663kN,epn855.04mm

cuNpⅡAnNpⅡ•epnWnu6002.6631036002.663103855.04 81197197.153.741018.74MPa

⑵由荷载产生的构件抗裂验算边缘混凝土的法向拉应力的计算 stMG1MG21MG22MQs 'WnuWnuWouWou3278.41106277.871062325.1061330.97106 88883.74103.90103.98103.981018.MPa ⑶正截面混凝土抗裂验算

对于A类部分预应力混凝土构件，作用荷载短期效应组合作用下的混凝土拉应力应满足下列要求：

stcu0.7ftk

由上式计算stcu18.18.740.20MPa0.7ftk0.72.651.855MPa

计算结果满足《公路桥规》中A类部分预应力构件按作用短期效应组合计算的抗裂要求。同时，A类部分混凝土构件还必须满足作用长期效应组合的抗裂要求。

由下式得

MG1MG21MG22MQl lt'WnuWnuWouWou3278.41106277.871062325.106760.55106

3.741083.901083.981083.9810817.01MPa

stcu17.0118.741.73MPa要求。

0

所以构件满足《公路桥规》中A类部分预应力构件按作用长期效应组合计算的抗裂

10.2作用短期效应组合作用下的斜截面抗裂验算

斜截面抗裂验算应取剪力和弯矩均较大最不利区段截面进行，这里还取l/4截面进行验算。

40

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⑴主应力计算

以上梗肋的主应力计算为例。 ①剪应力

剪应力计算按下式计算，其中

VQs为可变作用引起的剪力短期效应组合值，

VQs151.73kN，所以有

'VG22VQsSo''peApbsinpSnVG1SnVG21S0 'bInbIobIobIn224.241032.82210819.011032.959108 11115003.56105003.8410107.02151.731033.1261081152.5853200.0472.8221085004.0410115003.561011

0.33MPa ②正应力

N•e•yNcxpⅡpⅡpnnaInAn'MG22MQs•yoaMG1•ynaMG21•yoa 'InIOIo5815.091035815.09103723.78483.52458.81106483.5 1197197.153.8210113.8210116208.40106483.51144.161467.9110483.5

3.8410114.0410116.03MPa ③主拉应力

22tpcxcy2cy6.036.0322cx0.330.02MPa 222同理，可得xo-xo及下梗肋b-b的主拉应力如表。

表10—1 l/4截面主应力计算表

计算 位置 面积矩（mm3） 第一阶段第二截面第三阶段净截面sn 换算截面换算截面So’ a-a xo-xo b-b

剪应力τ 正应力σ 主应力 （MPa） （MPa） σtp（MPa） So 3.13 ×108 3.36 ×108 1.72 41 2.82 ×108 3.41 ×108 1.68 2.96 ×108 3.59 ×108 1.67 0.33 0.48 0.11 6.03 4.30 6.40 -0.02 -0.05 -0.01 湖北工业大学毕业设计（论文）

×108 ×108 ×108 (2)主拉应力的值 作用短期荷载组合下抗裂验算的混凝土的主拉应力值

0.7ftk0.72.651.86MPa

从表中可以看出，以上主拉应力均符合要求，所以l/4截面满足作用短期效应组合下的斜截面抗裂验算要求。

42

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11.锚固区局部承压验算 11.1局部承压区的截面尺寸验算

配置间接钢筋的混凝土构件，其局部受压区的截面尺寸应满足下式要求，即：

0Fld1.3sfcdAln

式中：0取1.0；

Fld1.2139551.40.11171.8kN，

fcd20.50MPa，

s1.0。

本设计采用夹片式锚具，该锚具的垫板与其后的喇叭管连成整体。锚垫板尺寸为200mm×200mm，喇叭管尾端接内径50mm的波纹管。根据锚具的布置情况，进行钢束的局部承压计算。

Aln20020045038037.5mm，

22Al20020040000mm2

Ab25025062500mm2，Ab625001.25 Al400000Fld1171.8kN1.3sfcdAlnFld1.31.01.2520.538037.51031267.14kN 所以局部承压区尺寸满足规范要求。 11.2局部抗压承载力验算

对锚下配置间接钢筋的局部承压构件，其局部抗压承载力应满足下式要求：

0Fld0.9sfcdkvcorfsdAln

式中：k=2.0；Fld1171.8kN；Acor2dcor43.14188227745.04mm2。

4本设计采用的间接钢筋为HRB335级的螺旋形钢筋，fcd280MPa，直径12mm，间距s=50mm，（《公路桥规》推荐为30mm---80mm），螺旋筋中心直径200mm。则

dcor20012188mm, corAcor27745.040.83 Al400004Ass1122v0.0481

dcors11850将上述各计算值带入抗压承载力计算公式，可得

0.9sfcdkvcorfsdAln0.911.2520.52.00.04810.8328038037.5101727.98kN30Fld1171.8kN

故局部抗压承载力验算满足规范要求。

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图11—1 锚具的布置图（尺寸单位：mm）

44

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12.主梁变形验算

为了掌握主梁在各受力阶段的变形情况，需要计算各阶段的绕度值，并且对体现结构刚度的活载挠度进行验算。 12.1使用阶段的挠度计算

以中梁为例，使用阶段的挠度值，按短期荷载效应组合计算，并考虑挠度长期影响系数，对C50混凝土1.425，预应力混凝土简支梁的挠度计算可近似地按等截面梁计算，截面刚度按跨中截面尺寸及配筋情况确定，则刚度：

B00.95EcI00.953.451044.2210111.3831016N•m2

荷载短期效应组合作用下的挠度值，可简化为安等效均布荷载作用情况计算：

5l2MS52924026721.68106 fs 43.29mm（）18B0481.38310自重产生的挠度值按等效均布荷载作用情况计算：

5l2MG52924025124.52106 fG33.00mm（）18B0481.38310消除自重产生的挠度，并考虑挠度长期影响系数后，使用阶段挠度值为：

ft(fsfG)1.4251(43.2933.00)14.66mm

l/60029240/60048.73mm

计算结果表明，使用阶段的挠度值满足规范要求。

预应力引起的反拱度近似地按等截面计算，截面刚度按跨中截面第二阶段的截面确定，即取：B00.95EcI00.953.451040.3810121.3111016Nmm2。

l预加力引起的跨中挠度为：fp0MxMpEcI0dx

式中：fp——扣除全部预应力损失后的预加力作用的跨中挠度； Mx——单位力作用在跨中时产生的弯矩； Mp——预加力所产生的弯矩。

采用跨中截面处的预加力矩作为全梁平均预加力矩值，将全梁近视处理为等截面杆件计算，在试用阶段的预加力矩为：

MpNpⅡ•epn5301.530.8194341.95kN•m

则主梁的跨中截面反拱度计算为：

lfp0MxMpEcI0dxMpl28EcI0

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4341.9510629240235.40mm

81.3111016根据《公路桥规》6.5.4条，考虑长期效应影响，预应力引起的反拱度值应乘以长期增长系数2.0，则考虑长期效应的预加力引起的反拱度值为：

fp2.035.4070.80mm 12.2预拱度设置

按《公路桥规》6.5.5条规定，当预加力产生的长期反拱值大于按荷载短期效应组合计算的长期挠度时，可不设预拱度。即

fp70.80mmfsl1.42543.2961.69mm

所以满足规范要求，可不设预拱度。

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13.横隔梁计算

假设中间有一道中横隔梁，计算中横隔梁的内力并进行配筋。然后端横隔梁偏安全的才用中横隔梁的计算结果。

根据《公路桥规》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 13—1示出中横隔梁纵向的最不利荷载布置。纵向一行车轮对横隔梁的计算荷载为： 汽车荷载：

p011p1401400.91200.521200.43300.22300.22 ii22196.6kN

图13—1 跨中横隔梁的受载图（尺寸单位：cm）

13.1跨中横隔梁的作用效应影响线

横隔梁弯矩为靠近桥中线的截面较大，而剪力则在靠近两侧边缘出的截面较大。本设计取2-3号梁中间截面计算横隔梁的弯矩，取1号梁右截面计算剪力。在采用修正的刚性横梁法计算时，先做出相应的作用效应影响线，在计算作用效应。

1.绘制弯矩影响线 （1）计算公式

如图所示，在桥梁跨中当单位荷载P=1作用在j号梁轴上时，i号梁所受的作用为竖向力ηij（考虑主梁抗扭）。因此，由平衡条件就可写出2-3号梁中间截面的弯矩计算公式： 当P=1作用在截面2-3的左侧时：

M23,j1,jb1,232,jb2,231•e2323,j

式中：bi,23——i号梁轴到2-3号梁中间截面的距离

e23——单位荷载P=1作用位置到2-3号梁中间截面的距离。 当P=1作用在截面2-3的右侧时：

23,j1,jb1,232,jb2,23

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（2）计算弯矩影响线 当P=1作用在1号梁轴上时：

23,11,jb1,232,jbj,231•e23

0.26584.80.39221.64.82.7 当P=1作用在桥梁中心线上时：

23,中1,jb1,232,jbj,23

0.254.80.251.61.6 当P=1作用在4号梁轴上时：

23,41,jb1,232,jbj,23

0.23424.80.10781.61.297

根据上述三点坐标绘制弯矩M23影响线如图11—2所示。 2.绘制1号梁主梁有截面的剪力V1右影响线 当P=1作用在计算截面的右侧时：1,右1,i 当P=1作用在计算截面的左侧时：1,右1,i1 绘制的剪力V1右影响线如图13—2所示。

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图13—2 中横隔梁作用效应影响线图（尺寸单位：cm）

13.2截面作用效应计算

计算公式：S1P0Iq0 1.汽车 （1）正弯矩

二车道：M231.227196.61.601.481.40431.29071394.66kN•m 三车道：

M231.2270.78196.61.25281.361.44851.56210.94420.7422

1097.30kN•m （2）负弯矩

一车道：M231.227196.63.55281.861307.26kN•m （3）剪力

二车道：V1右1.227196.60.26580.25980.25560.2497248.68kN 三车道：

V1右1.2270.78196.60.26580.25980.25560.24970.240.2395

285.21kN 2.荷载组合

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因为横隔梁的弯矩影响线的正副面积很接近，并且系预制架设，恒在的绝大部分不产生内力，故组合时不计入恒载内力。

按《公路桥规》4.1.6条规定：

maxM231.4Mq1.41394.661952.49kN•m minM231.4Mq1.41307.261830.17kN•m

V1右1.4Vq1.4285.21339.29kN

13.3截面配筋计算

将横隔梁假设为2501450mm的矩形梁，所承受的最大弯矩组合设计值：

Md1952.49kN•m，最大剪力为Vd339.29KN，结构重要性系数01，拟定采用C50

'混凝土，HRB335钢筋，fcd22.4MPa，ftd1.83MPa，fsd330MPa，fcd280MPa，

b0.53。

假设as80mm，则h01450801370mm

设xbbh00.531370726.1mm的截面所能承受的最大弯矩组合设计值M， 判断截面配筋类型：

xb726.1)22.4250726.1(1370)4094.4KN•M22

r0Md1952.49KN•M

故只要采用单层布筋即可。 Mabfcdbx0(h0xx由0Mdfcdbxh0 即1952.4922.41030.25xh0

22解得 x0.284m 所以As选取10宽度

bmin230231.637.92161.2mm＜250mm，则实际有效高度： h014503031.62.51341mmfcdbx22.42502845680mm2 fsd28028（外径31.6mm）,共给面积As61.4mm2，钢筋按五排布置，所需最小

，

实际配筋率As61.41.8% bh02501341min0.45ftd/fsd0.451.83/2800.294%，故达到规定要求 由于正负弯矩差不多，故在横隔梁上部布10筋采用12mm的二级钢筋。间距为150mm。

50

28钢筋，以确保剪力及弯矩要求。箍

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14.行车道板计算

边主梁和中主梁的行车道板可按悬臂板和两端固结的连续板计算。 14.1悬臂板荷载效应计算

由于行车道板宽跨比大于2，故按单向板计算，悬臂长度717mm。 （1）永久作用

1）主梁架设完毕时（边梁） 取一米宽板宽计算

111 Mg10.182510.71720.09250.7172

232 1.560.191.35kN•m

1 Vg10.182510.7170.09250.71714.03kN

2 2)成桥后

g0.08250.1244.4k/m,为二期恒载集度，P1.52kN为防撞栏重力。

桥面现浇部分完成后，施工二期永久作用，计算图示见下图。 计算二期永久作用效应： 弯矩：

1Mg24.40.71721.52(0.2240.717)1.130.751.88kN•m

2剪

力：

Vg24.40.7171.524.67kN

图14—1 悬臂板计算图

3)总作用效应

弯矩：MgMg1Mg21.881.353.23kN•m

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剪力：VgVg1Vg24.034.678.70kN (2)可变作用

在边梁悬臂板处没有可变荷载。 （3）承载能力极限状态作用基本组合 按《公路桥规》4.1.6条：

Md1.2Mg1.23.233.88kN•m

Vd1.2Vg1.28.7010.44kN

14.2连续板荷载效应计算

对于梁肋间的行车道板，在桥面现浇部分完成后，实际上是一个支撑在一系列在弹性支撑上的多跨连续梁，通常采用较简单的近似方法进行计算。对于支点处和跨中截面的设计弯矩，先计算出一个跨度相同的简支板在永久作用和活载作用下的跨中弯矩M0，再乘以偏安全的经验系数加以修正。弯矩修正系数可视板厚t与梁肋高度h的比值来选用。本例

t181h160187.1，即主梁抗扭能力较大，取跨中弯矩：Mc0.5M0；支点弯矩：4Ms0.7M0。对于剪力，可不考虑板和主梁的弹性固结作用，认为简支梁的支点剪力即

为连续板的支点剪力。下面分别计算连续板的跨中和支点作用效应值。

1.永久作用

（1）主梁假设完毕时

桥面板可看成0.37m长的悬臂单向板，计算图示见图，其根部一期永久作用效应为： 弯矩：Mg10.32kN•m 剪力：Vg13.26kN （2）成桥后

根据《公路桥规》4.1.2条，梁肋间的板，其计算跨径按下列规定取用： 计算弯矩时：计算剪力时：

ll0tll0，但不大于

ll0b；本例l1.5160.181.696m

；本例l1.516m

式中：l——板的计算跨径；l0——板的净跨径；t——板的厚度；b——梁肋宽度。 计算图示见图，先计算简支板的跨中弯矩和支点剪力值。成桥后总的荷载集度为：

g4.40.18250.0066259.0kN/m。

连续板的恒载内力为：

11弯矩：M0ql29.01.69623.20kN•m

8811剪力：Vgql9.01.5166.75kN

2252

湖北工业大学毕业设计（论文）

图14—2 连续板永久作用图示

2.可变作用

根据《公路桥规》4.3.1条，桥梁结构局部加载时，汽车荷载采用车辆荷载。由《公路桥规》4.3.1—2可知，后轮着地宽度b2及长度a2为：a20.20m,b20.60m,

板上荷载分布为：

b1b22h0.620.180.96m a1a22h0.220.180.56m

有效分布宽度计算：aa1l/30.560.1696/31.13

2l/321.696/31.13m

取a=max（2l/3，a1l/3）=1.13m＜1.4m（两后轮距离）说明两后轮的有效分布宽度没有发生重叠。a'0.74ma1t0.560.181.4（两后轮距离）说明支点处两后轮的有

'效分布宽度没有发生重叠(且大于l/3=0.565m），所以a0.74m。

可得板的有效分布宽度图，在影响线上进行最不利情况的加载，利用结构力学计算得出简支单向板的内力。

作用于每米宽半条上的弯矩为：

Mop1Aiyi1.31401.690.96/224.48kN•m

81.13Q支p1Aiyi

1.3(14014020.681.130.740.965

21.130.9681.130.8130.9614014020.1171.130.740.3821.130.9681.130.8130.96

53

湖北工业大学毕业设计（论文）

1.31.9243.887.550.1169.49kN

图14—3简支板可变作用（汽车）计算图（尺寸单位：cm）

内力组合：

M01.2M0g1.4M0p1.23.21.414.4838.11kN•m Q01.2Q0g1.4Q0p1.26.751.469.49105.39kN

跨中弯矩M中0.5M00.538.1119.06kN•m 支点弯矩M支0.7M00.738.1126.68kN•m 故箱梁腹板顶板处的设计弯矩为：M支26.68kN•m 箱梁顶板中间截面的设计弯矩为：M中19.06kN•m 支点处的设计剪力为：Q0105.39kN 14.3板面配筋

1.支点处配筋，取纵向1m宽板条计算

湖北工业大学毕业设计（论文）

混凝土强度等级为C50，钢筋采用HRB335，则：fcd22.4MPa、fsd280MPa，

b0.56。

截面计算高度：h0h1Stan5

671h0189min,516cm

1503M支26.68kN•m

0Mdfcdbxh0

2x 将各参数代入数值：26.6810622.41000x160

2x 整理后得：x16.6mmbh00.56160.6mm

Asfcdbx22.4100016.61328mm2 fsd280 取

12@85,As1331mm2

2.跨中处配筋，沿纵向取1m宽板条计算

h018414cm，M中19.06kN•m

0Mdfcdbxh0

2x将各参数代入数值：19.0610622.41000x140

2x整理后得： x13.4mmbh00.5614078.4mm

Asfcdbx22.4100013.41072mm2 fsd280 取

12@105,As1077mm2

14.4.抗剪验算

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：

0Vd1.0105.39KN0.51103fcu,kbh00.5110350103160576.999KN

满足抗剪最小尺寸要求。 按《公预规》5.2.10条规定：

0Vd0.501032ftdbh0，即

Q0105.39KN时不需要

0.51032ftdbh00.510311.831000160146.4KN进行斜截面抗剪强度计算，仅按构造要求配置钢筋。

根据《公预规》第9.2.5条，板内应设置垂直于主钢筋的分布钢筋，直径不应小于 8mm,间距不应大于200mm，因此选取钢筋8@200mm。

55

湖北工业大学毕业设计（论文）

15.双柱式桥墩和钻孔灌注桩的设计资料

1.上部构造

预应力混凝土箱型梁桥，跨径30m，计算跨径29.24m，板式橡胶支座。 桥面宽度：净0.45+0.5+3×3.75+0.2+0.5m 2.设计荷载：公路—Ⅰ级

3.桥墩形式：采用双柱式钻孔灌注桩柱式桥墩 4.水文地质条件

地基土为密实细砂夹砾石，地基土比例系数：m30000kN/m4 地基土极限摩阻力；70MPa

地基土的内摩擦角：40，粘聚力：C0.00 地基土的容许承载力：400kPa 土重度：11.80kN/m3 5.材料

钢筋：盖梁主筋、箍筋、墩柱主筋采用HRB335钢筋，其他用R235钢筋 混凝土：盖梁，墩柱用C40混凝土，系梁及钻孔灌注桩用C30混凝土 6. 设计依据

《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTJ 024—85）

56

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16.盖梁计算 16.1 荷载计算

1.上部构造恒载

表16—1 上部结构恒载计算表

每片边梁自重（KNm） 1、4号 55.070

2.盖梁自重及作用效应计算

表16-2 盖梁自重内力表

截面编 号 1-1 自重 q1=0.7×0.8×1.6×25+0.8×0.8×1.6×2每片中梁自重(KNm) 2、3号 47.916 一孔上部构造总重（KN） 6146.20 每一个支座恒载反力（KN） 边梁1、4号 402.56 中梁2、4号 350.27 剪力（KN） 弯矩（KNm） M1=-25×0.8×1.6×0.7×0.8/2 -25×0.5×0.8×0.8×1/3×0.8=-12.37 -35.4 -35.4 V左 V右 25=35.2 2-2 q2=0.5×1.6×1.5×25=30 M2=-22.4×（0.4+0.5）-12.8×（0.8/3+0.5）-30×0.5/2=-37.47 -65.4 -65.4 3-3 q3=0.9×1.6×1.5×25= rM3=-22.4×（0.4+0.5+0.9）-12.8×（0.8/3+0.5+0.9）-30×（0.5/2+0.9）-×0.9/2 =-120.45 -119.4 233.8 4-4 q4=0.7×1.6×1.5×25=42 M4=353.2（0.4+0.5 ×0.9-22.4192 192 57

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+0.9+0.7）-12.8×（0.8/3+0.5 +0.9+0.7）-30×（0.5/2+0.9 +0.7）-×（0.9/2+0.7）-42×0.7/2=28.65 5-5 q5=3.2×1.6×1.5×25=192 M5=353.2×（0.9+3.11）-22.4×（0.4+0.5+0.9+0.7+3.11）-12.8×（0.8/3+0.5+0.9+0.7 +3.11）-30×（0.5/2+0.9+0.7 +3.11）-×（0.9/2+0.7+3.11） -42×（0.7/2+3.11）-192×3.11/2=3.05 0 0

图16—1 盖梁计算图（尺寸单位：cm）

58

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3.可变荷载计算

（1）可变荷载横向分布系数计算

荷载横向分布时用杠杆原理法，非对称布置时用偏心压力法。 ①对称布置

a.公路——Ⅰ级车辆荷载布置见图16—2~图16—4。

图16—2 单列车对称布置

59

湖北工业大学毕业设计（论文）

图16—3 双列车对称布置

图16—4 三列车对称布置

横向分布系数的计算列于表14—3

表16—3 对称布置时可变荷载横向分布系数

60

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可变荷载布置 单列车 双列车 三列车 ②非对称布置 η1 0 0 0.5 η2 0.5 0.714 1 η3 0.5 0.714 1 η4 0 0 0.5 a.公路——Ⅰ级车辆荷载布置见图16—5

图16—5 非对称布置（尺寸单位：cm）

由ieai12，已知 n4,a25.6，横向分布系数的计算的计算列于表16—4。i2nai表16—4 非对称布置时可变荷载横向分布系数

可变荷载布置 单列车 双列车 三列车 η1 0.386 0.681 0.990 η2 0.265 0.520 0.777 61

η3 0.234 0.457 0.682 η4 0.102 0.112 0.137 ⑵按顺桥向可变荷载移动情况，求的支座活载反力的最大值

湖北工业大学毕业设计（论文）

①公路——Ⅰ级：Pk276.96kN，qk10.5kN/m考虑到支点外布置荷载，并以车轮顺桥向着地宽度边缘为限（0.20m）布载长度L 为：l29.240.380.129.52m。单孔布载时：

a．单孔布载： 单列车时：

B10.00kN,B21.0096276.9610.51.009629.52BB1B2436.09kN

1436.09kN 2单孔布载双列车时：2B=2×436.09=872.17kN； 单孔布载三列车时：3B=3×436.09=1308.26kN b. 双孔布载时： 双孔布载单列车时：

B110.51.009629.521156.47kN 21436.09kN 2B21.0096276.9610.51.009629.52BB1B2592.55kN

双孔布载双列车时：2B =2×592.55=1185.19kN； 双孔布载三列车时：3B =3×592.55=1777.66kN。

图16-6 单孔、双孔布载

⑶可变荷载横向分布后各梁支点反力 计算公式：Rii•B

可变荷载横向分布后各梁的支点反力见下表。

表16-5 可变荷载横向分布后各梁支点反力

计梁算号 单行车 62

公路——Ⅰ级 双行车 三行车 湖北工业大学毕业设计（论文）

方法 称布2 置按杠杆3 法计算 4 单孔 B 对1 436.09 218.05 R1 双孔 B 55 296.28 R1 单孔 B 17 622.73 R1 双孔 B 5.19 846.17 R1 单孔 B 8.26 R1 双孔 B R1 3 177 7.66 0.00 592.0.00 872.0.00 1180.00 1306.1777888.813 .66 130 8.26 218.05 0.00 8 296.20.00 622.73 0.00 846.17 0.00 1308.26 6.13 1777.66 888.83 1771759.88 1381.24 6 非436.1 对称布2 置按偏3 心压力4 法计算 09 168.33 115.56 592.55 228.72 157.03 872.17 593.95 453.53 1185.19 807.06 616.26 1308.26 1295.18 7.61016.52 102.05 44.48 138.66 60.44 398.58 97.68 1.60 132.73 2.23 179.23 1212.36 243. ⑷各梁永久荷载和可变荷载的反力组合 影响线长度按双孔记，即为2×29.52=59.04m，表中汽车荷载项已计入冲击系数和多车道横向折减系数。计算结果见下表。

表16—6 各梁永久荷载和可变荷载的反力组合

编号 1 2 3 荷载情况 恒载 单车对称 单车非对称 1号梁 1610.25 0.00 280.41 2号梁 1401.06 363.24 192.52 63

3号梁 1401.06 363.24 170.00 4号梁 1610.25 0.00 74.10 湖北工业大学毕业设计（论文）

4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

双车对称 双车非对称 三车对称 三车非对称 1.2×1+1.4×2 1.2×1+1.4×3 1.2×1+1.4×4 1.2×1+1.4×5 1.2×1+1.4×6 1.2×1+1.4×7 0.00 9.38 849.97 1682.94 1932.30 2324.87 1932.30 3317.43 3122.25 4288.41 1037.40 755.53 1699.94 1320.85 21.81 1950.80 3133. 2739.02 4061.19 3530.47 1037.40 6.00 1699.94 1159.36 21.81 1919.28 3133. 2610.88 4061.19 3304.38 0.00 162.73 849.97 232. 1932.30 2036.04 1932.30 2160.12 3122.25 2258.34 4.双柱反力Gi计算（图16—7）

图14—7 双柱反力Gi的计算（尺寸单位：cm）

双柱反力Gi的计算公式为：

G11R18.6R25.4R32.2R41 7.6

湖北工业大学毕业设计（论文）

G2R1R2R3R4G1

表16—7 双柱反力Gi计算

编号 8 9 10 11 12 13 荷载组合 1+2 1+3 1+4 1+5 1+6 1+7 反力G1（KN） 4122.11 4304.55 5065.93 6171.63 7183.45 8020.55 编号 8 9 10 11 12 13 荷载组合 1+2 1+3 1+4 1+5 1+6 1+7 反力G2（KN） 4122.11 3926.43 5065.93 4655.81 7183.45 5361.05 由表5可知，偏载左边的立柱反力最大（G1＞G2），并由荷载组合13时控制设计。此时G1=8020.55kN，G2=5361.05kN。

16.2 内力计算

16.2.1 恒载加活载作用下各截面的内力

(1) 弯矩计算，截面位置见图示16-7得最大弯矩值，支点负弯矩取用非对称布置时数值，跨中弯矩取用对称布置时数值。各截面弯矩计算公式如下：

M110

1M22R10.5

2M33R10.99

M44G10.7R11.69 M55G13.81R14.8R21.6

表16—8 各截面弯矩计算

荷载组合 墩柱反力 （kN） G1 8 9 10 11 12 13

梁的反力（kN） R1 R2 各截面弯矩（kN·m） 截面2-2 截面3-3 截面4-4 截面5-5 4122.11 1932.30 21.81 -483.07 -1912.97 -380.10 2926.51 4304.55 2324.87 1950.80 -581.22 -2301.62 -915.84 2119.68 5065.93 1932.30 3133. -483.07 -1912.97 280.57 5012.36 6171.63 3317.43 2739.02 -829.36 -3284.25 -1286.31 3207.83 7183.45 3122.25 4061.19 -780.56 -3091.03 -248.20 5884.20 8020.55 4288.41 3530.47 -1072.10 -4245.53 -1633.03 4325.16 65

湖北工业大学毕业设计（论文）

（2）相应最大弯矩时的剪力计算 计算公式为：

1截面1—1：Q左0,Q右R1

21截面2—2：Q左Q右R1

2截面3—3：Q左R1,Q右G1R1 截面4—4：Q左Q右G1R1 截面5—5：Q左Q右G1R1R2 14.2.2.盖梁内力汇总

表14—9中各截面内力均取表14—7和表14—8中的最大值。

表16—10 盖梁内力汇总

各截面内力 弯矩M （kN·m） 剪力Q （kN） 自重 荷载 计算 自重 荷载 计算 左 右 左 右 左 右 1-1 -12.37 0.00 -35.4 -35.4 0.00 2-2 -37.47 3-3 -120.45 4-4 28.65 5-5 3.05 -1072.10 -4245.53 -1633.03 5884.20 -65.4 -65.4 -119.4 233.8 192 192 0 0 201.67 201.67 201.67 201.67 -14.84 -1117.07 -4390.07 -1598.65 6655.86 -2144.21 -4288.41 4061.19 -2144.21 -2144.21 4061.19 4061.19 -42.48 -2222.69 -4431.69 4291.59 -2186.69 -2222.69 4341.75 4291.59

66

表16—9 各截面剪力计算 （单位：KN）

截面2—2 截面3—3 截面4—4 截面5—5 Q左 Q右 Q左 Q左 Q右 Q右 Q左 Q右 -966.15 -966.15 -1932.30.00 21.81 21.81 21.81 0.00 0 -1162.4-1162.4-2324.81979.68 1979.68 1979.68 28.88 28.88 4

4 0.00 7

湖北工业大学毕业设计（论文）

67

-966.15 -966.15 -1932.33133. 3133. 3133. 0.00 0 115.18 0.00 -1658.78 -1658.7-3317.428.20 28.20 28.20 115.11 1 3 -1561.1-1561.1-3122.24061.19 4061.19 4061.19 0.00 3 3 5 201.67 7 -2144.2-2144.2-4288.43732.14 3732.14 3732.14 201.61 1 1 湖北工业大学毕业设计（论文）

2139.81 0.00 -966.15 3133. 0.00 -966.15 1950.80 0.00 -1162.42739.02 0.00 -1658.74061.19 0.00 -1561.13530.47 0.00 -2144.213 4288Q右 4 1 3 截面1—1 梁的反力 R2 Q左 .30 .87 .30 .43 .25 1932232419323317情况 荷载组合10 11

16.3盖梁各截面的配筋设计与承载力校核

采用C40混凝土，主筋用HRB335级钢筋，

fcd18.4MPa, fsd280MPa25，保护层as45mm，

盖梁计算长度：lminlc,1.15lnmin7.6,1.157.61.40.87.45m

l7.454.97h1.55，是短梁，应按短梁计算。

1）悬臂部分有外边梁作用，且作用线到柱边缘的距离（圆形截面柱可换算为边长等于0.8倍直径的方形柱）为14007000.8840mm1500mm为悬臂深受弯构件。应采用撑杆-系杆体系计算。

4288.412144.21kN 2h1450tan10tan153.13

alx0.1514008400Nd其中：h0---盖梁截面有效高度，h0=1450mm。

a---撑杆压力线在盖梁底面的作用点至柱边缘的距离，取a=0.15 h0。 lx---外边梁外侧支座中心至柱边缘的距离。

0Dd0Nd/sin20.27kN

0Td0Nd/tan1608.16kN

tbsinhacos2000.8606250.6286mm

68

12 8 9 3222.41 R1 1 湖北工业大学毕业设计（论文）

Td21608.1610310.02cot0.020.56250.0118 58340.632.0510AsEsfsd,sfcu,k1.43304126.85.35MPa1.433040.01180.48fcu,k12.86MPa

tbsfsd,s28616005.351032748.04kNfsdAs2808340.631032335.38kN0Dd20.27kN

0Td1608.16kN

所以，悬臂部分抗弯承载力满足要求。 2）对截面③-③

已知：bh160cm150cm,Md4390.07kN•m,取r01.0，h01506144cm，

x即：4390.0710618.41600 （1440）2fbx18.41600106.7711226.30mm2 解得：x106.77mm，所以：A0cdfsd280选用23

25钢筋，共给面积11284.48mm2，配筋率11284.480.49%160014400.2%

该截面实际承载能力为： 受压区高度：

xfsdAs28011284.48107.33mm bfcd18.41600lx7.45107.33z0.750.05h00.750.0514501394.01mm

h21.52MufsdAsz28011284.481394.011064404.58kN•M4390.07KN•m

所以，截面③-③的正截面承载能力与配筋满足规范要求。 4）对截面④-④

已知：bh160cm150cm,Md1598.65kN•m,取r01.0，h01506144cm，

x即：1598.6510618.41600 （1450）2fbx18.4160037.9539.78mm2 解得：x37.95mm，所以：A0cdfsd280选用17

25钢筋，共给面积8340.63mm2mm2，配筋率8340.630.36%160014400.2%

该截面实际承载能力为：

xfsdAs2808340.6379.32mm bfcd18.41600lx7.4579.32z0.750.05h00.750.0514501407.99mm

h21.5269

湖北工业大学毕业设计（论文）

MufsdAsz2808340.631407.991063288.19kN•M1598.65KN•m

所以，截面④-④的正截面承载能力与配筋满足规范要求。 5）对截面⑤-⑤

已知：bh160cm150cm,Md6655.86kN•m,取r01.0，h01507.4142.6cm，

x即：6655.8610618.41600 （1426）2fbx18.41600172.0618090.94mm2 解得：x172.06mm，所以：A0cdfsd280选用37

25钢筋，共给面积18153.13mm2，分成两排布置，h01426mm，配筋率

18153.130.80%0.2%

16001426该截面实际承载能力为： 受压区高度：

xfsdAs28018153.13172.65mm bfcd18.41600lx7.45172.65z0.750.05h00.750.0514261337.44mm

h21.52MufsdAsz28018153.131337.441066798.05kN•M6655.86KN•m

所以，截面⑤-⑤的正截面承载能力与配筋满足规范要求。

表16-11 所有截面的配筋情况汇总表

截面号 M(KNm) 所需钢筋面积As(mm) 1—1 2—2 3—3 4—4 5—5 2、斜截面抗剪承载能力验算

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：

0Vd1.0366.49KN

2所需HRB235 φ25 (根数) 0.07 5.66 22.88 8.13 36.87 实际选用 根数 As(mm2) 配筋率 ρ(%) -14.84 -1117.07 -4390.07 -1598.65 6655.86 36.80 2776.68 11226.30 39.78 18090.94 17 17 23 17 37 8340.63 8340.63 11284.48 8340.63 183.75 0.36 0.36 0.49 0.36 0.81 l/h10.3103fcu,kbh00.5110340160014407483.21KN 3070

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满足抗剪最小尺寸要求。

按《公预规》5.2.10条要求，当截面符合：对于①-①截面到⑤-⑤截面：

0.51032ftdbh00.510311.65160014401914.00kN0Vd0.51032ftdbh0，可不进行斜截

面抗剪承载力计算，仅需按《公预规》9.3.13条规定配置构造钢筋即可。

对照表4可知，③—③，④—④截面需进行斜截面抗剪承载力计算。 箍筋采用直径为12mm的HRB335钢筋，六肢箍，箍筋截面面积

AsvnAsv16113.04678.24mm2。

由于是等截面梁，所以箍筋间距尽量做到等距离布置。为计算简便，斜截面内纵筋配筋率p及及截面有效高度h0可近似按桥墩中心线截面和跨中截面的平均值取用，计算如下。

跨中截面：l/20.80,h01426mm 桥墩中心线截面：中0.49,h01440mm 则平均值分别为 箍筋间距Sv为 Sv0.800.490.65，h01433mm 212320.5610620.6fcu,kAsvfsvbh020.92 V10.561020.60.65'26 40678.2428016001433224431.69

340mm

确定箍筋间距Sv的设计值尚应满足《公路桥规》的构造要求。 若箍筋间距计算值取Sv200mm为sv1是满足规范要求的。配筋率h750mm及400mm，

2678.240.21%16002000.12%，故满足规范规定。

综上计算，在桥墩中心线向两侧各1500mm范围内箍筋间距100mm，其余地方箍筋间距200mm。

弯起钢筋见详图。

取桥墩中心线处进行斜截面抗剪承载力计算： （1）选择斜截面顶端位置 由mMx，c0.6mh0，进行试算。可得斜截面顶端位置A，A点距支座中心距离为Vxh01.25m，相应剪力为V=3237.81KN。 （2）斜截面抗剪承载力复核

71

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斜截面内纵向受拉主筋有17与斜截面相交的弯筋为16

25。

将上述计算值代入公式得：

14l/h103bh0 Vu1232025，相应的主筋配筋率为0.36%。箍筋配筋率为0.29%。

20.6fcu,ksvfsv0.75103fsdAsbsins

0.9110.451031600144020.60.36400.0042280 0.751032800.7077850

=3788.27+1165.49=4952.76KN＞3237.81KN

故距桥墩中心线h/2处截面抗剪满足要求。④—④截面验算同理。 3.全梁承载力效核：

已知：h01450mm，fsd280MPa；一根主筋HRB25所能承受的弯矩值为：

lxMlfsdAsz,其中z0.750.05h0

h2据此绘制弯矩包络图和全梁承载能力校核图，如图所示：从图16—8中可知，满足规 范要求。

图16—8 弯矩包络图

72

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17. 桥墩墩柱计算

墩柱直径为140cm，用C40号混凝土，主筋采用HRB335级钢筋 17.1 荷载计算

17.1.1 恒载计算：同前计算得：

(1)上部构造恒载：一孔重6146.20KN； (2)盖梁自重（半根盖梁）：353.2KN； (3)横系梁重：1.00×1.20×6.4×25=192KN； (4)墩柱自重：3.14×0.7×2.5×25=96.16KN； 作用墩柱底面的恒载垂直力为：

N恒=1/2×6146.20+353.2+96.16=3522.46KN； 17.1.2 活载计算

⑴ 公路—Ⅰ级汽车荷载：

荷载布置及行驶情况前述，由盖梁计算得知： ① 单孔荷载 单列车时：

B10.00kN,B21.0096276.9610.51.009629.52BB1B2436.09kN

2

1436.09kN 2相应的制动力：T=436.09×10%=43.61KN 按《公路桥规》取制动力为165.00KN 双列车时相应的制动力：T=2×165.00=330KN 三列车时相应的制动力：T=2.34×165=386.1KN ② 双孔荷载 单列车时：

B110.51.009629.521156.47kN 21436.09kN 2B21.0096276.9610.51.009629.52BB1B2592.55kN

相应的制动力：T=592.55×10%=59.26KN 按《公路桥规》取制动力为165.00KN 双列车时相应的制动力：T=2×165.00=330KN 三列车时相应的制动力：T=2.34×165=386.1KN

73

湖北工业大学毕业设计（论文）

17.1.3.双柱反力横向分布计算

（1）汽车荷载 单列车：1双列车：13.84.61.105,2110.105

3.83.83.83.050.901,2110.099

3.83.83.81.5三列车：10.697,2110.302

3.83.817.1.4.荷载组合

（1）最大、最小垂直反力计算 最大、最小垂直反力计算见表17—1。

图17-1 汽车荷载（尺寸单位：cm） 表17—1 可变荷载组合垂直反力计算（双孔）

编号 1 2 3 荷载情况 汽车荷载 单列车 双列车 最大垂直反力（KN） 1.105 0.901 802.75 1309.09 1184.85 最小垂直反力（KN） -0.105 0.099 0.302×0.78 -76.28 143.84 513.38 横向分布ηi B×η（ 横向分布ηi B×ηi（1+μ） i1+μ）三列车 0.697×0.78 （2）最大弯矩计算 最大弯矩计算见表17-2。

[注] 三车道时考虑横向折减系数0.78，冲击系数为1+μ=1.226 74

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注：表内水平力由两墩柱平均分配，0.38取值为支座中心距墩身中心距离，1.6为盖 梁高与支座厚度之和。

表17—2 可变荷载组合最大值弯矩计算（单孔）

编号 荷载情况 墩柱顶反力计算式 B×ηi（1+μ）（KN） 1 上部构造与盖梁重 2 车单孔 列车 汽列车 三3×436.09×711.20.697×0.78×1.226 5 0 711.25 386.1/2/2=96.55 270.28 1.48 双2×436.09×963.40.90×1.226 3 0 963.43 330/2/2=82.5 366.10 132 — — — 3213.84 0 B1 B2 B1+B2 垂直力（KN） 水平力H(KN) 对柱顶中心的 弯矩（KN·m） （B1-B2）×0.38 0 0 H×1.6 [注] 三车道时考虑横向折减系数0.78，冲击系数为1+μ=1.226。 17.2 截面配筋计算及应力验算 17.2.1 外力计算

1.作用在墩柱顶的外力 （1）垂直力

最大垂直力：Nmax汽=1.2×3426.3+1.4×1309.09=5944.27KN 最小垂直力（考虑与最大的弯矩相适应）：

Nmin汽=1.2×3426.3+1.4×963.43=60.36KN

（2） 水平力： H=193.1/2=96.55KN；

（3） 弯矩： Mmax=1.4×366.10+1.4×132=697.34KN·m 2. 作用于墩柱底的外力：

Nmax=5944.27+1.2×96.16=6059.68KN； Nmin=60.36+1.2×96.16=5575.75KN；

Mmax=1.4×270.28+1.4×1.48+1.4×96.55×2.5=932.59KN·m；

75

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图17—2 墩柱顶外力（尺寸单位：cm）

17.2.2.截面配筋计算

已知墩柱顶用C40混凝土，φ 20HRB335钢筋，fsd280MPa,Es2.1105MPa

b0.56采用2420 HRB335钢筋, As70.8mm2，则纵向钢筋的配筋率：

As70.80.49%，由于L0/d=2×2.5/1.4=3.57＜7，故不应考虑构件偏心弯 r27002⑴ 双孔荷载按最大垂直力时，墩柱顶按轴心受压构件验算，根据《公预规》5.3.1

矩的增大系数，即1.0

r0Nd``0.9(fAfA) cdsds≤

条规定：

0.9fcdAfsdAs0.9118.41.53910628070.8

27386.13kN0Nd5944.27kN，满足规范要求。

Md932.590.167m Nd5575.75⑵ 单孔荷载，最大弯矩时，墩柱底按小偏心受压构件验算

Nd5575.75kN,Md932.59kN•m，e0由于L0/d=3.57＜4.4，故1.0 则e0167mm。

根据《公预规》5.3.9条偏心受压构件承载力计算应符合下列规定：

'BfcdDgfsd•r 0NdArfcdCrfsd;0Nde0BrfcdDgrfsd ，e0'AfcdCfsd22'33'`18.4B1.235Df,f•r 设g=0.90,代入cdsd,后经整理得：e018.4A1.372C按《公预规》提供的附录C表C.0.2“图形截面钢筋混凝土偏心受压构件正截面抗压

76

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承载力计算表系数”表经试算得各系数A，B，C，D为

设ε=0.87 A=2.3342 B=0.5191 C=1.9149 D=0.9397 所以e018.40.51911.2350.93977001.5mm

18.42.33421.3721.914922332.5kN'则Ar2fcdCr2fsd2.3342700218.41.91490.00497002280

0Nd5575.75kN

' Br3fcdDgr3fsd0.5191700318.40.93970.00490.907003280

3430.47kN•m所以墩柱承载力满足规范要求。

0Nde0932.59kN•m

77

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18钻孔灌注桩

钻孔灌注桩直径为1.60m，用C30号混凝土， HRB335级钢筋。桩身混凝土受压弹性模量Ec3.0104MPa 18.1 荷载计算

每一根桩承受的荷载为（图18—1）： 1.单孔恒载反力：N1=0.5×6146.20=3073.1KN 2.盖梁恒重反力：N2=353.2KN 3.横系梁恒重反力：N3=0.5×192=96KN 4.一根桥墩柱自重： N4=96.16KN

所以作用一桩顶的恒载反力为：N恒=N1+N2+N3+N4=3618.46KN 5.灌注桩每延米自重：π×0.82×1×15=30.14KN/m (已扣除浮力) 6.可变荷载反力：

（1）双孔可变荷载反力： N5=1184.85KN (公路—Ⅰ级三列) （2）单孔可变荷载反力： N6=711.25KN (公路—Ⅰ级三列) （3）制动力： T=96.55KN

作用点在支座中心距桩顶距离为：2.5+1.5+0.1=4.1 7.作用于桩顶的外力

Nmax=3618.46+1184.5=4802.96KN（双孔） Nmin=3618.46+711.23=4329.69KN（单孔） H=96.55KN

M711.250.3896.554.1666.13kN•m 8.作用于地面处桩顶上的外力（图18—2） Nmax=50.24+4802.96=4853.2KN（双孔） Nmin=50.24+4329.69=4379.9KN（单孔） H0=96.55KN

M0711.250.3896.555.4762.68kN•m

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图18—1 一根桩承受的荷载

图18—2 桩顶外力

18.2 桩长计算

假定土层是单一的，可用确定单桩容许承载力的经验公式初步确定计算桩长。灌注桩最大冲刷线以下的桩长为h,则：

1ULiim0A{[0]K2r2(h33)} 279

N湖北工业大学毕业设计（论文）

其中：U—桩周长 , 考虑用旋转式钻机，成孔直径则增大5cm,有U=π×1.65=5.18m；

τi—桩壁极限摩阻力，按表值取τi=70MPa； li—土层深度(m)；

λ—考虑桩入土深度影响的修正系数：取λ=0.75 ； m0—考虑孔底沉淀层厚度影响的消底系数，取m0=0.80； A—桩底截面积， A=πR2=2.01m2；

[σ0]—桩底土层容许承载力，[σ0]=400kPa； K2—深度修正系数，取K2=4.0；

γ2—土层的容重，取为11.8KN/m3（已扣除浮力）； h3—一般冲刷线以下深度(m)。

1得：NULiim0A{[0]K2r2(h33)}

21 5.18h700.750.82.01 4004.011.8h32311.238.22h

1桩底最大垂直反力：Nmax4853.230.14h4853.215.07h

2所以： 311.238.22h4853.215.07h 即： h4853.2311.20.35m

238.2215.07取h=25m，即地面以下为25m。 由上式反求得：

1ULiim0A{[0]K2r2(h33)} 2N311.238.22h311.238.2225 6267.14kN4853.215.07255229.95kN

可知桩的轴向承载力满足要求。 18.3桩的内力计算（m法） 18.3.1.桩的计算宽度b1

b1kfd10.91.612.34m 18.3.2.桩的变形系数α

5mb1 EI式中：Eh3.0107kN/m2,I0.0491d40.322m4,m30000kN/m4

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受弯构件：EI0.80EhI，故：5300002.3410.405m 70.803.0100.322桩的换算深度：hh0.4052510.1252.50，可按弹性桩计算。

18.3.3.地面以下深度z处桩身截面上的弯矩Mz与水平应力σzx的计算

已知作用于桩顶的外力为：

N050.244329.694379.9KN H096.55KN

M0711.250.3896.555.4762.68kN•m

（1）桩身弯矩Mz

式中的无量纲系数Am，Bm可由表格查的，计算结果见表18—1，桩身弯矩的分布见 图18—3。

表18—1 桩身弯矩Mz计算表

z

zz hh

Am Bm

H0Am M0Bm

MzkN•m 786.23 808.15 842.10 857.31 850.42 821.33 740.98 703.82 456.50 207.70 103.95 22.44 0.19

0.25 0.49 0.99 1.48 1.98 2.47 3.21 3.70 4.94 6.17 7.41 8. 9.88

0.10 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00 1.30 1.50 2.00 2.50 3.00 3.50 4.00

4.00 4.00 4.00 4.00 4.00 4.00 4.00 4.00 4.00 4.00 4.00 4.00 4.00

0.09960 0.99974 0.19696 0.99806 0.37739 0.98617

23.74 46.95 .97

762.48 761.20 752.13 731.11 696.51 8.96 557.98 523.92 310.09 112.59 57.93 10.33 0.07

0.52938 0.95861 126.20 0.561 0.91324 153.91 0.72305 0.850 172.37 0.76761 0.73161 182.99 0.766 0.68694 179.91 0.61413 0.40658 146.41 0.396 0.14763 0.19305 0.07595 0.05081 0.013 0.00050 0.00009

95.11 46.02 12.11 0.12

81

湖北工业大学毕业设计（论文）

图18-3 桩身弯矩图

（2）桩身的水平压应力zx

zxH0b1zAx2M0b1zBx

式中的无量纲系数，可由表格查得，为换算深度。计算结果见表18—2，桩身的水平应力分布见图18—4。

表18—2 水平压应力zx计算表

zz

z 0.00 0.49 0.99 1.23 1.48 1.73 1.98 2.22 2.47 4.94 7.41

Ax 2.4407 2.1179 1.8027 1.6504 1.5027 1.3608 1.2237 1.0936 0.9704 0.147 -0.0874

Bx 1.621 1.2909 1.0006 0.8704 0.7498 0.63 0.5373 0.4448 0.3612 -0.0757 -0.0947

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H0b1zAx

2M0b1zBx

zxkN/m2

0.00 20.88 33.45 37.06 39.12 39.83 39.34 37.85 35.53 -3.18 -19.57

0.00 0.20 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00 2.00 3.00

0.00 7.08 12.05 13.79 15.07 15.92 16.36 16.45 16.22 4.91 -4.38

0.00 13.80 21.40 23.27 24.05 23.91 22.98 21.40 19.31 -8.09 -15.19

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9.88 4.00 -0.1079 -0.0149 -7.21 -3.19 -10.40

图18—4 桩身水平应力

18.4桩身截面配筋与强度验算

计算桩身承载力是桩顶水平力和弯矩计算值分别为：H=135.17KN,M=819.07KN·m。 CD=αM/H=0.405×819.07/135.17=2.45，查表的：CM1.184,Z0.714。 所以最大弯矩和所在位置为：MmaxCM•M1.184819.07969.KN•m HZ/0.714/0.4051.7m

确定计算轴力的恒载安全系数为1.2，活载为1.4，计算轴向力Nj为：

11Nj4379.9711.2330.141.7701.61.71.21.4711.23

22 =5057.81KN

桩内竖向钢筋按含筋率0.2%配置。则：

As4160020.2%4019.2mm2

选用18根

18的钢筋，则As4578.12mm2,As4578.120.23%. 22r8004.0lp为桩的计算长度，当h4时，取lp0.7l07.61m。

e0M0969.0.192m N05057.81lpd7.614.751..4，所以要考虑偏心矩的增大系数。

83

因为

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根据《公路桥规》5.3.9条和5.3.10条相关规定：

10.22.7e01680.22.70.4981取10.498 h0152021.150.0101.150.012lh76101.1021取21 16001l01121.073

1400e0/h0h则 e01.0730.1920.206m

`18.4B0.5796Df,fcdsd设g=0.90,代入,后经整理得：e0•r 18.4A0.4C按《公预规》提供的附录C表C.0.2“图形截面钢筋混凝土偏心受压构件正截面抗压承载力计算表系数”表经试算得各系数A，B，C，D为

设ε=0.83 A=2.2148 B=0.5620 C=1.7635 D=1.0398 所以e018.40.56200.57961.0398800209.00mm

18.42.21480.41.763526808.33kN'则Ar2fcdCr2fsd2.2148800218.41.76350.00238002280

0Nd5057.81kN

0Nde0969.kN•m

' Br3fcdDgr3fsd0.5620800318.41.03980.00230.908003280

5603.06kN•m钻孔桩的正截面受压承载力满足要求。

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图18—5 桩身截面配筋

18.5墩顶纵向水平位移验算

1.桩在地面处的水平位移x0和转角0的计算 x0H0M0ABx x32EIEI当h4,z0时，查表得到：Ax2.44066,Bx1.621

3EI0.40530.831070.3224.30105 2EI0.40520.831070.32210.61105 故 x096.55762.682.440661.6211.71mm4.3010510.611056.00mm

符合m法的计算要求。

0H0M0AB 2EIEI同上查表得到：A1.62100,B1.75058

EI0.4050.831070.32226.21105 故 096.55762.681.6211.750580.000657rad 5510.611026.21102.墩顶纵向水平位移验算

由于桩露出地面部分为变截面，其上部墩柱抗弯刚度为E1I1（直径d1），下部桩截面抗弯刚度为EI（直径d）（图18-6），假设n= E1I1/EI，则墩顶水平位移公式为：

x1x00l0xQxm

式中：xQxmH1133nhhnhhhh 211212E1I13M2h1nh22h1h2 2E1I141.4已知：h25.00m,h14.00m,h21.30m,nE1I1/EI0.586

1.6则xQH1133nhhnhhhh 211212E1I1396.551330.5861.340.5864141.30.5860.83.01070.3223

0.000846m

xmM2hnh22h1h21 2E1I185

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762.682 40.5861.3241.3720.5860.83.0100.3220.00214m

x1x00l0xQxm

0.0017150.0006570.002140.000846 0.00798m7.98mm

墩顶容许的纵向水平位移为：

5l53027.386mmx17.98mm

符合规范要求。

图18-6 墩顶纵向水平位移计算

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19 施工方法 19.1 基础施工 19.1.1 桩基施工

① 桩基成孔

桩采用小型松动爆破配合人工挖孔，测量放样确定各桩基孔位后，按桩径做好孔口护围，并设置手摇绞车排渣。在开挖过程中，采用15cm厚C15混凝土护壁，每层护壁高度不得超过1.0m，地质变化段埋设连接钢筋增加护壁的整体性。岩层开挖采用爆破作业，炮眼布置根据岩层硬度和倾向而定，先试爆，确定间距及用药量，防止成孔过大或孔壁破坏。当桩底进入倾斜岩层时,桩底应凿成水平状。孔内经爆破后，应先通风排烟，经检查无毒气后，施工人员方可下井继续作业。孔内有水时应做好排水工作，刚浇筑的护壁混凝土不得被水浸泡。 挖孔时，应注意施工安全。挖孔工人必须配有安全帽、安全绳，必要时应搭设掩体。提取土渣的吊桶、吊钩、钢丝绳、卷扬机等机具，应经常检查。井口围护应高出地面200㎜-300㎜，防止土、石、杂物落入孔内伤人。挖孔工作暂停时，孔口必须罩盖② 孔底清渣

挖孔桩爆破终了时，孔底应预留20-30cm，用人工、 风镐凿除至设计标高，将松散石渣、淤泥等拢动软土层清理干净，如地质复杂，应用钢钎探明孔底以下地质情况，并报经监理工程师复查认可后方可灌注混凝土，以保证桩底嵌岩效果。 ③ 钢筋笼制作安装

钢筋笼根据孔深在施工现场分节制作成型，吊车起吊入孔，采用2台电焊机单面焊接。桩基检测管下端用钢板封底焊牢，并牢固绑扎在加强箍筋内侧，随钢筋笼接长用套管焊接密封，最后一节焊好后应灌满净水用木塞堵死。 ④ 混凝土灌注

当孔底及孔壁渗入的地下水上升速度>6mm/min时，采用水下灌注混凝土的方法施工,灌注混凝土之前,孔内水位至少应与孔外地下水位相同;若孔壁土质易坍塌,应使孔内水位高于地下水位1-1.5m。水下混凝土采用Φ30cm导管灌注，导管使用前进行水密试验，灌注时采用混凝土罐车配合吊车运送混凝土，首批混凝土采用剪球灌注，其容量应保证导管埋深不小于1.0m，混凝土灌注应连续进行，导管埋深控制在2-6m，每根桩的灌注时间控制在8h以内。

当孔内无水和地下水上升速度≤6mm/min时，采用干灌的方法，混凝土塌落度控制在7cm--9cm左右，并保证足够的砂率，使混凝土自重密实。灌注时导管对准孔中心，孔底积水不得超过5cm，灌注速度应尽可能加快，使混凝土对孔壁的侧压力尽快大于渗水压力，以防止孔内渗水，桩顶以下2m范围内用插入式振动棒振捣密实。

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并派专人守护。如孔内的二氧化碳含量超过0.3%,或孔深超过10m时,应采用机械通风。

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承台或桩系梁施工:基桩灌注后凿除桩头，桩检合格即可进行承台施工。首先做好基底垫层，然后现场绑扎焊接承台钢筋，钢筋安装时预埋墩身连接钢筋。 19.1.2 墩台施工

1 墩台身施工

施工前，凿除基础、承台与墩台身结合部位表层砂浆，定出墩台身位置。墩台身钢筋在加工棚集中下料，现场绑扎成型，用吊车配合安装，墩身钢筋与基础预留联接筋焊接。脚手架采用钢管脚手架搭设。 中低墩柱采用定型钢模一次浇筑成型，模板用吊车安装，柱模四周用缆风绳对拉。混凝土采用混凝土灌车运输，输送泵入模，水平分层连续浇筑，混凝土灌注完毕后，顶面混凝土应高出设计标高3-5cm，采用塑料薄膜包裹保水养护。

柱式墩设有墩中系梁的墩身分两次浇筑，先浇筑上系梁以下的部分，后浇筑系梁以上的部分，系梁采用抱箍承重支架完成。施工时水平分层进行，浇筑到距模板上口不少于10--15cm的位置为止，排柱式墩身，各立桩应保持一致。混凝土强度达到0.2-0.5MPa后，方可脱侧模,承重底模待混凝土强度达到设计强度标准值的75%后,方可拆除。已浇混凝土及时采用塑料薄膜包裹保水养护。下一节模板在已浇混凝土强度达到10-15MPa后，才可用吊车配合支立。施工中应严格控制墩身的竖直度和浇筑处桥墩顶面的偏心，施工到系梁位置时应安排系梁施工。

2 墩台帽施工

墩身系梁和柱式墩墩帽采用抱箍支承的现浇托架施工。抱箍与墩柱之间设置橡胶夹层增大摩擦力，抱箍安装后，用吊车将I400a型钢吊到抱箍两侧的牛腿上，两侧用螺栓连成平面框架，依靠墩身定位，再用I100工字钢搭设底模平台并安装底模。 肋式台台帽采用穿心螺杆锚固1400a型钢作为支架施工方案。穿心螺杆Φ50mm、材质为45号钢。穿心螺杆安装后，吊车将工字钢吊起并穿在螺杆中，工字钢用螺栓连成平面框架，紧贴墩身，用I100工字钢搭设底模平台并安装底模。钢筋在加工棚下料制成排架，凿除墩台身高出的混凝土、测量放样定出墩台帽纵横轴线后，用吊车逐片起吊，在底模上绑扎、安装。钢筋安装结束后吊装组拼侧模，侧模以对拉螺杆拉紧，用缆风绳调节模板垂直度，侧模顶口加设定位撑杆。

混凝土浇筑参考墩台身进行，施工中应注意各种预埋件的预埋、预留。墩台帽应严格控制顶面标高并收浆平整。混凝土达到一定强度后拆除侧模，底模待其强度达到90%后方可拆除。

17.2 箱梁预制及安装

设预制梁场一处，占地面积18亩。预制场内设置JS-750型混凝土搅拌机二台,每台额定生产能力37.5m3/h，（为电子计量、电脑控制）；75t龙门吊1组；5t龙门吊1组；20m箱梁底座5个， 箱梁模板5套，变压器一台。该预制场计划生产能力，每天生产箱梁1--2片。材料、机具计划 施工机械、工具已经备齐，并在使用前试运行，保证其状态的良好。

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现场钢筋加工设备有：钢筋弯曲机两台、钢筋切断机两台、交直流电焊机四台，钢筋对焊机一台，能够满足钢筋加工施工的需要。由于混凝土运输 距离较近故采用四台翻斗车或三轮自卸车运输。混凝土振捣采用高频附着式震动器振捣，振动棒配合振捣。

施工用料：根据已批准的 C50 混凝土配合比进行施工。水泥采用 P.O52.5 普通硅酸盐水泥，砂采用中 砂；碎石为 5-10mm、10-20mm 石子；外加剂选用FDN-1 高效减水剂。 17.2.1 预制

（1）底座、底模

底座地基土碾压密实后，采用 20cm 厚的 C20 混凝土浇筑底座，宽度100cm，长度21m。四周设角钢，钢板点焊在角钢上形成钢板底模。梁端 底座混凝土内置两层钢筋网片以满足梁体张拉后承载力的要求。

（2）模板制作 箱梁模板采用整体钢模板委托专业桥梁模板加工厂制作，并指派专业人员监督模板加工质量，确保模板的强度、刚度及稳定性应能满足拆、 装、吊运、周转次数、混凝土侧压力的要求。侧模接缝设置槽口和定位栓孔，确保接缝平整不漏浆，并易于拆装。侧摸与底模之间采用 4mm 高压缩 橡胶条作为密封止浆措施，保证混凝土梁外观整洁、美观。模板加工完成后，对模板的整体加工质量、外形尺寸、板面平整度、 接缝防漏止浆措施等项目进行现场组装验收，合格后方可使用。

（3）钢筋骨架加工制作与绑扎

钢筋的品种、规格、骨架尺寸应符合设计要求；钢筋加工前，钢筋表面的油渍、漆皮、鳞锈等应清除干净；钢筋应平直，无局部弯折，成盘的钢筋和弯曲的钢筋应用钢筋调直机调直后再弯制成型；钢筋弯制和末端弯钩应符合设计要求，无要求时，弯钩长度统一为 10d。 钢筋采用搭接焊时，搭接钢筋的轴线应位于同一直线上，接头双面焊缝的长度不应小于 5d（d为钢筋直径），禁止采用单面焊； 钢筋采用绑扎接头时，钢筋搭接长度，Ⅰ级钢筋为 35d； HRB335 牌号钢筋为 40d。在任何情况下，钢筋的搭接长度不应小于 300mm； 在现场绑扎钢筋骨架时，钢筋接头位置应错开，当采用搭接接头时，两接头间距离不小于 1.3 倍搭接长度，当采用焊接接头时，两接头间距离 不小于 35d，且不小于 500mm；钢筋的交叉点应用铁丝绑扎结实，必要时，亦可用点焊焊牢。

箱梁钢筋骨架安装顺序：

绑扎底板下层钢筋网。 安装底板管道定位钢筋。安装底板上层钢筋网，上下层钢筋网片间用联系筋焊牢，防止人踩。 腹板钢筋插入底板上下层钢筋网中，及时点焊固定，然后绑扎腹板下倒角筋和肋下最底层几根纵向钢筋，安装底板部位的埋入式锚垫板及钢筋，安装底板上的波纹管。 安装腹板及横隔板钢筋，安装腹板内波纹管及定位筋。 安装顶板及翼板的下层钢筋网。 安装顶板及翼板上层钢筋网，上下钢筋网片间用联系筋焊牢。 注意事项：锚垫板应与波纹管中心线垂直，张拉齿块处的钢筋不得随意变动，特别注意锚垫板下支撑的稳定性，以保证灌注砼时不松动其位置； 底板、腹板钢筋安装完毕，进行腹板模型及顶板安装时，应在箱梁内安装脚手架，不得直接踩踏已绑好的钢筋网架。 各

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种施工预埋件必须严格按照图纸施工，其根部尽量与梁内主筋焊牢 在一起，各种预埋件安装完成后，应及时对其规格、型号、位置进行检查，发现问题及时纠正；

（4）管道的埋设及钢绞线的穿设 ①钢绞线

钢绞线的采用按美国标准 ASTMA416－90a270 级φs11.1mm 高强度低松弛钢绞线，其标准强度为 1860MPa,弹性模量 E＝1.95x105MPa,每根钢绞线 的面积 A＝74.2mm2。钢绞线进场时，应分批验收，验收时，除应对其质量证明书、包装、 标志和规格等进行验收外，尚须按下列规定进行检验。

②锚具

锚具采用 OVM15-4 和 OVM15-5 的锚具，锚具进场时，除应按出厂合格 证和质量保证书核查其锚固性能类别、型号、规格及数量外，还应按下列 规定进行验收。

③金属波纹管

管道采用Φ内＝70mm 的金属波纹管，波纹管钢带应符合现行《铠装电 缆冷扎钢带》（GB 4175.1)和现行《铠装电缆镀锌钢带》（GB 4175.2)的有 关规定，并附有合格证书。钢带厚度，一般情况下不宜小于 0.3mm。波纹管进场时，除应按出厂合格证和质量保证书核对其类型、型号、 规格及数量外，还应对其外观、尺寸、集中荷载下的径向刚度、荷载作用 后的抗渗漏及弯曲渗漏等进行检验。检验方法可参照《预应力混凝土用金 属螺旋管》（JG/T3013)的规定执行。其取样数量、检验内容和顺序及质量 要求应符合下列要求：外观检查：全部； 尺寸检查：6； 集中荷载下径向刚度：3；荷载作用后抗渗漏：不另取样；抗弯曲渗漏：

质量要求：

外观要求：外观应清洁，内外表面无油污，无引起锈蚀的附着物，无空 洞和不规则的褶皱，咬口无开裂、无脱扣。抗渗性能：经规定的集中荷载和均布荷载作用后，或在弯曲情况下，不 得渗出水泥浆，但允许渗水。现场波纹管必须整齐堆码在仓库内，并注意通风防潮，不使波纹管锈蚀。施工时运至梁上。波纹管道接头处的连接管应采用大一个直径级别的同类管道，其长度 应为被连接管道内径的 5～7 倍，为使接头处严密可靠，先在套管两端接缝处缠绕 2～3 层 6cm 左右宽的黑色电胶布或白色医用胶布，再用黄色宽胶带 缠扰 2 层，以确保不漏浆。波纹管必须根据设计的直径对号使用，连接时 必须将连接口的毛刺打磨掉。由于波纹管在每一梁跨中位置按直线布置， 因而其连接处是否光滑圆顺将直接影响穿束。波纹管要注意在搬运、装卸和安装过程中被拆断、挤扁、污染（油污 染、泥污染）和击穿。使用前先逐根检查其外观，不合格的不得使用。正式安装前要检查管内有无杂物堵塞。对于局部不顺直或扭曲的波纹管，要采取措施处理后，才能够使用。可将通孔器（橄榄状铁球）拴在单个钢绞线上于管内来回拉动，以纠正管道局部不顺畅。安装波纹管时注意不要被 电焊渣烧穿，一旦发生情况，立即按波纹管接头处理方法进行防漏处理。

④管道安装

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管道安装要严格按照设计的坐标位置就位和固定，定位钢筋间距直线段为 100cm，曲线段为 50cm，定位钢筋与梁体普通筋焊牢，以防止移位， 安装前确保管内无杂物，安装完成后，在伸出端孔口处用黄色胶带临时封闭，以避免施工时杂物进入。

⑤穿束 穿束可在砼浇筑前进行，但由于等待张拉的时间较长，需要对外露钢束加以保护，防止污染和生锈，方法是将钢绞线张拉端头用塑料薄膜包裹 三层后再用黄色胶带纸缠紧。更需要防止波纹管发生漏浆，其清孔方法是将穿好的钢束来回抽动，防止漏浆后砂浆凝固造成孔道不通。穿束也可在砼浇筑后进行，为防止波纹管发生漏浆，事先应在波纹管内穿入抗拉强度较高的整根塑料管，塑料管外径应比波纹管内径小 2～3mm 为宜，混凝土浇筑过程中，应设专人活动塑料管，混凝土浇筑完成后，立即将塑料管拔出，拔出后，应检查塑料管长度，以避免塑料管拔断遗漏在 波纹管道中，造成堵管事故。预应力筋安装后至压浆时的容许间隔时间如下： 空气湿钢筋、波纹管安装完成后进行。模板安装精度要高于预制梁精度要求，模板安装前，质检工程师，应组织钢筋隐蔽工程检查，自检合格后，请监理工程师检查验收，监理工程师确认合格后，方可进行侧模安装。湿度大于 70%或盐分过大时，7d;空气湿度 40%～70%时，15d; 空气湿度小于 40%时，20d。

（5）模板安装

模板安装工作与钢筋工作配合进行，妨碍绑扎钢筋、安装波纹管的模板应待钢筋、波纹管安装完成后进行。模板安装精度要高于预制梁精度要求，模板安装前，质检工程师，应组织钢筋隐蔽工程检查，自检合格后， 请监理工程师检查验收，监理工程师确认合格后，方可进行侧模安装。

（6）混凝土浇筑 混凝土用料及配合比应符合规范要求。混凝土由砼搅拌站集中供料，水平运输用翻斗车或三轮自卸车，垂直运输用现场龙门吊配合灰斗灌注混凝土。箱梁混凝土一次浇筑完成，底板浇筑半小时后进行腹板和顶板的浇 筑。箱梁混凝土应一次浇筑完成，混凝土振捣采用插入式振捣器和附着式振捣器进行。混凝土浇筑顺序按水平分层或斜向分层进行浇筑。混凝土浇筑前，及时测定混凝土的坍落度，发现问题及时与拌和站联 系采取措施，禁止用加水的方式调整坍落度；混凝土运输车达到灌注地点时，应及时灌注，不准停留时间过长，同时及时振捣，避免蜂窝、麻面、 漏捣；应加快混凝土的浇筑速度，后一层的混凝土浇筑应在先浇筑的一层 混凝土初凝以前完成；注意梁端和齿板处的振捣，该处钢筋密集，必须小心操作，避免漏捣；

（7）混凝土养生

梁体混凝土养生采用蒸汽养生法。砼浇筑完成后立即用帆布将梁体盖严密封进行养护，砼的升温速度不超过 10℃/h，降温速度不超过 5℃/h， 养护最高温度不超过 60℃。待梁体强度达到设计强度的 30%，梁体表面温度与外界温度之差在15℃以内时方可拆除内外模板。模板拆除后，按同样要求对梁体进行蒸汽养护，时间 48 小时。在养护期间，设专人值班做好蒸汽养护记录。

（8）预应力张拉 ①张拉机具设备

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施加预应力所用的机具设备及仪表应由专人使用和管理，并应定期维护和校验。张拉千斤顶、油泵、压力表应符合下列要求: 张拉千斤顶型号应与锚具配套使用，张拉吨位应满足设计要求，压力表应选用国家定型标准产品，压力表的最大量程，不低于最大张拉力时压力表读数的 1.5～2.0 倍，精度等级不低于 1.5 级。张拉千斤顶、油泵及压力表，在使用前，必须作匹配试验，以确定张拉力与压力表之间的关系曲 线，并填写张拉设备校验记录表，张拉千斤顶、油泵、压力表应编号，配 套使用，严禁混用。当千斤顶使用超过 6 个月或 200 次或在使用过程中出现不正常现象或检修以后应重新校验。

②施加预应力

施加预应力前，应做好以下工作：有试验室提供的梁体混凝土强度报告单，混凝土强度达到设计要求后方可进行张拉；施工现场应有经批准的 张拉程序和施工作业说明书，包括预应力筋张拉顺序、吨位、伸长值、测 量方法及相应的记录表格；施加预应力的操作人员应经过专业培训并掌握预应力施工知识；现场的安全防护工作应完备。

③预应力的施加方法

张拉应力控制：预应力筋的张拉控制应力应符合设计要求，当施工中预应力筋需要超张拉或计入锚圈口预应力损失时，可比设计要求提高 5%，但在任何情况下不得超过设计规定的最大张拉控制应力。 张拉应力校核：预应力筋采用应力控制方法张拉时，应以伸长值进行校核，实际伸长值与理论伸长值的差值应符合设计要求，设计无规定时，实际伸长值与理论伸长值的差值应控在 6%以内，否则应暂停张拉，待查明 原因并采取措施予以调整后，方可继续张拉。钢绞线张拉锚下控制应力σ＝0.75R＝1395MPa。张拉采取双控。张拉程序：预应力筋的张拉顺序应符合设计要求，预应力筋采用两端张拉。操作程序如下： 安装工作锚板：工作锚板与锚垫板要尽可能同轴；安装工作夹片：夹片安装好后，用工具把夹片打紧，注意同一副夹片的两片要平整；安装限位板：注意限位板的正反面，避免错装；安装千斤顶：千斤顶前端应对正限位板； 安装工具锚：工具锚应与前端工作锚的孔位一一对应，不应使工具锚与工作锚之间的钢绞线扭绞； 预应力筋张拉（低松弛钢绞线）：0→初应力→控制应力（持荷 2min 锚固），测量伸长值、回缩值并做好记录；锚固：打开高压油泵截至阀，缓慢将千斤顶的油压降到零，活塞回程。 工作夹片即自动跟进锚固钢绞线。预应力筋的锚固，应在张拉控制应力处 于稳定状态下进行。锚固阶段张拉端预应力筋的内缩量，应不大于设计规 定或不大于 6mm；拆除设备：卸下工具锚、千斤顶、限位板，切除多余钢绞线。

④注意事项： 预应力筋张拉完成后，多余钢绞线切割，严禁用电弧焊进行，强调用砂轮机切割；预应力筋锚固后的外漏长度不宜小于 30mm；张拉时，张拉千斤顶后面严禁站人。

（9）孔道压浆①压浆前，应对孔道进行清洁处理。在梁两端的锚垫板注浆孔上设置球形阀门，连接上清水泵，用水清洗管道，清洗完毕后，换上风管将管道内的积水吹出；管道清洗干净后，连接压浆管进行压浆。压浆应使用活塞式压浆泵，压浆的最大压力控制在 0.5～0.7Mpa，压浆应达到孔道另一端饱满和出浆，并应达到出浆口排出的水泥浆稠度

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与规定稠度相同的水泥浆为止。为保证管道中充满灰浆，关闭出浆口后，应保持不小于 0.5Mpa 的一 个稳压期，该稳压期不宜少于 2min。

②压浆注意事项：水泥浆自拌制至压人孔道的延续时间，一般应控制在30～45min 范围内，水泥浆在使用前和压注过程中应连续搅拌；对于因延迟使用所致的流动度降低的水泥浆，不得通过加水来增加其流动度；压浆顺序宜先压注下层管道；压浆应缓慢均匀地进行，不得中断；压浆过程中及压浆后 48h 内，结构混凝土的温度不得低于 5℃，否则应采取保温措施。 当气温高于 35℃时，压浆宜在夜间进行。压浆时，每一工作班应留取不少于 3 组的 70.7×70.7×70.7mm 立方体试件，标准养护 28d，检查其抗压强 度，作为评定水泥浆质量的依据。孔道压浆应填写压浆记录。

（10）封锚 封锚前，应将梁端混凝土凿毛，然后，安装钢筋网，支立封端模板，浇筑封锚混凝土。封锚混凝土强度等级应符合设计规定，一般不宜低于混凝土强度等级值的 80%，必须严格控制封锚后的梁体长度。

对后张预制构件，在管道压浆前不得安装就位，在压浆强度达到设计要求后方可移动和吊装。

19.2.2 移梁、存梁

箱梁压浆达到规定强度和龄期后用两台龙门吊吊出台座横移在运梁轨道小车上，移走龙门吊，将梁运至存梁场。然后再用两台龙门吊将箱梁起吊，横移至存梁台座上储存。移梁、存梁时采用两点支撑，支点距梁端头≯1m，并将梁侧用方木支撑，防止倾覆。 19.2.3 箱梁安装

箱梁安装是又一个重点控制工序，用双导梁架桥机架梁。

(1) 箱梁的运输从存梁场通过临时轨道至待架桥桥台后路基上,箱梁运输时先利用梁场龙门吊将存梁场的箱梁吊出横移至运梁平板小车上，然后运往桥台台后位置。

(2) 组拼双导梁架桥机：在待架桥桥台台后路基位置铺设架梁轨道，安装完毕后进行箱梁架设施工。

(3) 箱梁架设

① 双导梁架桥机组装完毕后，将前后行车后移至尾部作平衡重：

② 解除制动，架桥机向前移一孔位置，将前支腿牢固地支承于墩顶上，同时运梁车将箱梁喂入架桥机内；

③ 将前行车前移，由前后行车吊起箱梁共同前移；

④ 对准横向桥位后，将前后行车固定，架桥机转换体系，横移架桥机，将梁横移至设计位置上方，落梁就位。

⑤ 一孔箱梁架设完后，架桥机再向前移一孔的位置，按照架梁步骤进行第二孔的箱梁架设施工，以此类推。

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19.3 桥面板施工

桥面板和大梁预制的施工时间尽量缩短，以免两者之间产生过大的收缩差。首先凿毛大梁顶面，并将桥面混凝土及杂质清洗干净。施工前做好测量放样，严格控制标高。模板采用10#槽钢制作，钢筋网严格控制钢筋间距，钢筋网加焊梅花状支撑钢筋。混凝土采用输送泵输送，人工摊平并大致找补均匀，三轴式摊铺机摊铺，拉毛器拉毛，麻袋覆盖洒水保湿养生。 19.4 桥梁伸缩缝

桥梁伸缩缝材料及其产品必须是取得合格证书的产品。安装前清除垫缝料，钢筋复位，凿毛并冲冼干净。伸缩缝应在规定的温度下安装，精确定位，伸缩缝性能必须有效，缝面与桥面必须结合良好，并保持平整。

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参考文献

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致谢

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年06月01日

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