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他一定是哪里做的不够好，别替他瞒着了，告诉我们吧~
[分享]桥梁上部结构悬臂施工
发表于&&1条回复&&109次阅读&&&&&&&&
（二）现浇支架施工要求1.支架应进行设计和计算，并经审批后方可施工。2.强度、刚度和稳定性符合技术规范条款规定。3.弹性、非弹性变形及基础允许下沉量应满足施工后梁体设计标高的要求。4.采取措施防止梁体不均匀下沉产生裂缝，若地基下沉可能造成开裂应分段浇筑。5.软弱地基应进行处理。6.高度超过8m的支架，应对其稳定性进行安全论证。7.施工时对变形、位移、节点、沉降进行观测，发现超过允许值采取措施调整。（三）支架施工预拱度设置和卸落装置&&&&&& 考虑因素：弹性变形；非弹性变形；沉降变形。&&&&&& 卸落设备：适当部位设置相应的木楔、木马、砂筒或千斤顶等卸落模板的装置。（四）施工工序1.地基处理：排水（雨水、混凝土浇筑养护）；软弱地基应进行处理；无法确定承载力，应预压，并进行部分荷载试验。2.支架预压（1）计算考虑荷载=梁体混凝土自重+模板、支架重量+施工荷载（人、材、机）+风力+其他可能荷载（雪荷载、保证设施荷载）。——保证强度、刚度、稳定性（2）超过8m的支架，应对其稳定性进行安全论证。3.模板4.普通钢筋、预应力钢筋的布设：&&&&&& 预应力管道位置按设计要求准确布设，每隔50cm一道定位筋固定，接头平顺，外缠胶布，最高点设置排气孔。穿束前要对孔道进行清理。&&&&&& 预应力筋下料长度：孔道曲线长、锚夹具长度、千斤顶长度及外露工作长度等因素。5.混凝土的浇筑（1）模板、钢筋、管道、锚具和预应力钢材经监理人检查并批准后，方可浇筑混凝土。（2）浇筑顺序：顺桥向宜从低向高浇筑，在横桥向宜对称浇筑。浇筑过程中，对支架变位等进行检测，超过允许值及时处理。（3）浇筑尽快养护，洒水养护应最少保持7d或监理人指示天数。预应力混凝土养护期应延长至施加预应力完成为止。强度达到2.5MPa之前，不得使其受行人、运输工具、模板、支架及脚手架等荷载。6.预应力张拉（配套标定，强度达标，双控张拉）7.压浆、封锚三、桥梁上部结构逐孔施工（一）概述：逐孔施工法从施工技术方面有三种类型：&&&( 1）采用临时支承组拼预制节段逐孔施工&&&( 2）使用移动支架逐孔现浇施工（移动模架法）&&&( 3）采用整孔吊装或分段吊装逐孔施工（二）用临时支承组拼预制节段逐孔施工的要点&&&1.节段划分&&&（1）桥墩顶节段&&&（2）标准节段&&&前一跨墩顶节段与安装跨第一节段间可以设置就地浇筑混凝土封闭接缝，用以调整安装跨第一节段的准确程度。封闭接缝宽15～20cm，拼装时由混凝土垫块调整。在施加初预应力后用混凝土封填。&& &（三）用移动支架逐孔现浇施工(移动模架法)&&&&&& 移动模架法适用在多跨长桥，桥梁跨径可达50m，使用一套设备可多次移动周转使用。&&&&&& 施工过程的主要工序：&&&&&& 侧模安装就位－安装底模－支座安装－预拱度设置与模板调整－绑扎底板及腹板钢筋－预应力系统安装－内模就位－顶板钢筋绑扎－箱梁混凝土浇筑－内模脱模－施加预应力和管道压浆及落模拆底及滑模纵移。& &（四）整孔吊装或分段吊装逐孔施工&&&1.整孔吊装或分段吊装逐孔施工的吊装的机具&&&&&& 吊装机具：桁式吊、浮吊、龙门起重机，汽车吊等。（根据起吊物重力、桥梁所在的位置以及现有设备和掌握机具的熟练程度等因素决定）& & &2.整孔吊装和分段吊装施工的注意问题&&&（1）采用分段组装逐孔施工的接头位置可以设在桥墩处（简支梁）也可设在梁的1／5附近（悬臂梁）。&&&&&& 在接头位置处可设有0.5～0.6m现浇混凝土接缝，当混凝土达到足够强度后张拉预应力筋，完成连续。& &&（2）桥的横向是否分隔，主要根据起重能力和截面形式确定。&&&&&& 当桥梁较宽，起重能力有限的情况下，可以采用T梁或工字梁截面，分片架设之后再进行横向整体化。为了加强桥梁的横向刚度，常采用梁间翼缘板有0.5m宽的现浇接头。&&&&&& 采用大型浮吊横向整体吊装将会简化施工和加快安装速度。& &&（3）对于先简支后连续的施工方法，通常在简支梁架设时使用临时支座，待连接和张拉后期钢索完成连续时拆除临时支座，放置永久支座。为使临时支座便于卸落，可在橡胶支座与混凝土垫块之间设置一层硫磺砂浆。&&&（4）在梁的反弯点附近设置接头，在有可能的情况下，可在临时支架上进行接头。结构各截面的恒载内力根据各施工阶段进行内力叠加计算。& &&(一)概述&&&&&& 悬臂拼装施工包括块件的预制、运输、拼装及合龙。它与悬浇施工具有相同的优点不同之处在于悬拼以吊机将预制好的梁段逐段拼装。& &&& &&悬臂拼装施工具备以下优点：&&&1.梁体的预制可与桥梁下部构造施工同时进行，平行作业缩短了建桥周期。&&&2.预制梁的混凝土龄期比悬浇法的长，从而减少了悬拼成梁后混凝土的收缩和徐变。&&&3.预制场或工厂化的梁段预制生产利于整体施工的质量控制。&&(二)悬拼法施工方法&&&&&& 长线法：所有梁段均在固定台座上的活动模板内浇筑且相邻段的拼合面应相互贴合浇筑，缝面浇筑前涂抹隔离剂，以利脱模。&&&&&& 优点：由于台座固定可靠，成桥后梁体线性较好，&&&&&& 缺点：占地较大，地基要求坚实，混凝土的浇筑和养护移动分散。& & &&长线法施工工序：预制场、存梁区布置→梁段浇筑台座准备→梁段浇筑→梁段吊运存放、修整→梁段外运→梁段吊拼& & & &短线法：梁段在固定台座能纵移的模内浇筑，台座仅需 3 个梁段长。&&&&&& 优点：场地较小，浇筑模板及设备基本不需要移机，可调的底、侧模便于平竖曲线梁段的预制。&&&&&& 缺点：精度要求高，施工要求严，施工周期相对较长。& &&(三)梁段的拼接施工&&&( 1）墩顶梁段（ 0 号块）可采用现浇或预制施工。&&&( 2）采用悬臂拼装法修建预应力混凝土连续梁或预应力混凝土悬臂梁桥时，应先将梁、墩临时锚固或在墩顶两侧设立临时支承。&& &&( 3）采用悬臂吊机、架桥机、缆索、浮吊悬拼安装时，应按施工荷载进行强度、刚度、稳定验算，使安全系数满足要求。施工注意事项如下：&&&①块件起吊安装前，应对起吊设备进行全面的安全技术检查，并按设计荷载的 60 ％、 100 ％、 130 ％分别进行起吊试验。&&&②吊机重应符合设计要求，应注意吊机的定位和锚固，经检查符合要求后再进行起吊拼装。&& &&③ 桥墩两侧块件宜对称起吊，以保证桥墩两侧平衡受力。&&&④墩侧相邻的 1 号块件提升到设计标高初步定位后，应立即测量、调整纵轴线、横轴线与块件间孔道的接头情况。&&&⑤应在施工前绘制主梁安装挠度变化曲线，悬臂拼装过程中应随时观测桥轴线安装挠度曲线的变化情况。&& &&( 4）各块件间的接缝施工应按设计规定办理。采用湿接缝拼接的块件，湿接缝混凝土应采用微膨胀混凝土。采用胶接缝拼装的块件，预应力管道口宜采取密封措施。&&&( 5）采用胶接缝拼装的块件，涂胶前应就位试拼。粘胶剂一般采用环氧树脂，使用前应经过试验，符合设计要求方可使用。&& &&4 .张拉封锚和体系转换&&& ( 1）块件拼装完毕（检查合格）后张拉预应力束时：&&& ① 胶接块件拼装完毕，经检查合格后，即可张拉临时预应力束进行块件挤压。&&& ② 湿接缝块件应待混凝土强度达到设计要求才能张拉预应力束。&&& ③同一截面中各预应力束的张拉顺序及张拉力应按照设计规定分批张拉并做好记录。&&& ④ 块件拼装和预应力束张拉时，应注意温度和气象变化，当气温在 0 ℃以下、风力在5 级以上时，不宜进行张拉。&( 2）每对块件拼装完毕并张拉后，应立即封锚压浆。( 3）体系转换及相关预应力张拉顺序按设计要求进行。&& &&5.悬拼测量及挠度观测&&&&&& 控制每节箱梁施工中的中轴线及标高，监测施工过程中各块箱梁的挠度变化情况，并不断进行调整。应力的跟踪测量应与悬浇施工要求相同。& &&二、悬臂浇筑施工法&&&(一)概述&&&&&& 适用：大跨径的预应力混凝土悬臂梁桥、连续梁桥、T型刚构桥、连续刚构桥。&&&&&& 特点：无须建立落地支架，无须大型起重与运输机具，主要设备是一对能行走的挂篮。& &&(二)施工准备&&&1.挂篮设计及加工：挂篮是悬浇箱梁的主要设备。&&&&&& 按平衡方式分为：压重式、自锚式。&&&&&& 要求：除必须满足强度、刚度、稳定性要求外，还要使其行走、锚固方便可靠，重量不大于设计规定。&&&&&& 组成：主桁架、锚固、平衡系统及吊杆、纵横梁等，由工厂或现场根据挂篮设计图纸精心加工而成。& &&2.0号、1号块的施工：一般采用扇形托架浇筑。&&&&&& 扇形托架可用万能杆件、贝雷片或其他装配杆件组成，托架可支撑在桥墩基础承台上或墩身上。托架除须满足承重强度要求外，还须具有一定的刚度，各连续点应连接紧密，螺栓旋紧，以减少变形，防止梁段下沉和裂缝。& &&3.临时固结：施工时，两侧悬浇施工难以保持绝对平衡，必须在施工中采取临时固结措施，使梁具有抗弯能力。&&&&&& 临时固结一般采用在支座两侧临时加预应力筋，梁和墩顶之间浇筑临时混凝土垫块。将梁固结在桥墩上，使梁具有一定的抗弯能力。在条件成熟时，再采用静态破碎方法，解除固结。& & &(三)悬臂浇筑施工工艺流程图。见教材。&&&& (四)悬臂浇筑施工中应注意要点&&&( 1）挂篮的设计要求：挂篮与悬臂浇筑段混凝土的重量比不宜大于 0.5 ，且挂篮总重应控制在设计规定的限额内。&&&( 2）桥墩两侧梁段悬臂施工进度应对称、平衡，实际不平衡偏差不得超过设计要求值。& &&( 3）悬臂浇筑段前端底板和桥面的标高，应根据挂篮前端的垂直变形及预拱度设置，施工过程中要对实际高程进行监测，如与设计值有较大出入时，应会同监控单位、设计单位和监理单位查明原因进行调整。&&&( 4）箱形截面混凝土分层浇筑时，底板可一次浇筑完成，腹板可分层浇筑，分层间隔时间宜控制在混凝土初凝前且使新浇混凝土能及时覆盖住已浇混凝土。&&&( 5）应测量箱梁顶面标高及轴线，连续测试温度影响偏移值，观测合龙段在温度影响下梁体长度的变化。&& &&( 6）合龙顺序应按设计要求办理，设计无要求时，一般先边跨，后次中跨，再中跨。多跨一次合龙时，必须同时均衡对称地合龙。合龙时，桥面上设置的所有临时荷载均应与监控单位和设计单位协商决定。&&&( 7）悬臂浇筑混凝土过程中应对桥梁的中轴线、高程进行测量观测和控制，误差应在允许范围内。&&&( 8）应力跟踪测量：应对梁体主要断面应力观测值与理论值进行比较，研究体系转换过程中的应力变化，分析其他因素对箱梁的影响。
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桥梁上部结构悬臂施工的一些方法希望能够帮助到大家
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桥梁上部结构计算
第一章上部结构设计（一）设计资料（见总说明） （二）横截面布置 本设计是桥梁跨径 35m 跨径设计，即在跨径和桥面净空已确定的 条件下进行规格化的构造布置。以下便简述这一布置过程。 1、主梁间距与主梁片数 主梁间距通常应随梁高与跨径的增大而加宽为经济，同时加宽翼 板对提高主梁截面效率指标ρ 很有效，故在许可条件下应适当加宽 T 梁翼
板。但标准设计主要为配合各种桥面度，使桥梁尺寸标准化而采 用统一的主梁间距。交通部《公路桥涵标准图》 （78 年）中，钢混凝 土和预应力混凝土装配式简支 T 形梁跨径从 16m 到 40m， 主梁间距均 为 1.6m（留 2cm 工作缝，T 梁上翼缘宽度为 158cm） 。考虑人行道适 当挑当， 净―7 附 2?0.75m 的桥宽则选用五片主梁 （如图 2―1 所示） 。 2、主梁跨中截面主要尺寸拟定 （1）主梁高度 预应力混凝土简支梁桥的主梁高度与其跨径之比通常在 1/15~1/25 之间，标准设计中高跨比约在 1/18~1/19 之间。当建筑高度 不受限制时，增大梁高往往是较经济的方案，因为增大梁高可节省预 应和钢束用量，同时梁高加大一般只是腹板加高，而混凝土用量增加 不多。综上所述，在设计中对于 35m 跨径的简支梁桥取用 230cm 的主 梁高度是比较合适的。 （2）主梁截面细部尺寸1T 梁翼板的厚度主要取决于桥面板承受车轮局部荷载的要求，还 应考虑能否满足主梁受弯时翼板受压的强度要求。本桥预制 T 梁的翼 板厚度取用 8cm，翼板根部加厚到 20cm 以抵抗翼缘根部的较大的弯 矩。为使翼板与腹连接和顺，在截在转角处充置圆角，以减小局部应 力和便于脱模。 在预应力混凝土梁中腹板内主拉应力甚小，腹板厚度一般由布置 制孔管的构造决定，同时从腹板本身的称定条件出发，腹板不宜小于 其高度的 1/15。 该梁的 T 梁腹板厚度均取 16cm。 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，马蹄面积占截面总在积的 10%~20%为合适。本设计考虑到主梁需要配置较多的钢束，将钢束按 三层布置每排三束，同时还根据“公预规”第 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 28cm。马蹄与腹板 交接处做成 45°斜坡的折线钝角，以减小局部应力。如此布置的马蹄 面积约占整个截面积的 18%。 按照以上拟定的外形尺寸，就可绘出预制梁跨中截面图（见图 2-2） 。 （3）计算截面几何特性 将主梁跨中截面划分成五个规则图形的小单元，截面几何特性计 算见表 2-1 跨中截面几何特性计算表分 块 名 称 分块面积2Ai （cm2） （ 1）分块面积表心 至上缘距离 y2 (cm2) （ 2）分块面积对 上缘静距 Si=Aiyi （cm2） （ = 1）（ 3） ? 2） （分块面积的 自身惯距 Ii （cm2） （ 4）di=ys-yi （cm2） （ 5）分块面积对截 面形心惯距 Ix=AiDiI=Ii+Ix （cm2）（ =（ ?（ 2 （ = 4） 6） 6） 1） 5） 7） + （ （2翼板 158?8=6A 126741 i87?466 ? 79.4669669819676722三角承托8521210224681653802485387064腹板3104105 (36-16)?103 36-13.534568557下三角100198.66719867-107.20111492051149761马蹄1008216217728-124.534Σ6328Σ I=注：截面形心至上缘距离.466cm Σ Ai 6328 （4）检验截面积效率指标ρ （希望ρ 在 0.5 以上） y3= = Σ Ii Ks= Σ Aiyx =
= 48.156cm --91.466)ρΣ Si上核心距下核心距ΣI Kx= Σ Aiys = 8?91.466 KS+KX h = 72.937cm截面效率指标ρ == 48.156+72.93 = 0.526&0.5 230 73表明以上初拟的主梁跨中截面尺寸是合理的。 （三）横截面沿跨长的变化 如图所示，本设计主梁采用等高度形式，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四分点开始向支点逐渐抬 高。梁端部区段由于集中力的作用而引起较大的局部应力，也因布置 锚具的需要，在距梁端一倍梁高范围内（230m）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 206cm，中间 不设置一节长度为 30cm 的腹板加厚过渡段。 （四）横隔梁的设置 模型试验结果表明，在荷载作用处的主梁弯矩横向分布，当该处 有内横隔梁时它比较均匀，否则直接在荷载作用下的主梁弯矩很大。 为减小对主梁设计起主要控制作用的跨中弯矩，在跨中设置一道中横 隔梁；当跨度较大时，四分点处也宜设置内横隔梁。本设计在跨中和 两个四分点及梁端共设置五道横隔梁，其间距为 8.22m。横隔梁采用 开洞形式，它的高度取用 2.06m，平均厚度为 0.15，详见图 2-1 所示。 二、主梁内力计算 根据上述梁跨结构纵、横截面的布置，并通过活截作用下的梁桥 荷载横向分布计算，可分虽求得各主梁控制截面（一般取跨中、四分 点、变化点截面和支点截面）的恒载和最大活载内力，然后再进行主 梁内力组合。本设计以边主梁内力计算为例，中主梁内力仅在汇总表 中示出计算结果。 （一）恒载内力计算41、恒载集度 （1）预掉梁自重（第一期恒载） a、按跨中截面计，主梁的恒载集度： g(1)=0.=15.82kn/m b、由于马蹄抬高所形成四个横置的三棱柱重力折算成的恒载集 度： g(2)=4/2(8.22-2.06+0.15)?(0.67-0.28) ?0.1?25/33.96 =0.3623KN/m c、由于梁端腹板加宽所增加的重力折算成的恒载集度： g(3)= 2?(0.8)?(0.54+1.76+0.15)?25/33.96 =1.2827KN/m(算式中的 0.9884m2 为主梁端部截面积) d、边主梁的横隔梁（尺寸见图）内横隔梁体积： 0.15?[2.06?0.71?0.1=0.1434m3 端横隔梁体积： 0.15?[2.06?0.61- 1 (0.08+0.183) ?0.61- 1 2 2 3 (1.06+1.46) ?0.2-1.46?0.1]=0.1168m ∴g(4)= (3?0...96=0.4887KN/m e、第一期恒载 边主梁的恒载集度为： g1= Σ g（i）=15.82+0.7+0. KN/m i=151 (0.08+0.2) ?0.71- 1 (0.04+0.14) 2 2 1 (1.06+1.46) ?0.2-1.46?0.1] 24（2）第二期恒载 一侧栏杆：1.52 KN/m；一侧人行道：3.60 KN/m 桥面铺装层（见图） 1 (0.07+0.123)?7.0?24.0=16.212 KN/m ： 2 若将两侧栏杆，人行道和桥面铺装层恒载笼统均摊五片主梁，则： g2 = [2?(1.52+3.60)+16.212]1 =5.290 KN/m 5 恒载内力（1 号梁）计算表表 2-2计算数据 Ma= 项目 g1 L=33.88m 1 α (1-2)l2gi(KN/m) 2 四分点 0.25 0.0938 ― 变化点 0. ― Qa= L2= (1-2α )lgi(KN) 2 变化点 0.062 ― 支点 0 ―跨中 α 1 α (1-α ) 2 1 (1-α ) 2 第一期恒 载% （KN/m） 第二期恒 载% （KN/m） 17.414 0.5 0.125 ―四分点 0.25 ―0.250.4370.5553.489143.143250.214286.2865.290714.873536.441138.13843.48476.01086.9682、恒载内力 如图 2-4 所示，设 X 为计算载面左支座的距离，并令α = x l 则：主梁弯矩和剪力的计算公式分别为： Ma= Q2= 1 α (1-α )l2g 2 1 (1-2α )lg 26恒载内力计算见表 （二）活载内力计算（修正刚性横梁法） 1、冲击系数和车道折减系数 按“桥规”第 2.3.2 条规定，对于汽―20 1+M=1+ 1.3-1.0 ?(45-33.88) 45-5 =1.083 按“桥规”第 2.3.5 条规定，平板挂车不计冲击力影响，即对于 挂-100 荷载 1+M=1.0。按“桥规”第 2.1.3 条规不定期，对于双车道不 考虑汽车荷载折减，即车道折减系数δ =1.0。 2、计算主梁的荷载横向分布系数 （1）跨中的荷载横向分布系数 mc 如前所述，本设计桥跨内设有三道横隔梁，具有可靠的横向联 结，且承重结构的长宽比为： l 33.88 = = 4.52&2 B 5?1.60 所以可按修正的刚性横梁法一绘制横向影响线和计算械和分布系数 mc。 a、计算主梁抗扭惯矩 IT 对于 T 形梁截面，抗扭惯矩可近似按下式计算：4 IT= Σ Cibiti i=1式中：bi 和 ti――相应在为单个矩形截面的宽度和厚度；7Ci――矩形截面抗扭刚度系数； M――梁截面划分成单个矩形截面的个数。 对于跨中截面，翼缘板的换算平均厚度：t1= 8+20 =14cm 马蹄部 2 28+38 分的换算平均厚度：t2= =33cm。 2 图 示出 3IT 的计算图式，IT 计算见表 IT 计 算 表表 2-3分块名称 翼级板① 腹板② 马蹄③ Σ bi（cm） 160 183 36 ti（cm） 14 16 33 Ti/bi 0.4 0.9167 ci 1/3 1/3 0.1527 iti=cibiti3（?10-3m4） 1.56 1.56b、计算抗扭修正系数β 对于本设计主要梁的间距相同，并将主梁近似看成等截面，则得： 1 β = GIT 1+ξ EhI （l/B） 式中：ξ ――与主梁片数 n 有关的系数，当 n=5 时ξ 为 1.042， B=8.0m， l=33.88， I=0.， 《桥规》 2.1.3 第取 G=0.43EN, 按 第 代入计算公式求得：β =0.9038 C、按修正的刚性横 梁法计算横向影响线竖坐标值： η ij= η ）1+βα ie Σα i=15 2 i式中：n=5，α =3.2m，α 2=1.6m，α 3=0，α 4=-1.6m，α 5=-3.2m参见图，则：8Σ α 1=2?（3.22+1.62）=25.6m2 i=1 计算所得的η ij 值列表 2-4 内。表 2-4梁 号 1 2 3 e（m） 3.2 1.6 0 η i1 0.8 0.2 η i4 0.6 0.2 η i5 -0.2 0.252d、计算横载横向分布系数 1、2、3 号主梁的横向影响线和最不利布载图式如图 2-6 所示。对于 1 号梁，则： 汽-20Mcq = 1 Ση2ij= 1 ?(0.5+0.7)2Mcg =0.5242挂-100Mcg = 1 Ση4ij= 1 ?(0.8+0.4)4Mcg =0.3281人群荷载 mcr = 0.6378 （2）支点的荷载横和分布系数 m 如图 2-7 所示，按杠杆原理法绘制荷载横向影响线，并进行布载，1 号 梁活载的横向分布系数可计算如下： 汽-20： 挂-100：Mcq = 1 ?0.52Mcq = 1 ?0.64人群荷载： Mcq = 1.42199（3）横向分布系数汇总 1 号梁活载横向分布系数荷 载 类 汽-20 挂-100 人群 别 MC 0.1 0.6378表 4-5MO 0.6 1.42193、计算活载内力 在活载内力计算中，本设计对于横向分布系数的取值作如下考虑：计算 主梁活载弯矩时，均采用全跨统一的横向分布系数 mc，鉴于跨中和四分点剪 力影响线的较大坐标位于桥跨中部（见图 2-8） ，故也按不变的 mc 来计算。 求支点和变化点截面活载剪力时，由于主要荷重集中在支点附近而应考虑支 承条件的影响， 按横向分布系数沿桥跨的变化曲线取值， 即从支点到 l/4 之间， 横向分布系数 m0 与 mc 值直线插入， 其余区段均取 mc 值。 （见图 2-93-2-10） 。 （1） 计算跨中截面最大弯矩及相应荷载位置的剪力及相应荷载位置的弯 矩采用直接加载求活载内力，下图表示跨中截面内力计算图式，计算公式为： S=（1+m）ξ mcΣ piyi 其中：S――所求截面的弯矩或剪力； Pi――车辆荷载的轴量； yi――沿桥跨纵向与荷载位置对应的内力影响线坐标值。 2、对于汽车和挂车荷载内力，列表计算在表 2-6 内。 跨中截面车辆荷载内力计算表荷载类别 1+M mc Pi 60 120 5.52/ 7.52/ yi 0.4 Mmax(Kn ?m) 2604 Σ piyi 汽-20 1.2 120 70 130 250 8.22/ 3.22/ 1.22/ 5.62/ 0.5 -0.2 0.3418 相应 Q（KN）Mmax（KN） 111.677 69202-6 表最 大 弯 矩挂-100 1.0 0. 250 6.22/ 8.22/ 7.62/ 0. -0.4635 相应 Q（KN） 189.1510及 相 应 剪 力1 号梁内 力值63.86262.060续上表荷载类别 1+M mc 合力 P 汽-20 1.2 2?120+60=300 Qmqx(KN) 相应 M（KN?m） 0. 135.03
挂-100 1.0 0.=1000 Qmqx(KN) 相应 m（KN?m） 0. 402.7
相 应 剪 力最 大 弯 矩 及 py 1 号梁内力值一、分子、分母的数值分别为 pi 对应的 mmax 及相应 Q 影响线的坐标值， 对于人群荷载 q=0.75?3=2.25KN/mmmax=81 mcql2= 18?0.?32.882=193.928kn ? m相应的 Q=0； Qmqx= 相应的 M= 18mcql= 118?0.?32.88=5.898KN16mcql2=96.964KN?m（2）求四分点截面的最大弯矩和最大剪力（按等代荷载计算）计 算公式为：S=（1+M）ξ MCKΩ 式中：Ω ――内力影响线面积，如图 影响线面积为32 32所示，对于四分点弯矩3 L2=101.353m2 剪力影响线面积为:9 L=9.248m2。于是上述计算公式即为： mmqx=101.353(1+m)mck11Qmqx=9.248(1+m)mck 1 号梁的内力列表计算见表 2-7。 四分点截面内力计算表荷载类别 汽―20 挂―100 人群 项目 Mmqx(KN ?m) Qmqx(KN) Mmqx(KN ?m) Qmqx(KN) Mmqx(KN ?m) Qmqx(KN) 1+M 1. 1.0 K（KN/M） 19.236 23.204 45.838 61.075 2.25 Ω 101.353 9.248 101.353 9.248 101.353 9.248 mc 0.1 0.6378表 2-7内力值 .714 .090 158.668 14.478（3）求变化点截面的最大弯矩和最剪力 图 示出变化点截面内力的计算图式，内力计算见表 2-8 所示。1 号梁变化点截面内力计算表荷载类别 汽-20 1+M 1.0909 mc 0.5242 最 合力 大 440 P 弯 1.5080 矩y M 60 120 120 pi max=(1+M)mcp y =379.434 70 最 0.7 0.0 yi 大 剪 力 mi0.4 0.5132表 2-8人群 1.0 0.6378 q=2.25 Ω m= 145.554 ?32.88?1.9309 2 q=2.25 1 ?0.?78? 2 30.82 1 ?6.16 2 24.290挂-100 1.0 0.=4 567.744130 0.2 250 0.2 250 0.6 221.106 250 0.1 250（4）求支点截面最大剪力 图 内。 1 号梁支点最大剪力计算表荷载类别 1+M pi yi mi 汽-20 1.090960 1． 0 0..7 120 0.5 70 0..2 70 0 30 0 250 0.2Qmax=(1+M)Σ pi yi mi =178.547?0.5876示出支点最大剪力计算图式，最大剪力列表计算在表 2-9表 2-9人群 1.0250 q=2.25挂-100 1.0250 0.6 250 0.11.0 0.32.88?0.9167 yλ 0.6058 12221.106（三）主梁内力组合 本设计按“桥规”第 2.1.2 条规定，根据可能同时出现的作和荷载 选择了荷载组合 I 和Ⅲ。在表 中，先汇总前面所得的内力值，然后Qmax=(1+M)Σ pi yi mi =178.54730.239根据“公预规”第 4.1.2 条规定进行内力组保及提高荷载系数，最后用 粗线框出控制设计的计算内力。表 2-1梁 号 序 号 (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) (13) (14) (15) (16) (17) (18) (19) (20) (21) (22) (23) 跨中截面 荷载类别 第一期荷载 第二期荷载 总恒载=(1)+(2) 人群 汽-20 挂-100 汽+人=(5)+(4) 恒+汽+人=(3)+(7) 恒+挂=(3)+(6) Ⅲ Sj =1.2?恒+1.4?(汽+人) Ⅲ Sj =1.2?恒+1.1?挂 1.4? 汽 ?100% （11 提高后的 SjI 1.1? 挂 Ⅲ 提高后的 Sj?100% （10） ） 恒+汽+人 恒+挂 提高后的 SjI Ⅲ 提高后的 Sj 恒+汽+人 恒+挂 提高后的 SjI Ⅲ 提高后的 SjMmqx (KN?m) Qmqx (KN? m)四分点截面Mmqx (KN? m) Qmqx (KN? m)变化点截面Mmqx (KN?m) Qmqx (KN? m)支点截面Qmqx (KN?m)I.873 .928 0.452 1.169 8.363 % 41% 9.270 3.969 4.292 8.225 1.9740 0 0 5.898 27.217 132.126 83.115 83.115 132.126 116.361 145.339 74% 100% 116.361 149.699 68.634 103.806 100.775 120.921 63.097 81.283 88.335 98.095.441 .668 4.293 5.897 5.789 % 37% 9.526 9.369 1.853 9.735 3.399143.143 43.484 186.627 14.478 122.714 185.090 139.192 325.819 371.717 418.821 427.551 40% 49% 431.356 436.102 311.075 339.909 409.336 392.918 297.121 304.641 389.149 354.141553.489 168.138 721.627 45.554 379.434 567.744 424.988 9.371 0.471 36% 43% 2.471 4.471 8.808 5.429 0.250250.214 76.010 325.224 24.290 178.547 221.106 202.87 529.061 547.330 675.441 634.685 39% 36% 695.704 634.685 517.840 631.977 678.133 728.066 520.259 607.269 681.653 700.993286.286 86.968 373.254 30.239 189.654 221.06 219.893 593.147 594.314 755.755 691.071 38% 32% 725.625 691.071 续上表 583.508 732.809 711.249 843.622 592.412 717.098 789.495 826.399三、预应力钢束的估算及其布置 （一）跨中截面钢束估算与确定 根据“公预规”规定，预应力梁应满足使用阶段的应力要求和承 载能力极限状态的强度条件。以下就跨中截面各种荷载组合下，分别13按照上述要求对各主梁所需的钢束数进行估算，并且按这些估算钢束 数的多少确定各梁的配束。 1、按使用阶段的应力要求估算钢束数 对于简支梁带马蹄的 T 形截面，当截面混凝土不出现拉应力控制 时，则得到钢束数 N 的估算公式： n= m C1△AyRyb(ks+ey)式中：M――使用荷 载产生的跨中弯矩，按表 2-11 取用； C1――与荷载有关的经验系数，对于汽―20，C1 取 0.51； 对于挂―100，则取 C1=0.565； △Ay――一根 24θ S5 的钢束截面积，即 △Ay=24? π ?0.52=4.712cm2 4 在第一节中已计算出跨中截面 yx=138.534cm，ks=48.156cm 初估 ay=17cm，则钢束偏心距： ey=yx-ay=138.534-17=121.534cm （1）对（恒+汽+人）荷载组合 1 号梁 n=? 0.51?4.712?10-?(48.156+121.534) ?10-2n=? 652.457?103n= 7.282 号梁 n= 652.457?103 ?n= 7.02143 号梁 n= 652.4577?10 ?3n= 6.73（2）对（恒+挂）荷载组合 1 号梁 n=? 0.565?4.712?10-?(48.156+121.534) ?10-2n=? 722.819?103n= 7.392 号梁 n= 3 号梁 n= 722.819?10 ?
722.819?103 ?3n= 7.05 n= 6.252、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 Ra， 应力图式呈矩形， 同时预应力钢束也达到标准强度 Ryb， 则多束数的估 算公式为： 式中：Mj――经荷载组合并提高后的跨中计算弯矩，按取用； Mj n= 6.25 n= C2△AyRybho C2――估计钢束群重心到混凝土合力作用点力臂长度的经 ? 验系数，根据不同荷载而定；汽―20：C2=0.78，挂―100：C2=0.76； ho――主梁有效高度，即 ho=h-Qy=2.30-0.17=2.13m （1）对于荷载组合 I 1 号梁 n=? 0.78?4.712?10-4?.13n=? 15n= 5.062 号梁 n=
?3n= 4.763 号梁 n=
?3n= 4.54（2）对于荷载组合Ⅲ 1 号梁 n=? 0.76?4.712?10-4?1600?n=617.270?103? n= 5.062 号梁 n=4.292?103
?n= 4.993 号梁 n=n= 4.46对于全预应力梁，希望在弹性阶段工作，同时边主梁与中间主梁 所需的钢束数相差不多，为方便钢束布置和施工，各主梁统一确定为 8 束。 （二）预应力钢束布置 1、确定跨中及锚固端截面的钢束位置 （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。本设计采用直径 5cm 抽拨橡胶管成 型的管道，根据“公预规”第 6.2.26 条规定，取管道净距 4cm，至梁 底净距 5cm，细部构造如图 2-11 所示。由此可直接得出钢束群重心至 梁底距离为： ay=3?(7.5+16.5)+2?25.5 ? 816n= 15.4cm（2）为了方便张拉操作，本设计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：一是预应力钢束含力 重心尽可能性靠近截面形心，使截面均匀受压；二是考虑锚头布置的 可能性，以满足张拉操作方便等要求。按照上述锚头布置的“均匀” “分散”等原则，锚固端截面所布置的钢束 2-11 所示。钢束群重心至 梁底距离为： ay=2?(30+60+90)+155+130 ? 8n= 80.6cm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 2-12 示出计算图式，锚固端截面特性计算见表 2-11 所示。表 2-12分块 名称 Ai （cm2） (1) 翼板 三角 承托 腹板 Σ ?61=628.3yi （cm2） (2) 4 11.433 119Si （cm2） (3)=(1)?(2) Ii （cm2） (4) 6741 1 ?(158-36) 3 ?10.33=26144di+ys-yi （cm2） (5) 93.456 86.023 -21.544Ix=Aidi2 （cm2） (6) I=I1+I2 (7)=(4)+(6) 236?222=Σ I=其中：ys=Σ I = 963287 Σ AiyS 9884.3=97.456cmyx=230-97.456=132.544cm 故计算得： ks=ΣI Σ Aiyx =39.87cm17kx=ΣI Σ Aiys=54.22cm△y=ay-(yx-yx)=8a6-(132.54-54.22)=2.28cm 说明钢束群重心处于截面的核心范围内。 2、钢束起弯角和线型的确定 确定钢束起弯角时，既要照顾 到因其弯起所产生的竖向预剪力有 足够的数量，又要考虑到由其增大 而导致摩擦预应力损失不宜过大。 为此，本设计将锚固端截面分成上、 下两部分（见图 2-13 所示） ，上部 钢束的弯起角初定为 10°，相应钢 束的竖向间距暂定为 25cm（先按此计算，若发现不妥还可重新调整， 以下同） 下部钢束弯起角初定为 7.5°， ； 相应的钢束竖向间距为 30cm。 为简化计算和施工，所有钢束布置的线型均选用两端为圆弧中间 再加一段直线，并且整根束都布置在同一个竖直面内。 3、钢束计算 以不同起弯角的两根钢束 N1（N2） 8 为例，说明其计算方法， ，N 其他钢束的计算结果在相应的图或表中示出。 （1）计算钢束起弯点至跨中的距离 锚固点到支座中线的水平距离 axi（见图 2-13 所示）为：ax1（ax2）=39-30tg7.5°=35.051cm ax1 =39-64tg10°=27.715cm18图 2-14 示出钢束计算图式,钢束起弯点燃至跨中距离 X2 列表计算 在表 2-12 内。表 2-12钢束号 N1(N2) N8 钢束弯起高 度 C（cm） 22.5 15.85 R= Φ 7.5° 10° cosΦ 0.81 sinΦ 0.65 C 1-cosΦ 7.841 RsinΦ (cm) 343.091 = +ax1+Rsinθ 2 .807 L（2）控制截面的钢束重心位置计算 a、各束重心位置计算 由图 2-14 所示的几何关系，得到计算公式为 ai=ao+c C=R-RCos2 Sin2=x1/R 式中：Qi――钢束起弯后，在计算截面处钢束重心到梁底的距离； C――计算截面处钢束的升高值； ao――钢束起弯前到梁底的距离 R――钢束弯起半径（见表 2-12）表 2-13截面 四 分 点 变 代 点 支 点 钢束号 N1(N2) N8 N1(N2) N8 N1(N2) N8 x1=ly4-x2 =822- x2 x==.193 102.048 .048
（cm） R （cm） x1 Sin α R == 钢束尚未弯起 0.82 0.720 1. 0.17053 Cosα C=R(1-cosα ) (cm) a3 (cm) 7.5 0.25 0.11 0. 1.971 99.749 18.110 132.938 16.5 7.5 16.5 7.5 16.5 a1=a2+c (cm) 7.5 45.677 9.471 116.250 25.610 149.438198.505 8.505
※同样方法， 可以求得 Nt 取的 cosα 值为 0.99940。 该数据在表 2-14 中用到 ※用 sinα = ，求得 Nt 的 Cosα 值为：0.03474. R 6、计算钢束群重心到梁底距离 ay 图 绘出了表 的计算结果。 x1（3）钢束长度计算 一根钢束的长度为曲线长度，直线长度与两端张拉的工作长度（2 ?70cm）之和，其中钢束的曲线长度可按圆弧半径与弯起角度进行计 算。通过每根钢束长度计算，就可得出一片主梁和一孔桥所需钢束的 总长度，以利备料和施工。计算结果见表 2―15 所示。表 2-14控制点位置 钢束方 N1(N2) N3(N4) N5(N6) N7 N8 Ay= 1 8 跨中 ai(a) (cm) 7.5 16.5 25.5 7.5 16.5 15.375 四分点的 ai (cm) 7.5 16.5 25.5 12.339 45.677 19.627 变化点的 ai (cm) 9.471 34.388 62.949 91.048 116.249 52.614 支点的 ai (cm) 25.610 55.985 86.459 123.629 149.438 76.147 锚固的 ai (cm) 30 60 90 130 155 80.625表 2-15钢束弯起 角度θ (2) 曲线长度 x S= 180 θ R (3) 直线长度 x2 (见表) (4) 钢束有效长度 钢束预留长度 2（s+x2） （cm） (cm) （5） （6） 钢束长度 (cm) （7）钢塑号R （cm） (1)N1(N2) N3(N4) N5(N6) N7 N81.776 4.516 7.5° 7.5° 7.5° 10° 10°344.070 665.203 986.335 1.3631.777 687.602 280.128 92.8104.0 5.3 3368.370?2 140 140 140 140) ) ) 8.3每孔桥（五片梁）的钢束（24θ S5）计算长度为： 27987.4（cm）?5= 1399.37m 四、计算主梁截面几何特性 在求得各验算截面的毛截面特性和钢束位置的基础上， 计算主梁净20截面和换算截面的面积，惯性矩及梁截面分别对重心轴，上梗胁与下 梗胁的静矩，最后汇总成截面特性值总表，为各受力阶段的应力验算 准备计算数据。 现以跨中截面为例，说明其计算方法，在表 2-18 中亦示出其他截 面的特性值的计算结果。 （一）截面面积及惯矩计算 计算公式如下： 对于净截面： 截面积 截面惯矩 Aj=Ah-n△A Ij=I -Ah-n△A(yis-yi)2取用预制梁截面（翼缘板宽度 b1=158cm）计算。 对于换算截面： 截面积 截面惯矩 A0=Ah+n(ny-1)△Ay I0=I+n(ny-1)2 △Ay(yos-yi)取用主梁截面（b1=160cm）计算 A1.I――分别为混凝土毛截面面积和惯矩；△A. △Ay――分别为一根管道截面积和钢束截面积；yis.yos――分别为净截面和换算截面重心到主梁上缘的距离； n――计算面积内所含的管道（钢束）的数 ny――钢束与混凝土的弹性模量比值 由表 得 ny=6.06具体计算见表 2 -16 所示21（二）梁截面对重心轴的静矩计算 图 2-16 示出重心轴静矩的计算图式，计算过程见表 2-17 所示跨中截面面积和惯矩计算特性分类 分块名称 分块面积 Ai (cm) b1=158c m 毛截面 扣管道面积 (noA)
6170.92 毛截面
混凝接缝 8?2=16 钢束换算截 面积（ny-1） 190.758 xny
分块面 积重心 至上缘 距离 yi 91-466 230-154 =214.6 _ 91.466 4 214.6 ―― 分块面 积对上 缘静距 si cm3 709 795 64 94.486
全截面 重心到 上缘距 离 ys (cm) 分块面积 的自身惯 矩 It (cm4)
略 15926 略 3.02表 2-18D= y5-yi Iy=Aid12 I=Ii+y-3.135 -126.26913.89 7 净 截 面88.331b1=160c m换 算 截 面30.406 -120.114计算数据△A= π ?52=19.635cm2 4n=8 根ny=6.06跨中截面对重心轴静矩计算表 表 2-17净截面 b1=158 ys=88..331 分块名称 及序号 静矩类别 及符号 分块面积 Ai (cm2)
换算截面 b1=160cm ys=94。486 对净轴静 矩 Si-j=Aiyi (cm3)
静矩类别 及符号 对换轴静 矩 si-o (cm3) 97 分块面积重 心到全截面 重心距离yi (cm) 88.331-2/8 =84.331 76.331 78.331Ai (cm2)Yi (cm)翼板 三角承托 胁部③ ∑翼缘部分对 净轴静矩 Sa-j (cm3)翼缘部分对 净轴静矩 Sa-o (cm3)91.095 83.095 85.095续上表下三角 马蹄部分对 马蹄⑤ 净轴静矩 胁部⑥ Sb-j (cm3) 管道或管束 翼板 三角承托 净轴以上净 面积对净轴 100 7.08 110.336 127.669 108.669 126.269
1 00 08 160 190.758 104.181 121.514 102.514 120.114
941 7079722胁部③ 翼板 三角承托 胁部③ ∑静矩 Sj-j (cm3)16?88.331=1413.344.166254 16?94.486 =1511.7847.243 97换轴以上净 面积对净轴 16?94.486 静矩 Sa-j =1511.78 (cm3)41.08816?88.331 =1413.3050.321其它截面特性值均可用同样方法计算， 下面 将计算结果一并列于 表内。 表 2-18名称 净面积 净惯矩 净轴到截面上缘距离 净轴到截面下缘距离 上缘 截面轴静矩 下缘 翼缘部分面积 净轴以上面积 对净轴静矩 换轴以上面积 马蹄部分面积 钢束群重心到净轴距离 换算面积 换算惯矩 换轴到截面上缘距离 换轴到截面下缘距离 上缘 截面抵抗矩 下缘 翼缘部分面积 换轴以上面积 对换轴静矩 抽象轴以下面积 马蹄部分面积 钢束群重心到换轴距离 钢束群重心到截面下缘距离 符号 Ai Ij Yjs yjx Wjs Wjx Sa-j Sj-j So-j Sb-j ej Ao Io Yos Yox Wos Wox Sa-0 Sj-0 Sa-0 Sb-0 单位 Cm2 Cm4 cm cm Cm3 Cm3 Cm3 Cm3 Cm3 Cm3 Cm Cm2 Cm4 Cm Cm Cm3 Cm3 Cm3 Cm3 Cm3 Cm3 Cm Cm 跨中
141.67 801 254 277 126.269
135.514 369 859 719 120.114 15.4 截面 四分点 变化点 0.92
90.1 141.56 139.9 435 480 075 175 562 389 121.93 87.34 5.06
94.04 135.277 135.96 891 528 517 235 372 592 115.647 83.36 19.63 52.6 支点
133.45 882 275 .25
131.616 706 730 .416 76.3混 凝 土 净 截 面e0ay五、钢束预应力损失计算 根据“公预规”第 5、2、5 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。后张法梁的预应力损失包 括前期预应力损失（钢束与客道壁的磨擦损失，锚具变形，钢束回缩 引起的损失，分批张拉混凝土弹性压缩引起的损失）与后期预应力损 失（钢丝应力权驰，混凝土收缩和徐变引起的应力损失） ，而梁内钢束23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。 预应力损失值因梁截面位置而有差异，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 其他截面均可用样方法计算，它们的计算结果均列入钢束预应力损失 及预加内力一览表内（表 2-19～表 2-22） 。 （一）预应力钢束与管道壁之间的磨擦损失（δs1 表）按“公预规”第 5、2、6 条规定，计算公式为： δs1=δk[1-e(μ ζ +kx)]式中： k――张拉钢束时锚下的控制应力； “公预规” 5,2.1 δ 根据 第 条规定，对于钢丝束到张拉控制应力为： δ k=0.75Ryb=0.75?Mpa(见表得)； μ ――钢束与管道壁的磨擦系数，对于橡胶管抽芯成型的管 道取μ =0.55； θ ――从张拉端到计算截面曲线管道部分切线的夹角之和， 以 rad 计； K――管道每米局部偏差对磨擦的影响系数，本设计取 k=0.0015 X――从张拉端至计算截面的管道长度(以 m 计)， 可近似取其 在纵轴上的投影长度（见图 截面时，x=axi+y4 [1-e-(Mζ所示） ，当四分点为计算+kx)]值，按“公预规”附录入内插查得。24四分点截面管道磨擦，损失δ钢束号s1 计算表Kx (m) 0.80 0.88 0.01281 μ ζ+ 0.8 0.15 0.07384表 2-191-e-(nζ +kx) 0.30 0.87 0.07118 1-e-(nζ +kx) 97.632 97.560 97.500 94.644 85.416N1, N2 N3, N4 N5, N6 N7 N8ζ =θ -2 （°） 7.5° 7.5° 7.5° 7.2163° 6.3576°(rad) 0.90 0.95 0.11096ms 0.00 0.72 0.06103X (m) 8. 8.3 8.5412（二）由锚具变形，钢束回缩引起的损失（δ 按“公预规”第 5.2.7 条，计算公式为： бs2 = ∑△e e Ers2,表2-20）式中：△e――锚具变形，钢束回缩值（以 mm 计） ，按《桥规》 表 5.2.7 采用，对于钢制锥形锚△e=6mm，本例采用两端 同时张拉，则∑ Δl=120mm； l――预应力钢束的有效长度（以 mm 计 ） б s2钢束号 项目 L(mm)见表 N1, N2 336005计算表N7
N8 N3, N4 N5, N6 б s 2=0l12?2.0?1071.429(Mpa)(三)混凝土弹性压缩引起的损失 后张法梁当采用分批张拉时，先张拉的钢束由于张拉后批钢束 产生的混凝土弹性压缩引起的应力损失，根据《桥规》第 5.2.9 条 规定，计算公式为：б s 4=ny∑△б h1式中：∑△б h1――在先张拉钢束重心处， 由后张拉各批钢束而产生的混凝土法向应力，可按下式计算：∑△б h1= ∑NyoAJ+∑Myoeyi Ij 25Nyo,Myo――分别为钢束锚固时预加的纵向力和弯矩： eyi――计算截面上钢束重心至截面轴的距离， eyi=yix-ai， 其中 yix 值见表所示，ai 值参见表 本设计采用逐根张拉钢束，张拉顺序按钢束编号次序进行，计算， 时应从最后张拉的一束逐步向前推算。 表 2-21 示出了四分点截面按每根钢束计算该项预应力损失。 （四） 由钢束应力松驰引起的损失（б xs） “公预规”第 5.2.10 条规定，对于作超张拉的钢丝束由松弛引起 的应力损失的终极值，按下式计算：б ss=0.045б k=0.045?1200=54Mpa(五)混凝土收缩和徐变引起的损失（б s 6） 根据“公预规”第 5.2.11 条按附录九规定，考虑非预应力钢筋的 影响由混凝土收缩和徐变引起的应力损失可按下式计算：б s6=nyб hθ (0.02)+E1∑c∞.2 1+10μ PA式 ： s 6 全部钢束重心处的预应力损失值： 中 бб h 钢束锚固时，在计算截面上全部钢束重心处由预加应力（扣除相应阶段的应力损失）产生的混凝土法向应力，并根据张拉受力情况，考虑主 梁重力的影响； μ ――配筋率，μ =Ay+Ag+Ay1+Ag1 AA――本例为钢束锚固时相应的净截面面积 Aj 见表 2-18 pA=1+eA2/r2 eA――本设计即为钢束群重心至截面净轴的距离 ei(见表 2-18)I1 Aj 26r――截面回转半径 r2=；θ （∞. η ）――加载龄期为η 时的混涨土徐变系数终值，本设计采用附 录四的附表数据； ε （∞. η ）自混凝土龄期开始的收缩应变终值，按附录四的附表 用。 I 徐变系数θ （∞. η ）和收缩应变∑（∞. η ）的计算构件理论厚度= u 式中；Ah――主梁混凝土截面面积： u――与大气接触的截面固边长度。 本设计考虑混凝土收缩和徐变大部分在浇筑桥面之前完成， h 和 u 均采 A 用预制梁的数据。对于混凝土毛截面，四分点截面与跨中截面上述数值完全 相同即： Ah=6328cm2 u=158+2?（8+72+172+14+28）+36=782cm ※2Ah 0u 2Ah采=2?=16.18cm设混凝土收缩和徐变在野外一般条件（相对湿度 75%）下完成， 受荷的混凝土加载龄期为 28 天。 按照上述条件，查《桥规》附表 4.2 得到 θ （∞.η ）=2.2 2、计算б s 6混凝土收缩和徐变引起的应力损失列表计算在表 2-22 内 四分点截面б s 6 表计算计算 数据 Nyo= Aj=6170.92 Nyo= eA=121.93 mg1= Ij= Ey=2.0?105 Mpa ny=6.06∑（∞. η ）=0.23?10-327计 算Nyo Aj（Mpa） (2)Ej(mpa) (2) 计算公式б n s 255.894 46 301.894 Б s6 255.894 =204.460 1.25156бh(mpa) (3)=(1)+(2) 分母项 P2=IS/AJ
2 Pa=1+e 1/r 3.297 0.783% μ =10△AY/Aj 1.μ Paбn计 算 应 力 损 失nyб h θ （∞：2）+Ey∑（∞：2） 1+10μ pa 分子项=Cmyo-mg1 Ij(4) (5) (6)nyб hθ（∞.2） Ey∑(∞.2) (4)+(5)(六)预加内力计算内力及钢束预应力损失汇总 佳力锚固力б yo 及其产生的预内力： 1、б yo=б k-б s1=б k-б s1-б s2-б s4 2、由б yo 产生的预加内力 纵局力：Nyo△Aycos228表 2-21 计 算 数 据 钢 车 号 8 7 6 5 4 3 2 1 Aj=6170.92 锚固时预加纵局力 Ny=б Ay, б Ayo cosа (Mpa,cm2 即 0.1kn) Б yo=Б k,Б s1-Б s2Б s4(mpa)-71.253-0=0-94.644-71.105-14.023=0-97.500-71.687-28.452=0-97.500-71.687-43.008=987.876 -71.556-10.669=970.417 -71.556-75.405=955.469 -71.429-95.027=935.912 -71.429-111.383=919.556△Ay=4.781cm2Ij= Eyi=yik-a i 预加 弯矩 Myo=nyo.eyi Cmpa,(m3) 即 n.m
yix=141.56 计算 应力 损失 的钢 束方7 6 5 4 3 2 1ny=6.06∑Nyo Nyo2.391 2.896 0.259 1.109∑Myo Cn.m
Б yo△AYCosа0.40 1 1 1 1 1 1(0.1kw)0.75 74.766 147.526 .88 129.221 116.06 116.06 125.06 125.06 134.06 134.06相应束 重净轴 距离 eyi(cm)129.221 116.06 116.06 125.06 125.06 134.06 134.06∑△Б h1（mpa） ∑N40 Aj0.794 1.572 2.337 3.091 3.832 4.561 5.276∑Myo Ij ey1.520 3.168 4.760 6.821 8.611 11.120 13.104合计2.314 4.695 7.097 9.912 12.443 15.681 18.380Б s4 =ny∑△Б n114.023 28.452 43.008 60.067 75.405 95.027 111.3835.274 2.896 0.259 1.10929预加内力计算表 表 2-23预加应力阶段由张拉钢呸产生的预加内力截面 10∑ 1由ζζ yo=Ⅱs而消失的预加内力Ⅱ钢束方 Sinа 1 2 3 4 5 6 7 8 0 0 0 0 0 0 997 0.11471 Cosа 1 1 1 1 1 1 0. .2Б no△Ay(kn)Nyo=Б yoosAycos2Б no△Aysin2Myo (kn.m)ζ zζ ss+ζ s6 (Mpa)ζ ny=ζ s△Ag（kn）ⅡNy =△ny（kn）cos2ζy =△ny（kn）sin2My=nyeo (kn.m)433.111 440.815 450.026 457.250 465.290 472.112 480.527 491.408 9.280 9.5820 0 0 0 0 0 16.694 32.928 49.622 0 198.667 277.982 9.174 8.51554+204.460 =258.460121.735跨中 10 ∑ 变化点 10 1 ∑ 以点 1 10∑ 110 ∑ 1973.417 906.163 815.369 665.40813.964 0 44.869 50.184973.417?1.1.726 .274 240.54430钢束预应力损失及预加内力一览表 表 2-24截 面 钢 束 方 1 2 3 4 5 6 7 8 1 2 3 4 5 6 7 8 预 加 应 力 阶 段 使 用 荷 载 阶 段 锚固前预应力损失Б s1=Б s1+Б s2+Б s4 锚固后预应力损失 锚固后预应力损失 钢束有效应力 有效预加内力 Б yo=Б k-Б Б y=Б yo-Б Ⅱ 5 6 ζ s=ζ s+ζ s 剪力 纵面力 弯矩 2 Б s1(Mpa) Б s2(Mpa) Б s4(Mpa) s1 s Ny=Nyo-Ny1 My=myo-my1 ζ y=ζ yo=ζ y1 (Mpa) (Mpa) 112.991 71.429 116.164 899.416 659.067 112.991 71.429 99.812 915.768 675.419 112.17 71.556 79.736 935.791 695.442 112.917 71.556 64.899 950.628 710.279 240.349 112.183 71.687 46.594 969.536 729.187 112.183 71.687 31.544 984.586 744.237 138.097 71.105 17.041 973.757 733.237 0.279=9.280-906.163=.249 71.253 0 991.498 751.149 97.632 97.632 97.560 97.560 97.500 97.500 94.644 85.416 71.429 71.429 71.556 71.556 71.687 71.687 71.105 71.253 111.383 95.027 75.405 60.667 43.008 28.452 14.023 0 919.556 935.912 955.469 970.467 987.876 0.228 .096 677.452 697.009 712.007 729.416 743.901 761.768 784.87跨中10 ∑ 1四 分 点258.460.417=49.622-13.964=35.6585.726=4379.7710 ∑ 131截 面钢 束 方 1 2 3 4 5 6 7 8 1 2 3 4 5 6 7 8预 加 应 力 阶 段 锚固前预应力损失Б s1=Б s1+Б s2+Б s4 Б s1(Mpa) 61.904 61.904 34.401 34.401 24.161 24.161 23.836 21.075 9.272 9.272 4.518 4.518 2.821 2.821 3.612 2.889 Б s2(Mpa) 71.429 71.429 71.556 71.556 71.687 71.687 71.105 71.253 71.429 71.429 71.556 71.556 71.687 71.687 71.105 71.253 Б s4(Mpa) 61.752 49.293 33.247 25.982 16.807 10.024 4.601 0 36.505 27.368 19.205 13.307 9.289 6.302 3.275 0(Mpa)锚固时钢束应力锚固后预应力ζⅡ钢束有效应力Б yo=Б k-Б s1 7.374 8.061 4.128 7.672 1.931 0.619 0.190 5.8585 6 s=ζ s+ζ sБ y=Б yo-Б2 s变 点 化217.565(Mpa) 787.350 799.809 841.231 850.496 869.780 876.563 882.893 890.107 904.526 903.663 926.453 932.351 937.935 941.922 943.740 947.590纵面力 Ny=Nyo-Ny1使 用 荷 载 阶 段 有效预加内力 剪力 ζ y=ζ yo=ζ y1 (cn)弯矩 My=myo-my1198.667-44.869=153.798 .369=.274=10 ∑ 1支 点178.268.408=277.982-50.184=227.798544=ss10 ∑ 132弯矩： 剪力：Myo=myo,egi ζ yo=∑ζ yo=△Agsin?式中：δ ――钢束弯起后与梁轴的夹角，sin?与 cos?的值参 见表△Ay――单根钢束的截面积，△Ag=4.77cm2可用上述同样的方法计算由δ ss 和ζ s6 损失而消失的梁 内预内力 ny ,my , ζ y ,下面得计算结果一并列入表 2-23 内。 表 2-24 示出了各控制截面的钢束预应力损失和预加内力。 六、预应力混凝土梁从预加力开始到受荷破坏，南非经受预 加应力，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，应对控制面进行各个阶段的强度验 算。先进行破坏阶段的截面台度验算，再分别验算使用阶段和施 工阶段的截面应力。至可裂缝出现阶段， “公预规”根据公路简支 梁标准设计的经验， 对于全预应力梁在使用荷载 （组合 I） 作用下， 只要截面不出现拉应力就不必进行抗裂性验算。 I、正截面强度验算 （1）按“公预规”第 3.2.2 条规定，对于 T 形截面受压区翼 缘计算宽度 bi，应取用下列三者中最小值： l 3388 b≤ = =1129cm 3 31 1111b ≤160cm(主梁间距)1 1b ≤b+2c+12hi=16+2?71+12?8=254cm1 1按“公预规”第 5.2.21 条规不定期，在使用荷载作用下，混凝土33法向压应力报限值如下： 荷载组合 I： 0.5Rab=74mpa荷载组合Ⅲ： 0.6Rab=16.8mpa 1 号梁跨中截面混凝土法向应力计算表应 力 部 值 上缘 下缘 应 力 部 位 上缘 下缘 ny (0.1)kw (1)
my (N.m) (2) 4768． 895 ?103 A3 (cm) (3) 6170． 92 Mgl (N.m) (4) 3 Wj (cm3) (5) 801 Бn (mpa) (13)+(6)+(7) +(8)+(12) 5..381 -7.112 5..225 5.725 -8.381 (4) (1) (6)= (7)= M挂 (5) (3) (N.M) (14) .589 10.983 (2)表 2-25WC (cm3) (9) 369 mg2 (N?m) (10) 714.873 ?103 Бn (mpa) (16)=(6)+(7) +(8)+(15) 6.61 -4.345±mgl wj (mpq)±Ny Aj (mpq)±my wj (mpq)(8)=±N 汽+人 (N.m) (11) mg2+mp ± wo (12)= (10)+(11) (9) 5..381 -7.215(5) mg2+mp wo(10)+(14) 15 (9) 6..249 -8. 982按第 5.2.22 条规定，使用荷载（组合 I）作用下，全预应力梁 截面受拉边缘由预加力引起的预压应力必须大于或等于由使用荷 载引起的闰应力，即Б n≥0 通过各截面上、下缘混凝土法面应力计算，其结果表明受拉 区（组合 I）都未出现拉应力，最大压应力为 6.61mpa， ，均符合上 述各项规定。 （2）混凝土主应力验算 此项验算包括混凝土主拉应力和主压应力，对前者验算主要 为了何证主梁斜截面具有与正截面同等的抗裂安全度，而验算后 者则是保证混凝土在沿主应力方向破坏时，也具有足够安全度。 根据“公预规”第 5.2.24 第条规定，计算混凝土主应力时应选择 跨径中最不利位置截面，对该截面的得心处和宽度急剧改变处进 行验算。 本例仅以 1 号梁的变化点截面为例，对其上梗助（A―A， 见图 2-16 所示） ，净轴（j-j） ，换轴（0-0）和下梗助（b-b）等四34处分别进行主应务验算，其了截面均可用相同方法计算。 a、剪应力计算 计算公式：η =η g1+η p+g2-ηy式中：η ――由使用荷载和弯起的预应务钢束在主应力计算 点上产生的混凝土剪应力； η g1――第一期恒载引起的剪应力， 其中在截面净轴 （j-j） 上η g1= QnSi-j Qg1Sj-j ；在换轴（0-0）上η gi= ; Ijb Ijbη p+g2――活载及第二期恒载共同引起的剪应力，其中在 Qg2+Qp Qg2+Qp j-j 的η p+g2= sj-0；在 0-0 上的η p+ g2= S0-0； Iob Iob Qp――活载剪力，有（汽―20+人群）和挂-100 两种情况； η y――预加力引起的剪应力，由钢束锚固时产生的和б 损失产生的剪应力组合而成，参见表 2-26 的预加剪加栏。 各项剪应力计算和组合而成，参见表 2-26 的预加剪力栏。 b、主应力计算 按“公预规”第 5.2.17 条，当只在主梁纵向有预应力时，计 算公式为：бz1=Ⅱsбnxz- (бnxz)2+η2бб = zanxz+ (бnxz)2+η2式中： бnx――预加力和使用荷载在计算主应力点上产生的 z1=б混凝土法向应力，按бn±б 计算；35б n――在计算主应力点上由预加应力 （扣除全部压力 损失）产生的混凝土法向应力，由钢束锚固时产生的和б 产生的法向应力组合而成，表示出了б n 的计算过程； б ――在计算主应力点上由使用荷载产生的混凝土 法向应力，按下式计算： б = Mg1 Mg2+Mp yj+ yo Ij IOⅡS损失yiyo ――分别为各计算的主应力点到截面净轴和换轴 的距离； Mp――活载引起的弯矩，有（汽+人）和挂-100 两种 情况。 表 2-28 示出了бnx 的计算过程，混凝土主应力计算结果见表2-29。通过各控制截面的混凝土主应力计算，其结果如下： maxбnx(mpa)组合 I 0.223 10.768组合 III 0.247 12.044(由变化点截面控制) maxбnx(mpa)(由跨中截面控制)36混凝土剪应力计算表项目 荷载 第一期恒载 g2+汽+人 g2+挂 Qyo Qj 预加剪应力 恒+汽+人+ 预 恒+挂+预 Q (0.1KN) Ij (cm4) IO (cm4) 腹 板 宽 b (cm) 16 16 16 16 16 上梗胁 Sa-1 (Cm3) 517 075 .4089 Sa-O (Cm3) ηa (Cm3) Sj-j (Cm3) 净轴（j-j） Sj-O(Cm3) ηj (Cm3) So-j (Cm3) 换轴（0-0） Sa-0 (Cm3) ηO (Cm3) 0.8 0.4 0.1446表 2-26下梗胁（b-b） Sb-j (Cm3) 592 389 .5496 Sb-o (Cm3) ηb (Cm3) 0.899 1.8 -0.9使 用 荷 载 剪预 力加 荷 载 组 合(1) 288.47 ) 85904 (4) -28.69 )+(4)+(5) (7)= (1)+(2)+(6) (8)+(1)+(3)+(6)0. 0.8 -0. 0.1187235 .490140. 0.4 -0. 0.1445372 .50380.646+0.9=0.99230.3-0.20.8-0.6 0.899+1.6=1.6+0.8=1.9+1.6=1.44210.8-0.5 0.1-0.637Бn钢束锚固时 应力部分 a-a j-j 0-0 b-b Nyo/Aj (mpa) (1) 0.92 =7.257 Myo (N?m) (2) ?103计算表由БⅡS引起的 YO (cm) (9) 74.04 3.98 0.03 59.96my ± y io o (mpa)Ij (cm4) (3) Yi (cm) (4) 70.1 0 3.98 63.9Mo ± yi Ij (mpa)-NJ/Ao (Mpa) (6) 5.06 =-1.118My (N.M) (7) 483.294?103IO (cm4) (8) Nyo Myo AN Б n= ± yjij Ao Pj± my y Io o(5) -4.780 0 0.271 4.357(10) 0.755 0.041 0 -0.612(11)=(1)+(5)+(6)+(10) 2.114 6.451 6.41 9.884Б nx=Б n±Б应 力 部 分 Mg1/Ij (N.M/cm4) yi (cm)± Mgi yi Ij (N.M)计YO (cm)算±表± 5 ?(7) (6)表 2-28Бn (mpa) Б nx(mpa) 组合 I 组合 III （3）+（8）+（10） （3）（9）（10） + + 3.912 4.131 6.951 6.513 6.361 6.361 8.339 8.162Mg2+M 汽+人 (N．M)mgl+挂 （N? M）IO (cm4)(4) ?(7) (6) (mpa)(1) a-a j-j 0-0 b-b 553.489?103 .01237(2) 70.1 0 3.98 63.9(3) 0.867 0 -0.049 -0.791(4) 593.126?103(5) 735.882?103(6)
-(7) 74.04 3.98 0 59.96(8) 0.931 0.500 0 -0.754(9) 0.931 0.062 0 -0.931(10) 2.114 6.451 6.41 9.884混凝土主应力计算表表 2-2938主 应 力 部 位 a-a j-j o-o b-bБ nx/2 (mpa) 组合 I （恒+汽+人） （1） 1.956 3.476 3.181 4.170 组合 III （恒+挂） （2） 2.066 3.257 3.181 4.081η （见表） （mpa） 组合 I （3） 0. 1.212 1.375 组合 III （4） 1.042 1.262 1.271 1.442(Б nx 2 )+ 2 2 η (mpa) 组合 III （6） 2.314 3.493 3.426 4.328Б hx Б z1= = zБ nx 2 ) +η 2 (mpa) ( 组合 III2Б hx Б za= = zБ nx 2 ) +η 2 (mpa) ( 组合 III (10)=(2)+(6) 4.380 6.75 6.607 8.4092组合 I （5） 2.194 3.680 3.404 4.391组合 I组合 I (9)=(1)+(5) 4.15 7.156 6.585 8.561（7）+（1）-（5） (8)=(2)+(6) -0.128 -0.248 -0.204 -0.236 -0.223 -0.245 -0.221 -0.24739根据“公预规”第 5.2.24 条，在使用荷载作用下混凝土主应 力应符合下列规定： 荷载组合 I：Б zt≤0.8Rtb=2.08mpa Б zt≤0.6Rtb=16.8mpa 荷载组合 II：Б zt≤0.9Rtb=2.34mpa Б zt≤0.65Rtb=18.2mpa 可见,所有计算所得混凝土主应力均符合上述要求。 同时，依据“公预规”第 5.2.18 条规定，荷载组合 I 时，以上 计算的混凝土主拉应力 maxБ z1=0.128mpa&0.5Rzb=1.3mpa， 由箍筋 仅按“公预规”第 6.2.18 的构造要求设置。由此示表明前面对主 梁配置θ 8@20cm 的双肢箍筋是合适的。 （3）验算钢束中的最大应力 计算公式： mg2Poi Б ymin=Б y+Nymgieji+ny io mg2Poi Б ymax=Б ymin+ny io 式中：Б y――有效预应力，见表 2-24； Mg1img2――第一期，第二期恒载产生的梁内弯矩，见 表 2-10。 MP――活载产生的梁内弯矩，分（汽+人）挂-100 两种 情况； ejieoi――分别为钢束重心到截面净轴和换轴的距离，即40eji=yix-ai，eai=yox-ai，能见表 2-14 和 2-18 以 1 号梁跨中截面为例，钢束应力列表计算在表 2-30 内。 1 号梁跨中截面钢束应力（mpa）计算表钢束号 项目 有效压力Б y mg1 N.M ng ( ) Ij cm4 Eij(cm) mg1 Б y1=ny eij ij mg1 N.M ng ( ) Ij cm4 Eoj(cm) mg2 Б y1=ny e io oi M汽+人 N.M ng ( 4 ) Io cm m汽+人 Б y1=ny eij Io m挂 N.M ny ( ) Io cm4 m挂 Б y1=ny e io o Б y1=Б y+б g1+Б q2 钢 束 应 力 荷载组合 I Б ymax=Б mim+б p1 荷载组合 I Б ymax=Б mim+б p1 (1) N1 659.057 N2 675.419 N3 695.442 N4 710.279 N5 729.187 N6 744.237 N7 733.237表 2-30N8 751.149第 一 期 恒 载(2) 8..06? =0.3585(mpa/cm) .17 125.17 125.17 116.17 134.17(3) (4)=(2) ?(3) (5)48.10044.87341.64748.10044.873第 二 期 恒 载714.873?103 6.06? =0.0962(mpa/cm) .014 119.014 110.014 128.014 118014(6) (7)=(5) ?(6) (8) (9)=(8) ?(6) (10) (11)=(10) ?(6) (12)=(1) +(4)+(7) (13)=(12) +(9) (14)=(12) +(11)12.31511.44910.58312.31511.449汽 + 人163.025?103 6.06? =0.2264(mpa/cm) .982 26.945 24.907 28.982 26.945挂 车 6.06? =0.3055(mpa/cm) .108 36.359 33.609 39.108 36..359719.452735.834751.764766.601781.417796.467793.652807.471748.434764.816778.709793.546806.324821.374822.634834.416758.56774.942788.123802.96815.026830.076832.760843.83据“公预规”第 5.2.25 条规定，对于钢束在使用荷载作用下， 预应力钢束的应力（扣除全部预应力损失）应符合下列要求： 荷载组合 I：Б y≤0.65Ryb=1040mpa Б y≤0.70Ryb=1120mpa41由表 2-30 可以看了两种荷载组合的钢束最大应务均满足上述 要求。 2、施工阶段计算 （1）预加应力阶段的应力验算 此阶段指初始预加力与主梁自重力共同作用，为预加力最大 而荷载最小的受力阶段，鉴于支点附近截面的荷载弯矩很小，故 验算这些截面下缘的压力和上缘的拉应力。下面以 1 号梁变化点 截面为例，说明其计算方法。 计算公式：Б ha= Б ha= Nyo myo mg1 + Aj wjx wjx Nyo myo mg1 Aj wjs wjs式中：Nyo?Myo――钢束锚固时，由预加力产生的预内力， 见表 2-23。 wjs，wjx ――分别为上，下缘的净截面抵抗矩，见表 2-18 所示。 表示出变化点截面混凝土法向应力的计算过程 变化点截面预向应力阶段的法向应力计算表应 力 部 位 上 缘 下 缘 Mg1 （ M） N． Nyo (0.1KW) Myo (N.M) Aj (cm2) WJ (cm3) ± Mg1 aj (mpa) 1.115 7.257 .939 -1.939 10.683 16.001 ± Mgo aj (mpa) ± Myo wj (mpa) -6.143表 2-31Б nt (mpa)2.229Б nt (mpa)-553． 489 ?10397.94 31.115其他截面的混凝土法向应力均可用同样方法计算。 根据“公预规”第 5.3.4 条，对于 40 混凝土，截面边缘混凝42土的法向应力应符合下列规定： Б ha≤0.70Ryb1=0.70?0.9?28=17364mpa Б ha≤0.70Ryb1=0.70?0.9?2.60=1.638mpa 通过各控制截面计算，得知截面边缘的混凝土法向应力均能 符合上述规定。 因此就法向应力而言， 表明在主梁混凝土达到 90% 强度时可以开始张拉钢束。 （2）吊装应力验算 采用两点吊装，吊点没在两支点移 59cm 处，则两吊吊点间的 距离小于主梁的计算跨径，故吊装应力可不予验算。43
所以桥梁建筑已不仅是交通线上的重要载体,也是一道美丽的风景被人津津乐道。 ...11 张海荣:沈阳至阜新公路桥上部结构设计 4 恒载内力计算主梁内力由两大部分...(100+180+100)m连续刚构大桥上部结构完整计算书_交通运输_工程科技_专业资料。...箱梁二期恒载 桥梁宽度 防撞墙 二期恒载(kN/m) 人行道 16 米 1×8=8.0...桥梁上部结构总体设计_建筑/土木_工程科技_专业资料。毕业设计、桥梁、公路、T型梁、内力计算、预应力、钢筋混凝土,上部结构。1 桥梁上部结构总体设计 1.1 方案比选...城市桥梁设计规范(CJJ 11-2011) (二)工程概况 本桥上部结构为 10+10+10m 现浇连续空心板, 板顶宽 4.5m, 板底宽 3.5m, 板厚 0.5m, 挖空圆孔直径 26cm...桥梁上部结构_医学_高等教育_教育专区。桥梁上部结构教案,很详细哦!辛苦做的!...对结构自重(包括结构附加重力) , 可按结构构件的设计尺寸与材料的重力密度计算...3x20m跨径上部结构计算书_交通运输_工程科技_专业资料。E 线大桥工程结构计算书 ...线大桥位于惠州市白鹭湖山水休闲度假区, 跨越白鹭湖湖面, 桥梁全长 246.08m。...简支T梁桥上部结构设计_交通运输_工程科技_专业资料。密级: 学号: 本科生毕业设计(论文)头道江桥简支 T 梁上部结构设计 学专班 院: 业: 级: 土木...某桥上部结构抗倾覆验算 摘要: 汲取独柱式桥梁倾覆事故的教训,结合现行的公路桥涵规范在抗倾覆 性能方面的规定与要求, 考虑最不利偏载状况下,验算独柱墩桥梁在正常...桥梁下部结构计算_建筑/土木_工程科技_专业资料。桥梁下部结构计算第九章 9.1 基本资料 下部结构计算 上部结构――本桥为净跨径 30.22 m 等截面悬链线空腹式圬工拱...桥博上部结构设计验算内容 一、预应力混凝土结构 1.结构抗裂验算参照《公路钢筋...(对应桥梁博士计算 承载能力组合 I) (2)斜截面抗剪承载能力 根据《桥规》5....
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