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'拱桥毕业设计109 内蒙古科技大学毕业设计说明书摘要本桥位于沪蓉国道主干线湖北省宜昌至恩施段K29+245处，跨越佑溪，沟宽约110m。河道与路线正交，河床稳定，河道顺直，平时沟内水量较少，沟底较深，比降较大，泄洪顺畅。设计主要分为桥型方案比较和推荐方案设计，桥型方案中拟定了三个比选方案，方案一为混凝土简支梁桥，方案二为预应力混凝土箱形连续梁桥。方案三为上承式混凝土箱形拱桥。通过方案比选，最终选用方案三：上承式混凝土箱形拱桥，跨径组成为净跨径64m拱跨和两边各一跨8m简支板引桥跨。桥梁全长89.28m，桥面净空为外侧0.5m钢筋混凝土防撞护栏＋桥面宽净11.0m＋0.75m波形钢板防撞护栏，桥面横坡2%。本桥上部为空腹式，下部为重力式实体桥台，引桥采用轻型桥台和柱式桥墩。结构计算主要针对上部结构盖梁、立柱、拱箱，下部结构桥台进行了细部尺寸拟定、内力计算、配筋计算、截面验算。桥梁下部结构为重力式墩，基础采用刚性扩大基础。本设计仅对1号桥墩进行了强度及稳定性验算。关键词：拱轴系数；箱形拱肋；主拱圈内力组合；截面强度；刚性扩大基础。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书AbstractAccordingtothegraduationprojecttaskpaperofthebridgeengineeringgraduates,thisbridgeislocatedinsectionK249+245oftheHuRongnationalhighwayinHubeifromyichangtoenshi,whichcrossingthecreekyouxi.Theriverwayisorthogonalwiththeroadandisverydeepwithlittleriverwateratordinarytimes.Bottomoftrenchismoredepthwithmuchgradient,andflooddischargesmoothly.Thedesignmailyfocusonthecomparisonbetweentheprojectstyleofthebridgeandthedesignoftherecommendedstyle.Therearethreealternativesonthebridgestyle,thefistoneisaconcretesimplebeambridge,thesecondisaprestressedconcretecontinuousgirderbridgebox,andthethirdoneisaopenspandreltop-beararchbridge.Throughcomparingthethreeprojects,andthethirdoneisthebest.Thebridgehasanetspanacross64marchandan8msimplysupportedslabbyeveryside.Thebridgeis89.28matlength,witha0.5mreinforcedconcreteimpact-proofguardrailingbytheoutboard,anetwidth11manda0.75mwaveformimpact-proofguardrailanda2%decktransverseslope.Theupperofthebridgeisemptyarchandthebelowisgravitytypeabutmententities.Theapproachbridgehasalighttheabutmentandpillartypepier.Thestructuralcalculationaremainlyaimedatthedetailsizes,internalforces,reinforcementandcrosssectionareaontheuppercappingbeamstructure,uprightcolumn,archboxandthebelowstructureofthebridgeabutment.Thisbridgeadoptsthegravitytypepierandrigidexpandingstructureinlowerfoundation.Inthisarticle,takethestrengthandstabilityofthenumber1bridge-"pierasanexample..Keywords:archaxiscoefficient;archrib;internalforce;internalforcecombination;rigidityofsection;rigidexpandingfoundation109 内蒙古科技大学毕业设计说明书109 内蒙古科技大学毕业设计说明书第一章结构设计方案1.1设计资料1.1.1桥梁名称沪蓉高速公路佑溪桥。1.1.2基本资料1桥位概况本桥位于沪蓉国道主干线湖北省宜昌至恩施段K29+240处，跨越佑溪。河道与路线正交，河床稳定，河道顺直，平时沟内水量较少，沟底较深，比降较大，泄洪顺畅，设计水位：210.17m，一般冲刷线：203.08m；本桥线性为直线，与流水方向正交；桥址断面、地质情况及路线纵断面资料见附图；桥面横坡采用2%。2桥址断面资料：桥址断面特征点桩号及地面高程见表1.1。表1.1桥址断面特征点桩号及地面高程路线桩号地面标高路线桩号地面标高K29+190243.96K29+245.00207.88+196.00237.92+258.50208.26+200.00235.19+261.50211.46+214.50220.63+272.00220.46+225.00211.06+287.00235.51+231.50205.99+288.50236.95+231.50207.25300.00244.613地质资料：桥位处地质钻探资料见表1.2。表1.2地质钻探资料钻孔编号位置分层编号岩性名称厚度（m）重度kN/m3承载力kPa1K29+1951强风化白云岩0-8.4208002弱风化炭质白云岩8.4-22.328.720002K29+2361圆砾0-2.93194002弱风化炭质白云岩2.93-6.2328.78003K29+2501含碎石亚粘土0-1.76191202强风化白云岩1.76-4.5628.77004水文资料：设计水位：210.17m；一般冲刷线：203.08m。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书5桥面横坡：采用2%。1.1.1设计标准1公路等级：高速公路；2桥面净空：横向布置采用分离式断面；半幅：外侧0.5m钢筋混凝土防撞护栏＋净11.0m＋内侧0.75m波形钢板防撞护栏；左侧边缘距路线中心线0.5m；3设计荷载：汽车荷载：公路－I级；4设计洪水频率：1/100；5通航要求：无；6抗震烈度：7度。1.2方案比选1.2.1方案一：简支梁桥1孔径布置：3×30，桥梁全长90m，其桥型布置见图1.1。2上部结构构造（1）外侧0.5m钢筋混凝土防撞护栏＋桥面净宽11.0m＋0.75m波形钢板防撞护栏，桥面横坡2%。（2）主梁：边跨和中跨高均为2m，T形梁。（3）横隔梁：梁高1.75m。图1.1立面图（尺寸单位：cm）3下部构造：采用柱式桥墩，柱式桥台。4施工方法及优缺点109 内蒙古科技大学毕业设计说明书简支梁桥是目前我国农村公路建设中广泛使用的一种桥梁结构形式。简支桥梁构造简单，施工方便，主要由上部结构、支座系统、桥墩、桥台和墩台基础等组成。简支梁的主要施工方法有：预制安装法和就地浇筑法。预制安装法是在预制工厂或者在运输方便的桥址附近设置预制场进行梁的成批预制，然后采用一定的架设方法进行安装就位，其优点有工期短、容易控制构件的质量和尺寸精度、降低工程成本、可减少混凝土收缩、徐变引起的变形等，但缺点是：需要大型的起吊运输设备和施工场地和梁体的整体工作性能就不如就地浇筑法。就地浇筑法是在桥位处搭设支架，作为工作平台，然后在其上制作模板，并在模板中浇注梁体混凝土，待混凝土达到强度后拆除模板、支架。这种方法适用于两岸桥墩不太高的引桥和城市高架桥，或靠岸边水不太深且无通航要求的小跨径桥梁，优点：不需大型的吊装设备和专门的预制场地、结构的整体性能好，缺点：工期长、施工质量不容易控制、成本较高等。5美观方面其构造比较单一，所以其美观性、新颖性比较差。6行车舒适方面相邻两跨间存在异向转角，路面有折角，影响行车平顺。1.1.1方案二：等截面小箱形连续梁桥1孔径布置：25m+40m+25m，其桥型布置见图1.2。图1.2立面图（尺寸单位：cm）2上部结构构造（1）外侧0.5m钢筋混凝土防撞护栏＋桥面净宽11.0m＋0.75m波形钢板防撞护栏，桥面横坡2%。（2）主梁:采用预应力混凝土（后张）连续小箱梁。3下部结构构造采用柱式墩，墩台采用桩基础。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书4施工方法及优缺点连续梁桥梁弯矩分布比较均匀，梁的挠度也小，可节约材料，增大跨径，但因本桥较高，采用全支架施工比较困难，无支架施工时也需要两套设备吊装，施工进度比较慢。5美观方面结构形式单一，与环境的协调性较差。6行车舒适方面主梁变形曲线平缓，桥面伸缩缝少，行车舒适。1.1.1方案三：钢筋混凝土箱形拱桥1孔径布置：本方案为悬链线箱形拱桥，主拱净跨径64m，箱拱净矢跨比1/8，桥全长89.28m。其桥型布置图如图1.3：2上部结构构造图1.3立面图（尺寸单位：cm）（1）外侧0.5m钢筋混凝土防撞护栏＋桥面净宽11.0m＋0.75m波形钢板防撞护栏，桥面横坡2%。（2）主拱：采用箱形截面，截面高1.6m。（3）横隔板：在腹孔墩柱下面设置，板厚0.30m。（4）桥面板：采用装配式预应力混凝土简支空心板，厚度40cm，跨径为796cm。3下部结构构造两侧采用薄壁轻型桥台，主拱圈采用钢筋混凝土实体桥台，基础为刚性扩大基础。4施工方法及优缺点主拱肋采用无支架门柱式缆索吊装，每个主拱肋纵向分为3段进行吊装.箱间现浇钢筋混凝土横隔板组成整体箱，箱间横向用钢管作临时连接，本方案主拱箱施工比较复杂，组装难度高，但构件预制比较多，控制好可加快施工进度。优点：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书具有较大的跨越能力，充分发挥圬工材料及其它抗压材料的性能、构造较简单，受力明确简洁；缺点：有水平推力的拱桥，对地基基础要求较高、跨径较大时，自重较大，对施工工艺等要求较高、建筑高度较高，对稳定不利，设计中跨径不是太大，基础位于岩石内，稳定性较好。5美观方面此种桥造型比较美观，与环境的协调性较好。1.1方案选择从结构形式看，三个方案可以分为梁式和拱式两种类型。从受力的角度看，梁式桥是一种在竖向荷载作用下无水平反力的结构，由于外力的作用方向与承重结构的轴线接近垂直，故与同样跨径的其他结构相比，主梁产生的弯矩最大。拱式桥的主要承重结构是拱圈，这种结构在竖向荷载作用下，桥墩或桥台将承受水平推力，这种水平推力将显著抵消荷载所引起在拱圈内的弯矩，因此与同跨径的梁相比，拱的弯矩和变形要小得多从而跨越能力大。总的来说，三个方案均符合要求，简支梁桥构造简单，施工困难少，工期短，连续梁桥变形和缓，伸缩缝少，刚度大，行车平稳，但施工工期长，施工困难。拱桥外形美观，构造简单，能就地取材，能耐久，而且养护、维修费用少；但自重比较大，相应的水平推力也较大。综上所述，再结合地形，推荐方案三：上承式混凝土箱形拱桥。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书第一章推荐方案桥梁上部结构尺寸拟定1.1方案简介及上部结构尺寸拟定本设计方案采用三跨上承式混凝土等截面箱形肋拱结构，桥下无通航要求，由于跨径不是很大，故选用一跨，净跨径是：64m。桥面全宽12.25m，即外侧0.5m钢筋混凝土防撞护栏+净11.0m+内侧0.75m波形钢板防撞护栏。桥面板采用空心板。支座采用板式橡胶支座。主拱圈采用箱形肋拱，桥墩采用混凝土墩，基础因地基承载力较高（弱风化炭质白云岩），故采用明挖刚性扩大基础。上部结构采用满堂架施工。1.1.1拱肋拱肋采用混凝土箱形拱，拱肋高度按经验公式估算：取拱圈高度取h=1.6m=160cm。1.1.2盖梁与腹孔墩盖梁的截面尺寸为100cm×120cm，因盖梁上直接搭设空心板，考虑防震要求，在盖梁两端设高20cm宽11cm的挡块，挡块与板之间预留2cm以便桥面板的安装与调整。1.1.3横隔板横隔板从拱顶至拱脚方向设置，横隔板厚0.16m。每3.38m设置一道（共7块），全拱共设20道。1.1.4桥面板及桥面铺装桥面板采用厚度为40cm的空心板，边板宽度为1.125m，中板宽度为0.99m。桥面的横坡为2%，在支座上放楔形垫块形成横坡。桥面铺装选用平均厚度9cm的防水混凝土作铺装层，5cm厚的沥青混凝土磨耗层。1.1.5排水设施因桥长大于50m，桥面横坡小于2%，需设置排水设施，桥面每隔8m设一个泄水管，交错排列于行车道两侧。泄水管直径10cm。泄水管口顶部采用铸铁格栅盖板，其顶面比周围路面低5mm。1.2主要材料箱形拱肋采用C40混凝土，空心板、盖梁采用C40混凝土，防撞墙、立柱采用C35109 内蒙古科技大学毕业设计说明书混凝土，刚性扩展基础采用C30混凝土，引桥轻型桥台及主拱桥台均采用C30混凝土。受力钢筋采用R235级钢筋材料重度沥青混凝土：γ1=23kN/m3，钢筋混凝土：γ2=25kN/m3，混凝土：γ3=24kN/m3。1.1桥梁设计荷载公路—I级汽车荷载公路—I级汽车荷载包括车道荷载和车辆荷载，其中，车道荷载由均布荷载和集中荷载组成，桥梁结构的整体计算采用车道荷载，桥梁结构的局部加载、桥台和挡土墙压力等的计算采用车辆荷载。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书第一章盖梁计算1.1上部结构恒载计算1.1.1桥面铺装及空心板计算1桥面铺装层分摊到每一块板上的重量：沥青混凝土面层=0.05×1×23×8=9.2kN防水混凝土铺装层=0.09×1×24×8=18kN2空心板计算(1)空心板尺寸见下图3.1和3.2，每块空心板的宽度为99cm，空心板长为7.96m。图3.1桥面板中板尺寸图（尺寸单位：cm）图3.2桥面板边板尺寸图（尺寸单位：cm）(2)空心板毛截面面积:109 内蒙古科技大学毕业设计说明书(3）空心板自重：中板：边板：（4）防撞墙：1）防撞墙的尺寸见图3.32）防撞墙毛截面面积：3）防撞墙自重（在8m的板跨内）：防撞墙均摊到桥面板上:图3.3防撞墙尺寸(尺寸单位：cm)(5）波形钢板防撞护栏波形护栏的质量相对于混凝土可以忽略不计，故只算底座处混凝土的自重。1）波形钢板防撞护栏的尺寸见图3.4109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图3.4防撞墙尺寸(尺寸单位：cm)2）波形钢板防撞护栏毛截面面积：3）波形钢板防撞护栏自重（在8m的板跨内）：防撞墙均摊到桥面板上:（6）铰缝：1)铰接缝的尺寸如图3.5图3.5铰接缝示意图（尺寸单位：cm）2）铰缝的面积：3）铰缝重：平摊到每一块板上的自重为：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书由于桥面板采用标准的预应力混凝土空心板，所以无须对其进行截面配筋计算。3桥面铺装与空心板传递给盖梁的力（1）一块中板传给盖梁的力（2）一块边板传给盖梁的力4盖梁自重可分为两部分：矩形和梯形荷载，见图3.6。图3.6盖梁荷载布置图1.1.1恒载内力计算1盖梁立柱支反力计算腹孔上部结构采用钢筋混凝土空心板，板的连接方式是企口混凝土铰连接。由文献【2】规定：钢筋混凝土盖梁，其跨高比时，盖梁可简化为连续梁计算，一般构造图见图3.7。图3.7盖梁一般构造图（单位：cm）盖梁结构自重如图3.8所示，将盖梁自重简化为图3.9所示，现利用力法计算其作用效应，做图和图如图3.10所示。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图3.8盖梁结构自重图（单位：m）图3.9简化后盖梁自重作用情况图（单位：m）盖梁自重简化计算：集中力弯矩图3.10弯矩图盖梁惯性矩C30混凝土的弹性模量109 内蒙古科技大学毕业设计说明书由得由竖向力平衡可求的三个支撑反力分别为：2.盖梁自重及产生的弯矩、剪力计算（取盖梁的一半计算）盖梁截面划分情况见图3.11盖梁自重及产生的弯矩、剪力计算如下表3.1图3.11盖梁截面划分（尺寸单位cm）表3.1盖梁自重及产生的弯矩、剪力计算截面编号自重（kN）弯矩（kN·m）剪力Q左Q右①-①-10.78-10.78②-②-25.87-25.87109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表3.1盖梁自重及产生的弯矩、剪力计算截面编号自重（kN）弯矩（kN·m）剪力Q左Q右③-③-43.8761.10④-④46.1046.10⑤-⑤-4.53-4.53⑥-⑥-55.16-55.16⑦-⑦-70.1670.16注：由于结构对称，剩余那部分力关于截面7-7对称。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书1.1活载计算1.1.1活载横向分布系数计算活载对称布置时用杠杆原理法，非对称布置时用偏心压力法。汽车荷载：公路—Ⅰ级荷载。1车辆对称布置1）以盖梁跨中对称布载a单列车荷载布置如图3.12:图3.12单列车对称布置横向分布系数（尺寸单位：cm）η1=η2=η3=η4=η5=η8=η9=η10=η11=η12=0η6=η7=×0.6=0.3b双列车荷载布置如图3.13:图3.13双列车对称布置横向分布系数（尺寸单位：cm）109 内蒙古科技大学毕业设计说明书c三列车荷载布置如图3.14:图3.14双列车对称布置横向分布系数（尺寸单位：cm）2）以两立柱跨中对称布载a单列车荷载布置如图3.15(a):109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图3.15单列车对称布置横向分布系数（尺寸单位：cm）b双列车荷载布置如图3.16:图3.16双列车对称布置横向分布系数（尺寸单位：cm）2非对称布置a单列车荷载布置如图3.17(a):109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图3.17非对称布置横向分布系数（尺寸单位：cm）由：，已知则：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书b双列车荷载布置如图3.17(b):由：，已知则：c三列车荷载布置如图3.17(c):109 内蒙古科技大学毕业设计说明书由：，已知则：1.1.1按顺桥向可变荷载移动情况求支座反力按顺桥向可变荷载移动情况，求得支座可变荷载反力的最大值如图3.18。公路-Ⅰ级荷载，由文献【7】有：(内插所得)。当车道数大于2时，汽车荷载要考虑横向折减：车道数为2时，折减系数为1.0；车道数为3时，折减系数为0.78;但折减后的效应不得小于两设计车道的荷载效应。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图3.18顺桥向可变荷载支座反力计算图（尺寸单位：cm）单孔布置单列车时：单孔布置双列车时：单孔布置三列车时：双孔布置单列车时：双孔布置双列车时：双孔布置三列车时：1.1.1可变荷载横向分布后各梁支点反力计算一般公式为，见表3.2109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表3.2各梁支点反力计算表荷载横向分布情况公路—Ⅰ级荷载（kN）计算方法荷载布置横向分布系数单孔双孔FR1FR2以两立柱跨中对称布置按杠杆原理法计算单车列公路-I级η1=0229.3750.00268.750.00η2=0229.3750.00268.750.00η3=0.3229.37568.81268.7580.63η4=0229.3750.00268.750.00η5=0.4229.37591.75268.75107.50η6=0229.3750.00268.750.00η7=0229.3750.00268.750.00η8=0229.3750.00268.750.00η9=0229.3750.00268.750.00η10=0229.3750.00268.750.00η11=0229.3750.00268.750.00η12=0229.3750.00268.750.00双车列公路-I级η1=0458.750.00537.50.00η2=0.43458.75197.26537.5231.13η3=0458.750.00537.50.00η4=0.35458.75160.56537.5188.13η5=0.48458.75220.20537.5258.00η6=0458.750.00537.50.00η7=0.38458.75174.33537.5204.25η8=0458.750.00537.50.00η9=0458.750.00537.50.00η10=0458.750.00537.50.00η11=0458.750.00537.50.00η12=0458.750.00537.50.00109 内蒙古科技大学毕业设计说明书续表3.2各梁支点反力计算表109 内蒙古科技大学毕业设计说明书续表3.2各梁支点反力计算表1.1.1各梁恒载、可变荷载反力组合组合计算见表3.3，表中均取用各梁的最大值，其中冲击系数为：文献【1】规定汽车荷载的冲击力标准值为汽车荷载标准值乘以冲击系数µ。µ按结构基频109 内蒙古科技大学毕业设计说明书的不同而不同，对于简支板桥：式（3.1）当<1.5Hz时，µ=0.05；当>14Hz时，µ=0.45；当1.5Hz<<14Hz时，µ=0.1767。图3.19桥面板中板尺寸图（尺寸单位：cm）由前面计算可知：中板的毛面积:相对于底边的静距：毛截面重心离底边的距离：有文献【2】查的C40混凝土的弹性模量，代入公式得：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书则：表3.3各梁恒载、可变荷载基本值（未计入冲击系数）荷载情况1号板R12号板R23号板R34号板R45号板R56号板R67号板R78号板R89号板R910号板R1011号板R1112号板R12恒载107.88102.54102.54102.54102.54102.54102.54102.54102.54102.54102.54107.88对称①单0.000.000.000.000.0080.6380.630.000.000.000.000.00双0.000.000.00255.310.00228.44228.440.00255.310.000.000.00三0.00157.22157.22220.110.00188.66188.660.00220.11157.22157.220.00对②单0.000.0080.630.00107.50.000.000.000.000.000.000.00双0.00231.130.00188.132580.00204.250.000.000.000.000.00非对称单65.3760.6052.1143.6235.1326.6418.159.661.17-7.32-15.8-20.58双99.2193.1682.4171.6760.9250.1739.4228.6717.927.17-3.58-9.63三79.1876.2170.9265.6360.3455.0549.7644.4739.1833.8928.6325.631.1.1三柱式反力Gi计算利用迈达斯软件按图3.20所示情况加载计算三柱反力，其中支座反力Ri见表3.4，取表中大值。各荷载加载计算结果如表3.5所示。图3.20弯矩、墩柱反力计算简图（尺寸单位：cm）表3.4三柱反力G1的计算支反力G1G2G3板恒载389.83461.49389.83单列对称①1.8157.661.8单列对称②113.1487.78-12.79单列非对称293.51103.75-3.79双列对称①107.95751.61107.95双列对称②386.7518.45-23.65双列非对称218.21101.71-51.16三列对称①337.58203.43-3.46三列非对称279.35238111.54109 内蒙古科技大学毕业设计说明书1.1内力计算1.1.1各截面的弯矩弯矩计算：按图3.20给出的截面位置，各截面弯矩计算见表3.5，计算式为：式中墩柱反力及支座反力数值见表3.5所示表3.5不同荷载情况的墩柱反力及支座反力(单位：kN)柱支反力（双孔加载）板支反力支反力G1G2G3R1R2R3R4R5R6板恒载389.83461.49389.83107.88102.54102.54102.54102.54102.54单列对称①1.8157.661.80.000.000.000.000.0080.63单列对称②113.1487.78-12.790.000.0080.630.00107.50.00单列非对称293.51103.75-3.7965.3760.652.1143.6235.1326.64双列对称①107.95751.61107.950.000.000.00255.310.00228.44双列对称②386.7518.45-23.650.00231.130.00188.132580.00双列非对称218.21101.71-51.1699.2193.1682.4171.6760.9250.17三列对称①337.58203.43-3.460.00157.22157.22220.110.00188.66三列非对称279.35238111.5479.1876.2170.9265.6360.3455.05表3.6各种荷载作用下的各截面弯矩计算表（单位：kN·m）截面1-1截面2-2截面3-3截面4-4截面5-5截面6-6截面7-7盖梁自重-2.89-13.23-34.155.0154.217.84-9.32板恒载-1.35-63.38-104.93-51.2284.91-60.94-176.31单列对称①0.000.000.000.903.946.98-32.44单列对称②0.000.000.0056.57141.6789.0351.53109 内蒙古科技大学毕业设计说明书单列非对称-8.17-38.40-85.20-1.43199.27285.32290.34双列对称①0.000.000.0053.98156.36-92.31-280.21双列对称②0.000.00-28.8948.89252.63-60.32-205.60双列非对称-12.40-58.29-129.46-116.54-203.49-480.82-600.48三列对称0.000.00-19.6570.5399.75-232.64-425.45三列非对称-9.90-46.52-103.55-41.5754.02-27.57-91.561.1.1相当于最大弯矩时的剪力一般计算公式为：截面1-1：截面2-2：截面3-3：截面4-4：截面5-5：截面6-6：截面7-7：计算值见表3.7表3.7各截面剪力计算表（单位：kN）截面截面1-1截面2-2截面3-3荷载左右左右左右盖梁自重-10.7810.78-25.88-25.88-43.8861.10板恒载-107.88-107.88-107.88-107.88-210.42179.41单列对称①0.000.000.000.000.001.80单列对称②0.000.000.000.000.00113.14单列非对称-65.37-65.37-65.37-65.37-125.97167.54双列对称①0.000.000.000.000.00107.95双列对称②0.000.000.000.00-231.13155.57双列非对称-99.21-99.21-99.21-99.21-192.3725.84三列对称0.000.000.000.00-157.22180.36三列非对称-79.18-79.18-79.18-79.18-155.39123.96续表3.7各截面剪力计算表（单位：kN）截面截面4-4截面5-5截面6-6截面7-7荷载左右左右左右左右盖梁自重46.09546.095-4.53-4.53-55.16-55.16-70.1670.16109 内蒙古科技大学毕业设计说明书板恒载179.41179.41-25.67-25.67-128.21-230.75-230.75230.74自+板225.505225.505-30.2-30.2-183.37-285.91-300.91300.9单列对称①1.81.81.81.81.8-78.83-78.8378.83单列对称②113.14113.1432.5132.51-74.99-74.99-74.9912.79单列非对称167.54167.5471.8171.8136.6810.0410.04113.79双列对称①107.95107.95-147.36-147.36-147.36-375.8-375.8375.81双列对称②155.57155.57-32.56-32.56-290.56-290.56-290.56227.89双列非对称25.8425.84-128.24-128.24-189.16-239.33-239.33-137.62三列对称180.36180.36-196.97-196.97-196.97-385.63-385.63-182.2三列非对称123.96123.96-12.59-12.59-72.93-127.98-127.98110.021.1.1相当于最大弯矩时的剪力组合各板恒载、可变荷载反力组合：组合计算见表3.8和表3.9，其中：冲击系数为：由恒载、汽车荷载的不同布载情况进行承载能力极限状态组合，共有20种组合，具体组合方式如下：组合1：恒载×1.2＋1.4×（1+µ）×单列对称①组合2：恒载×1.2＋1.4×（1+µ）×单列对称②组合3：恒载×1.2＋1.4×（1+µ）×单列非对称组合4：恒载×1.2＋1.4×（1+µ）×双列对称①组合5：恒载×1.2＋1.4×（1+µ）×双列对称②组合6：恒载×1.2＋1.4×（1+µ）×双列非对称组合7：恒载×1.2＋1.4×（1+µ）×三列对称组合8：恒载×1.2＋1.4×（1+µ）×三列非对称其中：恒载包括盖梁自重和板恒载两部分。按承载能力极限状态组合结果见表3.8和表3.9。表3.8各截面弯矩效应组合表（单位：kN·m）截面组合情况截面1-1截面2-2截面3-3截面4-4截面5-5截面6-6截面7-7109 内蒙古科技大学毕业设计说明书组合1-5.09-91.93-166.90-53.92173.61-39.88-277.80组合2-5.09-91.93-166.9040.54407.3199.34-135.32组合3-18.95-157.10-311.47-57.88505.05432.40269.89组合4-5.09-91.93-166.9036.13432.24-208.36-698.22组合5-5.09-91.93-215.9227.51595.59-154.07-571.61组合6-26.13-190.83-386.56-253.19-178.35-867.57-1241.65组合7-5.09-91.93-200.2464.22336.19-446.46-944.66组合8-21.88-170.86-342.60-125.99258.59-98.50-378.11表3.9各截面剪力效应组合表（单位：kN）截面组合情况截面1-1截面2-2截面3-3左右左右左右组合1-142.39-116.52-160.51-160.51-305.15291.66组合2-142.39-116.52-160.51-160.51-305.15480.58组合3-253.31-227.44-271.43-271.43-518.90572.89组合4-142.39-116.52-160.51-160.51-305.15471.78组合5-142.39-116.52-160.51-160.51-697.34552.58组合6-310.73-284.86-328.85-328.85-631.57332.45组合7-142.39-116.52-160.51-160.51-571.92594.64组合8-276.75-250.87-294.86-294.86-568.82498.94续表3.9各截面剪力效应组合表（单位：kN）截面组合情况截面4-4截面5-5截面6-6截面7-7左右左右左右左右组合1273.66273.66-33.19-33.19-216.99-476.85-494.85494.84组合2462.58462.5818.9218.92-347.29-470.34-488.34382.78组合3554.89554.8985.6185.61-157.81-326.06-344.06554.16组合4453.78453.78-286.28-286.28-470.08-980.75-998.75998.75组合5534.58534.58-91.49-91.49-713.07-836.11-854.11747.76组合6314.45314.45-253.84-253.84-541.01-749.19-767.19127.57组合7576.64576.64-370.46-370.46-554.26-997.43-1015.4351.92组合8480.94480.94-57.60-57.60-343.79-560.25-578.25547.76109 内蒙古科技大学毕业设计说明书1.1.1盖梁内力汇总将表3.8和3.9中各截面弯矩和剪力汇总于表3.10，并绘制弯矩和剪力包络图（见图3.17）。表3.10内力汇总表（单位：弯矩kN·m，剪力kN）截面1-12-23-34-45-56-67-7弯矩最大-5.09-91.93-166.9064.22595.59432.4269.89最小-26.13-190.83-386.56-253.19-178.35-868.57-1241.65截面截面1-1截面2-2截面3-3左右左右左右剪力最大-142.39-116.52160.51160.51-305.15594.64最小-310.73-284.86-328.85-328.85-697.34291.66截面截面4-4截面5-5截面6-6截面7-7左右左右左右左右剪力最大576.64576.6485.6185.61-157.81-326.06-344.06998.75最小273.66273.66-370.46-370.46-713.07-997.43-1015.4351.92注：表中支点负弯矩未消峰。1.2截面配筋设计与承载能力校核采用C40混凝土，主筋选用R235，，保护层厚5cm（钢筋中心至混凝土边缘）。fcd=18.4Mpa，ftd=1.65Mpa，fsd=195Mpa。1.2.1正截面抗弯承载能力验算式（3.2）1取5-5截面作配筋设计：已知：，，取，。即：化简后得：解方程得109 内蒙古科技大学毕业设计说明书选用Φ28钢筋，根数。取6根，，配筋率有文献【2】规定得：C40混凝土，R235钢筋=0.62；为防止超筋和保证受压钢筋达到抗压强度设计值，所以需满足：验算：该截面实际承载能力为：正截面承载能力与配筋率满足文献【2】要求。2盖梁悬臂端抗弯承载能力验算已知：，，取，。即：化简后得：解得：选用Φ28钢筋，根数。取6根，配筋率该截面实际承载能力为：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书正截面承载能力与配筋率满足文献【2】要求。同理其它截面的钢筋设计如表3.11所示。表3.11各截面钢筋量计算表截面号M（kN·m）所需钢筋面积As（mm2）所需钢筋根数（φ28）实际选用配筋率根数As（mm2）（%）1-126.13141.150.236.003694.80.4402-2190.831035.101.686.003694.80.3243-3386.562107.343.086.003694.80.3244-4253.191375.542.236.003694.80.3245-5595.593264.605.306.003694.80.3246-6868.574795.537.7910.006158.00.5407-71241.656925.5010.0916.009852.800.864注：表中支点截面3-3、7-7弯矩设计值按表中数值折减10%计算配筋。1.1.1腹筋及箍筋设计由文献【10】连续梁斜截面抗剪承载力计算中规定，用作连续梁抗剪配筋设计的最大剪力组合设计值按以下规定取值：等高度连续梁和悬臂梁近中间支点梁段取支点上横隔梁边缘处的剪力组合设计值，变高度连续梁和悬臂梁近中间支点梁段取变高度梁段与等高度梁段交接处的剪力设计值；计算第一排弯起钢筋时，对于等高度连续梁和悬臂梁近中间支点梁段，取用支点上横隔梁边缘处由弯起钢筋承担的那部分剪力，对于变高度连续梁和悬臂梁近中间支点梁段，取用第一排弯起钢筋下弯点处由弯起钢筋承担的那部分剪力；计算第一排弯起钢筋以后的每一排弯起钢筋时，等高度连续梁和悬臂梁近中间支点梁段，取用各该排弯起钢筋上弯点处由弯起钢筋承担的那部分剪力，变高度连续梁和悬臂梁近中间支点梁段，取用各该排弯起钢筋下弯点处由弯起钢筋承担的那部分剪力。1截面尺寸检查截面尺寸符合设计要求。2检查是否需要根据计算配置箍筋故可在梁跨中的某长度内按构造配置箍筋，其余区段按计算配置箍筋。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书在l长度范围内可按构造要求布置箍筋。3计算剪力图分配边支点梁段：支点处的剪力V0=697.34kN，跨中剪力。其中混凝土和箍筋至少承担；弯起钢筋承担，设置弯起钢筋区段长度为：中柱支点剪力，跨中剪力。其中混凝土和箍筋至少承担；弯起钢筋承担，设置弯起钢筋区段长度为：4箍筋设计箍筋采用直径为10mm的4肢箍筋，箍筋截面积。边立柱梁段箍筋间距为：又因为箍筋的间距不应大于梁高的1/2且不大于400mm，所以取箍筋配筋率，满足要求。由文献【2】规定，支座中心向跨径方向长度不小于一倍梁高范围内，箍筋间距不宜大于100mm，梁与柱的交接范围内可不设箍筋，靠近交接范围的第一根箍筋。综上计算故支座中心向跨径方向长度一倍梁高范围内，箍筋间距设为50mm，靠近交接范围的第一根箍筋，其与交界的距离取50mm，其余取100mm。5弯起钢筋设计弯起钢筋的弯起角度为109 内蒙古科技大学毕业设计说明书，弯起钢筋末端与架立钢筋焊接。为了得到每对弯起钢筋分配的剪力，由各排弯起的末端折点应落在前一排弯起钢筋弯起点的构造规定来得到各排弯起钢筋的弯起点计算位置，首先计算弯起钢筋上、下弯起点之间的垂直距离，将计算的各排弯起钢筋的弯起点截面的以及至支座中心距离、分配的剪力计算值值列入表3.12。以边支点为例：根据文献【2】规定，简支梁的第一排弯起钢筋的末端弯折点应位于支座中心截面处。这时为：则第一排弯筋的弯起点1距支座中心距离为837mm。弯筋与梁纵轴线交点1，距支座中心距离为：。对于第二排弯起钢筋，可得到弯起钢筋的弯起点2距支点中心距离为。分配给第二排弯起钢筋的计算剪力值，由比例关系计算可得到：得：所需要提供的弯起钢筋截面积（Asb2）为第二排弯起钢筋与梁轴线交点2，距支座中心距离为：其余各排弯起钢筋的计算方法与第二排弯起钢筋计算方法相同。表3.12弯起钢筋计算表　端支点段中间支点梁段弯起点123837837805.2距支座中心距离8371674805.2分配的计算剪力Vsbi278.94153.82406.16需要弯筋的面积269814883928可提供的弯筋面积3694.82463.24926.46φ284φ288φ28弯筋与梁轴交点到支座中心的距离4031271.4402.6109 内蒙古科技大学毕业设计说明书1.1.1斜截面抗剪承载能力验算按文献【2】5.2.10条要求，截面符合时可不进行斜截面抗剪承载能力计算，仅按文献【3】9.3.13条构造要求配置箍筋。经验算：5-5截面：则：，故5-5截面可按构造要求配置箍筋，其它截面均需进行斜截面抗剪承载能力计算。按文献【2】5.2.7条要求，斜截面抗剪承载力验算按以下规定计算。式（3.3）由文献【2】得，，，，fsv=195MPa，。—斜截面内在同一弯起平面的普通弯起钢筋的截面面积（mm2）；—普通弯起钢筋的切线与水平线的夹角；—斜截面内纵向受拉钢筋的配筋率，，当时，取。1-1截面：，，，2-2截面：，，，故1-1、2-2截面已满足抗剪要求，不需要配置斜筋。4-4截面：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书，，，斜筋8Φ28。6-6截面：，，，斜筋12Φ28。故各截面斜截面抗剪承载能力均满足要求。1.1.1全梁承载能力校核钢筋弯起后相应各正截面抗弯承载力计算见表3.13所示。表3.13钢筋弯起后相应各正截面抗弯承载力截面号截面上纵筋有效高度受压区高度抗弯承载力根数Ash0（mm）x（mm）Mu（kN·m）截面1-16.003694.870033492.59截面2-26.003694.895033672.71截面3-36.003694.895033672.71截面4-46.003694.895033672.71截面5-54.002463.295022451.08截面6-610.006158.0950541108.12截面7-716.009852.8950871741.64截面号截面下纵筋有效高度受压区高度抗弯承载力根数Ash0（mm）x（mm）Mu（kN·m）截面1-14.002463.270022331.00截面2-24.002463.295022451.08截面3-34.002463.295022451.08截面4-44.002463.295022451.08截面5-56.003694.895033672.71截面6-66.003694.895033672.71截面7-74.002463.295022451.08钢筋布置图如下图3.21109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图3.21钢筋布置图（尺寸单位cm）绘制全梁承载力图和弯矩包络图如图3.22，由图可知全梁承载力均满足要求。图3.19全梁承载力校核图1.1.1裂缝验算由文献【2】6.4.3最大裂缝宽式（3.4）1其中带肋钢筋系数。荷载短期效应组合弯矩计算值为：荷载长期效应组合弯矩计算值为：系数，系数（非板式受弯构件）。2钢筋应力的计算3，4最大裂缝宽的计算109 内蒙古科技大学毕业设计说明书满足要求。1.1.1挠度验算由文献【2】8.2.9规定跨高比的钢筋混凝土盖梁线性刚度较大，挠度均可满足文献【2】6.5.3规定的要求，可不作挠度验算。本设计，故不需做挠度验算。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书第一章腹孔墩立柱计算1.1恒荷载计算由第三章可得：(1)上部构造恒载引起柱顶支反力：G1=389.83kN，G2=461.49kN，G3=389.83kN。(2)盖梁自重引起柱顶支反力：G1=104.97kN，G2=140.30kN，G3=104.97kN。(3)墩柱自重计算：取2号柱（最不利）作为设计对象如图4.1：(4)底梁自重：底梁高度取立柱的1/5，h=90cm，则底梁可简化为如图所示，图4.12号柱（尺寸单位：cm）(5)作用墩柱底面的恒载垂直力为：1.2活荷载计算1.2.1汽车荷载计算荷载布置见上章图3.12~3.16，其中，由文献【1】4.3.6规定一个设计车道上由汽车荷载产生的制动力标准值按车道荷载标准值在加载长度上计算的总重的10%计算，且同向行驶双车道的汽车荷载制动力标准值为一个设计车道制动力标准值的两倍。但公路—Ⅰ级汽车荷载的制动力标准值不得小于165kN。由盖梁计算得知：1公路Ⅰ级，单孔荷载单列车：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书相应的制动力：按文献【1】4.3.6规定取165kN。双列车相应的制动力：按文献【1】4.3.6规定取330kN。三列车相应的制动力：按文献【1】4.3.6规定取386.1kN。2公路Ⅰ级，双孔荷载单列车：相应的制动力：按文献【1】4.3.6规定取165kN。双列车相应的制动力：按文献【1】4.3.6规定取330kN。三列车相应的制动力：按文献【1】4.3.6规定取386.1kN。汽车荷载中双孔荷载产生支点处最大反力值，即产生最大墩柱垂直力；汽车荷载中单孔荷载产生最大偏心弯矩，即产生最大墩柱底弯矩。1.1.1风荷载计算由文献【1】4.3.7规定:横向风荷载假定水平的垂直作用与桥梁各部分迎风面积的形心上，其标准值可按下式计算：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书式（4.1），按文献【1】表4.3.7-3取得，按文献【1】附表A选取。由文献【1】4.3.7规定：桥墩上的顺桥向风荷载标准值可按横桥向风压的70%乘以桥墩迎风面积计算。根据文献【1】规定，按文献【1】表4.3.7-6内插取，计算得，按文献【1】表4.3.7-1取：。所以顺桥向风荷载为：盖梁的迎风面积：1.1荷载组合计算各荷载工况引起的柱反力，计算结果见表4.1。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表4.1各荷载工况引起的柱反力(未计入冲击系数)支反力荷载柱支反力（双孔加载）（kN）柱支反力（单孔加载）（kN）G1G2G3G1G2G3单列对称①1.80157.661.801.53134.551.53单列对称②113.1487.78-12.7975.0796.93-11.44单列非对称293.51103.75-3.79186.2386.81-43.66双列对称①107.95751.61107.9592.13641.592.13双列对称②386.70518.45-23.65330.04442.49-20.18双列非对称218.21101.71-51.16290.78172.84-2.88三列对称337.58203.43-3.46313.92606.64313.92三列非对称279.35238.00111.54238.42203.1495.171.1.1最大、最小垂直反力由汽车荷载双孔布载产生支点处最大反力值，即产生最大墩柱垂直力；汽车荷载单孔布载产生最大偏心弯矩，即产生最大墩柱底弯矩；故由双孔加载的活载（取大值）与恒载组合计算最大垂直反力，见表4.2。表4.2柱顶最大垂直反力组合计算（双孔）组合工况N=1.2×恒载+1.4×1.212×汽车N1N2N3恒载+活载1869.091997.481869.091.1.2最大弯矩由单孔加载的活载（取大值）与恒载组合计算最大弯矩，计算见表4.3表4.3可变荷载组合最大弯矩计算（单孔）编号荷载情况墩柱顶反力计算N(1+μ)垂直力V（kN）一根柱水平力H(kN)对柱顶（底）中心的弯矩M(kN·m)1汽车车道641.5×1.212=777.5777.50.00柱顶弯矩0.25×777.5=194.37荷载制动386.1/3=128.70128.7柱底弯矩128.7×4.56=586.872风力盖梁1.900.63柱顶弯矩0.63×0.5=0.32立柱5.905.90柱底弯矩5.9×4.56=26.92底梁0.4900.49柱底弯矩109 内蒙古科技大学毕业设计说明书0.49×4.56=2.24注：由文献【2】5.3.1有：l0=0.7l=0.7×6.518=4.56m，表内水平力由三根立柱平均分配。1.1截面配筋计算及应力验算1.1.1作用于墩柱顶的外力1垂直力计算最大垂直力：最小垂直力（需要考虑与最大弯矩值相适应）2水平力3弯矩1.1.2作用于墩柱底的外力=1.2×792.1+1.4×1.212×751.61=2225.85（kN)1.2×685.11+1.4×1.212×641.5=2097.46（kN)272.47+1.4×250.94+0.8×1.1×(26.92+2.24)=655.86（kN·m）1.1.3截面配筋计算墩柱采用C35混凝土，采用Φ25R235钢筋。长细比为：，故不考虑偏心距增大系数，故由文献【2】表5.3.1中查得。1单孔荷载，最大弯矩时：按对称配筋计算已知：16.1；；。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书长细比为：，故不考虑偏心距增大系数η。（1）判断大、小偏心受压、故可按大偏心受压构件设计（2）求纵向钢筋面积ξ=0.13，h0=950mm，得到受压区高度。而则纵向钢筋面积为：选每侧钢筋为：5Φ25，即，则：，所以横桥向按构造要求配钢筋。满足截面一侧的纵向钢筋最小配筋率0.2%，横桥向每侧再多配3Φ25（R235）的钢筋，故截面一侧的纵向钢筋最小配筋率为：（3）截面复核①横桥向截面复核因长细比为：，故由文献【2】表5.3.1中查得=1.0，则：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书满足设计要求。②顺桥向截面复核截面有效高度h0=1000-50=950mm，则假定为大偏心受压，即取由式可得到：故确为大偏心受压构件。由式可得截面承载能力为：满足要求。2双孔荷载，按最大垂直力时，墩柱顶按轴心受压构件验算，根据文献【2】5.3.1条：式（4.2）满足规范要求。立柱截面配筋图如下图4.2图4.2立柱截面配筋图109 内蒙古科技大学毕业设计说明书第一章主拱圈内力计算1.1主拱截面尺寸的确定1.1.1主拱尺寸和材料主拱圈截面采用箱型板拱截面，材料采用C40混凝土。净跨径：L0=64m；净失高：f0=8m；净矢跨比：f0/L0=1/8；主拱材料容重（包括横隔板）：γ=25kN/m3。1.1.2主拱截面尺寸拟定根据经验公式：可拟定拱圈的高度；其中：，箱型拱△为0.6-0.7，则：拱圈高取顶、底板厚度一般为15～22cm，取：两外箱肋外腹板厚一般为12～15cm，取内箱肋腹板厚一般为5～7cm，取填缝宽度一般采用20～35cm，取为了保证填缝混凝土浇筑质量，，为安装缝，一般取4cm。拱圈宽度一般可为桥宽的0.6～1.0倍，但为了保证其横向稳定性，拱宽不能小于跨径的1/20，所以取：，箱型拱的截面图如图5.1。图5.1箱型拱截面图（尺寸单位：cm）109 内蒙古科技大学毕业设计说明书1.1拱轴系数的确定1.1.1主拱圈截面特性计算图5.1可计算出主拱截面特性。由CAD查询可得主截面特性值如下：1截面积为：A=8.07(m2)2截面重心至底边的距离y=0.8(m)3截面对重心轴的惯性矩:I=2.56(m4)4惯性矩回转半径：1.1.2主拱圈立面布置中的计算图5.2拱圈坐标计算简图1初设，，由文献【6】表（III）-20（6）得：2计算跨径3计算失高4作用于拱上的外力见表5.1109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表5.1作用于拱上的外力汇总表P2(kN)P3(kN)P4(kN)P5(kN)上部恒载1241.151241.151241.151241.15盖梁350.26350.26350.26350.26立柱不变28.0328.7829.5030.23立柱可变153.7978.1328.053.11底梁27.3627.3627.360合计1800.591725.671676.321624.75注：立柱可变自重；，，。上部弯矩：5横隔板自重产生的内力计算横隔板从拱顶向拱脚方向设置，横隔板厚0.16m。每3.38m设置一道（共7块），全拱共设20道。每块横隔板的体积：各截面横隔板重力为：6横隔板自重产生的弯矩：上述可知截面积为，，计算主拱圈内力时把横隔板均摊到主拱圈上。拱轴线弧长：横隔板总重为：主拱圈每延米重为：主拱圈换算重度为：由文献【6】表（III）-19查得半拱悬臂自重对1/4截面和拱脚截面的弯矩为：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书式（5.1）故：所有半拱悬臂荷载对l/4截面和拱脚截面的弯矩为：所以由：因此取拱轴系数。1.1主拱圈截面内力计算主拱圈内力包括弹性压缩引起的恒载内力、压力线偏离拱轴线引起的内力、不考虑弹性压缩的活载内力、活载作用下弹性压缩引起的内力、附加内力。1.1.1按无矩法计算不计弹性压缩恒载水平推力1.1.2拱圈弹性中心及弹性压缩系数1弹性中心计算2弹性压缩系数计算由文献【6】附录表（III）-9、附录表（III）-11计算，得：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书1.1.1弹性压缩引起的恒载内力弹性压缩引起的恒载内力计算结果见表5.2。表5.2恒载弹性压缩内力计算表项目拱脚(24)L/8(18)L/4(12)3L/8(6)拱顶(0)-467.1642-467.164174-467.164-467.164-467.164(m)2.75206332.752063322.7520632.7520632.752063(m)4.43062920.6150803670.2730490.06821400.96349050.9948813360.9977260.9994321-450.11-464.77-466.10-466.90-467.16-784.17998.321158.111253.801285.671.1.2压力线偏离拱轴线引起的内力1主拱圈重力作用在计算中对主拱圈按计算跨径等分48段，每段长。等分点编号从拱顶至拱脚，即0-24（节点）。等分段编号仍从拱顶至拱脚，即1-24截面如图5.3所示。各分段自重为：式（5.2）式中—节点n处的倾角；—第n段的自重。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图5.3拱圈分段重力作用在第1分段中心的垂直截面剪力和弯矩作用在第n段中心的垂直截面剪力和弯矩式（5.3）作用在拱脚的垂直截面剪力和弯矩式（5.4）2拱上集中力作用（包括横隔板）对于第n分段，剪力等于该段中心点至拱顶处所有集中力之和，即；以表示单个集中力在拱轴线坐标中的横坐标，以表示第n分段中心点在拱轴线坐标中的横坐标，则弯矩为式（5.5）3压力线同拱轴线的偏离值第n分段上的两节点为n-1、n，查文献【6】表（III-1）可得各节点的纵坐标109 内蒙古科技大学毕业设计说明书，则各分段中心点的纵坐标可近似为。偏离值按竖直方向计，第n段中心的偏离值按下式计算式（5.6）式中：—恒载的悬臂弯矩；—不计弹性压缩的恒载水平推力按以上公式计算，计算成果列入表5.3。4压力线在各控制点上的偏心距控制点包括拱顶、6号等分点（3L/8）、12号等分点（L/4）、18号等分点（L/8）、拱脚。1）压力线在拱顶的偏心弯矩为02）压力线在6号等分点（3L/8）的偏心弯矩恒载作用下的悬臂力矩:偏心弯矩:3）压力线在12号等分点（L/4）的偏心弯矩恒载作用下的悬臂力矩同可得:偏心弯矩4）压力线在18号等分点（L/8）的偏心弯矩恒载作用下的悬臂力矩同可得109 内蒙古科技大学毕业设计说明书偏心弯矩109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表5.3压力线偏心距计算表截面号分段号平均平均段点拱圈自重拱圈自重作用每段中心GiVM0001.0000010.001690.01366930.9997910.6742790.006834640.99990282.12141.0447.550.00510.00510.000020.0067610.05468520.9991822.0228380.034177230.99949282.29423.16427.990.01850.01850.000630.0152160.1230720.9981533.3713960.088878590.99867282.58705.451188.990.04540.04540.004040.0270590.21886210.9967244.7199540.170967030.99744282.99988.042330.880.04290.04300.007450.0422980.34212010.9948756.0685130.280491080.99580283.511271.033854.120.01660.01670.004760.0609410.49291080.9926367.4170710.417515450.99375284.151554.545759.340.00380.00380.001670.0829980.6713150.9899878.7656290.582112920.99131284.911838.698047.320.00450.00460.002780.1084810.87742990.98694810.114190.774372480.98846285.792123.6110719.020.01890.01920.014890.1374061.11138480.98351911.462750.994407350.98523286.792409.4013775.530.04700.04770.0475100.1697881.3733010.979681012.81131.242342920.98160287.912696.1917218.13-0.0091-0.0092-0.0115110.2056461.66333230.975481114.159861.518316670.97758289.152984.1021048.23-0.1162-0.1188-0.1804120.2451.98164040.970901215.508421.822486330.97319290.513273.2525267.43-0.2093-0.2151-0.3919109 内蒙古科技大学毕业设计说明书续表5.3压力线偏心距计算表截面号分段号平均平均段点拱圈自重拱圈自重作用每段中心GiVM130.2878722.32840320.965951316.856982.155021760.96843292.003563.7629877.48-0.2884-0.2978-0.6417140.3342862.70381480.960641418.205542.516108990.96330293.623855.7734880.32-0.3532-0.3667-0.9226150.3842683.10808560.954981519.55412.905950220.95781295.364149.3840278.02-0.4038-0.4216-1.2251160.4378463.54144210.948971620.902653.324763840.95198297.234444.7446072.86-0.0768-0.0807-0.2683170.4950514.00413490.942631722.251213.772788460.94580299.234741.9752267.26-0.2662-0.2814-1.0617180.5559154.49642290.935951823.599774.250278860.93929301.365041.1958863.84-0.4407-0.4692-1.9943190.6204725.01858110.928961924.948334.757501960.93246303.635342.5565865.38-0.6004-0.6439-3.0633200.6887595.57090870.921662026.296895.294744880.92531306.035646.1873274.86-0.7450-0.8051-4.2627210.7608136.15370510.914062127.645455.86230690.91786308.585952.2281095.42-0.8742-0.9525-5.5837220.8366766.76730990.906182228.9946.46050750.91012311.266260.8089330.41-0.1503-0.1651-1.0668230.916397.41206290.898022330.342567.089686410.90210314.096572.0697983.34-0.4223-0.4682-3.31922418.0883280.889592431.691127.750195450.89381317.076886.15107057.93-0.6785-0.7591-5.8831拱脚拱脚32.36548.088328317.077043.94111740.56合计-5.8503-29.7931109 内蒙古科技大学毕业设计说明书5）压力线在拱脚的偏心弯矩恒载作用下的悬臂力矩同可得偏心弯矩5压力线偏离拱轴线引起的内力1）弹性中心赘余力查文献【6】表（III）-5可得式（5.7）查文献【6】表（III）-8可得则：注：YS值差表（III）-3得：。6主拱圈内力主拱圈内力列入表5.4。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表5.4主拱圈偏离拱轴线内力计算表截面拱脚(24)L/8(18)L/4(12)3L/8(6)拱顶(0)8636.30678636.30678636.3066968636.30678636.30673426.783363426.78343426.7833593426.783363426.783362.752174932.75217492.7521749272.752174932.752174938.0883284.25027891.822486330.4175154500.889590.935950.970900.992631.00000偏心距Mp-18604.887-18888.7-10203.81028-2088.303603048.433207.303327.063401.533426.78ΔM8317.26-5118.72-4753.34-1452.37-794.801.1.1恒载内力恒载内力由三部分组成，其汇总表列入表5.5表5.5恒载内力汇总表截面项目拱脚(24)L/8(18)L/4(12)(kN·m)(kN)(kN·m)(kN)(kN·m)(kN)无矩内力033787.16032113.60030957.59弹性压缩内力-784.17-450.11998.32-464.771158.11-466.10压力线偏离内力8317.263048.43-5118.723207.30-4753.343327.06合计7533.0936385.49-4120.4034856.12-3595.2433818.55截面项目3L/8(6)拱顶(0)(kN.m)(kN)(kN.m)(kN)无矩内力030279.88030056.72弹性压缩内力1253.80-466.901285.67-467.16压力线偏离内力-1452.373401.53-794.803426.78合计-198.5733214.51490.8633016.34表5.5中无矩内力为各截面的轴向力，计算方法为:式（5.8）其中取分段上两节点处倾角余弦值的平均值。1.1.2活载内力计算跨径L=64.73m，公路I级，均布荷载，集中荷载。拱圈冲击系数计算：拱圈惯性矩：拱圈单位重量：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书拱圈基频：则：横向折减系数0.78，计入冲击系数和横向折减系数的活载内力列入表5.6。1.1.1不计弹性压缩的活载内力计算结果列入表5.6，表中表值来自文献【6】。表中轴向力由集中力引起的内力N计算方法为：式（5.9）1.1.2计入弹性压缩的活载内力计入弹性压缩的活载内力计算结果列入表5.7（表中已计入冲击系数及车道横向折减系数）。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表5.6不计弹性压缩的活载内力计算表基本参数拱轴系数m=1.167L²=4189.97均布荷载qk=10.5kN/m计算跨径L=64.73L²/f=518.03集中力Pk=360kN计算矢高f=8.088328L/f=8.003冲击系数1+μ=1.05活载计算截面项目影响线面积影响线竖标活载　表值乘数面积Ws(3)×(4)表值乘数竖标ηs(6)×(7)汽车荷载合计[(9)+(10)]×1.05×3×0.78均布载qk×(5)集中力Pk×(8)序号(1)序号(2)序号(3)序号(4)序号(5)序号(6)序号(7)序号(8)序号(9)序号(10)序号(11)拱脚(24)Mmax(kN·m)0.017354189.9772.6960.0494764.733.202763.311152.794707.85相应的H1(kN)0.08621518.0344.6590.196248.001.570468.92565.382541.27相应的V(kN)0.154264.739.9810.289571.000.290104.80104.25513.63相应的N(kN)　　　　　　　　2495.29Mmin(kN·m)-0.016564189.97-69.386-0.0656964.73-4.252-728.55-1530.76-5551.13相应的H1(kN)0.03924518.0320.3270.020368.000.163213.4458.66668.54相应的V(kN)0.345864.7322.3840.940861.000.941235.03338.711409.67相应的N(kN)　　　　　　　　1238.59L/8(18)Mmax(kN·m)0.00354189.9714.6650.0348264.732.254153.98811.402371.95相应的H1(kN)0.03438518.0317.8100.046118.000.369187.00132.84785.86相应的V(kN)0.2451964.7315.8710.955771.000.956166.65344.081254.85相应的N(kN)　　　　　　　　839.64109 内蒙古科技大学毕业设计说明书续表5.6不计弹性压缩的活载内力计算表活载计算截面项目影响线面积影响线竖标活载　表值乘数面积Ws(3)×(4)表值乘数竖标ηs(6)×(7)汽车荷载合计[(9)+(10)]×1.05×3×0.78均布载qk×(5)集中力Pk×(8)　　　L/8(18)Mmin(kN·m)-0.003744189.97-15.670-0.0137864.73-0.892-164.54-321.11-1193.25相应的H1(kN)0.09107518.0347.1770.205788.001.647495.36592.862673.75相应的V(kN)0.2548164.7316.4940.681691.000.682173.19245.411028.49相应的N(kN)　　　　　　　　2856.72　L/4(12)Mmax(kN·m)0.009014189.9737.7520.0596464.733.860396.391389.784388.62相应的H1(kN)0.04016518.0320.8040.133118.001.065218.44383.501478.96相应的V(kN)0.3485864.7322.5640.84131.000.841236.92302.871326.25相应的N(kN)　　　　　　　　1523.29Mmin(kN·m)-0.009194189.97-38.506-0.0267164.73-1.729-404.31-622.42-2522.67相应的H1(kN)0.08529518.0344.1830.214028.001.713463.92616.602654.83相应的V(kN)0.1514264.739.8010.347661.000.348102.91125.16560.37相应的N(kN)　　　　　　　　2734.40109 内蒙古科技大学毕业设计说明书续表5.6不计弹性压缩的活载内力计算表活载计算截面项目影响线面积影响线竖标活载　表值乘数面积Ws(3)×(4)表值乘数竖标ηs(6)×(7)汽车荷载合计均布载qk×(5)集中力Pk×(8)[(9)+(10)]×1.05×3×0.783L/8(6)Mmax(kN·m)0.0084189.9733.5200.0547964.733.547351.961276.764001.76相应的H1(kN)0.06179518.0332.0090.205788.001.647336.09592.862282.44相应的V(kN)0.3177664.7320.5690.681691.000.682215.97245.411133.61相应的N(kN)　　　　　　　　2299.39Mmin(kN·m)0.007844189.9732.849-0.0271664.73-1.758344.92-632.90-707.58相应的H1(kN)0.06366518.0332.9780.173688.001.390346.26500.382080.20相应的V(kN)0.1822464.7311.7960.234341.000.234123.8684.36511.61相应的N(kN)　　　　　　　　2095.65拱顶(0)Mmax(kN·m)0.005674189.9723.7570.0480864.733.112249.451120.403365.72相应H1(kN)0.06065518.0331.4180.23338.001.867329.89672.152462.01相应的V(kN)0.136564.738.8360.51.000.50092.77180.00670.21相应的N(kN)　　　　　　　　2462.01Mmin(kN·m)-0.005344189.97-22.374-0.0128164.73-0.829-234.93-298.51-1310.66相应得H1(kN)0.0648518.0333.5680.118458.000.948352.47341.261704.48相应的V(kN)0.363564.7323.5290.864161.000.864247.06311.101371.39相应的N(kN)　　　　　　　　1704.48109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表5.7计入弹性压缩活载内力计算表截面内力项目汽车MmaxMmin　　　　　拱脚(24)　　　　　　　0.889590.88959　0.456750.45675轴与M相应的H12541.27668.54向与M相应的V513.631409.67力2495.291238.59　-43.42-11.42　-38.63-10.16　2456.661228.43　4707.85-5551.13弯5.3361535.3361531矩ΔM=ΔH×Y-231.72-60.96　M+ΔM4476.13-5612.09　　0.935950.93595　　0.352130.35213　轴与M相应的H1785.862673.75　向与M相应的V1254.851028.49　力839.642856.72L/8(18)　-13.43-45.69　　-12.57-42.76　　827.082813.96　　2371.95-1193.25　弯1.4981041.4981039　矩ΔM=ΔH×Y-20.12-68.45　　M+ΔM2351.83-1261.69　　0.97090.9709　　0.239480.23948　轴与M相应的H11478.962654.83　向与M相应的V1326.25560.37　力1523.292734.40L/4(12)　-25.27-45.36　　-24.54-44.04　　1498.752690.36　　4388.62-2522.67　弯-0.92969-0.929689　矩ΔM=ΔH×Y23.5042.18　　M+ΔM4412.12-2480.50109 内蒙古科技大学毕业设计说明书续表5.7计入弹性压缩活载内力计算表截面内力项目汽车MmaxMmin　　　轴向力　　　0.992630.99263　0.121190.12119　与M相应的H12282.442080.20　与M相应的V1133.61511.61　2299.392095.653L/8(6)39.0035.55　38.7135.28　2338.102130.93　　4001.76-707.58　弯-2.33465948-2.33465948　矩ΔM=ΔH×Y-91.06-82.99　　M+ΔM3910.70-790.57　轴向力11　00　与M相应的H12462.011704.48　与M相应的V670.211371.39　2462.011704.48拱顶(0)-42.07-29.13　-42.07-29.13　2419.941675.36　　3365.72-1310.66　弯-2.752174927-2.75217493　矩ΔM=ΔH×Y115.7880.16　　M+ΔM3481.50-1230.501.1.1温度变化引起的内力1由文献【1】附录B及表4.3.10-1和表4.3.10-2可知：当地历年最高日平均温度为34℃，最低日平均温度为-3℃。按由文献【1】第4.3.10条条文可知，结构的最高温度为：；结构最低温度为：。封拱温度预计在10～15℃之间。在合龙以后，结构升温，降温线膨胀系数：。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书文献【1】4.3.40规定，考虑混凝土徐变影响，温度变化内力应乘以折减系数0.7。2内力计算1）单位温变引起弹性中心的赘余力拱圈采用C40混凝土，弹性模量。查文献【6】附录表（III）-5，可知：变化单位温度在弹性中心产生的一对水平力:2）内力计算表计算结果列入表5.8:表5.8温度变化内力计算表项目拱脚(24)L/8(18)L/4(12)3L/8(6)拱顶(0)　0.889590.935950.97090.992631　ys(m)2.75217492.7521749272.75217492.75217492.7521749单位温度y1(m)8.0883284.2502788621.82248630.41751540Δt=1℃Ht(kN)93.3993.3993.3993.3993.39　N(kN)83.0887.4190.6792.7093.39　M(kN·m)498.34139.91-86.82-218.03-257.03温度升高N(kN)1403.871477.031532.181566.471578.10Δt1=24.14℃M(kN·m)8421.012364.16-1467.15-3684.34-4343.22温度降低N(kN)-908.38-955.72-991.41-1013.60-1021.13Δt2=-15.62℃M(kN·m)-5448.89-1529.75949.332383.982810.32注：表中已计入温度折减系数0.7。1.1.1混凝土收缩内力查文献【2】附录F中第F.1.1条可知，混凝土收缩应变按下列公式计算式(5.10)式中：t—计算考虑时刻的混凝土龄期（d）；109 内蒙古科技大学毕业设计说明书ts—收缩开始时的混凝土龄期（d），假定为7d；—收缩开始时的龄期为ts，计算考虑的龄期为t时的收缩应变；—名义收缩系数；—收缩随时间发展的系数；—强度等级C40混凝土在28d龄期时的平均立方体抗压强度（MPa），；—龄期为28d，具有95%保证率的混凝土；—与年平均相对湿度相关的系数；RH—环境年平均相对湿度（%）；—依水泥种类而定的系数，对一般的硅酸盐类水泥或快硬水泥，；h—构件理论厚度（mm），A—为构件截面面积，u为构件与大气接触的周边长度；RH0=100%；h0=100mm；t1=1d；注：计算混凝土应力时应乘以0.45的折减系数。其中：由文献【2】附录F中第F.1.2条，可知，RH取55%，。则：由此可得：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书混凝土收缩内力列入表5.9表5.9混凝土收缩内力表项目拱脚(24)L/8(18)L/4(12)3L/8(6)拱顶(0)单位收缩0.889590.935950.97090.992631(m)2.75217492.7521749272.75217492.75217492.7521749(m)8.0883284.2502788621.82248630.41751540(kN)-0.62-0.62-0.62-0.62-0.62(kN)-0.55-0.58-0.60-0.62-0.62(kN·m)-3.31-0.930.581.451.711.1荷载组合由文献【1】中第4.6.1条，可得荷载效应组合表达式为：式(5.11)式中：—承载能力极限状态下作用基本组合的效应组合设计值；—结构重要性系数，按文献【1】表1.0.9本设计桥梁为中桥，安全等级为二级，取1.0；—第i个永久作用效应的分项系数，按文献【1】表4.1.6取值；—汽车荷载效应的分项系数，取1.4；—其他可变作用效应的组合系数，当只有一种其他可变荷载时取0.8；当有两种其他可变荷载时取0.7。本设计除汽车荷载外，只有温度变化一种可变荷载，取0.8。1.1.1计入荷载安全系数的荷载效应计算结果列入表5.10109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表5.10计入荷载安全系数的荷载计算表荷载项目拱脚(24)L/8(18)L/4(12)3L/8(6)拱顶(0)类型M(kN·m)N(kN)M(kN·m)N(kN)M(kN·m)N(kN)M(kN·m)N(kN)M(kN·m)N(kN)结构基本效应7533.0936385.49-4120.4034856.12-3595.2433818.55-198.5733214.51490.8633016.34恒重力计入荷载分项系数γs=1.29039.7143662.58-4944.4841827.35-4314.2940582.26-238.2939857.42589.0439619.61载混凝土基本效应-3.31-0.55-0.93-0.580.58-0.601.45-0.621.71-0.62收缩计入荷载分项系数γs=1.0-3.31-0.55-0.93-0.580.58-0.601.45-0.621.71-0.62活载Μmax时基本效应4476.132456.662351.83827.084412.121498.753910.702338.103481.502419.94汽车计入荷载分项系数γs=1.46266.593439.323292.571157.916176.972098.255474.993273.344874.103387.92荷载Μmin时基本效应-5612.091228.43-1261.692813.96-2480.502690.36-790.572130.93-1230.502130.93计入荷载分项系数γs=1.4-7856.931719.80-1766.373939.54-3472.703766.50-1106.802983.31-1722.712983.31温度升高基本效应8421.011403.872364.161477.03-1467.151532.18-3684.341566.47-4343.221578.10温度计入荷载分项系数γs=1.411789.411965.413309.832067.84-2054.002145.05-5158.072193.06-6080.512209.35温度降低基本效应-5448.89-908.38-1529.75-955.72949.33-991.412383.98-1013.602810.32-1021.13计入荷载分项系数γs=1.4-7628.44-1271.74-2141.65-1338.011329.06-1387.983337.57-1419.043934.45-1429.58109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表5.11荷载组合汇总表荷载组合组合工况项目拱脚(24)L/8(18)L/4(12)3L/8(6)拱顶(0)M(kN·m)N(kN)M(kN·m)N(kN)M(kN·m)N(kN)M(kN·m)N(kN)M(kN·m)N(kN)组合1恒载+汽车荷载1汽车Μmax时13772.3647101.35-2239.8642984.67-506.1842679.912539.9443130.143825.3943006.90偏心矩e00.292-0.052-0.0120.0590.0892汽车Μmin时1164.3845381.83-6711.7845766.31-7786.4144348.16-1344.0742840.11-885.7042602.29偏心矩e00.026-0.147-0.176-0.031-0.021组合2恒载+汽车荷载+温度(ψc=0.8)1汽车Μmax+温度升高22260.7348673.68-726.7944638.94-1679.9044395.95-407.5344884.59-692.7244774.38偏心矩e00.457-0.016-0.038-0.009-0.0152汽车Μmax+温度降低6445.8946083.96-3463.6634918.0425.4541569.533874.9741994.916028.6841863.24偏心矩e00.140-0.0990.0010.0920.1443汽车Μmin+温度升高8763.8846954.16-3869.9647420.58-9429.6146064.20-5470.5244594.56-4360.2844369.77偏心矩e00.187-0.082-0.205-0.123-0.0984汽车Μmin+温度降低-3194.7244110.10-8425.1044695.90-7042.1343237.77346.9041704.87894.1041458.63偏心矩e0-0.072-0.188-0.1630.0080.022109 内蒙古科技大学毕业设计说明书1.1.1荷载组合在荷载组合计算时应考虑取结构重要性系数;对荷载组合I取荷载组合系数，对荷载组合II取荷载组合系数。荷载组合计算结果列入表5.11。1.2主拱圈强度验算1.2.1拱圈强度验算根据文献【3】4.0.8规定，受压承载力应按下式计算：式(5.12)式中：Nd—轴向力设计值；j—弯曲平面内轴心受压构件弯曲系数，参考文献【1】5.1.4取1.0fcd—混凝土轴心抗压强度设计值，为18.4MPaAc—混凝土受压区面积g0—结构重要性系数，取1.0；由表5.11可知：；相应的Nd=48673.68kN，截面重心至底边的距离。设受压截面至受压截面顶边的距离为x。把拱圈截面简化成工字型截面如图5.4。图5.4拱圈截面简化成工字型截面图（尺寸单位：cm）全截面对高的处的静矩：受压区截面面积：受压截面重心离截面的距离为：由：得：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书则：则：∴满足要求1.1.1拱圈截面合力偏心距验算根据文献【3】4.0.9规定，任一截面应满足由文献【3】4.0.9规定，基本组合时：∴满足要求，则所有截面都满足要求。1.1.2拱脚截面直接抗剪验算1剪力设计值1)自重剪力由表5.3可知：拱上建筑在左拱脚处产生的反力为：6827.32kN，拱圈自重为：7043.94kN，合计，而自重在左拱脚产生的水平推力（考虑弹性压缩）。则自重剪力：2)汽车荷载剪力汽车荷载考虑弹性压缩的水平推力影响线面积按文献【6】附表（III）-14，可取拱顶处，与Mmax相应的水平推力的影响线面积和与Mmin相应的水平推力的影响线面积之和，即。汽车均布荷载产生的考虑弹性压缩的水平推力为：。汽车集中荷载不考虑弹性压缩的水平推力影响线坐标，按文献【6】附表（III）-12，其最大值为：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书。汽车集中荷载产生的不考虑弹性压缩的水平推力为：；考虑弹性压缩的水平推力为:。汽车荷载考虑弹性压缩的水平推力为：。汽车均布荷载左拱脚的反力影响线面积，按文献【6】附表（III）-14，可取拱顶处，与Mmax相应的左拱水平推力的影响线面积和与Mmin相应的左拱脚水平推力的影响线面积之和，即：，汽车均布荷载产生的左拱脚反力为：。汽车集中荷载左拱脚的反力影响线坐标，在跨中截面（集中荷载设于跨中截面，为了与求水平推力时一致）坐标按文献【6】附表（III）-7为0.5。由汽车集中荷载产生的左拱脚反力为：（按文献【1】第4.3.1条，集中荷载计算剪力时乘1.2）。汽车荷载作用下的左拱脚反力为：汽车荷载拱脚处的剪力为：3）温度作用效应由本设计5.3.9可知：，温度上升16.9℃：温度降低10.93℃：温度上升引起的剪力：温度下降引起的剪力：4）混凝土收缩效应由本设计5.3.10可知：，混凝土收缩引起的剪力：2拱脚截面直接抗剪验算按文献【3】4.0.13条，构件直接抗剪承载力按下式计算：式（5.13）式中：Vd—剪力设计值；109 内蒙古科技大学毕业设计说明书A—受剪截面面积，A=A0=8.09m2fvd—混凝土抗剪强度设计值，按文献【3】表3.3.3规定，fvd=2.48MPa。—摩擦系数，采用=0.7。Nk—与受剪截面垂直的压力标准值。—结构重要性系数，取1.0。1）温度上升剪力设计值：满足要求。2）温度下降满足要求。3）不计温度作用109 内蒙古科技大学毕业设计说明书满足要求。1.1.1拱的整体“强度—稳定性”验算1纵向稳定性验算对于长细比不大，矢跨比在0.3以下的拱其纵向稳定性验算一般可表达为强度校核的形式，即将拱圈换算为相当长度的压杆（图5.5），按平均轴向力采用钢筋混凝土轴向受压构件强度计算公式计算。图5.5拱圈纵向稳定性验算钢筋混凝土轴向受压构件强度计算公式：式（5.14）式中：Nd—拱的轴向力设计值，其值为；jm—拱顶与拱脚连线与水平线的夹角，如图4-5所示。fcd—混凝土轴心抗压强度设计值，为18.4Mpa。fsd—钢筋抗压强度设计值。j—轴压构件稳定系数，根据文献【3】采用1.0；A—验算混凝土受压区面积，为4.48㎡；—全部纵向钢筋的截面面积，则；g0—结构重要性系数，取1.0；由jm的定义可知：查表5.5得恒载水平推力；查表得活载水平力109 内蒙古科技大学毕业设计说明书，按文献【1】中第4.1.6条进行内力组合：则:即，计算结果满足规范要求。1.1.1横向稳定性验算根据文献【3】5.1.4条在进行拱的整体“强度—稳定”验算时当板拱拱圈宽度等于或大于1/20计算跨径时，混凝土拱可不考虑横向稳定。由此可知不用验算混凝土拱的横向稳定性。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书第一章桥墩及基础计算1.1桥台尺寸拟定该拱桥桥墩采用重力式，以1号桥墩设计为例，其他同理。其具体尺寸见图6.1，材料采用C30混凝土；基础为刚性扩大基础，其襟边长度为0.5m，材料亦采用C30混凝土。1）墩身尺寸按照箱拱圈宽度布置，墩顶横桥向两边各留0.1m宽的襟边。则：墩顶横桥向宽为；墩顶顺桥向长：b=6m；故墩顶尺寸为：10.65×6m。墩身顺桥向左侧按2︰1放坡，设墩身高为：h=5m。2）基础尺寸采用两层台阶式钢筋混凝土扩大基础，每层厚度1m，基础襟边长度为0.5m。混凝土的刚性角。现基础的扩散角为：满足要求。上层基础横桥向宽为：。上层基础顺桥向长：下层基础横桥向宽为：。下层基础顺桥向长：桥墩身尺寸如图6.1。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图6.1.A桥墩（横桥向）尺寸图（尺寸单位：cm）图6.1.B桥墩（顺桥向）尺寸图（尺寸单位：cm）1.1荷载计算1.1.1桥墩以上恒荷载计算本设计取拱桥1号桥墩进行计算，考虑到拱脚的水平推力较大及对抗滑稳定性有利，故将1号柱的基础与桥墩连为一体进行计算。拱桥墩顶恒荷载包括1号立柱对桥墩的竖直力、拱脚恒载作用力、混凝土收缩、土自重、桥墩自重等。为计算方便现规定恒载力对墩身形心产生顺时针弯矩时为“+”，反之为“-”，水平力以向右为“+”，反之为“-”，竖直力以向下为“+”，反之为“-”。由第四章可知：拱脚处：。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书1柱恒载计算：对于1号立柱，墩顶上部恒载由本设计的第三章可知为：1号立柱对墩身底（基础底）截面形心产生的弯矩（力矩有图6.1几何关系可得）：2拱脚恒载计算：拱脚处：，拱脚处的恒载由表5.5可知为：将其分解为竖直力和水平力，则：水平力为：水平力对墩底产生的弯矩：水平力对基底产生的弯矩：竖直力为：由表5.3知，半拱悬臂恒载和上部集中荷载产生的竖向力为：所以总的竖直力为：竖直力对墩身（基底）形心产生的弯矩：109 内蒙古科技大学毕业设计说明书拱脚弯矩:3混凝土收缩引起内力计算由表5.9可得，混凝土收缩引起的恒载轴力为N=-0.55kN，同理分解为竖直和水平力。则:水平力为：水平力对墩底产生的弯矩：水平力对基底产生的弯矩：竖直力为：竖直力对墩身（基底）形心产生的弯矩：混凝土收缩弯矩：4桥墩自重计算桥墩自重计算见表6.1，将墩身划分为规则的几何图形进行计算，划分情况如图6.2。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图6.2墩身划分情况图6土的自重的计算墩身后侧受到土的重力为：体积计算：重力：同理土自重的计算见表6.2：表6.1荷载自重计算表序号计算式竖直力对基底中心轴偏心距弯矩1138.474.13571.6522273.790.882011.4031664.062.95-4906.8846409.641.258012.05基底2979.72003551.7400合计17017.435688.21109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表6.2土的自重计算表项目体积重力对墩（基）底截面中心轴偏心距弯矩墩底墩后66.561910.342.95-5633.09基底左侧50.771457.085.83-8487.50右侧50.771457.085.838487.50墩前49.781428.735.127308.50墩后67.081925.055.12-9847.41合计218.408178.29-8172.01由前面几章恒载内力的计算可得墩身的恒载内力，计算结果见表6.3。表6.3墩身恒载内力汇总表序号项目水平力（kN）竖直力(kN)弯矩(kN.m)1墩顶上部恒载01821.941059.64032拱脚恒载-32368.230490.331-1688.32513混凝土收缩0.489275-0.251213-2.27948364台后土压力0005台前土压力0006墩自重产生的力010485.9665688.214967土自重01910.3438-5633.09438合计-32367.744708.329-575.84364表6.4基底恒载内力汇总表序号项目水平力（kN）竖直力(kN)弯矩(kN.m)1墩顶上部恒载01821.94603.432拱脚恒载-32368.230490.331-66424.6613混凝土收缩0.489275-0.251213-1.30093464台后土压力0005台前土压力0006墩自重产生的力017017.4275688.214967土自重08178.2851-8172.00638合计-32367.757507.732-68306.3231.1.1活载内力计算109 内蒙古科技大学毕业设计说明书由前几章活载载内力的计算可得墩身及基底的活载内力，将其分解为竖直力与水平力，计算结果见表6.5。表6.5墩身底截面活载内力计算项目竖直力VV产生的弯矩水平力HH产生的弯矩弯矩总弯矩1号柱的活载内力汽车荷载777.5257.5094817-55-782.155-194.37-719.02风荷载00-35.63-308.7160060-308.716拱脚活载内力Mmax513.63472547.422793-2541.27-8356.51434476.133-1332.96Mmin1409.6746991.417529-668.54-2198.37433-5612.09-819.049温度效应温度升高1403.876962.633652720.8-2370.226828421.0113013.42温度降低-908.38-4505.20145466.41533.676179-5448.89-8420.42表6.6基底截面活载内力计算项目竖直力VV产生的弯矩水平力HH产生的弯矩弯矩总弯矩1号柱的活载内力汽车荷载777.500257.509-55.000-892.155-194.370-829.016风荷载0.0000.000-35.626-378.0080.000-378.008拱脚活载内力Mmax513.6352755.650-2541.265-15247.5934476.133-8015.809Mmin1409.6747562.899-668.539-4011.232-5612.092-2060.425温度效应温度升高1403.8707531.763720.800-4324.8008421.01011627.973温度降低-908.380-4837.124466.4002798.400-5448.890-7487.6141.1.1内力组合公路桥涵结构按承载能力极限状态设计时，应采用基本效应组合。式(6.1)式中：—承载能力极限状态下作用基本组合的效应组合设计值；—结构重要性系数，按文献【1】表1.0.9本设计桥梁为中桥，安全等级为二级，取1.0；—第个永久作用效应的分项系数，按文献【1】表4.1.6取值；—汽车荷载效应的分项系数，取1.4；—109 内蒙古科技大学毕业设计说明书其他可变作用效应的组合系数，当只有一种其他可变荷载时，取0.8；当有两种其他可变荷载时，取0.7。本设计除汽车荷载外，只有温度变化一种可变荷载，取0.8。墩身基本效应组合计算见表6.7基底基本效应组合计算见表6.8：表6.7墩身基本效应组合计算表序号项目水平力（kN）竖直力(kN)弯矩(kN·m)偏心距(m)1墩顶上部恒载01821.941059.6403042拱脚恒载-32368.16830490.3309-1688.325133混凝土收缩0.4892745-0.2512125-2.279483594台后土压力0005台前土压力0006墩自重产生的力010485.96615688.2149627土自重01910.34375-5633.0942981号柱的活载内力汽车荷载-128.7777.5-719.0155189风荷载-35.62587340-308.71600610拱脚活载内力Mmax-2541.26545513.634727-1332.9585111Mmin-668.5386411409.67367-819.04900212温度效应温度升高720.81403.8713013.4168313温度降低466.4-908.38-8420.41527组合11.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8-38918.214554738.4954-1697.63409-0.03101353组合21.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.1×9-38949.565354738.4954-1969.30417-0.03597659组合31.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.4×10-41764.431855313.7663-3190.54762-0.0576809组合41.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.4×11-39666.977856317.3299-2614.96897-0.04643276组合51.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.4×12-38110.918556310.829812877.392760.228684124组合61.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.4×13-38395.846553721.1098-11128.4992-0.20715319组合71.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×（1.1×9+1.4×10）-41795.782655313.7663-3462.2177-0.06259233组合81.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×（1.1×9+1.4×11）-39698.3356317.33-2886.64-0.05125667组合91.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×（1.1×9+1.4×12）-38142.2756310.8312605.720.223859651组合101.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×（1.4×9+1.1×13）-38427.2053721.11-11400.17-0.21221023组合111.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.7×（1.1×9+1.4×10+1.4×12）-40729.7056617.659511.500.167995382组合121.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.7×（1.1×9+1.4×10+1.4×13）-40979.0154351.65-11493.65-0.21146833109 内蒙古科技大学毕业设计说明书表6.8基底基本效应组合计算表序号项目水平力（kN）竖直力(kN)弯矩(kN.m)偏心距(m)1墩顶上部恒载01821.94603.432拱脚恒载-32368.16830490.3309-66424.73混凝土收缩0.4892745-0.2512125-1.300934台后土压力0005台前土压力0006墩自重产生的力017017.42715688.2157土自重08178.28514-8172.0181号柱的活载内力汽车荷载-128.7777.5-829.0169风荷载-35.62587340-378.00810拱脚活载内力Mmax-2541.26545513.634727-8015.8111Mmin-668.5386411409.67367-2060.4212温度效应温度升高720.81403.8711627.9713温度降低466.4-908.38-7487.61组合11.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8-38918.214570097.7782-83128.2-1.185889组合21.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.1×9-38949.565370097.7782-83460.9-1.190635组合31.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.4×10-41764.431870673.0491-92105.9-1.303268组合41.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.4×11-39666.977871676.6128-85435.9-1.191963组合51.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.4×12-38110.918571670.1126-70104.9-0.978161组合61.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×1.4×13-38395.846569080.3926-91514.3-1.324751组合71.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×（1.1×9+1.4×10）-41795.782670673.0491-92438.6-1.307975组合81.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×（1.1×9+1.4×11）-39698.328671676.6128-85768.5-1.196604组合91.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×（1.1×9+1.4×12）-38142.269371670.1126-70437.5-0.982802109 内蒙古科技大学毕业设计说明书组合101.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.8×（1.4×9+1.1×13）-38427.197369080.3926-91847-1.329567续表6.8基底基本效应组合计算表序号项目水平力（kN）竖直力(kN)弯矩(kN.m)偏心距(m)组合111.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.7×（1.1×9+1.4×10+1.4×12）-40729.702671976.9329-79879.4-1.109791组合121.2×（1+2+3+6+7）+1.4×（4+5）+1.4×8+0.7×（1.1×9+1.4×10+1.4×13）-40979.014669710.9279-98612.6-1.414594作用短期效应组合：式（6.2）式中：—作用短期效应组合设计值—第j个可变作用效应的频遇值系数，汽车荷载（不计冲击系数）取0.7，人群荷载取1.0，风荷载取0.75，温度梯度作用取0.8，其他作用取1.0；—第j个可变作用效应的频遇值。计算结果如下表6.9和表6.10：表6.9墩身的荷载短期效应组合序号项目水平力（kN）竖直力(kN)弯矩(kN.m)1墩顶上部恒载01821.941059.6403042拱脚恒载-32368.1680530490.33088-1688.3251253混凝土收缩0.4892745-0.2512125-2.2794835874台后土压力0005台前土压力0006墩自重产生的力010485.966065688.2149627土自重01910.34375-5633.09429481号柱的活载内力汽车荷载-128.7777.5-719.01551839风荷载-35.625873360-308.716005610拱脚活载内力Mmax-2541.265452513.6347272-1332.95850711Mmin-668.53864071409.673669-819.0490018109 内蒙古科技大学毕业设计说明书12温度效应温度升高720.81403.8713013.4168313温度降低466.4-908.38-8420.415269续表6.9墩身的荷载短期效应组合序号项目水平力（kN）竖直力(kN)弯矩(kN.m)组合11+2+3+4+5+6+7+0.7×8-32406.1787745252.57948-1079.154499组合21+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9-32432.8981845252.57948-1310.691503组合31+2+3+4+5+6+7+0.7×8+1.0×10-34947.4442345766.21421-2412.113006组合41+2+3+4+5+6+7+0.7×8+1.0×11-33074.7174246662.25315-1898.203501组合51+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.8×12-31685.3787746656.4494811934.26233组合61+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.8×13-31939.7787744344.19948-9499.569768组合71+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+1.0×10-34974.1636345766.21421-2643.650011组合81+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+1.0×11-33101.4368246662.25315-2129.740505组合91+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+0.8×12-31712.0981846656.4494811702.72533组合101+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+0.8×13-31966.4981844344.19948-9731.106772组合111+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+1.0×10+0.8×12-34397.5236346889.310217767.083453组合121+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+1.0×10+0.8×13-34601.0436345039.51021-9379.982226表6.10基底荷载短期效应组合序号项目水平力（kN）竖直力(kN)弯矩(kN.m)1墩顶上部恒载01821.94603.432拱脚恒载-32368.16830490.3309-66424.73混凝土收缩0.4892745-0.2512125-1.300934台后土压力0005台前土压力0006墩自重产生的力017017.42715688.2157土自重08178.28514-8172.0181号柱的活载内力汽车荷载-128.7777.5-829.0169风荷载-35.62587340-378.00810拱脚活载内力Mmax-2541.26545513.634727-8015.8111Mmin-668.5386411409.67367-2060.4212温度效应温度升高720.81403.8711627.9713温度降低466.4-908.38-7487.61109 内蒙古科技大学毕业设计说明书续表6.10基底荷载短期效应组合序号项目水平（kN）竖直力(kN)弯矩(kN.m)组合11+2+3+4+5+6+7+0.7×8-32411.678858129.7319-68969.5组合21+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9-32438.398258129.7319-69253组合31+2+3+4+5+6+7+0.7×8+1.0×10-34952.944258643.3666-76985.3组合41+2+3+4+5+6+7+0.7×8+1.0×11-33080.217459539.4055-71030组合51+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.8×12-31690.878859533.6019-57341.6组合61+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.8×13-31945.2857221.35-76457.1组合71+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+1.0×10-34979.6658643.37-77268.9组合81+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+1.0×11-31717.6059533.60-57625.1组合91+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+0.8×12-31717.6059533.60-57625.1组合101+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+0.8×13-31971.9957221.35-76740.7组合111+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+1.0×10+0.8×12-34403.0259766.46-67966.5组合121+2+3+4+5+6+7+0.7×8+0.75×9+1.0×10+0.8×13-34606.5457916.6-83258.91.1正截面强度验算1.1.1墩身截面受压承载能力验算验算取墩底截面进行墩身截面承载力验算。由文献【3】4.0.8条规定可知:单向偏心受压构件正截面强度按下列公式计算：式（6.3）其偏心距e不能超过0.6s，s为截面重心至偏心方向截面边缘的距离；当偏心距超过其限定时，则按下列公式计算：式（6.4）109 内蒙古科技大学毕业设计说明书式中：—轴向力设计值；—弯曲平面内轴心受压构件弯曲系数，按文献【3】表4.0.8取值为1.00；—混凝土轴心抗压强度设计值；—受压区面积；—轴向力的偏心距；b—矩形截面宽度；h—矩形截面宽度。由表6.7可知，偏心距最大为，则混凝土受压区高度；由表6.7可知，组合最不利组合，相应的轴向力设计值；满足要求。1.1.1墩身截面合力偏心矩验算墩身任一截面应满足式（6.5）式中：—墩身截面轴向力的偏心距，见表5-7；—偏心距限值。根据不同的荷载组合按文献【3】表4.0.9选用。—截面或换算截面重心轴至偏心方向截面边缘的距离。取墩底截面为验算截面，由表6.7可知：满足要求。1.2基底应力及偏心距验算1.2.1地基承载能力验算由文献【4】4.2.2条可知：1)当基底只承受轴心荷载时式（6.6）109 内蒙古科技大学毕业设计说明书式中：—基底平均压应力；—作用短期效应组合在基底产生的竖向力；—基础底面面积。当基底单向偏心受压，承受竖向力和弯矩共同作用时，除满足1）要求外，还应符合下列条件式（6.7）式中：—基底最大压应力；—作用短期效应组合产生于墩台的水平力和竖向力对基底重心轴的弯矩；—基础底面偏心方向面积抵抗距；—作用短期效应组合在基底产生的竖向力；—基础底面面积；—抗力系数，取；—地基承载力容许值。按文献【4】3.3.4条规定：修正后的地基承载力容许值按下式计算式（6.8）式中：—修正后的地基承载力容许值（kPa），由设计资料可知：；—基础底面的最小边宽（m）：当时，取；当时，取；—基底埋置深度（m），自天然地面算起，有水流冲刷时自一般冲刷线算起；当时，取；当时，取；、—基底宽度、深度修正系数，根据基底持力层土的类别按文献【4】表3.3.4确定；—基底持力层土的天然重度；若持力层在水面以下且为透水者，应取浮重度；—基底以上土层的加权平均重度；换算时若持力层在水面以下，且不透水时，不论基底以上土的透水性质如何，一律取饱和重度；当透水时，水中部分土层则应取浮重度。文献【4】表3.3.4109 内蒙古科技大学毕业设计说明书第二条注释规定：强风化和全风化的岩石，可参照所风化成的相应土类取值；其他状态下的延岩石不修正，则：由短期效应组合表6.8可知，组合12为最不利荷载组合，则满足要求。1.1.1基底偏心距验算由文献【4】4.2.5条可知，桥涵墩台基底的合力偏心矩允许值[e0]应符合表4.2.5的规定：，为墩台基底截面核心半径，可按下式计算：由表6.8可知：最大偏心距：，则：，满足要求。1.2墩台稳定性验算1.2.1抗倾覆稳定性验算按文献【4】4.4.1条规，桥涵墩台基础的抗倾覆稳定按下式计算：式（6.9）式中：—墩台基础抗倾覆稳定性系数；—在截面重心至合力作用点的延长线上，自截面重心至验算倾覆轴的距离（m）；—所有外力的合力在验算截面的作用点对基底重心轴的偏心距；—109 内蒙古科技大学毕业设计说明书不考虑其分项系数和组合系数的作用标准值组合或偶然作用（地震除外）标准值组合引起的竖向力（kN）；—竖向力对验算截面重心的力臂（m）；—不考虑其分项系数和组合系数的作用标准值组合或偶然作用（地震除外）标准值组合引起的水平力（kN）；—水平力对验算截面的力臂（m）。综上规定由表5.10计算可得：则：安全满足要求。1.1.1抗滑动稳定性验算按文献【4】4.4.2条规，桥涵墩台基础的抗滑动稳定性系数按下式计算：式（6.10）式中：—桥涵墩台基础的抗滑动稳定性系数；—基础底面与地基之间的摩擦系数，按文献【4】表4.4.2采用，本次设计取；—竖向力总和；—抗滑稳定水平力总和；—滑动水平力总和。综上规定由表6.10按最不利原则可知:109 内蒙古科技大学毕业设计说明书满足要求。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书第一章施工方案1.1施工准备做好施工现场准备，修建施工临时设施，安装调整施工机具及标定试验机具，进行施工测量及复核测量资料，做好材料的储放，做好开工前的试验检测工作；建立健全质量保证体系。1.2施工方法缆索吊装施工。1.3设备组成部分主索；工作索；塔架；锚固装置。1.4主要机具1.4.1主要机械名称主索；起重索；牵引索；结索；扣索；浪风索；塔架（包括索鞍）；地锚；滑轮；手摇绞车。1.4.2主要机具介绍1主索：横跨桥两端，制成在两侧塔架的索鞍上，两端锚固于地锚，调运构件的行车支撑在主索上，根据调运构件的重量、垂直度、计算跨径、拱肋宽度主索取用两组每组两根平行钢丝绳组成。.2起重索：控制吊物升降(即垂直运输）一端与卷扬机滚筒相连，另一端固定于对岸地锚上，从而保证行车在主索上往复运行时行车吊钩间的长度不随行车移动而改变。3牵引索：用来牵引行车在主索上沿桥垮方向移动，在行车两端各设一根，另一端分别连接在两台卷扬机上。4结索：用于悬挂分索器。5扣索：拱肋分段吊装，用其悬挂端肋及调整端肋接头处标高，其一端扣与拱接头附近扣环上，另一端通过扣索塔架固定于地锚上。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书6浪风所：保证塔架、扣索排架的纵横向稳定及拱肋安装就位的横向稳定性。7塔架及索鞍：用来提高主索临空高度及支撑各种受力钢索，由于本桥高度大于20m，采用钢塔架，并设置索鞍。8地锚：按照承载能力、地形、地质不同采用墩台作锚碇。9手摇绞车：为便于操纵并且精细调整钢索长度。1.1施工步骤1.1.1桥位放样使用全站仪进行桥位放样，严格按照施工规范规定的精度进行施工放样，并进行施工控制栓桩，保证施工的准确性；直接丈量时，对尺长、温度、拉力、垂度和倾斜度进行改正计算。1.1.2基础施工因地质条件良好，为浅埋基础；故基坑开挖采用不放坡开挖，在开挖时不得超挖，基坑的开挖尺寸为基础底面尺寸四周增宽0.5m，以便支模施工；基坑开挖后，若有地下水，需采取降水措施，降水之后进行基础施工；挖至标高的土质基坑不得长期暴露、扰动或浸泡，并检查基坑尺寸、高程、基地承载力，符合要求后，立即进行基础施工。1.1.3墩台施工在基础上放好中线，支立用3mm钢板和L75角钢加工成型的墩柱模板，按桩长分节支模分节浇注混凝土，浇注混凝土采用混凝土泵车进行。1.1.4主拱圈施工主拱圈的施工采用有支架施工，支架采用军用墩、万能杆件及碗扣式支架，支架落于混凝土临时支墩上，为调节拱肋标高及脱架方便，婉扣式支架设可调托撑。拱肋分段浇筑，拱顶合拢。支架形式采用梁柱式复合体系，其结构构成分别为明挖先浇筑混凝土临时支墩，其上为军用墩和万能杆件边支架，军用墩间采用万能杆件拼组的横系梁连接，墩上架设军用梁，拱部利用婉扣式支架调整成拱型，拱架卸落利用婉扣式支架的可调托撑完成。1拱圈施工顺序109 内蒙古科技大学毕业设计说明书采用分段施工，将整个拱圈分成11个浇筑段。拱圈混凝土施工过程是一个对支架不断加载的过程。考虑拱圈浇筑与支架变形之间的相互影响关系，为使拱架变形均匀，避免拱圈的反复变形，防止支架异常变形，破坏主拱轴线，甚至产生混凝土裂缝，同时遵循“分段浇筑顺序应使支架在混凝土浇筑过程中发生的变形幅度最小”的施工原则，确定了主拱圈浇筑顺序。见图7.1图7.1拱圈分段施工顺序2模板安装模板采用钢模板，模板与钢筋安装工作配合进行，妨碍绑扎钢筋的模板应待钢筋安装完毕后安设，模板不得脚手架联接，避免引起模板变形；模板因曲线造成的缝隙，用加工后的木条填塞，再用专用胶水贴缝，以防漏浆。模板安装完毕后，对其平面位置、顶部标高、节点联系及纵横向稳定性进行检查，鉴认后方可浇筑混凝土。浇筑时发现模板有超过允许偏差变形值的可能时，应及时纠正。3钢筋安装拱圈底模铺好后，即测设中线、边线、标高、标出各分段点及横隔板的位置，作为安装其他模板及绑扎钢筋的依据。拱圈钢筋安装采用在桥下加工弯制，运至拱架上就地绑扎施工。钢筋绑扎顺序按拱脚至拱跨1/4段，先安箍筋后穿主筋的办法；拱跨1/4处至拱顶段先穿主筋后套箍筋，以利施工。钢筋在绑扎中和骨架成型后，要做好支撑架避免变形，上层钢筋网采用钢管临时定位，混凝土保护层垫块按80cm间距梅花型布置，与主钢筋绑扎牢固。钢筋在浇筑前要保证其无锈蚀现象。4混凝土的浇筑浇筑拱脚混凝土前，要将其与拱座的新旧混凝土结合处凿毛，冲刷干净，并用水湿润再抹薄薄的一层1︰1109 内蒙古科技大学毕业设计说明书水泥砂浆；拱圈预留间隔槽中混凝土，应待所有各分段混凝土均浇筑完毕，且其相邻段混凝土强度达到70%后方可灌筑，灌筑前要将分段混凝土表面凿毛冲净，残留混凝土清理干净。混凝土浇筑完后应及时覆盖洒水养护。拱圈合拢时，选在拱身混凝土的温度已冷却至设计规定的封顶合拢温度时（15℃），方可进行浇筑。1.1拱上建筑施工1.1.1墩柱盖梁拱上结构混凝土，在拱顶混凝土达到设计强度的30%以上方可浇筑。立柱高度小于10m者，按常规方法，一次立模成型，浇筑混凝土即可，大于10m时，分段浇筑。盖梁在墩柱顶以下约40cm预留孔洞插入型钢或重型旧钢轨作为柱架承重横梁，在其上铺设方木成型钢支立底，侧模板，盖梁横板采用木模钉铁皮加工，钢筋分片吊入焊绑，混凝土泵车浇注混凝土。1.1.2桥面系工程防撞护拦采用现场支模，与桥面铺装钢筋网焊接，现场绑扎钢筋，浇注混凝土成型。桥面系由平均厚度为9cm的防水混凝土浇筑，并找出横向坡度，然后，在其上铺筑5cm厚沥青混凝土（中粒）铺装，场拌沥青混凝土、汽车运输、摊铺机摊铺，压路机碾压成型。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书参考文献【1】交通部.JTGD60—2004公路桥涵设计通用规范，北京：人民交通出版社，2004.【2】交通部.JTGD62—2004公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范，北京：人民交通出版社，2004.【3】交通部..JTGD61-2005公路圬工桥涵设计规范，北京：人民交通出版社，2005.【4】交通部.JTGD63—2007公路桥涵地基与基础设计规范，北京：人民交通出版社，2007.【5】邵旭东，程翔云，李立峰.桥梁设计与计算人民交通出版社.【6】顾安邦，孙国柱，公路桥涵设计手册《拱桥》（上册）北京：人民交通出版社.【7】邵旭东.桥梁工程（第2版），北京：人民交通出版，2007.【8】易建国.混凝土简支梁（板）桥，人民交通出版社.【9】赵明阶.土质学与土力学，人民交通出版社.【10】叶见曙.结构设计原理（第2版），北京：人民交通出版社，2005.【11】李廉锟.结构力学（上册），北京：高等教育出版社，2004.【12】孙训方，方孝淑，关来泰.材料力学（I），高等教育出版社.【13】陈忠延.土木工程专业设计指南（桥梁工程分册），北京：中国水利水电出版社，2000.【14】王晓谋.基础工程第三版，人民交通出版社.109 内蒙古科技大学毕业设计说明书附录附录A外文翻译第一部分英文原文4.2.2ModelthatFailedinPunchingShearItwasrealizedthatcompleterestraintinboththelongitudinalandtransversedirectionsisnecessaryforthedevelopmentoftheinternalarchingsysteminthedeckslab.Withthisrealization,anotherhalf-scalemodelofatwo-girderbridgewasbuilt.Thismodelalsohadadeckslabreinforcedonlybypolypropylenefibres,andwasverysimilartothepreviousone,themaindifferencebeingthatthetopflangesofthegirderswerenowinterconnectedbytransversesteelstrapslyingoutsidethedeckslab.AviewofthesteelworkofthismodelcanbeseeninFig.4.7.Thesestrapswereprovidedsoastoserveastransversetiestotheinternalarchintheslab.The100mmthickslabofthemodelwithtransversestrapsfailedunderacentralloadof418kNinapunching-shearfailuremode.AscanbeseeninFig.4.8,thedamagedareaoftheslabwashighlylocalized.Itcanbeappreciatedthatwithsuchahighfailureload,thethindeckslabofthehalf-scalemodelcouldhaveeasilywithstoodtheweightsofeventheheaviestwheelloadofcommercialvehicles.109 内蒙古科技大学毕业设计说明书Themodeltestsdescribedaboveandinsub-section4.2.1clearlydemonstratethataninternalarchingactionwillindeeddevelopinadeckslab,butonlyifitissuitablyrestrained.4.2.3EdgeStiffeningAfurtherappreciationofthedeckslabarchingactionisprovidedbytestsonascalemodelofaskewslab-on-girderbridge.Aswillbediscussedinsub-section4.4.2,onetransversefreeedgeofthedeckslabofthismodelwasstiffenedbyacompositesteelchannelwithitswebintheverticalplane.Theotherfreeedgewasstiffenedbyasteelchanneldiaphragmwithitswebhorizontalandconnectedtothedeckslabthroughshearconnectors.Thedeckslabneartheformertransverseedgefailedinamodethatwasahybridbetweenpunchingshearandflexure.Testsnearthecompositediaphragmledtofailureatamuchhigherloadinpunchingshear(BakhtandAgarwal,1993).Theabovetestsconfirmedyetagainthatthepresenceoftheinternalarchingactionindeckslabsinduceshighin-planeforceeffectswhichinturndemandstifferrestraintintheplaneofthedeckthanintheout-of-planedirection.4.3INTERNALLYRESTRAINEDDECKSLABSDeckslabswhichrequireembeddedreinforcementforstrengthwillnowbereferredtoasinternallyrestraineddeckslabs.Thestate-of-artupto1986relatingtothequantificationandutilizationofthebeneficialinternalarchingactionindeckslabswithsteelreinforcementhasbeenprovidedbyBakhtandMarkovic(1986).Theirconclusionscomplementedwithup-to-dateinformationarepresentedinthischapterinagenerallychronologicalorderwhich,however,cannotbeadheredtorigidlybecauseofthesimultaneousoccurrenceofsomedevelopments.4.3.1StaticTestsonScaleModels109 内蒙古科技大学毕业设计说明书Aboutthreedecadesago,theStructuresResearchOfficeoftheMinistryofTransportationofOntario(MTO),Canada,sponsoredanextensivelaboratory-basedresearchprogramintotheloadcarryingcapacityofdeckslabs;thisresearchprogramwascarriedoutatQueen"sUniversity,Kingston,Ontario.Mostofthisresearchwasconductedthroughstatictestsonscalemodelsofslab-on-girderbridges.ThispioneeringworkisreportedbyHewittandBatchelor(1975)andlaterbyBatcheloretal.(1985),andissummarizedinthefollowing.Theinabilityoftheconcretetosustaintensilestrains,whichleadstocracking,hasbeenshowntobethemainattributewhichcausesthecompressivemembraneforcestodevelop.ThisphenomenonisillustratedinFig.4.9(a)whichshowsthepartcross-sectionofslab-on-girderbridgeundertheactionofaconcentratedload.Thecrackingoftheconcrete,asshowninthefigure,resultsinanetcompressiveforcenearthebottomfaceoftheslabateachofthetwogirderlocations.Midwaybetweenthegirders,thenetcompressiveforcemovestowardsthetopoftheslab.Itcanbereadilyvisualizedthatthetransitionofthenetcompressiveforcefromnearthetopinthemiddleregion,tonearthebottomatthesupportscorrespondstothefamiliararchingaction.Becauseofthisinternalarchingaction,thefailuremodeofadeckslabunderaconcentratedloadbecomesthatofpunchingshear.Ifthematerialofthedeckslabhasthesamestress-straincharacteristicsinbothtension109 内蒙古科技大学毕业设计说明书andcompression,theslabwillnotcrackand,asshowninFig.4.9(b),willnotdevelopthenetcompressiveforceandhencethearchingaction.Inthepunchingsheartypeoffailure,afrustumseparatesfromtherestoftheslab,asshowninschematicallyinFig.4.10.Itisnotedthatinmostfailuretests,thediameterofthelowerendofthefrustrumextendstothevicinityofthegirders.Fromanalyticalandconfirmatorylaboratorystudies,itwasestablishedthatthemostsignificantfactorinfluencingthefailureloadofaconcretedeckslabistheconfinementofthepanelunderconsideration.Itwasconcludedthatthisconfinementisprovidedbytheexpanseoftheslabbeyondtheloadedarea;itsdegreewasfounddifficulttoassessanalytically.Arestraintfactor,η,wasusedasanempiricalmeasureoftheconfinement;itsvalueisequaltozeroforthecaseofnoconfinementand1.0forfullconfinement.TheeffectofvariousparametersonthefailureloadcanbeseeninTable4.1,whichliststhetheoreticalfailureloadsforvariouscases.Itcanbeseenthatanincreaseoftherestraintfactorfrom0.0to0.5resultsinaverylargeincreaseinthefailureload.Thetablealsoemphasizesthefactthatneglectoftherestraintfactorcausesagrossunderestimationofthefailureload.Itwasconcludedthatdesignforflexureleadstotheinclusionoflargeamountsof109 内蒙古科技大学毕业设计说明书unnecessarysteelreinforcementinthedeckslabs,andthateventheminimumamountofsteelrequiredforcrackcontrolagainstvolumetricchangesinconcreteisadequatetosustainmodern-day,andevenfuture,highwayvehiclesofNorthAmerica.Itwasrecommendedthatfornewconstruction,thereinforcementinadeckslabshouldbeintwolayers,witheachlayerconsistingofanorthogonalmeshhavingthesameareaofreinforcementineachdirection.Theareaofsteelreinforcementineachdirectionofameshwassuggestedtobe0.2%oftheeffectiveareaofcross-sectionoftheslab.Thisempiricalmethodofdesignwasrecommendedfordeckslabswithcertainconstraints.4.3.2PulsatingLoadTestsonScaleModelsTostudythefatiguestrengthofdeckslabswithreducedreinforcement,fivesmallscalemodelswithdifferentreinforcementratiosindifferentpanelsweretestedattheQueen"sUniversityatKingston.DetailsofthisstudyarereportedbyBatcheloretal.(1978).ExperimentalinvestigationconfirmedthatforloadsnormallyencounteredinNorthAmericadeckslabswithbothconventionalandrecommendedreducedreinforcementhavelargereservestrengthsagainstfailurebyfatigue.Itwasconfirmedthatthereinforcementinthedeckslabshouldbeasnotedinsub-section4.3.1.Itisrecalledthatthe0.2%reinforcementrequiresthatthedeckslabmusthaveaminimumrestraintfactorof0.5.TheworkofOkada,etal.(1978)alsodealswithfatiguetestsonfullscalemodelsofdeckslabsandsegmentsofseverelycrackedslabremovedfromeighttotenyearoldbridges.Theapplicationofthesetestresultstodeckslabsofactualbridgesisopentoquestionbecausetestspecimenswereremovedfromtheoriginalstructuresinsuchawaythattheydidnotretaintheconfinementnecessaryforthedevelopmentofthearchingaction.4.3.3FieldTestingAlongwiththestudiesdescribedintheprecedingsub-section,aprogramoffieldtestingofthedeckslabsofin-servicebridgeswasundertakenbytheStructuresResearchOfficeoftheMTO.Thetestingconsistedofsubjectingdeckslabstosingleconcentratedloads,simulatingwheelloads,andmonitoringtheload-deflectioncharacteristicsoftheslab.ThetestingisreportedbyCsagolyetal.(1978)anddetailsofthetestingequipmentaregivenbyBakhtandCsagoly(1979).Valuesoftherestraintfactor,η,wereback-calculatedfrommeasureddeflections.Asummaryoftestresults,giveninTable4.2,showsthattheaveragevalueofηincompositebridgesisgreaterthan0.75,whilethatfornon-compositebridgesis0.42.Itwasconcludedthatfornewconstruction,therestraintfactor,η,canbeassumedtohaveaminimumvalueof0.5.109 内蒙古科技大学毕业设计说明书Bakht(1981)reportsthatafterthefirstapplicationofatestloadofhighmagnitudeondeckslabsofexistingbridges,asmallresidualdeflectionwasobservedinmostcases.Subsequentapplicationsofthesameloaddidnotresultinfurtherresidualdeflections.Itispostulatedthattheresidualdeflectionsarecausedbycrackingoftheconcretewhich,asdiscussedearlier,accompaniesthedevelopmentoftheinternalarchingaction.Theresidualdeflectionsafterthefirstcycleofloadingsuggestthateithertheslabwasneversubjectedtoloadshighenoughtocausecracking,orthecrackshave"healed"withtime.第二部分汉语翻译4.2.2在冲切剪应力下的实效模型我们已经知道在桥面板内部拱形系统的形成中，不仅纵向而且横向也被完全约束限制是完全必要的。意识到这一点，我们又建了另一个有两个大梁的半比例模型桥。这个模型也有一个仅由聚丙烯纤维增强的桥面板，并且和前面的一个非常相似，他们主要的不同是现在模型的梁的上凸缘是由位于桥面板外侧的横向钢板所连接的这种型号钢的工作图可见图4.7.这些带子被用来作为在平板内部拱门的横向连接。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图4.7由横向钢板所连接的大梁上凸缘在中心加一个418KN的载荷后，由横向钢板所连接的这个厚100mm的混凝土模型板产生了冲切型剪切破坏。如图4.8可见，混凝土板破坏的区域高度集中于有限的地方，由此可以理解的是，在如此高的破坏载荷作用下，等比例缩小一半的这种薄的混凝土平板甚至可以承载最重的商用车辆的载重。图4.8在冲切剪力的作用下桥面板的破坏上面所述内容对模型的检测以及在前面的4.2.1节的内容清楚的展示了，在桥面板上确实形成了内部的成拱形弯曲的运动，但是只有加上适当的的约束才能使之得以实现。4.2.3边界强化在一个拥有斜交板的高架桥的一定模型上的测试为桥面板的拱形运动提供了进一步的证明。正如即将在4.4.2109 内蒙古科技大学毕业设计说明书节中讨论的一样，一种复合型槽钢强化了这种拥有一条横向自由边界的这种桥面板的模型，这种槽钢在垂面上形成了网状。其它的自由边界由组成水平网格面的槽钢隔板所强化，并且这种水平网格由桥面板上的抗剪连接件连接。这种桥面板在受到冲切应力和屈曲应力的复合作用下在靠近前面横向边界处失效了。测试表明，在复合型隔板处施加相当高的冲切应力载荷才能使之失效。（巴赫特和阿格瓦拉，1993）上面的测试又一次证实了桥面板内部的拱形运动所诱发的在板内的高应力效应反过来需要采用比板外方向的应力效应更加强有力的约束。4.3内部有约束的桥面板需要内置增强效应的桥面板现在被称作内部受限板。一直到1986年，涉及到由钢筋作为增强措施的桥面板的内部拱形运动效应的的量化和利用的技术发展水平都由巴赫特和马克维克提供。在本章中，我们将按时间顺序为您展示他们的成果以及最新的补充信息，然而由于一些进展的随时更新，很难做到绝对的最新。4.3.1比例模型的净力测试大约三十年前，加拿大安大略省交通运输部的结构研究室赞助了一项以大量实验为依托的项目，这个项目研究了桥面板的承载能力；并且由皇家大学，金士顿和安大略共同完成。这些大部分实验都是在成比例板梁桥的桥面上做静力测试。这项前瞻性的工作是由赫维特和巴琪乐在1975年及以后由巴琪乐和其他人1985年报道，这将在下文中概述。混凝土不能承载拉应变，因为拉应变可导致开裂，这种主要的特性导致了受压膜的被迫发展。图4.9(a)突出展示了在受集中载荷作用下板梁桥的平板部分截面的这种现象。正如图所示，混凝土的开裂在两个大梁处混凝土面板的底部平面引起了纯压应力，在大梁的中部，纯压应力朝着面板的上表面移动。很容易就可以想象的出，这种纯压应力从接近中间顶部到接近两端支撑底部的这种过渡正好对应了我们熟悉的拱形运动。由于这种拱形运动的存在，桥板面在集中载荷作用下的失效模型就成了冲切应力模型。如果桥面板的材料不论是受压还是受拉都有相同的应力应变特性，那么如图4.9(b)所示，板将不会产生压应力和拱形运动，也就不会开裂了。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书图4.9桥面板有无内部拱形运动的比较冲切剪力型失效时，如图4.10所示，一个平截头椎体从桥板上分离出来。有人指出，在大部分失效测试时，平截头椎体的底部直径都延伸至了大梁。从实验研究的分析和证实中，已经可以确定对混凝土平台板面的破坏载荷影响最重要因素是对所考虑板面的限制程度。结果表明这种限制是由比载荷作用面还要宽阔的板提供的，它的度很难用解析的方法来评价。人们常用一个限制性因子，η，经验上来估计限制的大小，没有限制时值是零，全限制时它是1.0。图4.10受集中载荷时冲切破坏模型109 内蒙古科技大学毕业设计说明书各种参量对破坏载荷的影响可以从表4.1看到，它列出了各种情况的理论破坏载荷。可以看到，限制性因子从0.0增加到0.5后导致破坏性载荷产生了非常大的增加。这个表也表明如果忽略了限制性因子，显而易见我们会低估破坏性载荷。表4.1各种参量对破坏性载荷的影响对于在桥面板上为应对屈曲载荷而设计的大量而并非必要的增强钢筋和甚至是为抑制体积变化而采取的裂纹控制所必须的最小量的钢来说，能承受北美公路上的车的重量，不论是今天，还是将来，结论都是确定无疑的。对于新的工程，我们推荐这种方法，板面内的增强措施应该铺成两层，每层所包含的正交型网格在每个方向上都有相同的面积，建议每个方向上由钢筋所增强的面占板面有效横截面面积的0.2%。推荐对受限制的一些平板设计采用这种经验的方法。4.3.2在比例模型上的脉动载荷测试为了研究减少增强措施的桥板的疲劳强度变化，金士顿皇家大学对五个有不同板条因而配筋率不同的小比例模型进行了测试，详细的研究结果由巴琪乐等在1978年报道。试验研究证实，对于在北美承受正常载荷的桥板来说，不论是传统的还是经过缩减增强措施，它们对于疲劳失效都有很大的强度储备。桥板上的增强措施被证实应该像前面4.3.1小节所述那样。0.2%的强化要求台板必须有一个至少为0.5的限制性因子。奥卡达等人的工作也涉及到了在全比例模型桥板和片上的测试，这种板从八到十年的旧桥上取来且已破裂严重。但这种在实际桥板上的测试结果的应用是有争议的，因为式样被这样从它原来的结构环境中移走后他们就不能保持产生拱形运动所必须的条件了。4.3.3实地测试连同前述小节的研究，MTO结构研究室承担了一项对全天在用桥的桥板的实地测试程序研究。测试包括使桥板处于单个集中载荷、模拟的车轮载荷下并监测桥板的负载屈曲特性。这项测试是由卡格力等人在1978年报道，并且关于测试设备的细节由巴赫特和卡格力在1979年共同报道。109 内蒙古科技大学毕业设计说明书通过对所测变形量的反求得到了限制性因子η的值，表4.2给出的测试结果概要表明，复合桥η的平均值比0.75还要大的多，而非复合桥的这个值却是0.42。得出的结论就是，对新建工程限制性因子η的最小值可以假定为0.5。巴赫特在1981年报道，在现有的桥板上作用第一次高数量级的测试载荷后，在大多数情况下都可以观察到一个小的挠曲误差，而随后施加相同的载荷并没有产生进一步的误差。这里假定这种挠曲误差是由前面所述的在内部存在拱形运动的混凝土的破裂所导致的。可以从第一轮加载后的挠曲误差看出，或者不要在桥板上加载过高的载荷使板破裂或者这种裂痕会随时间而修复。表4.2限制性因子η的平均值109 内蒙古科技大学毕业设计说明书致谢经过三个多月对桥梁的完整设计，我对桥梁领域的专业知识有了更深的理解。设计过程中所获得的点点滴滴为我以后的工作打下坚实的基础。在设计中，我都以桥梁新规范为依据，并结合专业基础课中的有关原理和计算方法。上部结构计算考虑了横向影响，横向分布系数对称布置时采用杠杆原理法计算，非对称布置时采用偏心压力法计算。盖梁腹孔墩配筋设计参考钢筋混凝土结构设计原理及混凝土简支梁板桥。拱轴系数和弹性中心的确定利用Excel采用数值积分法计算，影响线面积和影响线竖标查拱桥上册表Ⅲ得到。从设计结果来看，该桥基本符合实际工程。但是在设计过程中也存在一定的问题，比如说在设计盖梁时，由于当时没有考虑周全，忘记设置防撞挡块，在计算完成后才发现在这问题，经老师们同意后我在计算完成后加了防撞挡块，但是没有参与计算。整个设计过程中所遇到的难题，张老师、曹老师、籍老师给我耐心的解释，我不仅学到了有用的专业知识，而且老师们那严谨的治学态度，也让我受益终生。在此，我向各位老师们表示深深的感谢；同时，感谢桥梁组的同学，给予我不少关心和帮助。正是有了老师们和同学们的大力帮助，此次毕业设计才能如期完成。谢谢大家！109'