100+160+100m公路预应力混凝土连续刚构桥毕业设计 97页

'西南交通大学本科毕业设计第97页100+160+100m公路预应力混凝土连续刚构桥毕业设计摘要本设计的题目是100+160+100m公路预应力混凝土连续刚构桥设计。由题目可知，连续刚构体系适用于高墩大跨的桥梁，因此除了设计桥梁上部结构而外还应该考虑桥墩的设计。首先,进行桥式方案比选，确定桥跨的布置和主要截面形式，确定施工方案。桥梁横截面采用单箱单室，主梁采用变梁高，梁底曲线为二次抛物线，根据经验公式确定中支点处梁高为10.4m，跨中处梁高为4.0m，中墩与主梁结合部设有横隔板，设计桥墩高50m，为双薄壁墩。施工方法采用应用较为广泛的现浇悬臂平衡施工法，挂篮平衡施工，采取先边合拢再中合拢的方式，悬臂施工节段长度为3.5~4.5m，合拢段长度为2.0m。接下来,运用有限元软件MIDAS/CIVIL建立全桥有限元模型，并进行了施工阶段分析以及成桥分析。用PSC设计估算各个截面的预应力筋用量，并结合内力组合进行了纵向预应力筋设计，按现行规范对桥梁进行了截面验算及变形验算。然后，通过软件计算移动荷载和风荷载等活载作用下桥梁的内力，各项预应力损失和有效预应力，由钢束和混凝土收缩、徐变以及温度、支座沉降等引起的二次内力等，并进行荷载组合、截面强度检算。另外，设计中考虑了“桩土效应”，这使得有限元模型对桥梁施工过程、荷载作用等的模拟更加准确。最后,分别采用反应谱法和时程分析法对桥梁结构进行了抗震分析。第1章绪论1.1预应力混凝土概述预应力混凝土是在第二次世界大战后迫切要求恢复战争创伤，从西欧迅速发展起来的。半个多世纪以来,从理论，材料，工艺到土建工程中的应用,都取得了巨大的发展。尤其是随着部分预应力概念的逐步成熟,突破了混凝土不能受拉与开裂的约束,大大扩展了它的应用范围。目前预应力混凝土 西南交通大学本科毕业设计第97页已成为国内外土建工程最主要的一种结构材料,而且预应力技术已扩大应用到型钢，砖，石，木等各种结构材料,并用以处理结构设计，施工中用常规技术难以解决的各种疑难问题。我国预应力混凝土的起步比西欧大约晚10年,但发展迅速,应用数量庞大。我国近年来在土木工程投资方面，建设规模方面均居世界前列。在混凝土工程技术，预应力技术应用方面取得了巨大进步。近来二三十年来,我国预应力混凝土桥梁发展很快,无论在桥型，跨度以及施工方法与技术方面都有突破性发展,不少预应力混凝土桥梁的修建技术已达到国际先进水平。预应力混凝土桥梁的发展与施工技术的发展是密不可分的,施工技术水平直接影响桥梁的跨径，线型，截面形式等。预应力混凝土连续梁在初期大多采用满布支架法施工,其跨度一般在40以内,且施工周期长,施工用料多。60年代预应力混凝土桥梁引入悬臂施工法以后,预应力连续梁桥得以迅速发展,其跨越能力达200以上,适用范围也不断扩大。悬臂拼装法将大跨桥梁化整为零,施工简便,拼装工期短，速度快,特别对于多跨长联桥(跨度在100以内)是一种效率高而且经济的施工方法。预应力连续梁的施工方法还有顶推法，移动模架法，逐孔架设法等。1.2预应力混凝土连续刚构桥（1）概述连续梁桥是中等跨径桥梁中常用的一种桥梁结构，两跨或两跨以上连续的梁桥，属于超静定体系。连续梁在恒活载作用下，产生的支点负弯矩对跨中正弯矩有卸载的作用，使内力状态比较均匀合理，预应力混凝土连续梁桥是其主要结构形式，它具有梁高小，节省材料，且刚度大，整体性好，超载能力大，安全度大，桥面伸缩缝少接缝少、行车平顺舒适等优点，在30m~120m跨度内常是桥型方案比选的优胜者。缺点有支座；施工时需要墩梁固结，有体系转换；顺桥向抗弯刚度和横桥向抗扭刚度小，也不利于悬臂施工、横向抗风要求。20世纪纪50年代后，由于在预应力混凝土桥梁的施工方法中引入了传统钢桥的悬臂拼装施工法，并针对预应力混凝土桥梁的一些特点，对之加以改进和发展，促使预应力混凝土梁式桥中的悬臂体系得到了迅猛发展，并形成了T型刚构桥。T形刚构桥指的是以T型梁为主要承重结构的梁式桥。在桥上荷载作用产生正弯矩时，梁做成上大下小的T形并在下缘配筋充分利用了混凝土的抗压强度大和钢筋的高抗拉强度进而比矩形梁桥节省了材料，减轻了自重。缺点缩缝多,行车不舒适；跨中可能产生较大挠度； 西南交通大学本科毕业设计第97页顺桥向抗弯刚度和横桥向抗扭刚度小，不利于悬臂施工、横向抗风要求。预应力混凝土连续刚构桥在体系上属于连续梁桥。预应力混凝土连续刚构桥既保持了连续梁无伸缩缝、行车平顺的特点,又有T型刚构桥不设支座、施工方便的优点,且有很大的顺桥向抗弯刚度和横桥向抗扭刚度,它利用高墩的柔度来适应结构由预应力砼收缩、徐变和温度变化所引起的位移,能满足特大跨径桥梁的跨越及受力要求。缺点上部结构连续长度有一定限制,长度再增加时应改为连续刚构与连续梁组合体系；抗撞击能力较弱。（2）预应力混凝土连续刚构桥的特点桥跨结构（主梁）和墩台整体相连的桥梁叫刚构桥。由于二者之间是刚性连接，在竖向荷载作用下，将在主梁端部产生负弯矩，因而将减少跨中正弯矩，跨中截面尺寸也相应减小。刚构桥在竖向荷载作用下，一般都产生水平推力。刚构桥大多做成超静定的结构，故混凝土收缩、温度变化、墩台不均匀沉陷和预应力等因素都会在结构中产生附加内力。刚构桥外形尺寸小，桥下净空大，桥下视野开阔。预应力混凝土刚构桥则常用于高墩大跨桥梁，且具有较好的技术经济性。连续刚构体系另一个特点是抗震性能好,水平地震力可均摊到各个墩上来承担,而连续梁则需要设置制动墩或是采用价格较昂贵的专用抗震支座。墩梁固结又便于采用悬臂施工方法,取消了连续梁在施工转换体系时所采用的墩上临时固结措施。连续刚构桥的主要特点表现在以下几个方面:①构造上一般有2个以上主墩采用墩梁固结,要求主墩有一定的柔度形成摆动支撑体系。因此,常在大跨径高墩桥梁结构中采用。②墩梁固结有利于悬臂施工,同时避免了更换支座,省去了连续梁施工在体系转换时采用的临时固结措施。省去了大跨连续梁的支座,无需巨型支座的设计,节省制造、养护和更换支座的费用。③受力方面,上部结构仍保持了连续梁的特点,但计入因桥墩受力及混凝土收缩、徐变及温度变化引起的弹塑性变形对上部结构的影响,桥墩需要有一定的柔度,使所受弯矩有所减小,而在墩梁结合处仍有刚架受力性质。④抗震性能良好,水平地震力可均摊给各个墩来承受,不像连续梁需设置制动墩,或采用昂贵的专用抗震支座。⑤边跨桥墩较矮,相对刚度较大时,为适应上部结构位移的需要, 西南交通大学本科毕业设计第97页墩梁可做成铰接或在墩顶设置支座。⑥伸缩缝位置在连续梁的两端,可置于桥台处,长桥也可设置在铰接处。为保证结构的横向稳定性,桥台处需设置控制水平位移的挡块。（3）预应力混凝土连续刚构桥发展趋势表1-1国内外大跨径刚构桥（L>240m）桥名国家跨径（m）年份重庆高家花园大桥中国140+240+1401997虎门大桥辅航道桥中国150+270+1501997Confederation桥加拿大165+43×250+1651997Stolma桥挪威94+301+721998Raftsundet桥挪威86+202+298+1251998重庆黄花园大桥中国137+3×250+1371999贵州六广河大桥中国145.1+240+145.12000泸州长江二桥中国145+252+54.82007从上表可以看出，近几十年来的桥梁结构逐步向轻巧、纤细方面发展,但桥的载重、跨长却不断增加。连续刚构桥有以上所叙述的优点,那么其投资比斜拉桥、悬索桥同等跨径下要低,在高墩结构中也比一直以来最便宜的简支梁桥在同等条件下投资偏低或是相同。随着桥梁施工技术水平的提高,对混凝土收缩、徐变和温度变化等因素引起的附加内力研究的深入和问题的不断解决,大跨径预应力混凝土连续刚构桥已成为目前主要采用的桥梁结构体系之一。从以上论述可以总结出大跨径连续刚构的发展趋势有以下几点:①跨径可进一步增大。我国正处于修建连续刚构桥的热潮,跨径280m的奉节长江大桥已经建成;珠海跨伶仃洋特大桥已有318m跨横门东航道的连续刚构方案,可以预见跨径在300m以上的连续刚构不久的将来会在中国出现。②上部结构不断轻型化。桥梁上部结构的轻型化可以减轻上部结构的自重,减少材料用量,也可以降低挂蓝的要求,从而降低工程造价。由于采用大吨位锚具、高强砼和轻质混凝土,上部结构不断轻型,这也是连续刚构桥的发展方向。③简化预应力束类型。我国预应力混凝土连续刚构桥设计中,已有相当多的桥梁取消了弯起束和连续束,用竖向预应力和纵向预应力承担主拉应力,极大的方便了施工,不仅简化了预应力结构体系,而且受到施工单位的欢迎。 西南交通大学本科毕业设计第97页④取消边跨合龙段落地支架。采用合适的边跨与主跨比,在导梁上直接合龙边跨,或与引桥的悬臂相连接实现边跨合龙段的现浇,在高墩的条件下取消边跨合龙段的落地支架,除带来一定的经济效益外还可方便施工。⑤上部结构连续长度增长,以适应高速行车的需要。国外产生了“少用和不用伸缩缝是最好的伸缩缝”的新观点,于是国外桥梁设计中最大限度增加上部结构的连续长度。我国在连续刚构桥设计中亦有加大连续长度的趋势。1.3预应力混凝土连续刚构桥的施工方法大跨径预应力混凝土连续刚构桥的施工多采用悬臂施工法，悬臂施工法是在已建成的桥墩上，沿桥梁跨径方向对称逐段施工的方法。它不仅在施工期间不影响桥下通航或行车，同时密切配合设计和施工的要求，充分利用了预应力混凝土承受负弯矩能力强的特点，将跨中正弯矩转移为支点负弯矩，提高了桥梁的跨越能力。对采用悬臂法进行桥梁结构施工，总的施工顺序是：墩顶0#块的浇筑；悬臂节段的预制安装或挂篮现浇；各桥跨间的合拢段施工及相应的施工结构体系转换；桥面系施工。要实现悬臂施工，在施工过程中必须保证墩与梁固结，尤其在连续梁桥和悬臂梁桥施工中要采取临时墩梁固结措施。另外采用悬臂施工法，很有可能出现施工期的体系转换问题。如对于三跨预应力混凝土连续梁桥，采用悬臂施工时，结构的受力状态呈Ｔ型刚构，边跨合拢就位、更换支座后呈单悬臂梁，跨中合拢后呈连续梁的受力状态。结构上的预应力配置必须与施工受力相一致。悬臂施工法通常分为悬臂浇筑和悬臂拼装两类。悬臂浇筑是在桥墩两侧对称逐段就地浇筑混凝土，待混凝土达到一定强度后张拉预应力束，移动机具模板（挂篮）继续悬臂施工。悬臂拼装是用吊机将预制块件在桥墩两侧对称起吊、安装就位后，张拉预应力束，使悬臂不断接长，直至合拢。综上所述，采用悬臂施工的主要特点为：（1）从桥墩处开始向两侧对称分节段悬臂施工，桥梁在施工过程中承受负弯矩，桥墩也要承担不平衡弯矩；（2）非墩梁固结的预应力混凝土梁桥，采用悬臂施工时应采取措施，使墩、梁临时固结，因而在施工过程中应进行结构体系转换。对于带挂梁的T型刚构桥，主梁在施工中的受力状态与在运营荷载作用下的受力状态基本一致，结构的体系没有改变； 西南交通大学本科毕业设计第97页（3）采用悬臂施工法的机具设备较多，就挂篮而言，也有桁架式、斜拉式等多种型式，可根据实际情况合理选用；（4）悬臂浇筑法施工简便、结构整体性好，施工中可不断调整标高，常用于跨径大于100m的桥梁。悬臂拼装法施工速度快，桥梁上、下部结构可平行作业，但施工精度要求较高，可在跨径100m以下的大桥中选用。（5）悬臂施工法可不用或少用支架，施工不影响通航或桥下交通，适合于跨越深水、山谷、海洋等处，并适用于变截面预应力混凝土梁桥。第2章桥梁总体布置及结构主要尺寸2.1方案比选 随着桥梁理论的不断成熟，在桥梁设计中要求桥的适用性强、舒适安全、建桥费用经济、科技含量高。对建在城市中的桥梁还特别注重美观大方。由此，对于一定的建桥条件，根据侧重点的不同可能会做出基于基本要求的多种不同设计方案，只有通过技术经济等方面的综合比较才能科学地得出完美的设计方案。根据本设计中提到的地形、地质、地貌条件，以及桥跨设计总长360m，可以初步选定几种适用的桥型，预应力混凝土连续梁桥、预应力混凝土T型刚构桥、预应力 西南交通大学本科毕业设计第97页混凝土连续刚构桥。（1）预应力混凝土连续梁桥的应用非常广泛。尤其是悬臂施工法、顶推法、逐跨施工法在连续梁桥中的应用，这种充分应用预应力技术的优点使施工设备机械化，生产工厂化，从而提高了施工质量，降低了施工费用。连续梁的突出优点是：结构刚度大，变形小，动力性能好，主梁变形挠曲线平缓，有利于高速行车。两跨连续梁内力的分布要比同跨的简支梁合理，虽然绝对最大弯矩都是ql2/8，但是连续梁跨中最大弯矩只有简支梁的56%，跨中最大挠度仅为简支梁的40%。因此，不论从刚度方面还是从强度方面来说，连续梁都可以采用比简支梁要小的跨中梁高，更加经济实用。但是，连续梁桥有支座，需要定期更换；施工时需要墩梁固结，有体系转换；顺桥向抗弯刚度和横桥向抗扭刚度小，也不利于悬臂施工、横向抗风要求。（2）T型刚构桥在计算上比连续梁方便。它以T型梁为主要承重结构，在桥上荷载作用产生正弯矩时，梁做成上大下小的T形并在下缘配筋充分利用了混凝土的抗压强度大和钢筋的高抗拉强度进而比矩形梁桥节省了材料，减轻了自重。上部结构利用悬臂浇筑和悬臂拼装的施工方法，不影响通航和桥下交通。桥型美观、宏伟、轻型，适用于大跨悬臂平衡施工，可无支架跨越深水急流，避免下部施工困难或中断航运，也不需要体系转换，施工简便。但是此类型的桥抗弯刚度差，徐变挠度大不易控制，不利于高速行车。由于铰的存在，导致跳车，舒适性不好，另外，剪力铰位置易发生破坏，还有其刚度和稳定性都不如连续梁或连续刚构，现在已基本被连续梁或连续刚构取代。（3）连续刚构桥继承了连续梁桥以及T型刚构桥的优点。首先，墩梁固结，不需要定期更换支座；跨中梁高减小，大大减轻了自重，节省了工程造价。其次，伸缩缝少，行车平顺舒适；跨越能力大，可做成三跨或者四跨一联的，也可以多跨一联的。另外，主梁外观呈曲线形，纤细优美，比例匀称，得体大方；墩具有柔性，很好地适应温度、风荷载、地震等引起的变形，具有很强的抗震性能。因此，在大跨高墩的桥梁中是优先选用的类型。综上所述，决定选用预应力砼连续刚构桥作为设计桥型。安全性连续刚构桥结构整体性能好，有很大的顺桥向抗弯刚度和横向抗扭刚度，能很好的满足较大跨径桥梁的受力要求；由于桥墩常做成双薄壁柔性墩，纵桥向柔度较大，能够适应各种因素引起的变形，抗震性能优越。 西南交通大学本科毕业设计第97页适用性连续刚构桥采用悬臂对称施工，混凝土收缩徐变小，伸缩缝少，便于行车；桥墩一般较高，便于桥下通航、泄洪以及行人通行。经济性该桥型墩梁固结，无需定期更换支座，节省养护费用；采用变梁高大大减少了混凝土的用量，节省工程造价，减少工期；墩能够适应地震作用引起的变形，无需采用昂贵的专用抗震支座。外观该桥型主梁呈抛物线形，采用变梁高，视觉上给人以纤巧大方、匀称美观的感觉，与周围的山水景物相得益彰、和谐得体。2.2设计依据及基本资料2.2.1主要技术指标（1）孔跨布置：100+160+100m公路预应力混凝土连续刚构桥；（2）桥梁等级：高速公路桥梁；（3）汽车荷载等级：公路—I级，设计时速120km/h；（4）桥面宽度：六车道，上下行分为两幅，每幅宽13.5m，即（0.5m栏杆+3×4.0m车行道+1.0m栏杆），两幅净距1.0m；（5）桥面坡度：不设纵坡，横坡为±2.0%；（6）支座沉降：按1cm考虑；（7）温度荷载：整体升降温20oC；（8）施工方法：主梁采用悬臂浇注分段对称平衡施工,中跨及边跨合拢段采用吊模浇注，挂篮自重、施工荷载控制在370吨以内，挂篮自重按120吨计；（9）桥轴平面线型：直线。（10）地震烈度：基本烈度Ⅵ度，按Ⅶ度设防。2.2.2主要材料（1）混凝土：梁体为C55混凝土，墩身为C40混凝土，承台及桩C30；（2）钢材：纵向和横向预应力筋采用高强度低松弛钢绞线，其单根公称直径为15.24（面积为140mm2），标准强度为fpk=1860Mpa；竖向预应力筋为JL32精扎螺纹钢筋，标准强度为785MPa，普通钢筋采用R235、HRB335级钢筋；（3）锚具：纵向预应力采用OVM15型锚具，预应力管道均按金属波纹管成孔设计。 西南交通大学本科毕业设计第97页2.2.3设计依据（1）中华人民共和国交通部标准，公路桥涵设计通用规范，JTGD60-2004；（2）中华人民共和国交通部标准，公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范，JTGD62-2004；（3）中华人民共和国交通部标准，公路桥涵地基与基础设计规范，JTGD63-2007；（4）中华人民共和国交通部标准，公路桥梁抗风设计规范，JTG/TD60-01-2004；（5）中华人民共和国交通部标准，公路桥梁抗震设计规则，JTG/TB02-01-2008。2.3桥跨布置2.3.1桥跨分孔对于一座较长的桥梁，应当分成若干孔。孔径划分的大小，不仅影响使用效果和施工等，而且在很大程度上影响桥梁的总造价。一般应满足以下要求：（1）对于通航河流，在分孔时首先应满足桥下的通航要求。桥梁的通航孔应布置在航行最方便的河域。对于变迁性河流，根据具体条件，应多设几个通航孔。（2）对于平原区宽阔河流上的桥梁，通常在主河槽部分按需要布置较大的通航孔，而在两侧浅滩部分按经济跨径进行分孔。（3）当在山区的深谷、水深流急的江河以及水库上修建时，为了减少中间墩，应加大跨径。条件允许时，甚至还可以采用特大跨径的弹孔跨越。（4）对于采用连续体系的多孔桥梁，应从结构的受力特性考虑，使边孔与中孔的跨中弯矩接近相等，合理地确定相邻跨之间的比例。（5）对于河流中存在不利的地段，例如岩石破碎带、裂隙、溶洞等，在布孔时，为了使桥基避开这些区段可以适当加大跨径。连续梁桥可以做成三跨或者四跨一联的，也可以做成多跨一联的，一般不超过六跨。每联跨数太多，联长就要加大，受温度变化及混凝土收缩徐变等影响产生的纵向变形也就越大，使伸缩缝及活动支座的构造复杂，对桥梁的墩台也不利；每联长度太短，则使伸缩缝的数目加多，不利于高速行车。建桥处的地形、地质与水文条件，以及通航要求等对孔跨分布常常起决定性的作用；此外，还要结合墩台、基础及支座的构造，综合分析比较才能选出最优方案。 西南交通大学本科毕业设计第97页从梁内弯矩的分布情况来看，对于每联三跨以上的连续梁，等跨时边跨的跨中弯矩大于中间跨的跨中弯矩，故常用缩短边跨的办法来调整弯矩的分布，边跨与中跨的比值可在0.7~0.5之间，甚至可以选取0.3。对于三跨连续梁，边跨与中跨的比值多用0.6~0.67；对于多跨连续梁，该比值可增大到0.8，当采用悬臂施工时宜取0.5~0.6。当边跨与中跨之比小于0.3时，端支座上将有较大的负反力（即拉力）出现，对此种支座要做特殊处理，例如在桥台上设置构造复杂的拉力支座，或采用在边跨末端严重的办法来消除负反力。根据以上叙述，本设计桥梁总长360m，确定桥跨为100+160+100m，边跨与中跨之比为0.625。2.3.2总体布置根据前面介绍的桥型选择、桥跨分孔以及考虑到桥型的美观和桥梁与周围地形地貌的和谐，将桥梁设计为三跨连续刚构桥，如下图为100+160+100m预应力砼连续刚构桥的总体布置示意图。图2-1桥跨总体布置图（单位：cm）2.4上部结构尺寸拟定2.4.1截面形式的选择截面的拟定需要考虑多种因素的影响，以便选出最适合的截面形式，例如，应尽量节省材料，做到受力合理，另外还应考虑外形线条的美观。以简支梁为例（梁截面为矩形），在受到竖向均布荷载作用时，跨中弯矩最大，根据材料力学的相关知识可知，最大的正应力出现在跨中截面。该截面上，以中性轴Z轴为分界，上侧为压应力，下侧为拉应力，并且某点应力大小与它到中性轴的距离成正比。如下示意图： 西南交通大学本科毕业设计第97页图2-2竖向均布荷载作用下弯矩图图2-3跨中截面弯曲正应力图由材料力学，，可知要使截面不被破坏，应该尽量增大。在线弹性范围内，梁截面上各点的正应力是与各点到中性轴的距离成正比的。当离中性轴最远的边缘处的最大正应力达到材料的许用应力时，中性轴附近各点的正应力还很小，因而这部分材料没有充分发挥作用。合理地做法是，把尽可能多的材料布置得离中性轴远一些，如工字形（I形）截面。当然这也有一定的限度，因为梁的横截面上还有剪力，还必考虑切应力强度条件。另外，为了节省材料，可以将腹板中间挖空，因此，箱型截面就应运而生了，这种截面的核心距较大，轴向压力的偏心就可以增大，也就是预应力钢筋的力臂可以增大，能够充分发挥预应力筋的作用；箱形截面这种闭合薄壁截面抗扭刚度很大，对于弯桥和采用悬臂施工的桥梁尤为有利；这种截面形式具有优越的受力性能，因而在工程中常被选用。常见的箱形截面形式有：单箱单室、单箱双室、双箱单室、单箱多室、双箱多室等等。其中，单箱单室截面构造简单，便于施工，腹板总厚度小，节省材料，因此，本设计选用单箱单室截面。2.4.2梁高的确定根据理论研究以及实际施工中的经验，前人做出以下总结，公路连续梁/刚构桥跨尺寸拟定的经验公式：（1）中支点梁高与中跨跨度之比为/=1/15～1/25，即是中支点梁高为中跨跨度的1/15～1/25。（2）中跨跨中梁高与中跨跨度之比为/=1/40～1/55，即是中跨跨中梁高为中跨跨度的1/40～1/55。本设计为公路Ⅰ级，中跨160m，故有=（1/15～1/25）×160m=6.4m～10.7m； 西南交通大学本科毕业设计第97页=（1/40～1/55）×160m=2.9m～4.0m；当建筑高度不受限制时，增大梁高往往是较经济的，因此，在节省混凝土用量的前提下尽量选取加大的梁高。设计中选取中支点处梁高=10.4m，跨中梁高=4.0m。图2-4梁底曲线坐标系（单位：cm）梁底曲线选用二次抛物线，如上图2-4，抛物线方程：y=4.0+0.00118（单位：m）。2.4.3腹板厚度腹板主要承受剪力作用，跨中腹板厚度的选定，主要取决于布置预应力筋和浇注混凝土必要的间隙等受力、构造要求。一般情况下可按以下原则选用：（1）腹板内无预应力筋时，可取20cm；（2）腹板内有预应力筋时，可取25～30cm；（3）腹板内有预应力筋锚固头时，取35cm；（4）为满足支点较大剪应力要求，墩上或靠近桥墩的箱梁根部腹板需加厚到30～60cm，特殊情况可达100cm。（5）大跨度桥腹板应采用变厚度形式，从跨中向支点分段线形逐步加厚，变厚段一般为一个节段长。选择最小腹板厚度为60cm位于与合拢段相接的截面，跨中合拢段厚80cm，由60cm逐渐向根部线性加厚到80cm。由于中墩处受剪力较大、较复杂，故加厚到110cm，并在设墩的地方加设横隔板。2.4.4顶、底板厚度根据经验有，箱室间距一般不大于7m，顶、底板最小厚度不小于箱室间距的1/30和0.15m。一般情况下，顶板厚度通常不变，底板厚度由跨中向根部逐渐变厚。箱形截面顶板厚度一般要考虑两个因素，一是要满足桥面板横向抗弯的要求，二是要方便布置、锚固预应力钢束。设计中拟定顶板厚度为30cm，中墩处由于受力的复杂性，保守地加厚了顶板厚度为50cm。箱梁底板厚度随箱梁顺桥向负弯矩的增大而逐渐加厚，以适应受力要求。 西南交通大学本科毕业设计第97页因此，拟定底板最小厚度为30cm，以二次抛物线y=3.7+0.00109（坐标系同图2-4；单位：m）渐向根部加厚到80cm，中墩处底板也另外加后到110cm。2.4.5悬臂板、梗腋及其他细部尺寸根据经验，取悬臂板长度为325cm，外侧厚度为20cm。为了减小应力集中，有必要在截面上设置梗腋或倒角，外轮廓设有200×30cm，125×70cm两个梗腋，内轮廓上方设80×70cm的倒角，下方设60×40cm的倒角。另外，为了排水的需要，设置横坡为单坡2%的倾斜度。具体如图2-5：图2-5主梁横截面细部尺寸（单位：cm）另外，边墩及中墩处截面应设置横隔板，其尺寸如图2-6，2-7。图2-6边墩横隔板（单位：cm） 西南交通大学本科毕业设计第97页图2-7中墩横隔板（单位：cm）2.5下部结构尺寸拟定2.5.1墩身尺寸拟定桥墩是桥梁的重要组成部分之一，其作用在于它承担着上部结构的荷载，并连同自身重力有效地传给基础。桥墩一般指多跨桥梁的中间支承结构物，它除承受上部荷载外，还要承受流水压力、风力以及可能出现的地震力、浮力、船只和漂流物的撞击力等。预应力混凝土连续刚构桥中采用双薄壁墩，双薄壁墩是现阶段我国大、中跨径公路桥梁比较常用的桥墩形式，其构造特点是在墩位上有两个互相平行的墩壁与主梁铰接或刚接的桥墩。钢筋混凝土双薄壁桥墩可增加桥墩刚度，减小主梁支反力峰值，增加桥梁美观性。预应力混凝土连续刚构桥采用墩梁固结体系，这里双薄壁高墩是一种理想的柔性墩，它既能支承上部结构、保持桥墩稳定，又有一定柔性，适应上部结构位移的需要。 西南交通大学本科毕业设计第97页图2-8墩身截面尺寸（单位：cm）要满足双薄壁墩有足够的柔性，拟定墩高50m，（如图2-8）墩身截面设计为200×700cm的矩形，内部空心，为了减小应力集中设有倒角20×20cm，墩壁厚50cm，两墩中心线间的距离为740cm，净距540cm。双薄壁墩的壁厚较薄，防撞性能较差，故在墩的下部与承台相接的部分做成实心墩，即墩顶、墩底5米范围内均浇注成实心的。2.5.2桩基础尺寸拟定桩基础的设计要求选型恰当、经济合理、安全适用，对桩和承台有足够的强度、刚度和耐久性；对地基（主要是桩端持力层）有足够的承载力和不产生过量的变形。桩基础的设计内容和步骤为：（1）进行调查研究，场地勘察，收集有关资料；（2）综合勘查报告、荷载情况、使用要求、上部结构条件等确定桩基持力层；（3）选择桩材，确定桩的类型、外形尺寸和构造；（4）确定单桩承载力设计值；（5）根据上部结构荷载情况，初步拟订桩的数量和平面布置；（6）根据桩的平面布置，初步拟订承台的轮廓尺寸及承台底高程；（7）验算作用于单桩上的竖向和横向荷载；（8）验算承台尺寸及结构强度； 西南交通大学本科毕业设计第97页（9）必要时验算桩基的整体承载力和沉降量，当持力层下有软弱下卧层时，验算软弱下卧层的地基承载力；（10）单桩设计，绘制桩和承台的结构及施工详图。地勘资料为，第一层为软塑黏土，土层厚度为6m；第二层为硬塑黏土，土层厚度为6m；第三层为坚硬、半坚硬黏土，土层厚度为8m；第四层为砾岩、砾石，土层厚度为12m；第五层为卵石及坚硬砾石，土层厚度为18m。第五层足够密实，故选为持力层。桩材采用C30级混凝土。桩的长度主要取决于桩端持力层的选择。桩端进入持力层的深度，对于黏性土、粉土不宜小于2d，砂类土不宜小于1.5d，碎石类土不宜小于1d。当持力层较厚且施工条件允许时，桩端进入持力层的深度应尽可能达到桩端阻力的临界深度，以提高桩端阻力。该临界深度值对于砂、砾为（3~6）d，对于粉土、黏性土为（5~10）d。拟定桩长为40m，即进入持力层8m。一般，若上部建筑物较高，荷载较大时，宜采用大直径桩，尤其是大直径人工挖孔桩比较经济实用。拟定桩径为1.5m的实心混凝土桩，桩数16根，如下图2-9所示。图2-9地层及桩基构造图（单位：cm，地层标高单位：m）2.5.3承台尺寸拟定 西南交通大学本科毕业设计第97页桩基承台可分为柱下独立承台、柱下或墙下条形承台，以及筏板承台和箱形承台等。承台的作用是将桩联结成一个整体，并把建筑物的荷载分配到桩上，因而承台应有足够的强度和刚度。承台的平面尺寸一般由上部结构、桩数及布桩形式决定。承台的厚度应≥300mm，宽度≥500mm，承台边缘至边桩中心的距离不应小于桩的直径或边长，且边缘挑出部分应≥150mm。本设计选择承台尺寸为20m×20m×5m，材料采用C30级混凝土，16根桩均匀分布，边缘挑出部分为175cm，。如下图2-10所示。图2-10承台尺寸及桩的布置图（单位：cm）2.6特殊节段处理2.6.1零号块零号块是悬臂浇筑施工的中心块体，又是体系转换的控制块体。梁体的受力经零号块通过支座向墩身传递，零号块受力非常复杂，且一般作为施工机具和材料堆放的临时场地，故其顶板、底板、腹板尺寸都取得较大。零号块已不能处理为一般的杆系，对重要桥梁都要进行零号块空间应力分析。从国内施工来看，零号块时有开裂，故其施工工艺及结构构造是很值得研究的问题。2.6.2横隔板悬臂施工的连续梁大多采用箱形截面，抗扭刚度较大，故除支点部位零号块内设置横隔板外，主桥沿纵向一般不设横隔板。零号块内横隔板传递荷载较大，通常采用一片实体或两片式刚性横隔板，中部开设过人洞。在各跨上需考虑不平衡段底板钢束弯起锚固的要求，还需设置预留伸缩槽。 西南交通大学本科毕业设计第97页2.6.3合拢段合拢段的施工是桥梁施工的重要环节。在合拢段施工过程中，由于温度变化、混凝土早期收缩、已完成结构的收缩徐变、新浇混凝土的水化热，以及结构体系变化和施工荷载等因素，对尚未达到强度的合拢段混凝土有直接影响，故必须重视合拢段的构造措施，使合拢段与两侧梁体保持变形协调，并在施工过程中能传递内力。合拢段的长度在满足施工要求的情况下，应尽量缩短，以便于构造处理，一般取1.5～3m。本设计取2m。合拢段的构造处理有以下几种：(1)用劲性钢管作为合拢段的预应力套管；(2)加强配筋；(3)用临时劲性钢杆锁定；(4)压柱支撑。合拢段施工应注意以下几点：①合拢段应采用早强、高强、少收缩混凝土；②合拢段混凝土浇筑时间应选在一天中温度较低时，并使混凝土浇筑后温度开始缓慢上升为宜；③加强混凝土的养护。 西南交通大学本科毕业设计第97页第3章桥梁结构内力计算3.1概述现代桥梁结构规模日趋庞大、体系日趋复杂，对结构受力的准确把握非常重要。仿真分析技术是了解桥梁结构在施工、正常运营及极限承载状态下性能的一种重要手段。桥梁结构分析是确定已知条件、确定结构物理力学模型，并应用相似的理论分析和方法进行计算，最后对计算结果进行判断和审核的这样一个复杂的过程。如图3-1所示为桥梁结构分析的基本过程。图3-1桥梁结构分析的基本过程 西南交通大学本科毕业设计第97页结构分析中对计算结果的审核和判断包括两个方面：一是对计算结果本身正确性与否的判断；二是计算结果是否满足相应的指标要求，如强度、刚度、稳定等。计算结果正确与否主要与选用的分析模型及分析方法有关，对这些的分析判断是结构分析工作中非常重要的一个环节，绝不可忽略，一般要求分析者具有扎实的力学基础及结构设计理论。目前常用的通用有限元软件均是由国外开发的，主要有ANSYS,ALGOR,MIDAS等等，可以说每个通用软件都有各自的优缺点。MIDAS/CIVIL是针对土木结构，特别是分析预应力箱型桥梁、悬索桥、斜拉桥等特殊的桥梁结构形式，同时可以做非线性边界分析、水化热分析、材料非线性分析、静力弹塑性分析、动力弹塑性分析。为能够迅速、准确地完成类似结构的分析和设计，以填补目前土木结构分析、设计软件市场的空白，而开发的“土木结构专用的结构分析与优化设计软件”。故本设计采用MIDAS/CIVIL来进行建模分析。3.2模型的建立建立桥梁模型之前，首先要充分理解结构和作用的荷载，而且设法理解结构在荷载作用下的结构行为。事先对要分析的结构行为有一个比较深刻的认识，要以较深厚的力学理论和较丰富的工程实践经验为基础。在MIDAS/CIVIL中，模型的建立可以大致归纳为节点和单元的建立，定义材料、截面，添加边界条件，施加静力、移动荷载，添加预应力束，定义施工阶段等步骤。在建立节点和单元之前，需要将结构划分为若干个节段。划分节段一般遵循的原则有：（1）0#块应保证一定的宽度，以便安装吊机、挂篮以及堆放材料机械设备等；（2）应划分合拢段，合拢段一般长1.5～3.0m，还应根据实际地形、水文、气候等条件考虑施工阶段的方便性，此处取2.0m；（3）尽量使每一节段的重量不超过吊篮的设计起吊能力，且保证各节段重量基本相等；（4）在结构中，设有支座的位置，截面变化的位置，设有横隔板的位置等都应划分开来；（5）在一些需要输出结果的位置也可以设置节点，如跨中截面、1/4截面、3/4截面等。 西南交通大学本科毕业设计第97页3.2.1节段的划分本桥梁桥跨为100+160+100m，另外桥墩高50m，承台厚5m，根据节段划分原则划分该桥梁结构。承台单独作为一个节段，桥墩在实心和空心交界处应划分开来，故将桥墩划分为5m×2+10m×3+5m×2。主梁合拢段取200cm，其余部分划分为550cm（0#块）+350cm×5+400cm×5+450cm×8=7900cm（悬臂对称浇筑段）；边跨有19m的不对称段，考虑到地形边坡较平缓，搭设满堂支架较为简便，故采取先边合拢再中合拢的方式，因此边跨划分为75cm×2+150cm++400cm×4（边跨现浇段）=1900cm。图3-2为主梁节段划分图。图3-21/2主梁节段划分3.2.2材料本设计中，主梁采用C55级混凝土，墩身采用C40混凝土，承台、桩基础采用C30混凝土；预应力束采用1860标准钢绞线。《混凝土结构设计规范》规定以150mm×150mm×300mm的棱柱体试件试验测得的具有95%保证率的抗压强度为混凝土轴心抗压强度标准值，用符号表示。考虑到实际结构构件制作、养护和受力情况，实际构件强度与试件强度之间存在的差异，基于安全取轴心抗压强度标准值与立方体抗压强度标准值的关系按下式确定：（3-1）式中：为棱柱体强度与立方体强度之比，对于混凝土强度等级为C50及以下的取=0.76，对于C80取=0.82，两者之间按线性内插取值。为高强度砼的脆性折减系数，对于C40及以下取=1.00，对于C80取=0.87，中间的按线性内插取值。0.88为考虑实际构件与试件混凝土强度之间的差异而取用的折减系数。但是在实际工程中考虑一定的安全储备，常采用混凝土的轴心抗压强度设计值，参见《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（D62-2004），各种材料的基本特性数据见表3-1。表3-1各材料特性值 西南交通大学本科毕业设计第97页材料弹性模量（MPa）线膨胀系数1/[C]容重kN/m^3轴心抗压强度标准值（MPa）轴心抗压强度设计值（MPa）C553.55×1.0×2535.3524.4C403.25×1.0×2526.818.4C303.00×1.0×2520.113.8Strand18601.95×1.2×78.5　　注：计算现浇钢筋混凝土轴心受压和偏心受压构件时，如截面的长边或直径小于300mm，表中数值应乘以系数0.8；当构件质量（混凝土成型、截面和轴线尺寸等）确有保证时，可不受此限。3.2.3截面的定义以及边界条件的添加箱梁截面的定义通常有两种方法：一是，在MIDAS/CIVIL中设计截面的部分，通过直接输入数据来加以定义，此种方法适用于平坡或对称的双坡截面，单坡的截面将无法定义；二是，通过截面特性计算器导入dxf文件计算截面特性值来设计界面，此种方法较为广泛，无论何种形式的截面均可采用此方法，但是应注意导入的截面要保证封闭，变截面两端的截面线段数量相同，转角、交点等应一一对应。本设计是双幅桥其中的一幅，主梁横截面为单坡，故采用上述第二种方法定义截面。定义的截面包括，边支点截面，中支点截面，以及设有横隔板的截面，腹板、底板变化处的截面等。边界条件是整个模型建立中很重要的一环，边界条件不同会导致整个体系构成不同，因而计算结果也就不同甚至是错误的。刚构桥较为特殊的是中墩与主梁采用固结的形式，只需将主梁节点与墩的节点用“一般连接”中的“刚性”加以连接即可。边支座则设为活动支座，满堂支架的部分应模拟为临时支座，单支座要注意约束转动轴。如下表3-2为成桥阶段（无桩）时的边界条件。表3-2成桥阶段边界条件　DxDyDzRxRyRz边墩支座011000边墩支座001000边墩支座001000边墩支座011000边墩支座001000边墩支座001000 西南交通大学本科毕业设计第97页承台底固结111111承台底固结111111注：表中Dx、Dy、Dz分别表示约束在x、y、z方向上的平动；Rx、Ry、Rz分别表示约束绕x、y、z轴的转动。3.2.4静力荷载的添加恒载主要包括主梁自重（前期恒载）引起的主梁自重内力和后期恒载（如桥面铺装、人行道等）引起的二期恒载内力。（1）自重自重包括箱梁及横隔板的荷载集度。其计算公式为：（3-2）式中：i—单元号；—i号单元恒载集度；—i号单元的毛截面面积。设计中为简便计算，把箱梁与横隔板均按均布荷载考虑。（2）二期横载桥面铺装层宽12m，由下至上依次为8cm厚的C40混凝土调平层，防水层，沥青混凝土桥面铺装层，混凝土和沥青混凝土容重分别取25kN/m^3，23kN/m^3。另外在桥面两边还设有混凝土防撞栏。因此，二期横载集度为桥面铺装集度与防撞护拦集度之和，即：=+=（25×12×0.08+23×12×0.10）+25×（0.3147+0.4564）=70.88kN/m（3）混凝土湿重及挂篮自重在施工过程中，湿重是每一节段在浇筑后的自重，混凝土的湿重是比较大的，其中的水分会随着时间的推移而挥发，混凝土的湿重也会减轻，但在施工中是不可以忽略的，每一节段的混凝土湿重可以通过查询获得。可以近似认为每一节段的湿重作用在节段的中间，为了模拟的方便，根据理论力学的知识，将湿重简化到节点上，并加上一附加弯矩。挂篮自重的添加与湿重类似，取挂篮重120吨，作用在每一节段上的挂篮重量相等，同样简化到节点上，并加上一附加弯矩。合拢段采用与挂篮同重量的吊篮，也就是合拢段的两端分各自分担一半吊篮的重量。 西南交通大学本科毕业设计第97页3.2.5施工阶段的定义施工阶段主要是根据单元的划分以及实际施工过程来定义。施工挂篮自重按120吨计算，本设计的施工阶段划分为：步骤1：①墩台基础施工：桩基、承台、墩身施工完毕至墩顶；②在托架上浇筑0#块；③在0#块上对称架设挂篮，每个挂篮按120吨计；④经后期分析，有必要在浇筑0#块强度达到85%后张拉预应力束T0、W0、W0’。步骤2：①对称浇筑1#块；②混凝土强度达到85％后，张拉预应力索T1和W1；步骤3：①移动挂篮；②绑扎钢筋，支模；③对称浇筑2#块；④混凝土强度达到85％后，张拉预应力索T2和W2。步骤4：①按前步骤依次浇筑3～18号梁段；②强度达到85％后，张拉预应力索。步骤5：安装边支座，搭设满堂支架，现浇边跨等高梁段。步骤6：①拆除18#梁段挂篮，安装边跨合拢段吊篮；②浇筑边跨合拢段梁段。步骤7：①拆除边跨临时支座及吊篮，安装中跨合拢段吊篮；②浇筑中跨合拢段；③待混凝土强度达到85％后，张拉中跨顶板及底板预应力索。步骤8： 西南交通大学本科毕业设计第97页①拆除中合拢段吊篮；②桥面铺装、人行道板及栏杆施工。3.2.6完成模型模型承台底端模拟为固定支座，边支座模拟为活动支座。最终模型如图3-3所示：图3-3内力计算模型3.3桥梁恒载内力计算3.3.1计算阶段划分恒载内力计算采用Midas软件提供的有限元方法计算。恒载内力主要包括主梁自重引起的主梁自重内力和后期恒载（如桥面铺装、人行道等）引起的二期恒载内力。自重是在结构逐步形成的过程中作用于桥上的，因而它的计算与施工方法密切相关。本桥主梁采用悬臂浇筑对称平衡施工，结构经过悬臂刚构，单跨固端梁，简支梁等不同体系最后才形成多跨连续梁，施工过程中不断进行体系转换，使得内力计算更为复杂，所以计算时要分施工阶段进行。一般划分为以下阶段：①由中支墩悬臂法施工至最大悬臂；②安装边支座，现浇边跨等高梁段；③边跨合拢；④拆除边跨临时支座；⑤合拢中跨；⑥拆除吊篮；⑦桥面铺装；⑧运营阶段。3.3.2施工阶段内力计算 西南交通大学本科毕业设计第97页采用悬臂施工的连续梁，其恒载弯矩与一次落架形成的连续梁有很大的不同。主要是由于施工中经历了悬臂阶段，造成其支座负弯矩远大于跨中正弯矩。用MIDAS/Civil对桥梁进行施工阶段分析时，程序会自动生成以下荷载工况并保存与其相应的分析结果。不仅可以针对各个施工阶段查看分析结果，而且可以在自动生成的Min/Max阶段查看所有阶段中构件产生的最大/最小计算结果。本设计列出各个主要施工阶段内力计算结果见下：①最大悬臂阶段内力图3-4最大悬臂阶段恒载弯矩图（单位：kN·m）表3-3最大悬臂阶段内力数据位置轴向（kN）剪力-z（kZ）弯矩-y（kN·m）备注边跨1/4-5.11430.3-3212.9最大悬臂阶段-32.84002.8-9001.1最大悬臂阶段边跨1/2-415.812593.3-211574.9最大悬臂阶段-449.612542-211574.9最大悬臂阶段边跨3/4-1584.223466.8-650749.9最大悬臂阶段-1646.423475.6-650749.9最大悬臂阶段中支点101.3261.6-1273598最大悬臂阶段101.3261.6-1273598最大悬臂阶段中跨1/4-782.87-17675.2-234099最大悬臂阶段-763.1-17670.1-234099最大悬臂阶段通过内力图和数据可以看出，主梁最大负弯矩为1282850kN·m，发生在墩顶处；从墩顶到最大悬臂18#块，负弯矩成2次抛物线递减，并在悬臂最后变为0；整个过程不出现正弯矩。②边跨合拢阶段内力。 西南交通大学本科毕业设计第97页图3-5边跨合拢阶段恒载弯矩图（单位：kN·m）表3-4边跨合拢阶段内力数据位置轴向（kN）剪力-z（kZ）弯矩-y（kN·m）备注边跨1/4-13.14253.136625.5边跨合拢阶段-34.94253.236625.5边跨合拢阶段边跨1/2-426.312859.3173144.3边跨合拢阶段501.412862.0173144.3边跨合拢阶段边跨3/4-1616.523817.5-620589.1边跨合拢阶段-1733.523808.4-620589.1边跨合拢阶段中支点89.5-21707.1-1166660.2边跨合拢阶段89.5-21707.1-1166660.2边跨合拢阶段中跨1/4-681.7-13425.4-243431.0边跨合拢阶段-605.7-13429.0-243431.0边跨合拢阶段通个内力图和数据可以看出在边合拢阶段，主梁最大负弯矩为1262070kN·m，发生在墩顶；从墩顶到边合拢阶段负弯矩成抛物线性递减，并在边合拢阶段开始变为0；在边合拢结束后边跨现浇段出现正弯矩,最大正弯矩为149574kN·m，出现在边合拢左侧。③中跨合拢阶段内力图3-6中跨合拢阶段恒载弯矩图（单位：kN·m） 西南交通大学本科毕业设计第97页表3-5中跨合拢阶段内力数据位置轴向（kN）剪力-z（kZ）弯矩-y（kN·m）备注边跨1/4-12.33944.98413.6中跨合拢阶段-32.63945.18413.7中跨合拢阶段边跨1/2-416.412551.3-193729.9中跨合拢阶段-489.612553.9-193729.9中跨合拢阶段边跨3/4-1586.623501.8-633549.4中跨合拢阶段-1712.323510.4-633549.4中跨合拢阶段中支点-65.5-15476.1-1201970.1中跨合拢阶段-65.5-15476.1-1201970.1中跨合拢阶段中跨1/4-1079.8-14838.9-255265.8中跨合拢阶段-995.9-14839.1-255267.5中跨合拢阶段中跨1/2-327.8041226.6中跨合拢阶段-327.8041226.6中跨合拢阶段通个内力图和数据可以看出在中合拢阶段，主梁最大负弯矩为1266410kN·m，发生在墩顶；负弯矩从墩顶开始成抛物线性递减，并在边合拢和中合拢区段出现少量正弯矩；最大正弯矩为102464kN·m，发生于中跨现浇区段。3.3.3成桥阶段内力计算梁体浇筑完毕后，还应铺设桥面铺装，以及增设栏杆、防撞栏、照明设施、排水系统等，这些设施的自重也作为恒载施加在梁体上。如图3-7为成桥后的弯矩图图3-7成桥阶段弯矩图（单位：kN·m）表3-6成桥阶段内力数据单元轴向（kN）剪力-z（kN）弯矩-y（kN·m）阶段边跨1/4-12.13850.632438.2二期-31.73850.732438.2二期 西南交通大学本科毕业设计第97页边跨1/2-553.2514213.0-189258二期-470.614209.9-189258二期边跨3/4-1812.526917.15-691830.2二期-1956.426907.15-691830.2二期中支点-129.1-12926.2-1360075.5二期-129.1-12926.2-1360075.5二期中跨1/4-1268.8-17586.7-274545.1二期-1367.5-19612-274547.8二期中跨1/2-478.8075876.5二期-478.8075876.5二期通个内力图和数据可以看出在中合拢阶段，主梁最大负弯矩为1414740kN·m，发生在墩顶；负弯矩从墩顶开始成抛物线性递减，并在边合拢和中合拢区段出现少量正弯矩；最大正弯矩为85552.8kN·m，发生于中跨现浇区段。3.4桥梁活载内力计算3.4.1活载内力计算活载内力计算为基本可变荷载在桥梁使用阶段所产生的结构内力。公路标准活载图式：公路-Ⅰ级。（1）横向分布系数的考虑荷载横向分布系数是指作用在桥上的车辆荷载如何在各主梁之间进行分配或者说各主梁如何分担车辆荷载。因为截面采用单箱单室不考虑横向分配系数但应计入偏载系数，本设计偏载系数为1.13。（2）荷载取值本桥设计荷载是公路Ⅰ级车道荷载，根据规范，其均布荷载标准值为10.5kN/m，集中荷载取值按下规定取值，当桥梁跨径小于或等于5米时，Pk=180kN，大于或等于50米时，=360kN，在中间时，按内插法计算。计算剪力效应时应乘以系数1.2。（3）车辆荷载影响线加载图示及计算结果影响线按最不利加载后的边跨跨中弯矩、剪力影响线见图3-8、3-9；中跨跨中弯矩、剪力影响线见图3-10、3-11。 西南交通大学本科毕业设计第97页注：—按控制截面加载后出现的对应量的最大值；—加载的控制截面位置；—加载的控制截面加载后出现的对应量的最小值。①边跨跨中弯矩、剪力影响线图3-8边跨跨中弯矩影响线（单位：kN·m）图3-9边跨跨中剪力影响线（单位：kN）②中跨跨中弯矩、剪力影响线图3-10中跨跨中弯矩影响线（单位：kN·m） 西南交通大学本科毕业设计第97页图3-11中跨跨中剪力影响线（单位：kN）③按上述原则计算出活载内力图3-12活载作用下的弯矩图（单位kN·m）表3-7活载作用下的内力计算数据控制截面轴向(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)边跨1/4-2.1-851.6-5258.82.261.3.322506.4边跨1/2-43.1-385.9-10517.613.951213.920556.8边跨3/4-108.4-127.4-15776.39.41562.410170.5中支点-68.4-2508.9-33611.940.72964.66098.8中跨1/4-189.0-1400.2-10227.985.5249.114038.6中跨1/2-142.3-757.8-2466.078.3805.321730.9通过活载弯矩图和数据表可以看出，本设计活载在主梁的中支点处产生最大的负弯矩，其值为47168.9kN·m，最大正弯矩分布于各跨的跨中附近，最大值为23839.4 西南交通大学本科毕业设计第97页kN·m。3.4.2风荷载内力计算当风以一定的速度向前运动遇到结构物的阻碍时，给结构以风压。对于大跨径桥梁，特别是斜拉桥和悬索桥，风荷载是极为重要的设计荷载，有时甚至起着决定性的作用。在顺风向，风压常分为平均风压和脉动风压；在横风向，风流经过结构物而产生漩涡，因漩涡的特性，横风向还会产生周期风压。一般来说，风对结构物作用的计算有三个不同的方面：对于顺风的平均风压，采用静力计算方法；对于顺风的脉动风压或横风向的脉动风，则应该按随机振动理论计算；对于横风向的周期性风力，使结构产生横风向振动，偏心时还产生扭转振动，通常作为确定荷载进行动力计算。由于计算较为复杂，本设计只考虑主梁横桥向风荷载和桥墩的顺桥向和横桥向风荷载。《公路桥涵设计通用规范JTG》（D60-2004）规定，横风向风荷载假定水平得垂直作用于桥梁各部分迎风面积的形心上，其标准值可按下式计算：（3-3）（3-4）（3-5）（3-6）（3-7）式中─横桥向风荷载标准值（kN）；─基本风压（kN/）；─设计基准风压（kN/）；─横向迎风面积（）按桥跨结构各部分实际尺寸计算；─桥梁所在地区的设计基本风速（m/s），按平坦空旷地面，离地面10m高，重现期为100年10min平均最大风速计算确定； 西南交通大学本科毕业设计第97页─高度Z处的设计基准风速（m/s）；Z─距离地面或水面的高度（m）；─空气重力密度（kN/）；─设计风速度重现期换算系数，对于单孔跨径指标为特大桥和大桥的桥梁，=1.0，对于其他桥梁，=0.90；对于施工架设期的桥梁，=0.75；─地形、地理条件系数；─阵风风速系数，对A、B类地表=1.38，对C、D类地表=1.70；─考虑地面粗糙类别和梯度风的风速高度变化修正系数；─风载阻力系数。设计中，地形条件系数取1.30，取1.0，取0.96，取1.70，Z取60m，取19.6m/s，则代入上式可求得桥梁主梁所受风压，将各个梁段的风压简化后施加到节点上，如图3-13为施加在主梁上的风荷载。图3-13主梁所受风荷载桥墩在横桥向和顺桥向的风荷载计算同上，只是得取值有所不同，具体参见《公路桥涵设计通用规范JTG》（D60-2004）的相关部分。下图3-14为桥墩在顺桥向和横桥向施加风荷载。 西南交通大学本科毕业设计第97页图3-14桥墩所受风荷载风荷载作用下的弯矩图见图3-14。图3-14风荷载作用下的弯矩图（单位kN·m）风荷载内力计算结果见表3-7。表3-8风荷载内力计算数据单元轴向(kN)剪力-y(kN)弯矩-z(kN·m)荷载边跨1/4-0.2177.8-5732.8风荷载-0.2177.8-5701.5风荷载边跨1/2-0.9533.2-8422.7风荷载-0.9533.2-8386.5风荷载边跨3/4-1.7-137.3-7443风荷载-1.7-137.3-7411.3风荷载中支点023.9-1643.4风荷载023.9-1597.9风荷载中跨1/42.3215.3-14498.1风荷载2.3215.3-14494.1风荷载中跨1/200-18536.6风荷载00-18536.6风荷载桥墩1/2383.6-506.216092.5风荷载 西南交通大学本科毕业设计第97页383.6-506.216092.5风荷载通过以上图表和数据结果可知，风荷载对主梁的影响较小，而对桥墩的影响较大。3.4.3施工风荷载内力计算当桥址位于高山峡谷地带时，这些地方的风力一般较大，在施工过程中不可避免会受到风荷载的影响，尤其是最大悬臂阶段，因此在设计中考虑了风荷载和施工机具荷载不平衡作用时梁体的受力情况。此处，根据《公路桥梁抗风设计规范》，不对称风荷载系数取0.5，见下图3-15。图3-15不对称风荷载本设计中，除了施加不对称风荷载，还考虑了机具荷载，最大悬臂阶段的弯矩图My、剪力图Fy如图3-16、3-17。图3-16最不利荷载作用下弯矩图My（单位kN·m） 西南交通大学本科毕业设计第97页图3-17最不利荷载作用下剪力图Fy（单位kN）表3-9最不利荷载作用下内力计算数据单元轴向-x（kN）剪力-y（kN）剪力-z（kN）弯矩-y（kN·m）边跨1/4-10848.8-11.3-61.26564.7-10848.8-11.3-61.26564.7边跨1/2-86967.4-155.79566.3-112093.7-87498-155.79566.3-112093.7边跨3/4-166860.2-326.211891.9-215615.5-167596.9-326.211891.9-261207.4中支点-232395.4292-5339.7-357937.5-234706.1292-5339.7-362633.8中跨1/4-114286.9105-7313.7-111198.5-114768.5105-7313.7-111198.5墩身1/2-42047.2-9.6　-36.6437.9-53624.1-895.2　-36.61174.5从内力图以及数据可以看出，最不利荷载使最大悬臂阶段的梁体产生了剪力Fy，最大为904.8kN，出现在左墩墩身上，但数值相对较小，不足以影响施工，因此施工过程是安全的。 西南交通大学本科毕业设计第97页第4章预应力钢筋设计4.1预应力筋布置4.1.1预应力筋构造要求后张预应力混凝土构件，预应力钢筋的净间距及预应力钢筋的预留管道应符合下列要求：（1）曲线预应力钢绞线弯曲半径不小于4m,弯起角不大于；（2）管道至构件顶面或侧面边缘的净距不应小于3.5，至构件底边缘净距不小于5cm；（3）锚下应设置厚度大于15mm的钢板和钢筋网；（4）采用抽拔橡胶管成型的管道，其净间距不应小于4cm。对于大吨位的预应力筋，建议不小于管道直径，采用预埋铁皮套筒，其水平净距不应小于4cm，竖直方向在水平段可两套叠置，叠置套管的水平净距也不应小于4cm。4.1.2预应力束布置原则（1）采用大吨位预应力钢束，尽量减少预应力钢束的规格采用大吨位的预应力体系所需的布束面积小，可以大大减小结构的横断面尺寸，有助于轻型化，且布置简单，受力明确。大吨位预应力钢束一般通过平、竖弯，最后锚固在肋腋或齿板部位，使顶、底板尺寸仅需满足结构受力要求，而不是由配束构造控制，有利于结构轻型化。（2）采用三向预应力体系①对于跨径不太大的桥梁，顶板束和底板束尽量不在腹板范围内布置，仅在锚固端适当下弯，以确保腹板混凝土的浇筑质量，同时使预应力钢束施工简便。对于跨径较大的桥梁，为了安全起见，可布置一定数量的下弯束，以避免斜裂缝的产生。②根据受力需要尽量提高顶、底板预应力钢束的有效力矩，以提高预应力的效率，节省预应力钢材。③合理配置纵向预应力和竖向预应力，考虑施工因素应从严控制剪应力和主应力，边跨支点附近应适当保留部分纵向预应力钢束弯起，以保证箱梁的整体受力，避免出现裂缝。（3）顶、底板纵向预应力钢束应尽量靠近腹板布置① 西南交通大学本科毕业设计第97页可使预应力尽快有效地传递到全断面，有利于降低预应力传递过程中局部应力的不利影响。②利用肋腋布束，减少了钢束平弯范围，降低摩阻损失，同时可以取消直接锚所需的齿板，方便施工，也可减轻梁的重量。③由于底板通常采用抛物线，底板钢束对底板产生径向压力，若钢束靠近腹板布置，可减小径向压力对底板产生的横向跨中弯矩。④有利于减小锚固齿板或槽口的规模，并增加锚固齿板或槽口的局部承压能力与抗剪面积。（4）采取构造措施，满足因底板预应力钢束弯曲产生的径向力的受力要求。由于箱梁截面高度的变化，底板预应力钢束随之产生径向附加力，径向力的大小与曲率半径R和预应力钢束的有效预加力有关，。钢束弯曲产生的附加径向力使预应力管道下缘混凝土承受径向荷载的作用，为了防止径向力使底板混凝土的崩裂，可采取下列措施：①底板采用大吨位预应力钢束，单层布束，减小底板受力的复杂性;若需设多层预应力钢束时，必须考虑上层钢束对下层钢束管道的径向压力，应先张拉下层钢束，压浆达到一定强度后再张拉上层钢束，并配置约束底板上下层横向钢筋的箍筋，把径向压力传递到上层钢筋，由整个底板承担，以免混凝土崩裂。②底板预应力钢束中心距离底板下缘不小于10cm。4.2纵向预应力筋估算4.2.1纵向预应力束受力特点纵向预应筋尽可能采用大吨位预应力群锚体系，以减小卞梁断面，纵向预应力筋应尽可能靠近肋的部位排列，并锚固在腹板中或承托中。这样既有利于端面的局部承压，又可以减小纵向预应力筋弯曲所产生的横向内力，纵向预应力钢筋在布置对可用平弯与竖弯相配合，使锚头在各块件端面的位置不变，以方便张拉千斤顶定位。但也需注意，不要使预应力弯曲损失过分增加；在充分满足腹板承受主拉应力的条件下，尽可能减少向上、向下的弯起束，以方便混凝土浇筑，并有可能减少预应力钢材用量。 西南交通大学本科毕业设计第97页钢束的纵向布置要确定各计算截面的锚固弯束数、锚固直束数、通过弯束数的通过直束数，另外，还需确定出弯事束数的几何参数，如弯起角度和半径等。钢束的布置应尽量接近估束结果，弯束的分布均匀对称且具有足够的锚固空间，钢束按布置不同，一般分以下三类：（1）顶板束：主要承受支座负弯矩作用，布置在支座附近的顶板上，可在节段端面上锚固，也可下弯至顶板处锚固。（2）腹板束：主要承受负弯矩和剪力作用，布置在支座截面及附近的腹板上，均下弯至节段端面的腹板上锚固。（3）底板束：承受正弯矩作用，布置在跨中及附近的底板上，上弯至底板顶部锚固。4.2.2弯矩包络作用的种类、形式和大小与桥梁结构的安全及建设费用密切相关。我国现行公路桥梁设计规范将作用分为永久作用、可变作用和偶然作用。对于预应力混凝土连续刚构桥的上部结构设计，各类作用又有各自的具体内容。永久作用是指在结构使用期内，其值随时间变化，或其变化与平均值相比可忽略不计的作用，具体包括一、二期恒载、预加力、混凝土徐变收缩影响力及墩台沉降影响力等。可变作用是指在结构使用期内，其值随时间变化，或其变化与平均值相比不可忽略的作用，按其对桥梁结构的影响程度，又分为基本可变作用和其他可变作用。基本可变作用包括汽车、人群、汽车冲击力及离心力等；其他可变作用包括风力、汽车制动力、温度影响力及支座摩阻力等。偶然作用是指在结构使用期内不一定出现，其值很大，且持续时间很短的作用，具体可包括地震力作用和船只或漂流物的撞击力。进行内力组合的目的是得出主梁在各种荷载作用下的内力包络图；从而通过内力包络图来配置预应力钢束，并进行截面承载力验算。对于某一确定截面，可根据该截面的和来进行截面配束计算。根据《公路桥涵设计通用规范》（JTGD60-2004）要求和以上计算结果，可进行三种承载能力极限状态组合和三种正常使用极限状态组合（本设计只取承载能力极限状态基本组合和正常使用极限状态短期效应组合和长期效应组合）。组合结果用来按承载能力及应力估算钢束。其组合结果如下。 西南交通大学本科毕业设计第97页图4-1组合后的内力弯矩图（单位kN·m）表4-1内力组合后计算数据单元轴向-x（kN）剪力-z（kN）弯矩-y（kN·m）边跨1/4-3.42605.4101852.9-9.41012.667366.6边跨1/2-426.314168.9-87496.5-487.412493.4-144156.4边跨3/4-1817.926920.2-552500.3-1941.625198.3-624695.2中支点71.88215.1-1179748.2-450.2-1853.3-1263038.2中跨1/4-885.8-15946.4-148425.1-1926.4-17287.5-203708.1中跨1/2-87.5646.0115640.1-1093.7-609.9159651.5可以通过内力组合后的内力包络图来估算预应力刚束，所以，通过上面的弯矩包络图和计算所得数据显示的弯矩包络图正、负弯矩区段可以确定布束范围。4.2.3纵向预应力束的估算运用MIDAS/CIVIL中的PSC设计可以对主梁所需的预应力钢筋进行估算，下表4-1为1/2主梁各个截面所需的顶板和地板所需的预应力筋面积。 西南交通大学本科毕业设计第97页表4-1主梁各截面钢束面积估算（单位：cm2）单元位置顶板面积底板面积单元位置顶板面积底板面积1J[2]0028J[29]214302J[3]02629J[30]212603J[4]07530J[31]211104J[5]018431J[32]209105J[6]026432J[33]208106J[7]031333J[34]208107J[8]033334J[35]208408J[9]033235J[36]203209J[10]030236J[37]1982010J[11]023737J[38]1882011J[12]5815138J[39]1778012J[13]1874839J[40]1671013J[14]332040J[41]1560014J[15]448041J[42]1446015J[16]649042J[43]1311016J[17]813043J[44]1171017J[18]956044J[45]1027018J[19]1097045J[46]879019J[20]1235046J[47]728020J[21]1368047J[48]564021J[22]1496048J[49]403022J[23]1607049J[50]249023J[24]1718050J[51]10711624J[25]1825051J[52]024025J[26]1928052J[53]034726J[27]2028053J[54]042327J[28]2078054J[55]0464最后，根据所施加的各项荷载组合后的包络图为依据，施工阶段、使用阶段混凝土不出现拉应力和压应力不超过强度设计值以及截面的各项验算均通过为原则进行调束，调束后各截面的配筋面积见表4-2 西南交通大学本科毕业设计第97页表4-2调束后各截面钢束面积单元位置顶板面积底板面积单元位置顶板面积底板面积1J[2]201.633628J[29]2284.802J[3]201.633629J[30]2284.803J[4]201.633630J[31]2284.804J[5]151.233631J[32]2284.805J[6]151.237832J[33]2284.806J[7]151.242033J[34]2284.807J[8]151.242034J[35]2284.808J[9]243.642035J[36]2284.809J[10]285.637836J[37]2284.8010J[11]327.633637J[38]2133.6011J[12]369.629438J[39]2041.2012J[13]495.625239J[40]1906.8013J[14]621.621040J[41]1780.8014J[15]747.616841J[42]1646.4015J[16]873.612642J[43]1512.0016J[17]999.612643J[44]1377.6017J[18]1125.68444J[45]1251.650.418J[19]1251.68445J[46]1125.6100.819J[20]1377.64246J[47]999.6151.220J[21]1512.04247J[48]873.6201.621J[22]1646.4048J[49]747.6252.022J[23]1780.8049J[50]621.6352.823J[24]1906.8050J[51]495.6403.224J[25]2041.2051J[52]369.650425J[26]2133.6052J[53]369.6554.426J[27]2284.8053J[54]327.6655.227J[28]2284.8054J[55]285.6705.6由上述估算出来的每个截面的刚束总面积，确定所用钢绞线的型号为公称直径15.2mm的钢绞线15束和18束两种，具体根数详见配筋图。 西南交通大学本科毕业设计第97页4.3预应力损失及有效预应力计算4.3.1概述配筋结束后，应进行预应力损失的计算。根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）规定，截面应力计算需首先计算六项预应力损失，即预应力钢筋与管道壁之间的摩擦，锚具变形及钢筋回缩和接缝压缩，预应力钢筋与台座之间的温差，混凝土的弹性压缩，预应力钢筋的应力松弛，混凝土的收缩徐变。此外，尚应考虑预应力钢筋与锚圈口之间的摩擦、台座的弹性变形等因素引起的其他预应力损失。4.3.2预应力筋与管道之间的摩擦引起的预应力损失在后张法构件中，张拉时预应力钢筋在预留孔道中发生滑动，因而产生摩阻力。钢筋在远离张拉端处的应力会由于这种摩阻力的存在而小于张拉端处的应力。这种预应力的减小称为管道摩阻损失。由《公路钢筋混凝土及预应力钢筋混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）知,预应力钢筋与管道之间摩擦引起的应力损失可按下式计算：（4-1）式中─张拉钢筋时锚下的控制应力（≤0.75）；─预应力钢筋与管道壁的摩擦系数；─从张拉端至计算截面曲线管道部分切线的夹角之和（rad）；─管道每米局部偏差对摩擦的影响系数；─从张拉端至计算截面的管道长度，可近似地取该段管道在构件纵轴上的投影长度（m）本设计张拉控制应力=0.75×1860=1395MPa，然后分别求得各截面的摩擦损失值后将其汇总，求出每一截面上的总损失，除以钢筋束数，得出摩擦损失平均值。4.3.3锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的应力损失 西南交通大学本科毕业设计第97页在对钢筋进行锚固时，钢丝会发生回缩，由于受压也会使锚具变形、使垫圈之间和分块拼装的混凝土块件之间的接缝压缩，从而引起的预应力损失。根据《公路钢筋混凝土及预应力钢筋混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）知，由锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的应力损失，可按下式计算：（4-2）Dl——锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩值，统一取6mm；L——预应力钢筋的有效长度；Ep——预应力钢筋的弹性模量，取1.95×105MPa。注：两边张拉应为6×2＝12mm。在计算锚具变形、钢筋回缩等引起的应力损失时，需考虑与张拉钢筋时的摩阻力相反的摩阻作用，此时截面x处的锚具变形损失，当变形损失数值小于零时，表示锚具变形对该截面无影响。4.3.4预应力钢筋与台座之间的温差引起的损失此种损失是针对先张法而言的，先张法预应力混凝土构件，当采用加热方法养护时，有钢筋与台座之间的温差引起的预应力损失可按下式计算：（MPa）（4-3）式中─混凝土加热养护时，受拉钢筋的最高温度（℃）；─张拉钢筋时，制造场地的温度（℃）。本设计采用后张法两端张拉，故此项损失不予以考虑。4.3.5弹性压缩损失后张法分批张拉时，后张拉的预应力使得构件受压而弹性缩短，因此会使前面已经锚固的预应力钢筋变得松弛而造成预应力损失，这部分损失叫做弹性压缩损失，可根据《公路钢筋混凝土及预应力钢筋混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）按下式计算：（4-4）式中—在先张拉钢筋重心处，由后张拉各批钢筋而产生的混凝土法向应力；—预应力钢筋与混凝土弹性模量比。若逐一计算的值则甚为繁琐，对于悬臂施工结构，可作下列两点假设： 西南交通大学本科毕业设计第97页a.每悬臂浇注一段，即相应地张拉一批预应力筋，假设每批张拉的预应力值都相同，且都作用在全部预应力钢束的重心处；b.在同一计算截面上，每一悬臂浇注梁段自重对该截面所并产生的自重弯距都相等。按照上述两点假设，且忽略同一截面上钢束张拉先后次序不同而并产生的弹性压缩损失，可采用下列近似计算公式（4-5）式中─通过该截面的分批张拉钢束批数；─力筋与混凝土的的弹性模量比,取5.71；─为自重弯矩；─为钢束重心处混凝土法向应力。（4-6）注：此时计算时应考虑扣除摩阻损失、锚具变形及钢筋回缩。4.3.6钢筋松驰引起的应力损失根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》，预应力钢绞线由于松弛引起的预应力损失终极值，可根据《公路钢筋混凝土及预应力钢筋混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）按下式计算：（4-7）对后张法构件σpe=σcon-σl1-σl2-σl4；对于先张法构件，σpe=σcon-σl2。4.3.7混凝土收缩和徐变引起的预应力损失根据《公路钢筋混凝土及预应力钢筋混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）来计算混凝土收缩和徐变引起的应力损失：（4-8）式中—全部钢束重心处的预应力损失值；— 西南交通大学本科毕业设计第97页钢束锚固时，在计算截面上全部钢束重心处由预应力（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，其计算公式为：（4-9）4.3.8电算结果在MIDAS/CIVIL软件中可以查询预应力损失，下面列举了主要截面的预应力损失，如表4-3。表4-3预应力损失计算结果（单位：MPa）位置钢束弹性变形损失（MPa）收缩、徐变损失（MPa）松弛损失（MPa）总计边跨1/4顶板束-10.33-71.08-26.42-107.83底板束-11.17-76.74-21.51-109.42腹板束-22.22-75.03-21.93-119.18边跨1/2顶板束-15.57-67.75-27.58-110.9底板束-8.61-60.56-18.9-88.07腹板束-17.02-69.2-18.62-104.84边跨3/4顶板束-3.25-53.67-22.58-79.5底板束-0.1-64.59-23.05-87.74腹板束-12.3-61.47-12.16-85.93中支点顶板束-3.97-37.52-14.56-56.05底板束0000腹板束-7.22-45.96-5.64-58.82中跨1/4顶板束-12.18-61.68-25.77-99.63底板束-2.22-61.96-14.55-78.73腹板束-15.4-65.14-14.94-95.48中跨1/2顶板束-12.59-85.61-33.45-131.65底板束-20.2-65.94-13.35-99.49腹板束0000总计　-174.35-1023.9-315.01-1513.26有效预应力计算结果如表4-4。 西南交通大学本科毕业设计第97页表4-4有效预应力计算结果（单位：MPa）位置钢束应力（扣除短期损失）（MPa）应力（扣除弹性变形）/应力（扣除短期损失）（MPa）应力（扣除全部损失）/应力（扣除短期损失）（MPa）应力（扣除弹性变形）（MPa）应力（扣除全部损失）（MPa）边跨1/4顶板束1217.240.99150.91141206.891109.39底板束1172.051.00950.92571183.181084.97腹板束1176.850.98110.89871154.611057.64边跨1/2顶板束1226.780.98780.90961211.811115.88底板束1146.271.00750.93821154.871075.43腹板束1143.260.98510.90831126.231038.42边跨3/4顶板束1177.910.99720.93251174.611098.40底板束1187.181.0000.92621187.181099.57腹板束1069.430.98850.91961057.13983.45中支点顶板束1085.231.00370.95571089.251037.15底板束0.000.000.000.000.00腹板束967.030.99250.9392959.78908.23中跨1/4顶板束1209.080.98990.91761196.871109.45底板束1099.070.9980.92841096.871020.38腹板束1103.350.9860.91351087.901007.91中跨1/2顶板束1277.030.99010.89691264.391145.37底板束1079.851.01870.94531100.041020.78腹板束0.000.000.000.000.00总计　18337.61　　18251.6116912.42由以上结果可以看出，由于锚具、摩阻、收缩徐变、钢筋松弛、弹性压缩等损失的存在，实际的有效预应力并不是我们开始张拉的控制应力，所以，在计算预应力时，计算预应力损失及有效预应力是必要的。 西南交通大学本科毕业设计第97页第5章次内力计算及内力组合5.1预应力次内力5.1.1预应力次内力计算方法计算预加力次内力的一般方法为：选定结构的基本体系，计算出预加力对基本体系的弯矩，此为静定力矩，即初预矩；然后用力法求解结构在预加力作用下的赘余力，此即所谓“二次内力矩”。初预矩和二次力矩之和即为预加力对结构的综合力矩。实际悬臂施工桥梁都为变截面，且存在多次体系转换，再加上钢束的预加力沿程分布的变化，手算已不太可能。本设计借助MADIS/Civil软件进行计算，程序采用等效荷载法，将混凝土与钢束分开考虑，钢束对混凝土的作用用一组力来代替。求得等效荷载后，把它当作外力作为荷载列阵用统一的矩阵位移法求解。在MADIS/Civil中输入施工阶段数据，运行施工阶段分析后，可计算出结构受强迫变形在多余约束处产生约束反力引起的结构附加内力。5.1.2预应力次内力计算结果图5-1预应力次内力弯矩图（单位：kN·m）表5-1预应力次内力计算结果控制截面轴向x(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)边跨1/42.8-1064.02633501.32.8-1064.02633501.3边跨1/237.4-1063.45506412.037.4-1063.45506412.0 西南交通大学本科毕业设计第97页边跨3/473.2-1061.57687695.973.2-1061.57687695.9中支点105.42640.79409708.8105.42640.79409708.8中跨1/4352.4-16.19280156.8352.4-16.19280156.8中跨1/2352.70.49308761.1352.70.49308761.1查看内力图可知，预应力次内力最大值为10390000kN·m，发生于中墩处，并由中墩向边墩线性递减，直到变为0。5.2收缩次内力由于钢筋的存在使混凝土收缩变形受到约束，钢筋和混凝土之间的应力将发生重新分配。同时混凝土收缩变形与温度和湿度均有影响，因此计算较为繁琐。另外．混凝土收缩变形引起次内力后徐变也伴随发生影响，使得混凝土收缩产生的次内力将会减小。图5-2混凝土收缩次内力图（单位：kN·m）表5-2混凝土收缩次内力计算结果单元轴向x(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)边跨1/40-18445.30-18445.3边跨1/20.55-18890.50.55-18890.5边跨3/41.2-17.91335.91.2-17.91335.9 西南交通大学本科毕业设计第97页中支点111.8973.31367.8111.8973.31367.8中跨1/4215.3-10.11330.1215.3-10.91328.6中跨1/2215.501494.5215.501494.5由上述收缩次内力的弯矩图和计算结果知，混凝土收缩产生的次内力对墩梁处影响很大，而对于其他部分影响不是很大。收缩使两主墩之间主梁产生一定的伸缩量，迫使墩顶向跨中方向发生永久性位移，墩顶、墩底产生较大的弯矩。所以在计算墩顶、墩底的受力时，必须考虑因混凝土收缩对结构产生的不利影响。5.3徐变次内力5.3.1徐变变形对结构内力的影响一般的，混凝土的徐变对结构的变形、结构的内力分布和按结构内截面(在组合截面情况下)的应力分布都会产生影响。概括归纳为：（1）结构在受压区的徐变会增大挠度(如梁、板)；（2）徐变会增大偏压柱的弯曲，由此增大初始偏心，降低柱承裁能力；（3）预应力混凝土构件中，徐变将导致预应力损失；（4）结构构件截面如为组合截面(不同材料组合的被面如钢筋混凝土组合截面，龄期混凝土组合的截面等)，徐变会使截面上应力重分布；（5）对于超静定结构，混凝土徐变将导致结构内力重分布，即徐变将引起结构的次内力。5.3.2徐变次内力计算方法静定结构混凝土的徐变不会产生徐变次内力。对于超静定结构，由于冗力的存在，混凝土徐变受到多余约束的制约，从而引起徐变次内力，徐变次内力的存在使结构的内力重分布，重分布后的内力可按规范方法进行计算。实际上，徐变次内力是由于体系转换而产生的，因此在施工时应尽量避免反复的体系转换次数。由于徐变理论的复杂性，徐变次内力计算方法并不完善，规范采用基于老化理论的计算式。 西南交通大学本科毕业设计第97页对于连续刚构桥，混凝土徐变次内力主要包括两部分，即结构自重徐变次内力和预加力徐变次内力。(1)结构自重徐变次内力根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTGD62-2004)，在先期结构上由结构自重产生的弯矩，经过重分配后在后期结构中的弯矩计算式为：（5-1）连续刚构整个施工过程经历了两次体系转换（即边跨合拢和中跨合拢），为简化计算，本设计中将两次体系转换简化为一次体系转换，即从最大悬臂状态（先期结构或体系1）转换运营阶段结构（后期结构或体系2）。计算步骤：第一步、按照实际的施工程序，算出各施工阶段的弯矩图（先期结构）；第二步、按照第一步的荷载，算出按连续结构合拢后体系的弯矩图（后期结构）；第三步、从第二步弯矩值中减去第一步的弯矩值，其结果应具有呈直线形的弯矩图；第四步、将第三步的弯矩图乘以系数（1-e）即得徐变弯矩图；第五步、第一步的弯矩与第四步的弯矩之和即为最终弯矩图。(2)预加力徐变次内力（仅考虑静定钢束）徐变会引起的截面上预应力矩的重分布，其重分布后的弯矩计算式如下：（5-2）5.3.3徐变次内力计算结果徐变次内力计算结果如下表。表5-3徐变次内力计算结果控制截面轴向x(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)边跨1/41.9-686.516991.31.9-686.516991.3边跨1/224.3-686.135527.124.3-686.135527.1边跨3/447.4-684.952346.847.4-684.952346.8中支点-13.68215.033518.6-13.68215.033518.6中跨1/4-18.15.41615.3-18.15.41615.3 西南交通大学本科毕业设计第97页中跨1/2-18.34.51435.9-18.34.51435.9由上述徐变次内力的弯矩图和计算结果知，混凝土徐变产生的次内力对墩影响很大，而对于主梁部分影响不是很大。所以在计算墩、承台的受力时，也必须考虑因混凝土徐变对结构产生的不利影响。5.4温度次内力5.4.1温度变化对结构的影响温度变化对结构的影响是复杂的，首先由于温度变化本身就是某种周期性变化，不同材料、不同尺小的构件、结构的不同部位对温度变化酌反应不同；其次温度变化的影响往往伴随着混凝土的收缩和徐变，使得目前超静定绍构混凝土桥梁设计中，只能采用近似简化的计算方法处理温度变化对超静定结构的影响。桥梁结构是暴露在大气中的结构物，温度对桥梁结构的影响显然包括年温差影响和局部温差影响两部分，年温差影响一般假定温度沿结构的截面高度方向均值变化，对有水平约束的刚架体系桥梁，年温差将引起结构内温度次内力；局部温差影响—般指日照温差或混凝土水化热等影响。公路上的混凝土桥梁，因设置人行道，一般认为桥面板受日照，腹板两侧温差变化不大，因此对主梁结构考虑沿截面高度方向的日照温差的影响以及体系整体温度变化对截面的影响。5.4.2温度变化次内力计算方法由于温度变化在超静定刚架中引起次内力，其计算方法与混凝土收缩产生的计算相同，只需将收缩变形代之以温度变形。计算时首先要确定温度变化梯度模式与设计值，并作如下假定：(1)沿桥长温度分布是均匀的；(2)混凝土是均质弹性材料；(3)梁变形服从平面假定；(4)竖向、横向温度应力可分别计算，最后叠加。根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）指出，混凝土由于日照引起桥面与其它部分温度差，从而产生内力，在缺乏实测资料时，可假定温差+5ºC(桥面板上升5º 西南交通大学本科毕业设计第97页C)，并在桥面板内均匀分布。本设计由设计任务书规定，假定温差为+20ºC，温度内力计算见内力组合结果。本设计中主要考虑了系统温度和梁截面温度，计算如下：首先计算温度变化等效荷载，可按下式计算：（5-3）本设计采用的体系升降温温度为±20ºC。梁截面温度的计算方法：根据《公路桥涵设计通用规范》（JTGD60-2004）计算桥梁结构由于温度梯度引起的效应时，可采用如图示的竖向温度梯度曲线，其桥面的最高温度T1见图5-4。图5-3竖向温度梯度（尺寸单位：mm）对混凝土结构，当梁高H小于400mm时，图中A=H-100（mm）；梁高H等于或大于400mm时，A=300mm。对带混凝土桥面板的钢结构，A=300mm，图中t为混凝土桥面板的厚度，，。混凝土上部结构和带混凝土桥面板的钢结构的竖向日照反温差为正温差乘以-0.5。本设计中，截面从顶板往下，有多次面积变化，故应在面积变化处添加温度梯度，具体见下图，根据此图的划分，添加梁截面温度。 西南交通大学本科毕业设计第97页图5-4竖向温度梯度示意图5.4.3温度次内力计算结果按照上述计算方法，运用MIDAS计算温度次内力结果如下：（1）由梁截面温度引起的温度次内力计算结果如下：正温梯引起的次内力弯矩图见图5-6。图5-5正温梯次内力弯矩图（单位：kN·m）负温梯引起的次内力弯矩图见图5-7。 西南交通大学本科毕业设计第97页图5-6负温梯次内力弯矩图（单位：kN·m）温度梯梯变化引起的次内力计算结果见表5-4。表5-4梁截面温度梯度次内力计算结果控制截面正温梯负温梯轴向x(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)轴向x(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)边跨1/40.9-340.08415.2-0.5171.3-4240.00.9-340.08415.2-0.5171.3-4240.0边跨1/212.0-339.817595.4-6.1171.2-8445.612.0-339.817595.4-6.1171.2-8445.6边跨3/423.5-339.225925.5-11.8170.9-13062.823.5-339.225925.5-11.8170.9-13062.8中支点-46.31208.926423.223.4-609.2-13313.1-46.31208.926423.223.4-609.2-13313.1中跨1/4-95.14.520019.147.9-2.3-10085.7-95.14.520019.147.9-2.3-10085.7中跨1/2-95.2019953.6480-10052.7-95.2019953.6480-10052.7（2）由体系整体升、降温引起的温度次内力计算结果如下：体系整体升温引起的温度次内力弯矩图见图5-8。 西南交通大学本科毕业设计第97页5-7体系整体升温次内力弯矩图(单位：kN·m)由体系整体降温引起的温度次内力弯矩图见图5-9。图5-8体系整体降温次内力弯矩图(单位：kN·m)由体系整体升降温引起的温度次内力计算结果见表5-5。表5-5体系升降温次内力计算结果控制截面体系整体升温体系整体降温轴向(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)轴向(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)边跨1/4-0.139.4-974.90.1-39.4974.9-0.139.4-974.90.1-39.4974.9边跨1/2-1.439.4-2038.51.4-39.42038.5-1.439.4-2038.51.4-39.42038.5边跨1/4-2.739.3-3003.62.7-39.33003.6-2.739.3-3003.62.7-39.33003.6中支点-183.2-1675.5-2873.0183.21675.52873.0-183.2-1675.5-2873.0183.21675.52873.0中跨-346.216.3-2319.2346.2-16.32319.2 西南交通大学本科毕业设计第97页1/4-346.216.3-2319.2346.2-16.32319.2跨中1/2-346.60-2557.8346.602557.8-346.60-2557.8346.602557.8综上所述，由梁截面温度的正温梯引起的最大次内力为32487.7kN·m，负温梯引起的最大次内力为-16369.2kN·m，均发生于中墩，在边跨则线性递减，中跨的温梯引起的次内力则是均匀变化的。体系升温引起的次内力最大值为23417.6kN·m，体系降温最大值为23417.4kN·m，也发生于中墩处。相对于体系升降温而言，梁截面温度梯度对主梁的影响更大些。5.5基础不均匀沉降次内力5.5.1计算方法连续刚构桥为超静定结构，当基础发生不均匀沉降时，会对结构内力产生影响，这种由于基础沉降所引起的结构内力统称为基础位移的次内力。对于混凝土结构，这一基础不均匀沉降引起的次内力，还会由于混凝土徐变的作用，而导致结构变形的不断增加和结构内力重分配。由于混凝土徐变所引起的结构内力称为徐变次内力。基础位移和徐变共同作用下混凝土超静定结构的次内力是上述两种次内力的综合反映，它与作用时间有关，与基础位移和徐变作用的先后次序哟管，也可能是唯一和徐变交互作用于的。基础位移的次内力可按一般弹性结构计算，位移和徐变交互作用的次内力计算较为复杂。连续刚构桥墩台基础的沉降与地基土壤的物理力学特性有关，一般是随时间而递增，经过相当长的时刻，接近沉降终极值。为简化分析，同样假定沉降变化规律相似于徐变变化规律，其基本表达式为：=（5-4）根据沉降量，可求得结构相应次内力，本设计假设墩台沉降1cm。5.5.2计算结果根据上述原理，计算基础沉降引起的次内力如下： 西南交通大学本科毕业设计第97页图5-9基础沉降次内力弯矩图（单位：KN·m）表5-6支座沉降次内力计算结果单元轴向-x(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)allallall边跨1/40.3125.6-3108.8-0.3-125.63108.8边跨1/24.4125.5-6500.3-4.4-125.56500.3边跨3/48.7125.3-9577.8-8.7-125.39577.8中支点16.7707.6-11938.4-16.7-707.611938.4中跨1/432.9156.4-5792.132.9-156.45792.1中跨1/233.0156.5-1027.933.0-156.51027.9有基础沉降的次内力弯矩图以及数据表可以看出，基础沉降产生的最大次内力为12002.1kN·m，最小次内力值为-12002.1kN·m；均发生在中墩处，由墩顶向两边按线性递减变化。综上所述，各种引起次内力的荷载使主梁产生的最大、最小弯矩见表5-7：表5-7各种荷载引起的次内力的最值荷载弯矩-y(kN·m)荷载弯矩-y(kN·m)MaxMinMaxMin正温梯32487.70不均匀沉降12002.1-12002.1 西南交通大学本科毕业设计第97页负温梯-16369.20钢束二次10390000-3503300体系整体升温23417.4-23417.4徐变二次61593.6-44866.8体系整体降温23417.4-23417.4收缩二次14010.2-14010.3由以上计算数据和表5-7知，预应力产生的次内力最大，其次是徐变的影响，影响较小的是沉降、收缩。但所有的荷载产生的次内力值均较大。所以，在计算分析桥梁模型时，考虑这些荷载的作用能更加精确的计算分析模型。5.6荷载组合5.6.1作用分类和作用效应作用效应为作用在连续刚构桥上部结构所产生的内力及变形。作用的种类和性质不同，各种作用组合发生的概率亦不一定相同。因此，不同作用组合时，桥梁结构应有不同的安全储备，即安全系数应有所区别。永久作用和基本可变作用作用下的安全度要高一些，其他可变作用和偶然作用则可低一些。根据这些原则，即可进行作用效应组合。根据前面计算得到各分项荷载作用下的内力和位移，可按照规范进行承载能力极限状态内力组合、正常使用极限状态内力组合。用此组合结果来进行承载力、应力和变形验算。5.6.2按承载能力极限状态组合由《公路桥涵设计通用规范》（JTDG60-2004）规定：公路桥涵按承载能力极限状态设计时，应该采用以下两种作用效应组合：（1）基本组合。永久作用的设计值效应与可变作用设计值作用的效应相组合，其效应组合表达式为：（5-5）或者（5-6）（2）偶然组合。永久作用标准值与可变作用某种代表值效应、一种偶然作用标准值效应相组合。偶然作用分项系数取1.0。与偶然作用同时出现的作用可根据有关工程规范确定。 西南交通大学本科毕业设计第97页按上述的规范规定，计算承载能力极限状态组合结果如下：承载能力极限状态组合结果的弯矩图见图5-11。图5-10承载能力极限状态下的弯矩图（单位：kN·m）承载能力极限状态组合结果的剪力图见图5-12。图5-11承载能力极限状态下的剪力图（单位：kN）承载能力极限状态组合计算结果见表5-8。表5-8承载能力极限状态组合结果单元轴向-x（kN）剪力-z（kN）弯矩-y（kN·m）边跨1/42.8404.561429.0-10.13800.1131463.0边跨1/2-449.712483.4-76849.1-660.218359.4-193910.8边跨3/4-2406.325685.9-560989.9-1806.034250.4-789456.2中支点-277.3-9431.4-1184012.0 西南交通大学本科毕业设计第97页-387.36816.0-1555736.7中跨1/4-1642.7-22012.7-202149.9-105.0-16116.5-95187.3中跨1/2-626.51254.5158607.8678.5-1187.0261581.1由内力图与数据可知，在承载能力极限状态组合中，墩顶出现最大的负弯矩1586420kN·m，从墩顶向两侧呈抛物线递减，并在边合拢、中合拢段之前出现正弯矩，其最大值为261581kN·m。5.6.3按正常使用极限状态组合根据《公路桥涵设计通用规范》（JTDG60-2004）公路桥涵结构按正常使用极限状态设计时，应采用以下作用三种组合：（1）短期效应组合；（5-7）式中Ssd─作用短期组合效应设计值；ψ1j─第j个可变作用效应的频遇系数；ψ1jSQjk─第j个可变作用效应的频遇值。根据上述原理，计算所得的短期效应的组合结果如下：短期效应组合弯矩图见图5-13。图5-12正常使用极限状态下短期效应的弯矩图（单位：kN·m）短期效应的组合的剪力图见图5-14。 西南交通大学本科毕业设计第97页图5-13正常使用极限状态下短期效应的剪力图（单位：kN）短期效应的组合后的计算结果见表5-9。表5-9短期效应组合结果单元轴向-x(kN)剪力-z(kN)弯矩-y(kN·m)边跨1/4-66479.1-898.5-5297.2-66439.7708.129518.7边跨1/2-99800.08276.6-67909.5-99880.09965.6-10304.8边跨3/4-163805.812462.9-142488.7-163885.014198.2-216035.3中支点-225876.4-5542.8-282759.9-226850.14408.5-367762.1中跨1/4-122710.0-11011.4-34436.4-122588.8-9654.321960.8中跨1/2-76263.7-618.714833.5-77262.9655.559697.5（2）长期效应组合:（5-8）式中Sld--作用长期组合效应设计值；ψ2j--第j个可变作用效应的准永久值系数；ψ2jSQjk--第j个可变作用效应的准永久值。由Midas计算得到计算所得的正常使用极限状态下的组合结果如下：正常使用极限状态下的组合的内力图见图5-15。 西南交通大学本科毕业设计第97页图5-14正常使用阶段极限状态下的内力图（单位：kN·m）正常使用极限状态下的组合后上翼缘的应力图见图5-16。图5-15正常使用阶段极限状态下上翼缘应力图（单位：MPa）正常使用极限状态下的组合后下翼缘的应力图见图5-17。图5-16正常使用极限状态下下翼缘应力图（单位：MPa） 西南交通大学本科毕业设计第97页从以上可以看出，桥梁应力图是合理的，箱梁上翼缘不出现拉应力；下缘出现少量压应力0.5MPa，未超限。其余拉应力出现在墩身上，但数值相对较小。可知本设计在施工过程中没有出现拉应力，所以本设计是合理的。 西南交通大学本科毕业设计第97页第6章主要截面验算6.1强度验算6.1.1计算依据预应力混凝土受弯构件截面强度的验算内容包括两大类，即正截面强度验算和斜截面强度验算。其验算原则基本上与普通钢筋混凝土受弯构件相同：当预应力钢筋和普通钢筋的含筋量配置实施当时，受拉区混凝土开裂退出工作，预应力钢筋和普通钢筋分别达到各自的抗拉设计强度和；受压区混凝土应力达到抗压设计强度，普通钢筋达到其抗压设计强度，并假定受压区的混凝土应力按矩形分布。但受压区布有预应力钢筋时，其应力却达不到抗压设计强度，这就是与普通钢筋混凝土构件的唯一区别。根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTGD60-2004），可按下式计算：（6-1）（1）受压区在顶板或底板内：正截面强度：（6-2）受压区高度：（6-3）（2）受压区在腹板内：正截面强度：（6-4）受压区高度：（6-5） 西南交通大学本科毕业设计第97页符合条件，混凝土受压区高度应符合下列条件：；验算结果应满足：。6.1.2计算结果正截面压应力验算结果见表6-1，表中Sig_MAX指的是计算截面各位置中最大压应力值；Sig_ALW指的是施工阶段混凝土容许压应力/容许拉应力。类型项表示所属荷载组合中(包含移动荷载)显示的内力项最大时，会产生所需的最大最小值。设计结果表格中应力压为正，拉为负。表6-1强度验算数据表（单位：N/mm^2）单元验算Sig_MAXSig_ALW边跨1/4OK11.64417.75OK11.97417.75边跨1/2OK12.22717.75OK10.70717.75边跨3/4OK13.42117.75OK13.53417.75中支点OK12.29817.75OK12.23617.75中跨1/4OK11.12717.75OK12.99817.75中跨1/2OK13.91217.75OK13.93917.756.2承载能力极限状态截面验算6.2.1计算依据根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004），(1)箱型截面抗弯截面承载力计算按下列公式：（6-6）混凝土受压区高度应按下列公式计算：（6-7）截面受压区高度应符合以下要求：①②（6-8） 西南交通大学本科毕业设计第97页当受压区仅配纵向普通钢筋或配普通钢筋和预应力钢筋且预应力钢筋受拉即为负时，(2)箱型截面抗弯截面承载力计算按下列公式：（6-9）式中Vd—斜截面受压端上由作用效应所产生的最大剪力组合设计值；Vcs—斜截面内混凝土和箍筋共同的抗剪承载力设计值；Vsb—与斜截面相交的普通弯起钢筋的抗剪承载力设计值；Vpb—与斜截面相交的预应力弯起钢筋的抗剪承载力设计值；r0—桥梁结构的重要性系数。6.2.1计算结果表中Mn表示使用阶段正截面抗弯承载力矩，最大/最小指的是不同荷载组合产生的截面弯距最大值、最小值。rMu正截面作用产生的效应。类型的含义同使用阶段正截面压应力验算结果。计算结果见表6-2。表6-2正截面抗弯验算数据表（单位：kN·m）单元最大/最小验算rMuMn边跨1/4最大OK139367.6198445.6最小OK67165.1198445.6边跨1/2最大OK-29280.6187445.6最小OK-136440.0187445.6边跨3/4最大OK-622685.0974084.1最小OK-869570.0974084.1中支点最大OK-1305245.01838402.0最小OK-1717890.01838402.0中跨1/4最大OK-186456.0626171.9最小OK-318186.0626171.9中跨1/2最大OK252731.0252837.0最小OK168744.7252837.06.3正常使用极限状态截面验算6.3.1施工阶段正截面法向应力验算《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥函设计规范》(JTG 西南交通大学本科毕业设计第97页D62-2004)中规定预应力混凝土受弯构件，在预应力和构件自重等施工荷载作用下截面边缘混凝土的法向应力应符合下列规定：（1）压应力，其中在计算抗压容许应力时取用的施工阶段混凝土的抗压强度标准值按f’ck=0.8fck计。对于C55混凝土28.4MPa.（2）拉应力①当时，预拉区应配置其配筋率不小于0.2％的纵向钢筋；②当时，预拉区应配置其配筋率不小于0.4％的纵向钢筋；③当时，预拉区应配置的纵向钢筋配筋率按以上两者直线内插取用。拉应力不应超过1.15。MIDAS/CIVIL中PSC设计验算结果见表6-3。表中Sig_MAX针对最大/最小分别表示的是计算结果的混凝土最大压应力值/混凝土最大拉应力值；Sig_ALW指的是施工阶段混凝土容许压应力/容许拉应力。设计结果表格中应力压为正，拉为负。表6-3正截面法向压应力验算数据表（单位：N/mm^2）单元最大/最小验算Sig_MAXSig_ALW边跨1/4最大OK8.71319.88最小OK0.164-1.534边跨1/2最大OK10.67819.88最小OK0.190-1.534边跨3/4最大OK14.79019.88最小OK0.083-1.534中支点最大OK12.14219.88最小OK0.040-1.534中跨1/4最大OK13.17519.88最小OK0.058-1.534中跨1/2最大OK7.49719.88最小OK3.156-1.5346.3.2受拉区钢筋的拉应力验算《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥函设计规范》（JTGD62-2004）中规定预应力混凝土构件，预应力钢筋的张拉控制应力值σcon应符合下列规定：（1）钢丝、钢绞线的张拉控制应力值 西南交通大学本科毕业设计第97页σcon0.75fpk（6-10）《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥函设计规范》（JTGD62-2004）中规定使用阶段预应力混凝土受弯构件正截面混凝土的压应力和预应力钢筋的拉应力应符合下列规定：（2）受拉区预应力钢筋的最大拉应力对钢绞线、钢丝:未开裂构件：σpe+σp0.65ftk（6-11）施工阶段和正常使用阶段预应力钢筋应力计算，结果要满足规范的要求。验算结果见表6-4。表中Sig_ADL指的是施工阶段预应力钢筋张拉控制应力容许值；Sig_ALL指的是使用阶段预应力钢筋拉应力容许值。Sig_DL指的是施工阶段扣除短期预应力损失后的预应力钢筋的有效预应力；Sig_LL指的是扣除全部预应力损失并考虑使用阶段作用标准值引起的钢束应力变化后的预应力钢筋的拉应力。设计结果表格中应力拉为正，压为负。表6-4受拉区钢筋的拉应力验算数据（单位：MPa）钢束验算Sig_DLSig_LLSig_ADLSig_ALLB1OK1024.51101.513951209B2OK1065.11171.613951209B3OK1059.11164.213951209B4OK1054.91168.513951209B5OK1049.71162.213951209B6OK10451161.913951209B7OK10381150.813951209B8OK1038.81148.713951209B9OK982.11117.513951209B10OK986.51105.613951209B11OK974.91099.213951209H1OK1187.91149.313951209F1OK601.2595.913951209F2OK1197.91180.413951209F3OK11901195.913951209F4OK11901197.413951209N1OK1082.31122.613951209N2OK1062.51148.713951209 西南交通大学本科毕业设计第97页N3OK1190119813951209N4OK11901197.813951209N5OK11901197.713951209N6OK11901197.513951209N7OK11901197.413951209N8OK11901197.313951209N9OK11901197.113951209N10OK1190119713951209T0OK1132.21120.713951209T1OK1183.81195.413951209T2OK1190.01131.813951209T3OK1190.01141.913951209T4OK1190.01123.913951209T5OK1190.01199.413951209T6OK1190.01195.413951209T7OK1190.01197.713951209T8OK1190.01199.513951209T9OK1190.01196.613951209T10OK1190.01200.013951209T11OK1190.01191.813951209T12OK1190.01190.713951209T13OK1190.01180.113951209T14OK1190.01182.513951209T15OK1190.01175.313951209T16OK1190.01169.613951209T17OK1190.01167.013951209T18OK1190.01160.913951209W0OK950.81041.613951209W1OK1105.11155.013951209W2OK1060.71060.713951209W3OK1063.21052.813951209W4OK1067.11045.013951209W5OK1070.41036.613951209W6OK1096.01055.313951209W7OK1108.01066.313951209W8OK1111.21078.213951209W9OK1112.71083.513951209 西南交通大学本科毕业设计第97页W10OK1115.41092.813951209W11OK1140.51096.113951209W12OK1141.01101.313951209W13OK1141.11105.313951209W14OK1141.01106.813951209W15OK1139.91101.813951209W16OK1138.81095.913951209W17OK1137.61087.713951209W18OK1135.81077.0139512096.3.3斜截面抗裂验算根据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）预应力混凝土受弯构件应按下列规定进行斜截面抗裂验算：斜截面抗裂应对构件斜截面混凝土的主拉应力进行验算，并应符合下列要求：全预应力混凝土构件，在作用（或荷载）短期效应组合下预制构件：≤0.6(6-12)现场浇注构件：≤0.4(6-13)式中─由作用或荷载短期效应组合和预应力产生的混凝土主拉应力；─混凝土的抗拉强度标准值。验算结果见表6-5。表6-5斜截面抗裂验算数据（单位：MPa）单元短/长类型验算Sig_MAXSig_AP边跨1/4短期FY-MINOK　-0.110-1.096短期FY-MAXOK　-0.013-1.096边跨1/2短期FY-MAXOK-0.390-1.096短期FY-MAXOK　-0.442-1.096边跨3/4短期FY-MAXOK　-0.246-1.096短期FY-MAXOK　-0.285-1.096中支点短期FZ-MINOK-0.093-1.096短期FZ-MINOK　-0.036-1.096中跨1/4短期FY-MINOK-0.473-1.096 西南交通大学本科毕业设计第97页短期FY-MINOK　-0.421-1.096中跨1/2短期MY-MINOK　-0.011-1.096短期MY-MINOK　-0.004-1.0966.4变形验算一座桥梁如果发生过大的变形，首先会给人一种不安全的感官，它不但会导致行车困难还会使桥面铺装层和结构的辅助设备遭到损坏，严重者甚至会危及桥梁的安全。因此，必须计算梁的变形（通常指竖向挠度），以确保结构具有足够的刚度。桥梁挠度产生的原因有恒荷载挠度和活荷载挠度。恒载是恒久存在的，其产生的挠度与持续时间相关。恒载挠度可以通过施工时预设的反向挠度（又称预拱度）来加以抵消。《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）规定，对于钢筋混凝土及预应力混凝土梁式桥，用汽车荷载计算的上部结构跨中最大竖向挠度不应超过L/600，L为计算跨径。图6-1为移动荷载作用下结构的竖向位移情况。图6-1移动荷载作用下的竖向位移曲线边跨最大挠度为：11.2mm，发生于13号节点处。，故满足要求。中跨最大挠度为：19.1mm，发生于52号节点处。，故满足要求。所以，桥梁的变形满足要求。 西南交通大学本科毕业设计第97页第7章抗震分析7.1桥梁结构地震反应分析方法7.1.1概述结构地震反应分析分为两种：一种是以地震运动为确定过程的确定性地震反应分析，另一种是以地震运动为随机过程的概率性地震反应分析。目前概率性地震反应分析方法还不成熟，世界各国的桥梁抗震设计规范中普遍采用确定性地震反应分析方法。在确定性的地震反应分析时，是把研究的桥梁结构作为一个系统，在采用有限元法时，即把结构处理为若干离散单元在有限个节点处连接起来的一个集合体，而把地面运动看成是对系统的输入，系统的输出即是地震反应。结构地震反应分析方法的演变依赖于地震理论的发展。地震理论也称地震作用理论，它研究地震时地面运动对结构产生的动态效应。随着地震作用理论的演变，产生了三种确定性地震反应分析的方法，即静力法，反应谱法和动态时程分析法。7.1.2反应谱分析法反应谱理论考虑了结构的动力特性和场地条件的影响。对单自由度结构，已知结构的阻尼比，对给定的地震输入，按结构固有周期变化的结构最大地震反应值组成的曲线，称为反应谱。反应谱有速度反应谱，位移反应谱和加速度反应谱。为数较多的若干地震记录的反应谱曲线的平均化、光滑化可得到设计反应谱。反应谱法是当前结构抗震设计中广泛使用的方法，它是采用“地震荷载”的概念，从地震动出发求结构的最大地震反应，同时考虑了地面运动和结构的动力特性。反应谱方法用于抗震计算包括三个基本步骤：第一步根据强震记录统计分析出用于设计的地震动反应谱；第二步是将结构振动方程进行振型分解，将位移用振型广义坐标表示，而广义坐标的最大值由第一步中所得的反应谱求得；第三步，各项反应量的最大值可通过适当的方法将各振型反应最大值进行组合得到。由它的计算方法，可以看出反应谱理论是建立在以下基本假定的基础上：（1）结构的地震反应是线弹性的，可以采用叠加原理进行振型组合；（2）结构物所有支承处的地震动完全相同；（3）结构物最不利地震反应为其最大地震反应；（4）地震动的过程是平稳随机过程。 西南交通大学本科毕业设计第97页7.1.3动态时程分析法早期，重要的建筑物、大跨桥梁和其它特殊结构物采用多节点多自由度的结构有限元动力计算图式，把地震强迫振动的激振—地震加速度时程直接输入，对结构进行地震时程反应分析，这通称为动态时程分析。动态时程分析法从选定的地震动输入(地震动加速度时程)出发，采用多节点多自由度的结构有限元动力计算模型建立地震动方程，采用逐步积分法对方程进行求解，计算地震过程中每一瞬时结构的位移、速度和加速度反应，从而可以分析出结构在地震作用下弹性和非弹性阶段的内力变化以及构件逐步开裂、损坏直至倒塌的全过程。动态时程分析法可以精确地考虑结构、土和深基础相互作用、地震波相位差及不同地震波多分量多点输入等因素建立结构动力计算图式和相应地震振动方程。此外，动态时程分析法可以使桥梁的抗震设计从单一的强度保证转入强度、变形(延性)的双重保证，同时使工程师们更清楚结构地震动力破坏的机理和提高桥梁抗震能力的合理途径。7.1.4地震波的选择和输入模式在结构时程分析时，地震动加速度过程是不可缺少的，结构的计算结果也取决于输入的加速度时程。在研究结构的确定性地震反应分析时，必须根据场地土与土质的振动特性选择合适的地震记录作为系统的输入。目前，在抗震设计中或在实际的结构地震分析中，选择合适的地震动加速度时程记录一般有下列四种方法：（1）直接利用强震记录。在使用时必须注意测得该记录所在地的场地地质条件与所计算的桥梁所在地的场地地质条件的相近性。（2）在结构所在地震区缺乏强震观测记录时，可采用相似场地土与土质条件下已观测到的其他地区的地震记录。（3）可用规范反应谱为目标合成人工规范化地震波作为输入地震记录。（4）对于重要性结构物可以采用上述方法选择合适的地震记录外，更合理的应该作结构场址上的地震危险性分析，对该场址上强地震动作经验性和理论性的估计，从大量实际地震记录的统计特征出发，通过数学、力学等解析方法计算基岩、覆盖土层中地震加速度时程作为输入地震波。 西南交通大学本科毕业设计第97页在地震动特性中，对结构破坏有重要影响的因素为地震动强度、频谱特性和强震持续时间等。地震动强度一般由地震动加速度峰值大小来表示，频谱特性可由地震动加速度时程的主要周期表示，它受许多因素的影响，如震源的特性、震中距离、场地条件等。因此在选择强震记录时，除了最大峰值加速度应符合桥梁所在地区的烈度要求外，场地条件也应尽量接近，也就是该地震加速度时程的主要周期应尽量接近于桥址场地的卓越周期。地震动的输入模式直接关系到地震反应分析的结果，要根据实际情况慎重选取。规范规定，对于抗震设防烈度为9度的悬臂结构和预应力混凝土刚构桥等，应考虑竖向地震作用与水平地震作用的不利组合。地震动的输入模式又可分为同步、不同步单点输入和同步、不同步多点输入。对于中、小桥梁，可假设所有支承点上的水平地面运动都是相同的，因而进行同步输入。对于桥梁长度(或单跨跨度)很大的桥梁，各支承点可能位于显著不同的场地土上，因此应考虑地面运动的空间变化性，进行多点输入。7.2桥梁结构动力特性7.2.1动态地震力计算方法计算地震力常用的方法有逆迭代法、Reileigh-Ritz法、Jacobi法、R1tZ向量迭代法、子空间迭代法和LariCZO、向量迭代法等。本设计中，MIDAS中采用的是Reyleigh-Ritz法分析。Reyleigh-Ritz法分析进行抗震是在n维矢量空间的一个子空间中，寻找Reyleigh商的驻值点(即对应的近似特征向量)和相应的驻值(即对应的近似特征值)。对于简单的结构，选取合适的初始子空间比较容易，Reyleigh-Ritz法可以得到很好的近似解；但是对于大型的复杂结构系统，选取合适的初始子空间并不容易。Reyleigh-Ritz法实际上把n阶特征值问题规模缩小了，从n阶缩小到s阶，当计算结果的精度与给定的s个初始向量的准确程度有关，初始向量越接近结构的振型，计算的精度就越高；7.2.2桩基模拟（1）桩基模拟的必要性 西南交通大学本科毕业设计第97页地震时，上部结构的惯性力通过基础反馈给地基，会使地基产生变形。在较硬的土层中，这种变形远比地震波产生的变形小，因此，当桥梁建在坚硬的地基上时，往往用刚性地基模型对结构进行地震反应分析，这一假设基本上是符合实际的。然而，当桥梁建于软弱土层时，地基的变形会使上部结构产生移动和摆动，从而导致上部结构的实际运动和按刚性地基假定计算的结果有较大的差别，这是由地基与结构的动力相互作用引起的。当地震能量输入结构物并引起振动以后，上部结构的振动通过基础反馈给地基，从而改变地震运动的频谱组成，使接近于结构物自振频率的分量获得加强，同时地基加速度幅值较邻近自由场地小。地基的柔性改变了上部结构的动力特性，使整个结构的周期延长，改变了结构的阻尼。有相当一部分能量通过地基土的滞回作用和波辐射作用耗散在土壤中。因此，在计算结构地震反应时考虑地基与结构的相互作用是完全必要的。（2）桩基模拟建立模型的原则之一就是要使所建的模型与实际结构物尽量接近，其中当然也包括基础的模拟。若不模拟桩基础，在承台下面就应该添加完全固结的边界条件，但实际上，各个土层都会不可避免地产生横向、竖向的变形，因此考虑桩土效应可以使结果更接近真实值。下面用m法计算桩基础的水平位移，此方法将作以下几点假定：①将土看作弹性变形介质，其地基系数在地面（或冲刷线）处为零，并随深度成比例增长；②基础与土之间的粘着力和摩阻力均不予考虑；③在水平力和竖直力作用下，任何深度处土的压缩性均用地基系数表示。桩的计算宽度：模型中的等代土弹簧根据规范中的“m”值法计算各参数。对于各桩的计算宽度，按规范公式计算如表7-1：（7-1）式中，─桩基截面形状换算形状；─受力换算系数；─桩间相互作用系数。表7-1桩的计算宽度桩径1.5m 西南交通大学本科毕业设计第97页部位中间墩横向中间墩纵向计算宽度1.5031.503地基土一共包括五层:第一层为软塑黏土，土层厚度为6m；第二层为硬塑黏土，土层厚度为6m；第三层为坚硬、半坚硬黏土，土层厚度为8m；第四层为砾岩、砾石，土层厚度为12m；第五层为卵石及坚硬砾石，土层厚度为18m。选定第五层为持力层，桩端进入持力层8m，桩长40m。由《公路桥涵地基与基础设计》（JTGD63-2007）规范得各土层的相应m值见表7-2：表7-2各土层土的比例系数土层第一层第二层第三层第四层第五层　　　　　各土层等代刚度计算步骤：①根据地基基础规范中给出的m法计算桩基的土弹簧的基本公式：（7-2）式中：─各土层厚度；─基础的计算宽度；─地基土的比例系数─各土层中点距地面的距离②当基础在平行于外力作用方向由多根桩组成时，桩的计算宽度可按下式计算（7-3）地面或局部冲刷线以下桩的计算埋入深度可按下式计算（7-4）本设计中，横桥向以及纵桥向均有4根桩，故两个方向上的计算相同，=1.5m，=3.5m，故可得m=3.5m<0.6=4.5m 西南交通大学本科毕业设计第97页式中，─平行于水平力作用方向上的桩间净距。又有，式中，─平行于水平力作用方向的桩间相互影响系数；─与平行于水平力作用方向的一排桩的桩数n有关的系数，当n=1时，=1.0；n=2时，=0.6；n=3时，=0.5；n=4时，=0.45。故，，带入（7-3）得到m现在只需将得到的、、、值带入（7-2）即可得到值。桥梁的地震反应分析研究中，考虑桩-土共同作用时，在力学图式中作如下处理。假定土介质是线弹性的连续介质，等代土弹簧刚度由土介质的动力m值计算。“m法”是我国公路桥梁设计中常用的桩基静力设计方法。在此采用的动力m值最好以实测数据为依据。由地基比例系数的定义可表示为（7-5）式中，─土体对桩的横向抗力；z─土层的深度；─桩在深度z处的横向位移(即该处土的横向变位值)。由此，可求出等代土弹簧的刚度为（7-6）式中，a为土层的厚度，为该土层在垂直于计算模型所在平面的方向上的宽度，从而计算得出各桩基节点土弹簧的等待刚度见表7-3表7-3各土层等代土弹簧刚度计算结果土层（m）（横向）（纵向）Z（m）横向（kN/m）纵向（kN/m）131.5031.50380001.55410854108231.5031.50380004.5162324162324 西南交通大学本科毕业设计第97页331.5031.503150007.5507262.5507262.5431.5031.5031500010.5710167.5710167.5541.5031.503250001421042002104200641.5031.503250001827054002705400741.5031.503500002266132006613200841.5031.503500002678156007815600941.5031.5035000030901800090180001041.5031.5031000003420440800204408001141.5031.503100000382284560022845600土弹簧模拟模型示意图见图7-1。图7-1桩基土弹簧模拟示意图7.2.3桥梁结构模型建立结构的力学模型是进行结构静、动力分析时所采用的能够反映结构力学性能和构造特点的计算图式。目前对桥梁的地震反应分析都是建立在对实桥进行合理简化所得模型基础上进行的，所以地震反应结果的正确与否很大程度上取决于模型建立的是否合理，是否能用来真实地模拟实际结构。因此，正确建立结构的动力计算模型是进行地震反应分析的首要前提。本文在建立结构模型时主要有以下几点考虑：（1）模型中各个部分采用的单元类型以及结构节点单元的划分，一定要尽可能地再现真实结构的力学特点和构造特点；（2）结构内部各个独立部分之间的连接，一定要符合实际情况；（3）整个结构体系的边界条件，一定要尽可能地准确，接近真实情况。根据以上情况确定的抗震分析模型见图7-2。 西南交通大学本科毕业设计第97页图7-2抗震分析模型7.2.4连续刚构桥自振特性计算用模态分析可确定结构的固有频率(自振频率)和振型。固有频率和振型是结构动力计算中的重要参数。桥梁的自振特性反应了桥梁结构自身固有的动力性态。表7-4列出了前十阶有桩与无桩自振频率对比。表7-4全桥空间模型前10阶有桩和无桩自振频率模态次序有桩（考虑桩土效应）无桩自振频率振型特点自振频率10.229935全桥纵向振动0.24079220.317465全桥一阶对称横弯0.36757730.614462全桥一阶反对称横弯0.66349540.850793主梁一阶对称竖弯0.87623551.203009右主墩顺桥向振动1.21046561.399366主梁二阶对称横弯1.42337971.770520左主墩顺桥向振动1.79795582.085175左右主墩顺桥向振动2.08946892.595774主梁二阶对称竖弯2.664557102.866964主梁二阶反对称横弯3.078423从上表可以看出：（1）考虑与不考虑桩土效应对于桥梁结构的动力特性有明显的差别，前者各阶的自振频率比后者小，说明考虑桩土效应减小了结构的自由度，因此考虑桩土效应在抗震分析中是很必要的。（2）桥跨结构纵向基本频率为0.229935Hz，横向基本频率为0.317465 西南交通大学本科毕业设计第97页Hz，说明受到柔性高墩的影响，结构纵、横向基本频率较低，在低阶频率中未出现扭转相关振型，说明箱梁的抗扭刚度较大，横截面抗扭变形能力较强，扭转频率较高。下面列举了桩土作用下结构的主要振型：图7-3第一阶主振型（f=0.229935）图7-4第八阶主振型（f=2.085175）图7-5第十二阶主振型（f=2.971226）图7-6第二十阶主振型 西南交通大学本科毕业设计第97页7.3连续刚构桥的地震反应谱分析7.3.1反应谱地震动的输入对于一个特定的地震波，其绝对加速度的反应谱曲线总是成锯齿状的，而且，一个反应谱总相对应于一定的体系阻尼比的。因为地震波是随机的，所以，只有在大量的地震加速度记录输入绘制的众多反应谱曲线的基础上，经过光滑处理后，才可得到平均地震反应谱。规范反应谱曲线是对应阻尼比为5%时给出的。根据《公路工程抗震设计规范》，本桥按II类场地土考虑，采用抗震基本设防烈度为7度(水平地震系数为0.1)的设计地震下的反应谱。按照规范，本文考虑顺桥向和横桥向两个方向的地震荷载，对于基本烈度为9度区以下的桥梁，规范未要求考虑竖直方向的地震荷载，为了研究竖向地震动对连续刚构桥地震反应的影响，本文也考虑了竖直方向的地震荷载。.7.3.2反应谱振型分析首先进行弹性反应谱振型分析，目的是用有效振型参与质量比确定重要振型，由此确定时程积分法用的合理积分步长。计算结果见表7-5。表7-5前60阶周期和振型的有效振型参与质量模态周期(s)UX(纵向)UY(横向)UZ(竖向)振型累积振型振型累积振型振型累积振型参与质量比参与质量比(%)参与质量比参与质量比(%)参与质量比参与质量比(%)(%)　(%)　(%)　14.3557.6657.66000023.15057.6648.6848.680031.63057.66048.680041.18057.66048.681.591.5950.83057.665.5654.2401.5960.710.157.77054.2401.5970.56057.77054.2430.1731.7680.48057.77054.24031.7690.390.1357.9054.24031.76100.35057.910.9565.2031.76110.34057.9065.20.0131.77120.3420.3378.22065.2031.77 西南交通大学本科毕业设计第97页130.33078.22065.2031.77140.31078.2215.9381.13031.77150.28078.22081.13031.77160.28078.23081.13031.77170.26078.23081.130.3532.11180.258.1386.36081.13032.11190.24086.36081.1310.2242.33200.23086.36081.13042.33210.23086.36081.1327.9670.29220.230.9987.35081.13070.29230.21087.35081.130.570.79240.18087.353.7684.88070.79250.18087.35084.88070.79260.170.0687.41084.88070.79270.17087.410.184.98070.79280.15087.41084.9816.4887.27290.14087.41084.98087.27300.130.0687.47084.98087.27310.12087.470.5685.54087.27320.11087.47085.540.0187.29330.110.1587.62085.54087.29340.11087.62085.54087.29350.110.0187.63085.54087.29360.11087.63085.54087.29370.11087.63085.54087.29380.10087.63085.540.2387.52390.10087.64085.54087.52400.10087.64085.54087.52410.09087.64085.54087.52420.09087.64085.54390.52430.08087.640.2385.77090.52440.08087.64085.77090.52450.08087.64085.770.4891460.07087.64085.77091470.07087.64085.771.392.3480.07087.640.1385.9092.3490.07087.64085.9092.3 西南交通大学本科毕业设计第97页500.070.2287.85085.9092.3510.07087.85085.9092.3520.07087.85085.9092.3530.07087.850.2486.14092.3540.06087.85086.14092.3550.06087.85086.14092.3560.06087.85086.14092.31570.06087.85086.14092.31580.06087.85086.14092.31590.060.0487.89086.14092.31600.06087.89086.14092.31从表7-5中可以看出，前60阶振型中，参与质量贡献最大的6个振型是第1、2、7、12、14和21振型。对顺桥向地震反应，振型分量已接近90％的总质量。对横桥向地震反应，振型分量也接近90％的总质量；对竖向地震反应，前42阶振型分量已经超过90%的总质量。因此，论文中的反应谱振型分解法用前42阶振型叠加。7.3.3反应谱内力计算分析反应谱计算分析内力图见图7-7。7-7抗震分析反应谱内力图（N·mm）反应谱计算分析应力图见图7-8、7-9、7-10、7-11.顺桥向地震波作用下箱梁上、下翼缘应力图如下： 西南交通大学本科毕业设计第97页图7-8顺桥向地震波作用下箱梁截面上翼缘应力图（N/mm2）图7-9顺桥向地震波作用下箱梁截面下翼缘应力图（N/mm2）横桥向地震波作用下箱梁上、下翼缘应力图如下：图7-10横桥向地震波作用下箱梁截面上翼缘应力图（N/mm2） 西南交通大学本科毕业设计第97页图7-11横桥向地震波作用下箱梁截面下翼缘应力图（N/mm2）反应谱计算分析各墩的应力结果见表7-7。表7-6各墩内力计算结果工况　2#墩顶2#墩1/22#墩底3#墩顶3#墩1/23#墩底顺桥向上翼缘　1.8　0.51.8　1.8　0.51.8　1.8　0.5　1.8　1.8　0.5　1.8下翼缘　1.8　0.51.8　1.8　0.51.8　1.8　0.5　1.8　1.8　0.5　1.8横桥向上翼缘　0.20.7　0.9　0.1　0.7　1.1　0.2　0.7　0.9　0.1　0.7　1.1下翼缘　0.20.7　0.9　0.1　0.7　1.1　0.2　0.7　0.9　0.1　0.7　1.1包络上翼缘-4.4-7.4-6.2　-5.3　-8.1　-5.9-1.4-5.5　-2.7　-2.2　-6.1　-2.5下翼缘　-5.1-6.9　-5.1　-5.3　-8.6-6.5　-1.9-5.2　-1.8　-2.3　-6.5-3.1　综上所述，反应谱分析时，地震反应引起的梁部各控制截面正应力比活载引起的正应力小得多。地震反应在其他截面的地震反应相对较小，可见，除墩底截面外，控制截面的强度设计可以忽略地震力的影响。7.4连续刚构桥的时程分析7.4.1地震波输入地震波在地层中的传播引起地面运动，而地面运动又使桥梁等建筑物发生振动，从而承受地震作用。在桥梁结构的地震反应分析中一般以地面运动作为地震动输入。地震动输入历来是结构地震分析中重要的一环，常用的方法有:直接利用强震记录;采用相似场地土与土质条件下己观测到的其他地区的地震记录;以规范反应谱为目标合成人工规范化地震波;作结构场址上的地震危险性分析，对该场址上强地震动作经验性和理论性的估计，从大量实际地震记录的统计特征出发，通过数学、力学等解析方法计算基岩、覆盖土层中地震加速度时程作为输入地震波。 西南交通大学本科毕业设计第97页在地震地面运动特征中，对结构破坏有重要影响的因素主要有地震动强度、频谱特性和强震持续时间。因此，在选择地震输入时，必须使这三个方面都满足要求。采用时程法进行地震反应分析时，一般采用地震加速度时程作为地震动输入。选择加速度时程时，必须把握住三个特征，即加速度峰值的大小(振幅)、波形和强震持续时间。到目前为止，基岩上的强震加速度记录还很少，论文中为方便分析，采用天然强震加速度记录。通过对本设计的场地土资料分析表明，该桥址附近属Ⅰ类场地土。对一些天然强震加速度记录的比较，采用结构地震响应分析中常用的El-centro南北地震波，如图7-12所示。由于这一记录的峰值较大、波频范围较宽，较其它地震波更适宜作为设计依据，多年来被工程界作为大地震的典型例子加以广泛应用。本设计也采用此波来进行桥梁的抗震分析。图7-12El-centro南北地震波7.4.2时程分析计算结果计算中时间步长＝0.01s，共计算1000时步，计算总时间长10.0秒。分析方法采用振型叠加法，振型数量取前60阶。下图表示采用El-centro南北地震波进行时程分析计算所得的部分控制截面的内力、位移反应时程。部分控制截面的内力、位移反应时程图如下：图7-13跨中竖向位移反应时程曲线图 西南交通大学本科毕业设计第97页图7-14跨中截面弯矩反应时程曲线图7-153#墩底弯曲正应力反应时程曲线时程分析计算结果见下表7-7。表7-7时程分析结果数据见表控制截面轴力(kN)剪力-y(kN)剪力-z(kN)扭矩(kN·m)弯矩-y(kN·m)弯矩-z(kN·m)左边跨跨中最大-108701.0-12.69054.6-71.551028.9782.6最小-130441.2-15.27545.7-85.842524.1652.12#墩墩梁结合部最大-239767.3-12.04204.0-143.5-238530.6-14815.2最小-287720.8-14.33503.4-172.2-286236.8-17778.3主跨跨中最大-81681.2-3.1-410.9-44.17569.71913.5最小-98017.5-3.8-493.1-52.99083.61594.53#墩墩梁结合部最大-239768.511.2-8132.395.9-239536.8-14271.1最小-287722.29.3-9758.879.9-287444.2-17125.32#墩墩底最大-53469.7-0.7-82.555.52992.3172.7最小-64163.6-12.5-99.146.22493.6143.93#墩墩底最大-61552.7-0.832.63.4-1372.7661.1最大-73863.3-15.027.22.8-1647.3550.0综上所述， 西南交通大学本科毕业设计第97页在El-centro地震波作用下的地震计算也间接证明了反映谱分析的结论，大跨连续刚构的双薄壁墩具有较好的抗震性能。对于本设计，除墩顶零号块附近截面和墩处要进行抗震设计配筋外，其他部位的可以忽略地震作用的不利影响。所以本设计对于抗震分析也是合理的。 西南交通大学本科毕业设计第97页第8章主要工程数量8.1混凝土用量8.1.1梁体混凝土用量梁体混凝土用量见表8-1。表8-1梁体混凝土用量梁段号节段数横截面积（m2）总长度（m）体积（m3）重量(kN)中支点附近414.807.6112.502812.380#块横隔板470.758566.0314150.800#块过渡段849.446.4316.437910.781#块425.9714363.629090.402#块424.6414344.988624.563#块423.3914327.448185.924#块422.2114310.967774.045#块421.1114295.537388.286#块420.0116320.208005.047#块418.9316302.887572.048#块417.9416287.027175.609#块417.0416272.596814.7210#块416.2216259.546488.5211#块415.4518278.106952.4412#块414.7318265.166628.9613#块414.1118254.016350.2414#块413.5918244.646116.1215#块413.1618236.955923.8416#块412.8318230.905772.4017#块412.5818226.415660.3618#块412.4118223.455586.20边合拢段213.17452.701317.43中合拢段113.71227.43685.72边跨现浇段827.4332877.7221942.88边跨过渡段221.13363.401585.05边跨支点428.55385.662141.54总计109　3607258.75181468.64 西南交通大学本科毕业设计第97页8.1.2墩、承台、桩基础混凝土用量墩的用量：=8.08×5×2×2+14.0×40×2=1281.6（）承台用量：20×20×5×2=4000桩基础用量：1.767×40×32=2261.76混凝土总用量为：7543.368.1.3桥面铺装混凝土用量=（0.3147+0.4564）×360+（0.08×12）×360=623.20综上，混凝土总用量7258.75+7543.36+623.20=15425.318.2钢束用量估算本设计采用了2种规格的钢束15-φs15.24和18-φs15.24，各种规格钢束的用量见表8-2，其中T0~T18为顶板钢束，W0~W18为腹板钢束，B1~B11为中跨底板钢束，H1为中跨顶板钢束，N1~N10为边跨底板钢束，F1~F4为边跨顶板钢束。表8-2钢束用量表钢束钢束数面积(cm2)长度(m)公称质量(kg/m)总质量(kg)名称B1225.210.319.818408.25B2425.219.319.8181529.95B3225.228.319.8181121.70B4425.237.319.8182956.85B5225.246.319.8181835.15B6425.255.319.8184383.74B7225.264.319.8182548.59B8225.273.319.8182905.32B9225.281.319.8183222.41B10225.289.319.8183539.49B11225.297.319.8183856.58H12212016.515660.60F1425.2319.818237.82F2425.22119.8181664.71 西南交通大学本科毕业设计第97页F3425.225.519.8182021.44F4425.23019.8182378.16N142113.816.515911.63N242122.316.5151473.14N342134.1516.5152255.95N442138.6516.5152553.22N542143.1516.5152850.49N642147.6516.5153147.76N742152.1516.5153445.03N842160.6516.5154006.54N942168.6516.5154535.02N1042176.6516.5155063.50T0425.21119.818871.99T14211816.5151189.08T28212516.5153303.00T38213216.5154227.84T48213916.5155152.68T58214616.5156077.52T68215416.5157134.48T78216216.5158191.44T88217016.5159248.40T98217816.51510305.36T108218616.51511362.32T118219516.51512551.40T1282110416.51513740.48T1382111316.51514929.56T1482112216.51516118.64T15425.213119.81810384.63T16425.214019.81811098.08T17425.214919.81811811.53T18425.215819.81812524.98W0"425.210.99919.818871.91W0425.210.99919.818871.91W1425.218.00119.8181426.98W2425.225.00219.8181981.96W342132.00116.5152113.99 西南交通大学本科毕业设计第97页W4425.238.99919.8183091.53W5425.24619.8183646.51W6425.253.99919.8184280.61W74216216.5154095.72W84217016.5154624.20W942177.99916.5155152.61W1042186.00116.5155681.23W114219516.5156275.70W1242110416.5156870.24W13421113.00216.5157464.91W14421122.00116.5158059.39W15421131.00116.5158653.93W16421139.99816.5159248.27W1742114916.5159842.94W18421158.00116.51510437.55总计294　4236.603　340428.508.3锚具用量估算根据本设计采用的2种规格的钢绞线，相对应选择2种锚具类型，具体见表8-3。表8-3锚具用量钢束钢束数波纹管锚具锚具类型钢束钢束数波纹管锚具锚具类型名称内径（mm）套数名称内径（mm）套数B121004OVM15-18T7810016OVM15-15B241008OVM15-18T8810016OVM15-15B321004OVM15-18T9810016OVM15-15B441008OVM15-18T10810016OVM15-15B521004OVM15-18T11810016OVM15-15B641008OVM15-18T12810016OVM15-15B721004OVM15-18T13810016OVM15-15B821004OVM15-18T14810016OVM15-15B921004OVM15-18T1541008OVM15-18B1021004OVM15-18T1641008OVM15-18B1121004OVM15-18T1741008OVM15-18H121004OVM15-15T1841008OVM15-18F141008OVM15-18W0"41008OVM15-18F241008OVM15-18W041008OVM15-18 西南交通大学本科毕业设计第97页F341008OVM15-18W141008OVM15-18F441008OVM15-18W241008OVM15-18N141008OVM15-15W341008OVM15-15N241008OVM15-15W441008OVM15-18N341008OVM15-15W541008OVM15-18N441008OVM15-15W641008OVM15-18N541008OVM15-15W741008OVM15-15N641008OVM15-15W841008OVM15-15N741008OVM15-15W941008OVM15-15N841008OVM15-15W1041008OVM15-15N941008OVM15-15W1141008OVM15-15N1041008OVM15-15W1241008OVM15-15T041008OVM15-18W1341008OVM15-15T141008OVM15-15W1441008OVM15-15T2810016OVM15-15W1541008OVM15-15T3810016OVM15-15W1641008OVM15-15T4810016OVM15-15W1741008OVM15-15T5810016OVM15-15W1841008OVM15-15T6810016OVM15-15　　　　　合计134　268　　160　320　总计294根　　套数：588套　综上所述，混凝土总用量为15425.31，共需钢绞线总量为：340.4285吨；锚具用量为588套，其中OVM15-18为184套，OVM15-15为404套。 西南交通大学本科毕业设计第97页结论本设计题目为100+160+100m公路预应力混凝土连续刚构桥设计，通过建立有限元模型进行分析计算，最后设计出合理的结构。设计着重于上部结构、下部结构的设计，先进行地形分析提出方案，根据经济、安全、可持续发展等原则确定方案，再依据所选方案确定主梁、桥墩、桩基础截面形式，进行节段划分，建立有限元模型。再根据规范相关内容添加各种荷载使模型更接近实际情况，如考虑正负温梯、体系升降温、施工最不利荷载、风荷载、基础沉降、二期、自重等。接下来，计算施工阶段、成桥阶段在各种荷载组合作用下的内力、应力等。经分析，结构在施工各阶段均未出现拉应力（或出现很小的拉应力），成桥后在上述荷载作用下也未出现拉应力，也未出现过大的变形，结构安全可靠。预应力配筋设计是设计中较为繁琐的过程，需要根据软件提供的预应力筋估算量进行综合调整，最后得出经济合理的配筋。在估配完钢筋后，对预应力损失和各项次内力进行了分析，计算表明摩阻、锚具损失很大，所以计算有效预应力是非常必要的。计算了预应力损失，以及混凝土收缩、徐变、温度、支座沉降等引起的次内力，计算表明，各项次内力对全桥结果有较大的影响，尤其是预应力损失，所以在对全桥分析时，有必要考虑次内力对结构产生的影响。荷载组合时，按承载能力极限状态和正常使用极限状态进行了验算。验算结果表明，法向压应力、受拉钢筋拉应力，正截面抗弯、斜截面抗裂、变形等均满足要求。设计最后考虑了抗震，分析结果表明墩和0#块处的应力比较大，而其他截面处的应力相对较小，故墩和墩顶0#块需要进行局部抗震构造设计。同时也说明了地震对桥梁的下部结构有很大的影响，尤其是桩土相互作用对结构的抗震影响很大。 西南交通大学本科毕业设计第97页致谢设计历时四个多月，之所以能够顺利完成，与学校、指导老师、同学的帮助密不可分。在此要特别感谢您们。感谢母校对我的培养与锻炼，感谢康锐等各位老师的指导，是您们让我对毕业设计充满信心，让我学到了很多课本上学不到的知识、经验。感谢组里和班上同学的帮助，与您们的交流让我解决了很多疑难问题。 西南交通大学本科毕业设计第97页参考文献[1]项海帆，《21世纪世界桥梁工程的展望》，《土木工程学报》，2000；[2]项海帆，《桥梁工程的宏伟发展前景》，《桥梁漫笔》，北京中国铁道出版社，1997；[3]中国公路学会桥梁与结构工程学会，《中国公路学会桥梁与结构工程学会论文集》，北京人民交通出版社，2001；[4]于跃波，《浅谈预应力砼连续刚构桥发展概况》，《科学之友》，2007；[5]中国公路学会桥梁和结构工程学会，《2001年桥梁学术讨论会论文集》，人民交通出版社，2001；[6]吴兴序，《基础工程》，西南交通大学出版社，2007；[7]强士中，《桥梁工程上、下》，高等教育出版社，2004；[8]李庆华，《材料力学》，西南交通大学出版社，2005；[9]王铁成，江见鲸，《混凝土结构》，中国建筑工业出版社，2005；[10]中交公路规划设计院，JTGD60-2004《公路桥涵设计通用规范》，人民交通出版社，2004；[11]中交公路规划设计院，JTGD62-2004《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》，人民交通出版社，2004；[12]中交公路规划设计院有限公司，JTGD63-2007《公路桥涵地基与基础设计规范》，人民交通出版社，2007；[13]中交公路规划设计院，JTG/TD60-01-2004《公路桥梁抗风设计规范》，人民交通出版社，2004；[14]重庆交通科研设计院，JTG/TB02-01-2008《公路桥梁抗震设计规则》，人民交通出版社，2008。'