【文章內容簡介】 二期恒載1) 現(xiàn)澆 T 梁翼板恒載集度： g(5)=26=2) 邊梁現(xiàn)澆部分橫隔梁每片中橫隔梁（現(xiàn)澆部分）體積： =每片端橫隔梁（現(xiàn)澆部分）體積： =故： g(6)=(3+2)26/=3) 鋪裝8cm 混凝土鋪裝： 26=10cm 瀝青鋪裝： 24=若將橋面鋪裝均攤給六片主梁，則： g(7)=(+)/6=4) 欄桿： 若將欄桿的重量均攤給六片主梁，則： g(8)=5) 邊梁二期恒載集度：g 2=+++= 恒載內力如圖 4 所示，設 x 為計算截面離左支座的距離，并令 α=x/l。 211。176。207。236。223。Q176。207。236。MXMQBA g圖 4 恒載內力計算圖 主梁彎矩和剪力的計算公式分別為： ； ??glM21??????lg21????Q 恒載內力計算見表 3。 1 號梁恒載內力 表 3跨中α=四分點α=變化點α=支點α=彎矩（kNm） 0一期 剪力 (kN) 0 彎矩（kNm） 0二期 剪力 (kN) 0 彎矩（kNm） 0∑剪力 (kN) 0 活載內力計算 沖擊系數(shù)和車道折減系數(shù)沖擊系數(shù)：簡支梁橋基頻 的計算公式為：f ， cmEIlf2??gGc? 式中 ——結構的計算跨徑（m） ；l E——結構材料的彈性模量（N/m 2） ； Ic——結構跨中截面的截面慣性矩（m 4） ； mc——結構跨中處的單位長度質量（kg/m） ； G——結構跨中處延米結構重力（ kN/m） ； g——重力加速度，g=（m/s 2） 。A=；G= 25=；m c=G/g=103 Ns2/m2；C50 混凝土的彈性模量 E=1010N/m； =；I C=；l Hz，. ????f ≤ ≤14Hz，μ= ?7lnf則：（1+μ）=折減系數(shù)：橫向布置車道數(shù)為 2，雙車道不折減，故 ξ=1。由于橋梁的計算跨徑小于 150m，不考慮計算荷載效應的縱向折減。因此，本橋梁的折減系數(shù)為 ξ=1。 計算主梁的荷載橫向分布系數(shù) 跨中的荷載橫向分布系數(shù) mc 本橋梁跨內設三道橫隔梁，具有可靠的橫向聯(lián)系，且承重結構的長寬比為： ??Bl 所以可以按剛性橫梁法來繪制橫向影響線并計算橫向分布系數(shù) mc1) 計算主梁抗扭慣矩 IT對于 T 形梁截面，抗扭慣矩可近似按下式計算：IT=??miitbc13式中：b i 和 ti——相應為單個矩形截面的寬度和高度； ci——矩形截面抗扭剛度系數(shù)； m——梁截面劃分成單個矩形截面的個數(shù)。對于跨中截面，翼緣板的換算平均厚度。 cmt ????? 馬蹄部分的換算平均厚度： =25b19t180507t=b圖 5 IT 計算圖式（尺寸單位： mm） IT 計 算 表 表 4分塊名稱 bi(cm) ti(cm) bi/ ti ci IT= ci bi ti3(103m4)翼緣板① 210 腹板② 20 322152馬蹄③ 55 ∑ —— —— —— ——　 2) 計算抗扭修正系數(shù) β此設計中主梁的間距相同，同時將主梁近似看成等截面，則得：???iTIaEGli21?式中：G=；l= ； ∑I T=6=；a 1=。a2=；a 3=；a 4=－ ；a 5=－ ；a 6=－。Ii= m4。計算得：β=。3) 按剛性橫梁法計算橫向影響線豎坐標值： ???512ijiijan??式中：n=6； = =。??512ia??? 計算所得的 η ij 值列于表 5 內。 表 5梁號 η i1 η i2 η i3 η i4 η i5 η i61 2 3 4) 計算荷載橫向分布系數(shù)1 號梁的橫向影響線和最不利布載圖式如圖 6 所示。 圖 6 跨中的橫向分布系數(shù) mc 計算圖式（尺寸單位： mm） mcq= (+0. 2886++)= 故取汽車的橫向分布系數(shù)為：m c = 支點截面的荷載橫向分布系數(shù) mc 如圖 6 所示，按杠桿原理法繪制荷載橫向分布影響線并進行最不利布置荷載，1 號梁的活載橫向分布系數(shù)可計算如下：mo= =? 圖 7 支點的橫向分布系數(shù) mo計算圖式 (尺寸單位：mm) 橫向分布系數(shù)匯總（見表 6） 活載橫向分布系數(shù) 表 6荷載類別 mc mo 計算活載內力在活載內力計算中，本設計對于橫向分布系數(shù)的取值作如下考慮：計算主梁活載彎矩時，采用全跨統(tǒng)一的橫向分布系數(shù) mc，鑒于跨中和四分點剪力影響線的較大坐標位于橋跨中部，故也不按 mc 來計算。求支點和變化點截面活載剪力時，由于主要荷重集中在支點附近而應考慮支承條件的影響，按橫向分布系數(shù)沿橋跨的變化曲線取值，即從支點到 L/4 之間，橫向分布系數(shù)用mo與 mc 值直線插入，其余區(qū)段均取 mc 值。公路—I 級車道荷載的均布荷載標準值為 qk =。集中荷載標準值隨計算跨徑而變，當計算跨徑小于或等于 5m 時，為 Pk =180kN；計算跨徑等于或大于 50m 時，為 Pk =360kN；計算跨徑在 5~50m 之間時，值采用直線內插求得。 本設計的計算跨徑為 因此：q k =； ??. ????? 計算剪力時： 對于汽車荷載，應將集中荷載直接布置在內力影響線數(shù)值最大的位置，其計算公式為： ???iKikcyPmAqS?????1式中 S——由汽車荷載產生的彎矩或剪力標準值； （1+μ）——汽車荷載的沖擊系數(shù)； ξ——汽車荷載橫向分布系數(shù)，本設計為二車道布載控制設計，橫向折減系數(shù)為 ；1?? Pk——汽車車道荷載中的集中荷載標準值； qk——汽車車道荷載中，每延米均布荷載標準值； A——彎矩、剪力影響線的面積； mi——沿橋跨縱向與集中荷載位置對應的橫向分布系數(shù)； yi——沿橋跨縱向與荷載位置對應的內力影響線坐標值?？缰薪孛嫫嚭奢d ML/2L/2VLL/412/圖 8 跨中截面汽車荷載內力影響線如圖 8 所示， = = ；A M= m2 ；??L m ； m2 。??V 6VL/4 截面汽車荷載 ML/4VL/4LL3/圖 9 L/4 截面汽車荷載內力影響線如圖 9 所示， m ； m2 ；??LyM ???LAM m ； 。70V ?變化點截面汽車荷載 M177。228。187。175。181。227。V177。228。187。175。181。227。LL20*()/(L)/20m 圖 10 變化點截面汽車荷載內力影響線如圖 10 所示， ； ；???2LyM ?? ； m2?V ???V支點截面汽車荷載 V214。167。L1圖 11 支點截面汽車荷載內力影響線如圖 11所示， m ； 。1?Vy??12LAV跨中、 、支點截面公路—Ⅰ級荷載產生的內力 表 74截面 跨中 L/4 變化點 支點荷載橫向分布系數(shù) qk（kN/m） 1+μ ??2m ——彎矩影響線y ——Pk(kNm) 計沖擊系數(shù) ——MS(kNm)不計沖擊系數(shù) ——A??2m 影響線y 1Pk（kN） 計沖擊系數(shù) VS(kN)不計沖擊系數(shù) 主梁內力組合主梁內力組合如表 8 所示支點 Qmax (kN) Qmax (kN) 變化點截面 Mmax(kNm)Qmax (kN) 562 四分點截面 Mmax(kNm)Qmax (kN) 0 0 0 跨中截面 Mmax(kNm)荷載類別 第一期恒載 第二期恒載 總恒載汽車（不計沖擊系數(shù)） 汽車（計沖擊系數(shù)）恒載+汽車Sud={（3）+ （5）}Ssd=（3）+ （4） 主梁內力組合 表 8序號 (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8)第 3 章 預應力鋼束的估算以及布置 跨中截面鋼束的估算與確定以下就跨中截面在各種荷載組合下，分別按照上述要求對主梁所需的鋼束數(shù)進行估算，并且按這些估算的鋼束數(shù)確定主梁的配束。按構件正截面抗裂性要求估算預應力鋼筋數(shù)量。對于 A 類部分預應力混凝土構件，根據(jù)跨中截面抗裂性要求，跨中截面所需的有效預加力為： ?????????式中的 Ms 為正常使用極限狀態(tài)按作用（或荷載）短期效應組合計算的彎矩值；由表 8 有： Ms=MG1+MG2+MQs=++= kNm設預應力鋼筋截面重心距截面下緣為 ap=125mm，則預應力鋼筋的合力作用點至截面重心軸的距離為 ep=yb－a p=－125=；鋼筋估算時，截面性質近似取用全截面對抗裂驗算邊緣的彈性抵抗矩為 W=I / yb=109 /=106mm3；所以有效預加力合力為 ??NWeAfNptkspe 666 ./.????????????????預應力鋼筋的張拉控制應力為 σ con= =1860=1395MPa，預應力損失按張拉控制應力pkf的 20%估算，則可得需要預應力鋼筋的面積為 :?? ??????采用 4 束 φ 鋼絞線，預應力鋼筋截面積為 Ap=47140=3920mm2。采用夾片式群錨，φ70 金屬波紋管成孔。 預應力鋼束布置 跨中截面預應力鋼筋的布置后張拉法預應力混凝土受彎構件的預應力管道布置應符合《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》中的有關構造要求。對跨中截面的預應力鋼筋進行初步布置（如圖 12 所示） 。 c)191。231。214。208。189。216。195。230。184。202。248。206。187。b)184。214。202。248。212。218。182。203。178。191。181。196。170。185。204。206。187。a)212。164。198。193。186。182。203。178。191。 105210N34N12435090406801302631947161。227。5161。227。01239502482,06圖 12 端部及跨中預應力鋼筋布置圖 (尺寸單位:mm) 錨固面鋼束布置為使施工方便，全部 4 束預應力鋼筋均錨于梁端（如圖 13 所示） 。這樣布置符合均勻分散的原則，不僅能滿足張拉的要求，而且 NN2 在梁端均彎起較高，可以提供較大的預剪力。 其他截面鋼束位置及傾角計算鋼束彎起形狀、彎起角度及其彎起半徑采用直線段中接圓弧曲線段的方式彎曲；為使預應力鋼筋的預加力垂直作用于錨墊板，NNN3 和 N4 彎起角 θ 分別取 θ 1=7176。，θ 2=6176。，θ 3=5176。，θ 4=2176。；各鋼束的彎曲半徑為：R N1=21200mm；R N2=58600mm； R N3=128000mm； R N4=278000mm。鋼束各控制點位置的確定以 N4 鋼號為例，其彎起布置如圖 13 所示。1904310166。200。166。200。214。177。207。223。182。206。205。228。198。240。181。227。181。188。207。223。227。205。228。214。185。227。177。207。223。182。206。 kib2b1dZX930/Lw208 RR191。231。214。208。189。216。195。230。196。207。223。圖 13 曲線預應力鋼筋計算圖（尺寸單位：mm）由 Ld=c*cotθ 4確定導線點距錨固點的水平距離:Ld=c*cotθ 4=310*cot2176。=8877mm由 Lb2=R* 確定彎起點至導線點的水平距離:2tan4?Lb2=R* =278000 =4853mm2tan4??1tan所以彎起點至錨固點的水平距離為:Lw= Ld+ Lb2=8877+4853=13730mm則彎起點至跨中截面的水平距離為:xk=（29300/2 + 122）－L w=14772－13730=10