【文章內容簡介】 對應的內力影響線坐標值。 用結構力學求解器算得：=Q支1max=(1+)= 對應彎矩為： M支1=0 kNm（2）最小剪力將車道荷載的均布荷載標準值布置在第4跨上，集中荷載標準值布置在第二跨3/8截面處，得第一支點截面的最小剪力值。計算公式： 用結構力學求解器算得：=mQ支1min=(1+)()= 對應彎矩為： M支1=0 kNm 第一跨四分之一截面剪力影響線如圖613：圖613 第一跨四分之一截面剪力影響線（1）最大剪力將車道荷載的均布荷載標準值布置在第1跨的后3/4跨上和第5跨上，集中荷載標準值布置在該截面處，得第一跨1/4截面最大剪力值。計算公式：式中：Sp——所求截面的最大活載內力（彎矩或剪力）；Pi——車輛荷載的軸重；yi——沿橋縱向與荷載位置對應的內力影響線坐標值。 用結構力學求解器算得：=Q1/4max=(1+) = 對應彎矩為： M1/4=m（2）最小剪力將車道荷載的均布荷載標準值布置在第一跨的1/4跨上和第4跨上，集中荷載標準值布置在該截面處，得第一跨1/4截面最小剪力值。計算公式： 用結構力學求解器算得：=mQ1/4min=(1+) ()= 對應彎矩為： M1/4=m 第一跨跨中截面剪力影響線如圖614：圖614 第一跨跨中截面剪力影響線（1）最大剪力將車道荷載的均布荷載標準值布置在第1跨的后1/2跨上和第5跨上，集中荷載標準值布置在該截面處，得第一跨跨中截面的最大剪力值。計算公式：式中：Sp——所求截面的最大活載內力（彎矩或剪力）；Pi——車輛荷載的軸重；yi——沿橋縱向與荷載位置對應的內力影響線坐標值。 用結構力學求解器算得：=Q1/2max=(1+) = 對應彎矩為： M1/2=m（2）最小剪力將車道荷載的均布荷載標準值布置在第一跨的前1/2跨上和第4跨上，集中荷載標準值布置在該截面處，得第一跨跨中截面的最小剪力值。計算公式： 用結構力學求解器算得：=mQ1/2min=(1+) （）= 對應彎矩為： M1/2=m 第一跨四分之三截面剪力影響線如圖615：圖615 第一跨四分之三截面剪力影響線（1）最大剪力將車道荷載的均布荷載標準值布置在第1跨的后1/4跨上和第5跨上，集中荷載標準值布置在該截面處，得第一跨跨中截面的最大剪力值。計算公式：式中：Sp——所求截面的最大活載內力（彎矩或剪力）；Pi——車輛荷載的軸重；yi——沿橋縱向與荷載位置對應的內力影響線坐標值。 用結構力學求解器算得：=Q3/4max=(1+) = 對應彎矩為： M3/4=m（2）最小剪力將車道荷載的均布荷載標準值布置在第一跨的前3/4跨上和第4跨上，集中荷載標準值布置在該截面處，得第一跨跨中截面的最小剪力值。計算公式： 用結構力學求解器算得：=Q3/4min=(1+)()= 對應彎矩為： M3/4=m 第二支點截面剪力影響線如圖616：圖616 第二支點截面剪力影響線（1）最大剪力將車道荷載的均布荷載標準值布置在第4跨上，集中荷載標準值布置在該截面處，得第二支點截面的最大剪力值。計算公式：式中：Sp——所求截面的最大活載內力（彎矩或剪力）；Pi——車輛荷載的軸重；yi——沿橋縱向與荷載位置對應的內力影響線坐標值。 用結構力學求解器算得：=Q支2max=(1+) = 對應彎矩為： M支2=m（2）最小剪力將車道荷載的均布荷載標準值布置在第5跨上，集中荷載標準值布置在該截面處，得第二支點截面的最小剪力值。計算公式： 用結構力學求解器算得：=mQ支2min=(1+) （）= 對應彎矩為： M支2=m 由于篇幅有限，在此僅列出第一跨的計算過程，其余第二、三跨計算同第一跨，而第四、五、跨與第一、二、跨對稱，計算結果一樣。第二、三跨計算結果將在表66中列出。表66 各截面剪力最大和剪力最小及相應的彎矩截面號內力最大剪力最小剪力截面號內力最大剪力最小剪力支點1Q(kN)第二跨3/4Q(kN)M(kNm)M(kNm)第一跨1/4Q(kN)支點3Q(kN)M(kNm)1670M(kNm)第一跨1/2Q(kN)第三跨1/4Q(kN)M(kNm)M(kNm)第一跨3/4Q(kN)第三跨1/2Q(kN)M(kNm)M(kNm)支點2Q(kN) M(kNm)第二跨1/4Q(kN)M(kNm) 第二跨1/2Q(kN) M(kNm)第四節(jié) 其它因素引起的內力計算一、溫度引起的內力計算由于連續(xù)梁只有一個橫向支座，所以整體溫度變化對梁的內力沒有影響，考慮到橋面板由于日照等因數產生不均勻溫變，根據以前已有的記錄，假設橋面板和梁底的不均勻溫差為50C,從上至下呈線性分布，按以上假設由橋梁博士Dr. Bridge程序可算出不均勻溫變引起內力。主要控制截面由溫度變化引起的內力值見表67。二、支座位移引起的內力計算由于各個支座處的豎向支反力和地質條件的不同引起支座的不均勻沉降，連續(xù)梁是一種對支座不均勻沉降特別敏感的結構，所以由它引起的內力是構成內力的重要組成部分，其具體計算方法是：五跨跨連續(xù)梁的六個支座中取邊支座下沉1cm，其余支座不動，按以上方法用Dr. Bridge程序計算出支座位移引起的內力。各主要控制截面由于支座位移引起的內力值見表67。67 溫度變化及支座沉降引起的內力截面號內力溫度變化支座沉降截面號內力溫度變化支座沉降支點1Q(kN)第二跨1/2Q(kN)M(kNm)00M(kNm)第一跨1/4Q(kN)第二跨3/4Q(kN)M(kNm)M(kNm)第一跨1/2Q(kN)支點3Q(kN)M(kNm)M(kNm)第一跨3/4Q(kN)第三跨1/4Q(kN)M(kNm)M(kNm)支點2Q(kN)第三跨1/2Q(kN)M(kNm)M(kNm)第二跨1/4Q(kN)　　　　M(kNm)　　　第五節(jié) 內力組合參照《橋規(guī)》，主要控制截面內力組合結果見表68；《橋規(guī)》, 主要控制截面內力組合結果見表69，610。表68 承載能力極限狀態(tài)的內力組合截面號內力最大彎矩最小彎矩最大剪力 最小剪力支點1Q(kN)M(kNm)0000第一跨1/4Q(kN)676M(kNm)第一跨1/2Q(kN)M(kNm)第一跨3/4Q(kN)514M(kNm)53753890支點2Q(kN)M(kNm)17201720第二跨1/4Q(kN)M(kNm)第二跨1/2Q(kN)M(kNm)9434第二跨3/4Q(kN)M(kNm)支點3Q(kN)M(kNm)第三跨1/4Q(kN)M(kNm)第三跨1/2Q(kN)229M(kNm)　　　　　　 表69 正常使用極限狀態(tài)內力組合(短期組合)截面號內力最大彎矩最小彎矩最大剪力 最小剪力支點1Q(kN)M(kNm)0000第一跨1/4Q(kN)M(kNm)第一跨1/2Q(kN)M(kNm)第一跨3/4Q(kN)M(kNm)支點2Q(kN)M(kNm)第二跨1/4Q(kN)M(kNm)第二跨1/2Q(kN)M(kNm)第二跨3/4Q(kN)M(kNm)支點3Q(kN)M(kNm)第三跨1/4Q(kN)M(kNm)第三跨1/2Q(kN)M(kNm)表610 正常使用極限狀態(tài)內力組合(長期組合)截面號內力最大彎矩最小彎矩最大剪力 最小剪力支點1Q(kN)M(kNm)0000第一跨1/4Q(kN)M(kNm)第一跨1/2Q(kN)M(kNm)第一跨3/4Q(kN)M(kNm)支點2Q(kN)M(kNm)第二跨1/4Q(kN)M(kNm)第二跨1/2Q(kN)M(kNm)第二跨3/4Q(kN)M(kNm)支點3Q(kN)M(kNm)第三跨1/4Q(kN)M(kNm)第三跨1/2Q(kN)M(kNm)根據表68和表69可以繪出承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)的彎矩 剪力包絡圖，分別見圖61圖616。圖615 承載能力極限狀態(tài)包絡圖作用短期效應組合下包絡圖作用長期效應組合下包絡圖圖616 正常使用極限狀態(tài)包絡圖第七章 預應力鋼束的計算及布置第一節(jié) 預應力鋼筋數量的確定及布置 按全預應力混凝土設計預應力混凝土T梁 （1） 跨中正彎矩首先，根據跨中截面抗裂要求，確定預應力鋼筋數量。為滿足抗裂要求，所需的有效預加力為（參考文獻[19]）為荷載短期效應彎矩設計值，= kNm；估計鋼筋數量時，可近似采用等截面幾何性質。=,=1520mm，=780mm,=,=，=－。假設=200mm，則=1520—200=1320mm由此得到 =10N擬采用鋼絞線，單根鋼絞線的公稱截面面積=139，抗拉強度標準值=1860，張拉控制應力取===1395，預應力損失按張拉控制應力的20％估算。所需預應力鋼絞線的根數為： ===，取32根。采用4束8預應力鋼筋束，HVM158型錨具，供給的預應力筋截面面積=32139=4448，采用金屬波紋管成孔，預留管道直徑為55mm。預應力鋼筋束的布置如圖71 跨中截面 （㎝） 支點截面（㎝）圖71 預應力筋束布置圖預應力筋束的曲線要求及有關計算參數列于表71 、72 40m預應力筋屬的曲線要素表 表71鋼束編號彎起點距跨中（mm）曲線水平長度（mm）曲線方程1 2019800Y=1203019800Y=200+4019800Y=200+ 33 m鋼束編號彎起點距跨中（mm）曲線水平長度（mm）曲線方程1 2019800Y=1203019800Y=200+4019800Y=200+ 注：表中曲線方程以截面底邊為x坐標，以過彎起點垂線為y坐標各算截面預應力筋束的位置和傾角 表72 40m計算截面截面距離跨中（mm）錨固截面20000支點截面19700變截面點13500L/4截面點10000跨中截面0鋼束到梁底距離（mmm）1 2號束1201201201201203號束170016465752004號束2100