【文章內(nèi)容簡介】 (KN m) Qmax (KN) Qmin (KN) 左支點 0 0 邊跨左變化點 邊跨 1/4 邊跨跨中 邊跨 3/4 邊跨右變化點 左中支點（左） 25 左中支點（右） 中跨左變化點 中跨 1/4 中跨跨中 (三 )溫差應力及基礎沉降內(nèi)力計算 根據(jù)《通規(guī)》第 條規(guī)定，混凝土上部結(jié)構和帶混凝土橋面板的鋼結(jié)構的豎向日照反溫差為正溫差乘以 。 根據(jù)《通規(guī)》表 中查得混凝土鋪裝豎向溫差計算的溫差基數(shù)，溫差基數(shù)用線性插值法確定如下： T1=℃ ， T2=℃ ；按直線插入法得： T3=1，T4=0；溫差應力計算圖示如圖所示。 溫差應力按《 公預規(guī)》附錄 B 計算： ? ?? ccyyt EtAN yccyyt eEtAM ??? ?0 式中 Ay—— 截面內(nèi)的單元面積； ty—— 單元面積 Ay 內(nèi)溫差梯度平均值，均以正值代入； α c—— 混凝土線性膨脹系數(shù)， α c =； Ec—— 混凝土彈性模量， Ec = 104MPa ey—— 單位面積 Ay 中心至截面重心軸的距離，重心軸以上取正值，以下取負值。 溫差反應計算 編號 單位面積（ mm2） 溫差（℃） 單元面積至截面重心距離（ mm） 1 105 429 2 105 369 3 105 186 26 KNEtAN ccyyt ? ??? mKNeEtAM yccyyt ?????? ? 溫度次內(nèi)力計算示意圖 列力法方程： ??? ???????? 0022221211212111TTTTTT xx xx ?? ?? )3131(1 212211 llEI ??? ?? 22112 61 lEI???? )( 2121 llxTT ????? 式中： △ 1T、△ 2T—— 溫度變化在贅余力方向引起的變形，即為中間支座上截 面的相對轉(zhuǎn)角； X—— 單元梁段撓曲變形后的曲率， EIeNX t?? e—— 橋面板重心到截面重心軸的距離 解得： 2121213121 )( ll lleNXX tTT ? ??? 根據(jù) l1=， l2=25m，可求得 X1T=X2T= m 則溫度次內(nèi)力： 27 2211 MXMXM TTt ??? tt MMM ??? 01 將數(shù)據(jù)代入上述各式即得溫度次內(nèi)力。具體截面彎矩和剪力值見表，溫度次內(nèi)力全橋?qū)ΨQ，故只列出半跨的。 溫度次內(nèi)力 截 面 剪 力 （ KN） 彎 矩（ KN m） 左支點 0 邊跨左變化點 邊跨 1/4 邊跨跨中 邊跨 3/4 邊跨右變化點 左中支點（左） 左中支點（右） 0 中跨左變化點 0 中跨 1/4 0 中跨跨中 0 取邊支座沉降 1cm 計算結(jié)構基礎沉降內(nèi)力，同溫度次內(nèi)力類似，采用力法求解，如圖 列力法方程： ??? ???????? 0022221211212111TTTTTT xx xx ?? ?? )3131(1 212211 llEI ??? ?? 22112 61 lEI???? 11 1001l??? 02??? 式中： △ 1△ 、△ 2△ —— 分別為當支座沉降單獨作用在基本結(jié)構上時，所引起的沿 XX2方向的轉(zhuǎn)角。 解得：122221211 ])(4[100 )(12 llll EIllX ?? ???? 28 12222122 ])(4[100 6 llll EIlX ?? ??? 其中： l1=； l2=25m； E= 104MPa； I= m4 代入式中計算得： X1= m； X2= m 基礎沉降次內(nèi)力： M△ =X1M1+X2M2 將數(shù)據(jù)代入上述各式即得基礎沉降次內(nèi)力。具體各截面彎矩和剪力值見表，支座沉降并不對稱，故列出全橋主要截面的內(nèi)力。 基礎沉降次內(nèi)力 截 面 剪 力（ KN） 彎 矩（ KN m） 左支點 0 邊跨左變化點 邊跨 1/4 邊跨跨中 邊跨 3/4 邊跨右變化點 左中支點（左） 左中支點（右） 中跨左變化點 中跨 1/4 中跨跨中 中跨 3/4 中跨右變化點 右中支點（左） 右中支點（右） 邊跨左變化點 邊跨 1/4 邊跨跨中 邊跨 3/4 邊跨右變化點 右支點 0 （四）內(nèi)力組合 為了進行預應力鋼束的計算，在不考慮預加力引起的結(jié)構次內(nèi)力及混凝土收縮徐變次內(nèi)力的前提下，按橋規(guī)《通規(guī)》第 條和第 條規(guī)定，根據(jù)可能出現(xiàn)的荷載進行第一次內(nèi)力組合。 1. 按承載能力極限狀態(tài)設計 基本組合。永久作用的設計值效應和可變作用設計值效應相組合，其效應組合表達式為： )( 1 11100 ? ?? ????? mi nj Q jkQjckG ikGiud SSSS ????? 式中： Sud—— 承載能力極限狀態(tài)下作用基本組合的效應組合設計值； 29 0? —— 結(jié)構重要性系數(shù)，按《通規(guī)》表 規(guī)定的結(jié)構設計安全等級采用，對應于設計安全等級一級、二級和三級分別取 、 、 ； γ Gi—— 第 i 個永久作用效應的分項系數(shù)，應按《通規(guī)》表 的規(guī)定采用； SGik、 SGid—— 第 i個永久作用效應的標準值和設計值； γ Qi—— 汽車荷載效應（含汽車沖擊力、離心力）的分項系數(shù)，取 γ Qi = SQ1k、 SQ1d—— 汽車荷載效應（含汽車沖擊力、離心力）的標準值和設計值； γ Qj—— 作用效應組合中除汽車荷載效應（含汽 車沖擊力、離心力）、風荷載外的其他第 j 個可變作用效應的分項系數(shù)，取 γ Qj =，但風荷載的分項系數(shù)取γ Qj =； SQjk、 SQjd—— 在作用效應組合中除汽車荷載效應（含汽車沖擊力、離心力）外的其他第 j 個可變作用效應的標準值和設計值； Ψ c—— 在作用效應組合中除汽車荷載效應（含汽車沖擊力、離心力）外的其他可變作用效應的組合系數(shù)，取值見《通規(guī)》第 條。 根據(jù)《通規(guī)》第 條規(guī)定，各種作用的分項系數(shù)取值如下： 結(jié)構重要性系數(shù)取 0? =； 恒 載作用效應的分項系數(shù)取 γ Gi =（對結(jié)構承載力不利），或 γ Gi =（對結(jié)構承載力有利）； 基礎變位作用效應的分項系數(shù)取 γ G2 ==； 汽車荷載效應的分項系數(shù)取 γ Q1 =； 溫度作用效應的分項系數(shù)取 γ Q2 =； 其他可變作用效應的組合系數(shù) Ψ c=； 則承載能力極限狀態(tài)組合為： 對結(jié)構承載力不利時γ 0Sud=（ +++ ）； 對結(jié)構承載力有利時γ 0Sud=（ +++ ）； 1）作用短期效應組合 永久作用標準值效應與可變作用頻遇值效應相組合，其效應組合表達式為： ? ?? ? ??? mi nj Q jkjG iksd SSS 1 1 1 式中： Ssd—— 作用短期效應組合設計值； φ 1j—— 第 j 個可變作用效應的頻遇值系數(shù)，取值見《通規(guī)》第 條； φ 1jSQjk—— 第 j 個可變作用效應的頻遇值。 根據(jù)《通規(guī)》第 條規(guī)定，各種作用的分項系數(shù)取值如下： 汽車荷載（不計沖擊力）效應的頻遇值系數(shù)取 φ 11=； 溫度作用效應的頻遇值系數(shù)取 ψ 12=； 則作用短期效應組合為： Ssd=SG1+SG2++ 2）作用長期效應組合 30 永久作用標準值效應與可變作用準永久之效應相組合，其效應組合表達式為： ? ?? ? ??? mi nj Q jkjG ikd SSS 1 1 21 式中： S1d—— 作用長期效應組合設計值； ψ 2j—— 第 j 個可變作用效應的準永久值系數(shù)，取值見《通規(guī)》第 條； ψ 2jSQjk—— 第 j個可變作用效應的準永久值。 根據(jù) 《通規(guī)》第 條規(guī)定，各種作用的分項系數(shù)取值如下： 汽車荷載（不計沖擊力）效應的準永久之系 數(shù)取ψ 21 =； 溫度作用效應的準永久之系數(shù)取ψ 22 =； 則作用長期效應組合為： S1d=SG1+SG2++ 根據(jù)上述的組合要求，進行承載能力極限狀態(tài)內(nèi)力組合和正常使用狀態(tài)內(nèi)力組合，其結(jié)果見表。 荷 載 類 別 內(nèi)力分量 荷載組合 結(jié)構自重作用效應 基礎沉降 汽車荷載效應 溫度效應 承載能力狀態(tài)組合（ ① +② +③ +④）（不利） 承載能力狀態(tài)組合（ ① +② +③ +④）（有利 ） 短期作用組合（ ① +② +③ +④） 長期作用組合（ ① +② +③ +④） ① ② ③ ④ 左支點 最大彎矩 （ KN m） 0 0 0 0 0 0 0 0 最小彎矩 （ KN m） 0 0 0 0 0 0 0 0 最大剪力 （ KN） 最小剪力 （ KN） 邊跨左變化點 最大彎矩 （ KN m） 最小彎矩 （ KN m） 最大剪力 （ KN） 最小剪力 （ KN） 邊跨1/4 最大彎矩 31 （ KN m） 最小彎矩 （ KN m） 最大剪力 （ KN） 最小剪力 （ KN） 邊跨跨中 最大彎矩 （ KN m） 最小彎矩 （ KN m） 最大剪力 （ KN） 最小剪力 （ KN） 邊跨3/4 最大彎矩 （ KN m） 最小彎矩 （ KN m） 最大剪力 （ KN） 最小剪力 （ KN） 邊跨右變化點 最大彎矩 （ KN m） 最小彎矩 （ KN m） 65 最大剪力 （ KN） 最小剪力 （ KN） 左中支點（左） 最大彎矩 （ KN m） 最小彎矩 （ KN m） 最大剪力 （ KN） 最小剪力 （ KN） 左中支點（右） 最大彎矩 （ KN m） 最小彎矩 32 （ KN m） 最大剪力 （ KN） 0 最小剪力 （ KN） 0 中跨左變化點 最大彎矩 （ KN m） 最小彎矩 （ KN m） 最大剪力 （ KN） 0 最小剪力 （ KN） 0 中跨1/4 最大彎矩 （ KN m） 最小彎矩 （ KN m） 最大剪力 （ KN） 0 最小剪力 （ KN） 0 中跨跨中 最大彎矩 （ KN m） 最小彎矩 （ KN m） 最大剪力 （ KN） 0 0 最小剪力 （ KN） 0 0 注：①表中汽車荷載效應包含沖擊力作用； ②短期作用組合和長期作 用組合，計入汽車荷載效應時已扣除沖擊力作用； ③基礎沉降、汽車荷載效應、溫度效應為可選組合效應，在進行組合時，按最不利情況進行組合。 四、預應力鋼束估算及布置 根據(jù)《公預規(guī)》，預應力混凝土連續(xù)梁應滿足使用荷載下的正截面抗裂要求、正截面壓應力要求和承載能力極限狀態(tài)下的正截面強度要求。因此，預應力筋的數(shù)量可從這三個方面綜合評定。 （一）鋼束估算 根據(jù)《公預規(guī)》第 條，預應力混凝土受彎構件應對正截面的混凝土拉應力進行驗算，以滿足正截面抗裂要求。 33 ?? pcst ?? 式中： б st—— 在作用（或荷載）短期效應組合下構件的抗裂驗算邊緣混凝