預應力混凝土連續(xù)梁橋設計 (畢業(yè)設計)

《預應力混凝土連續(xù)梁橋設計 (畢業(yè)設計)》由會員分享，可在線閱讀，更多相關《預應力混凝土連續(xù)梁橋設計 (畢業(yè)設計)（79頁珍藏版）》請在裝配圖網上搜索。

1、 第一章 緒論 第一節(jié) 橋梁設計的基本原則和要求 一、使用上的要求 橋梁必須適用.要有足夠的承載和泄洪能力,能保證車輛和行人的安全暢通；既滿足當前的要求,又照顧今后的發(fā)展，既滿足交通運輸本身的需要，也要兼顧其它方面的要求；在通航河道上，應滿足航運的要求；靠近城市、村鎮(zhèn)、鐵路及水利設施的橋梁還應結合有關方面的要求，考慮綜合利用。建成的橋梁要保證使用年限，并便于檢查和維護。 二、經濟上的要求 橋梁設計應體現經濟上的合理性。一切設計必須經過詳細周密的技術經濟比較，使橋梁的總造價和材料等的消耗為最小,在使用期間養(yǎng)護維修費用最省，并且經久耐用;另外橋梁設計還應滿足快速施工的要求,縮短工期

2、不僅能降低施工費用，面且盡早通車在運輸上將帶來很大的經濟效益。 三、設計上的要求 橋梁設計必須積極采用新結構、新設備、新材料、新工藝利新的設計思想，認真研究國外的先進技術,充分利用國際最新科學技術成果，把國外的先進技術與我們自己的獨創(chuàng)結合起來,保證整個橋梁結構及其各部分構件在制造、運輸、安裝和使用過程中具有足夠的強度、剛度、穩(wěn)定性和耐久性. 四、施工上的要求 橋梁結構應便于制造和安裝，盡量采用先進的工藝技術和施工機械，以利于加快施工速度，保證工程質量和施工安全。 五、美觀上的要求 在滿足上述要求的前提下，盡可能使橋梁具行優(yōu)美的 建筑外型，并與周圍的景物相協 調,在城市和游覽地區(qū)，

3、應更多地考慮橋梁的建筑藝術，但不可把美觀片面地理解為豪華 的細部裝飾。 第二節(jié) 計算荷載的確定 橋梁承受著整個結構物的自重及所傳遞來的各種荷載，作用在橋梁上的計算荷載有各種不同的特性，各種荷載出現的機率也不同，因此需將作用荷載進行分類，并將實際可能同時出現的荷載組合起來,確定設計時的計算荷載。 一、作用分類與計算 為了便于設計時應用，將作用在橋梁及道路構造物上的各種荷載，根據其性質分為:永久作用、可變作用和偶然作用三類。 (一)永久作用 指長期作用著荷載和作用力,包括結構重力（包括結構附加重力）、預加力、土重力及土的側壓力、混凝土收縮徐變作用、水的浮力和基礎變位而產生的影響力。

4、 (二)可變作用 指經常作用而作用位置可移動和量值可變化的作用力.包括汽車荷載及其的引起的沖擊力、離心力、汽車引起的土側壓力、人群荷載、汽車制動力、風荷載、流水壓力、溫度作用和支座摩阻力. （三）偶然作用 偶然作用是指在特定條件下可能出現的較強大的作用，如地震作用或船只或漂浮物的撞擊力和汽車的撞擊作用（施工荷載也屬于此類）。 二、作用效應組合原則 公路橋涵結構設計應考慮結構上可能同時出現的作用，按承載能力極限狀態(tài)和正常使用極限狀態(tài)進行作用效應組合，取其最不利效應組合進行設計。 （一）公路橋涵結構按承載能力極限狀態(tài)設計時，應采用以下兩種作用效應組合: 1、基本組合.永久作用的設計

5、值效應與可變作用設計值效應相組合,其效應組合表達式為： γ0Sud=γ0(γGiSGik+γQ1SQ1k+ψcγQiSQjk) 2、偶然組合。永久作用標準值效應與可變作用某種代表值效應、一種偶然作用標準值效應相組合.偶然作用的效應分項系數取1.0;與偶然作用同時出現的可變作用，可根據觀測資料和工程經驗取用適當的代表值. （二)公路橋涵結構按正常使用極限狀態(tài)設計時,應根據不同的設計要求，采用以下兩種作用效應組合： 1、作用短期效應組合。永久作用標準值效應與可變作用瀕遇值效應相組合,其效應組合表達式為： Ssd=SGik+ψ1jSQjk 2、作用長期效應組合。永久作用標準值效應與可變作

6、用永久值效應相組合，其效應組合表達式為： Sld=SGik+ψ2jSQjk 第二章 整體布置 預應力混凝土連續(xù)梁橋以結構受力性能好、變形小、伸縮縫少、行車平順舒適、造型簡潔美觀、養(yǎng)護工程量小、抗震能力強等而成為最富有競爭力的主要橋型之一。本設計采用的是先簡支后連續(xù)的施工方法，該方法是先將簡支梁安裝就位后，再通過張拉支座處上翼緣的負彎矩鋼束,形成連續(xù)梁體系.先簡支后連續(xù)的橋梁造價低、材料省、施工簡便快捷。 為了使邊跨與中跨的梁高和配筋接近一致，連續(xù)梁橋各孔跨徑的劃分，通常按照邊跨與中跨最大彎矩趨近相等來確定。跨徑布置見圖示2—1:

7、 圖2—1 整體布置圖 計算簡圖： 圖2-2 計算簡圖 第三章 設計資料及結構尺寸擬定 第一節(jié) 基本資料 一、基本材料及特性 基本材料及特性見表3-1： 表3—1 基本材料及特性 名稱 項目 符號 單位 數據 混 凝 土 強度等級 彈性模量 軸心抗壓強度標準值 軸心抗拉強度標準值 軸心抗壓強度設計值 軸心抗拉強度設計值 C Ec fck ftk fcd ftd MPa MPa MPa

8、 MPa MPa MPa 40 3。25×104 26.8 2。4 18。4 1。65 鋼 絞 線 抗拉強度標準值 彈性模量 抗拉強度設計值 最大控制應力 fpk Ep fpd 0。75fpk MPa MPa MPa MPa 1860 1.95×105 1260 1395 普 通 鋼 筋 直徑<12㎜ 采用Ⅰ級鋼筋 抗拉強度標準值 抗拉強度設計值 彈性模量 fsk fsd Es MPa MPa MPa 235 195 2。1×105 直徑〉12㎜ 采用Ⅱ級鋼筋 抗拉強度標準值 抗拉強度設計值

9、 彈性模量 fsk fsd Es MPa MPa MPa 335 280 2。0×105 二、錨具及支座 采用GVM15－5，GVM15－7 ，GVM15－8，GBM15－15錨具； 采用GYZ375×77，GYZF250×64支座。 三、施工工藝 按后張法制作主梁，預留預應力鋼絲的孔道，由預埋Ф=50㎜波紋管形成. 四、設計依據 《公路橋涵設計通用規(guī)范》（JTG D60—2004)，以下簡稱《橋規(guī)》； 《公路鋼筋混凝土及預應力橋涵設計規(guī)范》（JTG D62—2004)，以下簡稱《公預規(guī)》； 《公路橋涵地基與基礎設計規(guī)范》（JTJ024

10、－85),一下簡稱《公基規(guī)》。 第二節(jié) 結構尺寸 一、主梁間距及主梁片數 主梁間距一般在1.8～2.3m，本設計選用210㎝，其橫截面布置形式見圖3—1: 圖3-1 橫截面布置(單位cm） 二、主梁尺寸擬定 （一)梁高度 預應力混凝土簡支梁橋的主梁高跨比通常為1/15～1/25,肋式截面梁常用高度一般取160～250㎝，考慮主梁的建筑高度和預應力鋼筋的用量。本設計主梁高度取用230cm. （二）梁肋及馬蹄尺寸 根據抗剪強度的需要和施工振搗的需要,一般梁肋厚度取15~25㎝，本設計暫定18㎝。預應力簡支T形梁的梁肋下部通常要加寬做成馬蹄形,以便鋼絲的布置和滿足很大預

11、壓力的需要. （三)截面沿跨長度變化 本設計梁高采用等高度形式，橫截面頂板厚度沿跨長不變。梁端部區(qū)段由于錨頭集中力的作用而引起較大的局部應力，也應布置錨具的需要，在靠近支點處腹板要加厚至馬蹄同寬，加寬范圍達到梁高一倍左右,本設計取200㎝。見圖3-2示： 支點截面 跨中截面 三、橫隔梁（板）間距 為了增強主梁之間的橫向連接剛度，除設置短橫隔梁外，還應設置中橫隔梁，間距5～10m ,本設計取邊梁取6片中橫隔梁，間距為7×4.543m；中跨取7片中橫隔

12、梁,間距為8×4。85m。 四、截面效率指標 跨中截面幾何特性可以由CAD中面域性質可得: A=8284㎝ 質心位置（距下邊緣)152㎝ I=52604657 cm4 由此可計算出截面的效率指標ρ(希望ρ在0.4～0.55之間）為： 式中：KS——上核心距離， KX—-下核心距離, 得： KS== =41.7 KX= = =81。4 〈0.55 表明初擬的主梁跨中截面合理。 第三節(jié) 橋面鋪裝及防水排水系統 一、橋面鋪裝 根據文獻［7］P38,橋面鋪裝要求有抗車轍、行車舒服、抗滑、不透水、剛度好等性能.本設計行車道鋪裝采用60mm厚素混凝土

13、鋪裝，之上是90mm厚瀝青混凝土橋面鋪裝。 二、橋面縱橫坡 根據文獻［7］P39,橋面設置縱橫坡，以利雨水迅速排除，防止或減少雨水對鋪裝層的滲透，從而保護了行車道板,延長了橋梁的使用壽命。 本設計橋面的縱坡，做成雙向縱坡，坡度為3％。 橋面的橫坡取1.5％，該坡由30#素混凝土調平層控制。 三、防水層 根據文獻［7]P41,橋面的防水層，設置在行車道鋪裝層的下邊，它將透過鋪裝層的雨水匯集到排水設備排出。本設計防水層做法為灑布薄層瀝青或改性瀝青，其上撒布一層砂，經碾壓形成瀝青涂膠下封層。 四、橋面排水系統 根據文獻[7]P42,為了迅速排除橋面積水，防止雨水積滯于橋

14、面并滲入梁體影響橋梁的耐久性，本設計采用一個完整的排水系統。橋面每個15m設置一個泄水管,且將泄水管直接引向地面。 第四節(jié) 橋梁伸縮縫 根據文獻[7]P43,橋梁載氣溫變化時，橋面有膨脹或收縮的縱向變形，車輛荷載也將引起梁端的轉動和縱向位移.為使車輛平穩(wěn)通過橋面并滿足橋面變形，在橋面伸縮縫處設置一定的伸縮裝置.本設計采用GP型無縫式伸縮裝置，在路面鋪裝完成之后再用切割機器切割路面，并在起槽內注入嵌縫材料而成. 第四章 橋面板的計算 第一節(jié) 橋面板恒載內力計算 參照《公預規(guī)》4。1.1條規(guī)定，按單向板計算,內

15、力計算以縱向梁寬為1m 的板梁計算。計算圖式如圖4—1所示； 圖4-1 橋面板計算簡圖（單位m） 恒載集度 g： 瀝青混凝土路面:g1=0.09×24×1。0=2.16kN/m 混凝土墊層： g2=0。06×24×1.0=1.44kN/m 翼板自重： g3=0。18×25×1。0=4。50kN/m 合計： g=g1＋g2＋g3=8。10kN/m L=1.05m Msg=1/8×=—1/8×8.1×1。052=－1。116kN·m Qsg=1/2×g=－1/2×8。1×1。05=4。2525kN 第二節(jié)

16、橋面板活載內力計算 一、荷載分布寬度 易知當車輛荷載作用于鉸縫軸線上時為不利. 根據《公預規(guī)》4.1。3條規(guī)定，車輪著地長度： a=0。2m， b=0.6m, 則 a=a+2H=0.2+2×0。15=0.5m b=b+2H=0。6+2 × 0。15=0.9m 荷載對于懸臂根部的有效分布寬度： a= a+d+2=0。5+1.4+2×1.05=4.0m 由于這是汽車荷載局部加載在T梁的翼板上，故需要考慮沖擊系數，暫定1+=1。3 二、彎矩、剪力的計算 作用于每米寬板條上的彎矩為： M=—(1+) =—1。3×=—18.77k

17、N·m 作用于每米寬板條上的剪力為: Q=(1+=1。3×=22。75kN 第三節(jié) 內力組合及橋面板配筋 一、荷載組合 根據參考文獻［2］ 承載能力極限狀態(tài)內力組合： Mud=1。2Msg+1。4Msp=－（1。2×1。116+1。4×18。77）=27.62kN·m Qud=1.2Qsg+1.4Qsp=1.2×4.2525+1。4×22。75=36。95kN 正常使用極限狀態(tài)組合：（不考慮汽車沖擊力) Msd=1。0Msg+1。0=－（1.0×1.116＋）=15.55kN·m Qsd=1。0Qsg+1

18、.0 =4.2525+=21.75kN 二、橋面板配筋 假定保護層厚度 a，=35㎜ 有效高度 he=h0 —as, =0.280—0。035=0。245m Mud=27。62kN·m 考慮到彎矩值較小可以按構造配筋 受拉鋼筋5根直徑為14㎜的HRB335，As=759mm 根據參考文獻［19] 并且大于0。2% ，滿足使用條件 =1412kN·m> Mud=27。62kN·m 承載力滿足要求，間距為200㎜，也滿足要求 抗剪驗算：（厚板的計算公式） Vu=0.7βhftbbh0=0。7×1.65×10

19、00×280 =323。4×103 N=323.4kN> Q0=36。95 kN 滿足抗剪要求. 第五章 全橋節(jié)段劃分 第一節(jié) 單元劃分 參考文獻[9]P235，采用橋梁專用程序橋梁博士Dr. Bridge3。0進行結構計算分析.全橋單元劃分時，應綜合考慮結構在施工過程及正常使用階段控制設計的截面位置,使控制截面位于單元節(jié)點處。本設計為簡支轉連續(xù)梁橋，結合施工、使用結構的受力特性及預應力束布置，將全橋劃分為186個單元、187個節(jié)點，每米一個單元.如圖5—1所示： 圖5—1 單元劃分示意(單位m） 第

20、二節(jié) 梁單元自重計算 在恒載內力計算之前有必要對本設計的施工過程給與簡要介紹，以便進行合理內力計算.如圖5-2，第一施工階段為預制主梁,待混凝土達到設計強度100%后張拉正彎矩區(qū)預應力鋼束，再將各跨預制T梁安裝就位，形成有臨時支座支承的簡支梁狀態(tài)；第二施工階段首先澆筑第①、②跨及第④、⑤跨連續(xù)段接頭混凝土,達到設計強度后，張拉負彎矩區(qū)預應力鋼束并壓注水泥漿;第三施工階段澆筑第②、③跨及第③、④跨連續(xù)段接頭混凝土，達到設計強度后,張拉負彎矩區(qū)預應力鋼束并壓注水泥漿；第四施工階段拆除全橋的臨時支座，主梁支承在永久支座上，完成體系轉換，再完成主梁橫向接縫，最終形成五跨連續(xù)梁;第五施工階段

21、進行防護欄及橋面鋪裝施工。由施工過程可知結構恒載是分階段形成的，主要包括：預制T梁一期恒載集度(g1)，成橋后T梁一期荷載集度（g1），二期恒載集度（g2）. 第一施工階段 第二施工階段 第三施工階段 第四施工階段 第五施工階段 圖5-2 施工階段示意圖 一、預制T梁一期恒載集度（g1) 由預制T梁的構造知橫隔板的自重對主

22、梁產生的恒載彎矩可以忽略，因此g1僅為預制箱梁自重集度,計算公式為： g1=Ai ×25kN/m3 計算結果見表4—1。此恒載集度主要用于主梁簡支狀態(tài)下的施工驗算。 單元號 1—2 3—7 8-26 27—31 32—35 36—40 41-66 集度 31.16 25.31 20。72 25.31 31.16 25.31 20。72 單元號 72-75 76-80 81-107 108—112 113-116 117-121 122—147 集度 31.16 25。31 20.72 25。31 31。16 25.31

23、 20.72 單元號 148-152 153-156 157—161 162-179 180-184 185-186 67—71 集度 25.31 31.16 25。31 20。72 25。31 31.16 25。31 表4—1 預制T梁一期恒載集度（kN/m) 二、成橋后T梁一期荷載集度（g1） 預制梁計入每片梁間現澆濕接縫混凝土后的恒載集度即為成橋后T梁一期恒載集度。成橋后忽略橫隔梁產生的內力，僅計其產生的支反力，計算公式為： gli=Ai×25kN/m3 計算結果見表4—2。 單元號 1-2 3—7 8—26 27—31 3

24、2-35 36—40 41-66 集度 35.86 30。01 25。42 30。01 35。86 30.01 25。42 單元號 72—75 76—80 81-107 108-112 113—116 117—121 122-147 集度 35.86 30.01 25.42 30.01 35。86 30.01 25。42 單元號 148-152 153-156 157-161 162—179 180—184 185-186 67-71 集度 30。01 35.86 30.01 25.42 30.01 35。

25、86 30.01 表4—2 成橋后T梁一期恒載集度（kN/m） 三、二期恒載集度(g2） 二期恒載集度為橋面鋪裝于護欄恒載集度之和。 本設計橋面鋪裝采用6cm厚的防水混凝土鋪裝，之上為9cm厚的瀝青混凝土鋪裝，護欄一側每延米按0.301m3混凝土計,容重均按24 kN/m3計。因橋梁橫斷面布置由六片梁組成,按每片梁承擔全部二期恒載的六分之一，其值為： g= [(0.15×24×11.5+0.301×1×25）]=8。15kN/m 第六章 內力計算 第一節(jié) 恒載內力的計算

26、 參考文獻[9］P236，根據單元劃分及相應的恒載集度，采用橋梁博士Dr。 Bridge進行恒載內力計算。表6—1、表6—2、表6—3分別給出g1、g1、g1+g2作用下的梁在第1、4、5施工階段的恒載內力。 表6-1 g1在第1施工階段的恒載內力 節(jié)點號 剪力 彎矩 支點1 385。5 0 第一跨1/4 175。9 2194 第一跨1/2 10。35 2940 第一跨3/4 175.9 2195 支點2 385。6 0 第二跨1/4 207 3229 第二跨1/2 20.7 4254 第二跨3/4 207 3229 支點3

27、458 0 表6—2 g1在第4施工階段的恒載內力 節(jié)點號 剪力 彎矩 節(jié)點號 剪力 彎矩 支點1 443。41 0 第二跨1/2 20。09 4567。11 第一跨1/4 195.28 2512.38 第二跨3/4 254。31 3302。51 第一跨1/2 —8。8 3259。8 支點3 —238.01 -934.09 第一跨3/4 118.23 2197.92 第三跨1/4 253.7 3316。91 支點2 -337.6 -942。18 第三跨1/2 20.7 4575。41 第二跨1/4 2

28、53。09 3314。72 　 　 　 表6-3 g1+g2在第5施工階段的恒載內力 節(jié)點號 剪力 彎矩 節(jié)點號 剪力 彎矩 支點1 544。87 0 第二跨1/2 20.42 5107.42 第一跨1/4 229。34 3071。87 第二跨3/4 78.32 3437。59 第一跨1/2 62。84 3821。82 支點3 -401。08 —2021.25 第一跨3/4 17.48 2206.84 第三跨1/4 335。4 3455。25 支點2 -505。75 —2042。42 第三跨1

29、/2 20。7 5122.25 第二跨1/4 335.12 3443。25 　 　 　 注： 彎矩單位為kN·m 剪力單位為kN 第二節(jié) 橫向分布系數的計算 一、連續(xù)梁橫向分布系數修正系數（等代剛度法) (一） 抗彎慣性矩換算系數的計算(C） 把連續(xù)梁的截面看做是不變的,令EI=1,把數據輸入結構力學求解器可得結果： 1 邊跨簡支梁的跨中集中力作用下跨中撓度 （33m) W=564。07 2 中跨簡支梁的跨中集中力作用下跨中撓度 （40m) W=1000 3 連續(xù)梁集中力作用在不同位置處其相

30、應的撓度(見計算簡圖） W1=365。24 W2=360。24 W3=357.5 抗彎慣性矩換算系數C C1==2.7379 C2==2.7759 C3==1。5778 （二）抗扭慣性矩換算系數的計算（C) 因為各片主梁截面相同,故C=1 （三）主梁抗扭慣性矩的計算 對于翼板 =20/210=0。095 查表得 C=1/3 對于梁肋 =20/230=0。087 查表得 C=1/3 =1/3×20×210+1/3×20×230=1173333 （四)計算抗

31、扭修正系數 由N=6,可查表得=1。028，并取G=0。425 ==0。9414 （邊跨） =0。9658 =0.9654 (中跨） 考慮到抗扭修正系數對橫向分布系數的影響，應取三者較大值,即=0。9658 二 簡支梁橫向分布系數的計算 （一)橫向分布影響線及橫向分布系數 由于B/L=0.38〈0.5,并且橫隔板數大于5個，影響線的計算采用考慮主梁抗扭剛度的修正剛性偏心壓力法。 =2×（5.25×5。25+3。15×3.15+1.05×1.05)=77。17 圖 6-1 剛性橫梁法計算橫向分布系數示意圖 計算公式

32、為： = 一號梁: =1/6+0.9685×=0.512 =1/6—0.9685×=-0.178 二號梁： =0.374 =—0。04 三號梁： =0。29 =0。125 按照車輛橫向排列的規(guī)定，一號梁三列車橫向位置和最不利布載圖式如圖6-2： 圖6-2（一號梁）車輛橫向位置示意圖（單位m) 三車道 mc=×0。78=0.585 0。78為三車道折減系數 兩車道 mc==0.703 取較大值 二號梁三列車橫向位置和最不利布載圖式如圖6—3：

33、 圖6-3（二號梁）車輛橫向位置示意圖(單位m) 三車道 mc=×0。78=0.512 兩車道 mc==0。56 取較大值 三梁三列車橫向位置和最不利布載圖式如圖6-4： 圖6—4(三號梁）車輛橫向位置示意圖(單位m） 三車道 mc=×0。78=0。415 兩車道 mc==0.38 取較大值 由以上計算可知邊梁的橫向分布系數最大，在設計時按邊梁的橫向分布系數考慮。 （三）支點的荷載橫向分布影響線及橫向分布系數 參考文獻［7]第七章第二節(jié),支點截面荷載橫向

34、均布影響線采用杠桿原理法計算。 按照車輛橫向排列的規(guī)定,一號梁三列車橫向位置和最不利布載圖式如圖6—5： 圖6-5（一號梁） 車輛橫向位置示意圖(單位m) mo==0。598 二號梁三列車橫向位置和最不利布載圖式如圖6-6： 圖6—6（二號梁） 車輛橫向位置示意圖（單位m） mo==0。7665 三號梁三列車橫向位置和最不利布載圖式如圖6—7 圖6-7（三號梁） 車輛橫向位置示意圖(單位m） mo==0.7665 跨中和支點荷載橫向分布系數計算結果見表6—4： 表6—4 跨中和支點荷載橫

35、向分布系數 梁號 一號梁 二號梁 三號梁 跨中mc 0。703 0.556 0.467 支點mo 0.598 0.7665 0.7665 第三節(jié) 活載內力計算 一、沖擊系數和車道折減系數 （一）沖擊系數 據《橋規(guī)》4。3。2規(guī)定:結構沖擊系數與結構的基頻有關，因此要計算結構基頻。 沖擊系數μ可按下式計算： 當〈1.5Hz時， μ=0.05 當1.5Hz14Hz時，μ=0.1767ln—0。0157 當〉1.5Hz時, μ=0。45 式中 ———-—--結構基頻 連續(xù)梁橋的基頻可

36、采用下列公式估算: （用于沖擊力引起的正彎矩效應好剪力效應） （用于沖擊力引起的負彎矩效應） 對于本設計橋梁： Hz =9。53Hz （33m 40m 取兩者較大值） 二、活載內力計算 （一）計算各截面最大彎矩和最小彎矩及剪力 《橋規(guī)》4.3規(guī)定：汽車荷載有車道荷載和車輛荷載組成。車道荷載由均布荷載和集中荷載組成。橋梁結構的整體計算采用車道荷載；橋梁結構的局部加載、涵洞、橋臺和擋土墻土壓力等的計算采用車輛荷載。車輛荷載和車道荷載不得疊加。 本設計設計荷載是公路-—Ⅰ級，其車

37、道荷載的均布荷載標準值為qk=10.5kN/m；集中荷載標準值為Pk=320kN。計算剪力效應時P應乘以1.2，P=1。2×320=384kN 車道荷載的均布荷載標準值應滿布于使結構產生最不利效應的同號影響線上；集中荷載標準值只作用于相應影響線中最大影響線峰值處。 1、第一支點截面 彎矩影響線為零。所以該截面沒有最大彎矩和最小彎矩。 2、第一跨四分之一截面 彎矩影響線如圖6—8： 圖6-8 第一跨四分之一截面彎矩影響線 （1）最大彎矩 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第1、3、5跨上,集中荷載標準值布置在該截面處,得第一跨1/4截面的最大彎矩值。 計算公式： 式中：

38、 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：=2676.7kN·m M1/4max=(1+0。383) ×0.703×2676.7=2602。4kN·m 對應剪力為： Q1/4=—273.1 kN （2）最小彎矩 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第2、4跨上,集中荷載標準值布置在第二跨3/8截面處，得第一跨1/4截面最小彎矩值。 計算公式： 用結構力學求解器算得：=-504.75kN·m M1/4min=(1+0.383) ×

39、0。703×（—504。75）=-490。6 kN·m 對應剪力為: Q1/4=—59.5kN 3、第一跨跨中截面 彎矩影響線如圖6-9： 圖6-9 第一跨跨中截面彎矩影響線 (1）最大彎矩 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第1、3、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彎矩值。 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：=3231。45kN·m M1/2max=(1+0.

40、383） ×0.703×2609.351=3141。8kN·m 對應剪力為： Q1/2=-185.4 kN （2）最小彎矩 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第2、4跨上，集中荷載標準值布置在第二跨3/8截面處，得第一跨跨中截面的最小彎矩值。 計算公式： 用結構力學求解器算得：=—1009.5kN·m M1/2min=（1+0。383) ×0.703×(—1009。5）=-981.2kN·m 對應剪力為： Q1/2=—59。5 kN 4、第一跨四分之三截面 彎矩影響線如圖6—10: 圖6-10 第一跨四分之三截面彎矩影響線 （1）最大

41、彎矩 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第1、3、5跨上，集中荷載標準值布置在該截面處，得第一跨3/4截面的最大彎矩值。 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:=2003.84kN·m M3/4max=(1+0.383）×0。703×2003.84=1947。7kN·m 對應剪力為: Q3/4=—339.2 kN （2)最小彎矩 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第2、4跨上，集中荷載標準值布置在第

42、二跨3/8截面處，得第一跨3/4截面的最小彎矩值。 計算公式: 用結構力學求解器算得：=—1514.25kN·m M3/4min=(1+0.383)×0。703×（-1514.25）=—1471。9kN·m 對應剪力為： Q3/4=-60.1 kN 5、第二支點截面 彎矩影響線如圖6—11： 圖6-11 第二支點截面彎矩影響線 （1）最大彎矩 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第3、5跨上，集中荷載標準值布置在第三跨3/8截面處，得第二支點截面的最大彎矩值。 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

43、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：=537.16kN·m M支2max=（1+0。383） ×0.7665×537.16=522.1kN·m 對應剪力為： Q支2=-60.7 kN (2）最小彎矩 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第1、2、4跨上，集中荷載標準值布置在第二跨3/8截面處,得第二支點截面最小彎矩值. 計算公式： 用結構力學求解器算得:=—2716.33kN·m M支2min=（1+0.383） ×0。7665×(-2716.33)=—2640.3kN·m

44、 對應剪力為： Q支2=421.2 kN 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6—5中列出。 表6—5 各截面彎矩最大和彎矩最小及相應的剪力 截面號 內力 最大彎矩 最小彎矩 截面號 內力 最大彎矩 最小彎矩 支點1 Q(kN) 0.00 0。00 第二跨3/4 Q(kN） —322。4 —13.5 M（kN·m) 0。00 0.00 M（kN·m） 2216。9 781。3 第一跨1/4 Q（kN） -273.1 —59

45、.5 支點3 Q(kN) -64。2 423.9 M(kN·m) 2676。7 —490。6 M(kN·m) 676。6 -2762.9 第一跨1/2 Q(kN） —185。4 -59。5 第三跨1/4 Q（kN） 330。5 23.6 M(kN·m) 3141.8 1009。5 M（kN·m) 2192。6 -1135。3 第一跨3/4 Q（kN) —339。2 -60.1 第三跨1/2 Q(kN） 145.8 31.3 M（`kN·m) 1947.7 —1471.9 M kN·m） 3300.8 -987.6 支

46、點2 Q(kN） -60.7 421.2 M（kN·m) 522.1 —2640。3 第二跨1/4 Q（kN) 339.4 21.6 M（kNm) 2043.0 —1118.8 - 第二跨1/2 Q（kN） 154.5 —37。1 M(kN·m) 3237.7 -915。3 （二)計算各截面剪力最大和剪力最小及相應的彎矩 (P=380kN） 1、第一支點截面 剪力影響線如圖6—12: 圖6-12 第一支點截面剪力影響線 （1）最大剪力

47、將車道荷載的均布荷載標準值布置在第1、3、5跨上，集中荷載標準值布置在該截面處,得第一支點截面截面的最大剪力值。 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：=159。91kN Q支1max=（1+0。383)×0。7665×159.91=155.4kN 對應彎矩為： M支1=0 kN·m (2）最小剪力 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第2、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

48、截面的最小剪力值. 計算公式： 用結構力學求解器算得:=-61.18kN·m Q支1min=（1+0.383）×0.7665×(—61。18）=-59.5kN 對應彎矩為： M支1=0 kN·m 2、第一跨四分之一截面 剪力影響線如圖6—13: 圖6—13 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3、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

49、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：=294.52kN Q1/4max=（1+0.383) ×0.703×294.52=286.3kN 對應彎矩為： M1/4=2361。8kN·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2、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：=—135.05kN·m Q1/4min=（1+0.383） ×0.703×(-135.05)=-113。1kN 對應彎矩為: M

50、1/4=1670。0kN·m 3、第一跨跨中截面 剪力影響線如圖6-14： 圖6-14 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3、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:=161。78 Q1/2max=(1+0.383） ×0.707×161.78=157.3kN

51、 對應彎矩為: M1/2=2594.6kN·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2、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：=-259.5kN·m Q1/2min=(1+0。383) ×0.703×（-259。5）=—252。2kN 對應彎矩為： M1/2=2038.6kN·m 4、第一跨四分之三截面 剪力影響線如圖6-15: 圖6—15 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

52、和第3、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：=65.57kN Q3/4max=（1+0。383） ×0。707×65.57=63.7kN 對應彎矩為： M3/4=1577。3kN·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2、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。

53、 計算公式： 用結構力學求解器算得：=—393.06kN Q3/4min=（1+0.383）×0.703×(-393。06）=—382.1kN 對應彎矩為： M3/4=887。0kN·m 5、第二支點截面 剪力影響線如圖6-16： 圖6-16 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1、2、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。

54、 用結構力學求解器算得:=540。32kN Q支2max=(1+0。383) ×0。7665×540.32=525。2kN 對應彎矩為： M支2=1624.4kN·m (2）最小剪力 將車道荷載的均布荷載標準值布置在第3、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：=—62。45kN·m Q支2min=(1+0.383) ×0。7665×（-62。45）=—60。7kN 對應彎矩為： M支2=522.1kN·m 由于篇幅有限，在此僅列出第一跨的計算過程

55、,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6-6中列出。 表6-6 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1 Q（kN) 155。4 -59。5 第二跨3/4 Q（kN) 98.5 -369.9 M（kNm) 0。00 0。00 M（kNm） 1657.2 1198。0 第一跨1/4 Q（kN) 286.3 -113。1 支點3 Q（kN) 239。6 —41。3 M（kNm） 2361.

56、8 1670 M(kNm） -1790。9 482.7 第一跨1/2 Q(kN) 157.3 —252.2 第三跨1/4 Q（kN) 374。7 -95.3 M(kNm) 2594.6 2038。6 M(kNm) 1749.0 1712.6 第一跨3/4 Q（kN） 63。7 -382.1 第三跨1/2 Q（kN） 225.3 -217。1 M（kNm） 1577.3 887。0 M（kNm） 2334。3 2423。7 支點2 Q（kN） 525.2 -60.7 M(kNm) 1624。4 522

57、。1 第二跨1/4 Q（kN） 367.1 -101.9 M（kNm) 1356。1 1556.1 第二跨1/2 Q（kN) 218.0 —220。9 M（kNm) 2360。8 2227.7 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

58、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6—7。 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6-7。 6-7 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1 Q（kN） 23.8

59、—0.1697 第二跨1/2 Q(kN） —4.49 0。6512 M(kNm) 0 0 M（kNm) 633.7 6.771 第一跨1/4 Q(kN) 23。8 —0。1697 第二跨3/4 Q（kN) -4.49 0.6512 M(kNm) 184.6 —1。358 M（kNm) 589。6 13。28 第一跨1/2 Q（kN) 23.8 —0。1697 支點3 Q(kN) —4。49 0.6512 M（kNm) 369。3 -2.716 M（kNm) 585.2 19。79 第一跨3/4 Q（kN） 23。

60、8 -0.1697 第三跨1/4 Q（kN) —4。49 -2.416 M（kNm） 553。9 -4。074 M（kNm) 585。2 -1。295 支點2 Q(kN） 23.8 -0。1697 第三跨1/2 Q（kN） -4。49 —2.416 M（kNm) 738.5 -5.432 M(kNm) 585。2 —25.45 第二跨1/4 Q(kN） -4。49 0.6512 　 　 　 　 M（kNm） 677.8 0。2591 　 　 　 第五節(jié) 內力組合 參照《橋規(guī)》中第4.1.6條規(guī)定進行承載能力

61、極限狀態(tài)的內力組合，主要控制截面內力組合結果見表6-8； 《橋規(guī)》第4.1。7條規(guī)定進行正常使用極限狀態(tài)內力組合, 主要控制截面內力組合結果見表6—9，6-10。 表6-8 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1 Q（kN) 653。8 653。8 871.4 570.5 M（kNm） 0 0 0 0 第一跨1/4 Q(kN) -107.1 191.9 676 116.9 M（kNm） 7433.6 2999.4 6992。8 6024.2 第一跨1/2 Q(kN） —184

62、。2 —7.9 295.6 -277。7 M(kNm） 8984。7 5999.5 8218.6 7440。2 第一跨3/4 Q(kN） —453.9 —63。2 110。2 —514 M（kNm） 5375 587。5 4856.4 3890 支點2 Q（kN) -831.9 —17。2 128.4 -691.9 M(kNm) -1720 -4511.6 —176.7 —1720 第二跨1/4 Q(kN) 877。3 431.5 916.1 259。5 M(kNm) 6992。1 2565.6 6030.4 6

63、310.4 第二跨1/2 Q（kN) 240.8 —27.4 329。7 —284.8 M(kNm) 10661。7 4847.5 9434 9247.7 第二跨3/4 Q(kN） -357。4 75。1 231.9 -423.9 M（kNm) 7228.8 5218.9 6445.2 5802.3 支點3 Q(kN) —571。2 112.2 —145.9 -539.1 M(kNm） -1478。3 -6293.6 —4932。8 -1749.7 第三跨1/4 Q（kN） 865.2 435。5 927.1 269

64、。1 M(kNm) 7215.9 2556.9 6594.9 6543.9 第三跨1/2 Q(kN） 229 68。7 340.3 —279。1 M(kNm) 10767.8 4764.1 9414。7 9539.9 　 　 　 　 　 　 表6-9 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1 Q(kN) 544.87 544。87 607.03 521。07 M（kNm) 0 0 0 0 第一跨1/4 Q（kN) 120.1

65、 205。54 343.86 184.1 M(kNm） 4142.55 2875。63 4016.59 3739.87 第一跨1/2 Q(kN) -11。32 39。04 125。76 -38。04 M(kNm) 5078.54 4225。62 4859.66 4637.26 第一跨3/4 Q（kN） -118.2 -6.56 42.96 -135.36 M（kNm） 2985.92 1618.08 2837.76 2561。64 支點2 Q（kN) —570。03 —337。27 —295.67 —530.03 M(kN

66、m） -1833。58 —2631。18 -1392。66 -1833.58 第二跨1/4 Q(kN) 470。88 343.52 481。96 294.36 M（kNm） 4260.45 2995。73 3985.69 4065。69 第二跨1/2 Q（kN） 82。22 5。58 107。62 -67。94 M(kNm) 6402.5 4741。3 6051。74 5998.5 第二跨3/4 Q(kN) -50.64 72。92 117。72 —69.64 M(kNm） 4324.35 3750。11 4100。47 3916.79 支點3 Q（kN) -426.76 —231.52 —305.24 —417.6 M（kNm） —1750.61 -3126。41 -2737。61 -1828。17 第三跨1/4 Q（kN) 467.6 344.84 485.28 297.28 M（kNm) 4332。29 3001.13 4154.85 4140。29 第三跨1/