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预应力混凝土简支T形梁桥设计.doc

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桥梁工程课程设计计算说明书题目:预应力混凝土 T 形简支梁桥设计说明书姓 名: * * * 班 级: 道桥**-*班 学 号: 311200000000 2015 年 00 月 00 日目录一、设计资料及构造布置 11.设计资料…………………………………………………………………………….…. 11.1 桥梁跨径及桥宽 11.2 设计荷载 11.3 材料规格 11.4 设计依据 11.5 基本计算数据 12.横截面布置 22.1 主梁间距与主梁片数 .22.2 主梁跨中截面主要尺寸拟订 43.横隔梁沿跨长的变化……………………………………………………………………64.横隔梁的设置……………………………………………………………………………6二、主梁作用效应计算 62.1 永久作用效应计算 .62.2 可变作用效应计算 .92.3 主梁作用效应组合 19三、横隔梁计算 .193.1 确定作用在跨中横隔梁上的可变作用 193.2 跨中横隔梁的作用效应影响线 20四、 行车道板的计算 .244.1 悬臂板荷载效应计算 254.2 连续板荷载效应计算 26五、支座计算 .315.1 选定支座的平面尺寸 315.2 确定支座的厚度 315.3 验算支座的偏转………………………………………………………………325.4 验算支座的抗滑稳定性……………………………………………………….32参考文献 .33- 0 -预应力混凝土 T 形简支梁桥设计说明书一、设计资料及构造布置1.设计资料1.1 桥梁跨径及桥宽标准跨径:36m(墩中心距离)主梁全长:35.96m计算跨径:35.00m桥面净空:净—14+2×1.75m=17.5m1.2 设计荷载汽车:公路— 级,人群: ,每侧人行栏、防撞栏重力的作用力分别为23.0/KNm。 1.52/,4.9/KNm1.3 材料规格混凝土:主梁用 ,栏杆及桥面铺装用 。50C30C预应力钢筋采用《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (JTG D62-2004)的 钢绞线,每束 6 根,全梁配 7 束,标准强度 。15.2s 1860pkfMPa普通钢筋直径大于和等于 12mm 采用 HRB335 级钢筋;直径小于 12mm 的均用 R235 钢筋。1.4 设计依据《公路工程技术标准》 (JTG B01-2003)《公路桥涵设计通用规范》 (JTG D60-2004)《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (JTG D62-2004)1.5 基本计算数据表 1-1 基本数据计算表名 称 项 目 符 号 单 位 数 据混 凝 土立方强度 fcu,k MPa 50 - 1 -弹性模量 Ec MPa 3.45× 410轴心抗压标准强度 fck MPa 32.40 轴心抗拉标准强度 ftk MPa 2.65 轴心抗压设计强度 fcd MPa 22.40 轴心抗拉设计强度 ftd MPa 1.83 容许压应力 0.7f'ck MPa 20.72 短暂状态容许拉应力 0.7f'tk MPa 1.757标准荷载组合: 容许压应力 0.5fck MPa 16.20 容许主压应力 0.6fck MPa 19.44短期效应组合: 容许拉应力 σst-0.85σpc MPa 0 持久状`态容许主拉应力 0.6ftk MPa 1.59 标准强度 fpk MPa 1860 弹性模量 Ep MPa 1.95×105抗拉设计强度 fpd MPa 1260 最大控制应力 σ con 0.75fpk MPa 1395 持久状态应力: φ s15.2 钢 绞 线 标准状态组合 0.65fpk MPa 1209 钢筋混凝土 γ1 KN/m 3 25.0 沥青混凝土 γ2 KN/m 3 23.0 材料重度钢绞线 γ3 KN/m 3 78.5 钢束与混凝土的弹性模量 比 αEp 无纲量 5.65 注:考虑混凝土强度达到 90%时开始张拉预应力钢束。 和 分别表示钢束张拉时ckft混凝土的抗压、抗拉标准强度,则 =29.6MPa, =2.51MPa。ckftkf2.横截面布置2.1 主梁间距与主梁片数主梁间距通常应随梁高与跨径的增大而加宽为经济,同时加宽翼板对提高主梁截面效率指标 很有效 ,故在许可条件下应适当加宽 T 梁翼板.本桥主梁翼板宽度为 2500mm,由于宽度较大,为保证桥梁的整体受力性能,桥面板采用现浇混凝土刚性接头,因此主梁的工作截面有两种:预施应力,运输,吊装阶段的小截面( )和运营阶段的大截面(60ibm- 2 -).半幅净 的桥宽采用七片主梁,如图所示 1-1。250ibm142.75m- 3 -2.2 主梁跨中截面尺寸拟订(1)主梁高度预应力混凝土简支梁桥的主梁高度与其跨径之比通常在 1/15~1/25,标准设计中高跨比约在 1/18~1/19。当建筑高度不受限制时,增大梁高往往是较经济的方案,因为增大梁高可以节省预应力钢束用量,同时梁高加大一般只是腹板加高,而混凝土用量增加不多,综上所述,本桥梁取用 1800mm 的主梁高度是比较合适的。(2) 主梁截面细部尺寸T 梁翼板的厚度主要取决于桥面板承受车轮局部荷载的要求,要应考虑能否满足主梁受弯时上翼板受压的强度要求。本算例预制 T 梁的翼板厚度取用 150mm,翼板根部加厚到250mm 以抵抗翼缘根部较大的弯矩。在预应力混凝土梁中腹板内主拉应力较小,腹板厚度一般由布置预制孔管的构造决定,同时从腹板本身的稳定条件出发,腹板厚度不宜小于其高度的 1/15。本算例腹板厚度取 150mm。马蹄尺寸基本由布置预应力钢束的需要确定的,设计实践表明,马蹄面积占截面面积的 10%~20%为合适。本算例考虑到主梁需要配置较多的钢束,将钢束按三层布置,一层最多三束,同时还根据《公预规》9.4.9 条对钢束净矩及预留管道的要求,初拟马蹄宽度为 550mm,高度 250mm,马蹄与腹板交接处作三角过渡,高度 150mm,以减少局部应力。按照以上拟订的外形尺寸,就可以绘出预制梁的跨中截面图(见图 1-2)(3) 计算截面几何特征将主梁跨中截面划分成五个规则图形的小单元,截面几何特性列表计算见表 1-2跨中截面几何特性计算表 1-2分块名称分块面积iA( )2cm分块面积形心至上缘距离 iy分块面积对上缘的静矩iiSAy( 3cm)分块面积自身惯矩 iI( )4isidy( )cm分块面积对截面形心的惯矩 2xiIAd( )4cxiI( 4cm)- 4 -( )cm(1)(2)(3)=(1)*(2)(4)(5) (6)=(1) *2(5)(7)=(4)+(6)大毛截面翼板 3750 7.5 28125 70312.5 75.79 21540465 21610778三角承托500 18.33 9166 2777.78 65.96 2109706 2112484腹板 2100 100 210000 3430000 -16.71 586371.6 3488637下三角262.5 150 39375 3281.25 -66.71 1168184 1171465马蹄 1375 167.5 230312.5 71614.58 -84.21 9750571 98221867987.5 516979 3820555I0小毛截面翼板 2400 7.5 18000 45000 88.06 18610953 18655953三角承托500 18.333 9166.5 2777.778 77.23 2982005 2984783腹板 2100 100 210000 3430000 -3.44 24851 3454851下三角262.5 150 39375 3281.25 -53.44 749656 752937马蹄 1375 167.5 230312.5 71614.58 -70.94 6919665 205169906637.5 516979 46365I514注:大毛截面形心至上缘距离: 806854/9687.5=83.29cmisSyA小毛截面形心至上缘距离: 796729/8337.5=96.56cmis(4)检验截面效率指标 (希望 在 0.5 以上)- 5 -上核心距3820549.679.1.siIkAy下核心距57.43xsIkcmy截面效率指标:0.9.sxh上述计算表明,初拟的主梁跨中截面是合理的。3.横截面沿跨长的变化如图 1-1,本设计主梁采用等高形式,横截面的 T 梁翼板厚度沿跨长不变。梁端部区段由于锚头集中力的作用而引起较大的局部应力,也为布置锚具的需要,在距梁端1980mm 范围内将腹板加厚到与马蹄同宽。马蹄部分为配合钢束弯起而从六分点附近(第一道横隔梁处)开始向支点逐渐抬高,在马蹄抬高的同时腹板宽度亦开始变化。4.横隔梁的设置模型试验结果表明,在荷载作用处的主梁弯矩横向分布,当面该处有横隔梁时比较均匀,否则直接在荷载作用下的主梁弯矩很大。为减小对主梁设计起主要控制作用的跨中弯矩,在跨中设置一道横隔梁;当跨度较大时,应设置较多的横隔梁。本设计在桥跨中点和三分点、六分点、支点处设置七道横隔梁,其间距为 5.83m。横隔梁的高度与主梁同高,厚度为上部 260mm,下部 240mm;中横隔梁高度为 2050mm,厚度为上部 180mm,下部 160mm。如图 1-1。二、主梁作用效应计算根据上述梁跨结构纵,横截面的布置,并通过可变作用下的梁桥荷载横向分布计算,可分别求得主梁控制截面的永久作用和最大可变作用效应,然后在进行主梁作用效应组合。2.1 永久作用效应计算1. 永久作用集度(1)预制梁自重1) 跨中截面段主梁的自重(六分点截面至跨中截面,长 13m)- 6 -(1)0.6375215.72GKN2)马蹄抬高与腹板变宽段梁的自重(长 5m)(2).4.8)/14.3支点段梁的自重(长 5.436m)(3)1.625.97.6GKN边主梁的横隔梁中横隔梁体积: 30.17.90.51.05.1750.2196m端横隔梁体积3.25.2.6.32.()故半跨内横梁重力为(4).109.750.71GKN预制梁永久作用集度1(27.4.31.62.)/9.825.3/g m(2)二期永久作用1)现浇 T 梁翼板集度(5)0.19253.8/gKNm边梁现浇部分横隔梁一片中横隔梁体积30.1745.9015一片端横隔梁体积3.22487m故:(6)50.130.152/9.60.7/g KNm桥面铺装8cm 混凝土铺装:- 7 -0.814258/KNm5cm 沥青铺装.316.0/若将半幅桥面铺装均摊给五片主梁,则(7).25.)/.95/gKNm将两侧防护栏均分给七片主梁,则:(7)816.)/7.3/栏杆一侧人行栏: 1.52/KNm一侧防撞栏: 49边梁二期永久作用集度23.8076.3182./gKNm2.永久作用效应如图 1-3 所示,设 x 为计算截面离左支座的距离,并令 /xl主梁弯矩和剪力的计算公式分别为:21MlgQ永久作用效应计算见表- 8 -1 号梁永久作用效应 表 1-3作用效应 跨中 =0.5四分点 =0.25 锚固点7N0.34支点=0.0弯矩()KNm4810.16 3607.62 686.2 0一期 剪力()0 246.68 456.81 493.35弯矩()KNm2338.54 1753.9 333.61 0二期 剪力()0 119.93 222.08 239.85弯矩()KNm3148.7 5361.52 1019.81 0剪力 0 366.81 678.89 733.22.2 可变作用效应计算1.冲击系数和车道折减系数按《桥规》4.3.2 条规定,结构的冲击系数与结构的基频有关,因此首先要计算结构的基频。简支梁桥的基频可采用下列公式估算:10223.14.5.382.6cElf Hzm其中: 3.798/ 5./.1cGgKgm根据本桥的基频,可计算出汽车荷载的冲击系数为:0.176ln0.57.6f按《桥规》4.3.1 条,当车道大于两车道时,需进行车道折减,三车道折减 22%,四- 9 -车道折减 33%,但折减后不得小于用两行车队布载的计算结构。本算例按四车道设计,因此在计算可变作用效应时需进行车道折减。2 计算主梁的荷载横向分布系数1)跨中的荷载横向分布系数 cm如前所述,本例桥跨内设五道横隔梁,具可靠的横向联系,且承重结构的长宽比为:35/217.lB所以可按修正的刚性横梁法来绘制横向影响线和计算横向分布系数 cm①计算主梁抗扭惯矩对于 T 梁截面,抗扭惯矩可近似按下式计算:31mTiIcbt式中: ——相应为单个矩形截面的宽度和高度ibit——矩形截面抗扭刚度系数icm——梁截面划分成单个矩形截面的个数对于跨中截面,翼缘板的换算平均厚度:1805.107.8t cm马蹄部分换算成平均厚度23.5t图 1-4 示出了的计算图示, 的计算见表 1-4TI- 10 -计算表 表 1-4TI分块名称 ( cibm)(cm)it/itbic34(10)TiIcbtm翼缘板①250 17.8 14.045 1/3 4.6998腹板② 129.7 15 8.65 0.31 1.35699马蹄③ 55 32.5 1.6923 0.2098 3.9611210.01791②计算抗扭修正系数 21iTiGlIEa式中: 410.4;35;70.190.725;7.;TiGlmI ma25.0;m345672.2.;5.;.0.38iaaaI计算得: 。1③按偏心压力法计算横向影响线竖坐标值251iijian式中:9222317,(7)75inam计算所得的 值列于表 1-5:ij值 表 1-5ij- 11 -梁号 1i2i3i4i5i6i7i1 0.4643 0.3571 0.25 0.1429 0.6357 -0.0714 -0.17862 0.3571 0.2857 0.2143 0.1429 0.0714 0.0057 -0.06293 0.25 0.2143 0.1786 0.1429 0.1071 0.0714 0.03574 0.1429 0.1429 0.1429 0.1429 0.1429 0.1429 0.1429④计算何在横向分布系数1 号梁的横向影响线和最不利布载如图 1-5.可变作用(汽车公路— 级):四车道: (0.413.620.87.20.15.82.7)4cqm三车道: ()0.7.549cq 两车道: 1043620872)06192故取可变作用(汽车)的横向分布系数为: 。.cqm可变作用(人群): .9crm- 12 -2)支点截面的荷载横向分布系数 0m如图 1-6 所示,按杠杆原理法绘制荷载横向分布系数影响线并进行布载,1 号梁可变作用的横向分布系数可计算如下:可变作用(汽车): 。01.632q可变作用(人群): 。7rm横向分布系数汇总(见下表 1-6)一号梁可变作用横向分布系数 表 1-6 可变作用类别 cmom公路— 级0.6190 0.3人 群 0.4689 1.17- 13 -3.车道荷载取值根据《桥规》4.3.1 条,公路— 级的均布荷载标准值 和集中荷载标准值 为:kqkP0.751.875(/)kqKNm计算弯矩时:360. 180255kp KN计算剪力时:21.70kPKN4.可变作用效应在可变作用效应计算中,本算例对于横向分布系数的取值作如下考虑,支点处横向分布系数取 ,从支点至第一根横段梁,横向分布系数从 直线过渡到 ,其余梁段omomc取 。c(1)求跨中截面的最大弯矩和最大剪力计算跨中截面最大弯矩和最大剪力采用采用直接加载求可变作用效应。图 1-7 示出跨中截面作用效应计算图式,计算公式为: kSmqPy- 14 -式中: ——所求截面汽车标准荷载的弯矩和剪力;S——车道均布荷载标准值;kq——车道集中荷载标准值;p——影响线上同号区段的面积;——影响线上最大坐标值:y可变作用(汽车)标准效应:max10.697.85.30.196.5781.032. 1MKNmax5620.6197504V 可变作用(汽车)冲击效应:2.98163.9MKN044V可变作用(人群)标准效应:1.53./qmmax0468970.16.5341.08293.52 KNm- 15 -max110.46893.507.0.6.5340.567.122V KN(2)求四分点截面的最大弯矩和最大剪力图 1-8 为四分点截面作用效应的计算图式。可变作用(汽车)标准效应:max110.697.85.32(.6250.41).396.527.85164.MKNmax0.7.39.78.0.6197V 可变作用(汽车)冲击效应:24.518632.0VKN可变作用(人群)标准效应max110.46893.5723(.6250.41).726.53MKNmax03.6.9V KN- 16 -(3)求 锚固截面的最大弯矩和最大剪力7N如图 1-9,为钢束 锚固截面作用效应的计算图式。由于本计算例中该处预应力筋锚固,应力有突变,是控制界面,位置离支座中心 1.4444mm。可变作用(汽车)效应:通过分析,集中荷载作用在第一根横梁处为最不利情况,结果如下:max1117.850.6193.07.85.41.390.2542248536.8.370.699MKNmax117.850.619.37.6.750.241.56.1823.520.83.9.3V KN可变作用(汽车)冲击效应:89.716.Mm24037V可变作用(人群)效应:max1113.56891.35.41.390.6423.5220.4.076.82.57KNm- 17 -max113.450689.37.563.4506.5430.9182271.4.0VKN(4)求支点截面的最大剪力图 1-10 示出支点截面最大剪力计算图式。- 18 -可变作用(汽车)效应:max117.850.69357.80.3196.5(40.56)2203.4VKN可变作用(汽车)冲击效应:16.08.5可变作用(人群)效应:max13.4508935.47016.(940.56)3.1722V KN2.3 主梁作用效应组合本算例按《桥规》4.1.6~4.1.8 条规定,根据可能同时出现的作用效应选择三种最不利效应组合,短期效应组合,标准效应组合和承载能力极限状态基本组合,见表 1-7。主梁作用效应组合 表 1-7跨中截面 四分点 锚固点截面7N支点maxMaxVmaxaxVmaxMaxVmax序号 荷载类别 ()KN(()KN(()K(()KN1 第一期永久作用4810.16 0 3607.62 246.68 686.2 456.81 493.352 第二期永久作用2338.54 0 17533.9 119.93 333.61 222.08 239.853 总永久作用 7148.7 0 5361.52 366.61 1019.81 678.89 733.24 可变作用(汽车)2171.98 104.44 1624.52 174.71 289.87 222.42 233.595 可变作用(汽车)冲击403.99 19.43 302.16 32.5 53.92 41.37 40.256 可变作用(人群)293.05 7.51 224.05 16.97 48.57 34.06 36.177 标准组合 10017.7 131.38 7512.25 590.79 1412.17 976.74 1026.038 短期组合 8962.14 80.62 6722.73 505.88 1271.29 868.64 920.869 极限组合 12513.0 181.83 9382.11 749.03 1759.48 1222.12 1279.673.横隔梁计算- 19 -3.1 作用在跨中横隔梁上的可变作用鉴于具有多根横隔梁的桥梁跨中处的横隔梁受力最大,通常可只计算跨中横隔梁的作用效应,其余横隔梁可依据中横隔梁偏安全地选用相同的截面尺寸和配筋。根据《桥规》4.3.1 条规定,桥梁结构的局部加载计算应采用车辆荷载,图 1-11 示出跨中横隔梁纵向的最不利荷载布置。纵向一行车轮和人群荷载对跨中横隔梁的计算荷载为:汽车: 01n140.786140.2.92ip KN跨中横隔梁受力影响线的面积: 2(5.83).m人群荷载:0.17./qkN人3.2 跨中横隔梁的作用效应影响线- 20 -通常横隔梁弯矩为靠近桥中线的截面较大,而剪力则在靠近两侧边缘处的截面较大。所以下图 1-12 所示的跨中横隔梁,取 A,B 两个截面计算横隔梁的弯矩,取 1 号梁右和 2号梁右截面计算剪力。用修正的刚性横隔梁作用效应,先做出相应的作用效应影响线。1.绘制弯矩影响线(1)计算公式如图 1-12a,在桥梁跨中当单位荷载 作用在 j 号梁轴上时,i 号所受的作用为竖1P向力 (考虑主梁抗扭) 。因此,由平衡条件就可写出 A 截面的弯矩计算公式:ij当 作用在截面 A 的左侧时:1P, 23,1AjjjjAjMbbe即 ,123jjAjj式中: ——i 号梁轴到 A 截面的距离;i——单位荷载 作用位置到 A 截面的距离。Ae1P当 作用在截面 A 的右侧时,同理可得:1P,123AjjjjAbb(2)计算弯矩影响线值1213116263777230.463,.5,0.5,.074,,0.71484对于 A 截面的弯矩 的影响线可计算如下:AM作用在 1 号梁轴上时:P,12310.4632.50.371.520.5.5.9AAAbbe作用在 6 号梁轴上时:,612360.7142.50.714.520.37AAbb 作用在 7 号梁轴上时:P,71237.86.0.35.1.5AA根据上述三点坐标和 A 截面位置,绘出 影响线图 1-12b 如。AM- 21 -同理, 影响线计算如下:BM,121317.4.92.470.630505.1.64,126367474B,12392.0.80105.41.58B绘出 影响线如图 1-12c。BM2.绘制剪力影响线(1)1 号主梁右截面的剪力 影响线计算:1V右作用在计算截面以右时:P1Vii作用在计算截面以左时:1Vii(2)2 号主梁右截面的剪力 影响线计算:2V右作用在计算截面以右时:P212Viii如 作用在 3 号梁轴上时:2120.51430.6V同理: 2778725作用在计算截面以左时:P212Viii绘成的 影响线如图 1-12e。右- 22 -3.3 截面作用效应计算- 23 -计算公式: 00(1)iSPq式中: —横隔梁冲击系数,取 0.3;—车道折减系数,三车道为 078,四车道为 0.67;—车辆对于跨中横隔梁的计算荷载;0P—人群对于跨中横隔梁的计算荷载;q—与计算荷载 相对应横隔梁作用效应影响线的竖坐标值;i0P—影响线面积。可变作用车辆荷载 和人群荷载 在相应影响线上的最不利位置加载见图 1-12,截00q面作用效应的计算为:横隔梁截面作用效应计算表 表 1-8汽车 (KN)0P124.922人群 ()qKN17.5i0.1376 1.1857 1.9416 1.7906 1.1624 0.2945三车道 AM687.31A()m二车道 662.59i-1.1303 -0.2633 -0.1518 -1.3053B汽-395.1B()KNmM人 (1.983.60)17.52.16()B KNm人i0.3152 0.3015 0.2670 0.1916 0.1325 0.0657三车道 1V右汽 160.59二车道 右汽 172.051V右()KN1右人 10.5(410.52).17.58KN右人2V右 i0.5947 0.4782 0.3852 0.2686 0.1870 0.0621- 24 -三车道 V右2汽 243.76()KN二车道 右汽 265.37组合 maxAM()KN 01.4687.392.maxB() 01.4(395.0872.3)96.2荷载组合 VKN.6.1.54.行车道板的计算考虑到主梁翼缘板内钢筋是连续的,故行车道板可按悬臂板(边梁)和两端固结的连续板(中梁)两种情况来计算。4.1 悬臂板(边梁)荷载效应计算由于宽跨比大于 2,故悬臂板可按单向板计算,悬臂长度为 1.15m。1. 永久作用(1)主梁架设完毕时,桥面板可看成 70cm 长的单向悬臂板,计算图式见图 1-13b。- 25 -计算悬臂根部一期永久荷载作用效应为弯矩: 2 21 10.510.75.05.1.0kNm23gM剪力: 3kV(2)成桥之后:桥面现浇部分完成后,施工二期永久作用,此时桥面板可看成净跨径为 1.15m 的悬臂单向板。计算图示见图 1-13c。图中 ,为现10.523.75/gKN浇部分悬臂板自重; ,为人行栏重力。计算二期永久作用效应如下:1.52PKN弯矩:23.704(.0.45)1.2(.5012)3.gM m剪力: 5123V(3)总永久作用效应:悬臂根部永久作用效应为弯矩: .04.kNmg剪力: 32516V2.可变作用在边梁悬臂板处,只作用有人群,如图 1-13d。弯矩: 213.091.kNmrM剪力: 7gV3.承载能力极限状态作用基本组合极限状态作用的基本组合计算如下 1.2.408(1.24.081.2)6.3kNmdgrMM67kArVV- 26 -4.2 连续板荷载效应计算行车道板与主梁梁肋是连接在一起的,当桥面现浇部分完成后,行车道板与主梁梁肋之间的连接情况,既不是固结,也不是铰接,而应该考虑弹性固结,即支撑在一系列弹性支撑上的多跨连续板。鉴于桥面板受力情况比较复杂,影响因素比较多,通常采用简便的近似方法进行计算。对于弯矩,先算出一个跨度相同的简支板的跨中荷载(恒载、活载及其组合)弯矩 ,再乘以偏安全的修正系数加以修正,以求得支点处和跨中截面0M的设计弯矩。弯矩修正系数可据板厚 与梁肋高度 的比值来确定,本设计中th,即主梁的抗扭能力较大,取跨中弯矩为 ,支点弯矩为/15/2/4th 0.5cM。对于剪力,可不考虑板和主梁的弹性固结作用,认为简支板的支点剪力即0.7sM为连续板的支点剪力。1.永久作用(1)主梁架设完毕时:桥面板可以看成 长的单向悬臂板,其根部一期永70cm久作用效应为;1.2kNgM13.25kNgV(2)成桥之后:先计算简支板的跨中弯矩和支点剪力值。梁肋间的板,其计算跨径按下列规定取用:1)计算弯矩时: ,但不大于tl0 bl0本设计中 01.85.9ltm2)计算剪力时: 。0l式中 ——板的计算跨径;l——板的净跨径;0——板的厚度 ;t——梁肋宽度。b计算图示见图 1-14。- 27 -图 1-14 中, 为现浇部分桥面板的自重,其值为 ; 是二期永久作用,1g3.75kN/m2g包括 防水混凝土和 的沥青混凝土。8cm5c。20.8150.12./计算得到简支板跨中二期永久作用弯矩及支点二期永久作用剪力为 2(0.3875.6).437.450.63.154.0kNmgM2051kgV(3)总永久作用效应1)支点截面永久作用弯矩为 1.0274.53.86kNmsgM2)支点截面永久作用剪力为 3.1.sgV3)跨中截面永久作用弯矩为 0.542.03kNmcgM
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