25mT梁肋板式桥台计算书解析

1计算资料1.1计算依据：1）《公路桥梁 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 通用 规范 编程规范下载gsp规范下载钢格栅规范下载警徽规范下载建设厅规范下载 》JTGD60-20042）《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》JTGD62-20041.2技术指标1）上部构造形式：预制后张法预应力混凝土简支、结构连续T形梁（5梁式）2）下部构造形式：肋板式桥台3）适用桥宽：整体式路基24.5米，分幅12米。4）设计安全等级：一级5）汽车荷载等级：公路一I级1.3桥台一般构造图详见肋板式桥台一般构造图桥台高10米，台后填土12.1米，台前填土8.7米。1.4 材料 关于××同志的政审材料调查表环保先进个人材料国家普通话测试材料农民专业合作社注销四查四问剖析材料 1）混凝土：桥台台帽、背墙、耳墙、肋板采用C30混凝土。2）钢筋：采用R235及HRB335钢筋。2桥台横桥向计算2.1横桥向上部荷载计算2.1.1恒载计算1）上部结构恒载TOC\o"1-5"\h\z考虑到一个桥台仅受到一跨的作用，按照恒载均摊原则，实际单个桥台承担半跨的上部恒载。根据上部一般构造图，其主梁断面及编号详见图2.1.1n八rnn240,.243（240,24?,HYPERLINK\l"bookmark6"\o"CurrentDocument"1~——II1①②③④⑤82/1上部恒载汇总见 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 2.1.1单位：KN表2.1.1内容梁号12345主梁607.65593.61593.61593.61607.65桥面沥青混凝土114144144144114铺装现浇层124.8124.8124.8124.8124.8防撞护栏161.971.667.371.6161.9恒载合计（一跨）1008.35934.01929.71934.011008.35恒载合计（半跨）504.4467464.9467504.4表中:数值均按桥宽12米计算；为考虑最不利情况，计算时采用两侧相对较重的防撞护墙。2)下部结构恒载将背墙及牛腿简化为集度为q的线荷载，将耳墙及挡土板简化为集中力F，作用于帽梁上,计算帽梁和肋板。背墙重为:牛腿重为:耳墙重为:262.10.512.24=334KN26：10.350.750.412.24=70KN26：i0.753.430.5=81KN挡土板重为：261.40.21=7.3KNq=3347012.24=33KN；mF-817.3=88.3KN2.1.2活载计算计算荷载采用公路I级荷载1)理论荷载上部构造计算跨径Lj=24.12米(见图2.1.2-1)，根据JTGD60-2004第4.3.1条,360-180qk=10.5KN/mP^(180(24.12—5))1.2=256.51.2=307.8KN45作出单跨的剪力影响线图，并加载，见图2.1.2-1:R1Pkqk■1丄;i124.12^由图可得：1R二Pk129.121qk=331.78124.12110.5=434.4KN22)冲击系数」计算跨中截面惯矩计算上部T梁跨中断面见图2.1.2-2，根据此断面图，截面A=0.924m2截面惯矩lc=0.3008m4自振频率计算根据JTGD60-2004条文说明中 公式 小学单位换算公式大全免费下载公式下载行测公式大全下载excel公式下载逻辑回归公式下载 4-3及4-4me=G/g式中I=24.12米，4102E=3.4510MPa=3.4510N/m,Ie=0.3008m4,g=9.81m/s2,me=261030.924/9.81=2.451103Kgm根据上式f==5.122HZ兀13.45如O10汉0.300824.122「2.45110’⑶根据JTGD60-2004第432条，因1.5HZ乞f<14HZ，故采用公式432J=0.1767lnf-0.0157=0.1767In5.122-0.0157=0.2729计入冲击系数的车道荷载值P=(1-0.2729)434.4=552.9KN计算活载在T梁底支座产生的反力(仅按桥宽12米计算)将5片T梁简化，并将其划分单元，建模输入至“桥梁博士”，见图2.1.2-3，其各单元坐标见表2.1.2-1。表2.1.2-1¥一'口、X坐标(m)Y坐标(m)¥一'口、节点号X坐标(m)Y坐标(m)单兀号节点号单兀号1左端1-609左端93.60右端2-4.80右端104.802左端2-4.8010左端104.80右端3-3.60右端11603左端3-3.6011左端2-4.8-0.3右端4-2.40右端12-4.8-1.74左端4-2.4012左端4-2.4-0.3右端5-1.20右端13-2.4-1.75左端5-1.2013左端60-0.3右端600右端140-1.76左端60014左端82.4-0.3右端71.20右端152.4-1.77左端71.2015左端104.8-0.3右端82.40右端164.8-1.78左端82.40右端93.60（2）根据实际情况，桥面横向布载时考虑四种工况（见图工况I:两列车偏压工况n：三列车偏压工况川：两列车中压工况w：三列车中压将以上四种工况进行加载，见图2.1.2-42.1.2-4):（3）计算由“桥梁博士”计算软件完成，其计算结果见表2.1.2-2，表中计算结果根据JTGD60-2004第431条三列车布载已考虑折减系数0.78。上部构造活载计算节点反力表表2.1.2-2节点号两列车偏压三列车偏压（已折减）两列车中压三列车中压（已折减）12-352-277.73.6-111.513-464-343.2-323-381.414-303-338.5-469-310.41512.9-315.1-323-381.416-1.8-21.53.6-111.52.2桥台横桥向计算221-1，下部恒载作用位置及单2.2.1计算模型根据桥台一般构造建模，上部恒载作用位置及单元划分见图元划分见图221-2£2-2.1-1E3.2.1-1将以上数据输入至“桥梁博士”，并考虑整体均匀温升25C及整体均匀温降30C，计算由计算机完成，其计算结果见表221-1(1)〜221-1(4)表2.2.1-1(1)单元号-节点号恒载汽车荷载1轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)帽梁1-20.0192.8-129.00.00.00.02-20.0-696.8-129.00.0-352.00.03-40.0856.7-1407.00.0352.0-579.04-4-3.21118.0-1394.012.3653.3-636.45-6-3.2144.3498.112.3113.7283.86-6-3.2-144.3498.112.3-113.7283.87-8-3.2941.8-1136.012.3100.8-86.68-80.0856.7-1160.00.01.8-2.19-100.0-744.4-235.10.0-1.80.010-100.0240.4-235.10.00.00.0肋板11-41975.03.2-11.11005.0-12.349.415-16P2189.0-3.22.21005.012.3-1.416-162189.03.22.21005.0-12.3-1.421-222552.0-3.216.71005.012.3-57.222-81799.0-3.221.8102.612.3-76.626-27[2012.03.28.5102.6-12.3-25.727-272012.0-3.28.5102.612.3-25.732-332375.03.2-6.0102.6-12.330.0表221-1(2)单元号-节点号汽车荷载2汽车荷载3轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)帽梁1-20.00.00.00.00.00.02-20.0-278.00.00.03.60.03-40.0278.0-457.30.0-3.65.94-429.1604.0-612.556.3598.0-322.25-629.178.0451.356.3194.0742.56-629.1-78.0451.356.3-194.0742.57-829.1393.0-206.356.3517.0-319.48-80.021.5-24.80.0-3.64.29-100.0-21.50.00.03.60.010-100.00.00.00.00.00.0肋板11-4882.0-29.1136.3594.4-56.3291.515-16882.029.115.7594.456.358.016-16882.0-29.115.7594.4-56.358.021-22882.029.1-116.5594.456.3-197.922-8414.529.1-162.6513.456.3-287.026-27414.5-29.1-42.0513.4-56.3-53.627-27414.529.1-42.0513.456.3-53.632-33414.5-29.190.3513.4-56.3202.4表2.2.1-1(3)单兀号-节点号汽车荷载4温升轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)帽梁1-20.00.00.00.00.00.02-20.0-112.00.00.00.00.03-40.0112.0-184.20.00.00.04-436.5582.7-395.861.40.9-224.65-636.5108.3502.361.4-0.9-221.56-636.5-108.3502.361.40.9-221.57-836.5489.3-340.361.4-0.9-218.38-80.0112.0-129.40.00.00.09-100.0-112.00.00.00.00.010-100.00.00.00.00.00.0肋板11-4694.7-36.5187.90.9-61.4184.715-16694.736.536.50.961.4-69.916-16694.7-36.536.50.9-61.4-69.921-22694.736.5-129.50.961.4-349.122-8601.336.5-187.2-0.961.4-178.426-27601.3-36.5-35.9-0.9-61.476.327-27601.336.5-35.9-0.961.476.332-33601.3-36.5130.1-0.9-61.4355.5表221-1(4)单兀号-节点号温降轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)帽梁1-20.00.00.02-20.00.00.03-40.00.00.04-4-73.6-1.1269.55-6-73.61.1265.86-6-73.6-1.1265.87-8-73.61.1262.08-80.00.00.09-100.00.00.010-100.00.00.0肋板11-4-1.173.6-221.715-16-1.1-73.683.916-16-1.173.683.921-22-1.1-73.6419.022-81.1-73.6214.126-271.173.6-91.527-271.1-73.6-91.532-331.173.6-426.62.2.2帽梁计算1)效应组合(1)由计算结果，根据规范JTGD60-2004第4.1.6条中的公式4.1.6-1进行按承载能力极限状态设计时的效应组合，其组合结果见表2.2.2-1，表中数据未乘以结构重要性系数0。表2.2.2-1帽梁单元号-节点号组合1(恒+汽)组合2(恒+汽+温升)组合3(恒+汽+温降)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)1-2192.8-154.8192.8-154.8192.8-154.82-2-1329.0-154.8-1329.0-154.8-1329.0-154.83-41520.8-2499.01520.8-2499.01520.8-2499.04-42256.2-2563.82257.3-2815.32255.0-2261.95-6444.81637.2443.71389.1446.01934.96-6-444.81637.2-443.71389.1-446.01934.97-81854.0-1839.61852.9-2084.11855.2-1546.28-81184.8-1573.21184.8-1573.21184.8-1573.29-10-1050.1-235.1-1050.1-235.1-1050.1-235.110-10288.5-235.1288.5-235.1288.5-235.1(2)根据规范JTGD60-2004第4.1.7条中的公式4.1.7-1进行按正常使用极限状态设计时的短期效应组合，其组合结果见表222-2。表2.2.2-2帽梁单元号-节点号组合1(恒+汽)组合2(恒+汽+温升)组合3(恒+汽+温降)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)1-2192.8-129.0192.8-129.0192.8-129.02-2-890.4-129.0-890.4-129.0-890.4-129.03-41050.3-1725.41050.3-1725.41050.3-1725.44-41477.3-1744.01478.0-1923.71476.4-1528.45-6251.0906.4250.2729.2251.91119.16-6-251.0906.4-250.2729.2-251.91119.17-81226.1-1323.11225.4-1497.81227.0-1113.58-8918.3-1231.2918.3-1231.2918.3-1231.29-10-806.0-235.1-806.0-235.1-806.0-235.110-10240.4-235.1240.4-235.1240.4-235.1根据规范JTGD60-2004第4.1.7条中的公式4.1.7-2进行按正常使用极限状态设计时的长期效应组合，其组合结果见表222-3。表222-3帽梁单兀号-节点号组合1(恒+汽)组合2(恒+汽+温升)组合3(恒+汽+温降)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)1-2192.8-129.0192.8-129.0192.8-129.02-2-807.4-129.0-807.4-129.0-807.4-129.03-4967.3-1588.9967.3-1588.9967.3-1588.94-41323.3-1594.01324.0-1773.71322.4-1378.45-6205.3731.4204.5554.2206.2944.16-6-205.3731.4-204.5554.2-206.2944.17-81104.3-1242.91103.5-1417.61105.2-1033.38-8891.9-1200.7891.9-1200.7891.9-1200.79-10-779.6-235.1-779.6-235.1-779.6-235.110-10240.4-235.1240.4-235.1240.4-235.12)帽梁计算跨径I的计算根据桥台一般构造图，按规范JTGD62-2004第8.2.1条，帽梁与台的线刚度旦的比值为I大于5,故帽梁计算按简支梁计算。按规范JTGD62-2004第8.2.3条：帽梁的计算跨径取lc与1.15ln中较小值，lc=6.8m1.15ln=1.155.8=6.67m，取I=6.67m=6670mm因I/h=6.67/1.3=5.135，不属深弯构件。帽梁构造及横向配筋见图2.2.2-1£12.：-13）跨中截面（6号截面）抗弯承载力计算（按承载能力极限状态）A.帽梁高h=1300mm，帽梁宽b=1900mm，帽梁梁体采用C30混凝土，fcd=13.8MPa,Ec=3104MPa，主筋采用述28,fsd=280MPa,'5fsd=280MPa,Es=210MPa其配筋断面见图222-2Ias=65mm,as=56mm,h0二h「as=1300「65=1235mm2As=24615.8=14779mm,代=10615.8=6158mm2B.根据规范JTGD62-2004第5.2.2条第5.2.2及5.2.5计算fsdAs二fcdbxfsdAs(5.2.2-2)Y°Md=fsdAsh-a$-a$(5.2.5-2)0=1.1,Md值取组合3的值(见表2.2.2-1)即Md=1934.9KN.m,0Md=1.1X1934.9=2129KN.m按公式5.2.2-2:X二fsdAs-fsdAsfcdb28014799-280615813.8X900=92mm：2as=100mm按5.2.5-2计算结构抗力fsdASh-as-asiu280147791300-65-56=4929KN.m0Md=2129KN.m符合规定。4）支点截面（4号截面）抗弯承载力计算（按承载能力极限状态）A.帽梁高h=1300mm，帽梁宽b=1900mm，帽梁梁体采用C30混凝土，fcd=13.8MPa,Ec=3104MPa，主筋采用J28,fsd=280MPa,1111fsd=280MPa,Es=2105MPa,其配筋断面见图222-3Ias二65mm,as二56mm,h0二h「as二1300「65二1235mmA=24615.8=14779mm2,'2A=10615.8=6158mmB.根据规范JTGD62-2004第5.2.2及5.2.5条计算fsdAs=fcdbx'fsdAS(5・2.2-2)Y°Md=fsdASh-as-as(5.2.5-2)0=1.1,Md值取组合2的值(见表2.2.2-1)即Md=2815.3KN.m,0Md=1.1X2815.3=3097KN.m按公式5.2.2-2:、，fsdAs_fsdAsX=fcdb28014799-280615813.8汉1900=92mm：2as=100mm按5.2.5-2计算结构抗力fsdASh-as-as=280147791300-65-56=4929KN.m0Md=3O97KN.m符合规定。5）悬臂部分截面（10号截面）抗弯承载力计算（按承载能力极限状态）A.帽梁高h=1300mm，帽梁宽b=1900mm，帽梁梁体采用C30混凝土，fcd=13.8MPa,Ec=3104MPa，主筋采用』28,fsd=280MPa,fsd-280MPa,Es=2105MPa,其配筋断面见图2.2.2-4Ias=56mm,as=56mm,鼻""iJyh0二h-as二1300「56=1244mm2A=16615.8=9853mm,A=10615.8=6158mm2B.根据规范JTGD62-2004第5.2.2及5.2.5条计算fsdAs二fcdbxfsdAs（5.2.2-2）YoMd=fsdASh—'as—'as（525-2）0=1.1,Md值取组合2的值（见表2.2.2-1）即Md=235.1KN.m,0Md=1.1X235.1=258.6KN.m按公式5.2.2-2:、，fsdAs_fsdAsX=fcdb2809853-280615813.8X900=39mm：：2as=100mm按5.2.5-2计算结构抗力fsdASh-as-as=28098531300-56-56=3278KN.m0Md=258.6KN.m符合规定。6）支点截面（4号截面）抗剪承载力计算（按承载能力极限状态）A.验算截面尺寸（按规范JTGD62-2004第5.2.9条）fcu,k=30MPa,b=1900mm,h=1300mm,h0=1235mmVd取组合2的值,Vd=2257KN,0=1.10Vd=1.12257=2483KN0.511O「fkbh0=0.5110”.3019001235-6555KN0Vd=2483KN，符合规定。B.验算抗剪承载力（按规范JTGD62-2004第5.2.7条）fcu,k=30MPa,b=1900mm,h=1300mm,h0=1235mmVd取组合2的值，Vd=2257KN,0=1.10Vd=1.12257=2483KN如图2.2.2-3，箍筋采用6肢机2,fsv=195MPa22As=14779mm,Av=6113.1=678.6mm,&=100mm（见图2.2.1-3）A14779P=100匚=1000.627，符合规范JTGD62-2004第9.1.12条，bh01900灯235处67860.357%0.18%，符合规范JTGD62-2004第9.3.13条，svb1001900弯起钢筋Asb=14615.8=8621mm2，二s=45：：仁2：30.4510%血、（20.6P）.fcu,kdvfsv0.7510，fsd'Asbsim=1.01.01.10.4510"19001235_（20.60.627）300.003571950.75130280862Vsin45=4793KN°Vd=2482KN，符合规定7）跨中截面（6号截面）抗剪承载力计算（按承载能力极限状态）验算截面尺寸（按规范JTGD62-2004第5.2.9条）fcu,k=30MPa,b=1900mm，h=1300mm，h0=1235mmVd取组合3的值,Vd=446KN,0=1.10Vd=1.1446=491KN0.5110.fUTbh。=0.5110”.3019001235-6555KN0Vd=491KN，符合规定。验算抗剪承载力（按规范JTGD62-2004第5.2.10条）fcu,k=30MPa,b=1900mm，h=1300mm，h0=1235mmVd取组合3的值,Vd=446KN,。=1.10Vd=1.1446=491KNC30砼抗拉强度设计值ftd=1.39Mpa0.5010”：2ftdbh0=0.5010’1.01.3919001235-1631KNV=491KN，不必进行斜截面抗剪验算，按规范JTGD62-2004第9.3.13条配置箍筋2箍筋采用6肢机2,fsv=195MPa,Asv=6113.1=678.6mm,sv=150mm打二A678.60.24%.0.18%，符合规范JTGD62-2004第9.3.13条svb150x19008）悬臂部分截面（2号截面）抗剪承载力计算（按承载能力极限状态）验算截面尺寸（按规范JTGD62-2004第5.2.9条）fcu,k=30MPa,b=1900mm，h=1300mm，h0=1235mmVd取组合1的值，Vd-1329KN,0=1.10Vd=1.11329=1462KN0.51x103fkbh0=0.51x10'xV30x1900x1235=6555KN0Vd=1462N，符合规定。验算抗剪承载力（按规范JTGD62-2004第5.2.10条）fcu,k=30MPa,b=1900mm，h=1300mm，h0=1235mmVd取组合1的值，Vd-1329KN,0=1.10Vd=1.11329=1462KNC30砼抗拉强度设计值怙=1.39Mpa0.5010"：2ftdbh0=0.5010”1.01.3919001235=1631KN°Vd=1462KN，不必进行斜截面抗剪验算，按规范JTGD62-2004第9.3.13条配置箍筋2箍筋采用6肢机2,fsv=195MPa,Asv=6113.1=678.6mm,s^150mm匚v=鼻辺卫0.24%0.18%，符合规范JTGD62-2004第9.3.13条Svb15019009）裂缝宽度验算A.跨中截面（6号截面）裂缝验算（按正常使用极限状态）裂缝宽度应按规范JTGD62-2004公式6.4.3-1计算，但按规范JTGD62-2004第8.2.8条，系数C3二｝04'1）。Es=2105MPah2b=1900mm,h=1300mm,h0=1235mm,d=28mm,As=14779mm由正常使用极限状态的短期效应组合及长期效应组合结果：Ns=1119KN.m,Ms=1119KN.m,N^944KN.mG=1.0,C2=10.5也-10.5竺-1.42,C^-(°466701)=1.02Ns111931300按规范JTGD62-2004公式644-2:SS0.87心11191060.87147791235=70.1MPaAsbh°1477919001235=0.00627由公式6.4.3-1:WtkCTssss123Es("=1.01.421.02)21050.28100.00627=0.09mm符合规范JTGD62-2004第6.4.2条中的n类环境中限值0.20mmB.支点截面（4号截面）裂缝验算（按正常使用极限状态）裂缝宽度应按规范JTGD62-2004公式6.4.3-1计算，但按规范JTGD62-2004第8.2.8条，系数C^1（0^1）。Es=2105MPah2b=1900mm,h=1300mm,h0=1235mm,d=28mm,As=14779mm由正常使用极限状态的短期效应组合及长期效应组合结果：Ns=1924KN.m,Ms=1924KN.m,N|=1774KN.mC1=1.0,C^10.5Nl=10.51774=1.4623=丄(竺66701)=1.02Ns192431300按规范JTGD62-2004公式6.4.4-2:ss0.87Ash019241060.87147791235=120.6MPar_As_14779bh。19001235二0.00627由公式6.4.3-1:Wtk=C1C2C3-ssEs0.2810?=1.01.461.02120.6(3028)5(丿2100.28100.00627=0.15mm符合规范JTGD62-2004第6.4.2条中的n类环境中限值0.20mmo2.2.3肋板计算1）效应组合（1）由计算结果，根据规范JTGD60-2004第4.1.6条中的公式4.1.6-1进行按承载能力极限状态设计时的效应组合，其组合结果见表2.2.3-1，表中数据未乘以结构重要性系数0。表223-1肋板单元号-节点号组合1(恒+汽)组合2(恒+汽+温升)组合3(恒+汽+温降)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)11-43777.058.23778.0265.03775.8-190.115-164033.80.24034.8-78.14032.694.216-164033.80.24034.8-78.14032.694.221-224469.4-63.34470.4-454.34468.2405.922-83000.6-240.32999.6-440.13001.9-0.526-273256.2-41.73255.243.73257.5-144.227-273256.2-41.73255.243.73257.5-144.232-333691.8176.13690.8574.33693.1-301.7根据规范JTGD60-2004第4.1.7条中的公式4.1.7-1进行按正常使用极限状态设计时的短期效应组合，其组合结果见表223-2。表2.2.3-2肋板单兀号-节点号组合1(恒+汽)组合2(恒+汽+温升)组合3(恒+汽+温降)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)11-42527.716.12528.4163.92526.8-161.215-162741.71.42742.4-54.52740.868.516-162741.71.42742.4-54.52740.868.521-223104.7-14.73105.4-294.03103.8320.522-82129.7-81.22128.9-223.92130.690.126-272342.7-11.22341.949.82343.6-84.427-272342.7-11.22341.949.82343.6-84.432-332705.765.52704.9349.92706.6-275.7根据规范JTGD60-2004第4.1.7条中的公式4.1.7-2进行按正常使用极限状态设计时的长期效应组合，其组合结果见表223-3。表2.2.3-3肋板单兀号-节点号组合1(恒+汽)组合2(恒+汽+温升)组合3(恒+汽+温降)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)11-42290.84.52291.6152.22289.9-172.915-162504.81.72505.6-54.22503.968.916-162504.81.72505.6-54.22503.968.921-222867.8-1.32868.6-280.52866.9333.922-81988.0-37.11987.2-179.81988.8134.226-272201.0-2.82200.258.22201.8-76.027-272201.0-2.82200.258.22201.8-76.032-332564.034.92563.2319.32564.8-306.42)台身顶截面(4号截面)正截面抗压承载力计算(按承载能力极限状态)A.肋板配筋断面见图223-1:肋板采用C30混凝土,fcd=13.8MPa,Ec=3.0104MPa主筋采用7卫25,fsd=280MPa,fsd=280MPa,5Es=210MPab=1500mm,h=1000mm,as=as=56mmh0二h0=1000-56=944mmQ翟■5.3.10计算匚sicuEs电-1Ix丿(534-1)。肌一JbxfsdAs-jAs(5.3.5-1)xoN心faho-?fsdAsh°-as(535-2)fsdAsh0-as(535-4)=1140060/h0（7）212(5310-1)Ag=As=7490.9=3436.3mm2B.根据规范JTGD62-2004第5.3.4条、5.3.5条及(5310-2)]=0.22.7色h°Ll0(5310-3)=1.15-0.01-0h由承载能力极限状态效应组合结果:Nd=3777KN,Md=265KN.m,ebMdNd26570mm3777按第5.3.10条计算偏心距增大系数:TOC\o"1-5"\h\z\=0.22.760=0.22.7=0.40h00.94470l872=1.15-0.01-0=1.15-0.011.0631.00，取2h1.0=11(-□。。仓巾。10\218.72一)12=1()0.401.0=1.28h14000.07/0.9441.0eJ.qh.'2-a=1.280.071/2-0.056=0.534m=eses=h2一e°—a=1/2—1.280.07-0.056=0.354m假定为小偏心，按下式计算受压区高度X：3xfcdb-'1hdbes—fcdbh。x2亠idEsAses—fsdAsesx—^Es:h°Ases二0C30混凝土，%=0.0033,：=0.8=x-0.844m2as=xh0=0.8440.944=0.89>-b=0.56为小偏心，假定正确按5.3.4-1式，二s=；cuEs丄-1匚0.003321050869Mpa(拉应力)Ix丿I0.844丿按第5.3.5-1式，0Nd=1.13777=4155KN::fcdbxfsdAs-二sAs=13.815008442803436-693436=18195KN符合规范要求。按第5.3.5-2式，0Nde=1.137770.534=2219KN.m|xfcdbx(h0勺fsdAsh°-as=13.81500844944-844/22803436944-56=9974KN.m符合规范要求。由于为小偏心，Nd位于A与As之间，还必须按按5.3.5-4式验算，e=h2-q-a：=1.2-0.07-0.056=0.374m0Nde=1.137770.374=1554KN.m(h\-fcdbhh(0fsdAsh0-as=13.815001000944-5002803436944-56=10045KN.m符合规范要求。3）台身底截面（22号截面）正截面抗压承载力计算（按承载能力极限状态）A.肋板配筋断面见图223-2:1左;二少#Vq■■"匚.■-.f....—肋板采用C30混凝土，0=13.8MPa,Ec=3.0104MPa主筋采用15J25,fsd=280MPa,fsd=280MPa,Es=2105MPab=3600mm,h=1000mm,as二as二56mmh0二h0=1000「56二944mm2As=As=15490.9=7364mmB.根据规范JTGD62-2004第5.3.4条、5.3.5条及5.3.10计算6=；cuEs--1(5.3.4-1)lx丿0肌空JbxfsdAs-jAs(5.3.5-1)TOC\o"1-5"\h\zHYPERLINK\l"bookmark58"\o"CurrentDocument"Ix|°Nde咗fcdbxh^-fsdAsh°-asHYPERLINK\l"bookmark166"\o"CurrentDocument"fh?HYPERLINK\l"bookmark170"\o"CurrentDocument"?0肌$兰fcdbh.h0—；1+fsdAs(h0—as)k2丿可1(l0)2121400e0/h0h^0.22.7-e0h。厂l02=1.15-0.01』h(535-2)(5.3.5-4)(5.3.10-1)(5.3.10-2)(5.3.10-3)由承载能力极限状态效应组合结果:Md454TOC\o"1-5"\h\zNd=4470KN,Md=454KN.m,e0d102mmNd4470按第5.3.10条计算偏心距增大系数：尸eo0.102i=0.22.7二=0.22.70.49h°0.944尸I。8.7尸2rl.15-0.01-0=1.15-0.011.0631.00，取^1.0HYPERLINK\l"bookmark180"\o"CurrentDocument"h1.0=11（与12=11已）20.491.0=1.231400e0/h0h1400x0.102/0.9441.0eJ©h2-a=1.230.1021/2-0.056=0.569m=eses二h.2-e。—a=1/2-1.230.102-0.056=0.319m=e假定为小偏心，按下式计算受压区高度X：3X2fcdbfcdbes-fcdbh°x；cuEsA$es-fsdAsesx-；cuEs:h°Ases二02C30混凝土，；cu=0.0033,：=0.8=x=0.78m2as=xh0=0.780.944=0.83「b=0.56为小偏心，假定正确按5.3.4-1式，J=；cuES-1=0.00332105竺°^44-1=-21Mpa（拉应力）.x.0.78按第5.3.5-1式，0Nd=1.14470=4917KN::GbxfsdAs-JAs=13.836007802807364-21736^40658KN符合规范要求。按第5.3.5-2式，0Nde=1.144700.569=2798KN.mx|。叫。勺m=13.83600780944-780/22807364944-56=23298KN.m符合规范要求。由于为小偏心，Nd位于A与A之间，还必须按按535-4式验算,e=h..2-eb-a=12-0.102-0.056=0.342moNde=1.144700.342=1682KN.m.hh0fc2JbhsdAsh0_as=13.836001000944-5002807364944-56=23888KN.m符合规范要求。4）裂缝宽度验算A.台身顶截面（4号截面）裂缝验算（按正常使用极限状态）由正常使用极限状态的短期效应组合及长期效应组合结果：Ms=163.9KN.m,Ns=2528.4KN,M|=172.9KN.m,N|=2289.9KN由规范JTGD62-2004第6.4.4条计算钢筋应力：Ms163.9e0-0.065mNs2528.4I。=8.7m,h=1.0m,l。..h=8.7:::14,取偏心距增大系数^1.0ys二0.5-0.056二0.444m,es二sGys=1.00.0650.444二0.509mf=O,h0=0.944m,Ag=7490.9=3436.3mm2，-z=10.87-0.12汉(1-丫；啓OfssNsG-化2528"1代(0.509-0.611)=」228MpaASz3436.310^0.611d=25,As3436.30.00243：：0.006，取'=0.006bh01500744由规范JTGD62-2004第6.4.3条验算裂缝:Nl22899C1=1.0,C2=10.5L=10.51.453,C3=0.9Ns2528.4由公式6.4.3-1:Wtk=C1c2C3css(30d)Es(0.2810,'=1.01.4530.9122.852105(3025)(0.28100.006)=0.13mm符合规范JTGD62-2004第6.4.2条中的H类环境中限值0.20mm。B.台身底截面（22号截面）裂缝验算（按正常使用极限状态）由正常使用极限状态的短期效应组合及长期效应组合结果：Ms=349.9KN.m,Ns=2704.9KN,M|=319.3KN.m,N|=2563.2KN由规范JTGD62-2004第6.4.4条计算钢筋应力:Ns2704.9I。=8.7m,h=1.0m,l°.h=8.7：：：14,取偏心距增大系数^1.0ys=0.5-0.056=0.444m,es二se)ys=1.00.1290.444=0.573mf-0,h0-0.944m,-15490.^7364mm2，-z=10.87—0.12汉(1―丫；T-h0=」0.87—0.12汉0丿」-h。需°.944"635mNses-z2704.91030.573-0.635ss635.9MpaAsz7364100.635d=25,As7364—二0.00217：：0.006，取｝-0.006bh°3600x944由规范JTGD62-2004第6.4.3条验算裂缝：C1“0，C2「。瓷二10.5翳“474，"。9由公式6.4.3-1:Wtk-C1C2C3-ssEs30+d(0.2810」35.930+25「.O1.474°92105(0.28100.006)=0.04mm符合规范JTGD62-2004第6.4.2条中的H类环境中限值0.20mm。3桥台顺桥向计算3.1台身顶、底的台后土压力计算3.1.1台身顶的土压力计算1）台后活载的等代土层厚度为：h=7G/BL0（JTGD60—20044.3.4—1）式中丫―土的重量密度，取18KN/m3B—桥台横向全宽，B=12.24mL0—桥台台后填土的破坏棱体长度丄°=Htg71H为台帽背墙顶至台帽底的高度,H=3.4m,9为破裂角tgv--tgctg「tg‘tg，-tg：式中〉一台背与竖直线夹角，「=0;「一填土内摩擦角，取，=30；；「•一台背与土的摩擦角，取：=:^2=15；=::.=0：30'：'15=45；tgv--tg45：Jctg30「tg45tg45-tg0=0.6529L0=3.40.6529=2.22mG—布置在BXL0面积内的车轮的总重力（KN）（桥宽范围布3列车）'G=214030.78=655.2KNh='G/BL0&=655.212.242.2218=1.34m2）土压力系数般桥台台后土考虑主动土压力，按规范JTGD60—2004的式423-5为P=2cos:cos(j1)[1cos2(「-:)sin(「)sin(，-：)『cos3")cosC_-)cos2(30-0)cos20cos(015)[1sin(30：15)sin(30「。'片-0.30142cos(0：T5‘)cos(0‘-0):-填土表面与水平面夹角，取0!3）台身顶的土压力台身顶截面的验算，是台后土压力控制设计，即顺时针方向弯矩控制设计，台后土压力越大,对台身顶截面愈为不利，所以要考虑台后活载的影响。土层特性无变化但有汽车荷载作用时，作用在桥台台后的主动土压力在一：=0时,11EHH2h12.240.3014183.4(3.421.34)=686.4KN22主动土压力的作用点自计算土层底面算起，H(H3h)3(H2h)=1.38m3.4(3.431.34)(3.421.34)引起的台身顶的土压力弯矩M=686.41.38-949.4KN3.1.2台身底的土压力对于台身底截面，系恒载及活载的反时针方向的偏心弯矩控制设计，在计算对台身底的台后土压力时，其弯矩方向为顺时针方向，其值愈小对截面愈为不利，所以，不考虑台后破坏棱体上有活载，即车辆荷载等代土层厚度h=0。台帽背墙高度范围内土压力计算土层特性无变化且无汽车荷载时，作用在桥台台后的主动土压力为：1212EB)H12.240.3014183.4=383.8KN22对台身底的力臂C=8.73.43=9.83m对台身底的弯矩M=383.89.83=3774KN.m台身两肋高度范围内土压力台身每一肋的土压力计算宽度按规范JTGD60—2004式423-10计算：TOC\o"1-5"\h\zD(2n-1)1.0(221)b1.mn2两肋为21.5=3.0m。D为肋的宽度1.5m,n为肋的根数2。122122EBb】比-H23.00.30141812.1-3.4=1097KN对台身底力臂为c'H1-H2)(H12H2)3x(H1+出)12.1-3.412.123.4°一…—3.54^m312.13.4对台身底弯矩为M=10973.54=3879KN.m3.2台身底的台前土压力对于台身底截面，系恒载及活载的反时针方向的偏心弯矩控制设计，所以应计算台前的土压力，按主动土压力计算。土压力系数COS2(：:)2cos:cos(=11)[1sin(「)sinC_：)]\cosG，")cos(：fI')式中〉—肋板前缘与竖直线夹角，:-=arctg3.6-1.5：87=13.6；:—填土表面与水平面夹角，---arctg1「1.5--33.69；填土内摩擦角，取=30;「•一台背与土的摩擦角，取：=：:『2=15"；卩=COS213.6、cos(13.615)[12cos(30"-13.6)二0.2692cos(13.615)cos(13.611.69)」sin(30'15)sin(30'33.69)EH2」3.00.269188.7^549.7KN22E的竖向分力EV=Esin：、=549.7sin13.615=263.1KN3.68.7cGtg13.61.1m23C22.9m23M=263.11.1=289.4KN.mM—482.62.9—1399.5KN.mE的水平分力Eh二-Ecos〉、=-549.7cos13.615二-482.6KN:-E的竖向分力对台身底的力臂:E的水平分力对台身底的力臂:E的竖向分力对台身底的弯矩:E的水平分力对台身底的弯矩:3.3顺桥向上部荷载计算3.3.1恒载计算1)上部结构恒载根据桥台横向上部恒载计算，作用于一个台上的上部恒载:Rt=5042464.94672=2407KNRt对台身顶偏心弯矩：M=24070.50.48-0.2-0.75]=72.2KN.mRt对台身底偏心弯矩：M=24070.50.48-0.2-3.6/2--2455KN.m2)下部结构恒载根据桥台横向下部恒载计算及通用图，一个桥台的下部恒载汇总见表3.3.1-1:表3.3.1-1名称体积(m3)重力(