简支板桥设计_本科毕业设计(编辑修改稿)

简支板桥设计_本科毕业设计(编辑修改稿)内容摘要：

1）在对跨中截面进行钢束布置时，应保证预留管道的要求，并使钢束的中心距尽量大。 本设计采用 12 根  钢绞线。 本设计采用 4 根  钢绞 线布置在空心板下缘，沿空心板长直线布置，钢 绞线重心距下缘的距离 cm ，见图 28。 图 28 钢束布置图 (单位： cm) 石河子大学道路桥梁工程毕业设计 18 2）为了方便操作，将所有钢束都锚固在梁端截面。 对于锚固端截面，应使预应力钢束合力重心尽可能靠近截面形心，使截面均匀受压，而且要考虑锚具布置的可能性，以满足张拉操作方便的要求。 在布置锚具时，应遵循均匀、分散的原则。 计算截面几何特性 主梁截面几何特性包括计算主梁净截面和换算截面的面积、惯性矩以及梁截面分别 对重心轴、上梗肋与下梗肋的静矩，最后列出截面特性值总表，为各受力阶段的应力验算准备资料。 换算截面面积及惯性矩计算 （ 1）换算截面面积 0A ，计算公式如下：    11o E P p E S sA A A A     而 5 241 . 9 5 1 0 5 . 6 5 , 1 6 . 83 . 4 5 1 0pE S pcE A c mE     5 242 . 0 1 0 5 . 8 0 , 1 1 . 3 13 . 4 5 1 0sE S scE A c mE     代入得：     225 7 3 5 5 . 6 5 1 1 6 . 8 5 . 8 0 1 1 1 . 3 1 5 8 6 7 . 4 1oA c m c m        换算截面重心位置 预应力筋和普通钢筋换算截面对 空心板毛截面重心轴的静距为           0131 4 0 0 1 0 . 6 4 5 1 4 0 0 1 0 . 6 4 55 . 6 5 1 1 6 8 0 3 6 8 . 9 6 5 . 8 0 1 1 1 3 1 3 6 8 . 9 6 4 8 8 5 3 2 6E P p E S sS A Amm                于是得换算截面到空心板毛截面重心轴的距离为 010104885326 8 .3 35 8 6 7 .4 1Sd m mA  （向下移） 换算截面重心至空心板截面下缘和上缘的距离分别为  01 4 2 5 1 1 . 0 4 8 . 3 3 4 0 5 . 6 3xy m m m m    石河子大学道路桥梁工程毕业设计 19  01 4 2 5 1 1 . 0 4 8 . 3 3 4 4 4 . 3 7sy m m m m    换算截面重心至预应力钢筋重心及普通钢筋重心的距离分别为  01 4 0 5 . 6 3 4 5 3 6 0 . 6 3pe m m m m    01 4 0 5 . 6 3 4 5 3 6 0 . 6 3se m m m m   换算截面惯性矩    2 2 20 0 1 0 1 0 111E P p p E S s sI I A d A e A e      1 0 2 2 2 41 0 44 . 7 4 1 1 0 5 7 3 5 0 0 8 . 3 3 4 . 6 5 1 6 8 0 3 6 0 . 6 3 4 . 8 0 1 1 3 1 3 6 0 . 6 34 . 9 1 7 1 0 mmmm          换算截面弹性抵抗矩 下缘： 10 3 8 3001 01 4 . 9 1 7 1 0 1 . 2 1 2 1 04 0 5 . 6 3x xIW m m m my     上缘： 10 3 8 3001 01 4 . 9 1 7 1 0 1 . 1 0 7 1 04 4 4 . 3 7s sIW m m m my     承 载能力极限状态计算 跨中截面构造尺寸及配筋见图 28 预应力钢绞线合力作用点到截面底边的距离 pa =45mm，普通钢筋合力作用点到截面底边的距离为 sa =45mm，则预应力钢筋和普通钢筋的合力作用点至空心板截面底边的距离为 45sd s s p d p pps sd s p d pf A a f A aa m mf A f A 则跨中截面有效高度 ( 8 5 0 4 5 ) 8 0 5o p sh h a m m    。 采用等效工字形截面计算，见图 29. 上翼缘有效高度为 39。 1220tb mm ，肋宽 b=470mm。 根据式（ 661）来判断截石河子大学道路桥梁工程毕业设计 20 面类型： 39。 39。 ( 280 113 1 126 0 168 0) 243 480 122 0 129 .5 353 897 6s d s pd pc d t ff A f A N Nf b h N N         所以 39。 39。 sd s pd p cd t ff A f A f b h，属于第一类 T 形截面，应按宽度 39。 1220tb mm 的矩形截面来计算其正截面抗弯承载力。 根据式（ 660），混凝土截面 受压区高度 x 为 39。 2 8 0 1 1 3 1 1 2 6 0 1 6 8 0 8 9 . 0 52 2 . 4 1 2 2 0s d s p d pc d ff A f Ax m mfb      39。 8 9 .0 5 1 2 9 .5fx h m m  ，且 89 .0 5 0. 4 80 5 32 2box m m h m m m m     将 mm 代入下式可计算跨中截面的抗弯承载力 udM 2 0 .7 2 M P  MPf ck 因此，跨中截面正截面抗弯承载力满足要求。 （ 1） 截面抗剪强度上、下限校核：选取距支点 2h 处截面进行斜截面抗剪承石河子大学道路桥梁工程毕业设计 21 载力计算。 截面构造尺寸及配筋见图 、下限复核，根据公式（ 621），截面尺寸要求应满足 30 , 00 . 5 1 1 0d c u kV f b h  式中： dV — 支点截面处有作用（或荷载）产生的剪力组合 设计值， kN ； b— 相应于剪力组合设计值处的等效工字型截面腹板厚度，即470b mm ； 0h — 相应于剪力组合设计值处的截面有效高度， 0 805h mm ； ,cukf — 混凝土强度等级（ MPa ），空心板为 C50， , 50cu kf MPa。 33,00 . 5 1 1 0 0 . 5 1 1 0 5 0 4 7 0 8 0 5c u kf b h k N      01 6 4 .4 2 4 4 0 .2 6dk N V k N   所以本设计主梁的支点截面尺寸符合要求。 若符合下列公式要求时，则不需进行斜截面抗剪承载力计算： 30 2 01 .2 5 0 .5 1 0d tdV f b h   式中： tdf — 混凝土抗拉强度设计值，对于 C50，为 ； 2 — 预应力提高系数，对预应力混凝土受弯构件，取为。 对于距支座中心 /2h 处截面： 470b mm ， 0 805h mm ， kN。 33201 . 2 5 0 . 5 1 0 1 . 2 5 0 . 5 1 0 1 . 2 5 1 . 8 3 4 7 0 8 0 5tdf b h k N         054 0. 2 44 1. 78dk N V k N   30 2 01 .2 5 0 .5 1 0d tdV f b h  ,因此，不需进行斜截面抗剪承载力计算，梁体可按构造要求配置箍筋即可。 参考 节的构造要求，在支座中心向跨中方向不小于 1 倍梁高范围内，箍筋间距不应大于 100mm，故支座中心到跨中 范围内箍筋间距取为 100mm。 其他梁段箍筋间距取为 250mm，箍布置见图 210 石河子大学道路桥梁工程毕业设计 22 图 210 空心板箍筋布置图（尺寸单位： cm） 跨中部分箍筋配筋率为 m i n1 5 7 . 0 8 1 0 0 % 0 . 1 3 4 % 0 . 1 2 %4 7 0 2 5 0svs v s vvAbS     满足最小配筋率要求 （ 2）主梁斜截面抗剪承载力应按下式计算： 0 d cs pbV V V  式中： dV — 斜截面受压端正截面内最大剪力组合设计值，为 kN ； csV — 斜截面内混凝土与箍筋共同的抗剪承载力（ KN ），按下式计算： 31 2 3 0 , 10 ( 2 )c s c u k sv svV bh P f f      式中： 1 — 异号弯矩影响系数，简支梁取 ； 2 — 预应力提高系数，对预应力混凝土受弯构件，取为 ； 3 — 受压翼缘的影响系数，取。 b — 斜截面受压端正截面处，工字型截面腹板宽度，此处为470b mm ； 0h — 斜截面受压端正截面处梁的有效高度，上面已求得 0 805h mm ； P — 斜截面 内纵向受 拉钢筋 的配筋 百分率 ， 100P  ，而石河子大学道路桥梁工程毕业设计 23 0( ) /( )p pbA A bh  ，当  时，取  ； sv — 斜截面内箍筋配筋率； svf — 箍筋抗拉强度设计值； svA — 斜截面内配置在同一截面的箍筋各肢总截面面积（ 2mm ）； vS — 斜截面内箍筋间距； pbV — 与斜截面相交的预应力弯起钢束的抗剪承载力（ KN ），按下式计算 m i n1 5 7 . 0 8 1 0 0 % 0 . 3 3 4 % 0 . 1 2 %4 7 0 1 0 0svs v s vvAbS     则 31 2 3 0 ,0. 45 10 ( 2 0. 6 )c s c u k sv svV bh P f f      31 1 . 2 5 1 . 1 0 . 4 5 1 0 4 7 0 8 0 5 ( 2 0 . 6 0 . 7 6 3 4 ) 5 0 0 . 0 0 1 8 6 2 8 0 kN             094 7. 13 1. 0 44 1. 78dk N V K N    该处截面抗剪承载力满足要求。 （ 2） 距跨中截面 6750x mm 处截面 此处箍筋间距 250vS mm ， dV =，采用 HRB5 钢筋，双肢箍筋，直径为 10mm， mm 把以上数据代入斜截面抗剪承载力公式得：31 1 . 2 5 1 . 1 0 . 4 5 1 0 4 7 0 8 0 5 ( 2 0 . 6 0 . 7 6 3 4 ) 5 0 0 . 0 0 1 3 4 2 8 0csV k N             = 0 1. 0 40 3. 37 40 .7dV KN    该处截面抗剪承载力满足要求。 正常使用极限状态计算 正截面抗裂性计算式对构件跨中截面混凝土的拉应力进行验算，对于部分预应力 A 类构件，应满足如下两个要求： 1） 在作用短期效应组合下， pc tkf。 石河子大学道路桥梁工程毕业设计 24 2） 在作用长期效应组合下， 0lt pc。 式中 st — — 在作用短期效应组合下，构件抗裂验算边缘的法向拉应力，689 3 6 . 9 7 1 0 7 . 7 31 . 2 1 2 1 0sds t a ao lxM M P M PW   ； pc —— 扣除全部预应力损失后的喻佳丽在构件抗裂验算边缘产生的预压应力，计算求得 04 ( 1 2 0 9 1 8 7 . 1 4 4 8 . 8 7 ) 1 0 7 0 . 7 3p c o n l l M p a M p a         0 0 6 ( 1 0 7 0 . 7 3 1 6 8 0 6 6 . 3 1 1 1 3 1 ) 1 7 2 3 8 2 9 . 8p p p l sN A A N N       6 1 0 7 0 . 7 3 1 6 8 0 3 6 0 . 6 3 6 6 . 3 1 1 1 3 1 3 6 0 . 6 3 3 6 0 . 6 3172382。