毕业设计论文-攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计

毕业设计论文-攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计内容摘要：

(1 /20 1/5) H B3=(1 /4 1 /2)H （ a） 平面图； （ b)横断面图 图 21 扶壁式挡土墙构造（单位 cm） 攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 14 2． 3． 3 土压力的计算  图 22 主动土压力计算图 其中 8 ， 31 ，   。 如图 2所示，扶壁式挡土墙墙背垂直， BC 为开挖后的土坡坡面，作为第一破裂面， BC与垂直方向的夹角为 25度， ADBC 即为破裂棱体。 这个棱体作用着三个力，即破裂棱体的自重 W，主动土压力的反力 Ea，破裂面的反力 R。 其中 Ea 的方向与墙背成  角，由工程地质条件所给得  =08 ，且偏于阻止棱体下滑的方向。 R的方向与破裂面法线成 角，同样偏于阻止棱体下滑的方向。 由于棱体处于平衡状态，因此力的三角形闭合。 从力的三角形中可得： c o s ( )s in ( )E a W   式中 31 8 39       攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 15 根据前面计算得的稳定坡角，此处的挡墙后填土坡度拟定为 25度，填土的重度为 /kN m ,则： 01 / 2 ( ) 1 / 2 c o s 2 5A D B CS a b h A E A C     其中 3 , 3 9 .6 2 5 7 .4 8 , 9 .6a m b tg m h m     。 , b AC m 所以，算得 BCS 。 主动土压力反力 0000c o s ( 2 5 3 1 ) 5 9 7 . 7 6 /s in ( 2 5 3 9 )E a W k N m。 2． 3． 4 墙面板设计计算 墙面板计算通常取扶肋中到扶肋中或跨中到跨中的一段为计算单元，视为固支于扶肋及墙踵板上的三向固支板，属于超静定结构，一般作简化近似计算。 计算时，将其沿墙高或墙长划分为若干单位宽度的水平板条与竖向板条，假设每一个单位条上作用均布荷载，其大小为该条单位位置处的平均值，近似按支承于扶肋的连续板来计算水平板条的弯矩和剪力，按固支于墙底板上的刚架梁来计算竖向板条的弯矩。 墙面板的荷载仅考虑墙后主动土压力的水平分力，而墙自重、土 压力竖向分力及被动土压力等均不考虑。 其中土压应力为： 2/ 1 59 6 / 62 .26 /hke Ea H k N m   攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 16 图 23 墙面板简化土应压力图 0 .5 4 / 1 1 2 .9 7pi hk i ie h H h   （ 0 1/ 4hi H ） 31 .13pi hke  （ 1 / 4 3 1 / 4H hi H ） 0. 5 4( 9. 6 4 ) / 1 12 .9 7 ( 9. 6 )pi hke hi H hi     （ 3 / 4 1 1H hi H） 2. 水平内力 根据墙面板计算模型，水平内力计算简图如图 24所示。 各内力分别为： 支点负弯矩： 221 1 / 1 2 1 / 1 2 3 1 .1 3 4 .0 5 5piM l k Nm        支点剪力： / 2 l kN 跨中正弯矩： 222 1 / 20 1 / 20 31 .1 3 4. 0 33piM l k Nm     攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 17 边跨自由端弯矩： 30M  其中， l 为扶肋间净距。 1 /121 /201 /121 /201 /12c)b)a)lhi 图 24 墙面板的水平内力计算 a) 计算模型； b)荷载的作用图； c) 设计弯矩图。 墙面板承受的最大水平正弯矩及最大水平负弯矩在竖直方向上分别发生在扶肋跨中的 1/2H1 处和扶肋固支处的第三个 H1/4 处，如图 25所示。 设计采用的弯矩值和实际弯矩值相比是安全的，如图 4c)所示。 例如，对于固端梁而言，当它承受均布 荷载时，其跨中弯矩应为2/24pil ，但是，考虑到墙面板虽然按连续梁计算，然而它们的固支程度并不充分，为安全起见，故设计值按式 212 20piMl确定。 3．竖直弯矩 墙面板在土压力的作用下，除了上述的水平弯矩外，将同时产生攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 18 沿墙高方向的竖直弯矩。 其扶肋跨中的竖直弯矩沿墙高的分布如图 5所示。 负弯矩出现在墙杯一侧底部 H1/4 范围内，正弯矩出现在墙面一侧，最大值在第三个 H1/4 段内，其最大值可近似按下列公式计算： 竖直负弯矩： hkM e H l 4 k N m       b)a) abcacbdeH1/4 图 25 墙面板跨中及扶肋处的弯矩图 a)跨中弯矩 b)扶肋处弯矩 竖直正弯矩： 3 / 4 17. 93hkM e H l k Nm   攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 19 沿墙长方向（纵向），竖直弯矩的分布如图 6 所示，呈抛物线形分布。 设计时，可采用中部 2l/3 范围内的竖直弯矩不变，两端各 l/6范围内的竖直弯矩较 跨中减少一半的阶梯形分布。 b)ll/62 l/3l/6MDMD/2a)+MDM D/ 4H1H1/4H1/2H1/4 图 26 墙面板竖直弯矩图 a)竖直弯矩沿墙高分布； b)竖直弯矩沿墙纵向分布 l’ 的确定 扶肋外外悬臂节长 l’ ，可按悬臂梁的固端弯矩与设计用弯矩相等求得，即： 2 39。 21 / 12 1 / 2p i p iM l l 39。 l m 攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 20 2． 3． 5 墙踵板设计计算 1. 计算模型和计算荷载 墙踵板可视为支承于扶肋上的连续板，不计墙面板对它的约 束，而视其为铰支。 内力计算时，可将墙踵板顺墙长方向划分为若干单位宽度的水平板条，根据作用于墙踵板上的荷载，对每一个连续板条进行弯矩，剪力计算，并假定竖向荷载在每一连续板条上的最大值均匀作用在板条上。 作用在墙踵板上的力有：计算墙背间与实际墙背的土重 W1；墙踵板自重 W2；作用在墙踵板顶面上的土压力竖向分力 W3；作用在墙踵板端部的土压力竖向分力 W4；由墙趾板固端弯矩 M1 的作用在墙踵板上引起的等代荷载 W5；以及地基反力等，如图所示。 为了简化计算，假设 W3 为中心荷载， W4 是悬臂端荷载 Ety 所引起的，实际应力呈虚 线表示二次抛物线分布，简化为实线表示的三角形分布； M1 引起的等代荷载的竖向应力近似地假设成图 7 所示的抛物线形，其重心位于距固支端 5/8B3 处，以其对固支端的力矩与M1 相平衡，可得墙踵处的应力 1 /w MB 。 将上述荷载在墙踵板上的引起的竖向应力叠加，即可得到墙踵板的计算荷载。 由于 墙面板对墙踵板的支撑约束作用，在墙踵板与墙面板的衔接处，墙踵板沿墙长方向板条的弯矩为零，并向墙踵方向变形逐渐增大。 故可近似假设沿墙踵板的计算荷载为三角形分布，最大值在踵点处。 如图 27所示。 各部分应力计算： 1 1 3( ) 1 4 .2 ( 9 .6 3 2 5 ) 1 5 6 .1 8W H B tg tg k N         23 24 t k N    33 sin3BW E B   ，其中 攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 21 3BE 是作用在 BC 面上的土压力，所以 25 tg m   。 22c os c os c osc os 7c os c os c osaK     所以， 223 11 1 4 . 2 1 0 . 3 0 . 4 8 7 3 6 6 . 8 3 /22BaE H K k N m      所以， 33 sin3BW E B   3 6 6 .8 3 s in 2 5 5 1 .6 83 .0 kN 4 32 sintW E B  ， 其中 tE 是作用在 CD 表面上的土压力，所以 10 3 25 tg m    同样的  所以， 2211 1 4 . 2 1 1 . 4 0 . 4 8 7 4 4 9 . 3 6 /22taE H K k N m      所以，4 32 sintW E B  2 4 4 9 . 3 6 s in 2 5 1 2 6 . 63 . 0 kN 墙踵 板固端处的计算弯矩 M1： 2111 1 1 2[ 3 ( ) ( 2 ) ( ) ]6 i h p jBBM t t B         ，其中 maxmin NMAW  6N kN 21 (1 3 )      攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 22 2 2 211 1 4 . 3 3 . 0 866W a b m     0 4 . 3 36 8 8 . 0 6 ( ) 4 4 7 . 2 422M N e k N m     所以 maxmin NMAW  3 0 5 . 21 4 . 86 8 8 .0 6 4 4 7 .2 44 .3 3 .0 8 k P a   即 12305 .2。 Pa k Pa 求得 1 139 .185M kN m 15 2231 3 9 .1 8 52 .4 2 .4 3 7 .13w M k P aB      所以 1 2 3 4 5 2w w w w w w            15 8 51 .68 12 37 .1 14 .8 36 6 k Pa       攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 23 M1E tye)d)c)5/8 B3σWB3σW5B3σW5B3b)E B3 yσW3B3σ1σ2EtEB3EB3E tyW3W2W1M1DCBA25176。 B3BH 图 27 墙踵板计算荷载图式 a) 墙踵板受力图； b) 3ByE 对墙踵板的作用； c)tyE 对墙踵板的作用； d)M1 对墙踵板的作用； e)墙踵板法向应力总和 上述中： 3BE —— 作用在 BC 面上的土压力（ kN）； tE —— 作用在 CD面上的土压力（ kN）； M1—— 墙趾板固端处的计算弯矩（ kNm）。 ,h—— 墙后填土和钢筋混凝土的容重（ Kn/m）。 3t —— 墙踵板厚度（ m）； 2 —— 墙踵板端处的地基反力 (kPa)。 攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 24 墙踵板顺墙长方向板条的弯矩和剪力计算与墙面板相同，各内力分别为： 支点负弯矩： 21 1 3 1 9 . 6 812 wM l kN m    支点剪力： / 2 4 7 9 .5 2wQ l kN 跨中正弯矩： 22 1 1 9 1 .8 020 wM l kN m 边跨自由端弯矩： 3 0M 3. 横向弯矩 墙踵板沿墙长方向 （横向）的弯矩由两部分组成： （ 1）在图 7e所示的三角形分布荷载作用下产生的横向弯矩最大值出现在墙踵板的根部。 由于墙踵板的宽度通常只有墙高的 1/3 左右，其值一般较小，对墙踵板横向配筋不起控制作用，故不必计算此横向弯矩。 （ 2）由于在荷载作用下墙面板与墙踵板有相反方向的移动趋势，即在墙踵板根部产生与墙面板的竖直弯矩纵向分布的相同。 如图 26b)所示。 2． 3． 6 扶肋设计计算 攀枝花市主干道沿线工程挡土墙设计 25 a) b) c) 图 28 扶肋计算图式 扶肋可视为锚固在墙踵板上的 T形变截面悬臂梁，墙面板则作为该 T 形梁的翼。