65+11x100+100m连续梁计算书典尚设计.docx
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65+11x100+100m连续梁计算书典尚设计
**滩桥65+11*100+100米
连续梁方案计算书
编制:
复核:
审核:
二○○三年十月
65+11*100+100m连续梁计算书
一、设计资料
1、跨径:
65+11*100+100m;
2、桥面横幅:
桥面全宽26m,双箱单室,单箱顶宽12.5m。
3、设计活载:
汽车-超20级,挂车-120级;地震按8级设防;
4、主梁:
双室单箱箱梁;最大断面高度5.7m,65m边跨和100m跨中最小断面高度2.5m,100m边跨支点断面高度3.5m;材料为50号预应力混凝土;底板为圆曲线,在65m边跨和100m中跨,底板厚由80cm变为28cm,腹板厚由根部55cm变为跨中35cm,顶板厚为30cm,100m边跨底板厚由80cm变为28cm,腹板厚由根部75cm变为跨中55cm,其中在距100m边跨支点70m至94m段腹板厚80cm,顶板厚由根部70cm变为跨中30cm,在距100m边跨支点18m至支点段顶板厚均为30cm。
5、预应力筋:
φj15.24mm预应力钢绞线,公称抗拉强度为Rby=1860Mpa,锚具采用YM15-12;
6、计算软件:
运用BRBP结构分析程序;
二、有限元计算模型
本桥采用有限元计算模型进行计算。
取左边跨65米和5个100米中跨,再加右边跨100米进行计算,计算时将箱梁结构划分为214个节点,213个单元。
节点编号见下图。
全桥分为19个施工阶段,现浇0号块为第一阶段,从悬臂浇筑1号块到合拢段之前依次为2~14阶段,15阶段两边跨合拢,16阶段各中跨合拢,17阶段施工桥面系,18阶段为收缩徐变阶段,19阶段为运营阶段。
施工过程中挂篮重75T,作用于距离悬臂端0.35米处;在14阶段加入风载。
三、计算荷载及组合
计算荷载
说明
恒载
1.梁体自重,2.二期恒载4.5T/m。
3.预加应力。
4.混凝土收缩徐变影响力。
活载
汽-超20,挂-120
温度
基准温度取15度,按升温30度降温20度,顶底板温差5度考虑
风力
1.考虑作用于主梁及桥墩上的横桥向风力和纵桥向风力对桥墩的影响。
2.考虑施工中最大悬臂状态不对称的竖向风力影响
地震
八度计算
1.风载计算如下:
1)作用于主梁横桥向风载
依据工可报告,桥位处设计基准风速Ud=40m/s,
主梁横向风载PH=1/2*ρUd2CH*D
ρ=1.225Ud=40m/s
CH=2.1-0.1*(B/D)=2.1-0.1*(12.5/5.2)=1.860
其中D取平均梁高+1.2m=4+1.2=5.2m
PH=1/2*1.225*402*1.860*5.2=9478.6N/m
作用于单跨主梁上的横向风力为P=9478.6*49*(1+1)=928.9KN
2)作用于主梁上的竖向风载
PV=1/2*ρUd2CV*B
CV=0.4B=12.5m
PV=1/2*1.225*402*0.4*12.5=4900N/m
作用于主梁最大双悬臂状态的竖风力按一侧1.0,另一侧0.5的系数考虑
Ps1=4900*49*1.0=240.1KN
Ps2=4900*49*0.5=120.1KN。
3)桥墩横、纵桥向静力风载
PD=1/2*ρUd2*CD*An
顺桥向CD=1.3横桥向CD=1.0
作用于桥墩顺桥向风载PD==1/2*1.225*402*1.3*7*38=338.9KN
作用于桥墩横桥向风载PD==1/2*1.225*402*1.0*4*38=193.6KN
主要进行以下组合:
组合一:
恒载+汽-超20级
组合二:
恒载+汽-超20级+升温
组合三:
恒载+汽-超20级+降温
组合四:
恒载+汽-超20级+升温+顶底板温差
组合五:
恒载+挂-120级+升温
组合六:
恒载+挂-120级+降温
组合七:
恒载+地震
四、典型断面截面特性及配束情况
位置
面积A
抗弯惯矩I
顶板预应力束
底板预应力束
腹板预应力束
中跨跨中
7.940
7.160
2束
26束
中跨支点
15.290
74.250
26束
26束
65m边跨合拢段
7.940
7.160
2束
14束
100m边跨合拢段
13.740
19.150
66束
五、计算结果:
1.施工阶段主拉应力
主拉应力均小于1MPa,满足规范要求。
2.施工阶段顶底板正应力
正应力均满足规范要求。
3.成桥阶段主拉应力
节点
主拉应力(Mpa)
3
-1.13
54
-1.13
86
-1.15
118
-1.16
180
-1.14
182
-1.52
183
-1.44
206
-1.4
212
-1.63
213
-1.77
其余各点
主拉应力<1.0
主拉应力均小于1MPa,满足规范要求。
4.成桥阶段顶底板正应力
顶底板正应力均大于0(为压应力),最大压应力为209节点底板,为13.87Mpa。
5.运营阶段顶底板正应力
顶板应力(Mpa)
底板应力(Mpa)
节点
最大
节点
最小
节点
最大
节点
最小
组合一
195
15.2
183
0.9
209
14.5
10
0.4
组合二
195
15.2
183
0.9
209
14.5
10
0.4
组合三
195
15.2
183
0.9
209
14.5
10
0.4
组合四
195
15.7
183
0.9
209
14.5
10
0.2
组合五
195
14.4
213
0.7
209
14.1
213
1.2
组合六
195
14.4
213
0.7
209
14.1
213
1.2
对于组合Ⅶ(恒+地震),地震荷载用SAP84程序计算,墩顶设置抗震支座,计算时将抗震支座横桥向与纵桥向均设为弹簧约束,弹簧刚度取为1000T/m,计算结果与恒载内力组合验算墩顶顶板最小压应力6.34Mpa,(182节点),跨中底板最小压应力6.02Mpa(166节点)。
顶底板应力验算如下:
跨中截面
节点号
恒载
地震
组合
上缘应力(MPa)
下缘应力(Mpa)
7
N(t)
4279
-34
4245
4.86
8.60
M(t-m)
-243
49
-194
38
N(t)
4727
-10
4718
6.02
5.99
M(t-m)
-984
-53
-1037
70
N(t)
4758
17
4775
6.09
6.06
M(t-m)
-548
76
-472
102
N(t)
4753
43
4796
6.12
6.09
M(t-m)
-404
145
259
134
N(t)
5448
63
5511
7.02
6.99
M(t-m)
-455
-170
-625
166
N(t)
4704
37
4741
6.05
6.02
M(t-m)
-1063
81
-982
198
N(t)
12669
3
12672
9.39
9.31
M(t-m)
4624
-159
4465
墩顶断面
节点号
恒载
地震
组合
上缘应力(MPa)
下缘应力(Mpa)
22
N(t)
11023
23
11046
7.48
7.49
M(t-m)
-5257
89
-5168
54
N(t)
10271
12
10283
6.98
6.99
M(t-m)
-5456
83
-5373
86
N(t)
10280
-4
10276
6.98
6.99
M(t-m)
-5791
-279
-6070
118
N(t)
10281
50
10331
7.01
7.03
M(t-m)
-5734
41
-5693
150
N(t)
10251
9
10260
6.97
6.98
M(t-m)
-3891
-384
-4275
182
N(t)
10377
22
10399
6.34
6.35
M(t-m)
-9367
-88
-9455
从计算结果可以看出,地震荷载对主梁的竖向弯矩影响不大。
六、上构位移计算
根据规范,以汽车荷载计算的主梁跨中挠度应满足≤L/600m
汽车荷载时挠度计算值如下
满足规范要求。
节点号
活载位移(cm)
容许值(cm)
最大
最小
绝对值之和
7
0.958
-1.089
2.047
10.8
38
2.714
-3.758
6.472
16.7
70
4.279
-4.465
8.744
16.7
102
4.637
-6.075
10.712
16.7
134
4.408
-6.077
10.485
16.7
166
4.111
-3.852
7.963
16.7
198
1.891
-3.610
5.501
16.7
以下图表单位均以T-m计
二、墩身计算
一、设计资料
1、桥面净宽:
26米
2、设计活载:
汽车—20级,挂车—100;地震按8级设防
3、桥墩高度:
Lm
4、桥墩形式:
实体墩
5、桥墩材料:
墩身采用30号钢筋混凝土,基础为25号钢筋混凝土
二、复核
顺桥向墩底截面偏心受压复核数据如下:
跨径
上构恒载
上构活载
风荷载
地震弯矩
荷载组合一
荷载组合二
轴向力Nj
弯矩W
轴向力Nj
弯矩W
100m
40632.9
3736.7
338.9
53412
74659.6
102523.3
63456.2
130614.4
㈠、截面强度复核
该截面为最不利截面,受力如上所算。
受拉及受压钢筋均为Ⅱ级钢筋,直径25,受拉及受压分别为140根,单根钢筋面积为4.909㎝2,受拉及受压钢筋总面积均为687.26㎝2;
截面宽度为B为700㎝,截面高度为H为400㎝;
构件纵向弯曲计算长度:
此处墩视为一端固定,一端为不移动的铰,故取为0.7L即2660㎝;
N1—上构恒载;N2—上构活载;N3—墩重;
M1—上构恒载产生的弯矩;M2—上构活载产生的弯矩;
M3—风载产生的弯矩;M4—地震弯矩;
纵向计算力Nj=N=1.1N1+1.1N3+1.3N2或N1+N3(KN);
计算弯矩Mj=M=1.1M1+1.3M2+1.3M3或M1+M4(KN·M);
纵向弯曲系数φ查“墩台与基础”中表2—1—14可得为0.95025;
复核结果如下:
验算截面选取桥墩中跨侧墩底截面
顺桥向验算荷载组合一为:
N=74659.6KN,Q=2918.3KN,M=102523.3KN.m
e0=102523.3/74659.6=1.373m
偏心距增大系数
η=1
ag=ag’=15cm=150mm
ηe0=1×1.373=1.373>0.3×3.85=1.155m
按大偏心受压构件进行计算。
e=ηe0+h/2-ag=1.373+4/2-0.15=3.223m
e’=ηe0-h/2+ag=1.373-4/2+0.15=-0.477m
取σg=Rg,因对称配筋,且Rg=Rg’,按矩形截面计算受压区高度由
Rabx(e-h0+0.5x)=σgAg·e-Rg’Ag’e’
可求得受压区混凝土高度x,则
x=1.97m
所求得的混凝土受压区高度满足假设要求,且构件确实为大偏心受压构件。
Njmax=rb/rc[Rabx+Rg’Ag’-σgAg]
=0.95/1.25×(17.5×7000×1970+68726(340-340))÷1000
=183413.96KN>Nj=74659.6KN
验算表明强度满足要求。
顺桥向验算荷载组合二为:
N=63456.2KN,Q=2031.6KN,M=130614.4KN.m
e0=130614.4/63456.2=2.058m
偏心距增大系数
η=1
ag=ag’=15cm=150mm
ηe0=1×2.058=2.058>0.3×3.85=1.155m
>h/2-ag=2-0.15=1.85m
大偏心受压构件,且纵向力不作用在钢筋Ag=Ag’合力点之间。
e=ηe0+h/2-ag=2.058+4/2-0.15=3.908m
e’=ηe0-h/2+ag=2.058-4/2+0.15=0.208m
取σg=Rg,因对称配筋,且Rg=Rg’,按矩形截面计算受压区高度由
Rabx(e-h0+0.5x)=σgAg·e-Rg’Ag’e’
可求得受压区混凝土高度x,则
x=1.131
所求得的混凝土受压区高度满足假设要求,且构件确实为大偏心受压构件。
Njmax=rb/rc[Rabx+Rg’Ag’-σgAg]
=0.95/1.25×(17.5×7000×1131+340×68726-340×68726)÷1000
=105312.6KN>Nj=63456.2KN
验算表明强度满足要求。
横桥向验算荷载组合二为:
N=67192.9KN,M=60064.2KN.m
e0=60064.2/67192.9=0.894m
偏心距增大系数
η=1
ag=ag’=15cm=150mm
ηe0=1×0.894=0.894<0.3×6.85=2.055m
小偏心受压构件。
e=ηe0+h/2-ag=0.894+7/2-0.15=4.244m
e’=ηe0-h/2+ag=0.894-7/2+0.15=-2.456m
因对称配筋,且Rg=Rg’,按矩形截面计算受压区高度由
Rabx(e-h0+0.5x)=σgAg·e-Rg’Ag’e’
σg=0.003Eg(0.9/§-1)
§=x/h0
可求得受压区混凝土高度x,则
x=5.486
σg=0.003Eg(0.9/§-1)=74.3MPa
所求得的混凝土受压区高度满足假设要求,且构件确实为小偏心受压构件。
Njmax=rb/rc[Rabx+Rg’Ag’-σgAg]
=0.95/1.25×(17.5×7000×5486+340×42217.4-74.3×42217.4)
=300364.34KN>Nj=67192.9KN
验算表明强度满足要求。
㈡、墩身稳定验算
全桥成桥状态:
由于墩顶和墩底分别由刚度较大的箱梁和承台固定,墩身稳定的计算图示,应为上端铰接,下端固定,用欧拉公式计算临界力
Ncr=π2EI/L02E=3×104MPa,I=37.3m4L0=38×0.7=26.6m
Ncr=15608693.7KN,成桥状态下考虑地震荷载最大竖向力N=74659.6KN,安全系数K=15608693.7/74659.6=209,即使以两端均铰接考虑,此时L0=38m,Ncr=7648259.9KN,安全系数为K=7648259.9/74659.6=102
不存在墩身整体失稳问题。
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