9米路宽30m连续箱梁下部结构计算书.docx

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9米路宽30m连续箱梁下部结构计算书

桥涵通用图

30米现浇预应力混凝土箱梁

下部构造（路基宽9.0米，R＝80m）

计

算

书

计算：

汪晓霞

复核：

审核：

二〇二〇年七月

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

第一部分基础资料

一、计算基本资料

1技术标准与设计规范：

1）中华人民共和国交通部标准《公路工程技术标准》（JTGB01-2014）

2）中华人民共和国交通部标准《公路桥涵设计通用规范》（JTGD60-2015）

3）中华人民共和国交通部标准《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG3362-2018）

4）交通部标准《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTGD63-2007）

2桥面净空：

净-8.0米

3汽车荷载：

公路Ⅰ级，结构重要性系数1.1

4材料性能参数

1）混凝土C30砼：

墩柱、墩柱系梁,

主要强度指标：

强度标准值fck＝20.1MPa，ftk＝2.01MPa

强度设计值fcd＝13.8MPa，ftd＝1.39MPa

弹性模量

E＝3.0x10

4

Mpa

c

2）普通钢筋

a）HPB300钢筋其主要强度指标为：

抗拉强度标准值fsk＝300MPa抗拉强度设计值fsd＝250MPa

弹性模量Es＝2.1x105MPa

b）HRB400钢筋其主要强度指标为：

抗拉强度标准值fsk＝400MPa抗拉强度设计值fsd＝330MPa

弹性模量

E＝2.0x10

5

MPa

s

c）HRB500钢筋其主要强度指标为：

抗拉强度标准值fsk＝500MPa

1

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

抗拉强度设计值fsd＝415MPa

弹性模量Es＝2.0x105MPa

5主要结构尺寸

上部结构为2×30m～4×30m一联,现浇连续预应力箱形梁。

每跨横向设2个支

座。

桥墩墩柱计算高取10、15、17米，直径1.4、1.6米。

因无法预计各桥的实

际布置情况及地形、地质因素，墩顶纵向水平力，分别按2跨一联、3跨一联、4

跨一联，墩柱取等高度及等刚度计算。

应用本通用图时，应根据实际分联情况，核实桥墩构造尺寸及配筋是否满足受力要求。

本次验算不含桩基计算。

二、计算采用程序

下部结构计算数据采用桥梁博士对上部结构的分析结果。

三、计算说明与计算模型

1.计算说明

计算中，外荷载数据取自上部结构电算结果。

2.桥墩计算模型

根据上部箱梁计算所得相关数据，进行手工计算。

第二部分墩柱计算结果

Ⅰ、墩柱计算

按2跨一联、3跨一联、4跨一联分别进行计算，一联两端为桥台，中间为双柱式墩桥台上设活动支座，桥墩墩顶均为盆式橡胶支座，一排支座为2个。

桥墩墩柱D1＝1.4、1.6m。

经核算2X30米箱梁下部因水平力（主要是制动力、离心力）过大，采用双圆

柱墩无法满足受力要求，故墩柱形式拟采用花瓶墩，不进行本次双圆柱墩计算分析。

经对3X30米及4X30米箱梁下部受力分析比较，以3跨一联下部构造双圆柱墩计

2

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

算控制设计。

一、纵向水平力计算

1、抗推刚度

1）桥墩墩顶刚度

一联各桥墩刚度按等刚度计算，

柱C30：

Eh1=3.00E+04MPa,I

h1=πD14/64；

n=2（一个桥墩两个墩柱）

n

墩顶抗推刚度Kd=[（h

3

/30.8Eh1Ih1）

（0）

（0）

（0）

（0）2

]

HH

HMh

MHh

MMh

对盆式橡胶支座,因橡胶块固定在钢盆中,Kz可视为无穷大,则

K=Kz·Kd/（Kz+Kd）=Kd。

总刚度∑K＝2K

一个桥墩墩顶抗推刚度见下表：

一个桥墩墩顶抗推刚度表

*

10

15

17

墩径D

（m）

1.4

1.6

1.6

桩径Dz

（m）

1.6

1.8

1.8

Ih（m

4）

0.188574099

0.321699088

0.321699088

δ（HH）

7.6127E-06

7.6127E-06

7.6127E-06

δ（HM）

1.32767E-06

1.32767E-06

1.32767E-06

δ（MH）

1.32763E-06

1.32763E-06

1.32763E-06

δ（MM）

3.76212E-07

3.76212E-07

3.76212E-07

墩顶抗推刚度

Kd（KN/m）

13751.5

7199.4

5353.5

集成抗推刚度

K（KN/m）

13751.5

7199.4

5353.5

总刚度ΣK（KN/m）

27502.9

14398.8

10706.9

2、均匀温度影响力在各墩上的分配

结构有效温度标准值：

最高34℃，最低-3℃，结构合拢温度按15℃～25℃考

虑

∴计算温度上升=34-15＝19℃，计算温度下降=25-（-3）＝28℃,

3

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

线膨胀系数0.00001

温升时：

C=0.00001×19=0.00019

温降时：

C=0.00001×28=0.00028

结构为对称结构，所以上部结构不动点位于一联中间点，即三跨一联时x=30

m；温升影响力只与制动力组合，而温降影响力与制动力、混凝土收缩徐变影响力共同作用，故只计算温降影响力。

温降影响力在各墩上的分配如下：

P1=Pn-1=（x-30）KC

一个桥墩（双柱）温降影响力表

墩高H（m）

10

15

17

P1（KN）

57.76

30.24

22.48

注：

本表中P1值为绝对值,且均为边墩处数据。

3、汽车制动力在各墩上的分配

制动力由设置固定支座的桥墩承担，其余桥墩上为活动支座，不考虑承受制动

力。

1）汽车制动力

（1）车道荷载标准值的10%；

一联长按3×30m计算：

一个车道产生制动力=（10.5×30×3+320）×

0.1=126.5KN;

（2）公路Ⅰ级汽车荷载制动力标准值限值：

一个车道产生制动力＝165KN

∴一联汽车荷载制动力F

三跨一联时：

以按二车道计算：

Fz＝制动力标准值×2车道=165×2=330KN

制动力分配：

F1=F2=Fz×K/ΣK=165KN

4、混凝土收缩、徐变影响力在各墩上的分配

1）收缩应变

4

30m连续箱梁下部结构计算（

B＝9m,R=80m）

εcs（t,t0）=

εcso[βs（t-ts）-

βs（t0-ts）]

εcso=εs（fcm）βRH

st

ts

[

（tts）/t1

]

0.5

350（h/h0）2

（tts）/t1

st0

ts

[

（t0

ts）/t1

]0.5

350（h/h0）2

（t0ts）/t1

t=365×5=1825d

按5

年计算,ts=7d,t1=1d,t0=60d,fck=32.4MPa

，

环境年平均相对湿度RH按80％取，构件截面面积A=5558500mm

2，构件与

大气接触的周边长度u=21135.5mm，构件理论厚度h=2A/u=526mm,

h0=100mm

查《规范》附录C

表C.1.2:

εcso=0.00031

×32.4

=0.00031,

fck

βs（t-ts）=0.398

βs（t0-ts）=0.0465

∴εcs（t,t0）=εcso[βs（t-ts）-βs（t0-ts）]＝0.0001088

2）

徐变应变

φ（t,t0）=

φ0[βc（t-t

s）-

βc（t0-ts）]

βc（t-t0）＝［

（t

ts）/t1

］0.3

βH（t

ts）/t1

βc（t0-t

s）＝［

（t0

ts）/t1

］0.3

βH

（t0

ts）/t1

t=5×365=1825d

t0=60d

t1=1d

ts=7d,

βH=150［1+（1.2

RH

h

）18］

+250=1417.4≤1500

RH0

h0

RH=80％，RH

0

=100％，

βc（t-ts）＝0.8412

，βc（t0-ts）＝0.2814

加载龄期t0=14d

，查《规范》附录C表C.2.2得φ0＝1.9131×

32.4

=1.9131，

fck

5

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

φ（t,t0）=φ0[βc（t-ts）-βc（t0-ts）]＝1.9131×（0.8412-0.2814）=1.071

由上部结构计算可得，上部结构施加预应力后的初始应s=变σpcε/Ecs=10.28/34500=

0.000298

∴徐变应变εcr＝φ（t,t0）εs=0.0003191

3）混凝土收缩、徐变影响力在各墩上的分配

T1=T2=（εcs+εcr）×（x-30）×K（式中x详见均匀温变在墩上的分配）

一个桥墩（双柱）混凝土收缩、徐变影响力表

墩高H（m）

10

15

17

T1（KN）

88.26

46.21

34.36

注：

本表中数据均为边墩处数据。

5、汽车荷载离心力在各墩上的分配

v2

离心力系数：

C=127R＝602/（127×80）＝0.3543

车辆荷载标准值：

550KN

以按二车道计算：

汽车荷载离心力T＝离心力标准值×2车道

＝0.3543×550×2=389.76KN。

离心力分配：

T1=T2=T×K/ΣK=194.88KN

6、单根墩柱墩顶水平力汇总

单根墩柱墩顶水平力=一个桥墩墩顶水平力/2

单根墩柱墩顶水平力

墩高H（m）

10

15

17

温降影响力28.8815.1211.24

混凝土收缩、徐变

44.1323.1017.18

影响力、

制动力82.582.582.5

6

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

离心力97.4497.4497.44

注：

本表中数据均为边墩处数据。

纵向水平力对墩柱底偏心矩计入10cm支座垫石、9cm支座厚度，即hi＝

（H+0.19）m。

二、竖直力计算

1.上部结构恒载

查桥博上部结构计算结果得,上部结构恒载为左柱4560.5KN，右柱2526.7KN

。

2.下部结构恒载

单根墩柱自重：

P柱=πD12/4×H2×25（KN）

单根墩柱自重

墩高H（m）

10

15

17

P柱（KN）

384.85

753.98

854.51

单根墩柱恒载竖向力P恒=（P上恒/2×2+P盖）/2+P柱

单根墩柱恒载竖向力

墩高H（m）

10

15

17

P恒左（KN）

4945.35

5314.48

5415.01

P恒右（KN）

2911.55

3280.68

3381.21

3.汽车活载

查桥博计算文件得,上构传来两列汽车活载引起的单根墩柱顶反力最不利值为：

荷载效应

P左柱（KN）

P右柱（KN）

汽车

797.9

-126.8

梯度升温

265.5

-405.6

墩台沉降

45

-216

表中P汽max及P汽min未计冲击。

三、荷载组合

1、基本组合（用于承载能力极限状态计算）

按规范JTGD60-2015

第4.1.5

条规定计算：

1.0×［1.2×恒载+1.0×混凝土收缩、徐变影响力+1.4×汽车（含冲击

力、离心力）+0.75×（1.4×制动力+1.4×温降影响力）］

7

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

2、频遇组合（用于正常使用极限状态计算），按规范JTGD60-2015第4.1.6

条规定计算：

1.0×恒载+1.0×混凝土收缩、徐变影响力+0.7×汽车+1.0×制动力

+1.0×温降影响力

3、准永久组合（用于正常使用极限状态计算），按规范JTGD60-2015第4.1.6

条规定计算：

1.0×恒载+1.0×混凝土收缩、徐变影响力+0.4×汽车+0.4×制动力

+0.4×温降影响力

墩柱底荷载计算：

竖向力P=∑Pi

纵向水平力H=∑Hi

弯矩M=∑Piei+∑Hihi

单根墩柱底荷载组合见下表。

基本组合（三跨一联）

墩高h2（m）

101517

布载情况

竖向力

7813.158256.128376.75

P（KN）

纵向水平力

活载

161.08

125.60

115.61

最不H（KN）

反力

利布横向水平力

最大

189.62

189.62

189.62

置T（KN）

弯矩

2535.29

3454.92

3817.63

M（KN/m）

活载

竖向力

2594.42

6119.97

6240.61

8

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

反力P（KN）

最小纵向水平力

161.08125.60115.61

H（KN）

横向水平力

189.62189.62189.62

T（KN）

弯矩

2535.293454.923817.63

M（KN/m）

9

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

频遇效应组合（三跨一联）

墩高h2（m）

101517

布载情况

竖向力

5814.386183.516284.04

P（KN）

纵向水平

活载

155.51

120.72

110.92

力H（KN）

反力

横向水平

最大

68.21

68.21

68.21

力T（KN）

弯矩

最不

1730.37

2106.24

2238.42

M（KN/m）

利布

竖向力

置

2201.19

2570.32

2670.85

P（KN）

纵向水平

活载

155.51

120.72

110.92

力H（KN）

反力

横向水平

最小

68.21

68.21

68.21

力T（KN）

弯矩

1730.372106.242238.42

M（KN/m）

准永久效应组合（三跨一联）

10

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

墩高h2（m）

101517

布载情况

竖向力

5575.015341.475633.64

P（KN）

纵向水平

活载

88.68

69.66

62.15

力H（KN）

反力

横向水平

最大

38.98

38.98

38.98

力T（KN）

弯矩

最不

987.11

849.13

944.09

M（KN/m）

利布

竖向力

置

2239.23

2937.79

3229.96

P（KN）

纵向水平

活载

88.68

69.66

62.15

力H（KN）

反力

横向水平

最小

38.98

38.98

38.98

力T（KN）

弯矩

987.11849.13944.09

M（KN/m）

四、持久状况承载能力极限状态验算

墩柱为偏心受压构件;关于墩柱内力的计算，其柱的计算高度参照英国

11

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

BS5400规范取用，构件计算长度按l0＝1.3l计算（l—墩柱顶面至桩在土中的假

想固结点）

验算公式：

γ0Nd≤nuAfcd

对本通用图，墩柱长细比l0/i均大于17.5，需考虑偏心矩增大系数η

η＝1

1

（l0）2ζζ12

1300e0/h0

h

ζ1＝0.2+2.7e0/h0≤1.0；ζ2＝1.15-0.01l0/h≤1.0

e0-初偏心距,e0=M/N;h0-截面有效高度，h0=r+rs；h-截面高度，h=2r＝D1。

墩柱以偏心弯矩最大时情况控制计算。

（1）、墩顶至假想固结点的高度l

墩高H（m）

10

15

17

地基土比例系数

m

5000

5000

5000

桩基砼弹性模量

E

3.00E+04

3.00E+04

3.00E+04

h2

桩计算宽度b1

2.34

2.52

2.52

桩基惯矩Ih2

0.322

0.515

0.515

桩的变形系数

a

0.273

0.252

0.252

假想固结点x

6.594

7.139

7.139

墩顶至假想固结点的高度l

16.594

22.139

24.139

12

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

（2）持久状况承载能力极限状态验算表（三跨一联轴力最大墩柱）

墩高H2（m）

10

15

17

项目

设计弯矩Md（KN*m）

2535.3

3454.9

3817.6

设计轴力Nd（KN）

7813.2

8256.1

8376.8

初偏心距e0=Md/Nd（m）

0.324

0.418

0.456

l0＝1.3l（m）

21.57

28.78

31.38

直径（mm）

25

28

28

根数

36

36

36

主筋

面积As（mm2）

17672.4

22168.8

22168.8

ρ=As/πr2

0.01148

0.01103

0.01103

rs=R0-主筋直径/2（m）

0.6375

0.736

0.736

h0

=r+rs

1.338

1.536

1.536

ζ1

0.855044451

0.935588783

1

偏心矩增大

ζ

0.995910234

0.970118589

0.953868589

2

系数计算

h（m）

1.4

1.6

1.6

η

1.641

1.770

1.883

ηe0（m）

0.533

0.741

0.858

ηe0/r

0.761

0.926

1.073

系数计算

ρfsd/fcd

0.275

0.264

0.332

α

0.463

0.430

0.423

13

30m连续箱梁下部结构计算（

B＝9m,R=80m）

t

0.324

0.39

0.404

α

nu

0.464

0.373

0.355

γN

d

（KN）

7813.15

8256.12

8376.75

0

nuAfcd（KN）

9724.40

10193.50

9714.62

是否满足

是

是

是

14

30m连续箱梁下部结构计算（B＝9m,R=80m）

（3）持久状况承载能力极限状态验算表（三跨一联轴力最小墩柱）

墩高H2（m）

10

15

17

项目