25mT梁肋板式桥台计算书.doc

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1、1 计算资料1.1 计算依据：1) 公路桥梁设计通用规范JTG D60-20042) 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范JTG D62-20041.2 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

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2.1.1上部恒载汇总见表2.1.1表中：（1) 数值均按桥宽12米计算；（2) 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：挡土板重为：2.1.2 活载计算计算荷载采用公路级荷载1) 理论荷载上部构造计算跨径Lj24.12米（见图2.1.2-1），根据JTG

3、 D60-2004第4.3.1条， 作出单跨的剪力影响线图，并加载，见图2.1.2-1：由图可得：2) 冲击系数计算(1) 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A0.924 m2截面惯矩Ic=0.3008 m4(2) 自振频率计算根据JTG D60-2004条文说明中公式4-3及4-4 式中米，根据上式(3) 根据JTG D60-2004第4.3.2条，因，故采用公式4.3.23) 计入冲击系数的车道荷载值4) 计算活载在T梁底支座产生的反力（仅按桥宽12米计算）(1) 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

4、表2.1.2-1。(2) 根据实际情况，桥面横向布载时考虑四种工况（见图2.1.2-4）：工况：两列车偏压工况：三列车偏压工况：两列车中压工况：三列车中压将以上四种工况进行加载，见图2.1.2-4(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JTG D60-2004第4.3.1条三列车布载已考虑折减系数0.78。2.2 桥台横桥向计算2.2.1 计算模型1) 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2.2.1-1，下部恒载作用位置及单 元划分见图2.2.1-2 2) 将以上数据输入至“桥梁博士”，并考虑整体均匀温升25及整体均匀温降30，计算

5、由计算机完成，其计算结果见表2.2.1-1(1)2.2.1-1(4)2.2.2 帽梁计算1) 效应组合（1）由计算结果，根据规范JTG D60-2004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。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 -154.8 192.8 -154.8 192.8 -154.8 2-2-132

6、9.0 -154.8 -1329.0 -154.8 -1329.0 -154.8 3-41520.8 -2499.0 1520.8 -2499.0 1520.8 -2499.0 4-42256.2 -2563.8 2257.3 -2815.3 2255.0 -2261.9 5-6444.8 1637.2 443.7 1389.1 446.0 1934.9 6-6-444.8 1637.2 -443.7 1389.1 -446.0 1934.9 7-81854.0 -1839.6 1852.9 -2084.1 1855.2 -1546.2 8-81184.8 -1573.2 1184.8 -15

7、73.2 1184.8 -1573.2 9-10-1050.1 -235.1 -1050.1 -235.1 -1050.1 -235.1 10-10288.5 -235.1 288.5 -235.1 288.5 -235.1 （2） 根据规范JTG D60-2004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2.2.2-2。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)1-219

8、2.8 -129.0 192.8 -129.0 192.8 -129.0 2-2-890.4 -129.0 -890.4 -129.0 -890.4 -129.0 3-41050.3 -1725.4 1050.3 -1725.4 1050.3 -1725.4 4-41477.3 -1744.0 1478.0 -1923.7 1476.4 -1528.4 5-6251.0 906.4 250.2 729.2 251.9 1119.1 6-6-251.0 906.4 -250.2 729.2 -251.9 1119.1 7-81226.1 -1323.1 1225.4 -1497.8 1227.0

9、 -1113.5 8-8918.3 -1231.2 918.3 -1231.2 918.3 -1231.2 9-10-806.0 -235.1 -806.0 -235.1 -806.0 -235.1 10-10240.4 -235.1 240.4 -235.1 240.4 -235.1 （3） 根据规范JTG D60-2004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2.2.2-3。表2.2.2-3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

10、(KN.m)轴力(KN)剪力(KN)弯矩(KN.m)1-2192.8 -129.0 192.8 -129.0 192.8 -129.0 2-2-807.4 -129.0 -807.4 -129.0 -807.4 -129.0 3-4967.3 -1588.9 967.3 -1588.9 967.3 -1588.9 4-41323.3 -1594.0 1324.0 -1773.7 1322.4 -1378.4 5-6205.3 731.4 204.5 554.2 206.2 944.1 6-6-205.3 731.4 -204.5 554.2 -206.2 944.1 7-81104.3 -12

11、42.9 1103.5 -1417.6 1105.2 -1033.3 8-8891.9 -1200.7 891.9 -1200.7 891.9 -1200.7 9-10-779.6 -235.1 -779.6 -235.1 -779.6 -235.1 10-10240.4 -235.1 240.4 -235.1 240.4 -235.1 2）帽梁计算跨径的计算根据桥台一般构造图，按规范JTG D62-2004第8.2.1条，帽梁与台的线刚度的比值为大于5，故帽梁计算按简支梁计算。按规范JTG D62-2004第8.2.3条：帽梁的计算跨径取与中较小值，取因，不属深弯构件。帽梁构造及横向配筋见图

12、2.2.2-13） 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h1300mm，帽梁宽b1900mm，帽梁梁体采用C30混凝土，主筋采用28，其配筋断面见图2.2.2-2, B. 根据规范JTG D62-2004第5.2.2条第5.2.2及5.2.5计算 （5.2.2-2） （5.2.5-2）1.1，值取组合3的值（见表2.2.2-1）即1934.9KN.m，1.11934.92129KN.m按公式5.2.2-2：按5.2.5-2计算结构抗力符合规定。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h1300mm，帽梁宽b1900mm，帽梁

13、梁体采用C30混凝土，主筋采用28，,其配筋断面见图2.2.2-3，, B. 根据规范JTG D62-2004第5.2.2及5.2.5条计算 （5.2.2-2） （5.2.5-2）1.1，值取组合2的值（见表2.2.2-1）即2815.3KN.m，1.12815.33097KN.m按公式5.2.2-2：按5.2.5-2计算结构抗力符合规定。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h1300mm，帽梁宽b1900mm，帽梁梁体采用C30混凝土，主筋采用28，, 其配筋断面见图2.2.2-4，, B. 根据规范JTG D62-2004第5.2.2及5.2.

14、5条计算 （5.2.2-2） （5.2.5-2）1.1，值取组合2的值（见表2.2.2-1）即235.1KN.m，1.1235.1258.6KN.m按公式5.2.2-2：按5.2.5-2计算结构抗力符合规定。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JTG D62-2004第5.2.9条),，取组合2的值 , ,，符合规定。B. 验算抗剪承载力(按规范JTG D62-2004第5.2.7条),，取组合2的值 , ,如图2.2.2-3，箍筋采用6肢12， ， (见图2.2.1-3)，符合规范JTG D62-2004第9.1.12条，符合规范JTG D

15、62-2004第9.3.13条，弯起钢筋， ，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)A. 验算截面尺寸(按规范JTG D62-2004第5.2.9条),，取组合3的值 , ,，符合规定。B. 验算抗剪承载力(按规范JTG D62-2004第5.2.10条),，取组合3的值 , ,C30砼抗拉强度设计值，不必进行斜截面抗剪验算，按规范JTG D62-2004第9.3.13条配置箍筋箍筋采用6肢12， ，符合规范JTG D62-2004第9.3.13条8) 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)A. 验算截面尺寸(按规范JTG D62-2004

16、第5.2.9条),，取组合1的值 , ,，符合规定。B. 验算抗剪承载力(按规范JTG D62-2004第5.2.10条),，取组合1的值 , ,C30砼抗拉强度设计值，不必进行斜截面抗剪验算，按规范JTG D62-2004第9.3.13条配置箍筋箍筋采用6肢12， ，符合规范JTG D62-2004第9.3.13条9）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JTG D62-2004公式6.4.3-1计算，但按规范JTG D62-2004第8.2.8条，系数。 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：按规范JTG D62-2004公式6.

17、4.4-2：由公式6.4.3-1：符合规范JTG D62-2004第6.4.2条中的类环境中限值0.20mm。B. 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JTG D62-2004公式6.4.3-1计算，但按规范JTG D62-2004第8.2.8条，系数。 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：按规范JTG D62-2004公式6.4.4-2：由公式6.4.3-1： 符合规范JTG D62-2004第6.4.2条中的类环境中限值0.20mm。2.2.3 肋板计算1）效应组合（1）由计算结果，根据规范JTG D60-2004第4.1.6条中的公式4.1.

18、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。表2.2.3-1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)11-43777.0 58.2 3778.0 265.0 3775.8 -190.1 15-164033.8 0.2 4034.8 -78.1 4032.6 94.2 16-164033.8 0.2 4034.8 -78.1 4032.6 94.2 21-224469.4 -63

19、.3 4470.4 -454.3 4468.2 405.9 22-83000.6 -240.3 2999.6 -440.1 3001.9 -0.5 26-273256.2 -41.7 3255.2 43.7 3257.5 -144.2 27-273256.2 -41.7 3255.2 43.7 3257.5 -144.2 32-333691.8 176.1 3690.8 574.3 3693.1 -301.7 （2）根据规范JTG D60-2004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2.2.3-2。表2.2.3-2肋板单元号-节点号组合

20、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)11-42527.7 16.1 2528.4 163.9 2526.8 -161.2 15-162741.7 1.4 2742.4 -54.5 2740.8 68.5 16-162741.7 1.4 2742.4 -54.5 2740.8 68.5 21-223104.7 -14.7 3105.4 -294.0 3103.8 320.5 22-82129.7 -81.2 2128.9 -223.9 2130.6 90.1

21、 26-272342.7 -11.2 2341.9 49.8 2343.6 -84.4 27-272342.7 -11.2 2341.9 49.8 2343.6 -84.4 32-332705.7 65.5 2704.9 349.9 2706.6 -275.7 （3）根据规范JTG D60-2004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2.2.3-3。表2.2.3-3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

22、(KN)弯矩(KN.m)11-42290.8 4.5 2291.6 152.2 2289.9 -172.9 15-162504.8 1.7 2505.6 -54.2 2503.9 68.9 16-162504.8 1.7 2505.6 -54.2 2503.9 68.9 21-222867.8 -1.3 2868.6 -280.5 2866.9 333.9 22-81988.0 -37.1 1987.2 -179.8 1988.8 134.2 26-272201.0 -2.8 2200.2 58.2 2201.8 -76.0 27-272201.0 -2.8 2200.2 58.2 2201.

23、8 -76.0 32-332564.0 34.9 2563.2 319.3 2564.8 -306.4 2）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2.2.3-1：肋板采用C30混凝土，主筋采用725， B. 根据规范JTG D62-2004第5.3.4条、5.3.5条及5.3.10计算 （5.3.4-1） （5.3.5-1） （5.3.5-2） （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：按第5.3.10条计算偏心距增大系数： ，取假定为小偏心，按下式计算受压区高度x:C3

24、0混凝土， 为小偏心，假定正确按5.3.4-1式，（拉应力）按第5.3.5-1式，符合规范要求。按第5.3.5-2式，符合规范要求。由于为小偏心，位于与之间，还必须按按5.3.5-4式验算，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2.2.3-2：肋板采用C30混凝土， 主筋采用1525， B. 根据规范JTG D62-2004第5.3.4条、5.3.5条及5.3.10计算 （5.3.4-1） （5.3.5-1） （5.3.5-2） （5.3.5-4） （5.3.10-1） （5.3.10-2） （5.3.10-3）由承载能力

25、极限状态效应组合结果：按第5.3.10条计算偏心距增大系数：，取假定为小偏心，按下式计算受压区高度x:C30混凝土， 为小偏心，假定正确按5.3.4-1式，（拉应力）按第5.3.5-1式，符合规范要求。按第5.3.5-2式，符合规范要求。由于为小偏心，位于与之间，还必须按按5.3.5-4式验算，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：由规范JTG D62-2004第6.4.4条计算钢筋应力：取偏心距增大系数，取由规范JTG D62-2004第6.4.3条验算裂缝：由公式6.4.3-1：符合规范J

26、TG D62-2004第6.4.2条中的类环境中限值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：由规范JTG D62-2004第6.4.4条计算钢筋应力：取偏心距增大系数，取由规范JTG D62-2004第6.4.3条验算裂缝：由公式6.4.3-1： 符合规范JTG D62-2004第6.4.2条中的类环境中限值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： (JTG D602004 4.3.41)式中土的重量密度，取18KN/m3B桥

27、台横向全宽，B12.24mL0桥台台后填土的破坏棱体长度, H为台帽背墙顶至台帽底的高度，为破裂角式中台背与竖直线夹角，；填土内摩擦角，取；台背与土的摩擦角，取；布置在BL0面积内的车轮的总重力（KN）（桥宽范围布3列车）2）土压力系数 一般桥台台后土考虑主动土压力，按规范JTG D602004 的式4.2.3-5为 填土表面与水平面夹角，取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时，主动土压力的作用点自计算土层底面算起，引起

28、的台身顶的土压力弯矩3.1.2 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。1） 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：对台身底的力臂对台身底的弯矩2） 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 JTG D602004 式4.2.3-10计算： 两肋为。D为肋的宽度1.5m，n为肋的根数2。对台身底力臂为对台身底弯矩为3.2台身底的台前土压力对于台身底截面，系恒载及

29、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。土压力系数式中肋板前缘与竖直线夹角，； 填土表面与水平面夹角，；填土内摩擦角，取；台背与土的摩擦角，取；E的竖向分力E的水平分力的竖向分力对台身底的力臂： 的水平分力对台身底的力臂： 的竖向分力对台身底的弯矩：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：对台身顶偏心弯矩：对台身底偏心弯矩：2) 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(K

30、N)台身顶中心力臂(m)台身顶偏心弯矩(KN.m)台身底中心力臂(m)台身底偏心弯矩(KN.m)翼墙6.22 161.72 -2.13-344.46 -3.18 -514.27 牛腿2.69 70.02 -1.13-79.12 -2.18 -152.64 背墙12.85 334.10 -0.7-233.87 -1.75 -584.68 挡土板0.56 14.56 0.253.64 -0.80 -11.65 台帽30.23 785.98 00.00 -1.05 -825.28 桥头搭板8.22 106.83 -1.13-120.72 -2.18 -232.90 台身44.37 1153.62 -

31、0.45 -519.13 合计2626.83 -774.54 -2840.54 3.3.2 活载计算桥台计算不考虑风力及活载横向偏心影响，因为它们对桥台受力影响小。根据横桥向活载计算，四种工况下，活载在T梁底支座产生的反力之和为：取对台身顶的弯矩：对台身底的弯矩：3.3.3 制动力及温度效应计算1） 制动力效应根据25米双柱墩的制动力计算，桥台处的制动力最大值对于台身顶截面，系顺时针方向的偏心弯矩控制设计，对台身顶的弯矩：对于台身底截面，系反时针方向的偏心弯矩控制设计，对台身底的弯矩：2） 温度效应根据25米双柱墩的温度效应计算，桥台处的温度效应最大值对于台身顶截面，系顺时针方向的偏心弯矩控制

32、设计，对台身顶的弯矩：对于台身底截面，系反时针方向的偏心弯矩控制设计，对台身底的弯矩：3.4 作用力汇总及效应组合3.4.1 作用力汇总根据以上计算，各种作用对台身顶及台身底的效应汇总见表3.4.1-1：表3.4.1-1作用力台身顶台身底水平力竖向力弯矩水平力竖向力弯矩（KN）（KN）（KN.m）（KN）（KN）（KN.m）台后土压力686.4 949.4 384+10977653.0 台前土压力-482.6 263.1 -1110.1 土压力汇总686.4 949.4 998.4 263.1 6542.9 上部结构恒载2407.0 72.2 2407.0 -2455.0 下部结构恒载1473

33、.2 -774.5 2626.8 -2840.5 恒载汇总3880.2 -702.3 5033.8 -5295.5 活载1296.0 39.0 1296.0 -1322.0 制动力193.0 251.0 -193.0 -1930.0 温度118.0 153.0 -118.0 -1180.0 3.4.2 效应组合1）由计算结果，根据规范JTG D60-2004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3.4.2-1，表中数据未乘以结构重要性系数。表3.4.2-1组合台身顶台身底类型竖向力弯矩竖向力弯矩（KN）（KN.m）（KN）（KN.m）组合1(

34、恒+制动力)6470.6 978.3 8223.3 -2513.7 组合2(恒+制动力+汽)6470.6 1021.9 8223.3 -3834.6 组合3(恒+制动力+温度)6470.6 1149.6 8223.3 -3835.3 组合4(恒+制动力+汽+温度)6470.6 1166.4 8223.3 -4965.7 注：1)为进行肋板的偏心受压承载力验算，表中仅进行了竖向力及弯矩的效应组合； 2）表中组合名称系和弯矩组合对应，对于竖向力，汽车荷载为第一活载。2）由计算结果，根据规范JTG D60-2004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

35、结果见表3.4.2-2，表中数据未乘以结构重要性系数。表3.4.2-2组合台身顶台身底类型竖向力弯矩竖向力弯矩（KN）（KN.m）（KN）（KN.m）组合1(恒+制动力)4592.9 498.1 6009.6 -682.6 组合2(恒+制动力+汽)4592.9 519.5 6009.6 -1409.6 组合3(恒+制动力+温度)4592.9 620.5 6009.6 -1626.6 组合4(恒+制动力+汽+温度)4592.9 641.9 6009.6 -2353.6 注：1)为进行裂缝宽度验算，表中仅进行了竖向力及弯矩的效应组合； 2）表中组合名称系和弯矩组合对应，对于竖向力，汽车荷载为第一活

36、载。3）由计算结果，根据规范JTG D60-2004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3.4.2-3，表中数据未乘以结构重要性系数。表3.4.2-3组合台身顶台身底类型竖向力弯矩竖向力弯矩（KN）（KN.m）（KN）（KN.m）组合1(恒+制动力)4287.5 498.1 5704.2 -682.6 组合2(恒+制动力+汽)4287.5 510.4 5704.2 -1098.0 组合3(恒+制动力+温度)4287.5 620.5 5704.2 -1626.6 组合4(恒+制动力+汽+温度)4287.5 632.8 5704.2 -20

37、42.0 注：1)为进行裂缝宽度验算，表中仅进行了竖向力及弯矩的效应组合； 2）表中组合名称系和弯矩组合对应，对于竖向力，汽车荷载为第一活载。3.5 肋板顺桥向计算3.5.1 台身顶截面正截面抗压承载力计算(按承载能力极限状态)1) 肋板配筋断面见图2.2.3-1：肋板采用C30混凝土，主筋采用25， , ,2) 根据规范JTG D62-2004第5.3.4条、5.3.5条及5.3.10计算 （5.3.4-1） （5.3.5-1） （5.3.5-2） （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，对一个肋：按第5.3.10条计算偏心距增大系数： ，取假定为小偏心，按下式计算受压区高度x:C30混凝土， 为小偏心，假定正确按5.3.4-1式，（压应力）按第5.3.5-1式，符合规范要求。按第5.3.5-2式，符合规范要求。由于为小偏心，位于与之间，还必须按按5.3.5-4式验算，符合规范要求。3.5.2 台身底截面正截面抗压承载力计算(按承载能力极限状态)1) 肋板配筋断面见图2.2.3-2：肋板采用C30混凝土，主筋采用25， ，2) 根据规范JTG D62-2004第5.3.4条、5.3.5条及5.3.10计算 （5.3.4-1） （5.3.5-1） （5.3.5-2） （5.3.5-4）