1、北方工業大學 本科畢業設計（論文）報告書題 目： 指導教師： 專業班級： 學 號： 姓 名： 日 期： 緒論預應力混凝土連續梁橋以結構受力性能好、變形小、伸縮縫少、行車平順舒適、造型簡潔美觀、養護工程量小、抗震能力強等而成為最富有競爭力的主要橋型之一。本章簡介其發展：由于普通鋼筋混凝土結構存在不少缺點：如過早地出現裂縫，使其不能有效地采用高強度材料，結構自重必然大，從而使其跨越能力差，并且使得材料利用率低。為了解決這些問題，預應力混凝土結構應運而生，所謂預應力混凝土結構，就是在結構承擔荷載之前，預先對混凝土施加壓力。這樣就可以抵消外荷載作用下混凝土產生的拉應力。自從預應力結構產生之后，很多普通

2、鋼筋混凝土結構被預應力結構所代替。我國的預應力混凝土結構起步晚，但近年來得到了飛速發展。現在，我國已經有了簡支梁、帶鉸或帶掛梁的T構、連續梁、桁架拱、桁架梁和斜拉橋等預應力混凝土結構體系。雖然預應力混凝土橋梁的發展還不到80年。但是，在橋梁結構中，隨著預應力理論的不斷成熟和實踐的不斷發展，預應力混凝土橋梁結構的運用必將越來越廣泛。然而，當跨度很大時，連續梁所需的巨型支座無論是在設計制造方面，還是在養護方面都成為一個難題；而T型剛構在這方面具有無支座的優點。因此有人將兩種結構結合起來，形成一種連續剛構體系。這種綜合了上述兩種體系各自優點的體系是連續梁體系的一個重要發展，也是未來連續梁發展的主要方

3、向。另外，由于連續梁體系的發展，預應力混凝土連續梁在中等跨徑范圍內形成了很多不同類型，無論在橋跨布置、梁、墩截面形式，或是在體系上都不斷改進。在城市預應力混凝土連續梁中，為充分利用空間，改善交通的分道行駛，甚至已建成不少雙層橋面形式。在設計預應力連續梁橋時，技術經濟指針也是一個很關鍵的因素，它是設計方案合理性與經濟性的標志。目前，各國都以每平方米橋面的三材（混凝土、預應力鋼筋、普通鋼筋）用量與每平方米橋面造價來表示預應力混凝土橋梁的技術經濟指針。但是，橋梁的技術經濟指針的研究與分析是一項非常復雜的工作，三材指標和造價指標與很多因素有關，例如：橋址、水文地質、能源供給、材料供應、運輸、通航、規劃

4、、建筑等地點條件；施工現代化、制品工業化、勞動力和材料價格、機械工業基礎等全國基建條件。同時，一座橋的設計方案完成后，造價指針不能僅僅反應了投資額的大小，而是還應該包括整個使用期限內的養護、維修等運營費用在內。通過連續梁、T型剛構、連續剛構等箱形截面上部結構的比較可見：連續剛構體系的技術經濟指針較高。因此，從這個角度來看，連續剛構也是未來連續體系的發展方向。總而言之，一座橋的設計包含許多考慮因素，在具體設計中，要求設計人員綜合各種因素，作分析、判斷，得出可行的最佳方案。本次設計題目為預應力混凝土連續梁橋設計。本次設計內容為3×25m預應力混凝土連續梁，橋寬為凈9+2×0.5

5、m防撞墩，梁體采用T型梁截面，本次設計的預應力混凝土連續梁施工方法采用先簡支后連續。通過這次設計，我將對以前所學的專業知識進行了鞏固，并將理論知識與實際工程問題相結合，加深了我對所學知識的掌握，讓我能靈活的運用理論知識解決實際橋梁工程問題，同時我對CAD軟件運用更加熟練，也接觸到了一些新的專業軟件如邁達斯軟件，而且學會更加全面的獨立思考問題，學會了如何廣泛查閱文獻資料和熟練使用規范手冊。由于本人水平有限，且又是第一次從事這方面的設計，難免出現錯誤，懇請各位老師批評指正！摘要本設計的題目是預應力混凝土連續梁橋設計。本設計采用預應力混凝土連續T型梁，跨徑布置為（3×25）m,主梁為變截面

6、T型梁。橋面板橫坡度假定為和橋面橫坡度相同，本設計假設為平坡。跨中高位1.3m，支點梁高為1.3m，梁間距2m，其中預制梁寬度1.6m，翼緣板中間濕接縫寬度0.4m。主梁跨中肋厚0.2m，馬蹄寬為0.4m，端部腹板厚度加厚與馬蹄同寬，以滿足端部錨具布置和局部應力需要。橫隔梁共設置四道，間距4.824m，端橫隔梁寬度0.25m，跨中橫隔梁寬度0.16m。橋面鋪裝設計總厚度15cm，其中防水混凝土厚度9cm，瀝青混凝土厚度6cm。本設計主要闡述了該橋的設計和計算過程，對橋進行總體結構設計，然后對上部結構進行內力、配筋計算，再進行強度、應力及變形驗算。關鍵詞：預應力混凝土；T型梁；主梁作用效應；應力

7、驗算AbstractThis design is the topic of prestressed concrete continuous girder bridge for design.The bridge uses the model T of prestressed concrete continuous beam, span arrangement for (3×25) m. The superstructure is variable T shape continuous girder bridge. Bridge panel assumed the slope and

8、the same bridge slope, this design assumptions for flat slope. Across the high position 1.3 m, 1.3 m high fulcrum beam, beam spacing 2 m, including precast beams width 1.6 m, flange plate joint width 0.4 m middle wet. Main girder in thick costal across 0.2 m, 0.4 m wide water chestnut, increasing th

9、e thickness of the web at the end of the horseshoe are the same as wide, to meet at the end of the anchorage arrangement and local stress needs. The beam of the set four word, span 4.824 m, and the horizontal width of the beam 0.25 m, across the width of the beam 0.16 m. Bridge deck pavement design

10、total ply 15 cm, waterproof concrete thickness of 9 cm, asphalt concrete thickness 6 cm. This design mainly expounds the design and calculation of bridge process, the bridge structure design, and then to the upper structure force, reinforcement calculation, and then to strength, stress and deformati

11、on are checked. Keywords: Prestressed concrete; T beam; Main effect; Stress checking 目錄緒論1摘要2Abstract 3一、設計基本資料5二、設計要點及結構布置6（一）設計要點6（二）結構尺寸擬定6（三）橫截面沿跨長的變化8（四）橫隔梁的設置8（五）毛截面幾何特性計算8三、主梁作用效應計算9 （一）結構自重作用效應計算9 （二）汽車荷載作用效應計算11 （三）溫差應力及基礎沉降內力計算25 （四）內力組合28四、預應力鋼束估算及布置32 （一）鋼束估算32 （二）鋼束布置40 （三）截面幾何特性計算40五、預

12、應力損失及有效預應力計算41 （一）基本理論41 （二）預應力損失計算41六、配束后主梁內力計算及內力組合46七、截面強度驗算48八、抗裂驗算48九、持久狀況構件的應力驗算54十、短暫狀況構件的應力驗算59十一、撓度驗算60參考文獻 61預應力混凝土連續T型梁橋設計一、設計基本資料1、設計資料（1）跨度和橋面寬度1）標準跨徑：25m。 （墩中心距）2）計算跨徑：24.12m。3）主梁全長：24.92m。4）橋面寬度（橋面凈空）：凈9+2×0.5m（防撞墩）。（2）技術標準1）設計荷載：公路II級。2）基本風壓：0.4KN/。2主要材料（1）混凝土：主梁采用C50混凝土；（2）預應力筋

13、：縱向預應力束采用高強鋼絞線，fpk=1860MPa，Ep =1.95×105MPa，計算面積為140mm2，破斷力為260.7KN；橫向預應力束采用3mm高強鋼絞線，強度指標同縱向束；豎向預應力鋼筋采用冷拉III級，mm粗鋼筋，fpk=530MPa。（3）普通鋼筋：采用HRB335級鋼筋或HRB400級鋼筋；（4）錨具：采用OVM型錨具固體系，內縮量為L=6mm。管道采用mm的波紋管，管壁摩阻系數=0.25，管道偏差系數k=0.0008；（5）支座：盆式橡膠支座，支座摩擦系數為=0.05。（6）橋面鋪裝：采用9cm防水混凝土加6cm瀝青混凝土兩層，其容重分別為：防水混凝土23KN/

14、m3，瀝青混凝土21 KN/m3。3計算基本數據：（1）控制張拉力：縱向預應力為k=0.75fpk，橫向預應力為k=0.75fpk，豎向預應力為k=0.95fpk；（2）混凝土終極徐變系數：，混凝土徐變速度系數=2.0；（3）日照溫差按公路橋涵設計通用規范的規定取值；（4）基礎沉降量為0.012mm。二、設計要點及結構布置（1）結構尺寸擬定1.主梁片數與主梁間距主梁間距通常應隨梁高與跨徑的增大而加寬為經濟，同時加寬翼緣板對提高主梁截面效率指標很有效，故在許可條件下應適當加寬T梁翼緣板。本設計主梁跨中、端部翼緣板寬為200cm，橋面寬為10m，選用5片T型梁。T型梁截面尺寸主梁橫斷面布置圖主梁構

15、造立面與平面圖2.主梁結構尺寸擬定主梁采用T形截面，梁高1.3m，高跨比H/L=1.3/25<1/15 （三）橫截面沿跨長的變化如圖所示，本設計主梁采用等高形式，橫截面的T梁翼板厚度沿跨長不變。梁端部區段由于錨頭集中力的作用而引起較大的局部應力，也為布置錨具的需要，在距梁端3224mm范圍內將腹板加厚到與馬蹄同寬。（四）橫隔梁的設置本設計橫隔梁共設置四道，間距4.824m，端橫隔梁寬度0.25m，跨中橫隔梁寬度0.16m。（五）毛截面幾何特性計算1.截面幾何特性計算結果分塊名稱分塊面積分塊面積形心至上緣距離yi分塊面積對上緣靜距Si=Aiyi分塊面積的自身慣性矩Iidi=ys+yi分塊面

16、積對截面形心的慣性矩I=Ii+Ix（cm2）（cm）（cm3）（cm4）（cm）（cm4）（cm4）大毛截面（含濕接縫）翼板24006144002880037.3三角承托45015.306885250028352800355300腹板1960611195601568653.3-17.7614048.42182701.7下三角100103.3010330555.6-60360000360555.5馬蹄8001209600026666.7-76.74732978.7571024717510999431.9小毛截面（不含濕接縫）翼板19206117602304040.83196108.8321914

17、8.8三角承托45015.306885250031.5446512.54467625.5腹板1960611195601568653.3-14.2395214.41963867.7下三角100103.310330555.6-56.5319225319780.6馬蹄8001209600026666.7-73.24313258.7523024453514283681.3大毛截面形心至上翼緣距離ys=Si/Ai43.3小毛截面形心至上翼緣距離ys=Si/Ai46.82.檢驗截面效率指標（希望在0.40.55之間）為： 式中：KS上核心距離，KX下核心距離，得：=45.59, 0.4<<0.

18、55 ，表明以上初擬的跨中截面是合理的。三、主梁作用效應計算1.結構自重作用荷載集度計算1）預制T梁一期結構自重作用荷載集度（g1）g1=3.224×0.7040×2+2×2×（0.7040+0.523）/2+0.523×14.472+0.10536×4+0.172×2 ×25/24.45=15.241KN/m2)成橋后T梁一期結構自重作用荷載集度增量（g1）g1=(0.2×0.12×24.45+0.88×0.2×0.12×6) ×2×25/24

19、.45=1.459 KN/m3)二期結構自重作用荷載集度（g2）二期結構自重作用荷載集度為橋面鋪裝與防撞墩自重集度之和。采用9cm防水混凝土加6cm瀝青混凝土兩層，其容重分別為：防水混凝土23KN/m3，瀝青混凝土21 KN/m3，每側防撞墩重量的作用力為5KN/m，因橋橫向由5片梁組成，則每片梁承擔全部二期永久作用效應的1/5。g2=(0.09×23×9+0.06×21×9+2×0.5×5)/5=6.994KN/m2.內力計算本橋為先簡支后連續的連續梁，施工過程中包含了結構體系轉換，所以結構自重內力計算過程必須首先將各施工階段產生的

20、階段內力計算出來，然后進行內力疊加。第一施工階段，結構體系為簡支梁結構，自重作用荷載為g1。第二施工階段，由于兩跨間接頭較短，混凝土重量較小，其產生的內力較小，且會減小跨中彎矩，故忽略不計。第三施工階段，結構體系已轉換為連續梁，因臨時支座間距較小，忽略臨時支座移除產生的效應，故自重作用荷載僅為翼緣板及橫隔梁接頭重力，即g1。第四施工階段，結構體系為連續梁，自重作用荷載為橋梁二期結構自重作用荷載，即g2。1） 第一施工階段結構自重作用效應內力截面剪力彎矩支點184.4160左變化點92.208581.441/4截面56.8836.788跨中01115.7173/4截面-56.8836.788右變

21、化點-92.208851.44支點-184.41602） 第三施工階段結構自重作用效應內力截面剪力彎矩左邊支點（左）78.10邊跨左變化點32.55266.87邊跨1/4截面22.86295.3跨中-36.16253.71邊跨3/4截面-95.18-156.74邊跨右變化點-104.87-259.37左中支點（左）-154.2-936.06左中支點（右）118.04-936.06中跨左變化點68.71-448.27中跨1/4截面59.02-382.74中跨跨中0-198.293） 第四施工階段結構自重作用效應內力截面剪力彎矩左邊支點（左）73.880邊跨左變化點35.32263.38邊跨1/4

22、截面27.12295.41跨中-22.85308.75邊跨3/4截面-72.819.82邊跨右變化點-81.01-69.1左中支點（左）-122.77-601.37左中支點（右）99.93-601.37中跨左變化點58.16-188.44中跨1/4截面49.96-132.97中跨跨中023.164） 結構自重作用效應總內力截 面第一施工階段自重作用第三施工階段自重作用第四施工階段自重作用階段自重作用效應內力疊加剪 力（KN）彎 矩（KN/m）剪 力（KN）彎 矩（KN/m）剪 力（KN）彎 矩（KN/m）剪 力（KN）彎 矩（KN/m）左邊支點（左）184.416078.1073.880336

23、.3960邊跨左變化點92.208581.4432.55266.8735.32263.38154.671111.69邊跨1/4截面56.8836.78822.86295.327.12295.41142.1881427.498邊跨跨中01115.717-36.16253.71-22.85308.75-59.011678.177邊跨3/4截面-56.8836.788-95.18-156.74-72.819.82-260.198689.868邊跨右變化點-92.208851.44-104.87-259.37-81.01-69.1-278.088522.97左中支點（左）-184.4160-154.2

24、-936.06-122.77-601.37-461.386-1537.43左中支點（右）184.4160118.04-936.0699.93-601.37402.386-1537.43中跨左變化點92.208851.4468.71-448.2758.16-188.44183.67214.73中跨1/4截面56.8836.78859.02-382.7449.96-132.97118.188321.078中跨跨中01115.7170-198.29023.160940.587(二)汽車荷載作用效應計算1沖擊系數和車道折減系數1）汽車沖擊系數按下法計算據橋規4.3.2規定：結構沖擊系數與結構的基頻有關

25、，因此要計算結構基頻。 沖擊系數可按下式計算： 當<1.5Hz時， =0.05當1.5Hz14Hz時，=0.1767ln-0.0157當>1.5Hz時, =0.45式中 -結構基頻 連續梁橋的基頻可采用下列公式估算： （用于沖擊力引起的正彎矩效應好剪力效應） （用于沖擊力引起的負彎矩效應）對于本設計橋梁：f1=6.259Hz f2=10.872Hz （33m 40m 取兩者較大值）1=0.308 1=0.406 當車道大于兩車道時，應進行車道折減，三車道折減22%，但折減后不得小于用兩車道布載的計算結果。本設計分別按兩車道和三車道布載進行計算，取最不利情況進行設計。2計算主梁的荷載

26、橫向分布系數1）計算主梁的抗彎及抗扭慣性矩I和IT抗彎慣性矩I在前面已求得：I=0.10999m4對于T型梁截面，抗扭慣性矩可近似按下式計算式中biti相應為單個矩形截面的寬度和高度：Ci矩形截面抗扭剛度系數，可由表下式計算m梁截面劃分成單個矩形截面的個數對于跨中截面，翼緣板的換算平均厚度馬蹄部分的換算平均厚度腹板部分換算平均厚度：則：翼緣板：t1/b1=0.145/2.00=0.0725<0.1得c1=1/3腹板：t2/b2=0.2/(1.05-0.145)=0.221,得c2=0.221馬蹄：t2/b3=0.25/0.4=0.625 得c3=0.625故：IT=1/3×2&

27、#215;14.53+0.221×90.5×203+0.626×40×253=0.00552661m4計算抗彎修正系數：由表可知，n=5時，=1.042，并取G=0.425E，代入式得：（3）計算橫向影響線豎標值對于1號梁考慮抗扭修正后的橫向影響線豎標值為設影響線零點距1號梁軸線距離為x，則解得：x=6.26m對于2號梁考慮抗扭修正后的橫向影響線豎標值為設影響線零點距2號梁軸線距離為x，則解得：x=6.52m對于3號梁考慮抗扭修正后的橫向影響線豎標值為計算荷載橫向分布系數1，2，3號梁的橫向影響線布載如圖所示1號梁:二車道：2號梁：三車道：二車道：3號梁

28、：三車道：二車道：支點截面的荷載橫向分布系數m0（杠桿原理法），如圖1號梁：2號梁：3號梁： 由計算可得，1號梁跨中二車道橫向分布系數最大，因此在內力計算時，取mcq=0.7688，moq=0.55（4）車道荷載的取值公路II級車道荷載的均布荷載標準值qk和集中荷載標準值pk分別為qk=10.5×0.75=7.875KN/m計算彎矩時，計算剪力時，（5）計算可變作用效應主梁汽車荷載效應橫向分布系數確定之后，將汽車荷載效應乘以相應的橫向分布系數后，在主梁內力影響線上最不利布載，可求得主梁最大汽車荷載效應內力，計算公式為：式中：Sp主梁最大汽車荷載效應內力（彎矩或剪力）；（1+）汽車荷載

29、沖擊系數； 車道折減系數，本設計=0.78 mi荷載橫向分布系數； Pk車道荷載中的集中荷載標準值； yi主梁內力影響線的豎標值； qk車道荷載中的均布荷載標準值； i主梁內力影響線中均布荷載所在范圍的面積。邊跨左變化點邊跨1/4邊跨跨中邊跨3/4邊跨右變化點左中支點中跨1/4中跨跨中左支點邊跨左變化點邊跨1/4邊跨跨中邊跨3/4邊跨右變化點左中支點中跨左變化點中跨1/4中跨跨中（6）汽車荷載效應內力截 面Mmax(KN·m)Mmin(KN·m)Qmax(KN)Qmin(KN)左支點00-167.2145.8邊跨左變化點448.1-89.1-93.328.3邊跨1/4112

30、.7-158.2-67.856.2邊跨跨中1507.9-273.9-50.366.0邊跨3/4883.2-415.1-31.096.5邊跨右變化點458.6-551.7-20.7130.4左中支點（左）184.5-971.3-11.4182.9左中支點（右）184.5-971.3184.4-24.2中跨左變化點491.1-792.1-158.328.9中跨1/4905.3-572.8-104.383.5中跨跨中1444.7-437.9-63.3168.1(三)溫差應力及基礎沉降內力計算1.溫差應力計算根據通規第4.3.10條規定，混凝土上部結構和帶混凝土橋面板的鋼結構的豎向日照反溫差為正溫差乘

31、以-0.5。根據通規表4.3.10-3中查得混凝土鋪裝豎向溫差計算的溫差基數，溫差基數用線性插值法確定如下：T1=12.8，T2=5.26；按直線插入法得：T3=1，T4=0；溫差應力計算圖示如圖所示。溫差應力按公預規附錄B計算：式中Ay截面內的單元面積； ty單元面積Ay內溫差梯度平均值，均以正值代入；c混凝土線性膨脹系數，c =0.00001；Ec混凝土彈性模量，Ec =3.45×104MPa ey單位面積Ay中心至截面重心軸的距離，重心軸以上取正值，以下取負值。溫差反應計算編號單位面積（mm2）溫差（）單元面積至截面重心距離（mm）11.2×1059.342921.6

32、5×1053.836930.4×1050.52186溫度次內力計算示意圖列力法方程：式中：1T、2T溫度變化在贅余力方向引起的變形，即為中間支座上截面的相對轉角；X單元梁段撓曲變形后的曲率，e橋面板重心到截面重心軸的距離解得：根據l1=24.60m，l2=25m，可求得X1T=X2T=627.36KN·m則溫度次內力：將數據代入上述各式即得溫度次內力。具體截面彎矩和剪力值見表，溫度次內力全橋對稱，故只列出半跨的。溫度次內力截 面剪 力（KN）彎 矩（KN·m）左支點-28.60邊跨左變化點-28.673.1邊跨1/4-28.6127.3邊跨跨中-28.6

33、206.5邊跨3/4-28.6292.7邊跨右變化點-28.6335.9左中支點（左）-28.6366.7左中支點（右）0366.7中跨左變化點0366.7中跨1/40366.7中跨跨中0366.72.基礎沉降計算取邊支座沉降1cm計算結構基礎沉降內力，同溫度次內力類似，采用力法求解，如圖列力法方程： 式中：1、2分別為當支座沉降單獨作用在基本結構上時，所引起的沿X1、X2方向的轉角。解得：其中：l1=24.60m；l2=25m；E=3.45×104MPa；I=0.4706 m4代入式中計算得：X1=-426.3KN·m；X2=-107.42KN·m基礎沉降次內力

34、：M=X1M1+X2M2將數據代入上述各式即得基礎沉降次內力。具體各截面彎矩和剪力值見表，支座沉降并不對稱，故列出全橋主要截面的內力。基礎沉降次內力截 面剪 力（KN）彎 矩（KN·m）左支點-6.20邊跨左變化點-6.2-69.3邊跨1/4-6.2-112.1邊跨跨中-6.2-193.1邊跨3/4-6.2-264.3邊跨右變化點-6.2-340.5左中支點（左）-6.2-426.2左中支點（右）-8.7-426.2中跨左變化點-8.7-334.7中跨1/4-8.7-237.9中跨跨中-8.7-148.2中跨3/4-8.7-21.5中跨右變化點-8.730.2右中支點（左）-8.71

35、07.4右中支點（右）-2.5107.4邊跨左變化點-2.589.5邊跨1/4-2.571.5邊跨跨中-2.553.7邊跨3/4-2.535.8邊跨右變化點-2.516.9右支點-2.50（四）內力組合為了進行預應力鋼束的計算，在不考慮預加力引起的結構次內力及混凝土收縮徐變次內力的前提下，按橋規通規第4.1.6條和第4.1.7條規定，根據可能出現的荷載進行第一次內力組合。1. 按承載能力極限狀態設計基本組合。永久作用的設計值效應和可變作用設計值效應相組合，其效應組合表達式為：式中：Sud承載能力極限狀態下作用基本組合的效應組合設計值；結構重要性系數，按通規表1.0.9規定的結構設計安全等級采用

36、，對應于設計安全等級一級、二級和三級分別取1.1、1.0、0.9；Gi第i個永久作用效應的分項系數，應按通規表4.1.6的規定采用；SGik、SGid第i個永久作用效應的標準值和設計值；Qi汽車荷載效應（含汽車沖擊力、離心力）的分項系數，取Qi =1.4SQ1k、SQ1d汽車荷載效應（含汽車沖擊力、離心力）的標準值和設計值； Qj作用效應組合中除汽車荷載效應（含汽車沖擊力、離心力）、風荷載外的其他第j個可變作用效應的分項系數，取Qj =1.4，但風荷載的分項系數取Qj =1.1；SQjk、SQjd在作用效應組合中除汽車荷載效應（含汽車沖擊力、離心力）外的其他第j個可變作用效應的標準值和設計值；

37、c在作用效應組合中除汽車荷載效應（含汽車沖擊力、離心力）外的其他可變作用效應的組合系數，取值見通規第4.1.6條。根據通規第4.1.6條規定，各種作用的分項系數取值如下：結構重要性系數取=1.0；恒載作用效應的分項系數取Gi =1.2（對結構承載力不利），或Gi =1.0（對結構承載力有利）；基礎變位作用效應的分項系數取G2 =0.5；汽車荷載效應的分項系數取Q1 =1.4；溫度作用效應的分項系數取Q2 =1.4；其他可變作用效應的組合系數c=0.8；則承載能力極限狀態組合為：對結構承載力不利時0Sud=1.0×（1.2SG1+0.5SG2+1.4SQ1+0.8×1.4SQ

38、2）；對結構承載力有利時0Sud=1.0×（1.0SG1+0.5SG2+1.4SQ1+0.8×1.4SQ2）；2.按正常使用極限狀態設計1）作用短期效應組合永久作用標準值效應與可變作用頻遇值效應相組合，其效應組合表達式為：式中：Ssd作用短期效應組合設計值； 1j第j個可變作用效應的頻遇值系數，取值見通規第4.1.7條；1jSQjk第j個可變作用效應的頻遇值。根據通規第4.1.7條規定，各種作用的分項系數取值如下：汽車荷載（不計沖擊力）效應的頻遇值系數取11=0.7；溫度作用效應的頻遇值系數取12=0.8；則作用短期效應組合為：Ssd=SG1+SG2+0.7SQ1+0.8S

39、Q22）作用長期效應組合永久作用標準值效應與可變作用準永久之效應相組合，其效應組合表達式為：式中：S1d作用長期效應組合設計值； 2j第j個可變作用效應的準永久值系數，取值見通規第4.1.7條； 2jSQjk第j個可變作用效應的準永久值。根據通規第4.1.7條規定，各種作用的分項系數取值如下：汽車荷載（不計沖擊力）效應的準永久之系數取21 =0.4；溫度作用效應的準永久之系數取22 =0.8；則作用長期效應組合為： S1d=SG1+SG2+0.4SQ1+0.8SQ23.計算結果根據上述的組合要求，進行承載能力極限狀態內力組合和正常使用狀態內力組合，其結果見表。荷 載 類 別內力分量荷載組合結構

40、自重作用效應基礎沉降汽車荷載效應溫度效應承載能力狀態組合（1.2×+0.5×+1.4×+0.8×1.4×）（不利）承載能力狀態組合（1.0×+0.5×+1.4×+0.8×1.4×）（有利）短期作用組合（1.0+1.0×+0.7×+0.8×）長期作用組合（1.0+1.0×+0.4×+0.8×）左支點最大彎矩（KN·m）00000000最小彎矩（KN·m）00000000最大剪力（KN）336.36-6.2-167.2-

41、28.6134.4667.184190.27240.48最小剪力（KN）336.36-6.2145.8-28.6572.66505.38409.37365.63邊跨左變化點最大彎矩（KN·m）1111.69-69.3448.173.12008.591786.2521414.541280.11最小彎矩（KN·m）1111.69-69.3-93.373.11256.511034.1721038.51065.23最大剪力（KN）154.67-6.2-93.3-28.633.8522.91867.2892.27最小剪力（KN）154.67-6.228.3-28.6190.09159

42、.15145.4136.91邊跨1/4最大彎矩（KN·m）1427.498-112.1112.7127.31957.301671.801496.121462.31最小彎矩（KN·m）1427.498-112.1-158.2127.31578.041292.541306.491353.95最大剪力（KN）142.188-6.2-67.8-28.640.5712.1365.6485.98最小剪力（KN）142.188-6.256.2-28.6214.17185.73152.44135.58邊跨跨中最大彎矩（KN·m）1678.177-193.11507.9206.54

43、259.603923.962705.802253.43最小彎矩（KN·m）1678.177-193.1-273.9206.51765.081429.441458.541540.71最大剪力（KN）-59.01-6.2-50.3-28.6-176.36-164.56-123.3-108.21最小剪力（KN）-59.01-6.266.0-28.6-13.544-1.742-41.89-61.69邊跨3/4最大彎矩（KN·m）689.868-264.3883.2292.72259.992122.021277.961013.00最小彎矩（KN·m）689.868-264.

44、3-415.1292.7442.37304.40369.58493.88最大剪力（KN）-260.198-6.2-31.0-28.6-390.67-338.73-310.97-301.67最小剪力（KN）-260.198-6.296.5-28.6-212.27-160.23-221.72-250.67邊跨右變化點最大彎矩（KN·m）522.97-340.5458.6335.91475.561370.96772.21634.63最小彎矩（KN·m）522.97-340.5-551.7335.961.142-43.45265230.51最大剪力（KN）-278.088-6.2-

45、20.7-28.6-397.81-342.2-321.65-315.44最小剪力（KN）-278.088-6.2130.4-28.6-186.27-130.66-215.88-255.00左中支點（左）最大彎矩（KN·m）-1537.43-426.2184.5366.7-1389.1-1081.5-1541.1-1596.4最小彎矩（KN·m）-1537.43-426.2-971.3366.7-3007.1-2699.6-2350.1-2058.7最大剪力（KN）-461.386-6.2-11.4-28.6-604.75-512.47-498.44-495.02最小剪力（K

46、N）-461.386-6.2182.9-28.6-332.73-240.45-362.46-417.30左中支點（右）最大彎矩（KN·m）-1537.43-426.2184.5366.7-1389.0-1081.5-1541.1-1596.4最小彎矩（KN·m）-1537.43-426.2-971.3366.7-3007.1-2699.6-2350.1-2058.7最大剪力（KN）402.386-8.7184.40736.67656.16522.76467.46最小剪力（KN）402.386-8.7-24.20444.63364.16376.76384.06中跨左變化點最大

47、彎矩（KN·m）214.73-334.7491.1366.71188.571145.62517.16369.83最小彎矩（KN·m）214.73-334.7-792.1366.7-607.91-650.85-381.0-143.45最大剪力（KN）183.67-8.7-158.30-5.56-42.364.16111.65最小剪力（KN）183.67-8.728.90256.54219.78195.2186.53中跨1/4最大彎矩（KN·m）321.078-237.9905.3366.71944.461880.251010.2738.58最小彎矩（KN·m）321.078-237.9-572.8366.7-124.87-189.08-24.22147.48最大剪力（KN）118.188-8.7-104.30-8.54-32.1836.4767.78最小剪力（KN）118.188-8.783.50254.375230.78167.93142.88中跨跨中最大彎矩（KN·m）940.587-148.21444.7366.73487.883299.772097.01663.6最小彎矩（KN·m）940.587-148.2-437.9366.7852.24664.131779.21910.58最大剪力（KN）0-8.7-