桥梁下部设计计算书【范本模板】

桥址位于某高速公路K1486+313处。路线跨越河谷，沟宽24m。该谷内有一条深10的沟，平时干涸，雨季又山洪流过，设计流量Q%=106m3/s。设计流速5。34m/s.该地区属于黄土高原地区，地质条件较为简单。上部覆盖8m 的一般新黄土，下部为一般半坚硬新黄土.地质承载力较低。根据地质情况提出三种比选方案:

一．6×40m连续梁方案（推荐方案）

上部采用预应力混凝土连续箱梁，等跨布置,梁高2m。下部采用桩柱式桥墩，轻型桥台。整孔架设,简支转连续体系,梁体通过预制厂预制。先期主梁自重内力即为简支梁

1内力Mg1q1l2，当全部结构连成连续体系后，再施工桥面铺装，则Mg2按最终的连

8续梁体系进行计算。连续梁在恒载作用下,由于支点负弯矩的卸载作用,跨中正弯矩显著减小，其弯矩图形与同跨悬臂梁相差不大,但连续梁在活载作用下，因主梁连续产生支点负弯矩,对跨中正弯矩仍又卸载作用，其弯矩分布要比悬臂梁合理。由于采用的是等跨布置，则边跨内力控制全桥的设计。此外边跨过长,削弱了边跨的刚度将增大活载在中跨跨中截面处的弯矩变化幅值，增加预应力束筋数量。但是由于该桥长度较长而且采用先简支后连续的施工方法，则等跨结构受力性能差的缺点完全可以从施工经济效益提高得到补偿。连续梁在恒载活载作用下，支点截面将出现较大的负弯矩，从绝对值来看,支点截面的负弯矩往往大于跨中截面的正弯矩,因此采用变高度梁能较好的符合梁的内力分布规律。另外，变高度梁使梁体外形和谐节省材料并增大桥下净空。等高连续梁的缺点是，梁在支点上不能利用增加梁高而只能增加预应力束筋来抵抗较大的弯矩，材料用量大,但其优点是结构构造简单.则综合采用箱梁外轮廓等高，内轮廓变高度的方式.

预应力混凝土连续梁设计中的一个特点是,必须以各个截面的最大正、负弯矩的绝对值之和,也即按弯矩变化幅值布置预应力束筋.在公路桥中，因为恒载弯矩占总弯的比例较大，实际上支点控制设计的负弯矩，跨中控制设计的是正弯矩。在梁体中,弯矩又正、负变号的区段仅在支点到跨中的某一区段。这样，预应力束筋并不增大用量，就能满足设计的要求。为克服钢筋混凝土连续梁因支点负弯矩在梁顶面产生裂缝，影响使用年限，在支点负弯矩区段布置预应力束筋,以承担荷载产生的负弯矩，在梁的正弯矩区段仍布置普通钢筋，构成局部预应力混凝土连续梁。这种结构具有良好的经济及使用效果，施工较预应力混凝土连续梁方便。连续梁是超静定结构，基础不均匀沉降将在结构中产生附加应力,因此对桥梁基础要求较高,通常宜用于地基较好的场合。此为,箱梁截

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面局部温差,混凝土收缩、徐变及预应力均会在结构中产生附加内力，增加设计计算的复杂性。

预应力充分利用施工设备机械化，生产工厂化，从而提高了施工质量，降低了施工费用。其突出优点是结构刚度大，变形小，动力性能好，主梁变形挠曲线平缓，又利于高速行车。

6×4000

图１－１方案一立面图(单位：cm）

图１－２ 方案一横断面图

二．预应力混凝土连续刚构方案（比选方案)

连续刚构桥是预应力混凝土大跨度梁式桥的主要桥型之一,它综合了连续梁和T形钢构桥的的受力特点，将主梁做成连续梁体，与薄壁桥墩固结而成。连续刚构桥是墩梁固结的连续梁桥。因为这种体系利用主墩的柔性来适应梁的纵向变形。梁墩的固结点设置在中跨的1号墩上，因为利用高墩的柔度可以适应结构的预加力、混凝土徐变和温度

2

变化所引起的纵向位移。边跨较矮的墩，相对刚度较大，可将铰设在桥墩的底部。桥梁饿伸缩缝设在连续梁两端的桥台上。为保证结构的水平稳定性，桥台处需设置控制水平位移的挡块.由于结构上墩梁固结，为减少次内力的敏感性，从而选择抗压刚度大、抗推刚度小的双薄壁桥墩,是墩适应梁的结构的变形。

采用平衡悬臂施工法，跨径采用70+100+70m，箱梁的根部梁高取5m，跨中取2m.加大的箱梁根部梁高，通常可使正弯矩减小,正弯矩区缩短，是主梁大部分承受负弯矩，这样可使大多数预应力钢束布置在梁的顶部，构造与施工都比较简单。随着高的增加，薄壁桥墩对上部梁体的嵌固作用越来越小，逐步蜕化为柔性墩的作用。当薄壁墩高度大于10m是，跨中恒载正弯矩Mg1与支点恒、活载负弯矩Mg2、Mp2于连续梁的相应弯矩值Mg1、Mg2、Mp2相差无几，而跨中活载最大正弯矩Mp1，在H大于20m时亦接近连续梁的相应弯矩值。由此可见，连续刚构体系上部结构的受力性能如同连续梁一样,而薄壁墩底部所承受的弯矩,梁体内的轴力随着墩高的增大而急剧减小。在跨径大而墩高小的连续刚构桥中，由于体系温度的变化，混凝土收缩等将在墩顶产生较大的水平位移。为减少水平位移在墩中产生的弯矩，连续刚构桥常采用水平抗推刚度较小的双薄壁墩。

由于连续刚构体系除了保持了连续梁的各个优点外，墩梁固结节省了大型支座的昂贵费用，减少了墩及基础的工程量,并改善了结构在水平荷载作用下的受力性能,即柔性墩按刚度比分配水平力。

悬臂施工可以使用少量的机具设备免去设置支架,方便的跨越深谷、大河和交通量大 的道路，施工不受跨径，但因施工受力特点，悬臂施工宜在变截面梁中使用。由于施工的主要作业都是在挂篮中进行，挂篮可设顶棚和外罩以减少外界气候影响，便于养护和重复操作,有利于提高效率和保证质量;同时在悬臂浇筑过程中还可以不断的调整阶段的误差，提高施工精度，但施工工期比较长。

7000100007000

图１－３方案二立面图(单位：cm）

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三．预应力混凝土T形刚构方案（悬臂施工法）

T形刚构是一种墩梁固结、具有悬臂受力特点的梁式桥.由于悬臂梁承受负弯矩,T形刚构选用预应力混凝土结构,在跨中设剪力铰。它的上部结构全部是悬臂部分，相邻两悬臂端通过剪力铰连接,剪力铰是一种只能竖向传递剪力,但不能传递水平力和弯矩的结构构造。当在一个T形结构单元上作用有竖向力时，相邻的T形单元将因剪力铰的存在而同时受力，从而减轻了直接受荷的T形单元的结构内力。从结构受力与牵制悬臂的变形来看,剪力铰起了有利的作用.带铰的、对称的T形刚构桥在恒载作用下是静定结构，在活载作用下是超静定结构。带铰的T形刚构桥由日照、温差、混凝土收缩需徐变和基础的不均匀沉降等因素的影响，剪力铰两侧的悬臂的挠度不会相同,必然产生附加内力.这些挠度的和附加内力事先难以准确估计，又不易采取适当的措施加以清除和调整.其次，中间铰接结构复杂,用钢量和费用也将增加。此外，在运营中发现,铰处往往因下挠角形成折角，导致车辆跳动，且剪力铰也易损坏。采用悬臂施工的预应力混凝土T形刚构，由于施工阶段的受力于结构使用状态下的受力一致，是比较经济的方案.T形刚构的桥型方案分跨的选择布置是本着一般桥型设计所遵循的共同原则外，对T形刚构桥还考虑到全桥的T形单元尺寸经可能相同，以简化设计与施工。T形刚构的布置应尽可能对称，以避免T形刚构桥墩承受不平衡的弯矩。为达到上述要求,本方案采用30+30+60+60+30+30m分跨布置.为此边跨上必须由桥台挑出悬臂，而是桥台受力不利.悬臂直接支承在墩台的单方向活动支座上，虽可减少活载的挠度，但当活载全部通过支座时,将产生拍击作用。

从施工方便方面考虑梁高沿桥纵向的变化曲线选择折线形底版，在折线夹角的角平分线上布置一些斜向横隔板通至梁顶，一平衡折线底版的向空推力，则课节省曲线底版的作为曲杆受压而增设的钢筋。在支点处选梁高3m,而跨中梁高1m。

必须指出，预应力混凝土T形刚构的受力特点是长悬臂体系,全跨以承受负弯矩为主,预应力束筋布置于梁的顶面，它与节段悬臂施工方法的协调配合是它的主要特点。并为这种桥型的施工悬空作业机械化、装配化提供了有利的条件，尤其是对跨越深水、深谷、大河、急流的大跨径桥梁，施工十分有利，并能或得满意的经济指标。

这主要是与连续梁相比,同样采用悬臂施工方案，而后者要增加一道工序在墩上临时固结以利于悬臂施工.T形刚构桥虽桥墩很大但在大跨度桥中省去了价格昂贵的大型支座和避免今后更换支座的困难。它在跨中有一伸缩缝，行车平顺条件不如连续梁，但由于上述各种因素，其综合的材料用量和施工费用却比连续梁经济。当然，在结构刚度、

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变形、动力性能方面，T形刚构都不如连续梁。

300030006000600030003000

表１－４方案三立面图（单位：cm）

综合以上方案,遵照“适用、经济、安全、美观、技术先进和环保可持续\"的基本原则.必须适用，要有足够的承载能力,能保证行车的通畅、舒适和安全;既满足当前的需要又考虑今后的发展；既满足交通运输本省的需要,也要考虑到支援农业，满足农田排水灌溉的需要；靠近城市、农村、铁路及水利设施的桥梁，还应结合各有关方面的要求，考虑综合利用;桥梁还应考虑在战时适应国防的要求;在特定地区,桥梁还应满足特定条件下的特殊要求。只有在满足了适用这一基本条件后，才能谈的上对桥梁结构的其他要求,既做到总造价经济，又保证工程质量和适用的安全可靠.在适用、经济和安全的前提下，尽可能是桥梁具有优美的外形，并与周围的环境相协调,这就是美观的要求。合理的轮廓是美观的主要因素。但不要把美观片面理解成为豪华的细部这方面增加的费用是不妥当的。

由于高速公路要求行车平顺舒适，则方案三提供的预应力混凝土T形刚构方案不适用.因为支座沉降变化产生的附加力，连续刚构比连续梁稍大.本着以上的原则综合考虑，决定采用方案一提供的640m连续梁方案（简支转连续施工）。

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第二章 桥墩设计 第一节 活载计算

一。活载横向分布系数

荷载对称布置用杠杆法，非对称布置用偏心受压法

（一）单列汽车对称布置

9012903450295147.5147.5295

图２－１单列汽车对称布置（单位:cm)

K1K40

1147.5901147.5900.5 K2K322952295

(二） 双列汽车对称布置

118065147.50.165 K1K422951295147.5180651147.5651147.513065K2K3229522952295 0.835

1801265651803450295147.5147.5295

图２－２双列汽车对称布置（单位：cm）

6

(三) 三列汽车对称布置

1801130290901303180450295147.5147.5295

图２－３三列汽车对称布置(单位：cm）

190130147.5190130147.51800.551 K1K4229522951295147.5130901801295147.513090K2K3

22952295 1147.5901147.5900.949 22952295(四） 单列汽车非对称布置

1801130290901303180450295147.5147.5295

图２－４ 单列汽车非对称布置（单位：cm）

Ki1neai2ai2i1n n=4 e=347.5

2ai22(147.52440.52)431593

i1nK1K31347.5440.51347.5147.50.605 K20.369 443159344315931347.5147.51347.5440.50.131 K40.105 443159344315937

（五）双列汽车非对称布置

n=4 e=192.5 2ai22(147.52440.52)431593

i1nK1K2K31192.5440.50.446 44315931147.5192.50.316 44315931192.5147.50.184 44315931192.5440.50.184 4431593 K41801130290901303180450295147.5147.5295

图２－５ 双列汽车非对称布置（单位：cm）

(六） 三列汽车非对称布

37.518011302180130318045050295147.5147.5295

图２－６ 三列汽车非对称布置(单位：cm)

n=4 e=37.5 2ai1n2i2(147.52440.52)431593

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K1

K3K4137.5440.50.288 4431593137.5147.50.263 4431593K2137.5147.50.237 4431593137.5440.50.212 4431593二.汽车顺桥行驶 （一）单孔单列车

Pkqk3950B1B24000

39504000图２－７ 顺桥向单孔车布置（单位:cm） B10 B210.539.5338545.375kN 2BB1B2545.375kN

(二） 双孔单列车

B110.539.5207.375kN 239.5B210.5338545.375kN

2BB1B2752.75kN

qk39504000B1Pkqk39504000B2

图２－８ 顺桥向双孔车布置（单位：cm）

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三.活载横向分配后各梁支点反力

当桥梁横向布置车队数大于2时,应考虑计算荷载效应的横向折减，但折减 后的效应不得小于两行车队布载的计算结果。车队数为3时，折减系数0。78

计算式为：RiBKi

计算结果如下表：表２－１

荷载横向分配情况 计算方法 杠 杆 法 k4=0.165 k1=0.551 k2=0。949 k3=0。949 k4=0。551 545。375 517。561 300.502 .987 300。502 517。561 752.75 714。360 414。765 124.204 414。765 714。360 双列车对称 布 置 k3=0。835 k4=0 k1=0.165 k2=0。835 545.375 455。388 0 。987 455。388 752。75 628。546 0 124。204 628。546 荷载布置 单列车对称布置 k3=0.500 分布系数 k1=0 k2=0.500 单孔荷载（kN) 545。375 272。688 0 272.688 表2－１各梁活载反力表

汽车荷载 双孔荷载（kN) 752。75 376.375 0 376。375 三列车对称 布 置 10

(续上表）

偏 心 受压法 双列车非对称布置 k3=0.184 k4=0。054 三列车非 对称 布置 k3=0.237 k4=0.212

k1=0.288 k2=0.263 1276。178 302。454 270。550 k4=0.105 k1=0。446 k2=0。316 1090。75 200.698 58。901 367.539 335.635 1761。435 417.460 373。424 —57.2 486.475 344.677 1505.5 277。012 81.297 507。293 463.257 -79。039 671。453 475。738 单列车非对称 布置 k3=0。131 k1=0.605 k2=0。369 545.375 71。444 329.952 201.243 752。75 98。610 455。414 277.765

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第二节 恒载活载反力汇总

一.冲击系数计算

f2l2EcIcmc239.523.2510102.26Hz

0.30521160 l=39。5

Ec:结构材料的弹性模量,C40混凝土Ec=3.251010N/m2

Ic：结构跨中横截面截面惯性矩Ic=0.3045m

4 mc:结构跨中单位长度质量21160kg/m，mc=G/g,G=207584N/m，结构

跨中处延米结构重力，g9.81m/s2

=0.1767lnf-0.0157=0.128

二．各梁恒载反力

表2－2各梁反力汇总

荷载情况 1号梁 2号梁 3号梁 4号梁 R1（kN） 2069。995 283.601 R2（kN） 1998.651 187。652 R3(kN) 1998。651 187。652 R4(kN） 2069.995 283.601 上部恒载 双孔双列对称(1+) 双孔双列非对称(1+) 757.399 536。632 312.470 91.703 双孔三列对称(1+) 471。251 377.851 377。851 471.251 双孔三列非对称(1+) 572。227 522。554 470.5 421。222

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表２—3 各梁恒载反力

中梁 (kN/m) 50。986 边梁 (kN/m) 一孔上部 (kN) 各梁支座反力(kN) 边梁 999.326 中梁 1034.998 52。806 8137.296

第三节 双柱反力Gi计算

Gi1(762.5R1467.5R2172.5R3122.5R4) 0表２—4墩柱反力计算表

荷载情况 Gi（kN) 4068.8 531.573 上部恒载 双孔双列对称布置1 双孔双列非对称布置1 双孔三列对称布置1 双孔三列非对称布置1 1535。243 957。787 1251.810

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图2-9双柱反力计算简图(单位：cm）

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第四节 盖梁各截面内力计算

一.盖梁自重及内力计算

1237.51458531984147.557080135.6661012345

图2-10盖梁内力计算单位(cm)

自重计算：

1.3560.8011截面：1.45262.160.965kN21.3561.522截面：0.375262.141.771kN

233截面：0.851.5262.149.725kN 44截面：1.951.5262.1100.913kN 55截面：1.4751.5262.186.288kN

弯矩计算：

11截面：60.965(0.66)=-40.237kNm

22截面：41.771(0.1)+60.965(0.66+0.375)=-70.618kNm 33截面：41.771(0.1+0.85)+60.965(0.66+1.225)49.7250.425179.08kNm

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44截面：41.771(0.1+2.83)+60.965(0.66+3.205)49.725(2.405)100.913(0.99)339.6621.9830.229kNm

55截面：41.771(0.1+4.30)+60.965(0.66+4.308)236.951(3.305)339.6623.45533.408kNm

表２-5盖梁自重及内力表

截 面 编 号 自重 (kN) 弯矩 (kNm) 剪力(kN) Q左 -60。965 —102。736 —152.461 86.288 0 Q右 —60.965 -102。736 187.201 86.288 0 1 2 3 4 5 60。965 41。771 49。725 100。913 86。288 -40.237 -70.618 -179。08 30.229 33。408 二.弯矩计算

支点弯矩采用非对称布置时的计算值，跨中弯矩采用对称布置时的计算值。

M110 M220.375R1 M331.225R1 M442.95R11.725G1 M555.73R11.475R23.2G1

表2-6反力计算表

荷载 情况 上部恒载 汽车对称布置 汽车非对称布置 墩柱反力 梁反力 G1(kN) 4068.8 957。781 1535。243 16

R1(kN) 2069。995 471.251 957.399 R2(kN) 1998。652 377。851 536.632 表2—7弯矩计算表

荷载 情况 1-1 上部恒载 汽车对称置 汽车非对称0 0 0 2-2 -787.498 —176.719 —284.025 3—3 —2535。744 -577.282 -927.814 4-4 911.933 261。982 413。967 5—5 17.408 192。699 281。651 M(kNm） 表2-8剪力计算表(单位:kN）

荷载情况 上 部 恒 载 右 汽 车 对 称 右 汽 车 非对称 右 左 -471。251 -471。251 0 —757.399 左 截面 左 1—1 0 2—2 —2069.995 -2069.995 -2069.995 1998。653 0 -471。251 —471。251 486.53 —757。399 241.212 108。679 108。679 777。844 241。212 0 486.53 0 108。679 3—3 4—4 5-5 0 -2069.995 1998。653 -757。399 -757。399 777。844 241。212

表2—9弯矩组合表（单位：kNm)

编号 1 荷载情况 上部恒载 1—1 0 2-2 -787.498 3—3 -2535。744 4—4 911.933 5—5 17。408 2 3 盖梁自重 汽车对称 -40。237 0 —70.618 -176。080 30。229 -176。719 —577。282 17

33。408 192.699 261。982 4 5 汽车非对称 1+2+3 0 —40.237 -284。025 -927.814 —1034.835 —32.106 —3639.638 413。967 281。651 1204。144 2015.515 6 1+2+4 -40。237 -1142。141 1356.129 2104。467 表2—10剪力组合表（单位：kN）

编 号 1 荷 载 情 况 上 部 恒 载 右 -2069。995 2 盖 梁 自 重 右 3 汽 车 对 称 右 —471。251 4 汽 车 非对称 右 5 1+2+3 左 0 —471.251 —757.399 -757.399 -757。399 —757.399 777.844 241.212 241.212 108.679 777。844 241.212 左 截面 左 0 -2069。995 —2069.995 86。288 0 1998.653 0 0 -2069.995 1998。653 0 1—1 2—2 3-3 4—4 5—5 左 -60。965 -102。736 —152。461 —60.965 -102。736 187。201 0 -471。251 —471.251 486。53 86.288 486。53 0 108。679 108.679 108.679 左 —60。965 -23.982 -2694.207 2571。471 右 —2602。211 —23。2672。384 2862。785 108。679 982 —2930.130 -2980。355 241.213 194.967 241。212 6 1+2+4 左 -60.965 右 -2888.359 -2930.130 2963.698 327。500 18

第五节 盖梁配筋设计

一.3—3、5—5截面纵向受拉钢筋计算

对3—3截面：

Mmax3639.638106s0.062 21fcbh01.014.321001400112s0.0 s0.5(112s)0.968

Mmax3639.638106As7460mm2

fysh3600.9681400选配钢筋3522，实配As7600mm2 对5—5截面:

Mmax2104.467106s0.036 21fcbh01.014.321001400112s0.036 s0.5(112s)0.982

19

Mmax2104.467106As4252mm2

fysh3600.9821400选配钢筋3222，实配As4561mm2

二。复核截面尺寸

hwh014000.674.0 bb21000.25hfcbh00.251.014.314002100103

3051.5kNV33左2980.355kN

截面尺寸满足受剪要求

三.验算是否需要按计算配置腹筋

0.7hftbh00.71.021001400103

2942.940kNV33右2963.698kN

需要按计算配置腹筋

四。计算腹筋

为了充分利用纵向钢筋，考虑部分弯起作为抗剪腹筋,并伸入支座截面作为承受负

弯矩的纵向钢筋，因此先配置10@161和10@150，d10mmdmin6mm，

S161Smax250mm；

svnSv1278.520.106% bS2100161sv,min0.24ft1.430.240.0935%sv0.106% fyv360满足最小配箍率要求

VcsA1.75ftbh0fyvsvh0

1.0S1.75278.51.43140021002102100 1.51.0150

2372.983kN2980.355kN20

对3—3截面:

Asb'VmaxVcs0.8fysin452963.6982372.9832909.926mm2

0.8360sin45取Asb'3041mm2

对5—5截面:

Asb'VmaxVcs0.8fysin452372.983241.2161050.238mm2

0.8360sin45取Asb'1140mm2

5—5截面所配3222的抵抗弯矩为：

xAsfy1fcb12160300121mm

1.014.32100xMu1fcbx(h0)

21.014.31212100(14004867.247kNm

121) 2其中122的抵抗弯矩值：

380.6344.8757.5kNm 2281

21

1175/258070182.5267.50/251410×4N4N4N34N2454N434N1504N24N5

图2-11承台配筋图1（单位:cm）

199.55.3N105.35.411×16.127×15N9

图2—12承台配筋图2（单位:cm）

第六节 各墩水平力计算

一。抗推刚度的计算

上部构造每片边梁支座反力1034.998kN,每片中梁支座反力999.326 kN。 中墩橡胶支座中钢板总厚度10mm，剪切模量1200kN/m2,每跨梁一端设4各

橡胶支座，每排支座抗推刚度：

KrFG1.451.191200n466120kN/m2 h0.2F—橡胶板支座平面面积

G—橡胶板支座剪切模量

22

h-支座橡胶板厚度

n—墩上支座设置的数量

每墩设两排橡胶支座：

Kr'266120132240kN/m2

取桥墩台及两联间桥墩的滑板支座摩阻系数f=0。05,最小摩阻系数f=0.03

二.桥墩台刚度计算

墩台采用C30混凝土，Ec3.0104MPa

h116m h229m h323m h422m h516m

d46EI 一墩两柱:Ki3 I d1.5m

hi6EI63.01040.66234 K13109155.0kN/m

h11636EI63.01040.66234 K231833.130kN/m 3h229

6EI63.01040.66234K333674.546kN/m

h32336EI63.01040.66234K434198.742kN/m3h4226EI63.01040.66234K53109155.0kN/m

h5163

墩与支座串联，串联后刚度Ki：

K1K1Kr'10915.013224010082.851kN/m

K1Kr'10915.0132240K3K3Kr'3674.5461322403575.202kN/mK3Kr'3674.546132240K4K4Kr'4198.7421322404059.531kN/mK4Kr'4198.74213224023

K5K5Kr'10915.013224010082.851kN/m

K5Kr'10915.0132240三。制动力计算

先计算一个设计车道上的制动力，车道荷载qk,Pk,加载长度l，作用在其上的车道荷载标准产生的总重力:

24010.53382858kN

285810%285.8165kN

则一车道上制动力取285.8kN，通向行驶的3车道制动力为一个设计

车道的2.34倍，即285.82.34668.772kN

四.制动力分配

rTiK668.7720.022587

29668.501KiK1K2K3K4K5296680501

H1rK10.02258710082.851227.743kNH2rK20.0225871808.06640.839kN H3rK30.0225873575.20280.753kN H4rK40.0225874059.53191.693kN H5rK50.02258710082.851227.743kN

0号台，6号台的最小摩阻力

Fmin0.03N4068.90.03122.059kN

桥台滑板支座的水平力，取摩阻系数f=0.05，则滑板支座产生的摩阻力

F0.05N4068.90.05203.432kN

五.温度影响力分配（设温度上升20℃）

对一联中间各墩设橡胶支座的情况

(一）求温度变化临界点距0号台的距离

xLKii1nniKi1 LiLj

j1iix4010082.8512401808.0663403575.2024404059.53754010082.85710082.8511808.0663575.2024059.5371008.85724

12.793m

（二)计算各墩台温度影响力

ixit 0.00001 t20℃ ixit0.0002xi

临界点以左：

H1K1110082.8510.0002(122.79340)166.958kN

H2K221808.0660.0002(122.793240)15.475kN H3K333575.20210.0002(122.793340)1.997kN

临界点以右:

H4K444059.5390.0002(440122.793)30.209kN H5K5510082.8510.0002(540122.793)155.693kN

六.各墩台水平力汇总

表2—11 相应于双孔布载是水平力汇总表(单位：kN）

荷载名称 0 1 2 3 制动力 122。1 2 墩台号 3 80.753 1.997 82。750 4 91.693 30。209 121。5 227。155。383。6 122.059 122。059 244。118 2270743 40。839 15.475 56.314 温度影响力 122.059 166.958 1+2 244.118 394。701 第七节 墩柱荷载计算

（选取2号墩计算）

一。恒载计算

一孔上部构造恒载 8137.296kN 盖梁自重 627。374kN 一根墩柱自重

d2426291334.753kN d1.5m

承台自重 25.78.6262549.041kN

25

桩身每米自重

d242634.493kN/m d1.3m

二。活载计算

（一）水平荷载：当汽车荷载为双孔布置时,制动力与温度影响力总和为

H56.314kN

（二） 垂直荷载：

1.当汽车荷载为单孔单列车布置时

39.5338545.375kN B10 B210.52BB1B2545.375kN

2.当汽车荷载为双孔单列车布置时

B1207.375kN B210.5BB1B2752.750kN

39.5338545.375kN 2三.双柱反力横向分布计算

（一）汽车单列布载横向分布系数计算

K14.3753.201.184 K211.1840.184

6.40（二)汽车双列布载横向分布系数计算

K11.9253.200.801 K210.8010.199

6.40（三）汽车三列布载横向分布系数

K10.3753.200.559 K210.5590.441

6.40四。活载内力计算统计

汽车双孔荷载产生的支点反力最大，单孔荷载产生的偏心弯矩最大

表2—12 相应于最大最小垂直力时的弯矩计算表

荷载情况 H 1号柱底弯矩(kNm) 30.5H 22号柱底弯矩(kNm) 30.5H 2(kN) 0.32(1) 26

0.32(1) (B2B1)K1 双孔单列 双孔双列 双孔三列 制动力 温度影响力 40.839 15.475 622。794 235.994

表2—13最大最小垂直力表

荷 载 情 况 双孔单列 157。996 213。762 174。551 622.794 235.994 (B2B1)K2 —24.553 53。107 137.705 B1 (kN) B2 (kN) B (kN) 最大垂直力(kN) 最小垂直力(kN) K1 (1)BK1 1。256 K2 —0。184 (1)BK2 138.506 207.375 545。375 752。75 1.184 双孔双列 414。79 1090。75 1505.54 0.801 双孔三列 485。258 1276.178 1761。436 0。559 1205。938 984。2 0.199 0.441 299。602 776。793 表2-14 相应于最大最小垂直力时的弯矩计算表

荷载情况 H 1号柱底弯矩(kNm) 30.5H 22号柱底弯矩(kNm) 30.5H 2(kN) 0.32(1) 0.32(1) (B2B1)K2 (B2B1)K1 单孔单列 单孔双列 157。996 213。762 27

-24.553 53.107 单孔三列 制动力 温度影响力 174.551

622。794 235。994 137.705 40。839 622。794 15。475 235.994 表2—15最大弯矩对应的垂直力

荷 载 情 况 单孔单列 单孔双列 单孔三列 B1 (kN) B2 (kN) B (kN) K1 K2 垂直力(kN) (1)BK1 (1)BK2 728.517 985。523 804.697 —113.194 244.843 634。832 0 0 0 545.375 1090.75 1276.178 545。375 1.184 -0.184 1090。75 0.801 0.199 1276。178 0.559 0。441

表2—16荷载组合计算表

截面位置 内力名称 1 2 3 上部恒载 盖梁重 墩柱自重 N(kN) 1号柱底截面 H(kN) M(kNm) N(kN) 2号柱底截面 H(kN) M(kNm) 4068。627.374 1331.751 (续上表)

4068。627.374 1331.751 4 5 6 7 8 单孔单列 单孔双列 单孔三列 双孔单列 双孔双列 728。377 985.523 804。697 1。256 1205.938 215.314 344.933 —113。244。843 -33.461 85。596 222。191 —24.533 53.107 281。3 634。832 157。996 213.762 138.506 299。602 28

9 10 11 双孔三列 制动力 温度影响力 984.2 6756。 174。551 776.793 5914.723 52。 40.839 15.475 56.314 56.314 137。705 622。794 235。994 825.327 944.483 40。839 622。794 15.475 56.314 235.994 1074.102 12 1+2+3+4+10+11 13 1+2+3+5+10+11 7013.246 56。314 1203。721 14 1+2+3+6+10+11 6832.420 56。314 1140。431 6842.555 56。314 1080。979 15 1+2+3+7+10+11 6918.971 56。314 16 1+2+3+8+10+11 17 1+2+3+9+10+11 7233。7012。56。314 56.314 1016.784 1072.550 6166。6327.325 56.314 56.314 834.255 911。5 996.493 1033。339 6804.516 56。314 五。墩柱强度验算

由内力组合表得知，以下组合控制设计： 恒载+单孔双列汽车荷载+制动力+温度影响力 Mj1203.721kNm Nj7013.246kN

恒载+双孔双列汽车荷载+制动力+温度影响力

Mj7233.661kNm Nj1072.550kN

第八节 墩柱配筋计算

一。选配柱中纵向钢筋

假定纵向钢筋配筋率 2.5%3%

1500236156mm2 As''A0.0254选配9622，实配As'391mm2

29

二。计算螺旋箍筋

dcor15002501400mm

Acordcor241400241451936mm2

N(fcAcorfy'As')0.9Asso

2fy7233.661(14.31451936300391)0.9 21.02101008.456mm2

选配螺旋箍筋直径d8mm，Ass150.3mm2 SdcorAss1Asso3.14136050.3213mm

1008.456dcor1360272mm，且大于40mm，符合构造要求 55取S200mm三.检查适用条件

根据所配置的螺旋箍筋d8mm,s200mm，重新计算Asso和柱的受压承载力Nu1 AssodcorAss1S3.14136050.31074mm2

200 Nu10.9(fcAcorfy'As'2fyAsso)

0.9(14.3145193630039121.02101008.456) 4930.367kN

普通箍筋柱的受压承载力Nu2 Nu2150020.90.9514.33.1430039171037631.178kN

4Nu1Nu2,Nu11.5Nu21.57631.178满足要求

l0140000.54.612，满足要求 d150030

Asso1074mm20.25As'，足要求

205×1120131.2140015501507205×

图2-13墩柱配筋图（单位:cm）

第三章 桩基设计 第一节 桩基基本资料

本桥基础采用钻孔灌注桩基础。基桩设计直径1.3m，用冲击钻施工。该墩由主力加附加力双孔活载控制设计，作用于承台底面的竖向力N、水平力H、和力矩M如下：

N1072.550kNH56.314kN M7233.661kNm

该地区属黄土地区地面以下为厚度很大的黄土层，其容重20kN/m3，内摩擦角

31

40，地基的基本承载力F500kPa.设计时，桩侧土极限摩阻力f150kPa，横向地基系数的比例系数m70MNm4。基桩混凝土为C25，其受压弹性模量

E2c2.8104N/mm

一.桩的计算宽度

b0K0KfKed

K011d111.31.769

第二节 计算承台位移

Kf0.9 32

Keb'1b'L110.453.50.451.707 0.6h10.66.9b'0.45 L13.5

h13d131.316.9 b01.7071.7690.91.33.533

二.变形系数的计算

EI0.8EcI0.82.81073.139106kNm2

3bm3.533701010 550.788m6EI3.13910h380.78829.9492.5

三。计算1

11.3273.715107 钻孔桩  EAECA2.81024l0l0.5385.114107m/kN 7EA3.71510C0lm038701032.66106kN/m3 又因A0的直径D0d2ltanA04

d241.3249.616m2

118 3.908106C0A02.66109.61911l0l1EAC0A01.818106

四。计算2、3、4

h380.78829.9492.5 取h4.0计算

33

YQ0.007 YM0.043 M0.338

23EIYQ0.78833.3191060.0071.075104 32EIYM0.78823.3191060.0438.381104 4EIM0.78823.3191060.3388.361105

五。承台位移b、a、

bbn141.8181067.272106 aan241.0751044.300104

n348.3811043.352105

n41nixi248.3611051.8181062.562107

bN1072.55030.99510m 67.27210bbHM2.56210756.3143.3521051203.721a1.86102m 24752aa4.3102.56210(3.35210)aaMH4.31041203.7213.35210556.31447.14010rad 24752aa4.3102.56210(3.35210)

第三节 桩内力计算

一。桩顶内力计算

xi8.64.3m 234

NmaxNminN1072.5507390.039x14.37.141041.8181063773.209kN n4Qi231.861021.0751047.141048.381104kN

二。计算桩身弯矩

Mi437.141048.3611051.8621028.381104962.036kNm

MyQiAmMiBm177Am962Bm

表3—1 My计算表

y 0.0 0.1 0。2 0。3 0。4 0。5 0。6 0.7 0。8 0.9 1.0 y 0 0。95 1.9 2.85 3.8 4.75 5.7 6.65 7。6 8.55 9.5 Am 0 0.100 0。197 0。290 0.377 0.458 0.529 0。592 0.6 0.6 0。723 Bm 1.000 1.000 0.998 0.994 0.986 0。975 0.959 0.938 0。913 0。884 0。851 （续上表）

177Am 0 17。700 34。869 51.330 66。729 81.066 93.633 104.784 114。34 121。953 127。971 962Bm 962。000 962。000 960。076 956.228 948.532 937.950 922.558 902.356 878.306 850.408 818.662 My (kNm) 962.000 979.700 994。945 1007.558 1015。261 1019.016 1016。191 1007.140 992.8 972.361 946。633 1。1 1.2 1。3 10.45 11.4 12。35 0.747 0。762 0.768 0.814 0.774 0。732 35

132。219 134.874 135.936 783.068 744。588 704。184 915。287 879。462 840.120 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1。9 2.0 2.2 2。4 2。6 2。8 3。0 3.5 4。0 13。5 14.25 15。2 16.5 17.1 18。05 19.0 20。9 22。8 24.7 26。6 28.5 33。25 38。0 0。765 0.755 0。737 0.714 0。685 0。651 0.614 0.532 0.443 0。355 0。270 0.193 0。051 0 0。687 0。1 0.594 0。546 0.499 0.452 0。407 0。320 0.243 0。175 0。120 0.076 0.014 0 135。405 133。635 130.449 126.378 121.245 115.227 108。678 94。1 78.411 62。835 47.790 33。631 6.027 0 660。4 616.2 571。428 525.252 480。038 434。824 391.534 307.840 233。766 168。350 115。440 73.112 13.418 0 796.299 750。277 701。877 651。630 601.283 550。051 500。212 402.004 312。177 231。185 163.230 106.743 22.495 0

第四节 桩基配筋计算

一。确定稳定系数，求As'

桩的计算长度 l02l76m

d1.3m

l050.67 得 0.19 d36

2N7390.2391300fcA11.90.90.90.194 As'fy'300 19371mm2

二。选配钢筋

选配62 20,实配As'19468mm2

验算配筋率 'As'194681.46% A1300240.6%min'max5%

箍筋选用8@300,采用绑扎骨架,直径满足不小于

d225.5mm，也不小于6mm，间44距满足不大于400mm，且不大于15d1520300mm。

第四章 桥台设计 第一节 垂直荷载计算

一.恒载及自重计算

上部构造 P18137.296kN

37

桥台背墙 P20.351.24212.2526138.452kN

0.250.550.2512.252631.85kN 226127.400kN 搭板重 P30.253.212.25226674.487kN 台身重P41.33.25812.252 P2'承台重P56.2212.25263949.400kN

0.250.55承台土重P62.84.50.2512.25192909.375kN

2二。上部结构恒载产生的弯矩

252530373543124.2280130230200450

图4—1细部尺寸图(单位：cm）

对Ⅱ-Ⅱ截面：

MⅡ-ⅡPe128137.296(0.430.351.3)1057.848kNm 2对Ⅲ—Ⅲ截面:

MⅢ-ⅢPe138137.296(0.430.352.83.2)3092.172kNm

三.恒载对各截面产生的垂直力及弯矩

对Ⅰ—Ⅰ截面:

38

MⅠ-ⅠPe33P2'e2'

0.250.3520.250.550.250.35127.431.85232 20.250.5560.017kNm

PⅠ-ⅠP2P3P2'

138.45231.85127.4297.702kN

对Ⅱ—Ⅱ截面：

MⅡ-ⅡPe33P2'e2'P2e2

0.3520.250.550.250.25138.4520.6531.850.65127.40.6520.250.5532140.314kNmPⅡ-ⅡP2P3P2'P4

138.45231.85127.4674.487972.1kN

对Ⅲ—Ⅲ截面:

MⅢ-ⅢPe33P2'e2'P2e2P4e4Pe66

0.3520.250.550.256.46.4138.4522.831.852.8

20.250.553220.351.36.46.46.4127.42.8674.4872.82909.3752.81.422222 5145.688kNm

PⅢ-ⅢP2P3P2'P4P5P6

138.45231.85127.4674.4873949.4002909.375

7930.9kN四。活载反力对台墙产生的反力

桥上汽车荷载的反力：R汽1205.938kN

桥上汽车荷载的反力对各截面产生的弯矩：

39

1.3对Ⅱ—Ⅱ截面：M汽Ⅱ-Ⅱ0.430.351205.938156.772kNm

21.36.4对Ⅲ—Ⅲ截面：M汽Ⅲ-Ⅲ0.132.81205.938458.256kNm

22

第二节 水平力计算

一。台后填土自重引起的土压力

当0,0,23618时,土压力系数 240

cos2()22sinsincoscos()1cos()cos0.2361

qh19h0.23614.486h

对Ⅰ—Ⅰ截面：q14.4861.2425.572kN/m2 对Ⅱ—Ⅱ截面：q24.4864.520.187kN/m2 对Ⅲ-Ⅲ截面：q34.4866.529.159kN/m2

二.各部分土压力计算

E

1Bh2qhB 21.2424.56.5图4—2土压力计算（单位：m)

1背墙：E15.5721.24212.2543.253kN

21 y11.2420.414

31台身底:E2(5.57220.187)3.25812.255240518kN

225.57220.1873.258y21.320

5.57220.18731承台底:E3(29.15920.187)212.25626.825kN

2220.18729.15920.939 y329.15920.1873

三.各截面上压力总和及其产生的弯矩

41

对Ⅰ—Ⅰ截面：

MⅠE1y143.2530.41417.907kNm 对Ⅱ—Ⅱ截面：

Me1'E1(y13.258)43.253(0.4143.258)158.825kNm Me2'E2y2524.5181.32692.3kNm EⅡE1E243.253524.518567.771kN

MⅡMe1'Me2'158.825692.3851.1kNm

对Ⅲ-Ⅲ截面：

Me1\"E1(y13.2581)43.253(0.4143.2581)184.171kNm

Me2\"E2(y22)524.518(1.322)1741.400kNm

Me3\"E3y3626.8250.939588.5kNm

EⅢE1E2E343.253524.518626.8251194.596kN

MⅢMe1\"Me2\"Me3\"158.1711741.400588.52488.160kNm

四。单位土压力q的计算

当0,0,23618， 2

=++=0183654

tantan(cottan)(tantan)

tan54(cot36tan54)(tan54tan0) 0.57

G4140560kN（两列车放两轴）

破坏棱体长度见图图4-3：

l0Htan4.50.572.265m

42

140kN140kN1.4mθl0H

图4—3: 活载引起的水平土压力的计算

换算成均布等代土层厚(见图图4—4）

1.2421.0458.339kN 23.258

图4-4 均布等代土层厚度(尺寸单位：m）

qh1.0450.2361194.688kN/m2

五。各部分水平土压力计算

背 墙：E1Bh1q4.68812.51.24272.781kN 台身底：E2Bh2q4.68812.53.258190.919kN 承台底：E3Bh3q4.68812.52117.200kN

六。对各截面水平土压力的总和和弯矩的计算

对Ⅰ-Ⅰ截面:

MⅠE1h11.24272.781145.197kNm 2243

对Ⅱ—Ⅱ截面：

1.242Me1'72.781（3.258）282.317kNm

23.258Me2'190.919=311.007kNm

2EⅡE1E272.781190.919282.317kN

MⅡMe1'Me2'282.317311.007593.324kNm

对Ⅲ—Ⅲ截面：

1.242Me1\"72.781(+3.258+2)=427.879kNm

23.2582)692.845kNm Me2\"190.919(22Me3\"117.2=117.2kNm

2EⅢE1E2E372.781190.919117.200380.900kN

MⅢMe1\"Me2\"Me3\"427.879692.845117.2001237.924kNm

七。支座摩阻力

支座摩阻系数f0.05，支座摩阻力FfvfP10.058137.296403.865kN。支座厚

度42mm,着力点与台帽顶的垂直距离0.042m，对各截面弯矩:

对Ⅰ-Ⅰ截面：MⅠ406.8650.04217.088kNm

对Ⅱ—Ⅱ截面：MⅡ406.865（0.0423.258）1342.655kNm 对Ⅲ—Ⅲ截面:MⅢ406.865（0.0423.2582）2156.385kNm

如果制动力大于支座摩阻力，结构以位移抵消这部分力,因此只计算支座摩阻力，不需要与制动力比较。桥台上采用平板式滑动橡胶支座。

第三节 内力汇总及组合表

一.Ⅰ-Ⅰ截面内力组合表

表4-1Ⅰ—Ⅰ截面内力组合表

序号 项 目 P（kN） 44

H（kN) M (kNm) 1 2 3 4 5 6 荷 载 组 合 上部构造荷载 桥台自重 台上汽车 台后恒土压力 台后汽车土压力 摩阻力 1+2+3+4 1+2+3+5 1+2+3+4+6 297.702 297.702 297.702 297.702 43.253 72。781 406.865 43.253 72。7 450。118 —60.017 17。907 45。197 17.088 —42.110 -14。820 —24.912/-59.088 1+2+3+5+6 297.702 479.6 2.268/—31。908

二。Ⅱ—Ⅱ截面内力组合表

表4-2Ⅱ-Ⅱ截面内力组合表

45

序号 1 2 3 4 5 6 荷 载 组 合 项 目 上部构造荷载 桥台自重 台上汽车 台后恒土压力 台后汽车土压力 摩阻力 1+2+3+4 1+2+3+5 1+2+3+4+6 1+2+3+5+6 P(kN） 8137.296 972。1 1205。938 10315.423 10315。423 10315.423 10315。423 H（kN) 567。771 263。700 406。865 567.771 263.700 974.636 670.565 M (kNm) 10570848 -140。314 156.772 851。1 593。324 1342。655 1925。495 1667。630 3268.150/582.840 3010。285/324。975

三.Ⅲ—Ⅲ截面内力组合表

表4-3 Ⅲ—Ⅲ截面内力组合表

46

序号 1 2 3 4 5 6 荷 载 组 合 1+2+3+5+6

17174。198 787。765 项 目 上部构造荷载 桥台自重 台上汽车 台后恒土压力 台后汽车土压力 摩阻力 1+2+3+4 1+2+3+5 1+2+3+4+6 P（kN） 8137.296 7830.9 1205。938 17174.198 17174.198 17174。198 H（kN） 1194。596 380.900 406。965 1194.596 380。900 1661。461 M((kNm)) 3092。172 —5145。688 458。256 2488.160 1273。924 2156。385 2.900 2130.844 3049.285/—1263。485 4287.209/—25。561

第四节 桥台配筋计算

47

一.计算ei和,判别大小偏心

b1300mm h7000mm l04500mm

l045000.715 11.0 h7000M36280.351m351mm e0N10315h7000233.3mm ea3030

eie0ea233.3351584.3mm

20.22.71ei584.330.22.71.2381.0 h07000 1l(0)212 e1400ihh0 1145002()1.01.0

584.33700014007000 1.004

ei1.004584.33586.6670.3h02100

按小偏心受压计算

二。计算As'

eeih7000as586.667504036.667mm 22取b0.55

Ne1fcbh02b(10.5b) As'fy'(h0as')17174.94036.667114.31300700020.55(10.50.55) 300(700050)35359mm2'minbh0.0021300700018200mm2

三.计算As

48

As'1fcbh0bfy'As'Nfy

114.3130070000.5530035.35917174.9103

30021668mm2'minbh18200mm2

四.选配钢筋

As采用5822，实配22040mm2，采用9322实配35350mm2

总 结

49

三个月的毕业设计接近尾声，在这三个月左右的时间里，我们不仅学习了一些课堂上学不到的东西,而且巩固了学过的知识。

在这次毕业设计中，主要在学习方面取得了很大的收获，我的毕业设计任务是640m预应力混凝土连续梁下部结构设计。初次入手不知从何开始，在夏文传老师心辅导和本组同学的共同研究下,懂得了如何能抓住要点，及时发现问题和解决问题，慢慢地步入了正轨，对自己的学习与工作有了更深刻的了解。

在这次设计中，由于不知如何将学到的知识很好的应用到设计中来,不能与现实的设计联系到一起，导致绕了许多弯路,更改了许多次，甚至出现了一些错误,造成了很多返工，但是我觉得只要及时发现错误并改正错误会给自己留下更深刻的印象，对以后步入工作岗位有很大益处。我在设计过程中查了很多相关资料，这又是一个很大的收获。

这次毕业设计将大学所学的知识第一次运用到了工程实际问题中，使自己在计算机绘图和计算机文档方面有了进步.为毕业后走向社会,尽快适应新的工作打下良好的基础。

在这次毕业设计当中,我学到了许多东西不仅是在学习上而且在为人处事上， 这需要与其他同学互相学习、互补长短。毕业设计两个多月，自己也忙了两个多月，毕业设计其实就是一个连接读书和工作的桥梁.我相信自己的实力,也相信这次的毕业设计对于我以后的工作的益处，在即将踏入社会、步入工作岗位的时候，有信心凭自己的能力把工作做的很好、很出色。非常感谢这次设计,让我能将学过的东西用于实际，相信在以后的工作中会让我受益无穷.

致 谢

毕业设计是对大学四年的的学业成果的一次检阅，同时又是从面向社会、面向基层、

50

面向工程出发，在培养学生从事科技工作正确思想方法的同时，培养学生勇于探索、敢于创新、实事求是、用实践来检验理论，全方位地考虑问题等科学技术人员应具有的素质.

在这次毕业设计中，在系里各位领导以及导师夏文传和宋新宏的指导帮助才能及时的解决设计过程中的一些问题,以及指导老师每天定时到教室答疑，对存在的问题进行及时指导.特别是夏老师们更是耐心的逐个解决设计中的问题，正是因为老师们的辛勤耕耘我们的这次设计才能够及时的完成，在此感谢对给予我们耐心指导的老师们表示感谢，在我就快离开校园、步入社会的关键时刻给予我们最大的帮助，在此深深的说一声：“谢谢老师！”,祝老师在以后的生活中工作顺利，身体健康，万事如意！

感谢学校有关部门和老师在设计过程中的监督和帮助，对不会的问题给予耐心的讲解,对存在的问题给予及时的指正。

同时对四年来辛苦培养和关心我的各位尊敬的师长和同学表示真诚的感谢。 最后，向参考文献所列的著作作者表示衷心的感谢。

主要参考文献

【1】 范立础,《桥梁工程》，北京，人民交通出版社，2003.

【2】 赵建昌,《混凝土结构设计原理》，中国建设工业出版社，2004。

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【3】 李亚东，《桥梁工程概论》，成都,西南交通大学出版社，2003。 【4】 程耀东,《计算机绘图教程》，甘肃教育出版社，2001。 【5】 孙学先,《墩台基础》,兰州交通大学。

【6】 王惠东，《墩台基础》 北京，中国铁道出版社2001. 【7】 《桥梁墩台》，兰州交通大学。

【8】 陈波，《结构设计原理（钢结构）》，兰州交通大学。 【9】 《公路桥涵地基与基础设计规范》，（JTG D63-2007）。 【10】 《公路桥涵设计通用规范》，（JTG D60—2004）.

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