悬索桥设计论文

本科毕业设计成果

小跨度吊桥设计

作者姓名 朱杰 指导教师 秦值海 所在院系 浙江工业大学 专业班级 土木09

提交日期2011年10月7日

I

小跨度吊桥设计

The Design of Shot-span Suspension Bridge

Abstract

学生姓名：朱杰 Student: ZhuJie 指导教师：秦值海

Advisor: QinZhiHai

浙江工业大学 成人教育学院 毕业设计成果

A Thesis

Submitted to Zhejiang University of Technology in Partial Fulfillment of the Requirements for the Undergraduate Thesis in Automation

2012年6月

II

摘 要

本设计为公路（13m+68m+13m）三跨柔性悬索桥，主跨68m，边跨对称13m。桥面系为钢结构，桥塔为钢筋混凝土结构。悬索桥很早以前就有了，到了近代发展速度十分迅猛，在现代桥梁工程实践中开始广泛应用，其特点是受力性能好、跨越能力大、轻型美观、抗震性能好。是跨越大江大河、海峡港湾等交通障碍的首选桥型。

本设计以悬索桥设计基本理论和静动力分析为理论基础，以成功修建的悬索桥为例，根据桥梁的位置、布置形式，拟定桥梁的跨度、矢高、吊杆间距、锚索倾角、桥塔高度和截面、塔基形式、锚碇构造等，说明选择相关参数的过程、依据、和考虑的主要因素，然后进行桥面系、主索边索、吊杆、索夹、抗风索、桥塔、锚碇等具体尺寸设计、配筋和验算。

桥面系采用工字钢横纵梁布置，主索用7×19钢丝绳，桥塔用C20钢筋混凝土，本桥相对悬索桥跨度较小，设计考虑恒载、风荷载和温度荷载，活载为汽-10和人行荷载，不考虑地震荷载。

由于悬索桥是超静定结构，计算较为烦琐，故在该设计中，结构单元划分和内力计算采用专业设计软件ansys进行，计算方法为有限元法，使设计工作量大大的简化，内力求出后，根据桥梁规范进行结构内力组合。最后，按容许应力法和极限状态法来验算主要截面，以判定设计的合理性。

关键词：悬索桥 ，桥面系 ，主索，桥塔 ，锚碇

III

THE DESIGN OF SHOT-SPAN SUSPENSION

BRIDGE

ABSTRACT

The subject of this thesis is the design of a suspension bridge, which the arrangement is 13m+68m+13m. The deck system is made of steel and the tower is composed concrete. Suspension brides with a long history are developing rapidly recently. In the family of bridge, the suspension bridges are widely applied in practical. For their merit of light distinguished capability of span, and aesthetic shape. It is the very best kind bridge to across wide rive, strait and gulf.

The subject is performed in according with the basic theory of suspension bridge dynamic and stationary analysis theory. The span, main cables tower and anchorages are designed in line with the arrangement of span. The way choose the parameters and decisive elements are illustrated. Thereafter, the sizes of deck system, main cables, end link, cable bands, storm system and anchorages are designed.

As a highly redundant system, it is inevitably brings us much difficult in the analysis of the internal forces by hand. The computer program, which named Ansys are used in course of calculation in order to simply the work. When the internal stress is carried out, the arrangement of internal stress is implemented in light of bridge specification. After checking the items required in the code for the across-sections, we can know the feasibility of the design.

Key word: suspension bridge ，deck system ，main cables ，pylons anchorages

IV

目 录

第一章 绪论………………………………………………………………………………1 1.1 悬索桥的分类、构造及主要特点…………………………………………............1 1.1.1 分类……………………………………………………………………………1 1.1.2 主要构造………………………………………………………………………1 1.2 悬索桥的发展概况………………………………………………………………...3 1.3 悬索桥的计算理论简介…………………………………………………………...4 1.4 本文的主要工作…………………………………………………………………...5 第二章 悬索桥结构设计…………………………………………………………............6 2.1 设计方案比选……………………………………………………………………...6 2.2 桥面系计算………………………………………………………………………...6 2.2.1 桥面系构造………………………………………………………………........6 2.2.2 桥面系纵、横梁内力计算……………………………………………………7 2.3 主索和边索的计算…………………………………………………………….…20 2.3.1 基本参数……………………………………………………………….….…20 2.3.2 主索内力计算………………………………………………………………..20 2.3.3 边索内力计算………………………………………………………………..22 2.3.4 索的强度验算………………………………………………………………..22 2.4 挠度验算………………………………………………………………………….22 2.4.1 主索因温度及荷载作用下的挠度计算……………………………….…….22 2.4.2 边索因温度及荷载作用下引起主索跨中挠度的计算………………….….25 2.4.3 最不利情况下跨中失高变化值的计算……………………………………..27 2.5 抗风索的计算…………………………………………………………………….27

2.5.1 抗风索布置…………………………………………………………………..27 2.5.2 抗风索的设计………………………………………………………………..28 2.5.3 抗风索锚碇的设计…………………………………………………………..30 2.6 吊杆设计……………………………………………………………………..…...32 2.6.1 吊杆形式和各部尺寸……………………………………………………..…32 2.6.2 吊杆承受的荷载内力………………………………………………………..32 2.6.3 吊杆及连接件设计………………………………………………………..…33 2.7 索夹设计………………………………………………………………………….34 2.7.1 索夹尺寸………………………………………………………………..……34

V

2.7.2 U形环强度验算…………………………………………………………..….34 2.7.3 索夹净截面强度验算…………………………………………………….….34 2.8 桥塔设计……………………………………………………………………….…35 2.8.1 桥塔及基本尺寸………………………………………………………….….35 2.8.2 桥塔计算……………………………………………………………….…….35 2.8.3 桥塔基底应力检算……………………………………………………….….51 2.9 锚碇设计桥塔基底应力检算………………………………………………….…51 第三章 设计总结………………………………………………………………….…….55 参考文献……………………………………………………………………………...…...56 致谢………………………………………………………………………………..………57 附录1 ……………………………………...……………………………………………...58 附录2 ……………………………………...……………………………………………...87

VI

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第一章 绪论

1.1 悬索桥的分类、构造及主要特点

1.1.1 分类

悬索桥按有无加劲梁可分为无加劲梁和有加劲梁悬索桥两种。现代大跨度悬索桥都是有加劲梁的，根据已建和在建大跨度悬索桥的结构形式，悬索桥有以下几种： 1.1.1.1 美国式悬索桥

其基本特征式采用竖直吊索，并用钢桁架作为加劲梁。这种形式的悬索桥绝大部分为三跨地锚式。加劲梁是不连续的，在主塔处有伸缩缝，桥面为钢筋混凝土桥面，主塔为钢结构。其优点是可以通过增加桁架高度来保证桥梁有足够的刚度，且便于实现双层通车。 1.1.1.2 英式悬索桥

60年代英国提出了新型的悬索桥，突破了悬索桥的传统形式。英国式悬索桥的基本特征是采用呈三角形的斜吊索和高度较小的流线型扁平翼状钢箱梁作为加劲梁。除此之外，这种形式的悬索桥采用连续的钢箱梁作为加劲梁，桥塔处设有伸缩缝，用混凝土桥塔代替钢桥塔。有的还将主缆与加劲梁在主跨中点处固结。英式悬索桥的优点是钢箱加劲梁可减轻恒载，因而减小了主缆的截面，降低了用钢量总造价。 1.1.1.3 日式悬索桥

日本的悬索桥出现在20世纪70年代以后，国际上悬索桥的技术发展已日臻完善，日本结合自己的国情，吸收了世界上先进的技术，形成了日式流派，其主要特征是：主缆一律采用预制束股法架设成缆。加劲梁主要沿袭美式钢桁梁形式，少数公路桥也开始采用英式流线形箱梁结构。吊索沿用美式竖向4股骑挂式钢丝绳。桥塔采用钢结构，主要采用焊接，少数用栓接。鞍座采用铸焊混合式，主缆采用预应力锚固系统。 1.1.1.4 混合式悬索桥

其特点是采用竖直吊索和流线型钢箱梁作为加劲梁。混合式悬索桥的出现，显示了钢箱加劲梁的优越性，同时避免了采用有争议的斜吊索。

1.1.2 主要构造

现代悬索桥通常有桥塔、锚碇、主缆、吊索、加劲梁及鞍座等主要部分组成。

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1.1.2.1 桥塔

桥塔是支撑主缆的重要构件。悬索桥的活载和恒载(包括桥面、加劲梁、吊索、主缆及其附属构件，如鞍座和索夹等的重量)以及加劲梁主承在塔身上的反力，都将通过桥塔传递到下部分的塔墩和基础。桥塔采用钢结构，随着预应力混凝土和爬模技术的发展，造价经济的混凝土桥塔将有发展的趋势。 1.1.2.2 锚碇

锚碇是主缆的锚固体。锚碇将主缆的拉力传递给地基基础。通常采用的有重力式锚碇和隧洞式锚碇。重力式锚碇依靠巨大自重来抵抗主缆的垂直分力，水平分力则由锚碇与地基间的摩擦力或嵌固力来抵抗。隧洞式锚碇则是将主缆中的拉力直接传递给周围的基岩。 1.1.2.3 主缆

主缆是悬索桥的主要承重构件。除承受自身恒载外，主缆本身又通过索夹和吊索承受活载和加劲梁(包括桥面)的恒载。除此之外，主缆还承担一部分横向风载，并将它直接传递到桥塔顶部。主缆有钢丝绳和平行线钢缆等，由于平行线钢缆弹性模量高，空隙率低抗锈性能好，因此大跨度悬索桥的主缆都采用这种形式。现代悬索桥的主缆多采用直径5mm的高强度镀锌钢丝组成，设计中一般将主缆设计成二次抛物线的形状。 1.1.2.4 吊索

吊索也称吊杆。是将活载和加劲梁的恒载传递到主缆的构件。吊索的布置形式有垂直式和倾斜式等。其上端与索夹相连，下端与加劲梁连接。吊索宜用有绳蕊的钢丝绳制作，其组成可以是一根、二根或四根一组。 1.1.2.5 加劲梁

加劲梁的主要功能是提供桥面和防止桥面发生过大的挠曲变形和扭曲变形。加劲梁是承受风荷载和其他横向水平力的主要构件，长大悬索桥的加劲梁均为钢结构，一般采用桁架梁形式和箱梁形式。目前看来预应力混凝土加劲梁仅适用于跨径500m以下的悬索桥。在长大悬索桥设计中，加劲梁宽度与主跨径的比例，即宽跨比将是一个涉及风动稳定的突出问题。由于板梁作加劲梁抗风稳定性很差，因此现在已不再用板梁作为长大悬索桥加劲梁了。 1.1.2.6 鞍座

鞍座是支承主缆的重要构件，通过它可以使主缆中的拉力以垂直力和不平衡水平力的方式均匀地传到塔顶式锚碇的支架处。鞍座可以分为塔顶鞍座，设置在桥塔顶部，将主缆荷载传到塔上；锚固鞍座(亦称扩展鞍座)设置在锚碇的支架处，主要目的是改变主缆索的方向，把主缆的钢丝绳股在水平及竖直方向分散开来，并把它们引入各自锚固位置，为了减少塔顶鞍座处钢丝的弯曲次应力，塔顶鞍座弯曲半径一般为主缆主径的8-12倍；而扩展

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鞍座必须按照钢丝绳股的水平曲率半径的3倍以上来确定鞍座的形状。

1.2 悬索桥的发展概况

1.2.1 中国悬索桥的发展历程

中国近代悬索桥的发展。1938年，湖南一座公路悬索桥建成，该桥可通行10吨汽车，随后又有一批悬索桥建成通车。新中国成立后，共建成70多座悬索桥，但其结构形式都比较简洁，跨径不太大，工程规模较小。进入20世纪90年代，中国现代悬索桥的建设揭开了新的历史篇章，修建了一批结构复杂，造型美观的大跨悬索桥。可以预见，随着我国桥梁科研、设计、施工队伍科技水平的不断提高，跨越中国辽阔大地上的江河湖泊、海峡港湾的悬索桥会修建得更多更美。

1.2.2 欧洲悬索桥的发展历程

20世纪以前欧洲的悬索桥。国外悬索桥的修建历史较中国晚了1000多年，据文献史料记载，1734年萨克森的远征但泽，途径奥得河时，修建了西方第一座临时性铁索桥。1741年，英国建成一座铁链悬索桥，跨度21.34m，使用了61年，毁坏于1802年。

20世纪的欧洲悬索桥：欧洲悬索桥的建设继续发展并有所创新。法国于1959年建成了主跨为680m的缇卡维尔悬索桥是发展中的一个新的里程碑。该桥的创新特点体现在第一次采用了扁平纤细，截面具有良好的抗风性能的全焊流线型钢箱梁，打破了钢桁架加劲梁一统天下的局面，另外，该桥还采用了斜吊索以提高桥梁的抗风阻尼。

欧洲现代大跨度悬索桥的修建确定了混凝土桥塔，扁平流线型全焊加劲钢箱梁悬索桥的优势。且此桁架式加劲梁节省工程投资费用10%左右。因此欧洲大部分悬索桥为英国人设计，所以形成了英国悬索桥风格。

1.2.3 美洲悬索桥的发展历程

美洲20世纪前的悬索桥。李约瑟认为是由中国人传入美洲的。20世纪美国的悬索桥，20世纪中叶，美国大城市的兴起，促进了大跨桥梁建设的发展，至今美国仍是世界上拥有悬索桥最多的国家。在科研、设计和施工技术上形成优势，是悬索桥成为唯一超过千米的成熟桥型，并形成美国流派的悬索桥风格。

1.2.4 日本悬索桥的建设

日本近代悬索桥发展势头迅猛，后来居上，日本的悬索桥，大部分为钢塔和钢桁加劲梁，并且大多为公铁两用悬索桥。

综上所述，国内外悬索桥的建设一次次刷新了桥梁的跨径记录，并将在21世纪桥梁的建设中，继续显示出特大跨悬索桥的勃勃生机。

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1.3 悬索桥的计算理论简介

1.3.1 传统的“弹性理论”简介

大缆支点位于塔顶，越过塔顶后，大缆两端在地面附近进入锚碇。在主跨范围内，其加劲梁的跨度是LB。在主跨之内，用许多竖向设置的吊索将缆和加劲梁连接起来。在缆的边跨范围，可设置若干个小跨度，因其在结构上同所说的悬索桥无关，这里不再分析。

弹性理论是悬索桥最早的计算理论，它使用超静定结构计算方法，将悬索桥的结构看作主缆与加劲梁的结合体，在计算中只考虑由荷载产生的新的构件之间的平衡，其特点是恒载与活载的内力计算方法没有差别，也就是在计算活载内力时没有计入恒载产生的初始内力，此理论已经对悬索桥的整体刚度作出贡献。此理论是建立在不考虑荷载的产生会影响内力大小与方向的基础之上。因此，弹性理论是基于变形非常微小而可以忽略的计算假设，只能满足早期跨度较小且加劲梁刚度相对较大的悬索桥的使用。

1.3.2 挠度理论

挠度理论认为主缆在恒载作用下取得平衡时的几何形状(二次抛物线)将因活载的作用而发生改变。主缆因活载作用而增加的拉力所引起的伸长量也应当在计算中加以考虑。用挠度理论计算所得内力比用弹性理论要小得多，根据悬索桥跨度大小，加劲梁的刚度大小，以及活载影响与恒载影响的比例，一般挠度理论的内力计算值比弹性理论减少

1/2-1/10，因此，采用挠度理论来设计大跨悬索桥可比弹性理论大大节约材料。这也是相当长的一段时期内挠度理论在大跨度悬索桥设计计算中一直起主导作用的原因。

1.3.3 有限位移理论

当现代悬索桥的跨径进一步增大时，加劲梁的刚度不断相对减小。当加劲梁的高跨比不小于1/300时，采用线性挠度理论分析悬索桥产生的误差将不容忽视，为此，有限位移理论开始应用于现代悬索桥的结构分析中，基于矩阵位移法的有限元技术更能适应解决复杂结构的受力分析。一些有代表性的研究成果逐渐完善和发展了有限位移理论，应用有限位移理论的矩阵法可以综合考虑体系节点位移影响和轴力效应，把悬索桥结构分析方法统一到一般非线性有限元中，是目前大跨悬索桥分析计算中普遍采用的方法。

1.4 本文主要工作

本文主要设计13m+68m+13m三跨柔性悬索桥，上部结构设计包括桥面系、横梁、纵梁、主索、边索、吊杆等。下部结构设计包括索塔、基础、锚碇。在下面几章详细介绍和计算各部结构。

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第二章 悬索结构设计

2.1 设计方案比选

布置形式三跨(13m+68m+13m) 失高7.158m 垂跨比

fl=19.5 吊杆间距3.5m

2.2 桥面系的计算

2.2.1 桥面系构造

桥面系采用I字钢横梁，I字钢纵梁上加钢板组成 横梁间距3.5m 采用I36b 纵梁间距0.35m 采用I14

桥面钢板厚0.01m上加0.06m沥青砼铺装 纵梁共12根I14钢 ，衡梁全桥共18根I36b钢 栏杆和缘石共宽0.4m

纵梁跨径为3.5m的多跨连续梁 横梁跨径为4.9m的简支梁

470 390 37.5 9×35 37.5 490 520 图2-1 桥面横截面布置

2.2.2 桥面系纵、横梁内力计算

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假定钢桥面板宽为4.9m的简支无限长板，纵横梁构造如图2-2采用《钢桥》Pelikan-Esslinger法计算。即第一阶段把纵梁作为横梁刚性支承的多跨连续梁，第二阶段考虑横梁的弹性变形对多跨连续纵梁内力进行修正。

2.2.2桥面系纵、横梁内力计算

2.2.2.1 截面几何特征值的计算

(1)第一阶段计算

○1第一阶段计算时纵梁有效宽度

考虑到车轮承受处桥面板要与纵肋共同工作，应计算纵肋的有效宽度，而纵肋的有效宽度与纵肋间距和纵肋的有效跨径有关，也就是在计算有效宽度前应确定纵肋有效跨径。纵肋的有效跨径t，在第一阶段中，认为纵肋是支承在横肋上的刚性支承连续梁，这样假设的情况下的有效跨径可取弯矩部分的平均长度，其值一般为0.7倍的纵肋跨长 即

t10.7t

又纵肋跨径t3.5m(横肋间距)，t0.73.52.45m，汽车-10级的后轮荷载着地宽

2g0.5度2g0.5m，根据1.428 在《钢桥》图1.32(b)

a0.3537.5 37.5 9×35 490 350 350 I14 350 350

I36b

图2-2 纵、横梁布置

曲线上查得

*a0a()a1.70.350.595m

a*0又由

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*a00.5950.243 t12.45查《钢桥》图1.33得

'a0a0'* ；0.91a()a0.910.5950.m 00**a0a0'由此可求出图1-4a所示相应与第一阶段的纵梁截面几何特征值 ○2第二阶段计算时纵梁有效宽度

在计算第二阶段横肋变形影响时，纵肋有效跨径往往很大，故可近似采用t1；纵肋有效间距近似等于纵肋间距，

a*a0.35m

a*

0 t1

查《钢桥》图1.33得

'a01.099 *a得纵肋在计算第二阶段时有效宽度为

'a0a*a*1.0990.350.385m

a'0由上面的有效宽度，可求出图2-3b所示相应于第二阶段纵梁的截面几何特征值 ○3横梁桥面钢板有效宽度

.145 14

图2-3a 第一阶段截面几何特征

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38.5 14

图2-3b 第二阶段截面几何特征

I36b

图2-3c 工字钢工36b截面

按纵横梁重叠的构造处理(图2-2)，横梁翼缘有效宽度为I字钢的翼缘宽，其截面几何特征值列于图(2-3c)。用于第二阶段计算中的相关刚度系数，可根据《钢桥》公式(1.1136)计算得

b4J纵at34J横49041491.22435350397.4165305.76510101491.224354.28810797.4165300.0356

2.2.2.2 第一阶段的计算

(1)作用于纵梁上的荷载计算 作用于纵梁上的活载：

汽-10加重车作用下，冲击系数0.3 前轮

P501.332.5kN 22g0.250.7143 a0.35从《钢桥》图1.32查得

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A00.9432.5kN30.55kN

后轮

P1001.365kN 22g0.51.4286 a0.35从《钢桥》图1.32查得，

A00.726546.8kN

作用于纵梁上的恒载： 纵梁单位长度重力：

g10.169kN/m

[见《公路桥涵设计手册—基本资料》上册(人民交通出版社，1976)表2—99] 钢板单位长度重力：

g20.0.0178.50.4239kN/m

截面几何特性按有效宽度计算，重力同样按有效板宽度0.m计算 沥青铺装

g30.350.06230.483kN/m

总重力

gg1g2g30.1690.42390.4831.0759kN/m

(2)纵梁跨中弯矩计算

如图2-4布置活载，纵梁跨中弯矩根据《钢桥》公式(1.39d)计算

c10cm t350cm

400 175225350350350350

图2-4 荷载布置图

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M后轮m2ccA0t017080.250.1057tt2101046.83.50.17080.250.1057

35035026.82kNm同样的根据《钢桥》公式(1.39c)计算m0 y225cm

前轮Mm23yyyA0t0.26790.1830.3170.134tttm2322522522530.553.50.1830.3170.1343503503502.377756kNm2.38kNm

式中：y——荷载作用点与支点的距离

m——是加载节点编号中数值较小的那个编号 活载作用下纵梁跨中弯矩：

Mmp26.822.3824.44kNm

恒载作用下纵梁跨中弯矩：

Mmggt21.07593.520.9kNm 2424(3)纵梁支点弯矩计算

纵梁支点o的弯矩，按荷载最不利布置，如图2-5对称o点布置。根据《钢桥》公式(1.38a)计算支点o的弯矩(y150cm t350cm)

400 200350350200350350

图2-5 荷载布置图

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M后轮023yyyA0t0.50.8660.366ttt2315015015046.83.50.5_0.8660.366

35035035013.765kNm同样根据《钢桥》公式(1.38b)计算y=200cm t=350cm

前轮M0A0t0.2679m23yyy0.50.8660.366ttt2320020020030.553.50.26790.50.8660.366

3503503502.041kNm活载作用下纵梁支点弯矩

Mop13.7652.04111.724kNm

恒载作用下纵梁支点弯矩

Moggt21.07593.521.0983kNm

1212(4)横梁内力计算

将后轮布置在所计算横梁处，如图2-6得横梁最大反力，按《钢桥》公式(1.40b)计算前轮对所计算横梁反力 (y=50cm t=350cm) 400350350180 350350 490图2-6 荷载布置图 23yyym1P前轮0.80381.39230.58850.2679ttt A0P后轮23505050116532.50.80381.39230.58850.2679

35035035062.136kN横梁跨中弯矩

活载作用下梁跨中弯矩，按荷载对称布置最为不利如图2-6

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MpA0l4.9A00.962.1360.996.32kNm 22横载作用下梁跨中弯矩l4.9m

I字钢横梁单位长度重力g10.656kN/m (据《公路桥涵设计手册-基本资料》下册)表20-10查得

桥面铺装单位长度重力

g24.43.50.06234.337kN/m

4.94.43.50.0178.52.467kN/m

4.9钢桥面板单位长度重力

g3纵梁单位长度重力(横桥共12根)

0.1693.512g41.449kN/m

4.9gg1g2g3g40.6564.3372.4671.4498.909kN/m

gl28.9094.92Mg26.7kNm

882.2.2.3 第二阶段的计算(考虑横梁的弹性变形的修正)

根据前面求得的相关刚度系数0.0356 ，从《钢桥》图1.58-图1.60求出等跨弹性支承上的无限长连续梁的跨中弯矩支点弯矩和支点反力影响线纵距m ，s ，0等值列于表2-1。

表2-1 m ，s ，0

支点编号 0 0.022 0.083 0.728

1 -0.021 -0.040 0.160

2 0 -0.003 -0.039

3 0.001 0.001 0

4 0.001 0

m/t

s/t 0

(1)纵梁弯矩修正值计算

首先假定横梁为刚性支承，按图2-4和图2-5布载情况，各支点反力根据《钢桥》 公式(1.40)进行计算。 当荷载作用在所求支点节间时

23Kmyy12.19621.1962 ptt

18

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当荷载作用在其他节间时

23Kmyyym10.26790.80381.39230.5885 pttt纵梁跨中弯矩修正值：

按图2-4荷载作用于节间荷载中时，各支点反力值(列于表2-2)计算纵梁跨中弯矩修正值。

计算横梁挠曲影响时，为了求出作用于纵梁上的计算荷载，应把作用于桥面的荷载按富里叶级系数展开正弦分布荷载(取n=1)

表2-2 图2-4荷载位置的支点反力

支点m

后轮

0 0.6005

1 -0.1274 0.7744 0.674 1 -0.1274

2

3

4

5 0.00262 5 0.0001 -0.00056

6 -.0007 -.0005 6 0 0.0002

0.03413 -0.00914 0.00245 -0.000656 0.0002 -0.13629 0.036512 -0.00978 -0.10216

2 0.0274 3 4 -0.00733 0.0019

Km 前轮 0.41016 P合计 1.01066

0 0.6005

后轮 支点m Km 前轮 -0.09768 0.026169 -0.00701 0.00188 -0.0005 P合计 0.50282 -0.10123 0.02712 -0.00726 0.00195

0.03413 -0.00914 0.00245 -0.000656 0.0002

只有一辆车时，按《钢桥》公式(1.34)计算

1x4ZyZcossin1cos (2-0) 0bbb将Z90cm y25cm b490cm代入(2-0)式得

1x4902590cossin1cos049049049040.8380881040.159599510.838088104

0.313098261纵梁跨中弯矩修正值按《钢桥》公式(1.116a)计算(见表2-3)

表2-3

支点m

0 1．01066 0．022 0．0222 0 1 0.7 -0.021 -0.0136 1 Kmmpt的计算

2

3 0.0274 0.001

4

5

6

Km/p

-0.10216

0 0 2 -0.00733 0.0019 -0.0005 0.001

0 0 5 0 0 6 m/t

Km/Pm/t

支点m 0.000027 -.000007

3 4 19

浙江工业大学本科毕业设计计算书 Km/p

0．50282 -0.10123 0.02712 -0.00726 0.00195 -0.00056 0．022 0．0111

-0.021 0.002125

0 0

0.001

0.001

0 0

0.0002 0 0

m/t

Km/Pm/t

-7.26E-6 1.95E-6

Kmmpt0.02183969

Q0p65130kN/m2g0.5

Mm0ta1x0Kmmpt1303.50.350.3130982610.02183969 1.085kNm纵梁支点弯矩修正值

纵梁支点弯矩修正值同跨中弯矩修正值一样计算。首先按图1-6对称于所求支点布载，然后求出各支点反力。计算公式同样采用《钢桥》公式(1.40)计算，现将结果列于表2-4

表2-4 图2-5荷载位置的支点反力

支点m

0

1

2

3

4

5

6

7

Km 前轮 .5067 .69078 -.13508 .0361 -.00969 .002597 -.0007 1.86E-4 p合计 1.0134

1 后轮 .6908 合计 .5763

.5763 2 -.1044 3 .0280 4 -.0075 5 .0020 6 -.0005

.0001

支点m -.13508 .03619 -.00969 -.002597 -.0007 -.10441

.0280

-.0075

.0020

-.0005

后轮 .5067 -.11449 .03067 -.00822 .002201 -5.9E-4 1.58E-4 -4.2E-5

Km 前轮 -.1145 .03067 -.00822 .002201 -.000059 1.58E-4 p

1x同前计算1x0.313098261

00纵梁支点弯矩修正，同样按《钢桥》公式(1.116a)计算(见表2-5)

表2-5

支点m

0 1.0134 0.083

1 0.5763 -0.040

Kmspt的计算

3 0.028 0.001

4 -0.0075 0

5 0.0020 0

6 -0.005 0

2 -0.1044 -0.003

Km/p

s/t

20

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Kmspt 支点m 0.08411 1 0.5763 -0.040

-0.02305 0.000313 0.000028

2 -0.1044 -0.003

3 0.028 0.001

4 -0.0075 0

0 5 0.0020 0

0 6 -0.005 0

0

Km/p

s/t

Kmspt -0.02305 0.000313 0.000028 0 0 0

MsQ0taQ1xQ0Kmspt

Kmspt0.0386884

Q0P65130kN/m 2g0.5MsQ0taQ1xQ0Kmspt1303.50.350.3130982610.0386884 1.929038kNm(2)横梁弯矩修正值的计算

横梁弯矩修正值的计算，同样按前面的假设，把纵梁看成刚性支承连续梁，求出布载下各支点反力然后计算纵梁弯距修正值。现按图2-6情况 求各支点反力(见表2-6)

表2-6 图2-6荷载位置的支点反力

支点m

0 1.00 0.912 0 0 0.024

1 0

2 0

3 0

4 0

5 0

6 0

后轮 前轮 合计 后轮 前轮 合计

Km p-0.088 0.9587 0.13976 -0.0367

0.9587 0.13976 -0.0167 1 0 -0.063

2 0

3 0

0.0098 -0.0026 0．0007 0.0098 -0.0026 0．0007 4 0

5 0

6 0

支点m

Km p0.0017 -0.00045 0.00012 0.0017 -0.00045 0.00012

0.0024 -0.063

用《钢桥》公式1.120计算

KbQKMQ021x0mQ0

pQ0p为此需先计算出

Q1x，同样按一辆车对称布载时图2-6进行计算，采用《钢桥》公式Q021

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1-3

Q1x8dZgxsincossinsin (2-1) Q0bbbb式中：b——横梁计算跨径 b=4.9m

d——两轮中心至横梁支点距离，由于对称布载 db22.45m Z——车轮中心线2分之1 Z=0.9m

X——横梁弯矩位置。跨中弯矩xb22.45m

代入(2-1)式计算得：

Q1x80.90.25Qsincossin9sin024.94.2810.8380881040.1595995

0.340613919然后根据表2-1和表2-6计算Kmp见表2-7 表2-7

KmpQo得计算

支点m

0 1 2 3 4 Km/p

0.912 0.9587 0.13976 -0.0367 0.0098 Q0

0.728

0.160

-0.039

0

0

KmpQ0 0.663936

0.153392

-0.0051

0 0 支点m 0 1 2 3 4 Km/p

0.024 -0.063 0.0017 -0.00045

0.00012 Q0

0.728

0.160

-0.039

0

0

KmpQ0 0.017472 -0.01008 -0.0000663 0 0

KmpQ00.819

QP02g650.5130kN/m b=4.9m

22

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代入M式计算

KbQKMQ01x0mQ0PQ0P4.91300.3406139190.9120.819

10.018001832.2.2.4 弯矩和弯曲应力计算

(1)纵梁跨中弯矩

恒载弯矩 0.9kNm 活载弯矩(包括冲击影响) 24.44kNm 横梁弹性变形的附加弯矩(纵梁弯矩修正值) 1.085kNm 合计： 26.07795kNm 24.9kNm

(2)纵梁支点弯矩

恒载弯矩 1.0983kNm 活载弯矩(包括冲击影响) 11.724kNm 横梁弹性变形的附加弯矩： 1.929038kNm 合计： 10.3262kNm 12.8223kNm

括号内数字为不加修正时的支点弯矩 下同 (3)横梁跨中弯矩

恒载跨中弯矩 26.7kNm 活载跨中弯矩(包括冲击影响) 96.32kNm 横梁弹性变形的附加弯矩 10.01800183kNm 合计 113.0019982kNm 123.02kNm (4)纵、横梁的截面应力计算

计算纵梁的截面应力时，对第一阶段的弯矩截面几何特征值应采用图2-3a的数值。对于第二阶段的弯矩则应采用图2-3b的数值

纵梁跨中截面应力

22上M1M224.91.0854.15710.23280W1W2601.123467.762

4.39kN/cm243.9MPa212MPa

23

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24.91.085下127.924126.24719.5340.863 20.397kN/cm2203.397MPa纵梁截面支点应力

12.8223601.1231.929038上467.7622.13310.4124 1.7207kN/cm217.207MPa下12.8223.9241.929038126.24710.02341.5288.49kNcm212784.9MPa[]横梁跨中截面应力

MW123.0291913.386kN/cm2133.86MPa[]

2.3 主索和边索计算

2.3.1 基本参数

主跨：l68m取n19.5 计算跨径：l1l68m 计算矢高：f1f7.158m 计算矢跨比：n119.5 主索在桥塔顶倾角：tan0.421 边索在桥塔顶倾角：tan012.3 2.3.2 主索内力计算：

2.3.2.1 恒载计算

桥道恒载(按横梁间距3.5m内计算) 纵梁：

0.169kN/m12m7.098kN

横梁：

0.656kN/m5.2m3.4112kN

钢桥面板：

4.43.50.0178.5kN/m312.0kN

24

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桥面铺装：

4.43.50.06m23.0kN/m321.252kN

沿桥半边重力：

q1g2.5243.85026.26kN/m

3.52主索重力：

7625.70.44kN/m(半桥）

吊杆重力：(约)1.3kN/m

抗风索：0.25kN/m 合计：

g8.25kN/m

2.3.2.2 恒载作用下主索水平拉力：

gl18.25682Hg666.18kN

8f187.1582.3.2.3 活载内力计算

最不利偏载时的横向分布系数计算。桥面净宽3.9m(横梁计算跨径为4.9m)，偏载车轮距车道0.5m，车轮距横梁支点距离为1m，如图2-7所示

490 图2-7 荷载布置图 100 180 2冲击系数

11122.13.90.612 4.9505011.36 70l17068等代荷载查公路设计手册《桥涵基本资料》上册P41汽-10，k7.68kN/m。

P1K0.6121.367.686.392kN/m

汽-10作用下主索水平拉力

Pl16.392682HP516.15kN

8f187.158

25

2浙江工业大学本科毕业设计计算书

2.3.2.4 主索水平拉力

HHgHP666.18516.151182.33kN

2.3.2.5 主索在索鞍处最大内力计算

TgPgPl2l114f 126828.256.39268122167.158 497.8282.577

1282.91kN2.3.3 边索内力计算

边索倾角：

tg01 2.3cos00.917

TgPHgPcos01182.3312.346kN

0.9172.3.4 索的强度验算

主索采用七根39，抗拉强度1.6kN/mm2，整条钢丝破断拉力为959kN(公路设计手册《桥涵基本资料》下册P287，以边索最大内力进行验算。

安全系数

K7959.55.20923.0 (安全)

12.3462.4 挠度验算

2.4.1 主索因温度及荷载作用下的挠度计算

StatS

建桥地区最高温度 t1420C 建桥地区最低温度 t2200C

26

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安装完毕时的温度 t0200C 主索长度

1f t9.58f232f4Sl1

5t3t812321468139.559.581321 681

390.2558145.062569.956m温度上升

Sats0.000012422069.9560.018m

温度下降

Sats0.000012202069.9560.034m

荷载作用下主索弹性伸长

SEKKEs (2-2)

1sT1sHH11H12dsdx1ydx (2-3) 0000sFFscosFscos2Fs4fxlx l24f8fy2x

lly代入(2-3)式

K2H14f8f2xdx 01FsllH116f01Fsl2H16flFs3l22f2f223x4xdxll

F77.1cm249.7cm2(查公路设计手册《桥涵基本资料》)下册P487，直径39mm的

全部钢丝断面积

27

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汽-10全跨布载时弹性伸长

HP516.15kN E1.3105MPa1.3108kN/m2 F0.00497m2 代入(2)式得

HP16f2SFsl3lεPEs

.15 68167.1582516 368 0.004971.31080.057533m恒载作用时弹性伸长

Hg666.18kN E1.3108kN/m2 F0.00497m2

同样采用上面的公式

Hg2SFsl16f3lεgEs

167.1582666.18 68368 0.004971.31080.074257m主索伸长引起跨中矢高f的变化

由E.E.吉勃施曼所著《公路钢桥》P229公式可得

f15s

16fl524f2l15s 161129.5524

9.51.88s得

f1.88s

升温时

f1.88St1.880.0180.0338m

降温时

28

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f1.88St1.880.0340.0639m

活载作用时

f1.88SεP1.880.0575330.1082m

恒载作用时

f1.88SεP1.880.0742570.1396m

最不利情况 活载作用和升温时

f0.10820.03380.1420m

2.4.2 边索因温度及荷载作用下引起主索跨中挠度的计算

同主索一样的公式进行计算 温度变化和荷载作用下的边索伸长 左岸边索伸长度

s22.7181m

升温时

stats0.000012422022.71810.0060m

降温时

stats0.000012202022.71810.0109m

活载作用时

由主索传来的边索活载拉力，可将主索传来的恒载和活载的拉力减去恒载引起的边索拉力，边索恒载拉力

TgHgcos666.18726.4776kN 0.917TPTPgTg12.346726.4776562.8684kN

sεP恒载作用时

TP562.8684s22.7180.01979m 8EF0.004971.310sεg右边计算同左边略

TgEFs726.477622.7180.025m 80.004971.31029

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温度和荷载作用下边索伸长组合 左岸

s左0.00600.191790.0258m

右岸

s0.00600.191790.0258m

右边索温度及弹性伸长引起主索跨中矢高f的变化

计算公式按《公路钢桥》P229○

11式 241540fffl288l16f2 l524flss左s右1cos

0将

f1l9.5代入(2-4)式 f式简化 24154011f9.52889.5s11.82129s1619.55241219.5s0.02580.025810.9170.05627m

f1.821290.056270.10m

2.4.3 最不利情况下跨中矢高变化值计算

ff主f边0.14200.100.2420m

fl0.24206811281.0150安全 2.5 抗风索的计算

2.5.1 抗风索布置

抗风索曲线方程 y4fl2x2(跨中为坐标原点) 抗风索平面与水平面成300角

(2-4)

30

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抗风索矢高fl682.0 (l68，按主跨范围内为曲线范围外为直线) 3434抗风索在跨端处的切线倾角

tgdy4f8fy2x22x (2-5) dxll将

f1l24 代入(2-5)式

tg81l434l234 6043

抗风索的边索与水平面夹角为 取右边索为例，推算各边索夹角 边角实际长度(抗风索直线段)

a22cos6043220.993122.15m a对应直角边长

b22tg60432.59m

b在垂直方向的投影高

bbsin3002.59121.30m 边索倾角

sin1.3022.150.0586907 3022

拟使边索垂直于锚碇桩，因而锚碇桩与垂直方向夹角为3022，见图2-8 31

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图2-8 锚桩

2.5.2 抗风索的设计

2.5.2.1 抗风索风力计算

横桥向迎风面积计算 栏杆

s11.20.2566.50.212.635m2

桥面系

s2l0.250.070.266.50.5234.58m2

式中：1.2——栏杆高(m) 0.25——缘石高(m)

66.5——计算跨径减去桥塔宽(m)

0.2——迎风面折减系数，见《公路桥涵设计遍用规范》附录三 0.07——桥面铺装高

衡梁：

s3180.008350.1503m2

s245.85m

ss1s2s3s4

12.63534.580.15035.8553.2153m2

风压强度

桥位处基本风压500pa 0.5kN/m2 ，风压力

W0.553.215366.50.400kN/m2

2.5.2.2. 抗风索主索设计

32

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主索水平拉力

wl2 H08fcos300.46826880.866 34133.49kN主索最大拉力

THcos6043 133.490.9935 134.36kN主索强度验算

采用637有机物蕊的28.5钢绳，破断拉力为386.00kN 安全系数

k386134.362.87

风力为次要的可变荷载，对此已属安全 2.5.2.3 抗风拉索的设计

如图2-9取跨中节点，作用于节点上的力为

252×350 图2-9 抗风索结点

P0.400cos3003.523.233kN 从图2-9得

tg0.5203.50.14857 8027

33

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sin80270.146946

Tmax3.23311.0006kN

20.146946按《公路桥涵设计手册—基本资料》P498取13.0，钢丝绳(带—有机物蕊)破断拉力为106.5kN

安全系数

K106.511.00069.68安全

2.5.3 抗风索锚碇的设计

重力式锚碇验算

见图2-10抗风主索水平拉力

T0H134.36cos322134.128kN

图2-10 锚碇倾角

滑动稳定验算

重力式锚台体积 V25m3 r23kN/m3 f0.6 安全系数

K25230.6134.1282.5721.4 安全

锚碇拉杆设计

采用232圆钢拉杆其面积

2R221.5214.14cm2

有效面积半径15mm

134.3614.149.502kN/cm295.02MPa

34

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锚碇桩设计

锚碇桩25号混凝土，尺寸0.5m0.5m2.6m 按最低配筋率配筋 ：0.15% 钢筋总面积为

Fa0.15%0.50.50.00038m2

选用818光圆钢筋的总面积

Ag0.002036m2

锚碇拉力

Qj134.36kN

由《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》4.1.12条

0.051Rbh00.051255042795.6kNQj

mj134.360.2533.59kNm

式中0.25m为缆索锚碇拉力作用点至锚台顶的距离受弯正截面强度，按平衡条件计算中性轴

RabxRgAg (2-6) Rg240MPa

Ra14.5MPa

代入(2-6)式

x2400.0020360.0674m

0.514.5正截面强度公式 a4cm h050446cm

1x10.06740.0674Rabxh014.5MPa0.50.4683.32kNmMj rc21.25222.6 吊杆设计

2.6.1 吊杆形式和各部尺寸

吊杆间距：d3.5m 设计荷载：汽-10 吊杆构造见大图

2.6.2 吊杆承受的荷载内力

35

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桥道恒载：6.263.521.91kN(半桥) 抗风索恒重：0.25kN 最大吊杆自重估计：2.2kN

一根吊杆承受恒重为：Rj21.910.252.224.36kN

由于桥窄(如图1-2)，不能偏载布置只能对称布置，横向分布系数0.5 对任一吊杆，最不利位置为汽-10车轮作用于一吊杆处(见图2-11)

400 350 350 图2-11 荷载布置图

RP1000.550kN

吊杆承受恒、活载内力

RRgRP24.365074.36kN

2.6.3 吊杆及连接件设计

吊杆由上、下两段组成，上段由一根轧制圆钢通过上连接块连接，下段由两根轧制圆钢与横梁连接，以便在安装和使用过程中适当调节吊杆长度。

下吊杆设计

选用238的下吊杆、螺纹深度h3.5mm，以螺杆最小净截面验算实际应力

QQ F净22dh474.36KN3.14163.80.35224 3.98kN/cm2

39.8MPa140MPa

36

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上吊杆设计

选用48上吊杆，螺纹深度h4.5mm

Q3.14164.80.45

2474.3614.8625.003kN/cm2

50.03MPa连接块验算 上连接块验算

Qf74.36114.853.45kN/m234.5MPa85.0MPaA3钢

85.0MPa

下连接块最小截面比上连接块大，可不验算。

2.7 索夹设计

2.7.1 索夹尺寸见大图3

2.7.2 U形环强度验算

U行环采用45号铸钢

170MPa,100MPa

Ⅰ-Ⅰ截面拉应力验算

Q/2F74.36/2124.8531.733kN/cm2 Ⅱ-Ⅱ截面剪应力验算

QF74.361232.07kN/cm220.7MPa Ⅲ-Ⅲ截面剪应力

Q74F.36124.8533.47kN/cm234.7MPa 37

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2.7.3索夹净截面强度验算

Ⅰ-Ⅰ截面剪应力验算

Q/2F74.362.05kN/cm220.5mPa 24.824Ⅱ-Ⅱ截面钢销对U形环的挤压应力

Q/274.36/22.582kN/cm225.82MPa

F34.8容许挤压应力为255MPa(查《公路桥涵钢结构及木结构设计规范》 1.2.5)

2.8 桥塔计算

2.8.1 桥塔及基础尺寸

1.设计荷载汽-10

2.地基：强风化黑云斜长片麻岩0480kPa 3.风压500Pa

4.材料桥塔用20号钢筋混凝土，基础下半部用20号混凝土 5.构造见图

2.8.2 桥塔计算

2.8.2.1 基本假定

1.桥塔本身为一框架结构，塔脚当作嵌固考虑，桥塔分别按纵向(顺桥方向)及横向(垂直桥轴方向)两种情况计算应力

2.风力只计算横向引起的应力

3.温度变化使桥塔产生的应力只计温度降低的影响，因控制桥塔设计的外力主要是垂直力，而温度降低时产生的垂直力最大。

4.混凝土收缩影响。按照温度降低15C考虑。 5．不计地震力

2.8.2.2 塔拄承受的荷载计算

帽梁：

1v17.702.10.50.52.17.71.57.1(2.11.5)(7.77.1)68.0856.675 14.76m3

38

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G12514.76369kN

每个柱

G1184.5kN 2上柱

v1.21.527.4126.676m3

2G22526.676666.9kN

每个柱

G22666.92333.45kN 横梁

v314.71.57.05m3

G3257.05176.25kN

每个柱

G32176.25288.125kN 下柱

v427.361.21.526.496m3

G42526.496662.4kN

每个柱

G4662.422331.2kN 基础

v59.12.83.5.18m3

G525.182229.5kN

边跨支反力估计200kN每根塔柱 重力式桥墩(以南岸桥墩计算为例)表2-8 表2-8 塔柱承受的垂直力及水平力汇总表39

浙江工业大学本科毕业设计计算书 项目

水平力

恒载

钢索传来汽车活载 的力 人行活载

温度

索鞍重力 塔顶力的总合

666.18 516.15 帽梁 上柱 横梁 下柱 汽车荷载 人群 风力

Ⅱ-Ⅱ断面

合计 墩身 合计

活载靠近塔柱AKNB

垂直力 280.46 2. 217.24 224.41

132.19 136.52

30 184.5 331.2 88.125 331.2 50 15.13

13.3

垂直力合计 570 441.65 87 268.71 30

1128.75 1397.46

184.5 331.2 88.125 331.2 50 15.13

13.3

2167.205 2435.915

2229.5 4346.705 4665.415

Ⅰ-Ⅰ断面

辊轴滚动产生的摩阻力按下式计算

F1N0 r式中：N0——塔顶处垂直力 r——辊轴半径r95mm

对塔未计入温度影响

N01128.75kN

计入温度影响

N01397.46kN

得

H0温1397.4614.71kN 951128.75H011.88kN

952.8.2.3 桥塔内力计算

桥塔分别按顺桥方向(纵向)及垂直桥面轴方向(横向)二种情况进行计算 桥塔纵向内力计算

不计地震荷载的内力计算

桥塔的纵向作用力为主索，锚索传来的垂直力及索鞍辊轴与支座的水平摩擦力。不考虑塔柱平面的扭曲作用及剪力引起的应力，塔柱弯曲应力由下式计算

40

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NH0xN0yN0c AWx式中：N0——分别为作用塔顶的纵向水平力和竖向力

y——塔柱顶的水平位移量 c——索鞍位移量 桥塔各断面的变位计算 由辊轴滚动摩擦力

H0温14.71kN H011.88kN

塔顶与计算断面间的位移以塔顶为原点

yx值可采用近似公式计算(即将yyx0sin2l用级数展开)

y3x1x3yx0y02h2h

式中：h——塔柱高度18.57m

x——塔顶到计算断面距离

y0——塔顶水平位移

桥塔18.57m xII15.77m

塔顶水平位移采用材料力学的方法计算

yH30l3EI.77 I10 l015121.531.20.3375

E2.6104MPa

11.8815.773y032.61070.33750.00177m 表2-9 应力计算表

N0kN

1128.75

塔顶作用力

续表2-9

H0kN

11.88 计算断面至塔顶H0作用点距离xm

15.77 yiy0

0.00177

41

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计算断面垂直力(kN) 2167.205 索鞍辊轴位移量

0.0258 1MH0xkNm

187.35 边跨自重反力(kN) 200 支点到断面中心距e(m)

-0.6 2M边RekNm

-120.00 主桥活载反力RkN

65.13 主桥支座偏心

0.6 3M主R主e kNm

39.08 桥制动力(kN)

150 制动力距计算断面距离d(m)

7.42 4M制TdkNm

1114.5 边跨支座摩擦力f(kN) 105 F距各断面距离e (m)

8.04 5MffekNm

844.2 塔顶荷载偏心y1cm

0.02757 6M偏N0y1c

31.12 弯距组合Ⅰ①+②+③+④+⑥ 1252.05 弯距组合Ⅱ①+②+③+④+⑤+⑥

2096.25 断面积m2

1.8 正应力NAMPa 1.2 截面抵抗距W2xm

0.9 摩应力MWMPa 1.28

续表2-9

弯应力MWMPa 2.32 max1MPa 2.48 maxMPa

2.52 min1MPa

-1.12

42

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minMPa

-1.32

桥塔横向内力计算 系数计算

(1)帽梁(横梁)a-b的截面特征计算(图2-12)

图2-12 ab梁截面

2.10.50.251.80.50.752.10.51.80.5s1

s1=0.48m

I2.10.532.10.50.231.80.53ab21.80.50.27712120.162m4

(2)cd梁截面

I1.513cd120.125m4

43

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001150

图2-13 cd梁截面

主力计算 (1)横梁重力计算 上横梁a-b重力

g2.10.52.11.512520.51.0

45.94kN/m

下横梁c-d重力

g2251.51137.5kN/m

ansys计算结果如下：

PRINT FORC ELEMENT SOLUTION PER ELEMENT

***** POST1 ELEMENT NODE TOTAL FORCE LISTING *****

LOAD STEP= 0 SUBSTEP= 1 TIME= 2.0000 LOAD CASE= 0

THE FOLLOWING X,Y,Z FORCES ARE IN GLOBAL COORDINATES

ELEM= 1 FX FY MZ 1 -6.9367 -246.15 16.094 2 6.9367 246.15 31.491

ELEM= 2 FX FY MZ 2 -16.823 -135.52 59.387 3 16.823 135.52 82.433

ELEM= 3 FX FY MZ 6 6.9367 -246.15 -16.094 5 -6.9367 246.15 -31.491

44

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ELEM= 4 FX FY MZ 5 16.823 -135.52 -59.387 4 -16.823 135.52 -82.433

ELEM= 5 FX FY MZ

3 -16.823 -135.52 -82.433 4 16.823 -135.52 82.433

ELEM= 6 FX FY MZ 2 9.8866 -110.62 -90.879 5 -9.8866 -110.62 90.879

(2)风荷载作用下桥塔杆件内力计算 锚索外露高度7m 锚索长度

71 l2.3则

l72.316.1m 1锚索纵断面高度为0.117m (风力W00.5kN/m)

P0.516.1m0.1170.94kN 主索风压力自上部结构计算约得0.1kN/m

11P1680.10.943.87kN

22桥塔本身承受的风力

为简化计算：假定风力分别作用在帽梁和横梁承受本身风力及柱风力的一半，横梁承受上下柱风力一半和来自桥上的风力。

帽梁本身风力

2.11.5P锚0.52.10.50.50.975kN

2P2P锚0.67.411.50.9752.7793.7kN 2横梁承受风力

主桥面及人行道迎风面高

h0.360.140.070.250.82m 迎风面积

W1650.8253.3m2

边跨

45

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W2130.8210.66

P31650.470.553.310.667.411.57.361.5 2P336.80kN

(3)风力作用时的内力

将作用于塔顶风力移至帽梁a-b节点处，并附加一力偶M0风力(主索及锚索承受的风力距帽梁形心)

h134861cm

则

Mab3.870.612.36kNm

P3.873.757.62kN

ansys计算结果如下：

PRINT FORC ELEMENT SOLUTION PER ELEMENT

***** POST1 ELEMENT NODE TOTAL FORCE LISTING *****

LOAD STEP= 1 SUBSTEP= 1 TIME= 1.0000 LOAD CASE= 0

THE FOLLOWING X,Y,Z FORCES ARE IN GLOBAL COORDINATES

ELEM= 1 FX FY MZ 1 22.472 32.033 -.828 2 -22.472 -32.033 -.331

ELEM= 2 FX FY MZ 2 3.7916 6.9971 -9.8172 3 -3.7916 -6.9971 -22.146

ELEM= 3 FX FY MZ 6 21.948 -32.033 -87.777 5 -21.948 32.033 -62.785

ELEM= 4 FX FY MZ 5 3.8284 -6.9971 -10.776 4 -3.8284 6.9971 -21.497

ELEM= 5 FX FY MZ 3 -3.8284 6.9971 19.786 4 3.8284 -6.9971 21.497

46

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ELEM= 6 FX FY MZ 2 -18.119 25.035 74.148 5 18.119 -25.035 73.561

(4)温度降低及混凝土收缩引起的桥塔杆件内力的计算 最高温度 420 最低温度 200 合拢温度 200

温度变化 4220220C混凝土收缩按相当于降温150C考虑，其计算温度

TH2215370C

中横梁对塔柱脚相对变位为

0.00001 ， lcd5.9m

THlcd

10.00001370C590cm 20.10915cm12将中横梁两端固定时，由于相对位移产生的固端弯距

MceMecMfdMdf6EK (2-7) lecE2.7104/1.51.9104MPa

k26596cm3

代入(2-7)式

MceMec61.8107265961060.10915102457kNm

686102ansys计算结果如下：

PRINT FORC ELEMENT SOLUTION PER ELEMENT

***** POST1 ELEMENT NODE TOTAL FORCE LISTING *****

LOAD STEP= 1 SUBSTEP= 1 TIME= 1.0000 LOAD CASE= 0

THE FOLLOWING X,Y,Z FORCES ARE IN GLOBAL COORDINATES

ELEM= 1 FX FY MZ

47

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1 43.573 -0.245E-14 -99.099 2 -43.573 0.245E-14 -199.81

ELEM= 2 FX FY MZ

2 20.674 -0.26766E-14 -140.09 3 -20.674 0.26766E-14 -34.195

ELEM= 3 FX FY MZ 6 -43.573 0.57786E-14 99.099 5 43.573 -0.57786E-14 199.81

ELEM= 4 FX FY MZ 5 -20.674 0.19536E-14 140.09 4 20.674 -0.19536E-14 34.195

ELEM= 5 FX FY MZ 3 20.674 -0.35527E-14 34.195 4 -20.674 0.35527E-14 -34.195

ELEM= 6 FX FY MZ 2 22.9 0.0000 -117.10 5 -22.9 0.0000 117.10

三项总和ansys计算结果如下：

PRINT FORC ELEMENT SOLUTION PER ELEMENT ***** POST1 ELEMENT NODE TOTAL FORCE LISTING *****

LOAD STEP= 1 SUBSTEP= 1 TIME= 1.0000 LOAD CASE= 0

THE FOLLOWING X,Y,Z FORCES ARE IN GLOBAL COORDINATES

ELEM= 1 FX FY MZ

1 59.109 -214.12 -172.83 2 -59.109 214.12 -232.65

ELEM= 2 FX FY MZ

2 7.22 -128.53 -90.515 3 -7.22 128.53 26.092

ELEM= 3 FX FY MZ

6 -14.6 -278.18 -4.7726 5 14.6 278.18 105.

ELEM= 4 FX FY MZ

48

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5 -0.22166E-01 -142.52 69.922 4 0.22166E-01 142.52 -69.735

ELEM= 5 FX FY MZ

3 0.22166E-01 -128.53 -28.452 4 -0.22166E-01 -142.52 69.735

ELEM= 6 FX FY MZ

2 14.667 -85.590 -133.83 5 -14.667 -135.66 281.

2.8.2.4 桥塔横梁设计

(1)ab梁

图2-14 ab梁 在截面上缘采用1225下缘采用820(图2-14) 上缘钢筋面积Fg58.92cm2 下缘钢筋面积Fg25.13cm2

a5cm h0100595cm n10

12210x21058.92x51025.1395x 105x2840.5x2681.950

x12.5cm

顶横梁ab与柱相连处为一危险截面，危险截面距柱中心距离为60cm 上横梁的计算跨径为590cm 上横梁重力正弯距g45.94kN/m

45.945.90.32M20.345.94238.6kNm

由表查杆端最大弯距

Mab82.433kNm

49

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M82.433kNm

ba由图2-15得

60 60 295 295 图2-15

x5.982.43382.43382.433 Mx2.95m2.950.682.4332.9565.67kNm 横梁重力负弯距

Mab82.433kNm

M6.6782.43338.621.84kNm

按极限状态进行强度检算

Mh38.682.43343.83kNm

Md65.67kNm

荷载组合

Mj43.840.865.671.350.299kNm

1rRx1''10.125abxh02rRgAg112.10s1.25.1250.952 c 11.253400.00520.950.05 3492.478kNmmj50.299kNm按容许应力法进行验算

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I1321012.51025.139512.521058.9212.552 1.880106cm465.6743.8412.5n1.8801060.145MPa1.5315MPa

1065.6743.839512.5g1.881069.58MPa1.5315MPa

(2)cd梁

在截面上缘配筋采用820下缘用1025上缘钢筋面积

F'25.13cm2 h0100595cm

下缘钢筋截面积

Fa49.1cm2

S2y12150x1025.13x5 Sl1049.195x

x20.8cm

I1315020.831025.1320.852 3.22106cm4塔柱与横梁cd的连接处应力验算 断面处恒载弯距

5.90.32Mg37.520.337.5231.5kNm

查表

Mcd133.83kNm Mdc281.kNm Mg90.879

x'5.9133.83133.83281.1.9m

x5.91M.94m

40.6133.83j41138kN 113.831.590.879.42kNm

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Mm31.590.87959.4kNm

Md.42kNm

荷载组合

Mj59.40.8.421.323.23kNm

按极限状态法进行强度验算

1x1'''Rabxh0RgAgh0ag rc2rs10.2081112.10.2080.953400.002513(0.950.05)1.2521.25 3867.1kNmMj按容许应力法验算

.4220.80.35MPa1.5 103.221010.429520.8y12.MPa1.5 63.2210n符合要求

2.8.2.4 桥塔塔柱设计

断面尺寸及钢筋布置已在塔柱纵向计算中确定

根据容许应力计算结果，柱边缘出现拉应力，属大偏心构件，现沿柱周边配20受力钢筋如图2-16所示

立面截面

b1.5m h1.2m

12Φ25 12Φ25 120 150

图2-16 塔拄截面布置

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FaFa0.003769m2

按单筋计算

RgAgRabx3400.003769111.2x'

x0.097m

Mj0.816.0941.3172.83211.8kNm

SdrgMgrMw1.21.016.0941.0172.83188.1kNmMj

安全

2.8.3 桥塔基底应力验算

基底应力检算：

NM4665.415172 AWx31.852.21227kPa480kPa

265kPa480kPa安全

2.9 锚碇计算

锚碇的拉杆按六边形均匀分布于200150cm的范围内，其锚碇板为板长6.4m宽3m厚1.5m的钢筋混凝土板，混凝土标号为20号，支承于全风化斜长片麻岩。

计算数据 主索最大拉力

Hh666.18kN Hq516.15kN

荷载组合：

1.2SG1.4SQ11.2666.161.4516.151522.026kN

承托板采用20号混凝土，尺寸为0300150cm钢筋采用25 承托板两端支承于岩石上，承压应力350kPa 支承岩石抗剪力取70kPa 承托板的计算

承托板计算按等厚度简支板 计算跨径

'l60t360150510cm

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内力计算 1处的弯距l12.0m 2Ml/21522.026ll12241522.0265.122241560.08kNm

Ml/41522.02625.14970.29kNm Q1522.0262761.013kN

正截面设计 跨中截面

bh31.5m

主筋采用层80Φ25钢筋 受拉钢筋净保护层取5cm

a52.77.7cm

h01507.7142.3cm

中性轴位置按《桥规》式4.1.6-2计算 单筋截面 xRgAgMPa800.000491R340ab11MPa30.4m

1rRbxhx10.4a021.25110.41.4232c 12914.88kN1707.04kN安全 x0.4m0.551.4230.783m

受压区高度符合条件

l/4处截面

b331.54.5m2

主钢筋采用两层5025钢筋

h0142.3cm

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RgAg340500.000491xR1130.25m

ab1rRx1251.4230.25abxh01130. c21.2528566.8kNm970.29kNm

安全

x0.25m0.551.4230.783m

受压区高度符合条件 斜截面抗剪强度验算

箍筋采用8，间距@30cm每边用14根8，弯起钢筋分两断设置。 a——b假定采用3025弯起钢筋，按“桥规“式4.1.10-1验算强度如下：QjQhkQw

Qhk0.0349bh02pRkRgk (2-8)

式中

k14kAs0.50.000752 kb30300R20MPa

Rgk340MPa

代入(2-8)式得 Qhk0.0349300142.35.5200.000752340 3736.3kNQw0.06RgkAwsin0.06340304.910.70701 2124.8kNQhkQw3736.32124.85861.1kN761.013kN

bc段设6根弯起钢筋，箍筋布置同前

Qw0.0634064.910.7071424.96kN

QhkQw29.76kN829.778kN

锚碇基础验算

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按现行《公路桥涵地基与基础设计规范》(JTJ024-85)规定以容许应力法计算。 岩石承压应力验算 承托板在岩石上的支承

F214030084000cm2

HHhHq666.18516.151182.33kN

TH1cos1182.3391712.346kN 00.T1F12.346840000.153MPa0.35MPa 抗剪稳定验算

沿主索锚固斜面，洞室岩层平均长度10m岩石直接平均容许剪应力为0.07MPa 斜面抗剪验算

12.346221.43.01011.9kN/m20.0119MPa0.07MPa

竖直面抗剪验算

VT1sin120.3987514.097

令抗剪面所需要的锚洞的平均高度为

h514.09221.441.50.070.85m

取4m，安全考虑，上面加片石覆盖

水平面抗剪验算

HT1cos12.3460.9171182.33kN

由于

lH10m

偏安全取10m计算

1182.33221.431010.19kN/m20.01019MPa0.07MPa.安全

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第三章 设计总结

毕业设计是大学生活的最后一个环节，是一个综合运用基础知识和专业知识、理论联系实际的过程，也是毕业生对大学四年所学知识总结、巩固、深化理解的过程，使毕业生能在走上工作岗位后较快的适应社会需要。

通过这次毕业设计，我基本上掌握了桥梁设计的一般程序，全面复习了涉及到的各种学科。为以后步入工作岗位打下了良好的基础。

设计一座桥梁包括以下几个阶段：桥梁的规划设计、初步设计(方案设计)，技术设计和施工图设计，其中涉及到数学、各大力学、建筑材料、工程地质、钢筋混凝土工程等基础知识。设计过程不但总结了过去所学的，还有很多知识是从来没有接触到的。我所设计的悬索桥是课堂上老师很少讲的，尤其是索的设计更是第一次接触，设计过程遇到很多难题，最后在老师和同组同学的帮助下都的解决了，让我大大的开阔了眼界，增长了知识。

桥梁的未来发展方向是大跨、轻质、美观。悬索桥是迄今为止跨度最大的桥梁，它往往成为一个地区的标志性建筑，符合人们的审美观。可以说悬索桥在今后很长一段时间内还是大跨桥的首选，发展前景还很广阔。我设计的悬索桥虽然跨度只有94m，但基本的设计过程、设计原理与大跨悬索桥还是有相当大联系的，设计结束后自己也有一种成就感。

通过本次设计，我充分的意识到学无止境的道理，书到用时方恨少，这次设计让我感到自己知识是多么匮乏，我也意识到要想做一名合格的桥梁工程师，必须要付出辛勤的劳动和汗水。

由于设计时间紧迫，我本人知识、水平有限，错误、疏漏在所难免，希望各位老师、同学给予批评指正，本人不胜感激。

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参考文献

[1] 徐君兰. 桥梁计算示例集 悬索桥[M].北京：人民交通出版社，1991 [2] 周远栎 徐君兰. 钢桥[M]. 北京：人民交通出版社，1991 [3] 徐君兰. 悬索桥[M]. 北京：人民交通出版社，2001

[4] 小西一郎. 钢桥，第一分册[M].北京：人民铁道出版社，1981 [5] 尼尔斯J.吉姆辛. 缆索承重桥梁[M].北京：人民交通出版社，1992 [6] 交通部. 公路桥涵设计规范[S].北京：人民交通出版社，1999

[7] 吴恒立. 悬索与悬索桥及薄壁杆件理论[M].重庆：重庆大学出版社，1987 [8] 钱冬生 陈仁福. 大跨悬索桥的设计与施工[M].成都：西南交大出版社，1999 [9] 刘健新 胡兆同. 大跨度悬索桥[M].北京：人民交通出版社，1996 [10] 公路索的特性[J]. 铁道建筑技术，1997(5.6)：23~40 [11] 冯忠居. 基础工程[M].北京：人民交通出版社，2001 [12] 雷俊卿. 悬索桥设计[M].北京：人民交通出版社，2002 [13] 周孟波. 悬索桥手册[M].北京：人民交通出版社，2003

[14] 陈仁福. 大跨悬索桥理论[M].成都：西南交通大学出版社，1994 [15] 李富文. 钢桥[M].北京：中国铁道出版社，1976

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致 谢

感谢导师秦教授的精心指导和悉心关怀。在我毕业设计过程中，由于是第一次接触悬索桥，设计初期问题出了很多，理不出头绪。是张老师给我耐心的解答每一个问题，让我少走了很多弯路，快速的完成了设计。

在学习期间还得到了许多同学的帮助和支持。同组的成员给我讲解了很多专业问题，在这里向他们表示深深的谢意！

最后感谢家人对我的鼓励和关怀！

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