港口航道与海岸工程毕业设计

大连理工大学毕业设计 营口市船舶修造基地 二期 五万吨级舾装码头工程营口市船舶修造基地 二期 五万吨级舾装码头工程 目录目录 第 0 章 摘要 4 第一章 前期资料 6 第二节 波高玫瑰图绘制 8 第二章 平面布置设计 9 第一节 码头前沿顶高程 9 第二节 码头前沿设计水深 9 第三节 码头前沿底高程 10 第四节 码头泊位长度 10 第三章 平面图及断面图 11 第四章 荷载计算 11 第一节 舾装码头面荷载 11 第二节 船舶荷载 11 1 作用于船舶上的风荷载 11 2 系缆力 12 3 挤靠力 14 4 撞击力 14 第三节 水平地震惯性力 15 第五章 面板计算 17 第一节 设计条件 18 第二节 计算 叠合板 19 一 施工期预制板的内力计算 19 二 使用期计算 20 三 板的吊运 23 第三节 荷载组合 24 第四节 配筋计算 25 第六章 纵梁计算 26 第一节 设计条件 26 第二节 内力计算 26 1 施工期 26 2 使用期 28 第三节 荷载组合 32 第四节 配筋计算 33 第五节 裂缝验算 34 第七章 横梁计算 36 第一节 设计条件 36 第二节 内力计算 36 1 施工期 36 2 使用期 37 第三节 荷载组合 55 第四节 配筋计算 59 第五节 裂缝验算 61 第七章 桩的计算 62 第一节 设计条件 62 第二节 配筋计算 62 第三节 裂缝验算 63 第八章 整体稳定性验算 64 第第 0 章章 摘要摘要 摘要 本次设计的港址位于营口鲅鱼圈区北部 田家崴子西海岸 码头为舾装码 头 采用高桩码头形式 窄桩台 单个泊位 泊位长度 273 米 码头前沿顶高 程 5 2 米 底高程 6 66 米 码头前沿水深 6 9 米 高桩码头采用梁板结构 面板采用叠合板 预制部分厚度 0 4 米 现浇部分 0 15 米 面板施工期间 按简支板计算 预制板配筋是应考虑吊装时板的变形和裂缝开展 使用期间板 的计算按连续板计算 根据板的长边和短边的比 确定板为单向板 配筋是按 短边的弯矩进行配筋 纵梁采用叠合梁 施工期间 按简支梁进行计算 吊装时还需验算吊装时 梁的变形和裂缝是否符合要求 使用期 按连续梁进行计算 连续梁计算时 需考虑均布荷载最不利位置 以求出特定跨中最大正弯矩 以及支座最大剪力 和负弯矩 门机荷载需要利用影响线的原理 查出门机在梁上移动时每个特定 点的弯矩和剪力 以找出最不利位置时梁的最大弯矩和剪力 然后 根据最不 利组合 确定设计弯矩和剪力 配筋完毕后还得进行抗裂验算 横梁采用叠合梁 在安装预制横梁时 按简支梁进行计算 在面板浇筑时 梁按弹性支撑连续梁进行计算 使用期 梁按弹性支撑连续梁进行计算 弹性 支撑连续梁计算时采用三弯矩方程 计算出各支座的反力和弯矩 跨中弯矩采 用简支梁的算法求出 配筋及抗裂验算与纵梁相同 桩的设计荷载采用打桩时的产生拉应力作为控制荷载 配筋和验算都采用 这一荷载 靠船构件按悬臂梁进行计算 配筋完毕需进行抗裂验算 按圆弧滑动法验算土坡稳定性 验算时不考虑上部结构自重及作用在其上 的荷载 不计截桩力 本设计的重点是梁 板 桩的设计 Summary The design of the port site is located north of Yingkou District Tian Wei sub west coast Outfitting pier to pier using high pile wharf form narrow pile units Single berth berth length of 273 meters quay top elevation of 5 2 m the bottom elevation 6 66 meters quay depth 6 9 m Slab structure using high pile wharf Panel with laminate Prefabricated section thickness 0 4 m 0 15 m cast part Panel construction period calculated by simply supported plate panels should consider when lifting reinforcement plate deformation and crack development During use is calculated using the continuous sheet plate calculated based board long side and the short side ratio of one way plate specifying plate Reinforcement is based on the short side of the bending moment reinforcement Stringer using composite beam During construction according to Charpy calculated Checking needed when lifting when lifting beam deformation and fracture compliance Of use according to the continuous beam calculation Continuous beam calculation consider the most unfavorable position uniformly distributed load in order to span a specific maximum positive moment and shear and bearing maximum negative moment Door influence line load need to use the principles found in the beam gantry crane moves each specific point bending moment and shear force to identify the most unfavorable position of maximum bending moment and shear beam Then according to the most unfavorable combination determine the design bending moment and shear force After the crack had to be reinforced checking Beam using a composite beam When installing prefabricated beams calculated according to Charpy pouring in the panel the beam by elastic support continuous beam calculation Use of the beam by the elastic support continuous beam calculation Elastic support continuous beam calculations using three moment equations to calculate the bearing reaction forces and moments moments span simply supported beam algorithm derived Checking and stringer reinforcement and crack the same Piling pile design load when using tensile stress as the control loads reinforcement and checking are using this load By boat component is calculated according to the cantilever the need for crack resistance reinforcement is completed Checking on circular slip France slope stability checking does not consider the upper structure weight and the loads acting on excluding cut pile force This design is focused beams plates pile design Keywords wharf laminated beams laminated boards piles 第一章第一章 前期资料前期资料 第一节 修船吨位的预测 根据提供的数据 近 10 年修船吨位统计表 年份修船吨位 万吨 199812 0 199913 5 200015 0 200117 2 200219 0 200320 5 200424 0 200526 8 200629 0 200730 0 我们可以推求出 2015 年的修船吨位数 散点图 由散点图可见 函数关系符合线性关系 因此我们可以采用时间序列法推 求 2015 年的修船吨位数 设 年份自变量为 x 修船吨位数为 y 则 y a bx 式中 xby xx yxxxy a n i i n i ii n i i 1 2 11 2 n i i n i ii xx yyxx b 1 2 1 n i i x n x 1 1 n i i y n y 1 1 序号年份修船吨位 万吨 1199812 0 2199913 5 3200015 0 4200117 2 5200219 0 6200320 5 7200424 0 8200526 8 9200629 0 10200730 0 求得 a 8 99 b 2 13 故 y 8 99 2 13x 进而推求出 2015 年的修船吨位数为 y 8 99 2 13 18 47 33 万吨 第二节 波高玫瑰图绘制 鲅鱼圈 1990 1994 年波高频率统计表 波向 频率 波高 0 6 m 0 7 1 0 m 1 1 1 5 m 1 6 m 合计 N3 891 250 530 125 77 NNE5 283 061 240 209 79 NE5 001 680 510 047 23 ENE0 370 020 39 E0 120 12 ESE0 060 06 SE1 150 021 17 SSE3 420 183 60 S7 140 707 84 SSW6 781 410 248 44 SW10 522 110 490 0613 18 WSW4 980 670 040 025 71 W2 620 180 020 022 85 WNW1 210 280 021 52 NW3 460 730 264 46 NNW2 660 750 360 023 81 C24 01 合计 82 6713 043 750 49100 绘制波高玫瑰图 0 6m 0 7 1 0m 1 6m 1 1 1 5m 50 第二章第二章 平面布置设计 平面布置设计 设计水位 设计高水位 4 00m 设计低水位 0 24m 极端高水位 5 14m 极端低水位 1 69m 第一节 码头前沿顶高程 根据 海港总平面设计规范 TJT211 99 4 3 3 有掩护港口的码头前沿高程为计算水位和超高值之和 应按表 4 3 3 中的基本标准和复核标准分别计算 并取大值 E 4 0 1 2 5 2 米 基本标准 E 5 14 0 5 14 米 复核标准 故 码头前沿顶高程取 E 5 2 米 第二节 码头前沿设计水深 根据 海港总平面设计规范 TJT211 99 4 3 5 1 4321 ZZZZTD 4 3 5 2 1 42 ZKHZ 式中 码头前沿设计水深 m D 设计船型满载吃水 m T 龙骨下最小富裕深度 m 采用表 4 3 5 中的数值 1 Z 波浪富裕深度 m 当计算结果为负值时 取 0 2 Z 2 Z 船舶应配载不均而增加的艉吃水值 m 杂货船可不计 散货船和 3 Z 油船取 0 15m 备淤深度 m 根据回淤强度 维护挖泥间隔期及挖泥设备的性能 4 Z 确定 不小于 0 4m 系数 顺浪取 0 3 横浪取 0 5 K 码头前允许停泊的波高 m 波列累积频率为 4 的波高 根据当 4 H 地波浪和港口条件确定 查表 4 3 5 2 0 1 Z 不考虑港内波浪时 0 2 Z 0 3 ZmZ4 0 4 mT3 6 故 mD9 64 0002 03 6 第三节 码头前沿底高程 E LWL D 式中 E 码头前沿底高程 LWL 设计低水位 D 码头前沿水深 故 E 0 24 6 9 6 66m 第四节 码头泊位长度 根据 海港总平面设计规范 TJT211 99 4 3 6 码头泊位长度 应满足船舶安全靠离作业和系缆的要求 对有掩护 港口的通用码头 其泊位长度可按下式确定 dLLb2 式中 码头泊位长度 b L L 设计船长 d 富裕长度 m 采用表 4 3 6 中的数值 根据表 4 3 6 取 d 23m 则 mLb27348225 第三章第三章 平面图及断面图 平面图及断面图 见附图 第四章第四章 荷载计算 荷载计算 第一节 舾装码头面荷载 1 均布荷载 m KN 2 30 2 集中荷载 255 h M 门机 第二节 船舶荷载 根据 港口工程荷载规范 TJT215 98 1 作用于船舶上的风荷载 10 2 1 作用于船舶上的计算风压力的垂直于码头前沿的横向分力和平行于 码头前沿线的纵向分力宜按下列公式计算 25 106 73 xxwxw VAF 25 100 49 yywxw VAF 式中 分别为作用于船舶上的计算风压力的横向和纵向分 力 KN ywxw FF 分别为船体水面以上横向和纵向受风面积 m2 ywxw AA 分别为设计风速的横向和纵向分量 yx VV s m 风压不均匀折减系数 当船舶半载或压载时受风面积最大 故按半载或压载时计算 半载或压载时 DWA DWA yw xw log628 0019 0 log log727 0283 0log 式中 DW 船舶载重量 t 50000log628 0019 0log628 0 019 0 log 50000log727 0283 0 log727 0 283 0log DWA DWA yw xw 得 2 2 154 933 086 5002 mA mA yw xw 查表 10 2 3 得 0 1 65 0 yx 船舶在超过九级风 最大风速 V 22m s 时离开码头到锚地避风 所以去 smVV yx 22 KNF KNF yw xw 31 2210 122154 933100 49 2 115865 0 22086 500210 6 73 25 25 不考虑作用于船舶上的水流力 2 系缆力 根据 港口工程荷载规范 TJT215 98 sin coscos cossin coscoscossin NN NN NN FF n K N z y x yx 式中 1530 6 3 1 nK 情况一 0 22 yx VsmV 0 2 1158 y x F KNF 则 KN N 41 51704 2388 6 3 1 97 05 0 2 1158 6 3 1 15cos30sin 2 1158 6 3 1 情况二 22 0smVV yx KNF F y x 31 221 0 KN N 82 5625 262 6 3 1 97 0 87 0 31 221 6 3 1 15cos30cos 31 221 6 3 1 根据 10 4 5 条规定 作用于系船柱上的系缆力标准值不应小于表 10 4 5 1 和表 10 4 5 2 所列的数值 5 万吨级系缆力的标准值为 650KN 故取系缆力 的标准值取 650KN 故 KNNN KNNN KNNN z y x 23 16815sin650sin 74 54315cos30cos650coscos 93 31315cos30sin650cossin 3 挤靠力 根据 港口工程荷载规范 TJT215 98 护舷间距应保证在靠泊时船不会撞到相邻护舷之间的岸壁上 间距值可按 下式计算 2 2 2hRRL 式中 L 护舷间距 R 船侧舷压缩后最小曲率半径 h 护舷压缩后的高度 根据护舷设计的压缩量 确定间距值为 15m 护舷等间隔布置 则 kNF n FK F x x j 2 1158 其中 故15 3 1 nK kNFj38 100 15 2 11583 1 4 撞击力 根据 港口工程荷载规范 TJT215 98 10 6 2 船舶靠岸时的有效撞击能量可按下式计算 0 E 2 0 2 n MVE 式中 船舶靠岸时的有效撞击能量 KJ 0 E 有效动能系数 取 0 7 0 8 M 船舶质量 t 按满载排水量计算 船舶靠岸法向速度 m s n V 查表 10 6 4 1 得 75 0 smVn1 0 满载排水量 tf DWf 68183 8337 4 50000log991 0 177 0 log991 0 177 0 log KJE tfM 69 2551 068183 2 75 0 68183 2 0 选择 SA A1000 750 1000 低反力型 RI 橡胶护舷 KNRKJE820 266 第三节 水平地震惯性力 根据 水运工程抗震设计规范 JTJ225 98 5 2 1 板梁式 无梁面板式 桁架式和实体墩式高桩码头 可按单质点考 虑 其水平向地震惯性力标准值宜按下列公式计算 321 WWWW WCKP HH 式中 作用在上部结构重心的水平向地震惯性力标准值 KN H P C 综合影响系数 取 0 30 对于接岸的窄桩台码头 视岸坡适当提高 但不超过 0 50 水平向地震系数 按 5 1 4 采用 H K 动力放大系数 按相应计算方向的建筑物自振周期和场地类别查设 计反应谱 见图 5 1 4 求得 建筑物自振周期按附录 A 确定 W 换算质点总重力标准值 KN 建筑物的梁板 桁架 盖板 桥跨等固定设备重力标准值 KN 1 W 建筑物上的荷载重力标准值 KN 2 W 嵌固点以上的桩身重力标准值 嵌固点位置按有关规定确定 KN 3 W 桩身重力折减系数 当桩顶和上部结构为固接时取 0 37 铰接时取 0 24 横梁自重 KN 4 5272565 148 08 1 纵梁自重 KN75625746 08 1 面板自重 KN61 151225759 065 14 嵌固点的确定 根据 港口工程桩基规范 JTJ 254 98 4 3 3 条规定 Tt 式中 t 受弯嵌固点距泥面的深度 m 系数 取 1 8 2 2 桩顶铰接或桩的自由长度较大时取较 小值 桩顶嵌固或桩的自由长度较小时取较大值 T 桩的相对刚度系数 m 按附录 C 确定 5 0 mb IE T PP 式中 m 桩侧地基土的水平抗力系数随深度增长的比例系数 桩材料的弹性模量 p E 桩截面的惯性矩 p I 桩的换算宽度 d 为桩受力面的桩宽或桩径 0 bdb2 0 其中 4 0 1 0 CKH 得 T 2 43m 0 2 则 mt86 4 桩宽为 0 6m 圆形空心 直径为 0 3m 则 桩的面积为 0 0774m2 故桩的重量 kNW55 106 3 kNW94 591155 10637 0 50 307640 52775661 1512 而 25 2 3 0 9 0 T g W T 2 kNm KK zd zddz hh 1073 7 sin coscos 6 2 2 22 66 1 25 2 42 0 3 0 42 0 9 0 T kNWCKP HH 55 39294 591166 1 1 04 0 第五章第五章 面板计算 面板计算 选择一块中板进行计算 第一节 设计条件 1 作用 1 永久作用 面板自重 2 可变作用 1 堆货 30KN m2 2 集中荷载 汽车 10t 3 施工荷载 2 5KN 汽车荷载标准值和平面尺寸 一辆车总重力 KN 前轴重力标准 值 KN 后轴重力标准 值 KN 轴距 m 轮距 m 10030704 01 8 前轮着地宽度 和长度 m 后轮着地宽度 和长度 m 车辆外形尺寸 长 宽 0 25 0 200 50 0 207 2 5 2 材料指标 钢筋混凝土 25KN m3 第二节 计算 叠合板 一 施工期预制板的内力计算 此时按简支板计算 1 计算跨度确定 根据 高桩码头设计与施工规范 JTJ 291 98 4 1 3 1 条规定 1 弯矩计算跨度 melmhll nn 05 315 0 9 23 34 09 2 0 式中 h 为板厚 e 为搁置长度 故 ml05 3 0 2 剪力计算跨度 mll n 9 2 0 2 内力计算 永久作用产生的内力 面板自重 mKNq 75 1459 025 1 跨中弯矩 mKNlqM 15 1705 3 75 14 8 1 8 1 22 011 支座最大剪力 KNlqQ n 39 219 275 14 2 1 2 1 11 施工荷载产生的内力 2 5KN m2 跨中最大弯矩 mKNlqM 91 2 05 3 5 2 8 1 8 1 22 022 支座最大剪力 KNlqQ n 63 3 9 25 2 2 1 2 1 22 二 使用期计算 使用期叠合板可变作用内力计算 此时上层现浇混凝土已经达到设计强度 按 单向连续板计算 1 计算跨度 弯矩计算跨度 35 0 5 31 01 06 0 1 lmB 故 取 mll n 19 3 9 21 11 1 0 式中 l 梁的中心距离 m 梁的上翼缘宽度 m 1 B 剪力计算跨度 mll n 9 2 0 2 内力计算 堆货荷载 30kpa 跨中最大弯矩 mKNqlM 16 3819 3 30 8 1 8 1 22 0 支座最大剪力 KNqlQ 5 439 230 2 1 2 1 0 1 汽车荷载 移动集中荷载 平行于板跨时 后轮在板跨中间位置时 弯矩最大 垂直于板跨时 后轮靠近支座时 剪力最大 垂直于板跨时 平行于板跨时 根据 高桩码头设计与施工规范 JTJ 291 98 4 1 5 1 和 4 1 5 2 条规定 单个集中荷载平行于板跨方向的传递宽度 mhaa s 58 0 04 0 25 02 01 单个集中荷载垂直于板跨方向的传递宽度 mhbb s 28 004 022 02 01 4 1 6 1 条规定 平行于板跨方向的弯矩计算宽度 maac58 0 1 垂直于板跨方向的弯矩计算宽度 1 中置荷载 hb xl Kl bc 1 0 0 1 08 0 0 0 9 00 1 lB lB K 其中 119 3 2 3 0 lB 故 取 53 0 9 01 1 K mx95 1 9 2 2 1 mb28 0 1 mh59 0 mbc63 1 59 028 0 95 1 19 3 9 08 0 19 3 53 0 汽车荷载 kpa ba q cc 43 44 63 1 58 0 35 2 1 2 70 2 1 跨中弯矩 mKN al qaM 42 22 4 58 0 2 19 3 58 0 43 44 2 1 42 2 1 10 1 当垂直于板跨时 后轮贴近支座附近时 支座产生最大剪力 偏置荷载的计算宽度按 JTJ 291 98 4 1 7 2 的规定 xhbbcs6 08 1 01 式中 荷载位于板的自由边附近时 垂直于板跨方向的剪力计 cs b 算宽度 垂直于板跨方向荷载的传递宽度 1 b 板的有效高度 0 h x 荷载接触面积中心至支座边缘的距离 mbcs39 14 03 055 0 8 128 0 kpaq 1 52 39 1 58 0 2 70 2 1 KNQ44 31 9 2 85 0 05 2665 2 05 26 三 板的吊运 板的预制长度 6 5m 宽度 3 2m 查表 49 0 5 6 2 3 yx ll 故 mKNMox 06 62 34 0250592 0 2 mKNMoy 09 555 6101304 0 2 面板内力计算结果表 作用跨中弯矩 mKN 支座剪力 KN 永久作用自重 17 1521 39 施工 2 913 63 短暂 状况吊运 6 06 堆货 38 1643 5 可 变 作 用 持久 状况汽车 22 4231 44 第三节 荷载组合 承载力极限状态的作用效应组合 1 持久状况作用的持久组合 根据 JTJ 291 98 3 2 8 条规定 n i ikQiQiKQQKGGd QCQCGCS 2 1110 其中 1 0 故 mKNMMM kQkG 97 8216 385 115 172 15 12 1 11 KNQQQ kQkG 92 90 5 435 139 212 15 12 1 11 2 短暂状况作用的短暂组合 根据 JTJ 291 98 3 2 10 条规定 n i ikQiQikGGd QCGCS 1 mKNMMM QG 06 2906 6 4 115 172 14 12 1 正常使用极限状态的作用效应组合 1 持久状况作用的短期效应组合 QikGks SSS 1 mKNM 68 4716 388 015 17 2 持久状况作用的长期效应组合 QikGkl SSS 2 mKNM 05 4016 386 015 17 3 短暂状况作用效应组合 QikGk SSS mKNM 21 2306 6 15 17 第四节 配筋计算 混凝土指标 30 C 2 3 14mmNfc 2 43 1 mmNft 钢筋 HRB335 2 300mmNfy 保护层 50mm 单宽板条 mmb1000 mmh49555550 0 028 0 49510003 14 1097 822 1 2 6 2 0 bhf KM c s 029 0 211 s 2 0 681 300 495029 0 1000 3 14 mm f hbf A y c s 选择 实际面积 110 10 2 714mm 第六章第六章 纵梁计算 纵梁计算 第一节 设计条件 叠合梁 第二节 内力计算 永久作用情况按简支梁计算 可变作用情况按连续梁计算 1 施工期 按简支梁计算 预制纵梁部分 纵梁的受力宽度 3 5m 板的自重 计算公式自重 面层245 304 0 3 36 现浇层255 315 0 13 13 预制板255 34 0 35 51 49 梁的自重 mKN 27258 16 0 施工荷载 mKN 75 8 5 35 2 mKNq 24 8775 8 2749 51 内力计算 计算跨度 根据 JTJ 291 98 4 2 1 1 条 弯矩计算跨度 mlmell nn 09 605 1 0 62 08 5 0 故 ml0 6 0 剪力计算跨度 mll n 8 5 0 自重作用下的跨中最大弯矩 mKNqlM 21 3530 649 78 8 1 8 1 2 2 0 支座最大剪力 KNqlQ62 2278 549 78 2 1 2 1 0 施工荷载作用下的跨中最大弯矩 mKNqlM 38 390 675 8 8 1 8 1 2 2 0 施工荷载作用下的支座最大剪力 KNqlQ38 258 575 8 2 1 2 1 0 预制纵梁的吊运 采用两点吊 吊点距两端 0 5m 动力系数取 1 2 梁的实际预制长度 5 8 0 4 6 2m 支座反力 KNF 7 83 2 1 2 627 反 跨中弯矩 mKNM 3 70 5 01 3 95 762 1 327 2 支座负弯矩 mKNM 38 35 027 2 1 2 2 使用期 按刚性支撑连续梁计算 永久作用 自重 78 49KN m 可变作用 堆货荷载 集中荷载 门机255 h M 计算跨度确定 根据 高桩码头设计与施工规范 JTJ 291 98 中 4 2 1 2 规定 弯矩计算中 mlmB35 0 05 0 1 2 mll n 09 6 8 505 1 05 1 0 剪力计算中 mll n 8 5 0 永久作用下的跨中弯矩 mKNglM 35 22709 6 49 780781 00781 0 22 0 永久作用下的支座负弯矩 mKNglM 66 30509 649 78105 0105 0 22 0 永久作用下的支座最大剪力 KNglQ n 88 2758 549 78606 0 可变作用 堆货荷载产生的内力 均布 跨中最大弯矩 荷载布置 mKNqlM 43 38909 65 3301 01 0 22 0 支座最大负弯矩及最大剪力 荷载布置 mKNqlM 42 46309 6 105119 0 119 0 22 0 KNqlQ58 3778 510562 0 62 0 0 门机荷载产生的内力 集中 门机单机作业 型号为 按吊臂位置 2 计算 255 h M 根据水 工钢筋混凝土结构学 附录八 弯矩计算 跨中最大正弯矩 KNPKNP750 1250 右左 当荷载如图布置时 第一跨弯矩最大 mKNQlM 65 14746 7500123 0 12502040 0 01 支座最大负弯矩 如图荷载布置时 支座产生最大负弯矩 mKNQlM 75 753612501105 0 0 当荷载移动到如图所示位置时 支座剪力最大 KNQV73 11947500737 0 1250 纵梁内力计算成果表 工况 跨中弯矩 KN m 支座弯矩 KN m 剪力 KN 施工 39 38 25 38 施工 期吊装 70 3 3 3883 7 自重 227 35 305 66 275 88 门机 1474 65 753 751194 73 使用 期 可变 作用堆货 389 43 463 42 377 58 第三节 荷载组合 承载力极限状态的作用效应组合 1 持久状况作用的持久组合 根据 JTJ 291 98 3 2 8 条规定 n i ikQiQiKQQKGGd QCQCGCS 2 1110 其中 1 0 故 mKNMMM kQkG 8 248465 14745 135 2272 15 12 1 11 负弯矩 mKNMMM kQkG 42 1497 75 753 5 1 66 305 2 15 12 1 11 KNQQQ kQkG 04 146173 11945 1 88 275 2 15 12 1 11 2 短暂状况作用的短暂组合 根据 JTJ 291 98 3 2 10 条规定 n i ikQiQikGGd QCGCS 1 mKNMMM QG 17 97538 394 121 3532 14 12 1 正常使用极限状态的作用效应组合 1 持久状况作用的短期效应组合 QikGks SSS 1 mKNM 07 140765 14748 035 227 2 持久状况作用的长期效应组合 QikGkl SSS 2 mKNM 14 111265 14746 035 227 3 短暂状况作用效应组合 QikGk SSS mKNM 59 39238 3921 353 第四节 配筋计算 混凝土指标 30 C 2 3 14mmNfc 2 43 1 mmNft 钢筋 HRB335 2 300mmNfy 保护层 50mm 钢筋单筋双层布置 mmh1710901800 0 截面跨中支座 KM2981 76 1796 904 2 0 bhf KM c s 0 1190 086 s 211 0 1270 09 b 85 0 0 4680 468 y c s f hbf A 0 62064402 配筋 328 326 实际面积 64344826 由于梁较高 所以配 4 根腰筋 箍筋计算 mmhhw1710 0 0 485 2 600 1710 b hw 故 kNKV kNbhfc 248 175304 14612 1 95 36671710600 3 1425 0 25 0 0 截面尺寸满足抗剪要求 kNKV kNbhfV tc 248 1753 026 1027171060043 17 07 0 0 由计算确定腹筋 1 1 25 1 7 0 0 0 hf bhfKV s A yv tsv 箍筋 HRB335 不宜太细 选择 双肢箍 即 10 2 157mmAsv 所以取 mms250142 1 1 157 mms120 10 0 120600 157 min sv sv sv bs A 故选择双肢箍 120 10 第五节 裂缝验算 根据 水工钢筋混凝土结构学 中的 8 29 式 tes sk d c E w 07 0 30 max 式中 考虑构件受力特征和荷载长期作用的综合影响系数 对于受弯构件 取 2 1 最外层纵向受拉钢筋外边缘至受拉区边缘的距离 mm 当 c 65mmc 时 取 65mm 钢筋的直径 d 纵向受拉钢筋的有效配筋率 当时 取 te teste AA 03 0 te 0 03 有效受拉混凝土截面面积 对于受弯构件 a 为 te A 2 mmabAte2 s A 重心至截面受拉边缘的距离 b 为截面宽度 受拉区纵向钢筋截面面积 s A 2 mm 按荷载标准值计算的构件纵向受拉钢筋的应力 sk s k sk Ah M 0 87 0 mkNMk 14 1112 03 0 055 0 600982 6434 te s te A A Mpa Ah M s k sk 19 116 6434171087 0 14 1112 87 0 0 故 mmwmmw20 0 17 0 055 0 32 07 0 6530 100 2 19 116 1 2 5 max 裂缝宽度满足要求 第七章第七章 横梁计算横梁计算 第一节 设计条件 在横梁安装施工时 按简支梁进行内力计算 当纵梁和面板浇筑时横梁按 弹性支撑连续梁进行内力计算 使用期横向排架按弹性支撑连续梁进行计算 第二节 内力计算 1 施工期 1 计算跨度 弯矩计算跨度 mlmell nn 045 305 1 1 32 09 2 0 故 ml045 3 0 剪力计算跨度 mll n 9 2 0 自重作用下的跨中最大弯矩 mKNqlM 72 41045 3 36 8 1 8 1 2 2 0 支座最大剪力 KNqlQ2 529 236 2 1 2 1 0 施工荷载作用下的跨中最大弯矩 mKNqlM 28 20045 35 17 8 1 8 1 2 2 0 施工荷载作用下的支座最大剪力 KNqlQ375 259 25 17 2 1 2 1 0 预制横梁的吊运 采用两点吊 吊点距两端 0 5m 动力系数取 1 2 梁的实际预制长度 2 9 0 4 3 3m 支座反力 KNF 4 59 2 1 3 336 反 跨中弯矩 mKNM 31 195 036 2 1 15 1 36 2 1 22 支座负弯矩 mKNM 5 45 036 2 1 2 2 使用期 一 计算图示及方程 方程 1 1 1 11 11111 662 n n nn nnn n n nnnnnnnnn l b ll llb l b EIABMlMllMl 式中 外荷载作用下 简支梁第 n 跨左右支座的虚反力 向 nn BA 1 上为正 向下为负 E I 横梁的弹性模量和断面的惯性矩 各支座的竖向变位 11 nnn bbb 二 各桩的反力系数 1 桩的特性系数计算 1 AqlqUQ Rii d d 构件 项目 E 弹性模量 F 截面 积 L0 C 115 145 Qd K 反力系数 桩1 0 297 94 3251 09498E 06 桩2 0 295 34 65941 99081E 06 桩3 0 293 01 12391 79865E 06 桩4 0 291 22 66921 58857E 06 桩5 0 290 41 90141 50274E 06 2 计算桩的压缩系数 1 竖向压缩系数 单桩 桩 1 KNm 101 1 6 桩 2 KNm 100 2 6 桩 3 kNm 108 1 6 叉桩 sin sinsin 21 2 12 2 21 2 KK K vvv kNmKv 105 8 7 水平压缩系数 sin coscos 21 2 12 2 21 2 KK K hhh kNmKh 103 77 7 三 荷载计算结果 1 门机荷载 最大轮压 KNP1250 1 向对应的 KNP750 2 2 堆货荷载 30kpa 3 面板自重 kN375 3610 75 32559 0 4 纵梁自重 kN1892578 16 0 5 挤靠力 6 撞击力 kNR820 7 系缆力 kNNkNNkNN zyx 23 168 74 543 93 319 四 计算单位力作用下各支座内力 单位竖向力 P 1 时作用 1 根据法方程 1 1 1 11 11111 662 n n nn nnn n n nnnnnnnnn l b ll llb l b EIABMlMllMl 其中 外荷载在中间支座不引起虚反力 所以及为mlll5 3 432 n B 1 n A 0 对支座 2 和 3 列法方程 3 3 32 322 2 1 33232 62 l b ll llb l b EIMlMll 4 4 43 433 3 2 34323 62 l b ll llb l b EIMllMl 对法方程进行化简得 321 7 32 2103 35 314bbbMM 432 7 32 2103 3145 3bbbMM 由 on n nn n nn n R l MM l MM R 1 11 其中 各跨连续梁作用在简支梁时 外荷载产生的支座反力 on R 得 5 3 1 2 1 M R 5 3 2 23 2 MM R 5 3 2 32 3 MM R 5 3 3 4 M R 又 nn KRb 其中 K 桩的柔性系数 故 2 76 1 6 1 1014 3 101 1101 1MRb 2 6 3 7 2 6 2 1014 11071 5 100 2MMRb 3 6 2 7 3 6 3 1003 1 1014 5 108 1MMRb 3 7 4 7 4 1043 2105 8MRb 将以上四式代入法方程整理得 3 3611 6863 116 32 MM 071 10811 68 32 MM 解方程得 308 0 491 0 32 MM 故 088 0 036 0 193 0 86 0 4321 RRRR 各桩的轴力 046 0 036 0 193 0 86 0 44321 PPPPP 2 对 2 和 3 支座列出三弯矩方程 3 3 32 322 2 1 33232 62 l b ll llb l b EIMlMll 4 4 43 433 3 2 34323 62 l b ll llb l b EIMllMl 整理后 321 7 32 2103 35 314bbbMM 432 7 32 2103 3145 3bbbMM 各支座反力 5 3 2 1 M R 5 3 2 23 2 MM R 5 3 2 32 3 MM R 1 5 3 3 4 M R 根据 得支座的沉降 nn KRb 2 7 1 6 1 1014 3 101 1MRb 2 6 3 7 2 6 2 1014 11071 5 100 2MMRb 3 6 2 7 3 6 3 1003 1 1014 5 108 1MMRb 7 3 7 4 7 4 105 81043 2 105 8 MRb 将以上四式代入三弯矩方程 011 6863 116 32 MM 05 2871 10811 68 32 MM 解得 407 0 238 0 32 MM 各支座反力 932 0 020 0 165 0 116 0 4321 RRRR 各桩的轴力 491 0 020 0 164 0 116 0 44321 PPPPP 3 此时 0 321 RRR 所以 0 321 PPP 而叉桩的轴力 581 1 43 18sin2 1 sin2 4 44 H PP 4 对 2 和 3 支座列出三弯矩方程 321 7 32 2103 35 3145 31bbbMM 432 7 32 2103 3145 3bbbMM 此荷载作用下的支座反力 5 3 1 2 1 M R 5 3 12 23 2 MM R 5 3 2 32 3 MM R 5 3 3 4 M R 则支座沉降 7 2 7 1 6 1 1014 31014 3101 1 MRb 7 2 6 3 7 2 6 2 1071 51014 1 1071 5 100 2 MMRb 3 6 2 7 3 6 3 1003 1 1014 5 108 1MMRb 3 7 4 7 4 1043 2105 8MRb 以上四式代入法方程 68 4411 6863 116 32 MM 84 1871 10811 68 32 MM 解得 105 0 445 0 32 MM 因此 03 0 067 0 061 0 159 0 4321 RRRR 所以各桩的轴力 016 0 067 0 061 0 159 0 44321 PPPPP 5 对 2 和 3 支座列出三弯矩方程 321 7 32 2103 35 3145 31bbbMM 432 7 32 2103 3145 3bbbMM 此荷载作用下的支座反力 1 5 3 1 2 1 M R 5 3 12 23 2 MM R 5 3 2 32 3 MM R 5 3 3 4 M R 则支座沉降 67 2 7 1 6 1 101 11014 3 1014 3 101 1 MRb 7 2 6 3 7 2 6 2 1071 51014 1 1071 5 100 2 MMRb 3 6 2 7 3 6 3 1003 1 1014 5 108 1MMRb 3 7 4 7 4 1043 2105 8MRb 以上四式代入法方程 162 4311 6863 116 32 MM 84 1871 10811 68 32 MM 解得 092 0 424 0 32 MM 因此 026 0 069 0 070 0 165 1 4321 RRRR 所以各桩的轴力 014 0 069 0 070 0 165 1 44321 PPPPP 6 对 2 和 3 支座列出三弯矩方程 3 3 32 322 2 1 33232 62 l b ll llb l b EIMlMll 4 4 43 433 3 2 34323 62 l b ll llb l b EIMllMl 整理后 321 7 32 2103 35 314bbbMM 432 7 32 2103 3145 3bbbMM 各支座反力 5 3 2 1 M R 1 5 3 2 23 2 MM R 5 3 2 32 3 MM R 1 5 3 3 4 M R 根据 得支座的沉降 nn KRb