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来源：九壹网

XXXX港一期5万吨级多用途码头设计

梁板式高桩码头结构

Dongying Port of 5-ton multi-purpose terminal

design

Beam piling wharf structure

摘要

中国XXXX港、东营港经济开发区位于中国黄河三角洲中心城市东营市东北部，北邻京津塘经济区，南连胶东半岛，濒临渤海西南海岸，地处黄河经济带与环渤海经济圈的交汇点。本次设计5万吨级泊位的多用途高桩码头，主要是散货船与集装箱船。根据设计工艺要求，码头总长为1348m，码头前沿底高程-15.58m，和码头面高程+5.5m，在地形的横断面图中可确定码头结构的总宽度为59.57m。其中，前方桩台宽37m，主要用于装卸桥的布置；后方桩台宽15m，主要起连接作用。面板采用预制板，搭接在纵梁上。纵梁分为装卸桥轨道梁（轨距30m）、一般纵梁和边纵梁，纵梁搭在桩帽上。由于时间本设计只给出门机轨道梁及其悬臂部分和一般纵梁的具体计算过程。本设计重点部分是横向排架计算，采用桩两端为铰接柔性桩台的计算方法，具体见计算书后面部分横向排架间距为7m，桩长为55米。

关键词：多用途码头；泊位；集装箱；装卸桥

ABSTRACT

In camp City the northeast of Chinese yellow river delta, the east of city of center, the east camp harbor of China Shandong, the east camp harbor economy development niche's north borders on Jin pond economic area in city, south connect gum east peninsula, get close to southwest coast in Bohai Sea, the ground yellow river economy takes to remit a point with handing over of economic turn in wreath Bohai Sea.The design 50,000 ton class berths of many uses high stake wharf, mainly is spread cargo vessel with gather to pack a ship.Request according to the design craft, the wharf always grows for the 1348 ms, the wharf is ex- to follow bottom of Gao Cheng-15.58 ms, and wharf noodles Gao Cheng+5.5 ms, can make sure the total width of wharf structure to 59.57 ms in the cross section diagram of geography.Among them, front stake the pedestal breadth 37 ms, mainly used for the decoration that packs to unload bridge;Rear stake the pedestal breadth 15 ms, mainly have a conjunction function.The front-panel adoption prepares to make plank and takes to connect on the Zong beam.The Zong beam is divided into to pack to unload the bridge orbit beam(the gauge 30 ms), general Zong beam and the side Zong beam, the Zong beam takes a hat at the stake up.Because time limits this design to go out machine orbit beam and it hangs the concrete calculation process of arm part and general Zong beam.The Zong beam presses the rigid calculation for propping ups continuous beam.The horizontal row is apart from for the 7 ms, the stake is long to is 55 meters.

Key words：Multi-purpose terminal；Berth；Container；Crane

第1章设计背景 ························································································· 1 1.1 工程概述 ··························································································· 1 1.2 设计原则 ··························································································· 1 1.3 设计依据 ··························································································· 1 1.4 设计任务 ··························································································· 1 第2章设计资料 ························································································· 3 2.1 地形条件 ··························································································· 3 2.2 气象条件 ··························································································· 3 2.3 水文条件 ··························································································· 3 2.4 泥沙条件 ··························································································· 4 2.5 地质条件 ··························································································· 4 2.6 地震条件 ··························································································· 5 2.7 施工条件 ··························································································· 5 第3章设计成果 ························································································· 6 3.1 总体设计成果 ····················································································· 6 3.2 结构方案成果 ····················································································· 6 3.3 施工图设计成果 ·················································································· 6 3.4 关键性技术要求 ·················································································· 6 3.5 设计成果评价 ····················································································· 7 第4章总平面设计 ······················································································ 8 4.1 工程规模 ··························································································· 8 4.2 布置原则 ··························································································· 8 4.3 设计船型 ··························································································· 8 4.4 作业条件 ··························································································· 8 4.5 总体尺度 ··························································································· 8 4.5.1 码头泊位长度 ················································································ 8 4.5.2 码头前沿高程 ················································································ 9 4.5.3 码头前沿停泊水域尺度 ···································································· 9 4.5.4 码头前船舶回旋水域尺度 ································································· 9 4.5.5 陆域设计高程 ················································································ 9 4.5.6 航道设计尺度 ················································································ 9 4.6 平面方案比选 ··················································································· 10 4.7 装卸工艺设计 ··················································································· 10 第5章结构选型 ······················································································· 11

5.1 结构型式 ·························································································· 11 5.2 结构布置 ·························································································· 11 5.3 构造尺度 ·························································································· 11 5.4 作用分析 ························································································· 12 5.4.1 永久作用 ···················································································· 12 5.4.2 可变作用 ···················································································· 12 5.4.3 偶然作用 ···················································································· 15 第6章结构设计 ······················································································· 16 6.1 面板设计 ························································································· 16 6.1.1 计算原则 ···················································································· 16 6.1.2 计算参数 ···················································································· 17 6.1.3 作用分析 ···················································································· 17 6.1.4 作用效应计算 ·············································································· 18 6.1.5 作用效应组合 ·············································································· 19 6.1.6 验算及配筋 ················································································· 20 6.1.7 抗裂验算 ···················································································· 22 6.2 纵梁设计 ························································································· 23 6.2.1 计算原则 ···················································································· 23 6.2.2 计算参数 ···················································································· 23 6.2.3 作用分析 ···················································································· 24 6.3 横向排架 ························································································· 24 6.3.1 计算原则 ···················································································· 25 6.3.2 计算参数 ···················································································· 25 6.3.3 作用分析 ···················································································· 26 6.3.4 作用效应计算 ·············································································· 26 6.3.5 作用效应组合 ·············································································· 38 6.3.6 验算及配筋 ················································································· 45 6.3.7 抗裂验算 ···················································································· 46 6.4 基桩设计 ························································································· 47 6.4.1 计算原则 ···················································································· 47 6.4.2 计算参数 ···················································································· 47 6.4.3 作用分析 ···················································································· 48 6.4.4 作用效应计算 ·············································································· 48 6.4.5 作用效应组合 ·············································································· 49 6.4.6 承载力验算 ················································································· 50 致谢 ········································································································ 51

参考资料及设计规范 ·················································································· 52 外文资料及译文 ························································································ 54 毕业设计任务书 ························································································ 68 设计进度计划表 ························································································ 73

第1章设计背景

1.1 工程概述

中国XXXX港、东营港经济开发区位于中国黄河三角洲中心城市东营市东北部，北邻京津塘经济区，南连胶东半岛，濒临渤海西南海岸，地处黄河经济带与环渤海经济圈的交汇点。东营港建成于1997年，现有泊位14个，是中国批准的国家一类开放口岸。为适应发展需要，自2005年起，东营、市决定扩建东营港，当前正在实施一期工程，计划投资17亿元，建设2个3万吨级多用途码头，2007年8月建成投用。在此基础上，正在抓紧论证建设2个5万吨级油码头（兼顾10万吨级油轮）和万吨级液体化工码头。

1.2 设计原则

（一）总体设计符合国家、地方经济发展规划和总体部署，遵循国家和行业有关工程建设法规、和规定。

（二）结合国情，采用成熟的技术、设备和材料，使工程设计安全可靠、使用方便、工程量少、总造价低、施工进度快，获得较好的经济效益和社会效益。

（三）注重工程区域生态环境保护，不占用土地，方便管理，节省投资。

1.3 设计依据

主要遵循交通部《高桩码头设计与施工规范》、《海港总平面设计规范》、《港口工程荷载规范》、《港口工程桩基规范》等。

1.4 设计任务

1、进行自然条件分析：包括研究熟悉工程具体位置和港口现状、水文气象条件、工程地质条件及地震情况。

2、港口总平面布置

要求进行四个泊位的总平面布置。因四个泊位位置比邻，故可统一按泊位组进行布置。

1）水域布置重点考虑以下内容的设计：码头前沿水深、港池、调头区。

2）陆域布置重点考虑以下设施的布置：包括码头岸线长度和走向、码头前沿高程、码头前沿作业区宽度、堆场、仓库。应合理安排港内主干道以及主干道与港外道路的衔接，合理组织港内各种车辆的交通，确定集疏运方式。

3、适当考虑港口的供电、照明、给排水、环保、消防、通信、预留港区办公楼和职

第1章设计背景

工私人停车场以及其他福利设施等。

4、装卸工艺设计

设计内容重点在：工艺流程、主要作业机械（包括装卸、堆场作业及水平作业机械）、工艺布置（包括前方作业地带、堆场、交接库、港内车辆流向等）、人员配备等。要注意选用最先进的装卸工艺。

5、水工建筑物设计和结构方案比选

1）要求对四个泊位中的一个泊位进行结构设计，内容包括两种结构方案的拟订，桩基承载力验算及结构内力计算等。结构比选的原则是技术上可行、经济上合理。

2）进行方案比选应首先计算各方案的工程量，再根据工程量按定额做出各方案的概算，进行经济、技术综合对比。

第2章设计资料

2.1 地形条件

东营海港又名黄河海港，地理坐标为东经118º58'、北纬38º06'，位于现黄河入海口以北约50公里的渤海湾和莱州湾交界处、东营市的东北部。海上距天津港90海里，距龙口港和莱州港均为72海里。路域条件好，东港高速公路直接通到港口。

2.2 气象条件

（1）气温

年平均气温：9.8℃ 历年平均最高气温：15.8℃ 历年平均最低气温：4.5℃ （2）降水

年最大降水量：945.6毫米年最小降水量：325.7毫米年平均降水量：621.3毫米（3）雾

能见度小于1公里的大雾年平均出现3天。（4）湿度

平均相对湿度：66%。

2.3 水文条件

（1）特征水位年最高潮位：4.10米年最低水位：0.06米年平均水位：2.24米年平均潮位：1.03米

（2）设计水位设计高水位：4.05米设计低水位：0.62米

（3）波浪

表2-1 波要素（－5m水深处）

重现期

波要素

N(NNW、NNE)

NE(ENE)

E(ESE)

SE(SSE)

第2章设计资料

50 25 10 2

H4%(m) T(s) H4%(m) T(s) H4%(m) T(s) H4%(m) T(s)

3.8 8.2 3.6 7.6 3.3 6.8 2.7 5.2

4.3 9.0 4.0 8.5 3.6 7.9 2.8 6.3

4.3 8.9 3.9 8.2 3.4 7.4 2.4 5.6

2.5 5.6 2.3 5.3 2.0 5.0 1.4 4.1

涨潮最大流速：0.54m/s。码头建在－1.4m深处。

2.4 泥沙条件

港内附近海域泥沙运动，系北部黄河故道运动体系的延伸和港口附近滩面风浪悬沙作用，其悬沙含量主要受控于风浪因素的季节变化。总趋势是，浅水冲刷，深水略於，冬半年强，夏半年弱，总体为冲蚀状态。冲淤强度逐年减弱。码头水域近期处于平衡状态，远期会略微冲刷。

2.5 地质条件

表2-2各土层地基容许承载力及桩基参数物性指标标准贯土层名称 e IL 入击数N（击）地基容许承载力(m) 预制挤土桩桩侧极限摩擦力标准值qf 桩端极限摩擦力标准值土层编号土层深处（m） (kpa) qR (kpa) ① ②1 ②2 ③1 ③2 ③3 ③4 ④ ⑤1

淤泥淤泥质粉质粘土淤泥质粘土粉质粘土粉土粉质粘土粉细砂粉质粘土粘土 2.09 1.07 1.21 0.88 0.62 0.77 0.93 1.02 2.31 1.42 1.17 0.87 0.61 0.80 0.85 0.74 2.6 2.3 7.5 17.4 5.8 44.4 10.9 7.7 1.7 6.9 11.1 16.5 15.9 17.5 20.9 23.8 28.2 20 70 80 130 170 160 260 140 120 3 15 15 32 50 35 80 38 40 4

第2章设计资料

⑤2 ⑥1 ⑥2 ⑥3 ⑦1 ⑦2 ⑦3 ⑧1 ⑧2 ⑧3 粉土粉质粘土粉土粉砂粘土粉质粘土粉土粉质粘土粉土粉砂 0.48 0.63 0.71 0.80 0.66 0.42 0. 0.41 0.34 0.59 0.39 0.53 0.53 0.56 32.8 21.5 36.8 45.8 20.0 20.1 48.2 18.8 42.1 ＞50 29.8 34.5 37.6 36.9 39.8 43.5 47.3 51.9 56.6 63.7 180 200 240 280 210 220 300 80 70 85 120 75 68 90 4000 2.6 地震条件

本地区地震烈度为Ⅶ级

2.7 施工条件

施工条件：施工单位具备码头施工所需要的的各种机具和钢筋混凝土构件的预制厂，施工单位的技术力量雄厚，施工经验丰富。工程施工现场的“三通一平”条件好，即供水供电有保障，道路畅通，施工场地平整，为工程施工带来了方便。

材料供应：当地石料丰富，水泥，砂，钢材和木材可由水路或铁路运入。

第3章设计成果

3.1 总体设计成果

该码头共四个泊位，本设计对东营港所用途码头50000DW集装箱泊位进行设计，建筑物等级为Ⅱ级。码头前沿水底标高-15.58米，停泊水域宽75米，进港航道水深15.9米，航道宽344米，回旋水域半径588（460）米。

码头前沿标高5.5米，前方桩台37米，后方桩台15米，后方堆场400米，采用30m轨距的装卸桥

3.2 结构方案成果

本码头选用高桩梁板式码头进行设计。面层厚15mm，面板厚500mm，纵梁高1200mm,横梁高为1200mm。结构安全度为ІІ级。作用在结构上的荷载包括其自重以及堆货装卸桥荷载

3.3 施工图设计成果

施工期：板简支板计算；梁的计算分两种情况，一种按简支梁计算，一种按连续梁计算。试用期：板按双向连续板计算；梁按连续梁计算。主要技术参数有桩的轴向刚性系数、纵向刚性系数、混凝土轴心抗拉强度、抗压强度、钢筋抗拉及抗压强等。横向排架计算方法时采用结构力学的力法得出五弯矩方程求解梁的内力。经计算和验算，码头的稳定性、结构强度以及抗裂都满足。主要施工图有横梁配筋图、板的配筋图、桩的配筋图等。

3.4 关键性技术要求

工程施工主要分为桩基施工和上部结构施工。桩基施工主要工作有桩的预制和运输、设置打桩定位基线及测量平台、定位沉桩、装的临时固定和处理。上部结构施工的主要工作及顺序是：现浇桩帽、安装预制梁、安装靠船构件、板的安装、现浇混凝土、现浇面层等。

沉桩用的是锤击法沉桩，沉桩时要考虑以下几方面：要考虑到所有的桩位都能施打；考虑到水位、水深和风、浪、流的影响；考虑到工程分段；考虑到土壤变形的影响；尽量减少沉桩对岸坡稳定的影响；尽量减少打桩船的移架、改架、移锚的次数；要考虑水域锚缆的布置。桩打好后，应满足设计承载力的要求，要控制沉桩桩尖标高的同时，控制打桩的最后贯入度。基桩沉好后，桩顶高于或低于设计标高，需截桩或接桩。梁板的安装要控制好安装位置线，预留施工缝和变形缝。

第3章设计成果

3.5 设计成果评价

整个毕业设计过程，我都始终保持着严谨的科学态度，实事求是和严肃负责的工作作风，并且不断同知道老师一起发现问题，分析并解决问题，同时加深了对基础理论的理解，扩大了专业知识面，锻炼了自己的理论计算和设计绘图等能力。设计成果包含正确的设计思想，演算过程严谨正确，严格遵守各项设计与施工规范。毕业设计工作安排井然有序，脉络清晰，主次分明，重点突出，望指导老师能进一步加强与学生的交流。

第4章总平面设计

4.1 工程规模

中国XXXX港、东营港经济开发区位于中国黄河三角洲中心城市东营市东北部，北邻京津塘经济区，南连胶东半岛，濒临渤海西南海岸，地处黄河经济带与环渤海经济圈的交汇点。集装箱年泊位通过能力48万TEU。堆场面积为11520m2。码头总长1348m。回旋水域直径为588m。航道宽度为344m，航道水深为16.5m。

4.2 布置原则

（一）总平面布置应满足本区域岸线规划的要求，满足港口整体发展的需要，充分与已建工程和将来预留发展工程相协调。

（二）总平面布置与当地的自然条件相适应，结合岸线资源使用现状，远近结合并留有发展余地。

（三）充分利用已有的设施和依托条件，尽量减少工程数量，节省建设投资。（四）码头及航道布置合理，满足码头、船舶安全作业要求。（五）符合国家环保、安全、卫生等有关规定。

4.3 设计船型

本设计的主要船型是5万吨级的散货船和5万吨级的集装箱船。散货：L=230m，B=32m，H=17.5，T=12.7。集装箱：L=294，B=35，H=21.8，T=13.3。（L为船长，B为船宽，H为船高，T为吃水深度）。

4.4 作业条件

港口年营运天数：350天港口生产不平衡系数：1.6 昼夜两班作业纯工作时间：18小时平均船时效率：50吨/小时

风：≤6级；雨：降水强度≤中雨；雾：能见度≥l km。

4.5 总体尺度

该码头有四个泊位，码头岸线总长为1348m。

4.5.1 码头泊位长度

集装箱泊位长度：端部泊位lbl1.5d2941.530339m

第4章总平面设计

中间泊位lbld29430324m 散杂货泊位长度：端部泊位lbl1.5d2301.530275m 中间泊位lbld23030260m

4.5.2 码头前沿高程

码头顶高程：本码头有防波堤防御，按规范规定顶高程要高于设计标高水位1.0~1.5m，并且在极端高水位时码头不被淹没，即5.05~5.55m，所以取码头面高程为5.5m。

码头前沿水底高程：码头前沿设计水深D按下式确定：DTZ1Z2Z3Z4 式中：T为设计船型满载吃水取13.3;Z1为龙骨下最小富裕深度,本码头为含淤泥的沙，含粘土的沙和松砂土地基，取

0.3m；Z2为波浪富裕深度，

Z2KHZ1=0.54.30.31.85m（K为）；Z3为船舶因配载不均匀而增加的尾吃水，

取0.15m；Z4为港池备淤深度，考虑一年进行一次维护挖泥，取0.6m。

由以上各值求得D13.30.31.850.150.616.2m。所以码头前沿水底高程=设计低水位-D=0.6216.215.58m，取15.58m。

4.5.3 码头前沿停泊水域尺度

码头前沿停泊水域宽度应不小于2倍的船宽，即2B=70m，取75m。

4.5.4 码头前船舶回旋水域尺度

本码头为有掩护码头，其回旋水域的回旋圆直径为2.0L（L为船长）。即，散货泊位的回旋半径为2.0230460m，集装箱泊位的回旋半径为2.0294588m。回旋水域的水深与航道水深一致。

4.5.5 陆域设计高程

码头顶高程，本码头为有掩护码头，按规范规定顶高程要高于设计高水位1.0~1.5m，并且在极端高水位时码头不被淹没，所以码头面高程为5.5m。

4.5.6 航道设计尺度

航道设计宽度

w2Ab2C。航道取双向航道：其中An(LsinrB)，n为船舶漂移倍数取1.59；

r为风流压偏角为100；b为船舶间富裕宽度，取设计船宽B=35m；C为船舶与航道底边间的富裕宽度（航速为

6kn），取

0.5B=0.53517.5m。即

A1.59(294sin10035)136.82。则w2136.823520.535343.m，即航

第4章总平面设计

道宽度为343.m。

航道设计水深

设计水深：DD0Z4 （4.5.6.1）

D0TZ0Z1Z2Z3 （4.5.6.2）

式中：其中T为设计船型满载吃水13.3m；Z0为船舶航行时船体下沉值，查表得取0.3；

Z1为航行时龙骨下最小富裕深度，取0.5；Z2为波浪富裕深度，取0.54.3-0.5=1.65；Z3为船舶装载纵倾富裕深度，散货取0.15m；Z4为备淤富裕深度，取0.6。将上述的数带入式（4.5.6.1）、（4.5.6.2）得:设计水深D13.30.30.51.650.150.616.5m，即航道设计水深为16.5m。

4.6 平面方案比选

方案一：顺岸式，码头前沿线大体上与自然岸线平行，优点可利用原有水流形态，不占用河道宽度，但需占用较长自然岸线，布置没有突堤式紧凑。

方案二：突堤式，码头前沿线与自然岸线成较大角度布置，优点占用自然岸线较少，布置紧凑，但其破坏了原有水流形态，易于引起冲淤，且过多占用河道宽度，影响通航。

方案三：挖入式，码头、港池水域在向岸的陆地内侧开挖而成布置，优点可充分利用当地的集疏运条件，因地制宜，施工方便。

结合前述设计条件，经比选采用方案一——顺岸式最为合理。因为可供设计的自然岸线较长，可很好的利用原有的水流形态。。码头地理位置处于回淤较严重，不适宜建成突堤式，采用挖入式也不如顺岸式性价比高。

4.7 装卸工艺设计

件杂货装卸工艺：装卸船采用门机，水平运输采用拖挂车，库场作业采用铲车和轮胎吊机。10t门机台时效率一般为30~50t，取40t。昼夜装卸作业时间取18h，码头全年工作天数取350d，则每台门机全年可完成装卸量25.2万吨，设计吞吐量为91万吨，取配置4台10t门机。

集装箱装卸工艺：装卸船采用集装箱起重机，即装卸桥，水平运输采用拖车，堆场作业采用龙门吊堆拆工艺。装卸桥额定效率24TEU，取t=18h，N=350d，每台装卸桥

h每年装卸15万TEU以上。设计吞吐能力为48万TEU，应配置4台装卸桥”。

第5章结构选型

5.1 结构型式

重力式、板桩式及高桩码头是码头结构的主要形式。重力式一般适用于较好的地基；板桩式适用于所有板桩可沉入的地基，但板桩是薄壁结构，抗弯能力有限，一般适用于万吨级一下的码头；高桩式一般适用于软土地基，对于表层由近代沉积土组成，硬土层位置较低的地基，目前高桩码头几乎是唯一可行的结构形式。根据当地地质条件的特点，码头采用高桩式结构形式。根据的当地的水位差和荷载条件码头上部采用梁板式结构形式。

因设计船型为5万吨级集装箱船，码头受到的水平力大，码头桩基中至少需设置一对叉桩（若基桩采用钢筋混凝土方桩）。

5.2 结构布置

码头的前方桩台受荷载复杂且荷载较大，所以，桩基中布置两对叉桩，它们分别位于30m装卸桥轨道梁下面，每组排架 12根桩，排架间距7m；上部结构采用连续的梁板结构，以增强码头的整体性，纵、横梁相连的双向板。

5.3 构造尺度

结构尺度结构总尺度的确定。①结构宽度：码头结构总宽度主要取决于岸坡的稳定性和挡土结构位置。假定开挖岸坡坡度为1:3，挡土结构采用重力式挡土墙，再结合平面布置中确定的码头前沿底高程-15.58m，和码头面高程+5.5m，在地形的横断面图中可确定码头结构的总宽度为59.57m。其中，前方桩台宽37m，主要用于装卸桥的布置；后方桩台宽15m，主要起连接作用。②结构沿码头长度方向的分段：为避免在结构中产生过大的湿度应力和沉降应力，沿码头长度方向隔一定距离应设置变形缝。从地质纵剖面图可知，地基的土层分布较均匀，故结构沿码头长度可分为22段，每段长60m，每个结构段的两端做成悬臂式上部结构。③桩顶的高程：桩顶的高程取为混凝土浇筑的施工水位3.65m。码头结构的构造要求见表5.3.1：

表5.3.1 前方桩台的结构构造

构件名称桩单桩桩帽双桩桩帽横梁装卸桥轨道梁

材料预应力钢筋混凝土钢筋混凝土钢筋混凝土预应力钢筋混凝土预应力钢筋混凝土施工方法预制现浇现浇叠合梁叠合梁断面形式及尺寸 600×600空心方桩，空心直径250 平面尺寸1500×1500高度900 平面尺寸3000×3000，高度900 花篮形断面，预制部分为T型断面，顶宽1020，底宽600，高度1200；现浇部分底宽600，高度500 预制部分为矩形断面，宽度1000，高度1200；现浇部分也是矩形断面，宽度940，高度500 11

第5章结构选型

连系梁面板面层预应力钢筋混凝土预应力钢筋混凝土混凝土叠合梁装配式整体板现浇预制部分为矩形断面，宽度600，高度1200；现浇部分也是矩形断面，宽度540，高度500 厚度500，在横梁上搁置长度180。纵梁上搁置长度30 厚度150 5.4 作用分析

5.4.1 永久作用

码头结构自重力：钢筋混凝土容重：25KNm3 混凝土容重：24KNm3

5.4.2 可变作用

量值随时间的变化与平均值相比不可忽略的作用。包括堆货、起重和运输机械荷载、汽车、铁路、缆车、人群、船舶、风、浪、水流、施工荷载、可变作用引起的土压力。毕业设计主要考虑以下几项：

（一）堆货均布荷载前方承台：30KPa 后方承台：60KPa （二）流动机械荷载 1）集装箱装卸桥：两机最小间距3m。 40t装卸桥：

轨距：30m；每支腿8个轮子。外伸距：46m。轮压：海侧轨500KN轮，路侧轨380KN轮。 2）集装箱正面吊：满载时：前轴轴压：880KN 后轴轴压：180KN

轮压接地面积：单前轮（长×宽）0.460.48mm2 单后轮（长×宽）0.460.20mm2 3）集装箱拖挂车：

满载时荷载分配：拖头：前轴40KN 后轴200KN 挂车320KN

单轮接地面积：（长×宽）0.280.10mm2 双轮接地面积：（长×宽）0.280.20mm2

第5章结构选型

（三）船舶作用荷载 1.作用于船舶上的风荷载作用在船舶上的计算风压力：

Fxw73.6105AxwVx2 （5.4.2.1） 52Fyw49.010AywVy （ 5 . 4 .2 .2）式中：Axw,Ayw—分别为船体水面以上横向和纵向的受风面积，5万吨级集装箱船半载或压载时：

logAxw0.2830.727logDW Axw5002m2 logAyw0.0190.628logDW Ayw933.15m2

Vx,Vy—分别为设计风速的横向和纵向分量，船舶在超过九级风（最大风速 V=22m）时离码头到锚地避风，所以控制风速VxVy22ms

s船舶在水面以上的最大轮廓尺寸：B=35m，L=294m。

查表 x=0.6 y1.0

将数带入式（5.4.2.1）与（5.4.2.2）得：

Fxw73.610550022220.61069.1(KN)Fyw49.010933.15221.0221.31(KN)52

2.作用于船舶上的水流力



水流对船舶作用产生的水流力船首横向分力和船尾横向分力：

FxscCxscV2B （5.4.2.3）2

2CxmcVB （5.4.2.4）2

Fxmc式中：1.025tm3；V0.54ms。

dD16.2/13.31.22,查表E.0.3：

Cxsc0.14， Cxmc0.08。

logB0.4840.612log50000

B2290m2

带入式（5.4.2.3）、（5.4.2.4）求得：

1 Fxsc0.141.0250.542229047.9(N)

21 Fxsc0.081.0250.542229027.38(N)

2

水流对船舶作用产生的水流力纵向分力：

第5章结构选型

FycCyc2V2S (5.2.4.7)

Cys0.046Re0.134b (5.2.4.6) ReVL (5.4.2.7) v2式中：v—水的运动粘性系数，按表E.0.8选用，取水温100C，故v1.31104m 带入式（5.4.2.7）得

Re由表E.0.9得b=0.009 则由式（5.4.2.6）得

Cyc0.046(1.21106)0.1340.0090.0016

0.5429461.2110 41.3110s

S1.7LDCbLB1.729413.30.8252943515136.59(m2)

1Fyc0.00161.0250.54215136.5936.19(KN)

23.系缆力

kFxFy] N[ （5.4.2.8）nsincoscoscos式中：K—系船柱受力分布不均匀系数，实际受力的系船柱数目n2时k取3；

n—计算船舶同时受力的系船柱数目；

—系船缆的水平投影与码头前沿形成的夹角，取30；

—系船缆与水平面之间的夹角，取15；

F、Fxy—分别为可能同时出现的风和水流对船舶作用产生的横向分力总和及

纵向分力总和

情况一：Vx22ms，Vy0。

Fx1069.1047.9127.381144.39(KN) Fy36.19(KN) 带入式（5.4.2.8）得 N1.31144.3936.19[]450.77(KN) 00008sin30cos15cos30cos15情况二：Vx0；Vy22ms。

Fx47.9127.3875.29(KN) Fy211.3136.19257.5(KN)

带入式（5.4.2.8）得 N

1.375.29257.5[]86.1(KN) 8sin300cos150cos300cos15014

第5章结构选型

根据“荷载规范”10.4.5条规定：5万吨级船舶计算系缆力小于650KN时，按650KN选用，故取系缆力标准值为650KN。

系缆力标准值N的横向投影Nx，纵向投影Ny，竖向投影Nz： NxNsincos650sin300cos150313.93(KN) NyNcoscos650cos300cos150543.74(KN) NzNsin650sin150168.23(KN) 4.挤靠力

橡胶护眩间断布置，护眩间距7m，与船舶接触的橡胶护眩共有42组。

FjKjFxn1.31144.3935.4KN

42式中：kj为挤靠力不均匀系数，取1.3；n为与船舶接触的橡胶护舷的组数或个数。 5.撞击力

1）船舶靠岸时的撞击力：

2式中：—有效动能系数，取0.7–0.78，，取0.75；

Vn—船舶靠岸法向速度，查《港口工程荷载规范》中表10.6.4-1；

船舶靠岸时的有效撞击能量：E0MVn2

M—船舶质量。

满载排水量：logf0.1770.991logDW0.1770.991log500004.834

t f68183t Mf681831 E00.75681830.12255.69KJ

2选用DA 800×1500标准型橡胶护舷：E278KJ R825KN

5.4.3 偶然作用

基本烈度为7度，地震设计烈度取基本烈度。根据《水运工程抗震设计规范》应该进行抗震验算（略）。

第6章结构设计

6.1 面板设计

本设计中，前、后边板为单向板，计算较为简单，在此仅计算四边与纵、横梁相连的双向板，计算图示如图（6.1.1和6.1.2）所示：

横断面

（6.1.1）

（6.1.2）

6.1.1 计算原则

施工期：预制面板安装在横梁上，按简支板计算

使用期：面板与纵、横梁整体连接，为连续板，板的内力计算，首先按四边简支板计算出两个方向的跨中弯矩Mx和My，连续板的跨中弯矩取0.525Mx和0.525My；支座弯矩取0.75Mx和0.75My高桩码头设计施工规范（JTJ291—98）中4.1.9条，集中荷

第6章结构设计

载作用下的冲切承载力按JTJ291—98中4.1.10条计算。

6.1.2 计算参数

1)简支板：

排架间距7m，板的搁置长度0.18m 弯矩计算：l0lnh5.950.56.48(m) l0lne5.980.186.16(m) 取l06.16m 2）连续板：

短边方向：B0.60.1l0.6(m)

l01.1ln1.14.24.62(m)

长边方向：B1.020.1l0.7(m)

l01.1ln1.15.986.58(m)

B为梁的上翼缘宽度；l为梁的中心距离； l0为计算跨度；e为搁置长度。

6.1.3 作用分析

1）永久作用：

结构自重：现浇面层：24KNm3； h0.15m。预制面板：25KNm3； h0.5m。 2）可变作用： (1)短暂状况可变作用： 施工荷载3KPa。 预制板吊运：预制板尺寸

lx4.20.0324.26ml

y5.980.1826.34m预制板吊运时取动力系数1.3

预制面板为四点吊，吊环尺寸见6.1.6 （3） (2)持久状况可变作用： ①均布荷载 60KPa。 ②集装箱箱角荷载。 ③集装箱拖挂车荷载。

ln为净跨；h为板厚；

第6章结构设计

④集装箱正面吊荷载。

6.1.4 作用效应计算

1）短暂状况（施工期）：按简支板计算永久作用：板自重 q10.52512.5KPa

11弯矩计算： M1ql212.56.16259.29(KNmm)

88可变作用：施工荷载：q23KPa

11弯矩计算： M2ql236.16214.23(KNmm)

882）持久状况（使用期）：按四边简支板计算。

（1）永久作用： ①板自重：同短暂状况 M59.29KNmm ②面层荷载：q0.15243.6KPa lx6.58m ly4.62m

即

lylx5.720.65 6.58查静力计算手册表4-20得 My0.0753.64.6225.76KNm Mx0.02713.66.5822.08KNm 连续板的跨中弯矩

Mx0.5252.081.09KNm My0.5255.763.02KNm

连续板的支座弯矩

0.752.082.1KNm Mx My0.755.764.32KNm

（2）可变作用

由于均布荷载，集装箱箱角荷载，正面吊荷载和集装箱拖挂车荷载只能有一种荷载作用在同一块面板上，不会出现两种或两种以上荷载同时作用在同一块面板上。经分析比较，正面吊其控制作用。

正面吊经面层扩散后的传递宽度

a1sa02h0.460.4620.151.22m

b1b02h0.4820.150.78m

正面吊前轮轮压

第6章结构设计

q2202462.38KPa

0.781.22作用图示如图（6.1.4.1）所示

图6.1.4.1 计算结果：

Mxmax60.72KNm Mymax78.32KNm

连续板在正面吊荷载作用下产生的跨中弯矩及支座弯矩： Mx0.52560.7231.88KNm My0.52578.3241.12KNm

0 Mx0.7560.7245.54KNm

0 My0.7578.3258.74KNm

表（6.1.4.1）计算结果汇总

作用永久荷载面板自重面层自重施工荷载正面吊 41.12 3.02 短跨跨中 My 长跨跨中 Mx 59.29 1.09 14.23 31.88 -58.74 -4.32 -45.54 短跨支座 0 My长跨支座 0 Mx -2.1 短暂状况可变荷载持久状况注：表中单位为KNm 6.1.5 作用效应组合

计算出各种组合状况下板的长短跨跨中和支座处弯矩。一．承载力极限状态的作用效应组合：

第6章结构设计

（1）持久状况作用效应的持久组合：

MGMGkQMQK （6.1.5.1）式中：G1.2 ；Q1.5。

长跨跨中：Mx1.2(59.291.09)1.531.88118.97(KNm) 短跨跨中：My1.23.021.541.1265.3(KNm)

0长跨跨支：Mx(1.22.11.545.54)70.83(KNm)

0短跨跨支：My(1.24.321.558.74)93.29(KNm)

（2）短暂状况作用效应的短暂组合：

MGMGKQMQK （6.1.5.2）式中：G1.2 ； Q1.3。

Mx1.259.291.314.23.98(KNm) 二．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：

MMGK1MQK （6.1.5.3）式中：10.8。

长跨跨中：Mx59.291.090.831.8885.88(KNm) 短跨跨中：My3.020.841.1235.92(KNm)

0长跨跨支：Mx(2.10.845.54)38.53(KNm)

0 短跨跨支：My(4.320.858.74)51.31(KNm)

（2）持久状况作用的长期效应组合：

MMGK2MQK （6.1.5.4）式中：20.6

长跨跨中：Mx59.291.090.631.8879.51(KNm) 短跨跨中：My3.020.641.1227.69(KNm)

0长跨跨支：Mx(2.10.645.54)29.42(KNm)

0短跨跨支：My(4.290.658.74)39.56(KNm)

6.1.6 验算及配筋

1）受冲切承载力计算

正面吊作用：

局部荷载设计值：1.5440660(KN)

第6章结构设计

受冲切承载力设计值：F1luftumh0 （6.1.6.1）

d式中：d1.7 ；0.7；ft1.65(MPa)（C35混凝土）

有效高度： h05005010440(m)

冲切椎体的周长：um(1220780)244405760(mm) 将上述数带入式（3.1.6.1）可得：

Flu11.10.71.6557604402661120N2661(KN)Ft 满足受冲切承载力。 2）配筋

长跨最大正弯矩Mx118.97KNm 短跨最大正弯矩My65.3KNm

长跨最大负弯矩 M0.83KNm 长跨最大负弯矩 M0x70y93.29KNm

X方向：下：

取a60mm，h0ha50060440mm

Mu118.97106sf220.035 cbh017.51000440

112s1120.0260.036b0.544

满足要求

Afcbh0sf17.50.03610004404mm2 y310 查钢筋表取514 （770mm2）

配筋率：Asbh9244400.0023=0.23％min0.15％ 01000满足配筋率要求。 X方向上：

Mu70.83106sf244020.02 cbh017.51000112s1120.0260.02b0.544

满足要求

Afcbh0s17.50.021000440496mm2f310 y 查钢筋表取512 （565mm2）

配筋率：As5650.0017=0.17％min0.15bh％ 01000440

第6章结构设计

满足配筋率要求。 Y方向下：

Mu65.3106s0.02 2fcbh017.510004282112s1120.020.02b0.544

满足要求

Asfcbh017.50.021000428485mm2 fy310

查钢筋表取512 （565mm2）

配筋率：Y方向上：

As7630.0017=0.17％min0.15％ bh01000440Mu93.29106s0.029 22fcbh017.51000428112s1120.0290.029b0.544

满足要求

As

fcbh017.50.0291000428700mm2 fy310查钢筋表取514 （770mm2）

配筋率： 满足配筋率要求。

（3）吊环尺寸

单个吊环钢筋截面面积计算公式：AAs7700.002=0.2％min0.15％ bh010004403F (6.1.6.2) 2nfy 式中：F—构件的总重力设计值（N）；fy—I级钢筋的抗拉强度设计值（KPa）；

n—吊环数，设有四个吊环时，按三个受力计算。

36.344.260.525103804mm2 代入式（6.1.6.2）得：A23210 选 32（804.2mm2）锚固长度为775mm。

6.1.7 抗裂验算

（略）

第6章结构设计

6.2 纵梁设计

纵梁包括海侧装卸桥轨道梁、24m路侧装卸桥轨道梁、连系梁及后边梁，各梁断面及受力情况均不同。

断面及断面特征值如下：面积：A1.651m2

轴心位置：y0.83m（距梁底边）惯性矩：I0.384m4

7C35混凝土弹性模量 En3.1510(KPa)

6.2.1 计算原则

（1）施工期：预制轨道梁安装在桩帽上，按简支梁计算，作用在梁上的荷载为预制梁及现浇接头混凝土自重，此时梁的有效断面为预制断面。

（2）使用期：纵梁按连续梁计算，作用在梁上的荷载为码头面板、面层自重及使用期的可变荷载作用。此时梁的有效断面为叠合断面。纵梁的内力计算参考高桩码头设计与施工规范（JTJ 291-98）“4.2.5”。

6.2.2 计算参数

预制梁长6m，搁置长度0.25m，连续梁支承宽度1.5m，净跨5.5m，横向排架间距7m。

1）简支梁

弯矩计算跨度 l0lne5.50.255.75m，但不大于1.05l05.775m 剪力计算 l0ln5.5m

式中：l0为计算跨度；ln为净跨；e为搁置长度

2）连续梁

弯矩计算跨度，取中到中 l07m 剪力计算 l0ln5.5m

第6章结构设计

图（6.2.2.1）

6.2.3 作用分析

面板上的永久作用和可变作用（包括短暂状况和持久状况）。 1）永久作用：

（1）预制纵梁及现浇接头自重：25KNm3 （2）面层自重：24KNm3 2）可变作用：

（1）30m跨装卸桥单机作业，每台装卸桥4组轮子，P500KN（2）30m跨装卸桥双机作业，每台机最外侧轮间最小间距3m；（3）前方堆货荷载：q=30KPa，其范围从码头前沿到37m；

（4）集装箱正面吊：满载时，前轴轴压880KN，后轴轴压180KN。轮胎接地面积，前轮（个数长宽）：40.460.48，后轮：20.460.20。

（5）集装箱拖挂车：前轴40KN，中轴200KN，后轴320KN；

集装箱堆载：距装卸桥支腿2m以外临时堆放集装箱2层，20集装箱尺寸：长宽=6.096m2.438m，箱角荷载P=120KN。40集装箱尺寸：长宽=12.192m2.438m，箱角荷载P=152.5KN。该荷载可以与装卸桥同时存在。

轮；

6.3 横向排架

高桩码头建筑物的横向排架是高桩码头建筑物的基本结构系统，它是由横向布置的基桩和将它们连成整体的上部结构构件（亦称桩台）组成。高桩码头建筑物沿码头长度

第6章结构设计

方向分成若干段，每一个分段是一空间整体结构。严格的说，高桩码头的结构计算，应取一个结构分段，按空间结构进行计算，但是这样计算比较复杂。一般把它简化为平面问题进行计算。在柔性桩台的横向排架中，如布置有叉桩，考虑到作用于桩台上的水平绝大部分由叉桩承受，桩台水平位移较小，为简化计算，可假定桩与桩台为铰接。

进行高桩码头横向排架计算的目的是求解连接基桩的上部结构和基桩的内力。横梁为预应力混凝土叠合梁。面板以下部分为预制预应力混凝土T型梁，其上部与面板连接部分为横梁的现浇叠合部分。

横梁内力计算分别施工期和使用期两个阶段计算。

6.3.1 计算原则

（一）施工期：分为四个施工阶段，需要分别计算其内力。（1）安装横梁，横梁搁置在桩帽上，按简支梁计算内力。（2）安装靠船构件，安好后现浇纵横梁接头。

（3）安装面板及现浇面板接头混凝土，此时横梁按弹性支承连续梁计算。（4）施工期梁的有效断面为预制断面，作用在梁上的荷载为永久作用。（二）使用期

使用期按弹性支承连续梁计算，作用在梁上的荷载为码头面层混凝土和各种使用荷载，使用期梁的有效断面为叠合断面。横向排架的内力计算参考高桩码头设计与施工规范（JTJ 291-98）“4.2.7”。

6.3.2 计算参数

施工期，横梁按简支梁计算时：

弯矩计算跨度：l0lne=4.4+0.2=4.6，但不大于1.05ln 剪力计算跨度：l0ln=4.4

式中：l0—计算跨度m； ln—净跨m； e—搁置长度m。

使用期及浇完街头混凝土后，横梁按弹性支撑连续梁进行计算，横向排架的计算跨度据《高桩码头设计与施工规范》第4.2.2条规定均取5m。

结构断面特性:见表6.3.2.1）

第6章结构设计

阶段截面图截面积中和轴惯性矩I 混凝土弹性模量E EI(KNm) （计入10%钢筋面积） 5(mm) (m2) 0.825 (m) 0.66 (m4) 预制安装阶段使用阶段 1.155 0.886 0.2875 （计入10%钢筋面积）表（6.3.2.1）

0.1183 （计入10%钢筋面积） (KNm2) C35 31510 37.26105 C35 31510 5 90.563105 6.3.3 作用分析

面板上的永久作用和可变作用（包括短暂状况和持久状况）。 1）永久作用：

（1）横梁自重：25KNm3；（2）面板传给横梁自重：25KNm3；（3）现浇面层自重：24KNm3；（4）纵梁自重：25KNm3； 2）可变作用：（1）堆货荷载：30KPa

（2）装卸桥荷载：每台装卸桥4组轮子，每组8个，海侧P500KNP380KN轮，路侧

轮。

（3）船舶荷载：①系缆力：按9级风计算， V22ms。②撞击力：船舶靠岸速度

V0.1ms。

6.3.4 作用效应计算

（1）使用期：按弹性支承连续梁计算。轴向刚性系数：

第6章结构设计

CeN1L01EzFZC0 （6.3..4.1）

式中：L0—桩自由长度段（m）；Ez—桩材料的弹性模量（KPa）；取315105；

Fz—桩断面的面积 0.6×0.6=0.36(m2)。

C0(115~145)R(C0桩入土段的刚性系数，R单桩垂直极限承载力) （6.3..4.2）

R1(UqfiliqRA)rR （6.3..4.3） rR根据地质资料得：

qfili31.7155.2154.2324.8500.6351801.6704.7852.41200.7752.2

683.7903.82426.5 rR1.45 qR4000

则R11.45(0.642426.540000.60.6)6512.22(KN) 由上式（6.3..4.2）得，C07405.3~944271.9取8105KNm 码头前沿顶高程到水底距离为：5.5+16.2=21.7m

码头前沿桩顶到水底距离为：21.7-0.15-0.5-1.2-0.9=18.95m 根据图6.3.1，由几何知识求得每根桩的自由长度为：

图6.3.1

L0118.1 L0216.72 L0315.95 L0414.28 L0512.26 L0610.95 L079.28 L089.04 L097.22 由公式（6.3.4.1）得出每根桩的轴向刚性系数分别为：

C1eN118.113.5105

3151050.60.68105C1eN216.723.67105

3151050.60.618105C1eN315.9513.76105

3151050.60.68105

第6章结构设计

14.2813151050.60.681051CeN54.32105

12.2613151050.60.681051CeN64.51105

10.9513151050.60.681051CeN74.8105

9.2813151050.60.681051CeN84.105

9.0413151050.60.681051CeN95.3105

7.2213151050.60.68105由支座刚性系数公式：

CeN413.99105

Cn,vCeNncos2n（单桩支座） Cm,vsin2(mm)（叉桩支座） 22sinmsinmCeNmCeNm简化计算的基本假定：桩两端为铰接；作用在横向排架上的水平力完全由叉桩承受；横向排架中的横梁，只承受垂直力和弯矩作用，按弹性支承连续梁工作，然后便可采用五弯矩方程式进行计算，计算的基本体系见图6.3.2

图6.3.2

得支座的刚性系数为：

C0V6.6105 C1V3.67105 C2V3.99105 C3V4.23105 C4V4.51105 C5V4.8105 C6V9.2105 列出五弯矩方程

第6章结构设计

11M112M213M3nP021M122M223M324M4nP0 31M132M233M334M435M5nP0 （6.3..4.4）

42M243M344M445M5nP053M354M455M5nP011ll111121113EI3EIl2C()20,VllC1,VlC2,V55112390.563105390.563105526.6105(5)21113.76105253.99105 9.110-72111112l6EIl(ll)C1(11)12,VlllC1,V5111121690.5631055(55)3.99105253.76105 3.181071113l2C2,V

111107253.99105l11111111216EIl(ll)Cl(ll)1,VC2,V5690.56310515(1515)1213.99105253.76105 3.1810722ll111121113EI3EIl2C()21,VllC2,VlC3,V5390.5631055390.56310511523.76105(25)21113.99105254.23105 9.3610-7l11111111236EIl(ll)C() 3,VlllC2,V2.97107

1124l2C0.95107 3,V1131l2C1.0107 2,Vl6EI1l(1l1l)1C1(11)132 2,VlllC3,V29

第6章结构设计

2.97107

33ll1111111 2()223EI3EIlC2,VllC3,VlC4,Vl11111111 ()()6EIlllC4,VlllC3,V 9.11107

34 2.67107

113520.107

lC4,V42110.95107 2lC3,V43l11111111 ()()6EIlllC3,VlllC4,V 2.67107

ll1111111 442()223EI3EIlC3,VllC4,VlC5,V 8.88107

45l11111111 ()()6EIlllC5,VlllC4,V 2.52107

115320.107

lC4,V54l11111111 ()()6EIlllC5,VlllC4,V 2.52107

ll1111111 552()223EI3EIlC4,VllC5,VlC6,V 8.25107

0011Rn11Rn1Rn11 （6.3.4.5） (BnAn1)()EIlnCn1,Vlnln1Cn,Vln1Cn1,V0nP式中：An、Bn—外荷载作用下，基本体系（简支梁）第n跨左支承和右支承的虚反力；

R0—外力作用下，基本体系中第n支座的反力

将横向排架上的荷载分成以下情况由（6.3.4.5）求nP如下：（1）横梁和面板自重（固定荷载）如图（6.6.3）

第6章结构设计

图（6.6.3）

q250.8252570.5108.125KNm

B1nAn24ql3 R0R01062ql12108.1256270.31KN R0R0R00011123R4R522ql22108.1255540.62KN

跨中弯矩 M0n18ql218108.12552337.KNm 1 1131312ql11ql1PEI(24ql24ql)lC()1ql 0,VllC1,VlC2,V11131312108.125590.563105(24108.125524108.1255)56.6105 (11108.12551108.125555)3.7610553.99105 0.6110-4190.563105(124108.12553124108.12553)1108.12552P53.76105 (11108.12551108.125555)3.9910554.23105 1.2610411113P90.563105(24108.125533108.125524108.1255)53.99105 (11108.12551108.12555)4.23105554.51105

1.2410414P90.563105(124108.12553131108.125524108.1255)54.23105 (11108.12551108.125555)4.5110554.8105

1.2510431

第6章结构设计

90.563105(24108.12553124108.12553)1108.12555P1154.51105 (11108.1255155)108.12554.810559.2105 0.78104（2）面层自重（固定荷载）如图（6.3.4）

图（6.3.4）

qql5225.2263KNm B5nAn192ql3

R110R64ql463578.75KN

RRR11123R4R524ql24635157.5KN

跨中弯矩Mn116ql2116635298.44KNm 111EI(5192ql35192ql3)14ql1112ql112qlPlC() 0,VllC1,VlC2,V1190.563105(5192635351926353)1463556.610516351635 (1121255)3.7610553.99105

0.2510411590.563105192635351926353)146352P(53.761051 (1126351163555)23.9910554.23105

0.4510432

第6章结构设计

11535313P90.563105(192635192635)463553.991051 (11263511263555)4.2310554.51105

0.451041190.563105(5192635351926353)16354P454.231051635163 (1515)24.5110512554.8105 0.4510411535316355P90.563105(1926354192635)54.5110516351 (1512126355)4.810559.2105 0.311043）堆货荷载（可变荷载）如图（6.3.5）

图（6.3.5）

qql2305275KNm BA5nn192ql3

R110R64ql475593.75KN

RRR1112R34R524ql24755187.5KN

跨中弯矩 Mn116ql21167552117.19KNm 1111EI(5192ql35192ql3)14ql112ql12ql1PlC() 0,VllC1,VlC2,V33

（

第6章结构设计

1190.563105(5192755351927553)1490556.61051755175 (11212555)3.7610553.99105

0.8810411535319052P90.563105(4192755192755)53.7610517551 (1515)2127553.9910554.23105 1.1310411535319053P90.563105(192755192755)453.9910517551 (1515)2127554.2310554.51105 1.1310411535319054P90.563105(4192755192755)54.231051755175 (11212555)4.5110554.8105

1.1310411535319055P90.563105(192755192755)454.511051755175 (11212555)4.810559.2105

0.971044）纵梁和悬臂重（固定荷载）如图6.3.6

图6.3.6

海侧 F254.25725.23108.12532571.6511432.675KN路侧 F25.24108.12542571.651822.225KN

（

第6章结构设计

BnAn0

R0 R000R00001432.675KN 1R2R34R50 R6822.225KN 跨中弯矩 M0n0

1F11432.67541PlC1054.3410 0,V56.62P3P4P0

1F5P1822.2251.79104lC5 6,V59.210（5）装卸桥重（可变荷载）如图6.3.7

图6.3.7

海侧F4000KN 路侧F3040KN

BnAn0

R00000004000KN R1R2R3R04R50 R63040KN跨中弯矩 M0n0

F1400041P1lC10512.1210 0,V56.62P3P4P5P0 F5P1lC1304056.6104 6,V59.210(6)连系梁重（固定荷载）如图6.3.8

图6.3.8

F257(1.20.60.540.5)173.25KN

R0R0 R00R00060 1R23R04R5173.25KN 跨中弯矩 M0n0 35

第6章结构设计

011R101R21P()llC1,VlC2,V11173.251173.25 ()55553.761053.9910 0.971041173.2511173.251173.252P()53.76105553.9910554.23105 01173.2511173.251173.253P()5553.9910554.231054.51105 01173.2511173.251173.254P()54.23105554.5110554.8105 01173.2511173.255P()554.5110554.8105 -0.67105（7）靠船构件及悬臂造成的弯矩（固定荷载）如图6.3.9

图6.3.9

3)1.52831.25KNm 海侧 M254.2573(25.23108.1254)21066.6KNm 路侧M(25.24108.1250R0M2831.25MKN566.25KN R10566.25KN l5lM1066.6M00R5KN266.65KN R6266.65KN

l5l00R2R3R040

0000 跨中弯矩 M2M3M04M50 M1M2831.251415.625KNm 220M6M1066.6533.3KNm 2201M1R011R102 1P(l)()EI6llC0,VllC1,V11066.2521566.2511566.25(5)()90.5631056556.6105553.76105 5.1104

第6章结构设计

1P2P3P4P0

5P11066.61266.6511266.652(25)()5590.563106554.810559.2105 0.32104（8）撞击力（可变荷载）如图6.3.10

图6.3.10

M825(0.250.886)937.2KNm

0R0M937.20.370.37KN69.35KN l5M937.2R100.370.37KN69.35KN

l500000R2R3R4R5R60

跨中弯矩 M10M937.2468.6KNm 2201M1R011R102 1P(l)()EI6llC0,VllC1,V1937.221187.4411187.44(5)()90.5631056556.6105553.76105 1.761042P3P4P5P0

则由式（6.3.4.4）求得：横梁与面板自重弯矩为：

M167.67KNm M266.47KNm M3205.54KNm M4236.5 M5144.61

面层自重弯矩为：

M127.91KNm M224.57KNm M374.15KNm M486.21 M555.91

堆货荷载求得弯矩为：

M1101.7KNm M272.23KNm M3184.19KNm M4221.86 M5165.48 纵梁和悬臂弯矩为

M1540.24KNm M2177.62KNm M311.32KNm M443.26 M5231.4 装卸桥荷载求得弯矩为：

M11057.54KNm M2491.26KNm M336.41KNm M4180.26 M5858.99 连续梁自重弯矩为：

M1120.55KNm M238.9KNm M33.34KNm M419.7 M587.59

第6章结构设计

靠船构件弯矩为：

M1636.1KNm M2214.03KNm M37.97KNm M415.37 M5-34.95 撞击力荷载求得弯矩为：

M1219.74KNm M274.24KNm M32.42KNm M49.41 M52.19 自重作用下各个支座总弯矩:（M横梁M面层M纵梁M连续梁M构件）

M1重1151.37KNm M2重443.79KNm M3重263.74KNm M4重330.9KNm M5重379.28KNm五跨连续梁计算。因施工期主要是固定荷载，故可求得：

（二）施工期：施工期连续梁只考虑横梁面板自重以及靠船构件的作用，算法也按

1P5.77104 2P3P4P3.06104 5P0.43104

0000M101077.73KNm M2M3M0KNm M6195.41KNm 4M5337.而各项系数分别为：

1114.8107 121.86107 131.0107211.86107 2214.97107 231.65107 240.95107311.0107 321.65107 3314.45107 341.35107 350.107420.95107 431.35107 4414.22107 451.2107530.107 541.2107 5513.59107由式（3.3.4.4）求得支座弯矩为：

M1407.5KNm M2267.3KNm M3236.2KNm M4217.3KNm M529.5KNm

6.3.5 作用效应组合

一．承载力极限状态的作用效应组合：

（1）持久状况作用效应的持久组合：根据持久效应的持久组合公式

Sd0[GCGGKQ1CQ1Q1K(QiCQiQiK)] （6.3.5.1）

i20M1337.98.441415.625979.295KNm0M2337.98.44436.33KNmnM30337.98.44436.33KNmM337.98.44436.33KNmM50337.98.44436.33KNm0M6337.98.44533.396.97KNm04

R03718.751432.652656.225348.23 3K0270.0R1540.62157.6173.25566.25305.12KN

R0157.6173.25871.39KN 2540.62

第6章结构设计

0R3540.62157.6173.25871.39KN

R0157.6173.25871.39KN 4540.620R5540.62157.6173.25-266.65604.74KN

R0157.6173.25266.651067.625KN 6540.62(lx)0MnxMn1n 根据公式MnxMnxlnln横向排架跨中弯矩简化为：

0Mn中Mn中MnMn1 （6.3.5.2） 22 （1）自重作用下跨中弯矩

MM11中M012979.2951151.3721554.98KNm MM0MM443.791151.372中22212436.3322361.25KNm

M0M32M22436.33263.742443.793中M3282.57KNm

M0M4M3330.9263.744中M422436.3322139.01KNm

M0M5M4379.26330.95中M522436.332281.25KNm M0M6M51066.6379.266中M62296.9722440.KNm

（2）堆货作用下跨中弯矩

M0M11中M12117.19101.7266.34KNm M0MM72.23101.2中M22212117.1927230.2KNm M0MM184.1972.233中M33222117.192211.02KNm

MM0MM221.86184.194中44232117.192285.13KNm

M0M5M165.48221.865中M5242117.192276.48KNm

MM0M6M5165.486中622117.19234.45KNm

（3）装卸桥作用下的跨中弯矩

MM11中M0121057.542575.69KNm M02中M2M2M491.261057.5421222821.32KNm 39

第6章结构设计

M3M236.41491.26227.43KNm 2222MM180.2636.410M4中M44371.93KNm

2222MM858.99180.260M5中M554519.63KNm

2222MM5858.990M6中M66429.5KNm

2220M3中M3（4）撞击力作用下的跨中弯矩

M1219.74975865KNm 22MM219.7474.240M2中M221147.12KNm

2222MM2.2474.240M3中M33235.91KNm

2222MM0M4中M4434.71.215.91KNm

22MM0M5中M5544.71.23.9KNm

22MM50M6中M661.2KNm

22M1中M10(Mn1Mn)(Mn1Mn)0根据公式RnRnlln得各支座的反力简化为：

n1 RR0(Mn1Mn)nn(1)自重作用下的支座反力

5(Mn1Mn)5 （6.3.5.3）

(1151.37)2117.96KN

551151.371151.37443.79R1R10M1(M2M1)305.12676.91KN5555443.79263.74(MM2)0R2R2(M1M2)3871.39141.52 765.87KN

5550R0R0M12348.2330R3R30R4R4(M2M3)5(M4M3)5871.393613.43821.96KN 871.3913.439.68875.14KN

(M3M4)0R5R55(M4M5)0R6R6(M5M4)(M5)555M5604.749.6875.86690.28KN

51167.62575.861091.77KN

(2)堆货荷载作用下的支座反力

第6章结构设计

M(101.7)R00R01593.75573.41KN R(M1R01M152M1)5187.520.345.213.73KN RR0(M221M2)5(M3M2)5 159.21KN R0(M3R32M3)5(M4M3)5202.37KN RR044(M3M4)5(M5M4)5206.31KN

RR0(M)5(M5)554M55209.32KN

R0M6R65560.65KN

装卸桥作用下的支座反力

R0M0R0154000255.463744.54KN

RR0M15(M2M1)1150255.46113.26368.72KN

R0(MM2R212)5(M3M2)5 113.26105.537.73KN

RR0(MM323)5(M4M33)5105.5343.33148.86KN

RR0(MM4)5(M5M4434)543.33135.7592.42KN

RR0(MM5545)5(M5)5135.75171.8307.55KN

R0M6R6553040171.82868.2KN

撞击力作用下支座反力

RR0M001569.3543.95113.3KN

R0M1R115(M2M1)569.3543.9529.1142.7KN

R0(MM2R212)5(M3M2)5 029.115.3323.77KN

R0(MM323)5(M4M3)3R515.331.413.93KN

R0(MM4R434)5(M5M4)52.8

RR0(M4M5)5(M555)51.40.51.9KN

R0M6R6550.5KN

1）自重作用下的支座剪力

R108.12551横面层2635698KN

R纵 R01432.675KN R1R2R3R4R5173.25KN R6822.225KN41

(3)(4)（第6章结构设计

Q1左685.2969812.84KN Q1右12.84676.91173.25490.82KN Q2左207.18KN Q2右385.2KN Q3左312.8KN Q3右335.65KNQ4左362.35KN Q4右339.54KN Q5左358.43KN Q5右158.57KN Q6539.43KN

（2）堆货作用下的支座剪力

1R堆755187.5KN

2Q073.41KN

Q1左73.41187.5114.1KN Q1右114.1213.7399.KN Q2左87.86KN Q2右71.35KN Q3左116.15KN Q3右86.22KNQ4左101.38KN Q4右104.93KN Q5左82.6KN Q5右126.7KN Q660.65KN （3）装卸桥作用下的支座剪力

R04000KN R1R2R3R4R50KN R63040KN

Q03744.54400255.46KN

Q1左255.46KN Q1右255.46368.72113.26KNQ2左113.26KN Q2右105.53KN Q3左105.53 Q3右254.39KN

Q4左254.39KN Q4右161.97KN Q5左161.97KN Q5右469.52KN Q6469.52KN 考虑可能的最不利荷载效应综合情况的跨中弯矩、支座弯矩、支座反力以及各支座的剪力，结果填入表（6.3.5.1~6.3.5.4）

表6.3.5.1 支座弯矩汇总表

①自重 ②堆货 ③装卸桥 ④撞击力 Q02117.961432.67685.29KN M0 -2831.25 0 0 -346.76 M1 -1151.37 -101.7 -1057.54 219.74 1.2×①M2 -443.79 -72.23 -491.26 74.24 1.2×①+1.5×③+0.7×1.4×② -604.47 M3 -263.74 -184.19 36.41 -2.42 1.2×①+1.4×②0.7×1.4×④ -447.25 M4 -330.9 -221.86 -180.26 -9.41 1.2×①+0.7×1.5×③+×1.4×②0.7×1.4×④ -4.11 M5 M6 -379.28 -1066.6 -165.48 -858.99 -2.41 1.2×①+1.5×③+0.7×1.4×②0.7×1.4×④ -1911.0 -1279.9 1.2×① 0 0 0 效应 1.2×①组合 +1.4×④ +1.5×③+0.7×1.4×② 组合值 -3882.96 -2840.59 表6.3.5.2 跨中弯矩汇总表 M10中-979.295 117.19

M1中 -1554.98 66.34 0 M2中M2中 -361.25 30.22 0 M3中M3中 82.57 -11.02 42

436.33 117.19 436.33 117.19 第6章结构设计

0 -975 0M4中 -575.69 -865 1.2×①+1.4×② -1773.1 0 0 0M5中 -821.32 147.12 1.2×①+1.4×0.7×②+1.4×④ -247.01 0 0 0M6中 -227.43 35.91 1.2×①+1.4×④ 149.36 M4中 139.0 -85.13 -71.93 -5.91 1.2×① 166.8 M5中 81.25 -76.48 -519.6 -3.9 1.2×① 97.5 M6中 -440. 34.45 -429.5 -1.2 1.2×①+1.4×② -480.5 436.33 117.19 0 0 436.33 117.19 0 0 -96.97 117.19 0 0

表6.3.5.3 支座反力汇总表

0 R0R0 2117.96 73.41 3744.54 113.3 1.2×①+1.5×③+0.7×1.4×（②+④） 8341.34 0 R4R10 305.12 187.5 0 -69.35 R1 676.91 213.73 368.72 -142.4 1.2×①+1.5×③+0.7×1.4×② 1574.83 0R5 0 R2R2 765.87 159.21 -7.73 23.77 1.2×①+1.4×②+0.7×1.4×④ 1165.23 0R6 0 R32348.233 93.75 4000 69.35 871.39 187.5 0 0 871.39 187.5 0 0 R3 821.96 202.37 148.86 13.93 1.2×①+1.4×②+0.7×1.4×④+0.7×1.5×③ 1439.62 R4 875.14 206.31 -92.42 2.8 1.2×①R5 690.28 209.32 307.55 1.9 1.2×①+1.4×0.7R6 1091.77 60.65 2868.2 -0.5 1.2×①871.39 187.5 0 0 604.74 187.5 0 0 1167.65 93.75 3040 0 +1.4×②+0.7×1.4×④ ×②+0.7×1.4×④+1.5×③ +1.5×③+0.7×1.4×② 1341.75 1496.66 5671.86 表6.3.5.4 剪力汇总表

第6章结构设计

Q0 685.29 73.41 -255.4 0 1.2×①+1.4×② 925.12 Q1左 -12.84 -114.1 -255.4 0 1.2×①+0.7×1.4×②+1.5×③ -510.33 Q1右 490.82 99. 113.26 0 1.2×①+0.7×1.4×②+1.5×③ 855.54 Q2左 -207.18 -87.86 113.26 0 1.2×①+1.4×② -371.62 Q2右 385.2 71.35 105.53 0 1.2×①+0.7×1.4×②+1.5×③ 690.12 Q3左 -312.8 -116.15 105.53 0 1.2×①+1.4×② -537.97 Q3右 335.65 86.22 254.39 0 1.2×①+0.7×1.4×②+1.5×③ 869.35 Q4左 -362.5 -101.38 254.39 0 1.2×①+1.4×② -576.93 Q4右 339.54 104.93 161.97 0 1.2×①+0.7×1.4×②+1.5×③ 753.23 Q5左 -358.46 -82.6 161.97 0 1.2×①+1.4×② -545.79 Q5右 158.57 126.7 469.52 0 1.2×①+0.7×1.4×②+1.5×③ 1018.73 Q6 -539.43 60.65 469.52 0 1.2×① -7.31 (二)短暂状况的短暂效应组合：其作用效应组合的设计值按下式确定：

SdGCGGkiCQiQik （6.3.5.4）

i1n因施工期主要考虑永久作用，施工荷载相对永久作用忽略不计。故

M1407.5KNm M2267.3KNm M3236.2KNm M4217.3KNm M529.5KNm

000M1055.39KNm M2486.56KNm M3486.56KNm M4346.72KNm

M1407.51077.731281.48KNm 22MM0M2M221337.133.65203.750.49KNm

22MM0M3M332337.118.1133.6586.14KNm

22M4M3M4M0337.103.65118.1116.14KNm 422M1M100M5M5M5M4337.14.75-103.65248.99KNm 22M0M6M65195.4114.75174.16KNm

2 44

第6章结构设计

6.3.6 验算及配筋

（1）使用期支座最大负弯矩上边受拉

估计将配置双排筋，取a100mm，h0ha17001001600mm

Mu3882.96106sfbh25600160020.106 c017.112s1120.1060.11b0.544

满足要求

Asfcbh017.50.11f60016006030mm2 y310查钢筋表取832 （34mm2）

配筋率 Asbh340.007=0.7%min0.15% 06001600满足配筋要求

（2）使用期跨中最大正弯矩，下边受拉取a60mm，h0ha1700801620mm

M6u166.810sfbh20.01 c017.560016202112s1120.010.0191b0.544

满足要求

Afcbh0f17.50.01916001140s737.51mm2 y310查钢筋表取416 （804mm2）

配筋率 Asbh8040.0012=0.12%min0.15% 06001140故，应按最小配筋率配筋：

即Asminbh00.001560011401026mm2 查钢筋表取420 （1257mm2）（3）施工期支座负弯矩，下边受拉

取a60mm，h0ha1200601140mm

Mu166.8106sf2.5600114020.018 cbh017112s1120.0180.018b0.544

满足要求

第6章结构设计

fbh17.50.0186001140Ac0sf310695mm2 y配筋率 Asbh69560011400.001min0.15%=0.184%min0.15% 0按最小配筋率配筋：A1188mm2S

查钢筋表取：420 (1257mm2) （4）施工期跨中最大正弯矩，上边受拉

估计将配置双排筋，取a100mm,h0ha12001001100mm

Mu248.99106sf2110020.1 cbh017.5600112s1120.10.106b0.544

满足要求

Afcbh0sf17.50.10660011003919mm2 y310查钢筋表取420 （3927mm2）

配筋率 Asbh39270.56%min0.15% 06001140（5）箍筋的配置

最大剪力Vmax1018.73KN

h801620mm

hwwh01700b16206002.74.0 0.25fcbh00.2517.560016204252.5KN

dV1.11018.731120.6KN

dV0.25fcbh0

故截面尺寸满足抗剪条件

Vc0.07fcbh00.0717.560016201190.7KNdV1120.6KN 故按最小配筋率配置箍筋

0.12% A2minsmibsn0.12%600500360mm

配置双肢箍 16@500 As402mm2

6.3.7 抗裂验算

横梁最大抗裂宽度可按下列公式计算： Wmaxsl123E(cds0.301.4) （6.3.7.1）te

第6章结构设计

teAs Ate式中：Wmax－最大裂缝宽度（<0.3）；1—构件受力特征系数，受弯构件取1.0； 2—考虑钢筋表面形状的影响系数，光面钢筋取1.4； 3—考虑荷载长期效应组合或重复荷载影响的系数，取1.5； c—最外排纵向受拉钢筋的保护层厚度，取50mm；

te—纵向受拉钢筋的有效配筋率，当te0.01时，取0.01；当te0.1时，

取0.1；

Ate—有效受拉混凝土截面面积，对受弯构件，取Ate为2asb； As—受拉区纵向钢筋截面面积，取受拉较大一侧的钢筋截面面积；

sl—按荷载长期效应组合计算的钢筋混凝土构件纵向受拉钢筋的应力，按公

式slM1计算。

0.87Ash0M13882.69106 sl317

0.87Ash00.87341600teWmax123As43100.0067取0.01 Ate6001600slEs(cd333.345028)1.01.41.5() 50.301.4te2.0100.31.40.01 =0.78 >0.3不满足要求，应采用预应力钢筋

6.4 基桩设计

局部修订主要针对的是水平承载力验算。只考虑承载能力极限状态下持久状况作用效应的持久组合，内容包括垂向承载力、桩身内力计算、桩身强度验算。

6.4.1 计算原则

桩身内力计算采用假想嵌固点法，按平面刚架计算。仅计算持久状况，短暂状况与持久状况相比，内力较小，不起控制作用，故可不作计算。

6.4.2 计算参数

桩顶高程：3.65m；桩尖高程：-51.35m 直桩桩长：L=3.65+51.35=55m；叉桩桩长：叉桩比为1:3 L55

1057.98m 347

第6章结构设计

6.4.3 作用分析

基桩上作用的永久作用和可变作用（持久状况）。

6.4.4 作用效应计算

R 单桩轴向力Nnncosa （6.4.4.1）

n'RmsinamHcosam'叉桩轴向力Nm (6.4.4.2) 'sin(amam)RsinamHcosam' (6.4.4.3) Nmm'sin(amam)（1）桩的轴向力计算

由表6.3.5.3 支座反力汇总表的各种情况各支座的支座反力并由支座反力算出各个桩的轴向力如下：

自重产生的支座反力及桩轴向力：

R02117.96KNR1676.91KN R2765.87KN R3821.96KN R4815.14KN

R5690.28KN R61091.77KN

N011122.5KNN021122.5KNN1676.91KNN2765.87KN N3821.96KN

N4815.14KN N5690.28KN N61578.6KN N62578.6KN 堆货荷载产生的支座反力及轴向力：

R073.41KN R1213.73KN R2159.21KN R3202.37KN R4206.31KN

R5209.32KN R660.65KN

N0138.9KNN0238.9KNN1213.73KNN2195.21KNN3202.37KN N4206.31KN N5209.32KN N6132.14KN N6232.14KN 装卸桥产生的支座反力及轴向力：

R03744.54KNR1368.72KN R27.73KN R3148.86KN R492.42KN

R5307.55KN R62868.2KN

N011984.6KNN021984.6KNN1368.72KNN27.73KNN3148.68KN

N492.42KN N5307.55KN N611520KN N621520KN 撞击力产生的支座反力及轴向力：

R0113.3KNR1142.4KN R223.77KN R313.93KN R42.8KN R51.9KN

R60.5KN

N01592.59KNN02471.73KNN1142.4KNN223.77KNN313.93KN

N42.8KN N51.9KN N61773.83KN N62774.36KN

第6章结构设计

（2）桩的吊运内力计算 1)水平吊运

M0.01126qL2；M:最大弯矩设计值（KN/m）；

:动力系数，取1.3；:作用分项系数，取1.2；q:桩的单位长度重力标准值（KN/m）；L:吊运桩长（m）,取叉桩桩长58mq[0.62(0.22)]259KN/m 2

M0.011261.31.29582481.56KNm

2)吊立

MqL2; :桩的吊立弯矩系数，取0.0136；其它同上。M1.30.01361.295822.33KNm

综上取M=304.15KN·m

根据预应力混凝土方桩的主要技术指标配4Φ28+4Φ36

箍筋取Φ8@400mm。在桩顶4倍宽和桩端3倍宽范围内应加密至50mm—100mm，故取Φ8@100mm。

6.4.5 作用效应组合

表（6.4.5.1）轴向力汇总表 ①自重 ②堆货 ③装卸桥 ④撞击效应组合 N01 1122.5 38.9 1984.6 592.59 ①×1.2+1.5×③+0.7×1.4×②+0.7×1.4×④ N02 1122.5 38.9 1984.6 -471.73 ①×1.2+1.5×③+0.7×1.4×② N1 676.91 213.73 368.72 -142.4 ①×1.2+1.5×③+0.7×1.4×② N2 765.87 159.21 -7.73 23.77 ①×1.2+1.4×②+0.7×1.4×④ 组合值 4942.76 4362 1574.8 1165 N3 821.96 202.37

N4 875.14 206.31 N5 690.28 209.32 N61 578.6 32.14 N62 678.6 32.14 49

第6章结构设计

148.86 13.93 ①×1.2+1.4×②+0.7×1.5×③-92.42 2.8 ①×1.2+1.4×②+0.7×1.4×④ 307.55 1.9 ①×1.2+1.5×③+0.7×1.4×②1520 773.83 ①×1.2+1.5×③+0.7×1.4×②1520 -774.36 ①×1.2+1.5×③+0.7×1.4×② +0.7×1.4×④ +0.7×1.4×④ +0.7×1.4×④ 1439.62 1341.75 1496.66 37.17 3125.82 6.4.6 承载力验算

由表6.4.5.1 Nmax4942.76KNR6512.22KN 故承载力满足要求。

致谢

经过半年的忙碌和工作，本次毕业设计已经接近尾声，通过此次毕业设计，弥补了以前学习过程当中很多的不足。作为一个本科生的毕业设计，由于经验的匮乏，难免有许多考虑不周全的地方，如果没有史老师的督促指导，以及一起工作的同学们的支持，想要完成这个设计是难以想象的。

其次，还要感谢大学四年来教过我的所有老师，是他们帮我打下专业知识的基础。同时还要感谢我所有的同学们，正是因为有了你们的支持和鼓励，我才能克服一个一个的困难和疑惑，直至此次毕业设计的顺利完成。

再次，感谢天津城市建设学院为我提供了良好的学习条件，以及四年来对我的大力栽培。

最后向我的父亲、母亲致谢，感谢他们的养育之恩，感谢他们对我的理解与支持。

参考资料及设计规范

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[4] 中华人民共和国行业标准.重力式码头设计与施工规范(JTJ290-98)[S] .北京：人民交通出版社.

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交通出版社.

北京：人民交通出版社.

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外文资料及译文

在斜拉桥的施工过程中地震的减弱和缓解

摘要：地震荷载对正在进行平衡悬臂式建设的斜拉桥的影响正在进行研究。有限元模型的斜拉桥，并制定了多个地面运动时间的历史记录被用来研究地震反应的基础上塔楼的六个阶段的平衡悬臂式建筑。概率地震危险性的关系被用来与地面运动弥合反应。结果表明，不可能有很高的概率有地震反应（forces / moments）在部分完成桥梁超出，常常是由大量利润的10 ％ / 50年的设计水平（0.21 ％annum）全桥。最大概率超过每年被认为是20 ％。这是因为在平衡悬臂式建筑的结构是在一个特别危险和脆弱的状态。以地震减灾为基础的战略，利用系紧电缆为空气动力稳定在施工期间进行了调查。这一战略是成功地减少一些漏洞，使地震概率超过施工期间下降到低于1 ％每年。虽然只适用于一个斜拉桥，同样的方法可用于建造阶段的脆弱性分析其他大跨度桥梁。导言：在斜拉桥平衡悬臂施工的过程中的稳定性问题是抗风研究中的一个常见问题。然而，在抗震设计中，一般只考虑成桥阶段;在不同的施工阶段的地震响应通常是不同的。这种方法的理论依据是施工阶段暴露在外面的时间相对较短，因此，抗震设计一般是按成桥后的状态设计的，地震发生在施工阶段的可能性要比其发生在桥梁寿命期内的可能性低得多。

这种分析方法有一个隐藏的弱点，因为在这个平衡悬臂施工的过程中斜拉桥桥进入一个特别不稳定的和易受损害的状态。在本质上说，在施工期间，桥梁结构与成桥后的桥梁结构有很大的区别。一个相对较小的地面运动（其发生的频率可能比在成桥状态的地震的设计频率大得多）可能在某一特定施工阶段上产生很大的地震作用。

在这项研究中，有限元模型用来重现平衡悬臂式施工阶段中的各梁段，从一个单独的裸塔到整个桥梁。在自重和地震荷载作用下成桥阶段的响应（力和弯矩）被用来作为参数和常规的设计量。作为在施工过程中测量抗震性能的一种方法，对比在各个不同施工阶段的地震响应和成桥阶段的地震响应，在施工过程中由超越概率的地面运动产生的响应参数也被计算了。上层结构在施工期间对桥塔稳固作用以减少桥梁地震荷载的漏洞的有效性（通常在施工过程中提供气动稳定性）也受到审查。

建模与分析施工阶段大桥详情

这项研究是基于弗雷德哈特曼大桥，一个675米跨径的斜拉桥位于休斯顿。虽然不是位于在一个地震带，成桥阶段的各种数据是可以得到的，并且成桥阶段的详细的有限元模型也已经被一个作者建立好了。整体动态的桥梁施工过程中并在已完成的国家是典型的大小斜拉桥。这是一个重要的总体考虑在这里，动态桥梁不会预计将大大不同了的桥梁被设在一个地震区。

这座桥有两个双菱形塔，塔高134米。每个塔有四条腿，在每一侧有192根斜拉索，和主跨径381m，边跨跨径174m的两个的连续上部结构组成。两个23.5m宽的桥面板被连接到每一个塔和锚定上来传递横向和竖向的剪力。这座斜拉桥是用平衡悬臂施工法建造的。桥面板是采用悬臂逐段拼装的施工方法，其长度在桥塔的两边保持平

外文资料及译文

衡（边跨14.6m一个节段，主跨15.8m一个节段）。临时固结的塔是用来防止在施工过程中出现的气动不稳定性而设置的。关于塔的细节部分见下详述。

施工过程：

六个三维的有限元模型，如图2所示。

图2建模六个阶段的平衡悬臂式建筑

其施工工程表示如下：（1）一个的裸塔；（2）三个从独塔出发的平衡悬臂施工阶段，分别为八分之一长、四分之一长和四分之三长。（3）边跨合拢阶段：边跨的横梁已经与临近的塔相连而跨中还是悬臂状态。（4）有两个桥塔的成桥阶段。这六个施工阶段分别被命名为10-15, 6-19, 4-21,半跨和全桥，数字代表在图3（a）中平衡悬臂施工阶段的节段所在的位置，一个全桥的3D模型图在图3（b）中，包括在整篇文章中都要用到的全局坐标系。

外文资料及译文

图3（a）电缆编号系统的悬臂施工（b）桥梁工程的全球坐标系统

混凝土桥面板是用壳单元建立的模型，钢梁、横梁和混凝土桥塔是用三维的梁单元模型建立的。索是用线单元建立的。塔和梁的连接处是用的刚性连接，还有桥面板和梁的连接，为的是几何位置的精确定位。为了简化分析，因为整个地基的情况作者是不知道的，塔是各个方向均被固结的。虽然斜拉桥经常采用较深的基础，这种各个方向均假定固结的方法之所以适用，是因为作者对各个施工阶段的响应做了对比并且没有从一个绝对的角度去评估这种响应。上部结构与锚定和塔的连接只有在全局坐标系的y轴方向可以转动而其他方向均为固结的。

以略有不同区段的主要尺寸和侧跨越，自重稍微偏移则悬臂一方的塔比其他易失去平衡。因此，一些不平衡的消失，负载力时刻有可能存在基础上。抗震分析显示斜拉桥通常拥有大量的密切模态频率间隔的期间内，这是一系列的让人感兴趣的地震荷载。本研究时程地震分析，投入使用的地震记录描述在下一节。

抗震分析

几乎相同的所有施工阶段模型选择这样的比例模量仍然有效。作为动态平衡方程求解顺序，最长期间模式是解决第一和短的时间内垂直塔模式，没有解决直到分析。分析可能成为关注许多长期壳块模式，以及垂直模式的塔楼将不会出现在之前的分析。与此相反，有许多模型程度的减少将包括垂直模式最早期的分析。因为所有的垂直塔模式必须不包括在全桥模式，这些模式被排除在其他规模较小的模式，以保持一致性的所有分析。随着垂直模式壳和塔被解耦，有较大的差别频率，截止模式选择，每个模式下的

外文资料及译文

百分比有效模量，垂直方向密切近似的比例甲板，大众相对的总重量的结构，。这样确保了基本上所有的壳参与反应的垂直方向，并普遍大约85 ％或以上的参与结构反应在水平方向。在此基础上，

表1 模态信息的动态模型

结构阶段部分板块的已使用模式有效模态最短期分数字编号质量 X Y Z 塔 10–15 6–19 4–21 半跨满载 0/22 6/22 14/22 18/22 22/22 45/45 14 30 50 60 80 150 85 86 2 84 83 81 53 91 90 58 81 86 63 85 88 69 0.257 0.255 0.256 0.266 0.221 0.258 析注：见图2和3（a）的模式。

表1给出模式的数量用于每个模型，并在最短的模式时期。在最短的时间模式每个模式基本相同，虽然这些对应不同的模式。每个模式几何非线性通常没有重大关联，地震反应分析斜拉桥的主跨长度不少于500米(Nazmy和阿卜杜勒加法尔 1990年;远藤.1991 ;克莱门特.1998年， Chang. 2001) 。材料非线性行为不被视为在本研究中。阻尼在斜拉桥往往是复杂的，被认为是电缆配置，水平的激励，模式的数量和形状，部分耦合函数的参数。2%的阻尼比被用到整个模型的全部施工阶段。这个符合报告的结果是由斯提马.艾特（1998）川岛和Unjo（1991），h威尔逊和刘（1991），克莱门特（1998），威尔逊和阿特金斯（2000）分别发表的

地震输入

研究地震周期在研究结构周期的时期被选择和量度。峰值速度的峰值加速度定义为A / V的比值，是时间历史记录期间的一个合适尺寸。能提供有用的方法找到记录。一个比较低的A / V比值（0.8 gsm）通常由非常远地震的较长时期地震组成，在那里一个比较高的值是比较近的短期周期运动的显著特征。由于这座桥是一个长期的结构（有许多模式时期大于1s）,只有长时期的记录才能用到研究中来。12个三分量的周期记录被选择用来获得各种地震荷载：6个低A / V比值和6个中间比率。

外文资料及译文

每个记录的组成部分的最大速率,依比例可以达到0.25米/秒（公元前在温哥华地区发生的有代表价值的事件）,其他两部分和它接近。它利用了速度（用峰值加速度测量）的依赖性反应以及结构长时间的速度运动。这种依赖性，体现在以下人的工作中，Tso et al（1991），Naeim （1993），和Heidebrecht（1995）；比较明显是加拿大1995年全国建筑法规。2003年, Wesolowsky和Wesolowsky已经用这种方法进行斜拉桥地震反应分析。通过对比分析,12项记录被使用到每一个模型，一个方向的结构是全球轴系然后水平旋转90°，用于第二组的输入，总共24个。

毕业设计任务书

天津城市建设学院

毕业设计任务书

土木工程系港口航道与海岸工程专业 2班姓名朴仲青学号06260208

设计题目： XXXX港一期5万吨级多用途码头设计

完成期限：自 2010 年 3 月 15 日至 2010 年 6 月 20 日止

指导教师：教研室主任：

系主任：学生签字：

批准日期： 2010.01.04 接受任务日期： 2010 年 01 月 07 日

毕业设计任务书

一、设计原始依据（资料）：

中国山东东营港、东营港经济开发区位于中国黄河三角洲中心城市东营市东北部，北邻京津塘经济区，南连胶东半岛，濒临渤海西南海岸，地处黄河经济带与环渤海经济圈的交汇点。东营港建成于1997年，现有泊位14个，是中国批准的国家一类开放口岸。为适应发展需要，自2005年起，东营、市决定扩建东营港，当前正在实施一期工程，计划投资17亿元，建设2个3万吨级多用途码头，2007年8月建成投用。在此基础上，正在抓紧论证建设2个5万吨级油码头（兼顾10万吨级油轮）和万吨级液体化工码头。

1 自然条件

1.1气象

1.1.1气温

年平均气温：9.8℃ 历年平均最高气温：15.8℃ 历年平均最低气温：4.5℃ 1.1.2降水

年最大降水量：945.6毫米年最小降水量：325.7毫米年平均降水量：621.3毫米

1.1.3雾

能见度小于1公里的大雾年平均出现3天。

1.1.4湿度

平均相对湿度：66%。

1.2水文

1.2.1特征水位年最高潮位：4.10米年最低水位：0.06米年平均水位：2.24米年平均潮位：1.03米

1.2.2设计水位设计高水位：4.05米设计低水位：0.62米校核高水位：校核低水位：

1.3地震

本地区地震烈度为Ⅶ级

毕业设计任务书

1.4波浪

表1-1 波要素（－5m水深处）

重现期 50 波要素 H4%(m) T(s) H4%(m) T(s) H4%(m) T(s) H4%(m) T(s) N(NNW、NNE) NE(ENE) 3.8 8.2 3.6 7.6 3.3 6.8 2.7 5.2 4.3 9.0 4.0 8.5 3.6 7.9 2.8 6.3 E(ESE) 4.3 8.9 3.9 8.2 3.4 7.4 2.4 5.6 SE(SSE) 2.5 5.6 2.3 5.3 2.0 5.0 1.4 4.1 25 10 2

涨潮最大流速：0.54m/s。码头建在－1.4m深处。

1.5工程地质

表1-2 各土层地基容许承载力及桩基参数物性指标标准贯土层名称 e IL 入击数N（击）地基容许承载力(m) 预制挤土桩桩侧极限摩擦力标准值桩端极限摩擦力标准土层编号土层深处（m） qf 值 qR (kpa) 70

(kpa) ① ②1 ②2 ③1 ③2 ③3 ③4 ④ ⑤1

2水工建筑

2.1建筑物等级：Ⅱ级 2.2工艺荷载

按照码头使用的要求，码头上的装卸船设备为汽车式起重机，堆货荷载前方和后方均为10KN/㎡

2.3设计规范

主要遵循交通部《板桩码头设计与施工规范》与《高桩码头设计与施工规范》。

2.4设计依据

⒈码头性质：该码头为成品油码头

⒉该码头具有承载能力有限，来往船舶航次较多的特点 ⒊货种：主要是成品油

⒋设计船型：3000吨级油船，长×宽×吃水＝96m×25m×3.2m

2.5工艺设计参数

港口年营运天数：220天港口生产不平衡系数：1.6 昼夜两班作业纯工作时间：12小时平均船时效率：50吨/小时

2.6泊位

货运所需要的泊位数为两个，除满足成品油的运输外，还可供其他小型船舶的停泊。

2.7总平面布置原则

⒈充分利用港口已有的各种设施

⒉港口平面布置与港区自然条件相适应，特别要重视泥沙问题和船舶的停靠条件。 ⒊码头布置应考虑远近结合，合理分区便于利用港口的设施和运输系统。

毕业设计任务书

⒋码头的尺度、港口水域和航道的布置应满足设计船型运行安全，操作方便。

2.8码头结构形式

考虑到该地区的地质条件是软土地基，而重力式码头只能用于地基较好的条件，对地基要求比较高。板桩码头对复杂的地质条件适应性强，多用在中小型码头中。高桩码头结构简单，能承受较大的荷载，对挖泥超深的情况适应性强。因此，在本设计中主要考虑高桩码头和板桩码头两种码头设计。下面就根据所给资料及当地的条件设计，并进行方案比选。

二、设计内容和要求：（说明书、专题、绘图、试验结果等） 1.设计内容

1）码头平面布置及码头结构设计； 2）根据资料初步设计的码头结构断面； 3）结构计算；

4）完成设计说明书，计算书； 5）完成施工图

6）完成配筋图等图纸的绘制。 2、提交成果

1)设计说明书和计算书，毕业设计摘要（汉译英），约300～600字左右（限一页）； 2)码头结构设计图纸，断面图，平面图投影正确；

3)外文翻译，翻译与本专业毕业设计（论文）相关的外文资料，不少于2000汉字，并附原文。

3、质量要求

1)研究报告内容完整，表述清晰，公式、图表齐全，必须按学校统一格式和要求装订。

2)用绘制结构设计图纸，图纸要符合工程绘图规范要求，尺度齐全，布局合理，信息充足。

3)毕业设计、论文规范化要求见教务处网站 4)遵守毕业设计纪录，严禁抄袭他人设计成果。

设计进度计划表

序号 1 时间 3.1~3.14 （第1-2周） 3.15~3.21 （第3周） 3.22~3.28 （第4周） 3.29~4.4 （第5周） 4.5~4.11 （第6周） 4.12~4.18 （第7周） 4.19~4.25 （第8周）计划完成内容毕业实习、收集阅读设计参考资料，完成实习报告总平面设计（确定工程规模、各种建筑物主要尺度、各建筑物平面布置、辅助设施和工艺设计等结构型式选定、、结构布置、确定结构计算简图作用标准值计算：船舶荷载计算：系缆力撞击力等面板计算轨道梁计算：永久作用及可变作用计算；施工期、使用期轨道梁的弯矩及剪力计算、作用组合轨道梁的配筋计算实际完成情况检查日期检查人签名 2 3 4 5 6 7 横向排架计算：永久作用、可变作用计算、4.26~5.9 8 桩支承系数计算；安装期、完建期、使用（第9～10周）期的横向排架验算（弹性支承连续梁） 9 10 11 12 13 5.10~5.23 桩身内力计算（第11~12周） 5.24~6.6 绘制结构施工图，整理计算书（第13~14周） 6.7~6.13 （第15周）各组间相互评阅，指导教师检查，上交图纸及说明书 6.14~6.20 修改及调整（第16周） 6.21~6.25 （第17周）答辩指导教师批准，并签名：年月注：本次毕业设计共16周，含毕业实习2周。指导教师（签字）审题小组组长（签字）

年月日年月日

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