斜拉桥加固计算书（midas）

1、玻利维亚汉口桥加固维修计算报告工程名称： 玻利维亚汉口桥 工 号： 设计阶段： 施工图设计 计算内容： 加固维修设计计算 二一七年六月目 录 TOC o 1-3 h z u HYPERLINK l _Toc485716023 一、工程概况 一、工程概况1.1 汉口桥结构概况玻利维亚汉口桥位于科恰班巴（Cochabamba）市布兰科加林多（Blanco Galindo）与梅尔乔佩雷斯奥尔金（Melchor Prez de Olgun）大道的交叉路口。该桥主体采用斜拉桥形式，索塔采用独塔双索面的布置形式，拉索布置形式为半竖琴式。拉索分别由19股和12股公称直径为”的钢绞线组成。主桥总长度为85.3

2、0m，每个行车方向的路面宽度为7m，设有四个车道，两边各留有宽度2.25m的人行道。主梁采用钢筋混凝土板，板下设置有纵横向支撑梁。两边的纵向支撑梁和对应于每根拉索的横向支撑梁均由预应力混凝土制成。 图1.1 汉口桥现状图上部结构桥面全宽19.6m, 横断面组合为2.5m人行道+7m车行道+0.6m中央隔离带+7m车行道+2.5m人行道。桥面为双向横坡为2.5%，横断面如下图：图1.2 汉口桥横断面布置图图1.2 汉口桥侧视图汉口桥为双塔双索面斜拉桥，桥塔为矩形砼结构，每处桥塔下设置承台并接4根直径为1.0m的桩基础。桥塔基础布置图如下：。图1.4 桥塔基础布置图1.2 现状病害概况索力分布不均

3、匀，差异较大，且梁体两侧的标高差异异常，桥梁发生了较为严重的位移病害，威胁到桥梁的安全问题。索体病害非常严重，存在大量锈蚀、断丝现象。已经严重危害到桥梁的安全性，需要重新设计索体形式，及时更换索体。桥塔倾斜，结构刚度不足，承载能力不足的问题。在塔、梁结合部位、在塔身都表现有集中的裂缝密集区域，且裂缝特征明显。纵梁裂缝较多，且三条梁的分布情况较为一致，由结构刚度不足导致的裂缝表现明显。纵梁的大量裂缝一方面在锚固区的网状裂缝来看，说明在集中受力区，结构本身存在强度不足的问题；另一方面，在桥梁有额外变形的情况下，也表现出强度不足，裂缝大量出现。从两个方面说明，在现有的桥梁状况下，梁体的承载能力不足，

4、需要对其进行承载能力的加强设计。桥面系存在较多裂缝，需要及时修补防渗，以免影响结构的耐久性问题。桥台支座病害严重，合理的支撑对于索力分布、桥台的寿命都有直接的影响。伸缩缝装置基本无效，无法达到防水、有效伸缩的效果。栏杆及排水系统较好。1.3 加固设计要点本项目加固设计原则是：提高结构刚度与耐久性；优化结构线形；维持原设计等级；保证结构安全。针对上述结构病害，主要的加固设计要点包括：更换索体，并重新设计索力分布。参照桥面线形情况，制定索力调整方案，纠正桥面的线形及索力分布；对主塔进行整体截面刚度加强，特别是塔、梁结合部位进行适当的强化措施，保证局部的安全性。并在维修时，优化施工顺序及施工方案，在

5、施工过程中缓解塔的倾斜度后，再进行塔的刚度加强。全桥裂缝进行修补，根据裂缝的大小、位置、宽度不同，制定不同的维修方案；纵梁加固，通过增加体外预应力钢束增加纵梁截面的刚度与强度。横梁加固，横梁粘贴碳纤维板。梁体的横向位移，及支座不对中，增设压重块，纠正梁体的横向偏位，更换支座，使支座发挥应有的作用，缓解桥台的受力情况。重新设计及更换伸缩缝，使桥台免于雨水的长期浸泡。全桥外露面涂装并外部碳纤维布，增加结构耐久性。增设桥塔桩基，加强桥塔承台，增强桥塔基础的承载能力。制定详实的维修施工计划及维修监控方案。由于塔、桥面的变形纠正、索力重新分布关系到施工完成后桥梁的使用安全性，所以对于桥梁的维修加固的变形

6、监控、索力监控及关键部位的应力应变监控显得非常重要。二、设计规范AASHTO LRFD-20012，美国公路桥梁设计规范S；ACI 318M-05，美国混凝土结构建筑规范S；ASTM A615/A615M-07，ASTM A416-2005，美国材料标准S。三、技术标准道路类别：城市道路。桥梁横坡：2.5%。桥梁平曲线：直线段。桥梁宽度：桥面全宽19.6米，按双向四车道道设计。四、主要材料（一）、混凝土6000psi(41MPa)：横梁。5000 psi(35MPa)：桥塔4500 psi(30MPa)：纵梁表4.1 混凝土材料参数混凝土标号6000 psi5000 psi4500 psi弹性

7、模量E（MPa）307722809126650剪切模量G（MPa）123081123610660泊桑比0.20.20.228天强度fc（MPa）413530抗拉强度fr（MPa）4.13.52.0线膨胀系数0.0000090.0000090.000009（二）、钢材钢绞线：270KSI标准低松弛的(1/2)”预应力钢绞线，材料参数取值见下表：表4.2 预应力钢束材料参数参数钢绞线公称直径（mm）12.7公称面积（mm2）98.7抗拉强度fpu（MPa）1860屈服强度fy（MPa）1675弹性模量Es（MPa）1.97 105普通钢筋材料参数取值见下表：表4.3 普通钢筋材料参数钢筋级别40K

8、SI60KSI屈服强度fy（Mpa）275415线膨胀系数0.0000120.000012弹性模量Es（MPa）2.00 1052.00 105五、荷载及组合5.1 荷载修正系数美国桥梁规范采用荷载组合的方式计算多种荷载下的效应，其统一计算公式如下：i：荷载修正值；关于延性、超静定性和运营重要性的系数，；D：关于延性的系数，见1.3.3条中的规定；R：关于超静定性的系数，见1.3.4条中的规定；I：关于运营重要性的系数，见1.3.5条中的规定；Qi：荷载效应；图5.1.1 荷载修正系数取值表根据上表，本项目强度极限状态组合对应荷载修改系数均为1.05，其他极限状态对应的荷载修改系数取为1.0。

9、5.2 荷载组合系数依据美国规范，根据在下表中的大多数的指定因素去考虑荷载组合：图5.2.1 荷载组合表图5.2.2 永久荷载系数表5.3 永久荷载1） 结构自重（DC）预应力混凝土结构及钢筋混凝土结构容重按23.55KN/m3计，钢束容重按78.5 KN/m3。2）桥上恒载（DW）包括桥面铺装、人行道栏杆及相关附属等。3）混凝土主梁预应力（PS）本桥混凝土主梁纵向预应力钢束张拉控制应力为1395MPa，进行超静定结构计算时，考虑预应力（扣除预应力损失）引起的二次效应。4）收缩徐变（SH、CR）梁部混凝土收缩应变和徐变系数按规范的规定进行计算。5.4 可变荷载1）汽车荷载（LL）桥面横向净宽达

10、19.6m, 按双向四车道设计（考虑偏载的影响）。规范中汽车荷载包括设计货车、设计双轴及均布车道荷载，如下图所示：图5.4.1 设计货车特性图5.4.2 设计双轴特性图5.4.3 车道荷载均布荷载设计货车荷载为35.0 KN, 145.0 KN 与 145.0 KN的三个轴，轴距为第一个和第二个间距为4300毫米，第二个和第三个间距可变，在4300-900毫米之间。轮胎间的横向间距为1800毫米。考虑荷载动力放大效应。设计双轴荷载为110.0 KN双轴，间距为1200毫米。轮胎间的横向间距为1800毫米。考虑荷载动力放大效应。车道荷载(LS)为分布宽度上的超载量为9.3 KN/m的均布荷载，施

11、加在车道上。不受冲击系数的影响。2）车辆的冲击（IM）根据AASHTO-LRFD第3.6.2条，设计货车或双轴应增加动荷载增值IM，IM应取为33%。车道荷载不增加动荷载增计值。3）人群荷载（PL）根据AASHTO-LRFD第3.6.1.6条，3.610-3MPa的人群荷载应当施加于所有大于600mm宽的人行道，而且应同时考虑汽车设计活载。4）制动力(BR)制动力按照车道荷载的25%计算，作用在桥面上1.8m位置处。5） 温度作用(TU、TG)本项目所在地科恰班巴的年温度变化范围一般在30C 和0C之间。TU荷载考虑结构整体升温15 C，整体降温20 C，同时考虑拉索与砼主梁温差正10 C负1

12、5 C。温度梯度（TG）按照AASHTO-LRFD第3.12.3条计算，按照砼铺装由25C沿厚度折线折减到0C。六、计算分析模型6.1 模型介绍本项目桥梁为双塔双索面斜拉桥，全桥按照空间有限元模型MIDAS CIVEL进行模拟计算。主梁、桥塔、桩基与承台等砼结构采用梁单元模拟，斜拉索用索单位模拟。下部结构桩基模拟土弹簧刚度，桥台处采用一般支承方式模拟。分别对加固前与加固后的全桥模型进行有限元建模分析，对比分析以评价加固效果。 图6.1.1 全桥空间模型示意图全桥共计节点1413个，单元2114个。图6.1.2 模型边界约束示意图表6.1 边界条件约束表边界名称节点清单约束方向固结边界（桩基底）

13、1336 1343 1350 1357 1364 1371 1378 1385UX UY UZ 桥台单向支撑2 73 76 148 151 222UZ桩侧弹性支撑1337t1341;1344t1348 ;1351t1355 1358t1362;1365t1369; 1372t13761379t1383;1386t1390 SDx, SDy, SDz表6.2 模型静态荷载列表编号载荷类型单元清单负荷值1自重(DC)1to2114PZ =-1.002均匀荷载（桥铺 DW）222to1371PZ=-1.52.6(kN/m)3均匀荷载（人行道DW）1to73、148to220PZ=-6.6(kN/m)

14、4温度（TU+）1to1384 1388to1425 1429to1466 1526to2114TU=15.00(C)5温度（TU-）1to1384 1388to1425 1429to1466 1526to2114TU=-20.00(C)6索梁温差（TU+）1527to1546TU=10.00(C)7索梁温差（TU-）1527to1546TU=-15.00(C)8制动力（BR）1547to16171689to17591831to19011973to2043PX=0.96(kN/m)9温度梯度（TG）1to22020.00(C)0.00(C)6.2设计车辆荷载LL的同时性（车道布置）桥面总宽19

15、.6m，桥面采用双向四车道布置设计。汽车活载考虑以下两项的组合：设计货车或设计双轴；设计车道活载。取以上两项荷载叠加效益的最大值作为设计车辆活载，并考虑车辆荷载的动力放大系效益IM。图6.2.1设计货车横向特征根据桥梁横断面上车道偏载与对称加载的横向最不利布置位置情况进行车辆活载包络设计。考虑主梁四个偏载车道与四个对称车道，组合计算取最不利组合。车辆活载与车道组合如下表：表6.2.1 车辆活载与车道组合列表组合名称荷载车道偏载组合1设计车道+设计货车车道1+车道3+车道5+车道7偏载组合2设计车道+设计双轴车道1+车道3+车道5+车道7偏载组合3设计车道+设计货车车道2+车道4+车道6+车道8

16、偏载组合4设计车道+设计双轴车道2+车道4+车道6+车道8对称组合1设计车道+设计货车车道2+车道4+车道5+车道7对称组合2设计车道+设计双轴车道2+车道4+车道5+车道7对称组合3设计车道+设计货车车道1+车道3+车道6+车道8对称组合4设计车道+设计双轴车道1+车道3+车道6+车道8车道横向组合系数如下表：表6.2.2 横向折减系数表车道数123456横向折减系数1.210.850.65图6.2.2 车道1+3+5+7偏载组合图6.2.3 车道2+4+6+8偏载组合图6.2.4 车道1+3+6+8对称组合图6.2.5 车道2+4+5+7对称组合6.3 荷载组合根据规范荷载组合如下表：表6

17、.3.1 荷载组合描述组合名称组合特性定义CLCB1强度极限线性叠加1.05*(1.25*DC+1.25*PS+1.5*DW+1.75*(LL+IM +PL+BR)+0.5*(TU+)+0.0*TG +0.5*(CR+SH) )CLCB2强度极限线性叠加1.05*(1.25*DC+1.25*PS+1.5*DW+1.75*(LL+IM+PL+BR)+0.5*(TU-)+0.0*TG +0.5*(CR+SH) )CLCB3使用极限线性叠加1.0*DC+1.0*PS+1.0*DW+1.0*(LL+IM+PL+BR)+1.0*(TU+)+0.5*TG +1.0*(CR+SH)CLCB4使用极限线性叠加

18、1.0*DC+1.0*PS+1.0*DW+1.0*(LL+IM+PL+BR)+1.0*(TU-)+0.5*TG +1.0*(CR+SH)CLCB5使用极限线性叠加1.0*DC+1.0*PS+1.0*DW+0.8*(LL+IM+PL+BR)+1.0*(TU+)+0.5*TG +1.0*(CR+SH)CLCB6使用极限线性叠加1.0*DC+1.0*PS+1.0*DW+0.8*(LL+IM+PL+BR)+1.0*(TU-)+0.5*TG +1.0*(CR+SH)CLCB7使用极限线性叠加1.0*DC+1.0*PS +1.0*DW+1.0*(TU+)+1.0*TG +1.0*(CR+SH)CLCB8使

19、用极限线性叠加1.0*DC+1.0*PS +1.0*DW+1.0*(TU-)+1.0*TG +1.0*(CR+SH)STL-ENV9强度极限组合包络包络(1，2)STL-ENV10使用极限组合包络包络(3，4，5，6，7，8)6.4 主要施工步骤（1）施工临时支撑并预压，千斤顶微顶紧；（2）修复纵梁裂缝与人行道裂缝，施工纵梁体外预应力加固纵梁；（3）拆除第一组索，顶紧第一组索对应的千斤顶，安装第一组索并初张拉；（4）拆除第二组索，顶紧第一组索对应的千斤顶，安装第二组索并初张拉；（5）拆除第三组索，顶紧第一组索对应的千斤顶，安装第三组索并初张拉；（6）拆除第四组索，顶紧第一组索对应的千斤顶，安装

20、第四组索并初张拉；（7）拆除第五组索，顶紧第一组索对应的千斤顶，安装第五组索并初张拉；（8）调整千斤顶顶力，纠正梁体与塔柱部分偏移，施工桥塔桩基础、承台及下塔柱加固工程；（9）修复上塔柱裂缝，施工上塔柱拉索锚固区加固工程，逐批二次张拉斜拉索至设计值，并逐批拆除千斤顶；（10）施工边纵梁永久性单侧压重，修复横梁裂缝并粘贴碳纤维板，完成其他加固措施。模型分析过程通过适当的边界条件及荷载工况，模拟各主要阶段的桥梁受力状态。七、纵梁计算分析7.1 原方案计算结果汉口桥原横向布置三条纵梁，包括两条边纵梁，一条中纵梁。边纵梁连接人行道板，中纵梁与中央分隔块连为一体，横断面尺寸如下：图7.1.1 汉口桥横断

21、面布置示意图图7.1.2 中纵梁与边纵梁横断面尺寸图7.1.2 纵梁与其他主要构件的相对关系对于纵梁的计算，采用整体模型的强度极限组合I（剔除钢束预应力效益，考虑预应力二次效益），即可查看强度极限状态下纵梁内力情况：图7.1.3 强度极限组合1max时中纵梁弯矩设计值（KN*m）图7.1.4 强度极限组合1max时中纵梁剪力设计值(KN)图7.1.5 强度极限组合1 min时中纵梁弯矩设计值（KN*m）图7.1.6 强度极限组合1min时中纵梁剪力设计值(KN)图7.1.7 强度极限组合1max时边纵梁弯矩设计值（KN*m）图7.1.8 强度极限组合1max时边纵梁剪力设计值(KN)图7.1.

22、9 强度极限组合1min时边纵梁弯矩设计值（KN*m）图7.1.10 强度极限组合1min时边纵梁剪力设计值(KN)经计算，边纵梁与中纵梁的弯矩、剪力及相应承载力包络图如下： 图7.1.11 加固前强度极限组合下边纵梁弯矩及其承载力包络图（KN*M）图7.1.12 加固前强度极限组合下边纵梁剪力及其承载力包络图（KN）图7.1.13 加固前强度极限组合下中纵梁弯矩及其承载力包络图（KN*M）图7.1.14 加固前强度极限组合下中纵梁剪力及其承载力包络图（KN）通过计算数据可知，原边纵梁与中纵梁抗弯承载能力不足，纵梁底出现大量U形裂缝。抗剪承载能力可以满足要求。7.2 纵梁加固后计算结果原纵梁承

23、载能力不足，纵梁底出现大量裂缝。加固方案为对原纵梁增设体外预应力束，其中边纵梁设置顶板通长束一束，底板通长束与短束各一束；中纵梁于两侧增设底板通长钢束。钢束的布置形式及具体型号详见设计图。图7.2.1 纵梁体外预应力加固横断面示意图纵梁梁底及两侧贴碳纤维布两层，如下图所示：图7.2.1 梁底贴碳纤维布示意图加固后的纵梁，同样采用整体模型的强度极限组合I（剔除钢束预应力效益，考虑预应力二次效益），可查看强度极限状态下纵梁内力情况：图7.2.3 强度极限组合1max时中纵梁弯矩设计值（KN*m）图7.2.4 强度极限组合1max时中纵梁剪力设计值(KN)图7.2.5 强度极限组合1 min时中纵梁

24、弯矩设计值（KN*m）图7.2.6 强度极限组合1min时中纵梁剪力设计值(KN)图7.2.7 强度极限组合1max时边纵梁弯矩设计值（KN*m）图7.2.8 强度极限组合1max时边中纵梁剪力设计值(KN)图7.2.89 强度极限组合1min时边纵梁弯矩设计值（KN*m）图7.2.10 强度极限组合1min时边中纵梁剪力设计值(KN)经计算，边纵梁与中纵梁的弯矩、剪力及相应承载力包络图经计算如下： 图7.2.11 加固后强度极限组合下边纵梁弯矩及其承载力包络图（KN*M）图7.2.12 加固后强度极限组合下边纵梁剪力及其承载力包络图（KN）图7.2.13 加固后强度极限组合下中纵梁弯矩及其承

25、载力包络图（KN*M）图7.2.14 加固后强度极限组合下中纵梁剪力及其承载力包络图（KN）通过计算数据可知，通过对纵梁进行加固设计，边纵梁与中纵梁内力分配更合理，承载能力显著提高，加固设计方案效果明显。八、斜拉索计算分析8.1 原方案拉索计算结果索塔采用独塔双索面的布置形式，拉索布置形式为半竖琴式。拉索分别由19股和12股公称直径为”的钢绞线组成。其中OS-1OS-3; ON-1ON-3; ES-1ES-3; EN-1EN-3为13-19型钢绞线斜拉索，OS-4OS-5; ON-4ON-5; ES-4ES-5; EN-4EN-5为13-12型钢绞线斜拉索。由检报告可知，大部分索体的锈蚀程度已

26、经超过规范要求，索体保护套大量开裂，已经严重老化，索体基本失去防水、防腐的能力。通过计算可得加固前旧索受力情况如下：图8.1.1 永久荷载组合下西侧斜拉索内力图(KN)图8.1.2 永久荷载组合下东侧斜拉索内力图(KN)由检测包括可知，现场检测得出的永久荷载下斜拉索索力如下表：表8.1.1 索力检测数据表(KN)序号索编号索力（kN）索编号索力（kN）1EN-1839 ON-1527 2EN-2901 ON-2725 3EN-3716 ON-3994 4EN-4623 ON-4689 5EN-5935 ON-5643 6ES-5732 OS-5918 7ES-4829 OS-4580 8ES-

27、3697 OS-3587 9ES-2834 OS-2968 10ES-1537 OS-1784 由上述结果可知，模型计算所得的永久荷载下，内力基本与现场对应。使用极限组合下，斜拉索索力计算结果如下：图8.1.3 使用极限组合下西侧斜拉索内力图(KN)图8.1.4 使用极限组合下东侧斜拉索内力图(KN)斜拉索为公称植筋12.7mm的钢绞线拉索，拉索抗拉强度1860MPa,拉索破断安全系数取2.22，加固前旧索在使用阶段内力及破断安全系数见下表：表8.1.2 加固前旧索内力统计表(KN)序号索编号使用极限组合下索力（kN）斜拉索型号断索力（KN)破断安全系数1EN-1781.113-1934634

28、.43 2EN-21013.913-1934633.42 3EN-31012.413-1934633.42 4EN-41068.513-1221872.05 5EN-5893.613-1221872.45 6ES-51069.413-1221872.05 7ES-4858.713-1221872.55 8ES-31003.913-1934633.45 9ES-21075.913-1934633.22 10ES-11072.613-1934633.23 11ON-11052.813-1934633.29 12ON-21145.213-1934633.02 13ON-3909.213-193463

29、3.81 14ON-4810.113-1221872.70 15ON-51016.113-1221872.15 16OS-5811.913-1221872.69 17OS-4954.413-1221872.29 18OS-31287.813-1934632.69 19OS-2887.713-1934633.90 20OS-1747.713-1934634.63 加固前旧索在车辆荷载作用下索力分布情况如下：图8.1.5 车辆荷载下西侧斜拉索内力图(KN)图8.1.6 车辆荷载下东侧斜拉索内力图(KN)根据ASSHTO规范，预应力斜拉索应力幅不应大于125MPa,根据车辆荷载下斜拉索内力，换算斜拉

30、索应力幅指标如下：表8.1.3 加固前旧索应力幅统计表序号索编号车辆荷载作用下索力（kN）换算应力幅（MPa)应力幅容许值（MPa)是否满足1EN-1188.9101.45 125YES2EN-214778.95 125YES3EN-3259.4139.31 125NO4EN-4174.3148.21 125NO5EN-579.267.35 125YES6ES-5142.3121.00 125YES7ES-4195.7166.41 125NO8ES-3258.4138.78 125NO9ES-2134.772.34 125YES10ES-1164.288.18 125YES11ON-11648

31、8.08 125YES12ON-213673.04 125YES13ON-3258.4138.78 125NO14ON-4196.1166.75 125NO15ON-5140.1119.13 125YES16OS-581.769.47 125YES17OS-4175.4149.15 125NO18OS-3259.3139.26 125NO19OS-2145.778.25 125YES20OS-1189.5101.77 125YES由上述计算结果可知，加固维修前，斜拉索部分索（EN-4，EN-5，ON-5）索力过大，存在断索风险。东西两侧13-12型斜拉索存在应力幅超标，且桥塔两侧索力不对称，两

32、侧差异较大，可能导致桥面横向坡度变化较大，这会使桥梁在振动过程中，增大横向振动幅度，改变桥梁的动态响应规律。故应该及时更换斜拉索，优化斜拉索内力分配。8.2 加固后新索计算结果由于原斜拉索索体预埋件无法更换，斜拉索换索采用与原设计相同尺寸的拉索进行更换。拉索更换过程中配合千斤顶顶力及拉索的分批张拉，详细施工过程见相关图纸。拉索更换后斜拉索受力情况如下：图8.2.1 永久荷载组合下西侧斜拉索内力图(KN)图8.2.2 永久荷载组合下东侧斜拉索内力图(KN)图8.2.3 使用极限组合下西侧斜拉索内力图(KN)图8.2.4 使用极限组合下东侧斜拉索内力图(KN)加固后新索在使用阶段内力及破断安全系数

33、见下表：表8.2.1 加固后新索内力统计表(KN)序号索编号使用极限组合下索力（kN）斜拉索型号断索力（KN)破断安全系数1EN-1635.213-1934635.452EN-21262.113-1934632.743EN-31137.713-1934633.044EN-4756.813-1221872.895EN-5451.913-1221874.846ES-5548.313-1221873.997ES-4756.313-1221872.898ES-31028.713-1934633.379ES-21017.213-1934633.4010ES-11146.213-1934633.0211O

34、N-11154.613-1934633.0012ON-21009.813-1934633.4313ON-3102413-1934633.3814ON-4713.713-1221873.0615ON-5527.913-1221874.1416OS-5452.213-1221874.8417OS-4777.113-1221872.8118OS-31118.113-1934633.1019OS-21265.913-1934632.7420OS-1629.913-1934635.50加固后新索在车辆荷载作用下索力分布情况如下：图8.2.5 车辆荷载下西侧斜拉索内力图(KN)图8.2.6 车辆荷载下东侧

35、斜拉索内力图(KN)根据ASSHTO规范，预应力斜拉索应力幅不应大于125MPa,根据车辆荷载下斜拉索内力，加固后新索应力幅指标如下：表8.2.3 加固后新索应力幅统计表序号索编号车辆荷载作用下索力（kN）换算应力幅（MPa)应力幅容许值（MPa)是否满足1EN-1103.355.48 125YES2EN-2114.661.55 125YES3EN-3196.7105.64 125YES4EN-4142.5121.17 125YES5EN-595.781.38 125YES6ES-552.744.81 125YES7ES-4125.4106.63 125YES8ES-3195.3104.89

36、125YES9ES-2121.765.36 125YES10ES-1119.864.34 125YES11ON-1119.564.18 125YES12ON-2122.365.68 125YES13ON-3195.3104.89 125YES14ON-4124.6105.95 125YES15ON-55143.37 125YES16OS-597.382.74 125YES17OS-4142.3121.00 125YES18OS-3196.8105.69 125YES19OS-2113.961.17 125YES20OS-1103.455.53 125YES通过上述计算结果可见，更换斜拉索并优化

37、拉索内力分配后，斜拉索两侧拉力差异减少，拉索抗破断安全系数提高，且拉索的应力幅指标全部满足规范要求，斜拉桥拉索受力更合理。九、桥梁线形计算分析9.1 桥梁线形计算由检测报告可知，原桥索力分布不对称，且梁体两侧的标高差异异常。塔身存在倾斜。梁体位移等病害已经严重影响到桥梁的结构的合理性、安全性。通过计算，可得加固前使用极限组合下全桥变形形状如下：图9.1.1 使用极限组合下全桥变形图（加固前）图9.1.2 使用极限组合下桥塔变形（加固前 mm）图9.1.3 使用极限组合下主梁变形不协调（加固前mm）由上述计算结果可见，原桥加固前，东西侧桥塔顶存在倾斜，西侧桥塔顶最大纵桥向位移达到9.5cm，东侧

38、桥塔塔顶最大纵桥向位移达到8cm，桥塔倾斜位移较大。且由于两侧索力分布不均匀，导致桥梁东西两侧变形不一致，桥面东西侧最大位移差达到3cm，桥塔与梁体位移等病害会严重影响到桥梁的结构合理性与安全性。本次加固设计，通过更换桥梁斜拉索，优化索力分配，并在桥梁东西两侧设置砼压重块，可以比较好地解决桥塔倾斜严重并致桥面横向位移不协调的问题。经过计算，加固后桥梁线形计算如下：图9.1.4 使用极限组合下全桥变形图（加固后）图9.1.5 使用极限组合下桥塔变形（加固后 mm）图9.1.6 使用极限组合下主梁变形不协调（加固前mm）由上述计算结果可见，加固维修后，东西侧桥塔顶倾斜度明显改善，西侧桥塔顶最大倾斜

39、位移为5cm，东侧桥塔塔顶最大倾斜位移为6cm。且桥梁东西两侧变形基本一致，加固设计方案优化桥面线形的效果明显。图9.1.7 车辆荷载下主梁挠度（加固前mm）图9.1.8 车辆荷载下主梁挠度（加固前mm）由加固前后车辆活载作用下主梁梁体挠度图可知，加固前车辆活载作用下梁体最大跨中绕度82.3m，挠跨比1/486；加固后车辆活载作用下梁体最大跨中挠度56.5mm,挠跨比1/708。加固后梁体刚度明显增加，桥梁行车舒适度明显提升。十、横梁计算分析10.1 原方案计算结果汉口桥原纵向布置有23条纵横梁，包括两侧端横梁，20条吊点横梁与吊点间横梁，一条桥塔横梁。分别取受力不利的吊点横梁、桥台处端横梁及

40、桥塔横梁作为计算对象，检算横梁承载能力。横梁采用梁单元模拟，将设计货车荷载轮重以集中力作用于横梁对应最不利的车道位置，横梁模型及货车荷载加载示意图如下：图10.1.1 吊点横梁货车荷载加载示意图图10.1.2 桥塔横梁货车荷载加载示意图图10.1.3 端横梁货车荷载加载示意图对于横梁的计算，采用计算模型的强度极限组合I（剔除钢束预应力效益，考虑预应力二次效益），即可查看强度极限状态下横梁内力情况：图10.1.4 强度极限组合max时吊点横梁弯矩设计值（KN*m）图10.1.5 强度极限组合max时吊点横梁剪力设计值(KN)图10.1.6 强度极限组合 min时吊点横梁弯矩设计值（KN*m）图1

41、0.1.7 强度极限组合min时吊点横梁剪力设计值(KN)图10.1.8 强度极限组合max时端横梁弯矩设计值（KN*m）图10.1.9 强度极限组合max时端横梁剪力设计值(KN)图10.1.10 强度极限组合min时端横梁弯矩设计值（KN*m）图10.1.11 强度极限组合min时端横梁剪力设计值(KN)图10.1.12 强度极限组合max时桥塔横梁弯矩设计值（KN*m）图10.1.13 强度极限组合max时桥塔横梁剪力设计值(KN)图10.1.14 强度极限组合min时桥塔横梁弯矩设计值（KN*m）图10.1.15 强度极限组合min时桥塔横梁剪力设计值(KN)通过计算数据可知，原吊点横

42、梁与桥塔横梁抗弯承载能力不足，横梁底出现大量裂缝。抗剪承载能力可以满足要求，计算结果如下表：表10.1.1 横梁加固前承载力计算结果位置项目设计值承载力判断吊点横梁弯矩（KN*m)13931053NO剪力(KN)634931.4YES端横梁弯矩（KN*m)-894-1121YES剪力(KN)559990.3YES桥塔横梁弯矩（KN*m)54984166NO剪力(KN)12063553YES10.2 横梁加固后计算结果原横梁承载能力不足，横梁底出现大量裂缝。加固方案为修复横梁裂缝，于梁底及梁侧增设碳纤维板，并最终外包碳纤维布加强。横梁加固设计方案详见设计图纸。图10.2.1 吊点横梁碳纤维板加固

43、立面示意图图10.2.2 端横梁碳纤维板加固立面示意图图10.2.3 桥塔横梁碳纤维板加固立面示意图经过计算，可知横梁加固以后强度极限状态下内力情况如下：图10.2.4 强度极限组合max时吊点横梁弯矩设计值（KN*m）图10.2.5 强度极限组合max时吊点横梁剪力设计值(KN)图10.2.6 强度极限组合 min时吊点横梁弯矩设计值（KN*m）图10.2.7 强度极限组合min时吊点横梁剪力设计值(KN)图10.2.8 强度极限组合max时端横梁弯矩设计值（KN*m）图10.2.9 强度极限组合max时端横梁剪力设计值(KN)图10.2.10 强度极限组合min时端横梁弯矩设计值（KN*m

44、）图10.2.11 强度极限组合min时端横梁剪力设计值(KN)图10.2.12 强度极限组合max时桥塔横梁弯矩设计值（KN*m）图10.2.13 强度极限组合max时桥塔横梁剪力设计值(KN)图10.2.14 强度极限组合min时桥塔横梁弯矩设计值（KN*m）图10.2.15 强度极限组合min时桥塔横梁剪力设计值(KN)表10.2.1 横梁加固后承载力计算结果位置项目设计值承载力判断吊点横梁弯矩（KN*m)11911419.8YES剪力(KN)520.9931.4YES端横梁弯矩（KN*m)-724.9-1393.5YES剪力(KN)490.4990.3YES桥塔横梁弯矩（KN*m)48

45、99.75284.5YES剪力(KN)1167.63553YES通过上述计算结果可知，通过桥梁加固后，横梁内力分配得以优化调整，横梁承载能力加固后得到提升，横梁抗弯与抗剪承载力均能满足设计要求。十一、桥塔塔柱计算分析汉口桥东西桥塔塔柱以桥面系为界，分为上塔柱与下塔柱两部分。根据检测报告可知，桥塔存在裂缝，塔柱裂缝主要分布于桥面附近、拉索区以下。图11.1 桥塔下塔柱裂缝分布示意图由裂缝的分布情况来看，由于主塔的倾斜已经导致了相应区域的裂缝增加。西侧塔向北侧倾斜，导致塔南面裂缝在塔梁交接处集中出现。东侧塔相应的出现在北面出现了较多的裂缝。桥面系以上的上塔柱裂缝主要分布在塔的横向两侧上，且为竖向贯

46、穿性长裂缝，两塔的裂缝特性基本相同。由桥塔塔柱裂缝的分布范围与特性可知，汉口桥桥塔主要存在病害有：塔身结构在桥面下两侧均出现不同情况的裂缝，说明塔在梁、塔结合区域存在结构性病害，存在强度不足的问题；塔身裂缝也说明塔在竖向压力作用下的强度不足问题。塔的倾斜、裂缝都说明塔存在截面刚度不足，强度不足的问题，存在结构安全储备不足的问题。本节将分别对下塔柱与上塔柱加固前后进行计算分析对比。11.1 下塔柱计算分析汉口桥桥塔下塔柱长约9m,与承台相接处设置有3米实心过渡段。下塔柱纵桥向宽2m，横桥向宽1m。空心段壁厚为30cm。下塔柱原结构尺寸如下图：图11.1.1 桥塔下塔柱结构尺寸图计算模型中下塔柱的

47、单元坐标轴方向如下图所示：图11.1.2 桥塔下塔柱单位坐标轴图经过计算，可知下塔柱加固前强度极限状态下内力情况如下：图11.1.3 加固前桥塔下塔柱强度极限组合下纵桥向弯矩My(KN*m)图11.1.4 加固前桥塔下塔柱强度极限组合下横桥向弯矩Mz(KN*m)图11.1.5 加固前桥塔下塔柱强度极限组合下轴力Fx(KN)图11.1.6 塔柱截面配筋图通过对下塔柱横桥向与纵桥向压弯承载能力计算分析，可得以下结果：表11.1.1 下塔柱加固前承载力检算表桥塔方向设计轴力（KN)设计弯矩(KN*M)抗压钢筋面积(cm2)抗拉钢筋面积(cm2)计算长度(m)轴力抗力(KN)弯矩抗力(KN*M)轴力验

48、算弯矩验算西塔纵桥向（My)12737961659.6959.699.112683.59575.6NONO横桥向（Mz)12737252565.9765.979.118519.43671.3YESYES东塔纵桥向（My)12814907759.6959.699.113310.69428.7YESYES横桥向（Mz)12814256565.9765.979.118437.83690.7YESYES由计算结果可知，桥塔下塔柱在加固前出现了承载力不足的情况，且由于对桥梁的加固维修会增加压重等二期恒载，对桥塔的承载力更为不利。故需对桥塔下塔柱进行加固设计。下塔柱加固方案为环向外包钢筋砼层，其中横桥向侧

49、外包层厚度45cm,延伸至上塔柱并配置桥塔竖向预应力。纵桥向侧由于受力相对较小，外包25cm厚钢筋砼层加固。具体加固方案详见设计图中。桥梁整体加固后，下塔柱原截面及加固截面两部分的内力图如下：图11.1.7 加固后桥塔下塔柱原截面强度极限组合下纵桥向弯矩My(KN*m)图11.1.8 加固后桥塔下塔柱原截面强度极限组合下横桥向弯矩Mz(KN*m)图11.1.9 加固桥塔下塔柱原截面强度极限组合下轴力Fx(KN)图11.1.10 加固后桥塔下塔柱加固截面强度极限组合下纵桥向弯矩My(KN*m)图11.1.11 加固后桥塔下塔柱加固截面强度极限组合下横桥向弯矩Mz(KN*m)图11.1.12 加固

50、后桥塔下塔柱加固截面强度极限组合下轴力Fx(KN)通过对加固后的下塔柱横桥向与纵桥向压弯承载能力计算分析，可得以下结果：表11.1.2 下塔柱加固后承载力检算表桥塔方向设计轴力（KN)设计弯矩(KN*M)抗压钢筋面积(cm2)抗拉钢筋面积(cm2)计算长度(m)轴力抗力(KN)弯矩抗力(KN*M)轴力验算弯矩验算西塔纵桥向（My)119761097549.0949.099ESYES横桥向（Mz)11976386293.2793.279ESYES东塔纵桥向（My)119921095249.0949.099ESYES横桥

51、向（Mz)11992388793.2793.279ESYES由计算结果可知，桥塔下塔柱在加固后抗弯与抗压承载能力得到了极大的提好，能更好避免桥塔的倾斜、开裂，保证结构的安全储备。11.2 上塔柱计算分析汉口桥桥塔上塔柱从上锚固点至桥面系长约23m,。上塔柱纵桥向宽2m，横桥向宽1m。空心段壁厚为30cm。计算模型中上塔柱的单元坐标轴方向与上节的下塔柱保持一致。经过计算，可知上塔柱加固前强度极限状态下内力情况如下：图11.2.1 加固前桥塔上塔柱强度极限组合下纵桥向弯矩My(KN*m)图11.2.2 加固前桥塔上塔柱强度极限组合下横桥向弯矩Mz(KN*m)图11.2.3

52、 加固前桥塔上塔柱强度极限组合下轴力Fx(KN)由上图中上塔柱内力图可知，上塔柱主要为斜拉索索力引起的轴向压力与纵桥向弯矩，横桥向弯矩很小，故上塔柱只对塔柱截面纵桥向压弯承载能力进行计算，通过计算分析可得以下结果：表11.2.1 桥梁加固前上塔柱截面压弯承载力检算表桥塔方向设计轴力（KN)设计弯矩(KN*M)抗压钢筋面积(cm2)抗拉钢筋面积(cm2)计算长度(m)轴力抗力(KN)弯矩抗力(KN*M)轴力验算弯矩验算西塔纵桥向（My6959.6923180225270YESYES东塔纵桥向（My6959.6923171855657YESYES

53、由计算结果可知，桥塔上塔柱在加固前压弯承载力可以满足设计要求。图11.2.4 加固后桥塔上塔柱强度极限组合下纵桥向弯矩My(KN*m)图11.2.5 加固后桥塔上塔柱强度极限组合下横桥向弯矩Mz(KN*m)图11.2.6 加固后桥塔上塔柱强度极限组合下轴力Fx(KN)通过计算分析可得加固以后上塔柱压弯承载检算结果如下：表11.2.2 桥梁加固后上塔柱截面压弯承载力检算表桥塔方向设计轴力（KN)设计弯矩(KN*M)抗压钢筋面积(cm2)抗拉钢筋面积(cm2)计算长度(m)轴力抗力(KN)弯矩抗力(KN*M)轴力验算弯矩验算西塔纵桥向（My)9759555559.6959.692312743725

54、3YESYES东塔纵桥向（My)9831563159.6959.6923126737259YESYES由计算结果可知，桥塔上塔柱在加固后压弯承载力满足设计要求。11.3 上塔柱锚固区加固计算分析根据检测报告可知，塔身在桥面以上部分的裂缝主要分布在塔的横向两侧上，且为竖向贯穿性长裂缝，最长裂缝分别为5米、11米长的竖向通长裂缝，宽度有超限，裂缝深度约为68cm左右,两塔的裂缝特性基本相同。结合前面索力加固分析可知，锚固区域存在竖向贯穿性裂缝现象，推测是由于塔柱两侧拉索的索力不同、倾斜角较大且不对称，造成塔柱两侧拉索的水平分力差值较大，而锚固区域的水平向设置的钢筋网、箍筋不足，塔柱截面被拉裂（劈裂

55、）。取斜拉索所在的位置进行分析，以索力较小侧的斜拉索水平分力作为对拉荷载，以锚点竖向间距范围内的桥塔单元作为对拉受力提，计算对拉荷载作用下桥塔截面钢筋应力。图11.3.1 拉索处桥塔对拉示意图经过计算得加固前与加固后锚固区范围内钢材拉应力如下表：表11.3.1 加固前上塔柱锚固区截面钢筋应力拉索号拉力较小侧索力（KN)水平角（）水平对拉力（KN)锚点竖向间距（m)水平箍筋直径（mm)箍筋间距（m)同一截面内箍筋肢数（个）计算范围内箍筋面积（mm2)钢材应力（Mpa)1号索747.737.14596.05 2120.2543619.2 164.69 2号索887.840.76672.48 1.9

56、6120.2543546.8 189.60 3号索90941.67679.02 1.93120.2543492.5 194.42 4号索810.148.87532.87 1.86120.2543365.9 158.32 5号索811.972.36246.06 1.86120.2543365.9 73.11 表11.3.1 加固前上塔柱锚固区截面钢材应力斜拉索号拉力较小侧索力（KN)水平角（）水平对拉力（KN)锚点竖向间距（m)水平箍筋直径（mm)箍筋间距（m)同一截面内箍筋肢数（个）计算范围内箍筋面积（mm2)加固环钢面积（mm2)钢材应力（Mpa)1号索629.937.14502.14 21

57、20.2543619.222400.0 22.42 2号索1009.837.27803.60 1.96120.2543546.822400.0 35.88 3号索1024.741.67765.45 1.93120.2543492.522400.0 34.17 4号索713.748.87469.46 1.86120.2543365.922400.0 20.96 5号索454.272.36137.65 1.86120.2543365.922400.0 6.15 由上述计算结果表可知，上塔柱进行环向对箍钢板加固前，截面内对拉力引起的水平箍筋应力过大，是导致上塔柱横桥向侧产生贯竖向长裂纹的主要原因，通

58、过在锚固区环向设置加强钢板，可以很好地加强锚固区塔柱截面环向抗拉强度，避免上塔柱的进一步开裂。十二、桥塔基础计算分析12.1 原方案计算结果对于东西侧桥塔基础桩基承载力计算，采用整体模型的使用极限组合I即可，即利用整体模型中CLCB3与CLCB4组合工况取最不利值进行桩基承载力检算。桩基内力图如下图所示：图12.1.1 使用极限I组合下永久荷载对应的内力值图12.1.2 使用极限I组合下瞬变荷载对应的内力值经计算，原设计方案单桩竖向力最大值西侧桥塔为2662KN, 东侧桥塔为2637.2KN。（模型中取值，计算桩基承载力，永久荷载系数与瞬变荷载系数均取1.0）根据勘察报告西侧桥塔与东侧桥塔现在

59、钻孔土层分别情况如下表：表12.1.1 西侧桥塔钻孔S-01揭示土层信息表现场 试 验深度（m）含水率W(%)液限LL(%)塑限LP(%)塑性指数IP(%)砂砾石比列(%G)中砂比例(%S)细砂比例(%C)土壤分类（USCS)SPT-012.0-2.525.8NPNPNP1.65.493MLSHB-012.8-3.021.440.524.216.301.998.1CLSPT-024.7-5.124.2NPNPNP0.12574.9ML SHB-046.2-6.623.2833.921.112.83.36.490.2CLSPT-036.8-7.319.82716.910.11.78.989.5CLSPT-049.8-10.220.524.715.98.80.223.376.5CLSPT-0512.0-12.621.128.316.511.804.595.6CLSPT-0614.0-14.518.831.316.215.108.891.2CLSPT-0816.8-17.325.636.418.817.602.997.1CL表12.1.2 东侧桥塔钻孔S-02