斜拉橋加固計算書midas

玻利維亞漢口橋加固維修計算報告工程名稱：玻利維亞亞漢漢口橋工號：：：設(shè)計階段：施工圖設(shè)設(shè)計計算內(nèi)容：加固固固維修設(shè)設(shè)計計計算二○一七年六月月目錄HYPERLINK\l"_Toc485716023"一、工程概況一、工程概況1.1漢口橋橋橋結(jié)構(gòu)概概況玻利維亞漢口橋橋橋位于科科恰班班巴（Cochhaabammbaa）市布蘭蘭科科加林多多（BlannccoGGallinddo）與梅爾爾喬喬佩雷斯斯奧爾爾金（MelcchhorPéérezzddeOOlgguín）大道的的交交叉路口口。該該橋主體體采用用斜拉橋橋形式式，索塔塔采用用獨塔雙雙索面面的布置置形式式，拉索索布置置形式為為半豎豎琴式。拉拉索索分別由19股和12股公稱直直徑徑為?”的鋼絞線線組組成。主主橋總總長度為85.3300m，每個行行車車方向的的路面面寬度為7m，設(shè)有四四個個車道，兩兩邊邊各留有有寬度度2.255m的人行道道。主用筋土板置縱支梁邊縱撐和于根的向梁由力凝成圖1.1漢口口口橋現(xiàn)狀圖圖上部結(jié)構(gòu)橋面全全全寬19.66mm,橫斷面組組合合為2.5m人行道+7m車行道+0.66m中央隔離離帶+7m車行道+2.55m人行道。橋橋橋面為雙雙向橫橫坡為2.5%，橫斷面面如如下圖：：圖1.2漢口橋橋橋橫斷面布布置置圖圖1.2漢口橋橋橋側(cè)視圖漢口橋為雙塔雙雙雙索面斜斜拉橋橋，橋塔塔為矩矩形砼結(jié)結(jié)構(gòu)，每每處橋塔塔下設(shè)設(shè)置承臺臺并接接4根直徑為1.0m的樁基礎(chǔ)礎(chǔ)。橋橋塔基礎(chǔ)礎(chǔ)布置置圖如下下：。圖1.4橋塔塔塔基礎(chǔ)布置置圖圖1.2現(xiàn)狀病害害害概況索力分布不均勻勻勻，差異較較大，且梁體體兩兩側(cè)的標標高差差異異常常，橋橋梁發(fā)生了較為為嚴嚴重的位位移病病害，威脅到橋橋梁梁的安全全問題題。索體病害非常嚴嚴嚴重，存存在大大量銹蝕蝕、斷斷絲現(xiàn)象。已經(jīng)經(jīng)嚴嚴重危害害到橋橋梁的安安全性性，需要要重新新設(shè)計索體形式，及及及時更換索體。橋塔傾斜，結(jié)構(gòu)構(gòu)構(gòu)剛度不不足，承承載能力不足的問題。在塔、梁結(jié)合部位、在在塔身都表現(xiàn)現(xiàn)有集中的裂裂縫縫密集區(qū)域，且裂縫特特征征明顯?？v梁裂縫較多，且且且三條梁的分分布布情況較為一一致致，由結(jié)構(gòu)剛度不足導致的裂縫縫表現(xiàn)明顯?？v梁的大量裂裂縫縫一方面在錨錨固固區(qū)的網(wǎng)網(wǎng)狀裂裂縫來看看，說明在集中受力區(qū)區(qū)，結(jié)結(jié)構(gòu)本身身存在在強度不不足的的問題；另一方面面，在在橋梁有額外變形的情況下，也也表表現(xiàn)出強強度不不足，裂縫大量量出出現(xiàn)。從兩個方面說說明明，在現(xiàn)有的的橋橋梁狀況下，梁梁梁體的承承載能能力不足足，需要對其其進進行承載能力的的加加強設(shè)計。橋面系存在較多多多裂縫，需需要要及時修補補防滲，以以免影響響結(jié)構(gòu)構(gòu)的耐久久性問問題。橋臺支座病害嚴嚴嚴重，合理理的的支撐對對于索索力分布布、橋橋臺的壽壽命都都有直接接的影影響。伸縮縫裝置基本本本無效，無法達到到防水、有效伸縮縮的的效果。欄桿及排水系系統(tǒng)統(tǒng)較好。1.3加固設(shè)計計計要點本項目加固設(shè)計計計原則是是：提提高結(jié)構(gòu)構(gòu)剛度度與耐久久性；；優(yōu)化結(jié)結(jié)構(gòu)線線形；維維持原原設(shè)計等等級；；保證結(jié)結(jié)構(gòu)安安全。針對上述述結(jié)結(jié)構(gòu)病害害，主主要的加加固設(shè)設(shè)計要點點包括括：更換索體，并重重重新設(shè)計計索力力分布。參照橋面線形情情況況，制定定索力力調(diào)整方方案，糾糾正橋面的線形形及及索力分布布；；對主塔進行整體體體截面剛度度加加強，特別是塔塔、梁梁結(jié)合部部位進進行適當當?shù)膹姀娀胧┦１ＷC局部部的安安全性。并在維修時時，優(yōu)化化施工順序及及施施工方案案，在在施工過程中中緩緩解塔的的傾斜斜度后，再進行行塔塔的剛度度加強強。全橋裂縫進行修修修補，根據(jù)據(jù)裂縫的的大小、位位置置、寬度不同，制定不同同的的維修方方案；；縱梁加固，通過過過增加體體外預(yù)預(yù)應(yīng)力鋼鋼束增增加縱梁梁截面面的剛度度與強強度。橫梁加固，橫梁梁梁粘貼碳碳纖維維板。梁體的橫向位移移移，及支支座不不對中，增設(shè)設(shè)壓壓重塊，糾糾正正梁體的的橫向偏位，更更換換支座，使使支支座發(fā)揮揮應(yīng)有有的作用用，緩緩解橋臺的受力力情情況。重新設(shè)計及更換換換伸縮縫，使橋臺免于于雨雨水的長長期浸浸泡。全橋外露面涂裝裝裝并外部部碳纖纖維布，增增加加結(jié)構(gòu)耐耐久性性。增設(shè)橋塔樁基，加加強橋塔承臺臺，增強橋塔塔基礎(chǔ)的承載載能力。制定詳實的維修修修施工計計劃及及維修監(jiān)監(jiān)控方方案。由于塔、橋面的變變形形糾正、索力重新新分分布關(guān)系系到施施工完成成后橋橋梁的使使用安安全性，所所以以對于橋橋梁的的維修加加固的的變形監(jiān)控控、索索力監(jiān)控控及關(guān)鍵部位位的應(yīng)應(yīng)力應(yīng)變監(jiān)監(jiān)控控顯得非常常重要。二、設(shè)計規(guī)范《AASHTOOOLRFFDD-2000112》，美國公公路路橋梁設(shè)設(shè)計規(guī)規(guī)范[S]；《ACI31118M-0055》，美國混混凝凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)建筑筑規(guī)范[S]；《ASTMAAA615//AA6155M--07，ASTMMA4116--20005》，美國材材料料標準[S]。三、技術(shù)標準道路類別：城市市市道路。橋梁橫坡：2...5%。橋梁平曲線：直直直線段。橋梁寬度：橋面面面全寬19.6米，按雙雙向向四車道道道設(shè)設(shè)計。四、主要材料（一）、混凝土土土6000psiii(411MPPa)：橫梁。5000psssi(335MMPa)：橋塔4500psssi(330MMPa)：縱梁表4.1混凝凝土土材料參數(shù)數(shù)數(shù)\混凝土標號6000psssi5000psssi4500psssi彈性模量E（MMMPa）307722809126650剪切模量G（MMMPa）123081123610660泊桑比μ0.20.20.228天強度f‘‘c（MPa）413530抗拉強度fr（MPa）4.13.52.0線膨脹系數(shù)0.000000090.000000090.00000009（二）、鋼材鋼絞線：27000KSII標準準低松弛弛的((1/2))”預(yù)應(yīng)力鋼鋼絞絞線，材料料參參數(shù)取值值見下下表：表4.2預(yù)應(yīng)應(yīng)力鋼束材料料料參數(shù)參數(shù)鋼絞線公稱直徑（mmmm）12.7公稱面積（mmmm2）98.7抗拉強度fpuuu（MPa）1860屈服強度fy（MPa）1675彈性模量Es（MPa）1.97×11105普通鋼筋材料參參參數(shù)取值值見下下表：表4.3普通通鋼筋材料參參參數(shù)鋼筋級別40KSI60KSI屈服強度fy（Mpa）275415線膨脹系數(shù)0.000011120.00001112彈性模量Es（MPa）2.00×111052.00×11105五、荷載及組合合5.1荷載修修修正系數(shù)數(shù)美國橋梁規(guī)范采采采用荷載載組合合的方式式計算算多種荷荷載下下的效應(yīng)應(yīng)，其其統(tǒng)一計計算公公式如下下：ηi：荷載修正正值值；關(guān)于延延延性、超超靜定定性和運運營重重要性的的系數(shù)數(shù)，；ηD：關(guān)于延性性的的系數(shù)，見見見1.3..3條中的規(guī)規(guī)定定；ηR：關(guān)于超靜靜定定性的系數(shù)數(shù)數(shù)，見1.3..4條中的規(guī)規(guī)定定；ηI：關(guān)于運營營重重要性的系系系數(shù)，見1.3..5條中的規(guī)規(guī)定定；Qi：荷載效應(yīng)應(yīng)；；圖5.1.1荷載修修正系系數(shù)取值值表根據(jù)上表，本項項項目強度度極限限狀態(tài)組組合對對應(yīng)荷載載修改改系數(shù)均均為11.05，其他極極限限狀態(tài)對對應(yīng)的的荷載修修改系系數(shù)取為1.0。5.2荷載組合合系數(shù)數(shù)依據(jù)美國規(guī)范，根根據(jù)在下表中中的大多數(shù)的的指定因素去去考慮荷載組組合：圖5.2.1荷荷載組合表圖5.2.2永永久荷載系數(shù)數(shù)數(shù)表5.3永久荷載載1）結(jié)構(gòu)自重重（DDC）預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)結(jié)結(jié)構(gòu)及鋼鋼筋混混凝土結(jié)結(jié)構(gòu)容容重按23.555KNN/m3計，鋼束束容容重按78.55KN//m33。2）橋上恒載（DWW）包括橋面鋪裝、人行道欄桿及相關(guān)附屬等。3）混凝土主梁梁梁預(yù)應(yīng)力（PS）本橋混凝土主梁梁梁縱向預(yù)預(yù)應(yīng)力力鋼束張張拉控控制應(yīng)力力為1395MPa，進行超超靜靜定結(jié)構(gòu)構(gòu)計算算時，考考慮預(yù)預(yù)應(yīng)力（扣扣除除預(yù)應(yīng)力力損失失）引起起的二二次效應(yīng)應(yīng)。4）收縮徐變（SHH、CR）梁部混凝土收縮縮縮應(yīng)變和和徐變變系數(shù)按按規(guī)范范的規(guī)定進進行行計算。5.4可變荷載載1）汽車荷載（LLL）橋面橫向凈寬達達達19.66mm,按雙向四四車車道設(shè)計計（考考慮偏載載的影影響）。規(guī)范中汽車荷載載載包括設(shè)設(shè)計貨貨車、設(shè)設(shè)計雙雙軸及均均布車車道荷載載，如如下圖所所示：：圖5.4.1設(shè)設(shè)計貨車特性性性圖5.4.2設(shè)設(shè)計雙軸特性性性圖5.4.3車車道荷載均布布布荷載設(shè)計貨車荷載為為為35.00KN,,1145..0KN與1455..0KKN的三個軸軸，軸軸距為第第一個個和第二二個間間距為4300毫米，第第二二個和第第三個個間距可可變，在43000-9000毫米之間間。輪胎間間的橫向間間距為1800毫米?？伎紤]荷載動動力放大效效應(yīng)。設(shè)計雙軸荷載為為為110..00KN雙軸，間間距距為1200毫米。輪輪胎胎間的橫橫向間間距為1800毫米?？伎紤]慮荷載動動力放放大效應(yīng)應(yīng)。車道荷載(LSSS)為分布寬寬度度上的超超載量量為9.3KKN/m的均布荷荷載載，施加加在車車道上。不不受受沖擊系系數(shù)的的影響。2）車輛的沖擊擊（IM）根據(jù)AASHTTOO-LRFFFD第3.6..2條，設(shè)計計貨貨車或雙雙軸應(yīng)應(yīng)增加動動荷載載增值IM，IM應(yīng)取為33%。車道荷荷載載不增加加動荷荷載增計計值。3）人群荷載（PLL）根據(jù)AASHTTOO-LRFFFD第3.6..11.6條，3.66××10-33MPa的人群荷荷載載應(yīng)當施施加于于所有大大于600mmm寬的人行行道道，而且且應(yīng)同同時考慮慮汽車車設(shè)計活活載。4）制動力(BBRR)制動力按照車道道道荷載的25%計算，作作用用在橋面面上1.8m位置處。5）溫度作用用(TTU、TG)本項目所在地科科科恰班巴巴的年年溫度變變化范范圍一般般在330oCC和和0oC之間間。TU荷載考慮慮結(jié)結(jié)構(gòu)整體體升溫溫15oCC，整體體降溫20oCC，同時時考慮拉拉索與與砼主梁梁溫差差正10oCC負15oCC。溫度梯度（TGGG）按照AAASSHTOO-LLRFD第3.122..3條計算，按按按照砼鋪鋪裝由由25oC沿厚度度折折線折減減到0oC。六、計算分析模模型型6.1模型介紹紹本項目橋梁為雙雙雙塔雙索索面斜斜拉橋，全全橋橋按照空空間有有限元模模型MIDAASSCIIVEEL進行模擬擬計計算。主梁、橋橋塔塔、樁基基與承承臺等砼砼結(jié)構(gòu)構(gòu)采用梁梁單元元模擬，斜斜拉拉索用索索單位位模擬。下下部部結(jié)構(gòu)樁樁基模模擬土彈彈簧剛剛度，橋橋臺處處采用一一般支支承方式式模擬擬。分別別對加加固前與與加固固后的全全橋模模型進行行有限限元建模模分析析，對比比分析析以評價價加固固效果。圖6...1.11全全橋空間間模型型示意圖圖全橋共計節(jié)點111413個，單元2114個。圖6.1.2模型邊界界約約束示意意圖表6.1邊界界界條件約束束表表邊界名稱節(jié)點清單約束方向固結(jié)邊界（樁基基基底）1336133343133501335713364133711337813385UXUYUUUZ橋臺單向支撐2737666144815112222UZ樁側(cè)彈性支撐1337t133341;;13344tt13348;113511t113555113588t113622;113655t113699;13772tt137761379t133383;;13386tt13390SDx,SDDDy,SDDz表6.2模型型型靜態(tài)荷載載列列表編號載荷類型單元清單負荷值1自重(DC)1to211444PZ=-1...002均勻荷載（橋鋪DW）222to133371PZ=-1.555~2..6((kN/mm))3均勻荷載（人行道DW）1to73、11148too220PZ=-6.666(kN/mm))4溫度（TU+）1to138444133888to114225114229too1446615526tto221144TU=15.0000(°C)))5溫度（TU-）1to138444133888to114225114229too1446615526tto221144TU=-20..000(°CC)6索梁溫差（TUUU+）1527to1115466TU=10.0000(°C)))7索梁溫差（TUUU-）1527to1115466TU=-15..000(°CC)8制動力（BR）1547to11161771689to11175991831to11190111973to2220433PX=0.966(kkN/m)))9溫度梯度（TGGG）1to22020.00(°°°C)~00..00(°C)6.2設(shè)計車輛輛荷載載LL的同時性性（車車道布置置）橋面總寬19...6m，橋面采采用用雙向四四車道道布置設(shè)設(shè)計。汽汽車活載載考慮慮以下兩兩項的的組合：：設(shè)計貨車或設(shè)計計計雙軸；；設(shè)計車道活載。取以上兩項荷載載載疊加效效益的的最大值值作為為設(shè)計車車輛活活載，并并考慮慮車輛荷荷載的的動力放放大系系效益IM。圖6.2.1設(shè)設(shè)計貨貨車橫向向特征根據(jù)橋梁橫斷面面面上車道道偏載載與對稱稱加載載的橫向向最不不利布置置位置置情況進進行車車輛活載載包絡(luò)絡(luò)設(shè)計?？伎紤]慮主梁四四個偏偏載車道道與四四個對稱稱車道道，組合合計算算取最不不利組組合。車車輛活活載與車車道組組合如下下表：：表6.2.1車輛活載載與與車道組組合列列表組合名稱荷載車道偏載組合1設(shè)計車道+設(shè)計計計貨車車道1+車道33+車道道5+車道7偏載組合2設(shè)計車道+設(shè)計計計雙軸車道1+車道33+車道道5+車道7偏載組合3設(shè)計車道+設(shè)計計計貨車車道2+車道44+車道道6+車道8偏載組合4設(shè)計車道+設(shè)計計計雙軸車道2+車道44+車道道6+車道8對稱組合1設(shè)計車道+設(shè)計計計貨車車道2+車道44+車道道5+車道7對稱組合2設(shè)計車道+設(shè)計計計雙軸車道2+車道44+車道道5+車道7對稱組合3設(shè)計車道+設(shè)計計計貨車車道1+車道33+車道道6+車道8對稱組合4設(shè)計車道+設(shè)計計計雙軸車道1+車道33+車道道6+車道8車道橫向組合系系系數(shù)如下下表：：表6.2.2橫向折減減系系數(shù)表車道數(shù)123456橫向折減系數(shù)1.210.850.65圖6.2.2車道道1+3++55+7偏載組合合圖6.2.3車道道2+4++66+8偏載組合合圖6.2.4車道道1+3++66+8對稱組合合圖6.2.5車道道2+4++55+7對稱組合合6.3荷載組合合根據(jù)規(guī)范荷載組組組合如下下表：：表6.3.1荷載載組合描描述組合名稱組合特性定義CLCB1強度極限Ⅰ線性疊加1.05*(111.255*DDC+11.225*PPS++1.55*DDW+11.775*((LLL+IMM++PL++BRR)+00.55*(TTU++)+00.00*TGG++0.55*((CR+SSHH)))CLCB2強度極限Ⅰ線性疊加1.05*(111.255*DDC+11.225*PPS++1.55*DDW+11.775*((LLL+IMM+PPL+BBR))+0..5**(TUU-))+0..0**TG+00.5**(CCR+SSH)))CLCB3使用極限Ⅰ線性疊加1.0*DC+++1.00*PPS+11.00*DWW+11.0**(LLL+IIM++PL++BRR)+11.00*(TTU++)+00.55*TGG++1.00*((CR+SSHH)CLCB4使用極限Ⅰ線性疊加1.0*DC+++1.00*PPS+11.00*DWW+11.0**(LLL+IIM++PL++BRR)+11.00*(TTU--)+00.55*TGG++1.00*((CR+SSHH)CLCB5使用極限Ⅲ線性疊加1.0*DC+++1.00*PPS+11.00*DWW+00.8**(LLL+IIM++PL++BRR)+11.00*(TTU++)+00.55*TGG++1.00*((CR+SSHH)CLCB6使用極限Ⅲ線性疊加1.0*DC+++1.00*PPS+11.00*DWW+00.8**(LLL+IIM++PL++BRR)+11.00*(TTU--)+00.55*TGG++1.00*((CR+SSHH)CLCB7使用極限Ⅳ線性疊加1.0*DC+++1.00*PPS++1..0*DDW++1.00*((TU+))++1.00*TTG++1..0*((CRR+SHH)CLCB8使用極限Ⅳ線性疊加1.0*DC+++1.00*PPS++1..0*DDW++1.00*((TU-))++1.00*TTG++1..0*((CRR+SHH)STL-ENVVV9強度極限組合包絡(luò)包絡(luò)(1，2))STL-ENVVV10使用極限組合包絡(luò)包絡(luò)(3，4，5，6，7，8)6.4主要施工工步驟驟（1）施工臨時時支支撐并預(yù)壓壓壓，千斤斤頂微微頂緊；；（2）修復縱梁梁裂裂縫與人行行行道裂縫縫，施施工縱梁梁體外外預(yù)應(yīng)力力加固固縱梁；；（3）拆除第一一組組索，頂緊緊緊第一組組索對對應(yīng)的千千斤頂頂，安裝裝第一一組索并并初張張拉；（4）拆除第二二組組索，頂緊緊緊第一組組索對對應(yīng)的千千斤頂頂，安裝裝第二二組索并并初張張拉；（5）拆除第三三組組索，頂緊緊緊第一組組索對對應(yīng)的千千斤頂頂，安裝裝第三三組索并并初張張拉；（6）拆除第四四組組索，頂緊緊緊第一組組索對對應(yīng)的千千斤頂頂，安裝裝第四四組索并并初張張拉；（7）拆除第五五組組索，頂緊緊緊第一組組索對對應(yīng)的千千斤頂頂，安裝裝第五五組索并并初張張拉；（8）調(diào)整千斤斤頂頂頂力，糾糾糾正梁體體與塔塔柱部分分偏移移，施工工橋塔塔樁基礎(chǔ)礎(chǔ)、承承臺及下下塔柱柱加固工工程；；（9）修復上塔塔柱柱裂縫，施施施工上塔塔柱拉拉索錨固固區(qū)加加固工程程，逐逐批二次次張拉拉斜拉索索至設(shè)設(shè)計值，并并逐逐批拆除除千斤斤頂；（10）施工邊邊縱梁梁永久性性單側(cè)壓壓重，修修復橫梁梁裂縫縫并粘貼貼碳纖纖維板，完完成成其他加加固措措施。模型型分分析過程程通過過適當?shù)牡倪吔缃鐥l件及及荷載載工況，模模擬擬各主要要階段段的橋梁梁受力力狀態(tài)。七、縱梁計算分分析析7.1原方案計計算結(jié)結(jié)果漢口橋原橫向布布布置三條條縱梁梁，包括括兩條條邊縱梁梁，一一條中縱縱梁。邊邊縱梁連連接人人行道板板，中中縱梁與與中央央分隔塊塊連為為一體，橫橫斷斷面尺寸寸如下下：圖7.1.1漢口橋橫橫斷斷面布置置示意意圖圖7.1.2中縱梁與與邊邊縱梁橫橫斷面面尺寸圖7.1.2縱梁與其其他他主要構(gòu)構(gòu)件的的相對關(guān)關(guān)系對于縱梁的計算算算，采用用整體體模型的的強度度極限組組合I（剔除鋼鋼束束預(yù)應(yīng)力力效益益，考慮慮預(yù)應(yīng)應(yīng)力二次次效益益），即即可查查看強度度極限限狀態(tài)下下縱梁梁內(nèi)力情情況：：圖7.1.3強度極限限組組合1max時中縱梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖7.1.4強度極限限組組合1max時中縱梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)圖7.1.5強度極限限組組合1miin時中縱梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖7.1.6強度極限限組組合1min時中縱梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)圖7.1.7強度極限限組組合1max時邊縱梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖7.1.8強度極限限組組合1max時邊縱梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)圖7.1.9強度極限限組組合1min時邊縱梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖7.1.1000強度極限限組組合1min時邊縱梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)經(jīng)計算，邊縱梁梁梁與中縱縱梁的的彎矩、剪剪力力及相應(yīng)應(yīng)承載載力包絡(luò)絡(luò)圖如如下：圖7.1.1111加固前強強度度極限組組合下下邊縱梁梁彎矩矩及其承承載力力包絡(luò)圖圖（KN*M）圖7.1.1222加固前強強度度極限組組合下下邊縱梁梁剪力力及其承承載力力包絡(luò)圖圖（KN）圖7.1.1333加固前強強度度極限組組合下下中縱梁梁彎矩矩及其承承載力力包絡(luò)圖圖（KN*M）圖7.1.1444加固前強強度度極限組組合下下中縱梁梁剪力力及其承承載力力包絡(luò)圖圖（KN）通過計算數(shù)據(jù)可可可知，原原邊縱縱梁與中中縱梁梁抗彎承承載能能力不足足，縱縱梁底出出現(xiàn)大大量U形裂縫。抗抗抗剪承載載能力力可以滿滿足要要求。7.2縱梁加固固后計計算結(jié)果果原縱梁承載能力力力不足，縱縱梁梁底出現(xiàn)現(xiàn)大量量裂縫。加加固固方案為為對原原縱梁增增設(shè)體體外預(yù)應(yīng)應(yīng)力束束，其中中邊縱縱梁設(shè)置置頂板板通長束束一束束，底板板通長長束與短短束各各一束；；中縱縱梁于兩兩側(cè)增增設(shè)底板板通長長鋼束。鋼鋼束束的布置置形式式及具體體型號號詳見設(shè)設(shè)計圖圖。圖7.2.1縱梁體外外預(yù)預(yù)應(yīng)力加加固橫橫斷面示示意圖圖縱梁梁底及兩側(cè)側(cè)側(cè)貼碳纖纖維布布兩層，如如下下圖所示示：圖7.2.1梁底貼碳碳纖纖維布示示意圖圖加固后的縱梁，同同樣采用整體體模型的強度度極限組合I（剔除鋼束束預(yù)應(yīng)力效益益，考慮預(yù)應(yīng)應(yīng)力二次效益益），可查看看強度極限狀狀態(tài)下縱梁內(nèi)內(nèi)力情況：圖7.2.3強度極限限組組合1max時中縱梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖7.2.4強度極限限組組合1max時中縱梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)圖7.2.5強度極限限組組合1miin時中縱梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖7.2.6強度極限限組組合1min時中縱梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)圖7.2.7強度極限限組組合1max時邊縱梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖7.2.8強度極限限組組合1max時邊中縱縱梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)圖7.2.8999強度極限限組組合1min時邊縱梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖7.2.1000強度極限限組組合1min時邊中縱縱梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)經(jīng)計算，邊縱梁梁梁與中縱縱梁的的彎矩、剪剪力力及相應(yīng)應(yīng)承載載力包絡(luò)絡(luò)圖經(jīng)經(jīng)計算如如下：：圖7.2.1111加固后強強度度極限組組合下下邊縱梁梁彎矩矩及其承承載力力包絡(luò)圖圖（KN*M）圖7.2.1222加固后強強度度極限組組合下下邊縱梁梁剪力力及其承承載力力包絡(luò)圖圖（KN）圖7.2.1333加固后強強度度極限組組合下下中縱梁梁彎矩矩及其承承載力力包絡(luò)圖圖（KN*M）圖7.2.1444加固后強強度度極限組組合下下中縱梁梁剪力力及其承承載力力包絡(luò)圖圖（KN）通過計算數(shù)據(jù)可可可知，通通過對對縱梁進進行加加固設(shè)計計，邊邊縱梁與與中縱縱梁內(nèi)力力分配配更合理理，承承載能力力顯著著提高，加加固固設(shè)計方方案效效果明顯顯。八、斜拉索計算算分分析8.1原方案拉拉索計計算結(jié)果果索塔采用獨塔雙雙雙索面的的布置置形式，拉拉索索布置形形式為為半豎琴琴式。拉拉索分別別由19股和12股公稱直直徑徑為?”的鋼絞線線組組成。其中OS-1～OS-33;;ONN-11～ON-33;;ESS-11～ES-33;;ENN-11～EN-3為13-119型鋼絞線線斜斜拉索，OS-4～OS-55;;ONN-44～ON-55;;ESS-44～ES-55;;ENN-44～EN-5為13-112型鋼絞線線斜斜拉索。由檢報告可知，大大部分索體的銹蝕程度已已經(jīng)超過規(guī)范要求，索體保護護套大量開裂裂，已經(jīng)嚴重重老化，索體體基本失去防防水、防腐的的能力。通過計算可得加加加固前舊舊索受受力情況況如下下：圖8.1.1永久荷載載組組合下西西側(cè)斜斜拉索內(nèi)內(nèi)力圖圖(KN)圖8.1.2永久荷載載組組合下東東側(cè)斜斜拉索內(nèi)內(nèi)力圖圖(KN)由檢測包括可知知知，現(xiàn)場場檢測測得出的的永久久荷載下下斜拉拉索索力力如下下表：表8.1.1索力檢測測數(shù)數(shù)據(jù)表(KN)序號索編號索力（kN）索編號索力（kN）1EN-1839ON-15272EN-2901ON-27253EN-3716ON-39944EN-4623ON-46895EN-5935ON-56436ES-5732OS-59187ES-4829OS-45808ES-3697OS-35879ES-2834OS-296810ES-1537OS-1784由上述結(jié)果可知知知，模型型計算算所得的的永久久荷載下下，內(nèi)內(nèi)力基本本與現(xiàn)現(xiàn)場對應(yīng)應(yīng)。使用極限組合下下下，斜拉拉索索索力計算算結(jié)果果如下：：圖8.1.3使用極限限組組合下西西側(cè)斜斜拉索內(nèi)內(nèi)力圖圖(KN)圖8.1.4使用極限限組組合下東東側(cè)斜斜拉索內(nèi)內(nèi)力圖圖(KN)斜拉索為公稱植植植筋12.77mmm的鋼絞線線拉拉索，拉拉索抗抗拉強度18600MMPa,拉索破斷斷安安全系數(shù)數(shù)取2.22，加固前前舊舊索在使使用階階段內(nèi)力力及破破斷安全全系數(shù)數(shù)見下表表：表8.1.2加固前舊舊索索內(nèi)力統(tǒng)統(tǒng)計表表(KN)序號索編號使用極限組合下下下索力（kkNN）斜拉索型號斷索力（KN)))破斷安全系數(shù)1EN-1781.113-1934634.432EN-21013.913-1934633.423EN-31012.413-1934633.424EN-41068.513-1221872.055EN-5893.613-1221872.456ES-51069.413-1221872.057ES-4858.713-1221872.558ES-31003.913-1934633.459ES-21075.913-1934633.2210ES-11072.613-1934633.2311ON-11052.813-1934633.2912ON-21145.213-1934633.0213ON-3909.213-1934633.8114ON-4810.113-1221872.7015ON-51016.113-1221872.1516OS-5811.913-1221872.6917OS-4954.413-1221872.2918OS-31287.813-1934632.6919OS-2887.713-1934633.9020OS-1747.713-1934634.63加固前舊索在車車車輛荷載載作用用下索力力分布布情況如如下：：圖8.1.5車輛荷載載下下西側(cè)斜斜拉索索內(nèi)力圖(KN)圖8.1.6車輛荷載載下下東側(cè)斜斜拉索索內(nèi)力圖(KN)根據(jù)ASSHTTOO規(guī)范，預(yù)預(yù)應(yīng)應(yīng)力斜拉拉索應(yīng)應(yīng)力幅不不應(yīng)大大于125MMPPa,根據(jù)車輛輛荷荷載下斜斜拉索索內(nèi)力，換換算算斜拉索索應(yīng)力力幅指標標如下下：表8.1.3加固前舊舊索索應(yīng)力幅幅統(tǒng)計計表序號索編號車輛荷載作用下下下索力（kN）換算應(yīng)力幅（MMMPa))應(yīng)力幅容許值（MPa))是否滿足1EN-1188.9101.45125YES2EN-214778.95125YES3EN-3259.4139.31125NO4EN-4174.3148.21125NO5EN-579.267.35125YES6ES-5142.3121.00125YES7ES-4195.7166.41125NO8ES-3258.4138.78125NO9ES-2134.772.34125YES10ES-1164.288.18125YES11ON-116488.08125YES12ON-213673.04125YES13ON-3258.4138.78125NO14ON-4196.1166.75125NO15ON-5140.1119.13125YES16OS-581.769.47125YES17OS-4175.4149.15125NO18OS-3259.3139.26125NO19OS-2145.778.25125YES20OS-1189.5101.77125YES由上述計算結(jié)果果果可知，加加固固維修前前，斜斜拉索部部分索索（EN-4，EN-5，ON-5）索力過過大大，存在在斷索索風險。東東西西兩側(cè)13-112型斜拉索索存存在應(yīng)力力幅超超標，且且橋塔塔兩側(cè)索索力不不對稱，兩兩側(cè)側(cè)差異較較大，可可能導致致橋面面橫向坡坡度變變化較大大，這這會使橋橋梁在在振動過過程中中，增大大橫向向振動幅幅度，改改變橋梁梁的動動態(tài)響應(yīng)應(yīng)規(guī)律律。故應(yīng)應(yīng)該及及時更換換斜拉拉索，優(yōu)優(yōu)化斜斜拉索內(nèi)內(nèi)力分分配。8.2加固后新新索計計算結(jié)果果由于原斜拉索索索索體預(yù)埋埋件無無法更換換，斜斜拉索換換索采采用與原原設(shè)計計相同尺尺寸的的拉索進進行更更換。拉拉索更更換過程程中配配合千斤斤頂頂頂力及拉拉索的的分批張張拉，詳詳細施工工過程程見相關(guān)關(guān)圖紙紙。拉索索更換換后斜拉拉索受受力情況況如下下：圖8.2.1永久荷載載組組合下西西側(cè)斜斜拉索內(nèi)內(nèi)力圖圖(KN)圖8.2.2永久荷載載組組合下東東側(cè)斜斜拉索內(nèi)內(nèi)力圖圖(KN)圖8.2.3使用極限限組組合下西西側(cè)斜斜拉索內(nèi)內(nèi)力圖圖(KN)圖8.2.4使用極限限組組合下東東側(cè)斜斜拉索內(nèi)內(nèi)力圖圖(KN)加固后新索在使使使用階段段內(nèi)力力及破斷斷安全全系數(shù)見見下表表：表8.2.1加固后新新索索內(nèi)力統(tǒng)統(tǒng)計表表(KN)序號索編號使用極限組合下下下索力（kkNN）斜拉索型號斷索力（KN)))破斷安全系數(shù)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-11146.213-1934633.0211ON-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加固后新索在車車車輛荷載載作用用下索力力分布布情況如如下：：圖8.2.5車輛荷載載下下西側(cè)斜斜拉索索內(nèi)力圖(KN)圖8.2.6車輛荷載載下下東側(cè)斜斜拉索索內(nèi)力圖(KN)根據(jù)ASSHTTOO規(guī)范，預(yù)預(yù)應(yīng)應(yīng)力斜拉拉索應(yīng)應(yīng)力幅不不應(yīng)大大于125MMPPa,根據(jù)車輛輛荷荷載下斜斜拉索索內(nèi)力，加加固固后新索索應(yīng)力力幅指標標如下下：表8.2.3加固后新新索索應(yīng)力幅幅統(tǒng)計計表序號索編號車輛荷載作用下下下索力（kN）換算應(yīng)力幅（MMMPa))應(yīng)力幅容許值（MPa))是否滿足1EN-1103.355.48125YES2EN-2114.661.55125YES3EN-3196.7105.64125YES4EN-4142.5121.17125YES5EN-595.781.38125YES6ES-552.744.81125YES7ES-4125.4106.63125YES8ES-3195.3104.89125YES9ES-2121.765.36125YES10ES-1119.864.34125YES11ON-1119.564.18125YES12ON-2122.365.68125YES13ON-3195.3104.89125YES14ON-4124.6105.95125YES15ON-55143.37125YES16OS-597.382.74125YES17OS-4142.3121.00125YES18OS-3196.8105.69125YES19OS-2113.961.17125YES20OS-1103.455.53125YES通過上述計算結(jié)結(jié)結(jié)果可見見，更更換斜拉拉索并并優(yōu)化拉拉索內(nèi)內(nèi)力分配配后，斜斜拉索兩兩側(cè)拉拉力差異異減少少，拉索索抗破破斷安全全系數(shù)數(shù)提高，且且拉拉索的應(yīng)應(yīng)力幅幅指標全全部滿滿足規(guī)范范要求求，斜拉拉橋拉拉索受力力更合合理。九、橋梁線形計計算算分析9.1橋梁線形形計算算由檢測報告可知知知，原橋橋索力分布布不對稱稱，且梁體體兩兩側(cè)的標標高差差異異常常。塔塔身存在在傾斜斜。梁體位位移移等病害已經(jīng)嚴重影影響響到橋梁的結(jié)構(gòu)構(gòu)的合理性、安全性。通過計算，可得得得加固前前使用用極限組組合下下全橋變變形形形狀如下下：圖9.1.1使用極限限組組合下全全橋變變形圖（加加固固前）圖9.1.2使用極限限組組合下橋橋塔變變形（加加固前前mm）圖9.1.3使用極限限組組合下主主梁變變形不協(xié)協(xié)調(diào)（加加固前mm）由上述計算結(jié)果果果可見，原原橋橋加固前前，東東西側(cè)橋橋塔頂頂存在傾傾斜，西西側(cè)橋塔塔頂最最大縱橋橋向位位移達到9.5ccm，東側(cè)橋橋塔塔塔頂最最大縱縱橋向位位移達達到8cm，橋塔傾傾斜斜位移較較大。且且由于兩兩側(cè)索索力分布布不均均勻，導導致橋橋梁東西西兩側(cè)側(cè)變形不不一致致，橋面面東西西側(cè)最大大位移移差達到3cm，橋塔與與梁體體位移等病害會嚴重影響響到橋梁的結(jié)構(gòu)構(gòu)合合理性與安全性。本次加固設(shè)計，通通過更換橋梁梁斜拉索，優(yōu)優(yōu)化索力分配配，并在橋梁梁東西兩側(cè)設(shè)設(shè)置砼壓重塊塊，可以比較較好地解決橋橋塔傾斜嚴重重并致橋面橫橫向位移不協(xié)協(xié)調(diào)的問題。經(jīng)過計算，加固固固后橋梁梁線形形計算如如下：：圖9.1.4使用極限限組組合下全全橋變變形圖（加加固固后）圖9.1.5使用極限限組組合下橋橋塔變變形（加加固后后mm）圖9.1.6使用極限限組組合下主主梁變變形不協(xié)協(xié)調(diào)（加加固前mm）由上述計算結(jié)果果果可見，加加固固維修后后，東東西側(cè)橋橋塔頂頂傾斜度明明顯顯改善，西西側(cè)側(cè)橋塔頂頂最大大傾斜位位移為為5cm，東側(cè)橋橋塔塔塔頂最最大傾傾斜位移移為6cm。且橋梁梁東東西兩側(cè)側(cè)變形形基本一致，加固固設(shè)設(shè)計方案案優(yōu)化化橋面線線形的的效果明明顯。圖9.1.7車輛荷載載下下主梁撓撓度（加加固前mm）圖9.1.8車輛荷載載下下主梁撓撓度（加加固前mm）由加固前后車輛輛輛活載作作用下下主梁梁梁體撓撓度圖可可知，加加固前車車輛活活載作用用下梁梁體最大大跨中中繞度82.33m，撓跨比1/4886；加固后后車車輛活載載作用用下梁體體最大大跨中撓撓度56.55mmm,撓跨比1/7008。加固后后梁梁體剛度度明顯顯增加，橋橋梁梁行車舒舒適度度明顯提提升。十、橫梁計算分分析析10.1原方案案案計算結(jié)結(jié)果漢口橋原縱向布布布置有23條縱橫梁梁，包包括兩側(cè)側(cè)端橫橫梁，20條吊點橫橫梁梁與吊點點間橫橫梁，一一條橋橋塔橫梁梁。分分別取受受力不不利的吊吊點橫橫梁、橋橋臺處處端橫梁梁及橋橋塔橫梁梁作為為計算對對象，檢檢算橫梁梁承載載能力。橫橫梁梁采用梁梁單元元模擬，將將設(shè)設(shè)計貨車車荷載載輪重以以集中中力作用用于橫橫梁對應(yīng)應(yīng)最不不利的車車道位位置，橫橫梁模模型及貨貨車荷荷載加載載示意意圖如下下：圖10.1.111吊點橫梁梁貨貨車荷載載加載載示意圖圖圖10.1.222橋塔橫梁梁貨貨車荷載載加載載示意圖圖圖10.1.333端橫梁貨貨車車荷載加加載示示意圖對于橫梁的計算算算，采用用計算算模型的的強度度極限組組合I（剔除鋼鋼束束預(yù)應(yīng)力力效益益，考慮慮預(yù)應(yīng)應(yīng)力二次次效益益），即即可查查看強度度極限限狀態(tài)下下橫梁梁內(nèi)力情情況：：圖10.1.444強度極限限組組合max時吊點橫橫梁梁彎矩設(shè)設(shè)計值值（KN*m）圖10.1.555強度極限限組組合max時吊點橫橫梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)圖10.1.666強度極限限組組合min時吊點橫橫梁梁彎矩設(shè)設(shè)計值值（KN*m）圖10.1.777強度極限限組組合min時吊點橫橫梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)圖10.1.888強度極限限組組合max時端橫梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖10.1.999強度極限限組組合max時端橫梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)圖10.1.1110強度極限限組組合min時端橫梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖10.1..111強度極限限組組合min時端橫梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)圖10.1.1112強度極限限組組合max時橋塔橫橫梁梁彎矩設(shè)設(shè)計值值（KN*m）圖10.1.1113強度極限限組組合max時橋塔橫橫梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)圖10.1.1114強度極限限組組合min時橋塔橫橫梁梁彎矩設(shè)設(shè)計值值（KN*m）圖10.1.1115強度極限限組組合min時橋塔橫橫梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)通過計算數(shù)據(jù)可可可知，原原吊點點橫梁與與橋塔塔橫梁抗抗彎承承載能力力不足足，橫梁梁底出出現(xiàn)大量量裂縫縫?？辜艏舫休d載能力可可以滿滿足要求求，計計算結(jié)果果如下下表：表10.1.111橫梁加固固前前承載力力計算算結(jié)果位置項目設(shè)計值承載力判斷吊點橫梁彎矩（KN*mmm)13931053NO剪力(KN)634931.4YES端橫梁彎矩（KN*mmm)-894-1121YES剪力(KN)559990.3YES橋塔橫梁彎矩（KN*mmm)54984166NO剪力(KN)12063553YES10.2橫梁加加加固后計計算結(jié)結(jié)果原橫梁承載能力力力不足，橫橫梁梁底出現(xiàn)現(xiàn)大量量裂縫。加加固固方案為為修復復橫梁裂裂縫，于于梁底及及梁側(cè)側(cè)增設(shè)碳碳纖維維板，并并最終終外包碳碳纖維維布加強強。橫橫梁加固固設(shè)計計方案詳詳見設(shè)設(shè)計圖紙紙。圖10.2.111吊點橫梁梁碳碳纖維板板加固固立面示示意圖圖圖10.2.222端橫梁碳碳纖纖維板加加固立立面示意意圖圖10.2.333橋塔橫梁梁碳碳纖維板板加固固立面示示意圖圖經(jīng)過計算，可知知知橫梁加加固以以后強度度極限限狀態(tài)下下內(nèi)力力情況如如下：：圖10.2.444強度極限限組組合max時吊點橫橫梁梁彎矩設(shè)設(shè)計值值（KN*m）圖10.2.555強度極限限組組合max時吊點橫橫梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)圖10.2.666強度極限限組組合min時吊點橫橫梁梁彎矩設(shè)設(shè)計值值（KN*m）圖10.2.777強度極限限組組合min時吊點橫橫梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)圖10.2.888強度極限限組組合max時端橫梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖10.2.999強度極限限組組合max時端橫梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)圖10.2.1110強度極限限組組合min時端橫梁梁彎彎矩設(shè)計計值（KN*m）圖10.2..111強度極限限組組合min時端橫梁梁剪剪力設(shè)計計值(KN)圖10.2.1112強度極限限組組合max時橋塔橫橫梁梁彎矩設(shè)設(shè)計值值（KN*m）圖10.2.1113強度極限限組組合max時橋塔橫橫梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)圖10.2.1114強度極限限組組合min時橋塔橫橫梁梁彎矩設(shè)設(shè)計值值（KN*m）圖10.2.1115強度極限限組組合min時橋塔橫橫梁梁剪力設(shè)設(shè)計值值(KN)表10.2.111橫梁加固固后后承載力力計算算結(jié)果位置項目設(shè)計值承載力判斷吊點橫梁彎矩（KN*mmm)11911419.8YES剪力(KN)520.9931.4YES端橫梁彎矩（KN*mmm)-724.9-1393.555YES剪力(KN)490.4990.3YES橋塔橫梁彎矩（KN*mmm)4899.75284.5YES剪力(KN)1167.63553YES通過上述計算結(jié)結(jié)結(jié)果可知知，通通過橋梁梁加固固后，橫橫梁內(nèi)內(nèi)力分配配得以以優(yōu)化調(diào)調(diào)整，橫橫梁承載載能力力加固后后得到到提升，橫橫梁梁抗彎與與抗剪剪承載力力均能能滿足設(shè)設(shè)計要要求。十一、橋塔塔柱柱柱計算分分析漢口橋東西橋塔塔塔塔柱以以橋面面系為界界，分分為上塔塔柱與與下塔柱柱兩部部分。根根據(jù)檢檢測報告告可知知，橋塔塔存在在裂縫，塔塔柱柱裂縫主主要分分布于橋橋面附附近、拉拉索區(qū)區(qū)以下。圖11.1橋橋橋塔下塔柱柱裂裂縫分布布示意意圖由裂縫的分布情情情況來看看，由由于主塔塔的傾傾斜已經(jīng)經(jīng)導致致了相應(yīng)區(qū)域的的裂裂縫增加加。西側(cè)塔向北側(cè)側(cè)傾傾斜，導導致塔塔南面裂縫縫在塔梁交接接處處集中出出現(xiàn)。東東側(cè)塔相應(yīng)的的出出現(xiàn)在北北面出出現(xiàn)了較較多的的裂縫。橋面系以上的上上上塔柱裂縫縫主主要分布布在塔塔的橫向兩側(cè)上上，且且為豎向貫穿性長裂縫，兩塔的裂裂縫縫特性基本相相同同。由橋塔塔柱裂縫縫縫的分布布范圍圍與特性性可知知，漢口口橋橋橋塔主要要存在在病害有有：塔身結(jié)構(gòu)在橋面面面下兩側(cè)均均出出現(xiàn)不同同情況況的裂縫，說說說明塔在梁、塔塔結(jié)結(jié)合區(qū)域域存在在結(jié)構(gòu)性性病害害，存在強度不足的的問問題；塔身裂縫也說明明明塔在豎向壓力作用用下的強度度不足問問題。塔的傾斜、裂縫縫縫都說明明塔存存在截面面剛度度不足，強強度度不足的問問題題，存在結(jié)構(gòu)構(gòu)安全全儲備不足足的的問題。本節(jié)將分別對下下下塔柱與與上塔塔柱加固固前后后進行計計算分分析對比比。11.1下塔柱柱柱計算分分析漢口橋橋塔下塔塔塔柱長約9m,與承臺相相接接處設(shè)置置有3米實心過過渡渡段。下下塔柱柱縱橋向向?qū)?m，橫橋向向?qū)?m?？招亩味伪诒诤駷?0cm。下塔柱柱原原結(jié)構(gòu)尺尺寸如如下圖：：圖11.1.111橋塔下塔塔柱柱結(jié)構(gòu)尺尺寸圖圖計算模型中下塔塔塔柱的單單元坐坐標軸方方向如如下圖所所示：：圖11.1.222橋塔下塔塔柱柱單位坐坐標軸軸圖經(jīng)過計算，可知知知下塔柱柱加固固前強度度極限限狀態(tài)下下內(nèi)力力情況如如下：：圖11.1.333加固前橋橋塔塔下塔柱柱強度度極限組組合下下縱橋向向彎矩矩My(KKNN*m))圖11.1.444加固前橋橋塔塔下塔柱柱強度度極限組組合下下橫橋向向彎矩矩Mz(KKNN*m))圖11.1.555加固前橋橋塔塔下塔柱柱強度度極限組組合下下軸力Fx(KKNN)圖11.1.666塔柱截面面配配筋圖通過對下塔柱橫橫橫橋向與與縱橋橋向壓彎彎承載載能力計計算分分析，可可得以以下結(jié)果果：表11.1.111下塔柱加加固固前承載載力檢檢算表橋塔方向設(shè)計軸力（KNNN)設(shè)計彎矩(KNNN*M))抗壓鋼筋面積(((cm2)抗拉鋼筋面積(((cm2)計算長度(m)))軸力抗力(KNNN)彎矩抗力(KNNN*M))軸力驗算彎矩驗算西塔縱橋向（My)))12737961659.6959.699.112683.5559575.6NONO橫橋向（Mz)))12737252565.9765.979.118519.4443671.3YESYES東塔縱橋向（My)))12814907759.6959.699.113310.6669428.7YESYES橫橋向（Mz)))12814256565.9765.979.118437.8883690.7YESYES由計算結(jié)果可知知知，橋塔塔下塔塔柱在加加固前前出現(xiàn)了了承載載力不足足的情情況，且且由于于對橋梁梁的加加固維修修會增增加壓重重等二二期恒載載，對對橋塔的的承載載力更為為不利利。故需需對橋橋塔下塔塔柱進進行加固固設(shè)計計。下塔柱加固方案案案為環(huán)向向外包包鋼筋砼砼層，其其中橫橋橋向側(cè)側(cè)外包層層厚度度45cmm,延伸至上上塔塔柱并配配置橋橋塔豎向向預(yù)應(yīng)應(yīng)力?？v縱橋向向側(cè)由于于受力力相對較較小，外外包25cm厚鋼筋砼砼層層加固。具具體體加固方方案詳詳見設(shè)計計圖中中。橋梁梁整體體加固后后，下下塔柱原原截面面及加固固截面面兩部分分的內(nèi)內(nèi)力圖如如下：：圖11.1.777加固后橋橋塔塔下塔柱柱原截截面強度度極限限組合下下縱橋橋向彎矩My(KKNN*m))圖11.1.888加固后橋橋塔塔下塔柱柱原截截面強度度極限限組合下下橫橋橋向彎矩Mz(KKNN*m))圖11.1.999加固橋塔塔下下塔柱原原截面面強度極極限組組合下軸軸力Fx(KKNN)圖11.1.1110加固后橋橋塔塔下塔柱柱加固固截面強強度極極限組合合下縱縱橋向彎彎矩My(KKNN*m))圖11.1.1111加固后橋橋塔塔下塔柱柱加固固截面強強度極極限組合合下橫橫橋向彎彎矩Mz(KKNN*m))圖11.1.1112加固后橋橋塔塔下塔柱柱加固固截面強強度極極限組合合下軸軸力Fx(KKNN)通過對加固后的的的下塔柱柱橫橋橋向與縱縱橋向向壓彎承承載能能力計算算分析析，可得得以下下結(jié)果：：表11.1.222下塔柱加加固固后承載載力檢檢算表橋塔方向設(shè)計軸力（KNNN)設(shè)計彎矩(KNNN*M))抗壓鋼筋面積(((cm2)抗拉鋼筋面積(((cm2)計算長度(m)))軸力抗力(KNNN)彎矩抗力(KNNN*M))軸力驗算彎矩驗算西塔縱橋向（My)))119761097549.0949.099ESYES橫橋向（Mz)))11976386293.2793.279ESYES東塔縱橋向（My)))119921095249.0949.099ESYES橫橋向（Mz)))11992388793.2793.279ESYES由計算結(jié)果可知知知，橋塔塔下塔塔柱在加加固后后抗彎與與抗壓壓承載能能力得得到了極極大的的提好，能能更更好避免免橋塔塔的傾斜斜、開開裂，保保證結(jié)結(jié)構(gòu)的安安全儲儲備。11.2上塔柱柱柱計算分分析漢口橋橋塔上塔塔塔柱從上上錨固固點至橋橋面系系長約23m,。上塔柱柱縱縱橋向?qū)?m，橫橋向向?qū)?m?？招亩味伪诒诤駷?0cm。計算模型型中中上塔柱柱的單單元坐標標軸方方向與上上節(jié)的的下塔柱柱保持持一致。經(jīng)經(jīng)過過計算，可可知知上塔柱柱加固固前強度度極限限狀態(tài)下下內(nèi)力力情況如如下：：圖11.2.111加固前橋橋塔塔上塔柱柱強度度極限組組合下下縱橋向向彎矩矩My(KKNN*m))圖11.2.222加固前橋橋塔塔上塔柱柱強度度極限組組合下下橫橋向向彎矩矩Mz(KKNN*m))圖11.2.333加固前橋橋塔塔上塔柱柱強度度極限組組合下下軸力Fx(KKNN)由上圖中上塔柱柱柱內(nèi)力圖圖可知知，上塔塔柱主主要為斜斜拉索索索力引引起的的軸向壓壓力與與縱橋向向彎矩矩，橫橋橋向彎彎矩很小小，故故上塔柱柱只對對塔柱截截面縱縱橋向壓壓彎承承載能力力進行行計算，通通過過計算分分析可可得以下下結(jié)果果：表11.2.111橋梁加固固前前上塔柱柱截面面壓彎承承載力力檢算表表橋塔方向設(shè)計軸力（KNNN)設(shè)計彎矩(KNNN*M))抗壓鋼筋面積(((cm2)抗拉鋼筋面積(((cm2)計算長度(m)))軸力抗力(KNNN)彎矩抗力(KNNN*M))軸力驗算彎矩驗算西塔縱橋向（My))6959.6923180225270YESYES東塔縱橋向（My))6959.6923171855657YESYES由計算結(jié)果可知知知，橋塔塔上塔塔柱在加加固前前壓彎承承載力力可以滿滿足設(shè)設(shè)計要求求。圖11.2.444加固后橋橋塔塔上塔柱柱強度度極限組組合下下縱橋向向彎矩矩My(KKNN*m))圖11.2.555加固后橋橋塔塔上塔柱柱強度度極限組組合下下橫橋向向彎矩矩Mz(KKNN*m))圖11.2.666加固后橋橋塔塔上塔柱柱強度度極限組組合下下軸力Fx(KKNN)通過計算分析可可可得加固固以后后上塔柱柱壓彎彎承載檢檢算結(jié)結(jié)果如下下：表11.2.222橋梁加固固后后上塔柱柱截面面壓彎承承載力力檢算表表橋塔方向設(shè)計軸力（KNNN)設(shè)計彎矩(KNNN*M))抗壓鋼筋面積(((cm2)抗拉鋼筋面積(((cm2)計算長度(m)))軸力抗力(KNNN)彎矩抗力(KNNN*M))軸力驗算彎矩驗算西塔縱橋向（My)))9759555559.6959.6923127437253YESYES東塔縱橋向（My)))9831563159.6959.6923126737259YESYES由計算結(jié)果可知知知，橋塔塔上塔塔柱在加加固后后壓彎承承載力力滿足設(shè)設(shè)計要要求。11.3上塔柱柱柱錨固區(qū)區(qū)加固固計算分分析根據(jù)檢測報告可可可知，塔塔身在橋面以上部分的裂縫主要要分分布在塔塔的橫橫向兩側(cè)上上，且且為豎向貫穿性長裂縫，最長長裂裂縫分別別為5米、11米長的豎豎向向通長裂裂縫，寬寬度有超超限，裂裂縫深度度約為為6～8cm左右,兩塔的裂縫縫特性性基本相同同。結(jié)結(jié)合前面面索力力加固分分析可可知，錨錨固區(qū)區(qū)域存在在豎向向貫穿性裂縫縫現(xiàn)象，推推測是由由于塔塔柱兩側(cè)側(cè)拉索索的索力力不同同、傾斜斜角較較大且不不對稱稱，造成成塔柱柱兩側(cè)拉拉索的的水平分分力差差值較大大，而而錨固區(qū)區(qū)域的的水平向向設(shè)置置的鋼筋筋網(wǎng)、箍箍筋不足足，塔塔柱截面面被拉拉裂（劈劈裂）。取取取斜拉索索所在在的位置置進行行分析，以以索索力較小小側(cè)的的斜拉索索水平平分力作作為對對拉荷載載，以以錨點豎豎向間間距范圍圍內(nèi)的的橋塔單單元作作為對拉拉受力力提，計計算對對拉荷載載作用用下橋塔塔截面面鋼筋應(yīng)應(yīng)力。圖11.3.111拉索處橋橋塔塔對拉示示意圖圖經(jīng)過計算得加固固固前與加加固后后錨固區(qū)區(qū)范圍圍內(nèi)鋼材材拉應(yīng)應(yīng)力如下下表：：表11.3.111加固前上上塔塔柱錨固固區(qū)截截面鋼筋筋應(yīng)力力拉索號拉力較小側(cè)索力力力（KN)水平角（°）水平對拉力（KKKN)錨點豎向間距（m)水平箍筋直徑（mm)箍筋間距（m)))同一截面內(nèi)箍筋筋筋肢數(shù)（個個）計算范圍內(nèi)箍筋筋筋面積（mm2)鋼材應(yīng)力（Mpppa)1號索747.737.14596.052120.2543619.2164.69992號索887.840.76672.481.96120.2543546.8189.60003號索90941.67679.021.93120.2543492.5194.42224號索810.148.87532.871.86120.2543365.9158.32225號索811.972.36246.061.86120.2543365.973.1111表11.3.111加固前上上塔塔柱錨固固區(qū)截截面鋼材材應(yīng)力力斜拉索號拉力較小側(cè)索力力力（KN)水平角（°）水平對拉力（KKKN)錨點豎向間距（m)水平箍筋直徑（mm)箍筋間距（m)))同一截面內(nèi)箍筋筋筋肢數(shù)（個個）計算范圍內(nèi)箍筋筋筋面積（mm2)加固環(huán)鋼面積（mm2)鋼材應(yīng)力（Mpppa)1號索629.937.14502.142120.2543619.222400.00022.42222號索1009.837.27803.601.96120.2543546.822400.00035.88883號索1024.741.67765.451.93120.2543492.522400.00034.17774號索713.748.87469.461.86120.2543365.922400.00020.96665號索454.272.36137.651.86120.2543365.922400.0006.1555由上述計算結(jié)果果果表可知知，上上塔柱進進行環(huán)環(huán)向?qū)抗夸摪灏寮庸糖扒?，截截面?nèi)對對拉力力引起的的水平平箍筋應(yīng)應(yīng)力過過大，是是導致致上塔柱柱橫橋橋向側(cè)產(chǎn)產(chǎn)生貫貫豎向長長裂紋紋的主要要原因因，通過過在錨錨固區(qū)環(huán)環(huán)向設(shè)設(shè)置加強強鋼板板，可以以很好好地加強強錨固固區(qū)塔柱柱截面面環(huán)向抗抗拉強強度，避避免上上塔柱的的進一一步開裂裂。十二、橋塔基礎(chǔ)礎(chǔ)礎(chǔ)計算分分析12.1原方案案案計算結(jié)結(jié)果對于東西側(cè)橋塔塔塔基礎(chǔ)樁樁基承承載力計計算，采采用整體體模型型的使用用極限限組合I即可，即即利利用整體體模型型中CLCBB3與CLCBB4組合工況況取取最不利利值進進行樁基基承載載力檢算算。樁樁基內(nèi)力力圖如如下圖所所示：：圖12.1.111使用極限I組合下永永久久荷載對對應(yīng)的的內(nèi)力值值圖12.1.222使用極限I組合下瞬瞬變變荷載對對應(yīng)的的內(nèi)力值值經(jīng)計算，原設(shè)計計計方案單單樁豎豎向力最最大值值西側(cè)橋橋塔為為26622KKN,東側(cè)橋塔塔為26377..2KN。（模型中中取取值，計計算樁樁基承載載力，永永久荷載載系數(shù)數(shù)與瞬變變荷載載系數(shù)均均取1.0）根據(jù)勘察報告西西西側(cè)橋塔塔與東東側(cè)橋塔塔現(xiàn)在在鉆孔土土層分分別情況況如下下表：表12.1.111西側(cè)橋塔塔鉆鉆孔S-01揭示土層層信信息表現(xiàn)場試驗深度（m）含水率W(%)))液限LL(%))塑限LP(%))塑性指數(shù)IP(((%)砂礫石比列(%%%G)中砂比例(%SSS)細砂比例(%CCC)土壤分類（USSSCS))SPT-012.0-2.55525.8NPNPNP1.65.493MLSHB-012.8-3.00021.440.524.216.301.998.1CLSPT-024.7-5.11124.2NPNPNP0.12574.9MLSHB-046.2-6.66623.2833.921.112.83.36.490.2CLSPT-036.8-7.33319.82716.910.11.78.989.5CLSPT-049.8-10...220.524.715.98.80.223.376.5CLSPT-0512.0-1222.621.128.316.511.804.595.6CLSPT-0614.0-1444.518.831.316.215.108.891.2CLSPT-0816.8-1777.325.636.418.817.602.997.1CL表12.1.222東側(cè)橋塔塔鉆鉆孔S-02揭示土層層信信息表現(xiàn)場試驗深度（m）含水率W(%)))液限