北仑港多用途码头工程施工设计

'北仑港多用途码头工程施工设计第一章前言本设计是按照大连海洋大学土木工程学院2013年毕业设计要求编写的毕业设计。题目为“北仑港多用途码头工程”。内容包括：码头平面布置及码头结构设计、根据资料初步设计码头结构断面尺度、结构计算、设计说明书、计算书，施工图、配筋图等图纸的绘制。计算书中多运用规范规定的两种极限状态、三种设计状况和相应的作用组合，计算内容比完整的工程设计计算书有所节略，设计内容主要包括水文资料分析、总平面设计、码头断面设计、码头结构计算、各构件的配筋及整体的稳定性验算。根据所给资料，计算设计水位，确定码头前沿高程，绘制码头断面图。根距所给船舶资料进行船舶荷载的计算，确定护舷类型。面板的设计包括面板的单双向确定，施工期和使用期分别按简支板、连续板计算，板的吊运计算。纵梁按五跨连续梁计算，主要荷载来自门机，利用影响线的方法，将门机荷载的作用情况组合在一起，确定最不利的情况，进行配筋及验算。横梁的计算是设计的重点及难点，利用五弯矩方程对不同工况下的荷载作用情况做计算，用最不利情况下的荷载值进行配筋计算。桩的计算主要包括预应力配筋及验算，。整体稳定性的验算，最终计算各项都符合结构的安全性要求。此次设计是在老师悉心指导下完成的，在此向您表示衷心的感谢！结构设计的计算工作量很大，在计算过程中以手算为主，辅以一些计算软件的校正，鉴于学生水平有限，计算书中还存在不少缺点甚至错误，敬请老师批评和指正。117 117第二章设计背景2.1工程概述工程名称：北仑港多用途码头工程工程地址：本工程位于浙江宁波北仑港工程规模：拟建一个5000吨级多用途杂货泊位。预计年吞吐量为矿建材料80万吨，泊位利用率60%。2.2设计原则总体设计符合国家、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、政策和规定。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。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。2.3设计依据设计任务书、相关规范标准、现有港区形势图、《港口与航道工程规范汇编》、《港口规划与平面布置》、《港工建筑物》、《港口工程钢筋混凝土结构设计》等。2.4设计任务主要计算平面布置的基本尺寸、结构的基本尺寸和主要构件的内力计算。1）码头平面布置及码头结构设计；2）根据资料初步设计码头结构断面尺度；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。117 117料第三章设计资料3.1安全等级码头机构安全等级为Ⅱ级。3.2地形条件北仑区位处浙江省陆地最东端，地理坐标介于北纬29°44′至30°00′，东经121°38′45″至121°10′23″之间。区廓呈长方形，由西北向东南倾斜，东西长52公里（两端最长处），南北宽29公里（两端最宽处），海岸线全长约171.2公里（含大榭岛环岛海岸线21公里）。3.3水文条件设计水位表2-1设计水位设计高水位（m）3.50设计低水位（m）0.67极端高水位（m）4.95极端低水位（m）-0.08波浪要素表2-2码头前沿（五十年一遇）波浪要素表设计水位（m）波要素117 料（m）（m）Error!Nobookmarknamegiven.Error!Nobookmarknamegiven.（s）极端高水位2.41.64.8设计高水位2.41.64.8设计低水位2.31.64.8极端低水位2.31.64.8潮流条件设计流速，流向与码头岸线平行（即=0°）,落潮时流向主要集中出现在120°—130°左右，涨潮时流向主要集中出现在300°—310°左右。3.4气象条件3.4.1气温表3-3气温年平均气温（℃）17.2极端最高气温（℃）40.5极端最低气温（℃）-5.73.4.2降水117 料多年平均降水量为1341.3mm；多年平均大于等于50mm的降雨日数2.7天；多年平均大于等于25mm的降雨日数12.5天；多年平均大于等于10mm的降雨日数37.8天。3.4.3雾况每年冬春季节早晨多发雾，一般上午10点前消散。年平均雾日38.1天，年最少雾日20天，年最多雾日49天。3.4.4风况查《港口工程荷载规范》(JTJ215-98)。表3-4各向风速（平均风速、最大风速）及各向风频率统计列表风向NNNENEENEEESESESSEC最大风速（m/s)2415191420201613平均风速（m/s)6.25.34.64.24.74.44.54.1频率（％）84536796风向SSSWSWWSWWWNWNWNNW最大风速（m/s）12109919192219平均风速（m/s）3.33.13.32.74.27.386.9频率（％）974136874根据（2-1）117 料式中，表示港口附近的空旷平坦地面，离地10m高，30年一遇的10min平均最大风速。为基本风压，查表得，m/s。3.5地质条件根据钻孔揭露地基土层的成因时代、岩性特征、物理力学性质及埋藏深度等，将勘探深度内的岩土体划分为8个工程地质层组，13个工程地质层。①2层：淤泥质粉质粘土（mQ43）褐灰、灰色，流塑，厚层状构造，土质不均一，顶部土质稀软，干强度中等，韧性中等，切面稍有光泽，无摇震反应。本层物理力学性质差，具高压缩性，场地内均有分布，顶板标高-20.65~-0.92m，厚度5.00~7.70m。②层：淤泥质粉质粘土（mQ42）灰色，流塑，薄层状或鳞片状，土质不均一，在10号孔局部粉粒含量较高，相变为粘质粉土，干强度中等，韧性中等，切面稍有光泽，无摇震反应。本层物理力学性质差，具高压缩性，场地内均有分布，顶板标高-26.15~-6.87m，厚度4.50~19.90m。③1层：粉质粘土（mQ41）灰色，软塑，局部流塑，鳞片状，土质较均一，干强度中等，韧性中等，切面稍有光泽，无摇振反应。本层物理力学性质差，具高压缩性，分布较广，但厚度变化大，顶板标高-35.19~-24.29m，厚度1.50~14.00m。③2层：粘土（mQ41）灰色，软塑，局部流塑，鳞片状，土质较均一，干强度高，韧性高，切面稍有光泽，无摇振反应，该层局部为粉质粘土。本层物理力学性质差，具高压缩性，场地内大部有分布，顶板标高-39.41~-21.50m，厚度2.80~16.20m。④1层：粉质粘土（al-lQ32）黄绿色，可塑，厚层状，土质不均一，含少量砾砂，干强度中等，韧性中等，切面有光泽，无摇振反应。本层物理力学性质较好，具中等压缩性，场地中部3、8、10号孔有分布，顶板标高-42.07~-36.57m，厚度1.10~2.40m。④2层：粉质粘土（mQ32）117 料灰色，软塑，薄层状，沿层面含少量粉砂薄层，土质较均一，干强度中等，韧性中等，切面有光泽，无摇振反应。本层物理力学性质较差，具中等偏高压缩性，场地内均有分布，顶板标高-50.65~-32.80m，厚度7.50~18.90m。⑤层：含粘性土砾砂、中砂（alQ32）褐灰、黄褐色，中密，饱和，厚层状，土质不均一，分选性差，砾石多呈次棱角状，粒径一般0.5~2cm，砾含量约15~30%，另含少量碎石，粘性土含量10~15%，1号孔为含性粘土碎石。本层物理力学性质好，具中等偏低压缩性，该层主要分布在场地东部，西部基本上缺失，顶板标高-63.55~-45.00m，厚度0.50~12.00m。⑥1a层：含粘性土砾砂（al-lQ31）褐灰色、中密，饱和，厚层状，分选性差，砾石呈次棱角状，粒径一般0.5~2cm，含量约25%，另含少量碎石，粘性土含量10~15%。本层物理力学性质好，具中等偏低压缩性，呈透镜体状零星分布，顶板标高-71.45~-62.370m，厚度0.50~3.20m。⑥1层：粉质粘土（al-lQ31）灰绿色，灰兰色，可塑，局部硬塑，厚层状构造，土质不均一，韧性中等，干强度中等，无摇振反应。本层物理力学性质较好，具中等压缩性，场地内广泛分布，仅中部8、9号孔基岩隆起区缺失，顶板标高-68.58~-54.70m，厚度13.50~22.30m。⑥2层：含粘性土中砂（alQ31）褐灰色，灰绿色，可塑，中密，厚层状，土质不均一，含较多砾砂，该层7号孔为含碎石粉质粘土，碎石风化呈砂状。本层物理力学性质较好，具中压缩性，场地内仅中部6、7号孔有分布，顶板标高-83.45~-80.20m，厚度大于4m以上。⑦层：含粘性土碎石（dl-plQ22）灰绿色，饱和，中密，厚层状，分选性差，碎石呈次棱角状，粒径一般0.5~4cm，大者达10cm以上，含量约45~80%，余为粘性土，另含少量砂、砾。本层物理力学性质较好，具中等偏低压缩性，场地内仅8、9号孔有分布，顶板标高-62.07~-52.09m，厚度0.30~4.00m。⑧1层：强风化熔结凝灰岩（J3）灰绿色，岩性主要为熔结凝灰岩，岩石风化强烈，原岩结构大部被破坏，岩芯呈碎块、碎石状，局部呈砂状。节理裂隙很发育，岩体基本质量等级属IV级。本层物理力学性质好，场地内仅8号孔有揭露，顶板标高-66.07m，揭示厚度0.40m。⑧2层：中风化熔结凝灰岩（J3）117 料灰紫、灰绿色，岩性主要为熔结凝灰岩、凝灰质结构，块状构造，节理裂隙较发育，裂面见铁锰质渲染，岩石致密坚硬，属硬质岩类，力学性质好，岩体基本质量等级属III级。本工程采用高桩码头设计。3.6泥沙条件深水贴岸、港域受控于落潮流且掩护条件好、近岸水体含沙量高。3.7地震条件根据我国《中国地震动参数区划图》（GB18306-2001）及浙江省地震分布图的说明，划定本地区地震烈度为6度，按“水运工程抗震设计规范”（JTJ-225-98）的规定，对于小于等于6度的建筑物可不进行抗震设计。117 料3.8荷载条件（1）码头面均布荷载码头前沿均布荷载标准值为20kPa，前方堆场均布荷载标准值为40kPa。（2）门机荷载轨距／基距：10.5m／10.5m；每腿轮数：6个/腿；轮距：0.8m；最大轮压：250KN。垂直、平行于轨道的水平力按轮压的10%考虑。（3）码头流动机械荷载(a)120KN牵引100KN平板车，重载行驶。3.9施工条件本工程现场水域开阔，后方沿岸的公路畅通，水陆交通条件较好，本工程施工所需各种材料、构件、机具等可由水陆结合运至现场。所在地区目前已建有十分完善的水工混凝土构件预制基地、海上施工供应基地等设施，可以为本工程施工提供必要的服务。本地区驻有大批的专业化海上工程施工队伍，具有丰富的施工经验和较完善的施工设备，对本工程的施工环境、条件等比较熟悉，为工程的施工提供了可靠的保证。117 大连海洋大学本科毕业设计第四章设计成果第四章设计成果4.1总体设计成果该工程为北仑港多用途件杂货码头设计5000DWT散杂货船。4.2结构方案成果简要说明自己所设计的港口码头的结构方案（结构型式、结构构造及尺度）、结构安全度、主要作用（荷载）等。4.3施工图设计成果介绍主要构件的计算图式、主要技术参数（强度、刚度等）、内力计算方法、计算成果（稳定性、强度验算、抗裂验算）、施工图。4.4关键性技术要求在工程的施工顺序、施工计划安排及重要工序的施工方法、技术要求和质量控制等都需要参照有关施工规范进行施工。一些细部结构如变形缝和纵、横梁接缝处的施工一定要严格按照规范要求施工，在沉桩时要严格控制桩的竖向偏差，要符合设计要求（不大于1%）。4.1总平面设计总平面设计主要包括，工程规模的确定，主要水工建筑物的总体尺度，生产作业工艺设计，平面布置方案。不同的工程其具体的设计内容也不同。港口工程：水域布置及尺度（港外水域，如进港航道、港外锚地；港内水域，如港内航道、船舶转头水域、港内锚地、船舶制动水域、船舶回旋水域、港池、码头前水域；导航助航标志；防波堤），码头布置及尺度（码头水工建筑物、前方作业地带、仓库、堆场和连接通道），陆域布置及尺度（仓储、集疏运、生产生活辅助设施等），装卸作业工艺设计（选择装卸作业机械化系统→确定合理的工艺流程→配备装卸作业系统基本要素，如操作人员、库场以及各种附属设施）。4.2布置原则117 大连海洋大学本科毕业设计第四章设计成果1）平面布置应以港口发展规划为基础，合理利用自然条件、远近结合和合理分区，并应留有综合开发的余地。各类码头的布置既应避免相互于扰，也应相对集中，以便于综合利用港口设施和集疏运系统。2）新建港区的布置应与原有港区相协调，并有利于原有港区的攻造，同时应减少建设过程中对原有港区生产的于扰。3）港口平面布置，应力求各组成部分之间的协调配合，有利于安全生产和方便船舶及物流运转。4）平面设计应考虑方便施工，并根据建设条件，注意施工场地的安排。5）港口建设应考虑港口水域交通管理的必要设施，并应留有口岸检查和检验设施布置的适当位置。4.3设计船型　　设计船型为5000吨级件杂货船。　　船长：L=112m；型宽：B=17m；型深：H=9.2m；满载吃水：T=7.0m。4.4作业条件一般5000吨级海港码头要求：允许波高h%4≤0.8m（顺浪），h%4≤0.6m（横浪）允许风力≤6级，平均≥10mm的降雨日数37.8天，年平均雾日3.1天。按上述作业标准，扣除重叠因素，确定码头作业天数为289天，堆场作业天数365天，作业班制为三班制。4.5装卸工艺4.5.1装卸工艺设计原则1）装卸工艺方案除应满足物料吞吐量的要求外，还要考虑到装卸工艺的先进性，合理性及环保要求；2）装卸设备选型以国内技术性能先进，设备省，通用性强，操作安全可靠及维修方便的机型，同时要考虑发展需要，统筹兼顾。3）装卸工艺流程应流畅实用，减少操作环节及劳动强度保障装卸作业安全，先进，合理，行之有效。操作环节尽量减少的工艺流程；4.5.2装卸工艺选型117 大连海洋大学本科毕业设计第四章设计成果装卸设备的选型主要是依据年吞吐量，装卸货种及设计船型等因数进行，本项目建一个5000吨级多用途杂货泊位，码头设计年吞吐量为矿建材料80万吨。泊位前沿装备俩台门座起重机进行件杂货的装卸作业，轨距10.5m，最大幅度25m，最大起重量10t，支腿纵距10.5m，自重145t，门座起重机的起升高度，满足最大到港最大散货船舶空载设计水位和满载设计低水位时全部散货的装卸作业，并且都能满足其他各方面的设计最低要求。件杂货水平作业流动机械采用牵引车、平板车，堆场库场采用叉车轮式起重机等起重机械进行作业。4.5.3装卸工艺流程件杂货：船←→门式起重机←→（临时堆场←→轮胎起重机或叉车）←→牵引平板车←→轮胎吊或叉车←→堆场堆场←→轮胎吊（叉车）←→汽车←→货主4.5.4泊位年通过能力1件杂货泊位：式中T年日历天数，取365;G一一设计船型的实际载货量(t);取。一一装卸一艘设计船型所需的时间(h);取。一一昼夜小时数，取24h;一一昼夜非生产时间之和(h)，包括工间休息、吃饭及交接班时间，应根据各港实际情况确定，取4h。一一泊位利用率;取60%。一一船舶的装卸辅助作业、技术作业时间以及船舶靠离舶时间之和(h)，取4h。计算得：117 大连海洋大学本科毕业设计第四章设计成果由上可知：泊位通过能力为90.62万吨，吞吐量为：80万吨，4.5.5堆场，仓库面积件杂货堆场面积：A一一堆场总面积（）;E一一仓库或堆场所需容量(t)；一一堆场总面积利用率，取75%；q一一单位有效面积的货物的堆存量，取一一年货运量(t);一一仓库或堆场不平衡系数；取1.45；一一货物最大人仓库或堆场百分比(%)，取100%；一一仓库或堆场年营运天(d)，取360d；一一货物在仓库或堆场的平均堆存期(d)，取12天；一一堆场容积利用系数，对件杂货取1.0。计算得：；。4.6水域及码头尺度根据历史资料和地形、水深、地质地貌、水文气象测验资料分析，北仑港建港条件良好，全年不冻，平均风速不大，常风向和暴风向为西北和东北，波浪以风浪为主，只在台风时涌浪较大，但由于受岛屿和地形影响，平时港内风浪不大，根据资料确定港外不设防波提，但在风浪大时船舶老离开码头。117 大连海洋大学本科毕业设计第四章设计成果4.6.1码头泊位长度码头泊位长度应满足船舶安全靠离岸作业和系缆的要求，其单个泊位长度按下式确定：=L+2d式中一一码头泊位长度(m);L设计船长(m);d一一富裕长度(m)富裕长度d根据船长L=112m，按规定取12～15m，所以单个泊位长度为：124m～127m取码头长度为127m。4.6.2码头前沿高程1）设计水深：式中D一一码头前沿设计水深（m）T设计船型满载吃水，取7.0m；龙骨下最小富裕深度(m)，取0.3m；一一波浪富裕深度（m），当计算结果为负值时，取；K系数，取0.3;H4%码头前允许停泊的波高(m)，波列累积频率为4%的波高，根据当地波浪和港口条件确定；Z3一一船舶因配载不均匀而增加的船尾吃水值(m)，杂货船可不计；Z4一一备淤富裕深度，取0.4m；计算得：D=7.0+0+0+0.4=7.4（m）2）码头顶高程码头顶高程由码头设计高水位加超高确定，码头设计高水位为3.5m，超高值一般取1.0~1.5m117 大连海洋大学本科毕业设计第四章设计成果因此：码头顶高程=3.5+（1.0~1.5）=4.5~5.0m综合其他因素取定5.00m2）码头前沿底高程码头前沿底高程由设计低水位加设计水深确定，设计低水位为0.67m，因此：码头前沿底高程=0.67-7.4=-6.73m4.6.3码头前沿停泊水域尺度码头前沿停泊水域宽度取2倍设计船型宽度码头前沿停泊水域深度为设计水深，底高程取码头前沿底高程。4.6.4码头前沿回旋水域尺度船舶回旋水域宜布置在码头附近，且应有足够的水深和水域面积。回旋水域长直径取：回旋水域短直径取：4.6.5进港航道尺度码头为顺岸式布置且靠近主航道，布置在回旋水域后，无需单独设立进港航道。4.7陆域总平面布置陆域总宽度200m，纵深300m，俩条主干路线，主干道宽20m，港口各主要路线交叉口设置18m的转弯半径，综合理论计算和实际场地情况实地设置件杂货堆场库场共（28650），其中堆场（21600），库场（7050），另根据需要设置流动机械库、工具发放库、加油站、停车场所、配电所、供水调节站、食堂及锅炉房等。117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型第五章结构选型5.1结构型式本工算例用钢筋混凝土高桩梁板式结构形式（见图5.1.1），码头结构由前桩台、后桩台和接岸结构组成，码头总长127m总宽设置为40.75m，前方承台宽13.75m，后方承台宽27m，前方承台的板、梁为预应力钢筋混凝土连续结构，后方承台为预应力钢筋混凝土简支梁板结构，桩基为的预应力钢筋混凝土空心桩，排架间距为7m。承台式高桩码头的上部结构主要由水平承台、胸墙和靠船构件组成，承台上面回填砂、石料。但由于其自重大，桩多而密；现浇混凝土工作量大，故该码头不宜采用。对于无梁板式高桩码头其上部结构主要由面板、桩帽和靠船构件组成。其面板系点支撑，受力情况不明确；面板为双向板，实现双向预应力较难，只能采用非预应力；跨度不宜太大，桩的承载力往往不能充分的发挥；由于面板位置较高，使靠船构件的悬臂长度增长；桩的自由长度增大，对结构整体刚度和桩的耐久性不利。由于该码头的竖向荷载较大，故不宜采用此结构。梁板式高桩码头上部结构主要由面板、纵梁、横梁、桩帽和靠船构件组成。码头承台上的堆货荷载和流动机械荷载通过面板传递给纵梁和横梁，各构件受力明确；横向排架跨度大，桩的承载力能够充分发挥；装配程度高，施工速度快；适用于荷载较大且复杂的大型码头。图5.1.15.2结构布置参考教材《港口水工建筑物》“4.3高桩码头建筑物的结构布置”。117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型码头结构主要包括面层、面板、纵梁、横梁、桩帽、基桩、靠船构件、系船设备等。5.2.1码头结构的宽度该码头为宽桩台高桩码头，宽桩台码头的上部结构总宽度度主要取决于码头前沿线和码头后方挡土结构的位置与码头前水深、岸坡的稳定性、码头的使用和施工要求有关。考虑到结构总宽度内作用的荷载性质和大小的不同，用纵缝将结构分为前后两部分——前方桩台和后方桩台。前方桩台的宽度一般采用码头前沿地带的宽度，该码头取13.75m；后方桩台宽度取27m。5.2.2结构沿码头长度方向的分段为了避免在结构中产生过大的变形应力，应沿码头长度方向进行分段，设置变形缝。变形缝的宽度一般采用20~30mm。变形缝内采用泡沫塑料等柔性材料填充，以保证结构自由伸缩。根据要求该码头的变形缝采用悬臂梁式，悬臂长2.0m；每个泊位沿长度方向分为2段，每段长64m；其中横向排架间距7m，每段码头9根横向排架。5.2.3横向排架中桩的布置横向排架中桩的数目和布置决定于桩台的宽度和码头荷载。该码头的桩属于摩擦桩，为了充分发挥单桩的承载力，桩台桩与桩的中心距取5.25m；考虑到有船舶荷载撞击力的作用，在横向排架布置一组叉桩，在海侧门机轨道梁下布置双直桩，陆侧门机轨道梁下布置叉桩；海侧轨道梁距码头前沿2.0m。前后方桩台接缝处横梁悬臂1.25m；后方桩台悬臂1.28m。叉桩坡度为3︰1；横向排架中的斜桩在设计施工时应在平面内扭转15°。5.2.4横向排架的间距和桩的纵向布置横向排架间距的选择与码头上的荷载和基桩的承载能力有很大关系。为了发挥桩基的承载能力，综合分析比较前、后方桩台的排架间距取7.0m；沿码头长度方向上没有布置纵向叉桩和半叉桩。5.2.5靠船构件的布置靠船构件主要承受船舶的水平撞击力。在每一个横向排架正前方都布置一个靠船构件，避免船舶直接作用在码头结构物上而破坏码头前沿的辅助设施。5.3构造尺度5.3.1桩桩选用预应力混凝土空心方桩650mm×650mm，空心直径300mm。桩长28m，沿长度方向分为三部分：桩头段、桩腰段和桩尖段。桩头段和桩尖段受打桩震动影响较大，箍筋应适当加密。为防止桩头被打碎，桩顶应加设3—117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型5层钢筋网。为了便于打入桩尖应做成楔形，桩尖差长度取900mm5.3.2桩帽　　桩帽采用现浇钢筋混凝土，平面形状为方形。双桩桩帽取2600mm×1500mm，单桩桩帽取1350mm×1350mm。。5.3.3横梁　　横梁是梁板式高桩码头的主要受力构件，作用在码头上的几乎所有荷载都是通过它传给桩基，受力比较复杂。前方桩台横梁采用连续梁，后方桩台横梁采用简支梁。结构形式为叠合梁下部分为预制梁、上部分为现浇梁。5.3.4纵梁考虑到码头的整体稳定性，纵梁采用连续梁。结构形式为叠合梁，下部分为预制梁、上部分为现浇梁。其布置在装斜桥轨道下面。5.3.5面板　　面板采用预制实心面板，板厚500mm。如图5.3.5　　图5.3.55.3.6靠船构件　　为固定缓冲设备（护木或橡胶护舷）而设置的，选择悬臂板式。由悬臂板、胸墙板和水平纵梁三部分组成。117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型5.4作用分析　　参考设计任务书、高桩码头设计与施工规范（JTJ291-98）“3.1”和“3.2”、《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）。　　地震作用参考水运工程抗震设计规范（JTJ225-98）。　　计算所有作用在结构上的荷载作用标准值，一般包括自重、土压、水压、波浪、水流、地震以及使用荷载（船舶荷载、机械荷载）等。　　尤其注意：为了搞清标准值、组合值、准永久值、作用、作用效应、效应组合等概念，建议详细看明白港口工程荷载规范（JTJ215-98）的“3作用的分类及组合”。　　量值随时间的变化与平均值相比可以忽略的作用。如结构自重力、预加应力、土重力及由永久作用引起的土压力、固定设备重力、固定水位的静水压力及浮托力等。高桩码头各部位混凝土强度等级参考高桩码头设计与施工规范（JTJ291-98）“3.1.9”。土压力标准值的计算参考重力式码头设计与施工规范（JTJ290-98）“3.5”。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。本设计主要考虑以下几项：5.4.1面板门及机荷载1）堆货均布荷载前方桩台：后方桩台：　2）门座起重机：见图5.4.1　　两机最小间距1.5m。10t门座起重机：　　轨距：10.5m；基距10.5m；　　轮压：海侧轨250kN/轮；陆侧轨250kN/轮。俩台门机吊臂位置均垂直码头前沿线时，俩门机支腿中心线间最短距离4m，按港口工程荷载规范规定，门机荷载不考虑冲击次数，在门机荷载计算中，考虑一台门机单独作业和俩台门机共同作业俩种情况。117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型图5.4.1流动机械荷：12t牵引车牵引10t平板车，如图5.4.2所示牵引车前轴重11.0KN，前轮胎接地面积（长×宽）；牵引车后轴重26.0KN，后轮胎接地面积（长×宽）；平板车满载轮压11.7KN/轮，轮胎接地面积（长×宽）。117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型　　12t牵引车10t平板车图5.4.25.4.2船舶作用荷载主要包括与船舶有关的系缆力、挤靠力和撞击力。依据≤港口工程荷载规范≥(JTJ215-98)中有关规定进行计算。注意：水平集中力（如系缆力和撞击力）的横向分力在各排架中要进行分配，分配系数参考高桩码头设计与施工规范（JTJ291-98）“附录A”。1）风荷载：作用于船舶上的计算风压力的垂直于码头前沿线的横向分力和平行于码头前沿线的纵向分力，计算公式：式中分别为作用在船舶上的计算风压力的横向和纵向分力（KN）；分别为船体水面以上横向和纵向受风面积（）；分别为设计风速的横向和纵向分量（m/s），船舶在超过6级风（最大风速V=12.3m/s）时停止作业，取；风压不均匀折减系数。船舶水面以上受风面积A根据设计船型和船舶的装载情况可按下列公式计算满载时117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型算的：船舶在水面以上的最大轮廓尺寸：B=17m，L=112m查表10.2.3内插得：2）水流力：对于开敞式海港透空式系船、靠船结构，当水流与船舶纵轴平行或流向时，水流对船舶作作用产生的水流力垂直于结构前沿线的横向分力和平行于结构前沿线的纵向分力按下式计算。水流力对船舶作用产生的水流力船首横向分力和船尾横向分力按下式计算：式中；由相对水深查表E.0.3得：又117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型水流力对船舶作用产生的水流力纵向分力按下式计算：式中：；水的运动粘性系数，按表E.0.8选用，取水温，故由表E.0.9得b=0.004则3）系缆力：系缆力标准值N及其垂直于码头前沿线的横向分力，平行于码头前沿线的纵向分力和垂直于码头面的竖向分力按下列公式计算117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型式中：系船柱受力分布不均匀系数，实际受力的系船柱数目计算船舶同时受力的系船柱数目，5000t级海轮取4个；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°；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：;情况二：;根据“港口工程荷载规范”10.4.5条规定：5000吨级船舶计算系缆力小于300KN时，按300KN设计，故取系缆力标准值为300KN。垂直码头前沿线的水平分力平行于码头前沿线纵向分力117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型垂直码头前沿线的竖向分力4）撞击力：撞击力取船舶靠岸时产生的撞击力和停泊时波浪引起的撞击力之大值。船舶靠离岸时的撞击能量满载排水量：又选用V型橡胶护舷材，从性能表中查得反力5）挤靠力：船舶受风面积则式中（对于船长大于50m的船，计算风压乘以0.64）船舶直线段长度护舷间距10.5m，与船舶接触的护舷数目各接触点挤靠力分部不均匀系数，按港口工程荷载规范10.5.3条规定，一个排架上的挤靠力117 大连海洋大学本科毕业设计第五章结构选型5.5结构稳定分析　　需要验算结构整体稳定性。　　参考教材《港口水工建筑物》“4.7高桩码头建筑物整体稳定性的验算”、港口工程地基规范（JTJ250-98）。117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计第六章结构设计　　一般来说，高桩码头是一个空间整体结构体系，应该按照空间问题计算，但由于实际设计中多将其视为平面问题进行处理，即仅取一个排架作为计算单元，这种简化的前提是：（1）码头分段的长度远大于码头宽度，使得纵向刚度较小，横向刚度相对较大，各横向排架近似于独立工作；（2）码头分段内横向排架的间距、结构、荷载条件、承载能力基本相同。　　由于排架中设有叉桩，使得排架整体的水平位移较小，水平荷载产生的内力也较小，因此假定排架主要受到竖向荷载的影响，水平荷载完全由叉桩承担；由于横梁抗弯刚度远大于桩的抗弯刚度，且横梁跨度小于桩长，使得横梁的线刚度远大于桩的线刚度，当横梁与桩交接处受到弯矩作用时，桩端分配的弯矩很小，在计算中往往可以忽略，因此可假定桩与横梁之间为铰接，在竖向荷载作用下桩只受到轴向力而不受弯。6.1面板设计根据结构平面布置，该码头选用钢筋混凝土实心预制板，前后板为单向板，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图6.1.1a117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计图6.1.1b6.1.1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，首先按四边简支板查《建筑结构静力计算实用手册》计算出两个方向的跨中弯矩Mx、My，连续板的跨中弯矩取0.525Mx和0.525My，支座弯矩取﹣0.75Mx、﹣0.75My。6.1.2计算跨度1）简支板排架间跨度7m，板的搁置长度0.18m。弯矩计算：不大于取2）连续板长边方向：短边方向：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计6.1.3作用1）永久作用：结构自重：现浇面层：预制面板：2)可变作用：（1）短暂状况可变作用①施工荷载：②预制板吊运：预制板尺寸：预制板为四点吊，吊点位置见图6.1.3预制板吊运时动力系数取图6.1.3117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计（1）持久状况可变作用①均布荷载：②流动机械荷载6.1.4作用效应分析荷载标准值作用下的内力计算1）短暂状况（施工期）：按简支板计算永久作用：面板自重：弯矩计算：可变作用：施工荷载q=3kpa弯矩计算：预制板吊运按四点支撑板查《建筑结构静力计算手册》（第二版）查表计算双向弯矩。查表得计算系数系数：根据公式：弯矩=表中系数（），q=12kpa计算结果：跨中弯矩：支座弯矩：2）持久状况（使用期）：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计按四边简支计算：根据板与支座的连接方式确定为连续板或四边简支板（1）永久作用：①板自重：同短暂状况②面层荷载：即由<<建筑结构静力计算手册>>（第二版）查表计算得：连续板的跨中弯矩连续板的支座弯矩（2）可变作用：堆货均布荷载、运输机械荷载等引起的内力，注意，通常情况下堆货均布荷载、多台运输机械不可能同时作用在一块面板上，因此只需计算出不同可变荷载作用下的内力，取最大的作为控制内力即可。流动机械为12.00KN牵引10KN的平板车单轮接地面积0.15×0.15作用图示如图（6.1.4.1）所示117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计图6.1.4.1非对称于板中心的集中荷载所产生的弯矩标准值，可近似地按迭加原理求得，根据<<高桩码头设计与施工规范>>附录B计算荷载作用在非对称轴上（图6.1.4.2）平板拖挂车荷载经面层传递后，集中荷载沿La、Lb方向的传递宽度如下：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计图6.1.4.2对于情况一（图6.1.4.2）由表B.0.1查得：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计同理可求得其余集中力，迭加后得：对于情况二：（图6.1.4.3）由表B.0.1查得：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计同理可求得其余集中力，迭加后得：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计图6.1.4.3比较情况一和情况二得出：连续板在流动机械荷载作用下产生的弯矩：均布荷载产生的弯矩：根据<<建筑结构静力计算手册>>（第二版）按照弹性薄板小挠度理论计算，假定三边简支一边固定。由下表可查得弯矩计算系数跨中弯矩：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计支座弯矩：计算结果总汇：表6-1计算结果总汇（KN.m）作用短跨跨中My长跨跨中Mx短跨支座My0长跨支座Mx0永久作用面板自重50.92面层自重10.235.76﹣14.61﹣8.23可变作用短暂状况施工荷载14.23吊运内力56.3141.33﹣80.44﹣59.05可变作用持久状况堆货荷载16.3233.51-81.88-77.32机械荷载4.045.02-5.77-7.186.1.5作用效应组合1）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：参考高桩码头设计与施工规范（JTJ291-98）“3.2.8”。式中：——结构重要性系数，取1.0；——永久作用标准值；——永久作用效应系数（为永久作用效应，当有多个永久作用时，应对其作用效应进行叠加）；——永久作用分项系数，取1.2；——主导可变作用标准值；——主导可变作用效应系数（为主导可变作用效应，取值应大于其他任何一个可变作用的效应）；——主导可变作用分项系数，取1.5；——可变作用组合系数，取0.7；——第i个非主导可变作用的标准值；117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计——第i个非主导可变作用效应系数（为第i个非主导可变作用效应）；——第i个非主导可变作用分项系数。长跨跨中：短跨跨中：长跨支座：短跨支座：（2）短暂状况作用效应的短暂组合：参考高桩码头设计与施工规范（JTJ291-98）“3.2.8”。——永久作用分项系数，取1.2；——第i个非主导可变作用分项系数，在此短暂组合中，其取值应按持久组合中相应的可变作用分项系数减去0.1。在短暂组合中，不考虑非主导可变作用的组合系数。组合一：组合二：板吊运时，取2）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：参考高桩码头设计与施工规范（JTJ291-98）“3.2.12”。式中：——作用效应组合值；——可变作用频遇值系数，取0.8；——第个可变作用频遇值。其他符号意义同前。长跨跨中：短跨跨中：长跨支座：短跨支座：（2）持久状况作用的长期效应组合：参考高桩码头设计与施工规范（JTJ291-98）“3.2.12”。117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计式中：——作用效应的长期组合值；——可变作用的准永久值系数，取0.6；——第个可变作用的准永久值。长跨跨中：短跨跨中：长跨支座：短跨支座：经比较均布荷载起控制作用　　6.1.6受冲切承载力设计值参考港口工程混凝土结构设计规范（JTJ267-98）。抗弯、抗剪、抗扭、抗压、抗冲切（对于板而言，主要是流动作业机械的局部轮压，双向板抗冲切承载力参考高桩码头设计与施工规范JTJ291-98“4.1.10”），根据各构件的规定分别计算。图6.1.6局部荷载设计值：受冲切承载力设计值：式中：；；（混凝土）有效高度：冲切椎体的周长：将上述数带入式可得：满足受冲切承载力（图6.1.6）117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计6.1.7板的配筋计算面板弯矩组合值（KN.m）承载力极限状态（持久组合）承载力极限状态（短暂组合）正常使用极限状态（短期组合）正常使用极限状态（短期组合）长跨跨中118.284.6783.4976.79短跨跨中49.9412.3623.3020.11长跨支座-125.86-6.66-70.18-54.62短跨支座-140.35-16.99-80.11-63.47根据持久状况作用效应的持久组合值进行配筋计算跨中最大正弯矩：；支座最大负弯矩：；选用混凝土计算高度：受力钢筋选用钢筋面板宽度取1m进行，用公式计算，（此时设）①板长跨跨中弯矩：满足要求按单筋矩形截面配筋查表选14﹫100（）配筋率：>满足配筋率要求。②板短跨跨中弯矩：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计满足要求按单筋矩形截面配筋查表选12﹫100（）配筋率：>满足配筋率要求。③板长跨跨支负弯矩：满足要求按单筋矩形截面配筋查表选14﹫100（）配筋率：>满足配筋率要求。④板短跨跨支负弯矩：满足要求按单筋矩形截面配筋查表选14﹫100（）配筋率：>117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计满足配筋率要求。6.1.8抗裂验算根据《港口工程混凝土结构设计规范》表3.3.2规定，海水港水位变动区的钢筋混凝土结构的最大裂缝限值。　　　验算面板裂缝宽度：式中：——构件受力特征系数，取1.0；——钢筋表面形状影响系数，取1.0；——荷载长期效应组合或重复荷载影响系数，取1.5；C——最外排纵向受拉钢筋的保护层厚度，取50（mm）；d——受拉钢筋直径，取10（mm）；——纵向受拉钢筋的有效配筋率，=取0.01——有效受拉混凝土截面面积，取=110000——按荷载长期效应组合计算的钢筋混凝土构件纵向纵向受拉钢筋的应力，取=119.4N/mm2ES——钢筋的弹性模量，取Es=2.0×105N/mm2所以有<0.25mm满足设计要求。6.2门机梁计算（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。117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计（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（JTJ291-98）“4.2.5”6.2.1初拟断面及断面特征门机梁采用预应力混凝土迭合梁，迭合部分为面板的接缝，断面图如（图6.2.1）断面面积：断面积距：断面轴心位置：（距梁底边）惯性矩：混凝土弹性模量图6.2.1门机梁是支承在横梁上的纵向连续梁，可按刚性支承连续梁考虑，下面以码头标准段的后门机梁为例进行计算。6.2.2荷载工艺分析1.使用荷载1）门机荷载应分别考虑一台门机单独作业及俩台门机共同作业的情况，一台门机单独作业时，吊臂与码头前沿线成，各支腿轮压计算图式如（图6.2.2.1）。117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计俩台门机共同作业时，门机之间支腿中心线最小距离为4.0m，吊臂位置均垂直码头前沿线，各支腿轮压与计算简图如（图6.2.2.2）。1）面板上的流动机械荷载及均布荷载面板上的流动机械为12t牵引10t平板车，以牵引车后轴荷载最大，为26KN/轴。当轮压从纵横梁俩个方向传至板底时（如图6.2.2.3）相当于均载：所以门机梁的控制荷载由门机荷载与均布荷载组合，图6.2.2.1117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计图6.2.2.2图6.2.2.3117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计堆货荷载：面板为双向板，作用其上的荷载应由纵横梁分别承担，当均载作用时，分配方式如图6.2.2.4图6.2.2.4从图中可以看出，面板上梯形荷载及悬臂板上的荷载由门机梁承担。2恒载恒载包括门机梁预制部分自重、现浇迭合部分自重及现浇路面层等。1）门机梁预制部分自重：2）门机梁迭合部分自重：3）现浇路面厚0.15m，其自重：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计相当于满布与面板上，和均布荷载作用时情况一样，门机梁承担梯形部分及悬臂板上的全部面层重。见图6.2.2.46.2.3计算跨度选取预制梁长L=6.4mm，搁置长度，连续梁支承宽度，净跨，横向排架间距。如图6.2.3.1所示图6.2.3.11简支梁弯矩计算跨度：但不大于式中：为计算跨度；为净跨；为搁置长度剪力计算跨度：2连续梁弯矩计算跨度，剪力计算6.2.4内力计算1.施工期117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计这个阶段门机梁的荷载主要是安装预制梁时的自重及浇筑面板接缝时接缝混凝土的重量，而面板自重则由横梁承担，在此不计。考虑到施工时门机梁预制部分之间的混凝土可能未达到设计强度，因此按简支梁计算，此时计算断面为T形，如图6.2.4.1117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计图6.2.4.1门机梁预制部分自重，门机梁现浇迭合部分自重计算简图（如图6.2.4.2）117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计图6.2.4.2梁各断面弯矩值表6-2-4-1截面号从左起x（m）0010.320.430.9919.4221.068.0510.9857.0831.7115.6831.7383.9542.4163.3263.24100.0953.1210.95105.52105.46剪力：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计反力：施工期的弯矩剪力图（图6.2.4.3）图6.2.4.32使用期:门机梁的使用期控制荷载为门机荷载与堆货荷载的组合，按刚性支承连续梁计算，内力的计算跨度长取横向排架间距，后再将弯矩及剪力的计算结果进行修正，弯矩修正系数：均布荷载作用时：集中荷载作用时：剪力则以支座边缘处的数值作为剪力配筋依据117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计计算图式如图6.2.4.4图6.2.4.41）门机梁单独作业产生的内力单门机计算图式如（图6.2.4.5），117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计图6.2.4.5按算断面弯矩（表6-2-4-2），其中p为门机轮压；为集中荷载作用下的弯矩系数，由影响线查得，按算支座中心处剪力（表6-2-4-3），其中P为门机轮压；为集中荷载作用下的剪力系数，由影响线查得。按算得各支座反力（表6-2-4-4），其中P为门机轮压；为集中荷载作用下的反力系数，由影响线查得。2）双门机作业产生的内力，计算图式如图6.2.4.6图6.2.4.6按计算各断面弯矩如表6-2-4-2。按算得支座中心处剪力如表6.2.4.3。按算得各支座反力如表6.2.4.4。3）现浇面层产生的内力可将现浇路面层均荷载简化为若干个集中力：，117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计式中——各个集中力，查影响线，算得各断面弯矩值如表6-2-4-2按算得支座中心处剪力如表6.2.4.3。按算得各支座反力如表6.2.4.4。2）堆货均载作业产生的内力可将堆货均荷载简化为若干个集中力：，式中——各个集中力，查影响线，算得各断面弯矩值如表6-2-4-2按算得支座中心处剪力如表6-2-4-3。按算得各支座反力如表6-2-4-4。117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计使用期控制荷载断面弯矩（KN·m）①门机单机作业0423.31667.80855.23904.05889.88819.0578.03343.35133.37113.49113.69366.980-44.58-90.09-135.14-178.77-220.19-248.06-300.20-366.66-415.80-510.62-485.42-434.70②门机双机作业0398.20718.51902.42926.26824.39775.75574.50400.28153.1598.13106.44330.00-44.84-98.27-134.03-156.0-195.56-233.96-273.04-306.31-315.45-784.20-485.10-477.89③堆货荷载0166.51308.47435.69473.34478.19424.19313.53162.8575.3265.3956.79127.48025.10-47.72-72.02-95.76-120.93-141.35-167.79-192.26-314.94-551.74-324.59-227.12④现浇路面层013.9925.5735.5236.5434.4527.3214.17-2.70-23.10-47.34-25.82-9.52①或②＋③＋④迭加值0603.811052.551373.631436.141402.521270.51905.73563.13228.47178.88170.48494.450-69.94-145.99-207.16-274.53-341.12-389.41-467.99-561.62-753.84-1383.28-835.83-714.55使用期控制荷载断面弯矩（KN·m）①门机单机作业519.75681.98737.92701.51609.53391.23155.39155.0170.73312.33595.04698.67734.27-371.0-306.97-279.41-266.49-275.0-362.57-401.72-417.06-391.55-395.14-310.01-263.61-255.47②门机双机作业509.77676.37792.79691.66655.71388.36181.57136.66202.77307.21598.06750.93765.35-457.10-420.79-356.62-351.49-380.87-405.54-411.51-628.29-388.49-359.39-356.48-338.18-316.0③堆货荷载232.03352.10388.77350.75290.51163.65117.87146.63124.15178.70303.90386.08415.76-221.09-215.26-209.65-204.62-198.52-196.44-290.68-505.75-293.10-183.54-179.54-179.42-179.73④现浇路面层0.9413.1017.1214.028.9412.0919.9022.66-3.02-16.59-34.95-16.23-0.31①或②＋③＋④迭加值752.721047.181198.681066.28955.16554.88299.44301.63326.92491.03914.051156.911203.77678.19-636.05-566.27-579.39-605.0-718.78-1169.39-700.88-543.24-534.02-536.02-517.6-495.73表6-2-4-2使用期控制荷载断面剪力（KN）(+)(-)(+)(-)(+)(-)(+)(-)(+)(-)①门机单机作业750.018.0836.50116.50833.14-68.25-850.25-78.10-835.60-90.60②门机双机作业822.841.34934.19116.73895.18-70.36-984,87-84.98-906.18-73.90③堆货荷载276.6510.36411,5973.62407.12-38.45-420.66-51.95-390.91-65.44④现浇路面层23.8135.9034.12-40.83-27.81①或②＋③＋④迭加值1123.3028.361381.68190.351336.42-108.81-1446.36-139.051324.90-156.04使用期控制荷载断面剪力（KN）(+)(-)(+)(-)(+)(-)(+)(-)(+)(-)117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计①门机单机作业90.60835.6087.10850.2568.25-833.14-116.50-836.50-18.0-750.0②门机双机作业73.90906.1884.998984.8770.36-895.18-116.73-934.19-1.34-822,84③堆货荷载65.44390.9151.95420.6638.45-407.12-73.62-41159-10.36-276.65④现浇路面层27.8140.83-35.90-23.81①或②＋③＋④迭加值156.041324.90139.051446.36108.81-1336.42-190.35.-28.36-1123.30表6-2-4-3117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计使用期控制荷载支座反力（KN)①单门机作业750.00963.75954.00954.00963.75750.000②双门机作业822.841388.531306.071306.071388.53822.84③堆货荷载276.65811.54771.39771.39811.54276.65④现浇路面层23.8147.1162.8662.8674.1123.81①或②+③+④1123.302274.182140.322140.322274.181123.30表6-2-4-4从表6-2-4-2~6-2-4-4可以看出各断面的内力控制值，除了恒载必然存在外，将面板上唯一的堆货荷载分别与门机的俩种作业方式的荷载进行组合；对梁的各断面，选取能使产生最大内力的组合情况作为控制条件。分别求出各断面的控制值。绘制弯矩和剪力包络图（如图6.2.4.7）。117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计图6.2.4.7前门机梁及其他纵梁的计算与后门机梁的计算相同。6.2.5验算及配筋参考港口工程混凝土结构设计规范（JTJ.267.98）,按双筋截面进行配筋计算，以构件内弯矩的最大值进行计算，应满足最小配筋率，若不满足则按最小配筋率计算配筋。施工期门机梁弯矩远小于使用期所以俺使用期弯矩配筋跨中最大正弯矩：M=1436.14KN.m支座最大负弯矩：M=-1383.28KN.m117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计C35混凝土：Ⅱ级热轧钢筋：最小保护层厚度：c=45(mm)最小配筋率：相对界限受压区计算高度：1）正截面受弯承载力计算（1）跨中配筋纵梁预计配双层钢筋，取a=80mm满足要求选择查表选825（）满足配筋要求。2）支座配筋117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计满足要求选择查表选825（）满足配筋要求。3）斜截面受剪承载力计算支座处最大剪力：此时满足要求。故截面尺寸满足抗剪要求，按最小配筋率配置箍筋。配置双肢箍16@400（）6.2.6抗裂验算根据《港口工程混凝土结构设计规范》表3.3.2规定，海水117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计港水位变动区的钢筋混凝土结构的最大裂缝限值。裂缝宽度按下式计算式中——考虑构件受力特征和荷载长期作用的综合影响系数，对于受弯构件取2.1——纵向受拉钢筋的有效配率，当小于0.03时取0.03——钢筋弹性模量，取1）跨中抗裂验算弯矩标准值：满足抗裂要求。2）支座抗裂验算：117 大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计满足抗裂要求。117大连海洋大学本科毕业设计第六章结构设计117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算第七章横梁计算7.1横梁结构形式1）横梁结构形式图见图7.1.1图7.1.1横梁为预应力钢筋混凝土迭合梁，与面板链接的部分为横梁现浇混凝土迭合部分，而面板一下的部分是预制安装的预应力钢筋混凝土梯形梁。分别按照施工期和使用期俩个阶段计算横梁的内力。施工期（1）安装横梁，将横梁搁置在桩帽上，按照简支梁计算内力。（2）靠船构件安装，安装好后浇横梁接头。（3）安装面板及现浇面板接头的混凝土，在此横梁以弹性支承连续梁计算。（4）施工期横梁的有效断面为预制断面，作用在横梁上的荷载为永久荷载。使用期使用期按照弹性支承连续梁计算，作用在横梁上的荷载为码头面层混凝土和其他使用荷载，使用期横梁的有效断面为叠合断面。117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算2）断面特征及支撑系数横梁断面面积、中和轴的位置、断面尺寸及断面惯性矩见下表7-1-1阶段断面图（m）截面积（）中和轴惯性矩（）混凝土弹性模量预制安装阶段0.8250.660.1183R350使用阶段1.14180.87660.2781R350表7-1-17.2荷载7.2.1码头面上的均布荷载均布荷载为30KN/，图中，q=210KN.m。荷载布置如图7.2.1117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算图7.2.17.2.2门机荷载如图7.2.2所示，图7.2.2荷载为：7.2.3流动机械荷载由于流动机械轮压较小，对横梁的作用远小于均布荷载，故在此不作计算。117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算7.2.4船舶荷载（1）撞击力由前面计算得知：；对横梁中和轴产生的弯矩：（2）系缆力垂直于码头岸线的水平分力：垂直于码头岸线的垂直分力：（3）挤靠力由前面计算得知：产生的弯矩：7.2.5面层荷载面层厚0.15m，面层自重：由面板传给横梁的荷载：117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算由靠船构件传给横梁的荷载：由门机传给横梁的荷载：前门机传横梁后门机传横梁7.3内力计算7.3.1计算公式由前述可见，由叉桩和直桩支撑的横梁，假设两端为铰接，在垂直荷载的作用下，根据弹性支撑连续梁计算，水平力由叉桩承担。弹性支撑连续梁第n支座的五弯矩方程为：任意处截面的弯矩：任意处截面的弯矩：支座反力：垂直荷载作用下的桩力计算，计算图式如7.3.1.a117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算图7.3.1直桩的计算桩力：叉桩的计算桩力：水平力作用下的叉桩桩力计算如图7.2.1.b7.3.2施工期构件安装阶段的内力计算(1)安装门机梁、横梁及靠船构件的预制部分如图7.3.2。117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算图7.3.2计算跨度：预制部分横梁的自重：由计算得跨中弯矩：117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算剪力：门机梁自重（在门机梁计算一章中可查得）靠船构件重：（在靠船构件计算一章中可查得）桩力计算：117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算图7.3.3（2）面板安装（此时梁的中间拼缝都已浇筑，所以是两跨连续梁，计算图式如图7.3.3面板的自重：横梁的预制部分：梁的支撑系数：117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算因为根据弹性支撑连续梁五弯矩方程计算。得式中横梁支座负弯矩：横梁支座剪力：117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算支座的反力：桩力：同样跨中断面的切力及弯矩可用公式计算计算结果如表7-3-1、表7-3-2。117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算情况M(KN.m)位置m0.42.02.914.084.635.086.087.258.59.59.8810.511.4712.5012.8513.501)92.19125.78148.63184.48200.26185.97151.37132.8196.162)0156.54194.13207.77182.9057.19195.37220.30209.82169.1403)-0.63-163.12-128.65-93.98-81.42-72.93-59.81-54.51-37.01-31.91-32.0534.73-49.24-64.15-36.33-0.63-163.12-128.65154.75283.49238.47307.57202.96344.33339.76310.58230.57-49.24-64.15-36.330表7-3-1情况M(KN.m)位置m0.42.02.914.084.635.086.087.258.59.59.8810.511.4712.5012.8513.501)90.966.7846.1725.560-25.04-45.56-65.8-90.92)178.3189.2847.4213.18-62.92158.11-151.9662.98-13.12-42.04-89.22-183.583)-3.17-95.22-107.8941.4834.2725.020.6517.089.16-0.118.959.051.13-18.80-6.79-16.6180.89-22.63-78.12-3.17-95.22-107.8941.48303.4834.02181.0676.43-28.2177.06152.0646.99-57.55-16.61-291.0980.89-22.6378.120表7-3-2117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算（3）现浇接头如图7.3.4图7.3.4（4）浇筑横梁及门机梁迭合部分、安装边板，如图7.3.5117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算图7.3.5后沿边板重：横梁现浇迭合部分砼重：梁的悬臂短弯矩：由连续梁五弯矩方程可求得。其中117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算所以有化解方程得：支座剪力：117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算支座反力桩力：任意其他截面的剪力、弯矩都可由公式117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算求得计算结果列入表7-3-1~7-3-2中，内力汇总后，作用在桩上的力为：汇总后的桩力、弯矩及剪力的内力图如图7.3.6117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算图7.3.67.3.3内力在使用阶段计算1)单位力作用下的内力计算，按弹性支承连续梁计算。内力计算参考高桩码头设计与施工规范（JTJ291-98）“4.2.7”。计算图式如图7.3.7图7.3.7图7.3.7中假定直桩1和2支撑点为支点4，叉桩4和5支点为支点16，利用五弯矩方程可求得单位力作用于任何断面时梁内各断面的弯矩、剪力及桩力。（可绘制单位力作用下的剪力、弯矩、桩力，利用影响线及可求出各种荷载作用下的内力）。横梁各断面在单位力作用下的内力计算结果见表7-3-3。2)单位水平力作用下的桩力：计算结果为：117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算3)各种荷载作用下横梁各断面的内力值及内力组合值见表7-3-4~7-3-6，依据港口工程高桩码头第2.2.2条规定，以最不利受荷情况进行组合作用在码头上的各种荷载。预应力迭合桩在安装、使用两个阶段的有效断面不同，使用荷载与恒载产生的内力不能直接迭加，按不同断面所对应的内力计算配筋。包络图如图7.3.8117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算图7.3.87.4靠船构件计算该工程采用钢筋混凝土板式靠船构件，根据设计资料得知船舶荷载的撞击力起控制作用，选用v型橡胶护舷SA600mm*1000mm，护舷反力：作用位置及构件尺寸见图7.4.1。图7.4.1假设橡胶护舷反力为一个集中荷载，由一个靠船构件来承担。1)悬臂板根部a-a的断面内力集中荷载作用在悬臂板上的有效分部宽度：117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算每米板宽弯矩及剪力：船舶撞击力作用下的靠船构件水平向的内力船舶一般情况斜向靠离码头，所以船舶的撞击能量只考虑一个护舷吸收，按刚性支撑五跨连续梁计算，梁的支撑点为横向排架。由影响线可得内力：7.5验算及配筋参考港口工程混凝土结构设计规范（JTJ.267.98）,按双筋截面进行配筋计算，以构件内弯矩的最大值进行计算，应满足最小配筋率，如果不满足最小配筋率则按最小配筋率计算配筋。7.5.1施工期横梁配筋C35混凝土：Ⅱ级热轧钢筋：最小保护层厚度：c=50(mm)受拉钢筋预计取单排钢筋直径初步取d=20mm，a=c+d/2=60mm，横梁计算尺度L=600mm,h=1200mm.最小配筋率：相对界限受压区计算高度：最大负弯矩M=-162.12117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算最大正弯矩M=344.331.支座截面配筋（上侧）所以按最小配筋率配筋即选用716的钢筋()2.跨中截面配筋（下侧）所以按最小配筋率配筋即选用716的钢筋()7.5.2使用期横梁配筋C35混凝土：117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算Ⅱ级热轧钢筋：横梁计算尺度L=600mm,h=1680mm.最小保护层厚度：c=50(mm)钢筋直径初步取d=20mm，a=c+d/2=60mm,最大负弯矩M=-958.2最大正弯矩M=1030.71..支座截面配筋（上侧）选用425的钢筋()2..跨中截面配筋（下侧）仍按最小配筋率配筋选用428的钢筋()所以，对预制横梁（h=1200mm）底部配428的钢筋，对预制横梁顶部配716的钢筋。117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算箍筋计算：施工期及使用期最大剪力：=Q=574.6kN所以：截面尺寸的构造满足抗剪要求。说明混凝土的抗剪强度以满足要求，不需进行斜截面的受剪承载力计算，按构造要求配置箍筋。采用Ⅱ级钢筋作为箍筋，直径取8mm，按最小配筋率0.08计算：箍筋HRB335，不宜太细，选择10@400，双肢箍，即。满足要求。7.5.3抗裂验算根据《港口工程混凝土结构设计规范》表3.3.2规定，海水港水位变动区的钢筋混凝土结构的最大裂缝限值117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算式中——纵向受拉钢筋的有效配率，当小于0.03时取0.03；——钢筋弹性模量，取；——考虑构件受力特征和荷载长期作用的综合影响系数，对于受弯构件，取2.1；C——最外层纵向受拉钢筋外边缘至受拉区边缘的距离，取65mm；d——钢筋的直径；——纵向受拉钢筋的有效配筋率，，当时，取0.03.；——有效受拉混凝土截面面积，，对于受弯构件，，a为重心至截面受拉边缘的距离，b为截面宽度；——受拉区纵向钢筋截面面积，；——按荷载标准值计算的构件纵向受拉钢筋的应力。弯矩标准值：满足抗裂要求。117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算单位力及作用位置弯矩（KN·M）切力（KN）0-0.40-1.00-2.00-1.785-1.538-1.293-1.049-0.777-0.573-0.491-0.382-0.273-0.164-0.0550-1.0-1.0-1.0-1.000-0.6-1.60-1.435-1.248-1.062-0.876-0.669-0.541-0.441-0.343-0.245-0.147-0.0490-1.0-1.0-1.00-1-0.912-0.814-0.715-0.617-0.507-0.425-0.365-0.284-0.203-0.122-0.0140-1.0-1.00-0.042-0.090-0.137-0.185-0.238-0.277-0.238-0.185-0.132-0.079-0.0260-1.00.6540.4900.3260.162-0.020-0.157-0.135-0.105-0.075-0.045-0.01500.5401.1480.8550.5630.238-0.005-0.005-0.004-0.003-0.002-0.00100.4310.9171.4020.9870.5270.1810.1550.1210.0860.0520.01700.3310.7031.0751.4470.8610.4210.3610.2810.2010.2100.04000.2320.4930.7541.0151.3050.7730.6620.5150.3680.2210.04700.1690.3590.5500.4700.9511.1100.9510.7400.5290.3170.10600.1170.2490.3800.5120.6590.7681.3011.0120.7230.4340.14500.0630.1330.2030.2740.3520.4110.8521.4411.0290.6170.20600.0200.0460.0700.9500.1220.1420.4790.9281.3770.8260.2750-0.010-0.012-0.031-0.042-0.054-0.0630.1600.4580.7551.0530.3510-0.035-0.075-0.114-0.154-0.198-0.231-0.1260.0130.1520.2910.4300-0.047-0.10-0.153-0.206-0.308-0.264-0.206-0.206-0.147-0.088-0.0290-1.0-1.0-1.0-1.0-0.870-0.724-0.578-0.432-0.270-0.148-0.127-0.099-0.070-0.042-0.0140表7-3-3单位力及作用位置切力（KN）桩力（KN）0.2720.2720.2720.2720.2720.2720.2720.1090.1090.1090.1090.1090.1090.1090.6360.036-0.163-0.057-0.0570.2070.2070.2070.2070.2070.2070.2070.0980.0980.0980.0980.0980.0980.0980.6040.604-0.109-0.052-0.0520.1090.1090.1090.1090.1090.1090.1090.0810.0810.0810.0810.0810.0810.0810.5550.555-0.028-0.043-0.043-0.035-0.035-0.035-0.035-0.035-0.035-0.0350.0530.0530.0530.0530.0530.0530.0530.4740.4740.106-0.028-0.0280.818-0.182-0.182-0.182-0.182-0.182-0.1820.030.030.030.030.030.030.030.4090.4090.212-0.016-0.0160.6750.675-0.325-0.325-0.325-0.325-0.3250.0010.0010.0010.0010.0010.0010.0010.3380.3380.326-0.001-0.0010.5390.5390.539-0.461-0.461-0.461-0.461-0.035-0.035-0.035-0.035-0.035-0.035-0.0350.2070.2070.4760.0180.0180.4140.4140.4140.414-0.586-0.586-0.586-0.08-0.08-0.08-0.08-0.08-0.08-0.080.2070.2070.5060.0420.0420.2900.2900.2900.2900.290-0.71-0.71-0.147-0.147-0.147-0.147-0.147-0.147-0.1470.1450.1450.5630.0770.077117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算0.2110.2110.2110.2110.2110.2110.211-0.211-0.211-0.211-0.211-0.211-0.211-0.2110.1060.1060.5780.1110.1110.1460.1460.1460.1460.1460.1460.1460.711-0.289-0.289-0.289-0.289-0.289-0.2890.0730.0730.5650.1520.1520.0780.0780.0780.0780.0780.0780.0780.5880.588-0.412-0.412-0.412-0.412-0.4120.0390.0390.510.2170.2170.0780.0780.0780.0780.0780.0780.0780.4490.4490.449-0.551-0.551-0.551-0.5510.0140.0140.4220.2900.290-0.012-0.012-0.012-0.012-0.012-0.012-0.0120.2980.2980.2980.298-0.702-0.702-0.702-0.006-0.0060.310.3700.370-0.044-0.044-0.044-0.044-0.044-0.044-0.0440.1390.1390.1390.1390.139-0.681-0.861-0.022-0.0220.1830.4540.454-0.059-0.059-0.059-0.059-0.059-0.059-0.0590.0590.0590.0590.0590.0590.0590.059-0.030-0.0300.1180.4960.496-0.162-0.162-0.162-0.162-0.162-0.162-0.1620.0280.0280.0280.0280.0280.0280.0280.0810.081-0.134-0.015-0.015续上表（表7-3-3）单位力及作用位置弯矩（KN·M）切力（KN）现浇面层25.2000-15.12-40.32-36.16-31.45-26.76-22.08-16.86-12.95-11.11-8.64-6.17-3.70-1.2300-25.20-25.20-25.2066.73-2.80-6.01-9.41-12.35-15.88-14.48-15.88-12.35-8.81-5.27-1.735.0903.332.491.660.82-0.10-0.80-0.69-0.53-0.38-0.23-0.0811.015.9512.649.416.202.62-0.06-0.06-0.04-0.03-0.02-0.0116.867.2715.4623.6416.648.863.052.612.041.450.880.2922.977.6016.1524.6933.2419.789.678.296.454.622.761.6322.055.1210.8716.6322.3828.7817.0414.0611.368.114.872.0018.903.196.7910.4013.9917.9720.9817.9713.9910.05.993.2022.052.585.498.3811.2914.5316.9328.6922.3115.949.574.9424.41.513.194.876.588.459.8620.4534.5824.7014.814.9518.00.360.851.261.712.202.568.6216.7024.7914.873.7910.08-0.11-0.23-0.33-0.45-0.58-0.681.734.958.1511.371.543.59-0.13-0.41-0.41-0.55-0.71-0.830.450.500.551.04-2.1574.41-3.48-11.34-11.34-15.27-19.57-22.83-19.57-15.27-10.89-6.52-2.15-15.12-40.32-5.7752.9652.9662.1549.4923.4656.1075.6072.0351.4218.06-25.20表7-3-4剪力（KN）桩力（KN）117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算单位力及作用位置现浇面层25.205.225.225.225.225.225.225.222.472.472.472.472.472.472.4715.2215.22-2.75-1.31-1.3166.73-3.54-3.54-3.54-3.54-3.54-3.54-3.543.543.543.543.543.543.543.5431.6331.637.07-1.87-1.875.094.16-0.93-0.93-0.93-0.93-0.93-0.930.150.150.150.150.150.150.152.082.081.08-0.08-0.0811.017.437.43-3.58-3.58-3.58-3.58-3.580.010.010.010.010.010.010.013.723.723.59-0.01-0.0116.869.099.099.09-7.77-7.77-7.77-7.77-0.59-0.59-0.59-0.59-0.59-0.59-0.594.554.557.180.300.3022.979.519.519.51-13.46-13.46-13.46-13.46-1.84-1.84-1.84-1.84-1.84-1.84-1.844.754.7511.620.960.9622.056.396.396.396.396.39-15.66-15.66-3.24-3.24-3.24-3.24-3.24-3.24-3.243.203.2012.411.701.7018.903.993.993.993.993.993.993.99-3.99-3.99-3.99-3.99-3.99-3.99-3.992.02.010.922.102.1022.053.223.223.223.223.223.223.2215.68-6.37-6.37-6.37-6.37-6.37-6.371.611.6112.463.353.3524.01.871.871.871.871.871.871.8714.1114.11-9.89-9.89-9.89-9.89-9.890.940.9412.205.215.2118.00.490.490.490.490.490.490.498.088.088.08-9.92-9.92-9.92-9.920.250.257.605.225.2210.08-0.13-0.13-0.13-0.13-0.13-0.13-0.133.223.223.223.22-7.58-7.58-7.58-0.06-0.063.354.04.03.59-0.16-0.16-0.16-0.16-0.16-0.16-0.160.500.500.500.500.50-3.09-3.09-0.08-0.080.661.631.6374.14-4.37-4.37-4.37-4.37-4.37-4.37-4.374.374.374.374.374.374.374.37-2.23-2.238.7836.9136.9143.1738.0827.07-12.76-12.76-34.81-34.8142.4742.4720.42-3.85-21.58-32.38-35.97-35.9767.5867.5896.2158.1158.11续上表（表7-3-4）荷载内力弯矩（KN·M）切力（KN）~~堆货荷载745.39486.00020.41-43.74-66.58-89.91-115.67-134.62-115.67-89.91-64.15-38.39-12.6400-25.76-25.7642.42027.7420.7913.836.87-0.85-6.60-5.73-4.45-3.18-1.91-0.640034.70-7.7291.72049.53105.2978.4251.6421.83-0.46-0.46-0.37-0.28-0.18-0.090061.9161.91140.50060.56128.84196.98138.6774.0425.4321.7817.0012.087.312.3930075.7375.73191.38063.35134.54205.73276.67164.7880.5769.0953.7838.4722.977.660079.2379.23183.75042.6390.59138.55186.51239.79142.04121.6494.6367.6240.6113.600053.2953.29157.75026.6256.5486.83116.55149.78174.83149.78116.5583.4749.9316.700033.2333.23183.75021.5045.7569.8394.08121.09141.12239.06185.96132.8579.9526.640026.8326.83200.04012.6027.0140.6154.8170.4182.22170.43288.26203.84123.4241.210015.6015.6015.0003.006.9010.5014.2518.3021.3071.85139.20206.55123.9041.25004.054.0590.000-0.90-1.89-2.79-3.78-4.86-5.6714.4041.2267.9594.7731.5900-1.08-1.0829.910-1.05-2.24-3.41-4.61-5.92-6.91-3.770.394.558.7012.8600-1.32-1.32814.090-38.26-81.41-124.56-167.70-214.92-250.74-214.92-167.70-119.67-71.64-23.6100-48.03-48.03正值0307.53616.25841.08940.31860.02667.51858.03936.99819.23551.56193.9000384.57349.87负值0-60.62-129.28-197.34-266.0-341.37-405.00-340.55-262.43-187.28-112.12-36.980076.19-83.91情况11388.530-58.32-124.97-190.23-256.88-330.47-384.62-330.47-256.88-183.29-109.69-36.1000-73.59-73.59117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算门机荷载504.92023.73-50.49-77.25-104.01-133.30-155.52-133.30-104.01-74.22-44.43-14.6400-29.79-29.790-82.05-175.46-267.48-360.89-463.77-540.14-463.77-360.89-257.51-154.12-50.7400-103.32-103.32504.920-21.21-45.44-69.17-93.41-120.17-139.86-120.17-93.41-66.65-39.89-13.1300-26.76-26.76情况21388.530-65.26-138.85-212.45-286.04-366.57-427.67-366.57-286.04-204.11-122.19-40.2600-81.92-81.920-86.47-184.29-281.62-379.45-486.74-567.53-486.74-379.45-270.76-162.08-53.3900-108.68-108.68最大值正值000负值0-86.47-184.29-281.26-379.45-486.74-567.53-486.74-379.45-270.76-162.08-53.3900-108.68-108.68荷载荷载（KN）内力内力剪力（KN）桩力（KN）Q6Q7Q8Q9Q10左Q10右Q11Q12Q13Q14Q15Q16左N1N2N3N4N5堆货荷载P4745.76486.00-25.76-25.76-25.76-25.76-25.7625.7625.7625.7625.7625.7625.7625.76230.36230.3651.52-13.61-13.61P542.42-7.72-7.72-7.72-7.72-7.721.271.271.271.271.271.271.2717.3517.358.99-0.68-0.68P691.72-29.81-29.81-29.81-29.81-29.810.090.090.090.090.090.090.0931.0031.0029.90-0.09-0.09P7140.5075.73-64.77-64.77-64.77-64.77-4.92-4.92-4.92-4.92-4.92-4.92-4.9237.9437.9459.852.532.53P8191.3879.2379.23-112.15-112.15-112.15-15.31-15.31-15.31-15.31-15.31-15.31-15.3139.6239.6296.848.048.04P9183.7553.2953.2953.29-130.46-130.46-27.01-27.01-27.01-27.01-27.01-27.01-27.0126.6426.64103.4514.2514.25P10157.7533.2333.2333.2333.2333.23-33.23-33.23-33.23-33.23-33.23-33.23-33.2316.7016.7091.0417.4817.48P11183.7526.8326.8326.8326.8326.83130.65-53.10-53.10-53.10-53.10-53.10-53.1013.4113.41103.8227.9327.93P12200.0415.6015.6015.6015.6015.60117.62117.62-82.42-82.42-82.42-82.42-82.427.807.80102.0243.4743.47P1315.04.054.054.054.054.0567.3567.3567.35-82.65-82.65-82.65-82.652.402.4063.3043.5043.50P1490.0-1.08-1.08-1.08-1.08-1.0826.8226.8226.8226.82-63.18-63.18-63.18-0.54-0.5427.9033.3033.30P1529.91-1.32-1.32-1.32-1.32-1.324.164.164.164.164.16-25.75-25.75-0.66-0.665.4713.5813.58P16814.09-48.03-48.03-48.03-48.03-48.0348.0348.0348.0348.0348.0348.0348.03-24.42-24.4296.06403.79403.79正值287.96133.0133.079.7179.71421.75291.10173.48106.1379.3175.1575.15422.92422.92840.16607.71607.71负值-133.72-178.4-290.64-421.10-421.10-80.47-133.57-215.9-298.64-361.8-387.5-387.57-25.62-25.62-14.38-14.38门机荷载情况1P41388.53-73.59-73.59-73.59-73.59-73.5973.5973.5973.5973.5973.5973.5973.59657.47657.47147.18-38.74-38.74P16504.96-29.79-29.79-29.79-29.79-29.7929.7929.7929.7929.7929.7929.7929.79-14.90-14.9059.58250.44250.44-103.32-103.3-103.32-103.32-103.32103.32103.32103.32103.32103.32103.32103.32642.57642.57206.76211.70211.70情况2P4504.92-26.76-26.67-26.76-26.76-26.7626.7626.7626.7626.7626.7626.7626.76239.08239.0853.52-14.09-14.09P161388.53-81.92-81.92-81.92-81.92-81.9281.9281.9281.9281.9281.9281.9281.92-40.96-40.96163.85688.71688.71-108.68-108.6-108.68-108.68-108.68108.68108.68108.68108.68108.68108.68108.68198.12198.12217.37674.62674.62最大值正值108.68108.68108.68108.68108.68108.68108.68642.59642.59217.37674.62674.62负值-108.68-108.6-108.68-108.68-108.68表7-3-5荷载内力弯矩（KN.m）剪力（KN）系缆力51.0587.96087.9680.22-71.6062.8954.2744.6037.3832.3832.1124.9817.863.61087.9687.9669.92-68.92-68.92-59.96-49.90-39.84-29.77-18.61-10.20-8.75-6.82-4.82-2.89-0.960-68.9219.0420.2621.7023.0524.5025.9927.1823.3618.1613.047.842.65087.9687.96撞击力136.64130-130-130-130-130113.10-94.12-75.14-56.16-35.10-19.24-16.51-12.87-9.01-5.46-1.820117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算挤靠力16.2262.19-62.19-62.19-62.19-62.19-54.03-45.03-35.95-26.87-16.79-9.20-7.90-6.16-4.35-2.61-0.870组合内力弯矩（KN.m）剪力（KN）1面层+均载+船舶力322.02666.49917.091026.9935.5718.1937.41030.7904.30610.82214.61062.7662.72-130-130-145.1-170.32-179.49-194.86-219.52-260.0-326.9-400.7-300.9-199.7-124.35-66.16-20.7400-25.202面层+均载+门机+系缆力或挤靠力322.02666.49917.091026.9935.5718.1937.41030.7904.30610.82214.610-62.19-62.19-84.0-102.51-206.97-330.06-461.95-610.1-795.4-958.2-779.0-572.4-390.36-225.39-73.180-25.20包络值322.02666.49917.091026.9935.5718.1937.41030.7904.30610.82214.61062.7662.76-130-145.1-170.32-206.97-330.06-461.95-610.1-795.4-958.2-279.0-572.4-390.96-225.39-73.81-25.20荷载内力剪力（KN）桩力（KN）系缆力51.0580.72-80.7287.96-9.59-9.59-9.59-9.59-9.59-9.59-9.59-7.12-7.12-7.12-7.12-7.12-7.12-7.12-48.77-48.772.463.763.7669.9211.1711.1711.1711.1711.1711.1711.171.931.931.931.931.931.931.935.585.58-9.24-1.02-1.021.581.581.581.581.581.581.58-5.19-5.19-5.19-5.19-5.19-5.19-5.19-43.19-43.19-6.7883.46-77.98撞击力136.64-216.36-216.3613021.0621.0621.0621.0621.0621.0621.063.643.643.643.643.643.643.6410.5310.53-17.42-1.92-1.9210.5310.53-17.42-128.28214.44挤靠力16.22-104.70104.7062.1910.0710.0710.0710.0710.0710.0710.071.741.741.741.741.741.741.745.045.048.33-0.92-0.925.045.048.33-105.62103.78荷载内力剪力（KN）桩力（KN）1面层+均载+船舶力448.80409.01336.09141.3141.365.9665.96467.86315.16173.5488.1950.5742.8242.82501.03501.03944.7749.28880.26-33.02-45.83-86.65-191.2-303.4-455.9-455.9-43.19-118.34-224.76-325.41-399.39-428.7-428.7-1.23-1.23-174.55-34.252面层+均载+门机+系缆力或挤靠力574.64421.94280.32194.97157.35149.6149.61138.131138.131162.01423.901444.22-141.7-154.0-195.33-299.9-412.0-654.5-564.5包络值448.8409.1336.09574.64421.94280.321138.131138.131162.01423.901444.22-299.9-412.0-564.5-564.5-325.41-399.39-428.7-174.55-34.25表7-3-6117 大连海洋大学本科毕业设计第七章横梁计算117 大连海洋大学本科毕业设计第八章桩的承载力计算第八章桩的承载力计算8.1设计条件基桩采用截面的预应力钢筋混凝土空心方桩。桩尖设计标高为-23.00m，根据钻孔资料可知，码头下方土层从上向下为淤泥质粘土；为粉质粘土；为粘土；为含粘性土烁砂；烁砂，前桩台桩基布置如图8.1.1图8.1.1由横梁计算得知各桩的最大桩力见图7.3.8。8.2桩的垂直承载力计算1）按承载力参数法计算单桩极限承载力设计值：式中——单桩垂直极限承载力设计值（KN）；——单桩垂直承载力分项系数，取1.45；117 大连海洋大学本科毕业设计第八章桩的承载力计算U——桩身截面周长（m），取0.554=2.2m；——单桩第i层土条的极限侧摩阻力标准值（Kpa）；——桩身穿过第i层土的长度；——单桩极限桩端阻力标准值（kpa）；——桩身截面面积（），取。由于受拉桩无拔桩试验资料，根据压桩资料，取桩侧总摩阻力的极限值乘以0.7的折减系数作为拉桩的极限承载力。极限桩力、设计桩力及承载力安全系数见下表：桩标号极限桩力设计桩力承载力安全系数1号3590.91680.62.132号3661.31506.32.433号3758.11491.12.524号3886.1（-1386.3）1917.4（-174.55）2.025号3886.1（-1386.3）1537.0（-34.25）2.528.3锤击沉桩拉应力根据《港口工程桩基规范》JTJ254-98中5.2.4条；取拉应力标准值=6.0MPa锤击沉桩时产生的最大拉应力为：117 大连海洋大学本科毕业设计第八章桩的承载力计算8.4配筋及验算8.4.1配筋计算根据《港口工程混凝土结构设计规范》JTJ267-98中6.2.10条有关规定：式中——结构系数，先张法取1.0因为桩内无非预应力钢筋，则，查表取828，实际。8.4.2承载力验算1）采用先张法生产，根据《港口工程混凝土结构设计规范》6.2.7条：采用先张法生产，预应力轴心受压构件正截面承载力按下式计算：式中：——正截面受压承载力（N）；——结构系数，先张法取=1.0；——预应力混凝土轴心受压构件稳定系数，取0.7；A——构件混凝土截面面积；——全部受压非预应力钢筋截面面积，本设计中全部为预应力钢筋，即=0；——屈服强度设计值；——全部受压预应力钢筋截面面积；——混凝土法向应力为零时预应力钢筋的应力（MPa）；117 大连海洋大学本科毕业设计第八章桩的承载力计算2）张拉控制应力：3）先张法预应力损失：（1）张拉端锚具变形和钢筋内缩引起的预应力损失：式中a——张拉端锚具变形和钢筋內缩值，——预应力钢筋的弹性模量；——台座长度，取50m。即：（2）预应力钢筋与台座之间的温差引起的预应力损失：式中——预应力钢筋和台座之间的温度差，取20℃，（3）预应力钢筋应力松弛引起的预应力损失：在超张拉的情况下取0.035第一批预应力损失：预应力钢筋合力：117 大连海洋大学本科毕业设计第八章桩的承载力计算（4）混凝土收缩和徐变引起的预应力损失：其中——代表受拉区预应力钢筋的配筋率；——受压区预应力钢筋在各自合力点处混凝土法向压应力（MPa）；第二批预应力损失：总预应力损失：（4）完成预应力损失后的预应力：损失后的预应力钢筋应力：所以桩所承受的锤击力：经验算满足要求。117 大连海洋大学本科毕业设计第九章整体稳定性验算第九章整体稳定性验算整体稳定性的验算圆弧滑动法，计算公式如下：根据费伦纽斯的经验方法确定圆弧的圆心和半径。切线方向：法线方向：摩擦力：粘结力：根据规范：使滑力矩：抗滑力矩：117 大连海洋大学本科毕业设计第九章整体稳定性验算土条序号-7-43-0.6820.731250.4662192.1-6-36-0.5880.81250.4662192.1-5-28-0.4690.883250.4662192.1-4-22-0.3750.927250.4662192.1-3-15-0.2590.966250.4662192.1-2-9-0.1560.988250.4662192.1-1-3-0.0520.999250.4662192.1130.0520.999250.4662192.1290.1560.988250.4662192.13150.2590.966250.4662192.14220.3750.927250.4662192.11.1342.941.2730.4860.962654.618.773.27124.261.8845.1290.242654.618.775.22198.362.5460.96121.922654.618.776.82259.163.2277.28154.562654.618.778.16310.083.8993.36186.722654.618.779.26351.884.69112.56225.122654.618.7710.14385.325.22125.28250.562654.618.7710.81410.785.53132.72265.442654.618.7711.26427.884.81115.44230.882654.618.7711.51437.384.1399.12198.242654.618.7711.48436.241.4835.5271.042654.618.77求出：，5784.3KN.m117 大连海洋大学本科毕业设计第九章整体稳定性验算故满足整体稳定性要求。117大连海洋大学本科毕业设计第九章整体稳定性验算117 大连海洋大学本科毕业设计结论结论本次设计拟进行北仑港多用途码头工程结构设计，设计主要内容有原始资料分析、港口总平面布置、水工建筑物结构设计等。目前关于北仑港多用途码头工程的地理位置、地质地形地貌情况、气象水文资料、卸港量等统计资料均已完整给出，具备进行组织设计的条件。根据设计资料及地形条件确定本设计采用顺岸式高桩码头，该码头为整体装配梁板式高桩码头。面板采用预制板，搭接在纵梁和横梁上，按双向板进行计算。纵梁采用钢筋混泥土叠合梁，分为三条轨道梁和一条普通纵梁，纵梁直接搭在桩帽上，按弹性支撑连续梁计算。横向排架间距为7米，横梁采用钢筋混凝土叠合梁，横梁断面为花篮形。桩采用的是预制预应力空心方桩。本次设计的重点部分是纵横梁系的计算。纵横梁均为弹性支承连续梁，采用五弯矩方程计算，本次设计计算的特色在于：计算过程中充分利用excel，“结构力学求解器”进行辅助计算，特别是利用excel实现了五弯矩方程的批量计算，大大简化的计算过程和计算量，避免了大量手算可能带来的计算错误。设计内容包括原始资料的分析、渔港的总平面布置、码头断面形式、高桩码头结构设计及验算等作以下综述。1.原始资料分析设计潮位、波浪、地形条件、气温、降水、风况等原始资料都以给出，加以分析运用及可。2.港口总平面布置根据手头现有资料，结合参考“海港总平面设计规范”计算码头水陆域的各功能区的尺度，再根据实际情况布置港口总平面陆域各个功能区的位置以及水域的布置方案，以达到作业流程方便简单。　　　3码头结构造型与设计部分面板选用钢筋混凝土实心预制板，计算受力采用双向板，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。在纵梁设计时，应考虑门机的作用下设门机轨道梁，荷载全部由门机梁承担。纵梁的计算跨度与梁型、支座宽度和搁置长度等有关。对于各跨度、刚度不相等的刚性支承或弹性支承连续梁，计算内力采用相应的五弯矩方程式。纵梁配筋后进行抗裂验算。117 大连海洋大学本科毕业设计结论横向排架的计算比较复杂。横梁为预应力钢筋混凝土迭合梁，与面板链接的部分为横梁现浇混凝土迭合部分，而面板一下的部分是预制安装的预应力钢筋混凝土梯形梁。基桩与其上面的横梁组成横向排架。高桩码头的结构分段是一个空间整体结构，横梁和其下桩基组成的横向排架通常是主体受力构件，各排架结构布置和受荷条件基本上是相同的，通常可按纵向和横向两个平面进行结构内力计算。此时排架内力可简化为平面问题进行分析，取一个横向排架作为单元，计算段长等于横向排架的间距。横梁配筋后进行抗裂验算。桩的设计时应考虑垂直承载力和垂直沉桩拉应力。满足要求后要配筋及验算。　　4整体稳定性验算部分整体稳定性验算采用圆弧滑动法。高桩码头作为我国广泛的主要码头结构形式，其工作特点是通过桩台作用在码头上的荷载经桩基传给地基。作成透空式结构，波浪反射小，泊稳条件好，砂石料用量少；对于挖泥超深适应性强。对于软土地基，在河口和河流的下游地区有光的软土地基，这种地基表层由近代沉积土组成，硬土位置较低，对于这种地基，高桩码头几乎是最佳的结构形式，其原因有以下五点：1）自重减小，节省材料（1）采用空心构件，如空心桩；（2）采用预应力钢筋混凝土构件以减小构件的断面尺寸；（3）采用拱形构件。2）简化上部，施工加快（1）简化上部结构的构造：在满足使用要求的条件下，可以改变桩台的结构形式，由带有悬臂式靠船构件的梁代替格架，以简化构造，便于施工。（2）提高预制装配比重：对面板、横梁和纵梁等都采用预制，现场仅浇筑桩帽、接缝及接头等。（3）减少预制构件数量：减少品种，统一规格，加大预制构件尺寸，采用大跨度、长桩或粗桩。3）简化桩基117 大连海洋大学本科毕业设计结论（1）减少桩的种类：对于同一桩台的基桩，采用等截面、等长度的桩。（2）简化布置：A）码头长度较大，在横向排架中，除了用一对叉桩外，其余的都用直桩；B）在同一桩台下的桩，打到同一较硬土层，使桩尖标高接近。4）改进沉桩工艺，减小下沉应力，以节约钢筋5）提高单桩的轴向承载力（1）采用长桩，增加桩的有效入土长度，以加大桩侧表面的摩阻力；（2）采用大断面桩、加大桩侧表面积和桩尖底面积。117大连海洋大学本科毕业设计结论117 大连海洋大学本科毕业设计致谢致谢首先，我要感谢我的老师，他一丝不苟、严谨细致的作风一直是我学习、工作中的榜样，给了起到了指明灯的作用；他们不拘一格的思路和循循善诱的教导给予我无尽的启迪，使我很快就融入了设计的快乐中。其次我要感谢同组同学对我的指点和帮助，没有他们的提供资料和帮助，没有他们的加油和鼓励，我的毕业设计恐怕就不会有如此的顺利。此次毕业设计历时三个多月，是我大学学习中遇到过的涉及内容最广、工作量最大、时段最长的一次设计。用老师的一句话概括这次毕业设计就是相当与把以前的课程设计综合在一起的大课设，只要把握住每个小课设的精华、增强逻辑、环环紧扣，那么这次的任务很简单了。我的任务是设计一个码头泊位。虽然老师说此次的毕业设计不是很难，但是当我真的开始着手时，还的确是重重困难。俗话说，“磨刀不误砍柴工”，每次都是看了好多的模板及规范以后才有一点眉目，但还是由很多的问题解决不了，我都会第一时间记在本子上面，然后等答疑的时候问老师，老师对于我提出来的问题都一一解答，从课题的选择到项目的最终完成，老师都始终给予我不懈的支持和细心的指导，他们真正起到了“传道授业解惑疑”的作用，让人油然而生的敬佩。通过本次设计可以使我完整的了解港口的原始资料分析、总平面布置、码头结构（包括梁、板、桩等）及施工组织等设计和计算的基本内容，从而培养和锻炼我独立思考和工作的能力。完成毕业设计的过程是一个理论与实际相结合的过程，从而使我对所学知识加以巩固，对存在的问题以及综合应用的能力的提高。并且通过完成毕业设计，使我进一步巩固所学的理论知识，以便更好的运用于将来的实际工作当中。同时也培养和锻炼我的创新意识，一定程度上自我素质。在此谨向老师致以诚挚的谢意和崇高的敬意。在设计即将完成之际，我的心情很难平静，从进入课题到完成设计，有多少可敬的师长和同学给了我无言的帮助，在这里请接受我诚挚的谢意!最后我还要感谢土木工程学院和我的母校大连海洋大学四年来对我的栽培。117 大连海洋大学本科毕业设计参考文献参考文献[1]《结构力学》李廉锟高等教育出版社2010[2]《材料力学》孙训芳高等教育出版社2004[3]《高桩码头设计与施工规范》交通部人民交通出版社1998[4]《水运工程抗震设计规范》交通部人民交通出版社1999[5]《港口工程荷载规范》交通部人民交通出版社2001[6]《海港水文规范》交通部人民交通出版社1998[7]《港口工程制图标准》交通部人民交通出版社1997[8]《港口工程砼结构设计规范》交通部人民交通出版社1998[9]《海港总平面设计规范》交通部人民交通出版社1998[10]《港口工程桩基规范》交通部人民交通出版社1998[11]《防波堤设计与施工规范》交通部人民交通出版社2001[12]《港口工程混凝土结构设计规范》交通部人民交通出版社1999[13]《港口道路工程设计与施工规范》交通部人民交通出版社1998[14]《港口工程桩基规范》交通部人民交通出版社1998[15]《水运工程施工》周福田人民交通出版社2004[16]《港口水工建筑物I》韩理安人民交通出版社1999[17]《港口规划与布置》郭子坚人民交通出版社2011[18]《建筑结构静力计算手册》(第二版)刘传春中国建筑工业出版社1998[19]《工程水文》邱大洪人民交通出版社1999[20]《水工钢筋混凝土结构学》河海大学等中国水利出版社2009[21]RayK.Linsley,Jr.MaxA.KohlerJosephJ.H.Paulhus.HydrologyforEngineers.McGraw-Hill,Inc.,1975.[22]M.J.Kirkby.HillslopeHydrology.JohnWiley&Sons,Ltd.Rep.July1979[23]CanElmarBalas.RiskAssessmentforTuzlaAlavalBaseBreakwaterchinaOceanEngineering2003.Vol.17,NO.3.PP.427-438.117大连海洋大学本科毕业设计参考文献117 大连海洋大学本科毕业设计外文外文HydroelasticanalysisofflexiblefloatinginterconnectedstructuresThree-dimensionalhydroelasticitytheoryisusedtopredictthehydroelasticresponseofflexiblefloatinginterconnectedstructures.Thetheoryisextendedtotakeintoaccounthingerigidmodes,whicharecalculatedfromanumericalanalysisofthestructurebasedonthefiniteelementmethod.Themodulesandconnectorsareallconsideredtobeflexible,withvariabletranslationalandrotationalconnectorstiffness.Asaspecialcase,theresponseofatwo-moduleinterconnectedstructurewithveryhighconnectorstiffnessisfoundtocomparewelltoexperimentalresultsforanotherwiseequivalentcontinuousstructure.Thismodelisusedtostudythegeneralcharacteristicsofhydroelasticresponseinflexiblefloatinginterconnectedstructures,includingtheirdisplacementandbendingmomentsundervariousconditions.Theeffectsofconnectorandmodulestiffnessonthehydroelasticresponsearealsostudied,toprovideinformationregardingtheoptimaldesignofsuchstructures.Verylargefloatingstructures(VLFS)canbeusedforavarietyofpurposes,suchasairports,bridges,storagefacilities,emergencybases,andterminals.Akeyfeatureoftheseflexiblestructuresisthecouplingbetweentheirdeformationandthefluidfield.AvarietyofVLFShulldesignshaveemerged,includingmonolithichulls,semisubmersiblehulls,andhullscomposedofmanyinterconnectedflexiblemodules.Varioustheorieshavebeendevelopedinordertopredictthehydroelasticresponseofcontinuousflexiblestructures.Forsimplespatialmodelssuchasbeamsandplates,one-,two-andthree-dimensionalhydroelasticitytheorieshavebeendeveloped.Manyvariationsofthesetheorieshavebeenadoptedusingbothanalyticalformulations(Sahooetal.,2000;Sunetal.,2002;Ohkusu,1998)andnumericalmethods(Wuetal.,1995;KimandErtekin,1998;ErtekinandKim,1999;EatockTaylorandOhkusu,2000;EatockTaylor,2003;Cuietal.,2007).Specifichydrodynamicformulationsbasedonthemodalrepresentationofstructuralbehaviour,traditionalthree-dimensionalseakeepingtheory,andlinearpotentialtheoryhavebeendevelopedtopredicttheresponseofbothbeam-likestructures(BishopandPrice,1979)andthoseofarbitraryshape(Wu,1984),throughapplicationoftwo-dimensionalstriptheoryandthethree-dimensionalGreen’sfunctionmethod,respectively.Otherhydroelasticformulationsalsoexistbasedupontwo-dimensional(WuandMoan,1996;Xiaetal.,1998)andthree-dimensionalnonlineartheory(Chenetal.,2003a).Finally,severalhybridmethodsofhydroelasticanalysisforthesinglemoduleproblemhavealsobeendeveloped(Hamamoto,1998;SetoandOchi,1998;Kashiwagi,1998;Hermans,1998).Topredictthehydroelasticresponseofinterconnectedmulti-modulestructures,multi-bodyhydrodynamicinteractiontheoryisusuallyadopted.Inthistheory,bothmodulesandconnectorsmaybe117 大连海洋大学本科毕业设计外文modelledaseitherrigidorflexible.Thereare,therefore,fourtypesofmodel:RigidModuleandRigidConnector(RMRC),RigidModuleandFlexibleConnector(RMFC),FlexibleModuleandRigidConnector(FMRC)andFlexibleModuleandFlexibleConnector(FMFC).Byadoptingtwo-dimensionallinearstriptheory,ignoringthehydrodynamicinteractionbetweenmodules,andusingasimplifiedbeammodelwithvaryingshearandflexuralrigidities,Cheetal.(1992)analysedthehydroelasticresponseofa5-moduleVLFS.Cheetal.(1994)laterextendedthistheorybyrepresentingthestructurewithathree-dimensionalfiniteelementmodelratherthanasabeam.Variousthree-dimensionalmethods(inbothhydrodynamicsandstructuralanalysis)havebeendevelopedusingsourcedistributionmethodstoanalyseRMFCmodels(Wangetal.,1991;RiggsandErtekin,1993;Riggsetal.,1999;Cuietal.,2007).Theseformulationsaccountforthehydrodynamicinteractionsbetweeneachmodulebyconsideringtheradiationconditionscorrespondingtothemotionofeachmoduleinoneofitssixrigidmodes,whilekeepingtheothermodulesfixed.Byemployingthecompositesingularitydistributionmethodandthree-dimensionalhydroelasticitytheory,Wuetal.(1993)analysedthehydroelasticresponseofa5-moduleVLFSwithFMFC.Riggsetal.(2000)comparedthewave-inducedresponseofaninterconnectedVLFSundertheRMFCandFMFC(FEA)models.TheyfoundthattheeffectofmoduleelasticityintheFMFCmodelcouldbereproducedinaRMFCmodelbychangingthestiffnessoftheRMFCconnectorstomatchthenaturalfrequenciesandmodeshapesofthetwomodels.Themethodsconsideredsofardealwithmodulesjoinedbyconnectorsatbothdeckandbottomlevels,sothatthereisnohingemodesexisted,orallthemodulesareconsideredtoberigid.Inastructurecomposedofseriallyandlongitudinallyconnectedbarges,Newman(1997a,b,1998a)explicitlydefinedhingerigidbodymodestorepresenttherelativemotionsbetweenthemodulesandtheshearforceloadsintheconnectors(WAMIT;LeeandNewman,2004).Inadditiontoaccountingforhingedconnectors,modulescanbemodelledasflexiblebeams(Newman,1998b;LeeandNewman,2000;Newman,2005).UsingWAMITandtakingintoaccounttheelasticityofbothmodulesandconnectors,Kimetal.(1999)studiedthehydroelasticresponseofafive-moduleVLFSinthelinearfrequencydomain,wheretheelasticityofmodulesandconnectorsismodelledbyusingastructuralthree-dimensionalFEmodalanalysis,andthehingerigidmodesareexplicitlydefinedfollowingNewman(1997a,b)andLeeandNewman(2004).Whenitcomestothemorecomplicatedinterconnectedmulti-bodystructures,composedofmanyflexiblemodulesthatneednotbeconnectedserially,itwillbecomeverydifficulttoexplicitlydefinethehingemodesofrigidrelativemotionandshearforce.Inparticular,itisdifficulttoensurethattheorthogonalityconditionsofthehingerigidmodesaresatisfiedwithrespecttotheotherflexibleandrotationalrigidmodes.Thepurposeofthispaperistodemonstrateamethodofpredictingthehydroelasticresponseofaflexible,floating,interconnectedstructureusinggeneralthree-dimensionalhydroelasticitytheory(Wu,1984),extendingpreviousworktotakeintoaccounthingerigidmodes.Thesemodesarecalculatedthroughanumericalanalysisofthestructurebasedonthefiniteelementmethod,ratherthanbeingexplicitlydefinedtomeet117 大连海洋大学本科毕业设计外文orthogonalityconditions.Allthemodulesandconnectorsareconsideredtobeflexible.Thetranslationalandrotationalstiffnessoftheconnectorsisalsoconsidered.Thismethodisvalidatedbyaspecialnumericalcase,wherethehydroelasticresponseforveryhighconnectorstiffnessvaluesisshowntobetheequivalenttothatofacontinuousstructure.Usingtheresultsofthistestmodel,thehydroelasticresponsesofmoregeneralstructuresarestudied,includingtheirdisplacementandbendingmoments.Moreover,theeffectofconnectorandmodulestiffnessonthehydroelasticresponseisstudiedtoprovideinsightintotheoptimaldesignofsuchstructures.2.EquationsofmotionforfreelyfloatingflexiblestructuresUsingthefiniteelementmethod,theequationofmotionforanarbitrarystructuralsystemcanberepresentedas（1）where[M],[C]and[K]aretheglobalmass,dampingandstiffnessmatrices,respectively;{U}isthenodaldisplacementvector;and{P}isthevectorofstructuraldistributedforces.Alloftheseentitiesareassembledfromthecorrespondingsingleelementmatrices[Me],[Ce],[Ke],{Ue},and{Pe}usingstandardFEMprocedures.Theconnectorsaremodeledbytranslationalandrotationalsprings,andcanbeincorporatedintothemotionequationsusingstandardFEMprocedures.Neglectingallexternalforcesanddampingyieldsthefreevibrationequationofthesystem:+=0(2)AssumingthatEq.(2)hasaharmonicsolutionwithfrequencyo,thisthenleadstothefollowingeigenvalueproblem:（3）Providedthat[M]and[K]aresymmetricand[M]ispositivedefinite,andthat[K]ispositivedefinite(forasystemwithoutanyfreemotions)orsemi-definite(forasystemallowingsomespecialfreemotions),alltheeigenvaluesofEq.(3)willbenon-negativeandreal.Theeigenvalues(r=1,2,3，...6n)representthesquarednaturalfrequenciesofthesystem:0≤≤≤...≤.(4)where≥0when[K]ispositivedefinite,and≥0when[K]issemi-definite.Eacheigenvalueisassociatedwitharealeigenvector{Dr},whichrepresentstherthnaturalmode:(5)117 大连海洋大学本科毕业设计外文whereistheeigenvectoroftheithnodewhichcontains6degreeoffreedoms,andirunsoverthennodesofthestructuralFEmodelsystem.,asub-matrixof,consistsoftherthnaturalmodecomponentsofallthenodesassociatedwithoneparticularelement.Therthmodalshapeatanypointinthatelementcanbeexpressedas==(6)where[L]isabanded,local-to-globalcoordinatetransformmatrixcomposedofdiagonalsub-matrices[l],eachofwhichisasimplecosinematrixbetweentwocoordinates.[N]isthedisplacementinterpolationfunctionofthestructuralelement.Forfreelyfloating,hinge-connected,multi-modulestructures,Eq.(3)haszero-valuedrootscorrespondingtothe6modesofglobalrigidmotionandthehingemodesdescribingrelativemotionbetweeneachmodule.Accordingtotraditionalseakeepingtheory,therigidmodesoftheglobalsystemcanbedescribedbythreetranslationalcomponents(uG,vG,wG)andthreerotationalcomponents(yxG,yyG,yzG)aboutthecenterofmassintheglobalcoordinatesystemcoincidentwithequilibrium.Thus,thefirstsixrigidmodes(withzerofrequency)atanypointjonthefreelyfloatingbodycanbeexpressedby,，,(7),Thesevectorscorrespondtothesixrigidmotionsoftheglobalstructure:surge,sway,heave,roll,pitchandyaw,where(x,y,z)and(xG,yG,zG)arethecoordinatesofapointinthefloatingbodyandthecenterofmass,respectively.Toobtainthezero-frequencyhingemodesdescribingtherelativemotionbetweendifferentmodules,wetransformtheeigenvalueproblemintoanewonebyintroducinganadditionalartificialstiffnessproportionaltothemass,g[M]wheregcanbenon-zeroartificialrealnumberclosetothefirstnon-zeroeigenvalueofthesystem.Thenwehave(8)Where117 大连海洋大学本科毕业设计外文(9)(10)FromEq.(8)wecangetthecorrespondingpositiveeigenvalueslandeigenvectors{X}.Theorthogonalityconditionswithrespectto½Kþg½Mand[M]areautomaticallysatisfiedinEq.(8).Thus,thesealsocansatisfytheorthogonalityconditionswithrespectto[K]and[M]fortheoriginalinterconnectedstructure.Thismeansthateigenvaluesandeigenvectorsoftheoriginalsystemcanthereforebeexpressedas,(11)（12）Sinceusuallyonlythefirstseveraloscillatorymodesdominatethestructuraldynamicresponse,weassumethatthenodaldisplacementofthestructurecanwrittenasasuperpositionofthefirstmmodes,(13)wherepr(t)referstotherthgeneralizedcoordinate.Forr¼1–6,{Dr}representsthevectorofthefirstsixrigidmodesandpr(t)themagnitudeofrigiddisplacementaboutthecenterofmass(xG,yG,zG).Substituting(13)into(1)andpremultiplyingby[D]T,thegeneralizedequationofmotionisasfollows:(14)with（15）[a],[b]and[c]arethegeneralizedmass,dampingandstiffnessmatricesrespectively;{Z}isthegeneralizeddistributedforceandcanbeexpressedas.(16)Ingeneral,thegeneralizedcoordinates{p}inEq.(14)separatenaturallyintotwogroups,whichcanbedenotedbyrespectively,thatistosay117 大连海洋大学本科毕业设计外文(17)where(18)referstotherigidbodymodesoftheglobalstructureasdefinedbyEq.(7)and(19)referstothedistortionmodes,includingbothrigidhingemodesandstructuraldistortionalmodes.117 大连海洋大学本科毕业设计外文翻译外文翻译水弹性分析关于柔性的浮动互连结构文摘三维水弹性理论是用来预测的水弹性对于柔性浮动互连结构的影响。这个理论扩展到考虑铰刚性模式，它是基于有限元方法从数值分析计算结构的。模块和连接构件都认为是的连接刚度柔性的，比如有平移和小角度的旋转。例如一个特殊的情况,当两个模块的互联结构具有很高的连接刚度我们可以发现他是可以和实验连续结构比较吻合的。这个模型是用来研究水弹性对柔性浮动互连结构的一般特点。水弹性对柔性浮动互连结构的影响包括他们的位移和弯矩。水弹性对连接和模块影响的研究,为最优设计提供了相关信息。1.介绍非常大的浮动结构(VLFS循环使用)有很多用途,如机场、桥梁、存储设施、应急基地,和终端。这些灵活的结构的一个关键特性是他们变形和流体场之间的耦合。各种VLFS循环使用船体设计的出现,包括单片船体、半潜式外壳,外壳由许多相互联系的灵活的模块。各种理论发展是为了预测水弹性对连续柔性结构的影响。对于简单的空间模型,例如梁和板，一维、二维，三维水弹性理论已被应用。这些各种各样的理论都采用这两种方法:分析配方(Sahooetal.,2000;Sunetal.,2002;Ohkusu,1998)和数值方法(Wuetal.,1995;KimandErtekin,1998;ErtekinandKim,1999;EatockTaylorandOhkusu,2000;EatockTaylor,2003;Cuietal.,2007)。特定的水动力学构想是基于结构行为传统的三维耐波性理论、线性势理论表示的模态,这个理论被用来预测对像梁一样的结构(BishopandPrice,1979)和各种形状的结构(Wu,1984)的影响，分别通过应用二维带理论和三维格林函数方法。最后,一些用混合的水弹性分析来解决单一模块问题的方法被开发出来(Hamamoto,1998;SetoandOchi,1998;Kashiwagi,1998;Hermans,1998).其他水弹性构想也是基于二维(WuandMoan,1996;Xiaetal.,1998)和三维(Chenetal.,2003a)非线性理论。通常采用多体水动力相互作用理论来预测水弹性对互联多模块结构的影响。在这个理论中,两个模块和连接可以建模为要么刚性或柔性的。因此共有四种类型的模型：刚性模块和刚性连接器(RMRC),刚性模块和柔性的连接器(RMFC),柔性的模块和刚性连接器(FMRC)和柔性模块和柔性连接器(FMFC)。采用二维线性带理论,忽略了模块之间水动力相互作用使用一个简化的受不同剪切和弯曲梁模型，Cheetal.(1992)分析了水弹性对一个5模块VLFS循环使用的影响。Cheetal.(1994)后来扩展这一理论，他是通过用的代表的结构三维有限元模型来说明而不是用一个梁。各种三维方法(两种流体动力学和结构分析)被开发出来并使用源分布的方法来分析RMFC模型(Wangetal.,1991;RiggsandErtekin,1993;Riggsetal.,1999;Cuietal.,2007).在保持其他模块固定的情况下，通过考虑六个刚性模块中的一个运动相对应的辐射条件。来说明在模块之间的水动力的相互作用117 大连海洋大学本科毕业设计外文翻译。利用复合奇点分布方法和三维水弹性理论,Wuetal.(1993)分析了水弹性响应的一个5模块与FMFCVLFS循环使用。Riggsetal.(2000)对比了波浪诱导对在柔性连接器下对一个循环使用相互关联的影响和FMFC(有限元分析)模型。他们发现的影响弹性的模块，FMFC模型可以被复制在一个柔性连接器模型，它是通过改变刚度的RMFC连接器来匹配自然频率与模型的形状。到目前为止这个方法被认为是处理通过连接器加入模块在甲板和底部的水平，所以，没有铰链模式存在,或所有的模块被认为是是刚性的。一个结构由串行和纵向连接的驳船,Newman(1997a,b,1998a)明确地定义的铰链刚体模，铰链刚体模代表着相对运动模块和在剪切力加载在连接器(WAMIT;LeeandNewman,2004).。另外考虑到铰接连接器,模块可以建模为柔性梁(Newman,1998b;LeeandNewman,2000;Newman,2005).使用WAMIT和考虑弹性的两个模块和连接器,Kimetal.(1999)研究了水弹性对五个模块在线性频域VLFS循环使用的影响,在那个实验中应用弹性为模板的模块和连接器使用结构三维有限元模态分析,正如Newman(1997a,b)andLeeandNewman(2004)明确定义铰链刚性模式.当涉及到更复杂的互连多体结构,由许多可以移动的模块组成，那他们不一定需要连续连接,它将变得非常很难明确定义，铰链的模式；刚性相对运动和剪切力。特别是，很难确保正交性条件的铰链刚性模式是严格满足就其柔性的和旋转刚性模式。本文的目的是演示的方法预测了水弹性对柔性、漂浮、互连结构的影响。使用通用三维水弹性理论(Wu,1984)拓展之前的工作来考虑铰链刚性模式。基于有限元素的方法通过计算数值分析的结构的方法计算这些模块而不是完全满足正交性条件。所有的模块和连接器被认为是有弹性的。也需要连接器的平动和转动刚度。这种方法是由一个特殊的数值案例验证的，水弹性对非常高接头刚度的影响和对一个连续结构的影响是一样的。使用这个测试模型的,结果，对水弹性影响一般的结构进行了研究,，它们包括他们的位移和弯矩。此外,对水弹性影响连接器和模块刚度的研究，为优化设计结构提供深入的理论支持。2.对于具有自由浮动弹性的结构运动方程使用有限元方法，对于一个任意的结构系统的运动方程可以表示为：(1)下面个符号[M],[C]和[K]是分别表示总体质量、阻尼和刚度矩阵,是节点位移向量;是所有的分布小向量向量的矢量和。这些单元素矩阵使用标准的有限元程序组成相应的字符实体。连接器可以通过平移和弹性旋转建立模型，使用标准的有限元程序,可以将模型运动要素纳入到运动方程。忽视所有的外部力量和阻尼的自由振动方程的系统:117 大连海洋大学本科毕业设计外文翻译+=0(2).假设(2)式有有频率为w谐波的解,那么这将导致特征值的问题：(3).如果[M]和[K]和[M]是对称的,正定,[K]是正定的(系统没有任何自由的运动)或半正定的(系统允许一些特殊的自由运动),方程式3所有的特征值将是非负的和实数的。这个特征值(r=1,2,3，...6n)代表系统的固有频率的平方:0≤≤≤...≤.(4)当≥0并且[K]是正定和当≥0并且[K]是半正定。每个特征值与一个实根特征向量相关联，这代表了热阻模型相应的表达式：(5).当是具有六个自由度的特征向量并且i超出有限元模型结构系统的n节点。是的子矩阵，包括出现一个特定的元素与所有节点有联系的自然模式组件。在任何情况下热阻里的元素可以表示为：==(6)在[L]是由对角线子矩阵组成[l]的一个带状、局部到全局坐标变换的矩阵,每个[L]在两个坐标之间的简单余弦矩阵，[N]是位移插值函数的结构元素。对于自由浮动,铰链连接,多模块结构,方程式（3)有零值根相对应总体刚体运动和铰链模式共6种模式，用6种模式描述每个模块之间的相对运动。根据传统的耐波性理论,总体刚性的模式系统可以被描述为质心与全球坐标系重合且平衡三个平移运动(uG,vG,wG)部分和三个旋转运动(yxG,yyG,yzG)部分组成。关于。这样,任何情况下前六刚性模式(零频率)本身的自由浮动可以表达为：,，,(7),117 大连海洋大学本科毕业设计外文翻译.六个刚性运动的总体结构与这些向量对应。在浮体和重心的(x,y,z)和(xG,yG、zG)的坐标系里分别是:浪涌，摇摆,水波摇荡,滚动，倾斜和偏航.为了得到零频率铰链模型，通过描述不同模块之间的相对运动,通过引入一个额外的人为规定的刚度与质量成正比假设，我们特征值问题转换成一个新的模式。r[M],r可以是一个与系统的第一个非零特征值非常接近的非零实数根。这时我们有：(8).其中(9);(10);从方程式(8)我们可以得到相应的正特征值和特征向量{X}。考虑到自动满足方程式（8）的正交条件。这样,它们也可以满足在那些已考虑K]和[M]的原始互连结构的正交性条件。这意味着原始系统特征值与特征向量的因此可以被表示为：,(11)（12）；因为在一般情况下，对结构其主要影响的是第一批的几个振荡模式，我们假设这个节点位移的结构可以写成由第一批m个模式叠加而成,(13).在公关(t)是指广义坐标的出现。指的是广义坐标的出现，对于,代表着前六个刚性模式的向量；刚性位移幅度大小与重心(xG,yG、zG)有关。把方程式（13)代入到(1)和然后用[D]T相乘得到广义运动方程式如下:(14)其中：（15）[a],[b],[c]分别代表一般意义上的质量、阻尼和刚度矩阵。{Z}一般是T它的分布的力,它可以表达：117 大连海洋大学本科毕业设计外文翻译.(16)一般情况下,在方程式（14）中广义坐标{p}可以自然的分成两部分，这两部分可以表示为:.也就是说,(17).其中(18)，方程式（18）指的是可以用方程式（7）定义刚性模态的总体结构。(19)是指变形模式,它包括刚性铰链模式和结构变形的模式两个方面。117'