【正文】 配筋。 主纜的設計與驗算 主纜的材料及截面，并應滿足相應的設計技術規(guī)范，標準強度為1670MPa。睿江大橋根據(jù)主纜所需的凈截面積。預制索股截右上角設一根長度標記鋼絲作為基準絲，左上角設一根著色絲作為定位鋼絲。根據(jù)《公路懸索橋設計規(guī)范條文說明》（JTJ 2002）規(guī)定。準確選擇主纜的彈性模量，對懸索橋設計計算至關重要。105 MPa。 內外多座懸索橋主纜安全系數(shù)值 主纜索股排列及編號 主要荷載組合荷載 組合ⅠⅡⅢⅣ恒載√√√√滿跨車道√√√滿跨人群√√溫升√溫降√風√√地震√，通過比較，工況Ⅲ（按照承載能力極限狀態(tài)進行組合）產(chǎn)生的主纜索力最大。 吊桿結構形式斜吊索與豎直吊索相比，斜吊索可與主纜、加勁梁形成桁架作用，提高全橋剛度及結構阻尼值。另外斜吊索對吊索制作長度誤差及索夾等安裝誤差也較為敏感。英國人在充分吸收了塞文橋的經(jīng)驗后，BosporusⅡ橋設計中采用了豎直吊索型式。 銷接式吊索與銷接式吊索相比，騎跨式吊索缺點是:材料必須采用鋼絲繩，鋼絲繩彎折后產(chǎn)生彎曲應力折減的問題，應力折減多，不能充分利用材料的強度。 吊索安全性系數(shù)驗算騎跨式吊索鋼絲繩由于小半徑彎曲而產(chǎn)生彎曲應力，使吊索強度折減，最大折減率可達75 %。供設計參考。 吊桿截面布置 主要荷載組合荷載 組合ⅠⅡⅢⅣ恒載√√√√滿跨車道√√√滿跨人群√√溫升√溫降√風√√地震√，通過比較，工況Ⅲ（按照承載能力極限狀態(tài)進行組合）產(chǎn)生的吊桿力拉最大。 加勁梁設計與驗算 結構設計與構造加勁梁采用扁平閉口流線型鋼箱梁，單室箱， 設置一道橫隔板?，F(xiàn)將其扁平鋼箱式加勁梁的情況簡介如下：(1) 截面選擇：參照國外已建懸索橋所采用的扁平鋼箱式加勁梁的截面形式，擬定本橋加勁主梁的截面， 所示。標準段截面板厚：橋面板14mm，下翼板及腹板12mm，橋面板梯形加勁肋尺寸3002806(mm)，球角鋼加勁肋厚10mm。加勁梁每4m設一道橫隔板，橫隔板上挖有過人孔，板厚8mm，有吊索處的橫隔板板厚為10mm；梁端段由于有豎向支座、橫向限位支座和伸縮縫，橫隔板的厚度加大為12mm或16mm。(4)梁端部設計梁的端部構造較復雜，因集中有豎向支座、橫向限位支座、伸縮縫等結構。端段的橫隔板采用整體式橫隔板，板厚增至16mm。因此其設計計算和設計考慮應包括如下內容：(1)加勁梁在使用活載之下的彎矩、剪力和扭矩。(3)起控制作用的強度驗算。所以加勁梁只是將短段活載分攤到附近的幾根吊索，最后傳到主纜等主要承重結構上。設計經(jīng)驗表明:當加在加勁梁上的活載長度很大時,加勁梁曲率沿梁分布較為均勻，其峰值并不高，相應彎矩也不大，對于截面驗算，該加載工況往往不受控制。按橫向風壓進行內力分析，即可求得加勁梁所承受的橫向彎矩。這一荷載組合，對于加勁梁的設計往往起控制作用。如跨度888m的廣東虎門大橋側向周期超過11s、跨度 1380m的江陰長江公路懸索橋，其側向基本周期達20s。一些反應譜分析結果表明: 地震時加勁梁的內力反應值都比活載內力值小，即地震力不起控制作用。根據(jù)鋼橋規(guī)范采用容許應力法驗算加勁梁強度，各荷載組合系數(shù)均取 。遵循這兩個原則，建立如下工況進行驗算。 工況Ⅰ加勁梁彎矩包絡圖 工況Ⅰ加勁梁剪力包絡圖 工況Ⅰ加勁梁應力包絡圖（2）加勁梁的剛度驗算：懸索橋為柔性結構，對加勁梁豎向撓度及橫向位移的限值主要是保證行車的平順舒適和安全感。風載作用下，加勁梁最大水平位移加勁梁在靜風荷載作用下，產(chǎn)生水平擺動，其中加勁梁最大水平位移為,，尤其是水平位移。為模擬方便，在建模過程中忽略其自重采用一剛性連接來模擬（在模型分析過程中可以通過釋放剛性連接X方向的約束或通過彈性連接的使用來達到各個階段的模擬），可以得出最不利荷載作用下的索鞍壓力。右邊主跨側轉索鞍轉索角度為26176。由于缺乏一些技術資料，所以本設計只給出了各構件的最不利荷載，將來有機會再做進一步的設計與分析。 索鞍，巖孔錨驗算工況工況荷載Ⅰ恒載滿跨車道滿跨人群橫向靜風降溫 通過模型結構計算。由于時間倉促，故不做細部設計和驗算。主纜采用預制平行鋼索股（PPWS）法、加勁梁采用纜索吊裝法是懸索橋常用的施工方法，這種施工方法給橋梁帶來復雜的內力和位移變化。 懸索橋的施工主要包括索塔、巖孔錨、纜索系統(tǒng)和加勁梁等的制作和安裝。各施工步驟劃分如下（）： 步驟一: 施工索塔基礎以及巖孔錨的開挖和鉆孔，橋臺以及引橋橋墩修建，同時加工制造上部施工所需構件，為上部施工作準備。 步驟二: 先導索過江。 錨道架設。引橋簡支T梁架設。 （2）索股前端到達對岸巖孔錨，檢查索股的扭曲、斷帶。 （4）索股橫移、整形。 步驟四: 預緊纜： （1）索股架設完畢后，沿全長確認索股排列情況，索股排列不整齊的部位要修正。 （3）用千斤頂配合手動葫蘆捆扎主纜，人工收緊主纜，用大木錘沿主纜四周敲打，初步擠成圓形用鋼帶綁扎。 （2）緊纜時，注意保持主纜鋼絲的平行，不能有交叉及里外竄動現(xiàn)象，否則要及時處理。 （4）在緊纜過程中應避免千斤頂油污污染主纜而影響主纜索夾的抗滑力。步驟七: 運輸安裝1號（12m）和18號（4m）端段鋼箱梁：通過引橋以及主跨岸側的有利地形條件，陸路運輸端段鋼箱梁至預設位置，運輸過程中當通過橋塔和主跨散索鞍時，適當旋轉一定角度，待通過后在調整到適當位置。注意：預設位置應比最終成橋位置向外偏移一定距離，是為了留出一段空隙以便最后成橋合攏。（該法與傳統(tǒng)的鞍座頂推有所不同，限于作者的水平只能模擬該種施工方案，但兩者實質相同，都是為了防止索塔拉應力超標，并保證成橋階段索塔處于最佳狀態(tài)，鞍座的頂推將在后面詳細講解）步驟八: 安裝索夾及吊索。 加勁梁長度為316m。 跨纜起重機浮運吊裝5號標準段加勁梁。 進行鞍座的第二次頂推：頂推千斤頂，給索塔一個背向江心的偏移量。 跨纜起重機浮運吊裝6～9號標準段加勁梁。 進行鞍座的第三次頂推：頂推千斤頂，給索塔一個背向江心的偏移量。 跨纜起重機浮運吊裝10～15號標準段加勁梁。步驟十二: 安裝剩余全部索夾及吊索。 加勁梁長度為216m。步驟十三: 安裝豎向和橫向抗風支座以及端部鉸支座，焊接固結1號和2號，18號和17號段鋼箱梁的接頭，同時拆除端段的支撐托架，此時端段的重量由支座和纜索承擔。步驟十四: 調整線形，剩余鋼箱梁全部固結。測量全橋線形，看索塔位置是否理想，已決定是否進行少量的鞍座頂推以達到成橋狀態(tài)的理想線形。 加勁梁段的劃分第6章 施工階段仿真分析 第三章第三節(jié)中已經(jīng)建立了全橋的空間有限元模型，在此基礎上做懸索橋的逆施工階段分析（即倒拆分析）。利用施工階段對話框定義所有施工階段名稱，然后定義結構群、邊界群和荷載群，最后將定義的結構群、邊界群和荷載群分配給各施工階段。 施工懸索橋加勁梁的方法有邊施工邊剛接加勁梁的剛接法，以及在施工過程中不剛接施工完所有加勁梁段后，最后將加勁梁全長剛接起來的餃接法。施工階段模擬順序為：空纜——依次吊裝2～17號加勁梁——安裝焊接1和18號端段加勁梁（合龍）——全橋加勁梁剛結——橋面二期（成橋狀態(tài)）。加勁梁之間的連接定義為鉸接。使用釋放梁端約束功能定義加勁梁之間的鉸接時需注意如下事項。為了防止剛體繞 y 軸無約束自由旋轉，（b）將其中一個加勁梁的一端繞y旋轉的自由度約束起來。 常用鉸接建模方法由于本橋并非雙塔對稱懸索橋而且為了更加接近實際工程，因此。在此之前通過釋放塔頂鞍座的剛性連接的X水平方向的約束來實現(xiàn)。18號段　加勁梁支座　　CS417號段　　　CS516號段　　　　CS615號段　　　　CS714號段　　　　CS813號段　　　　CS9　12號段　　　　CS10　11號段　　　　CS11　10號段　　　　CS12　9號段　　　　CS13　8號段　　　　CS14　7號段　　　　CS15　6號段　　　　CS16　5號段　　　　CS17　4號段　　　　CS18　3號段　　　　CS19　2號段　　　　上表為各施工階段添加或刪除的結構、邊界以及荷載組的名稱。 成橋階段的有限元模型圖 CS12 施工階段的有限元模型圖 空纜階段的有限元模型圖在此過程中，得出鞍座自由滑移偏移量為 ，由于塔頂鞍座自由滑移，因此索塔幾乎是不動的，保持良好地受力狀態(tài)，索塔幾乎不承受彎矩，塔底應力也是隨梁段的吊裝而均勻增加，并且一直處于受壓狀態(tài)。在加勁梁吊裝過程中，主跨跨荷載的不斷增大，使得主纜彈性伸長及索塔向中跨的偏位隨之增加，主纜及加勁桁架的標高也發(fā)生改變?！? 鞍座自由滑移狀態(tài)施工階段的分析可以初步確定鞍座的預偏量，然而，這是一種完全理想的施工狀態(tài)。下面將介紹為何要采取鞍座頂推，鞍座可不可以不頂推，將用實際結果來說明，詳見下節(jié)——鞍座固結施工分析。在此之前，通過一剛性連接連接塔頂和主纜，達到鞍座與塔頂固結不頂推的施工效果，其施工階段的劃分同鞍座自由滑移。鞍座固結狀態(tài)下的索鞍偏位（）是自由滑移狀態(tài)下的偏位（）的 93%，這主要是由于索塔具有一定的抗推滑移剛度，對此有個削弱作用。～。由上述分析可知鞍座固結施工方法對于本橋是行不通的，故必須采取有效措施解決這個問題。 鞍座頂推施工分析現(xiàn)在廣泛采用的頂推方案是：架設之前索鞍與塔柱有一定預偏量，隨著梁段的吊裝，索塔位移達到一定限值后進行第一次頂推，中間頂推按要求進行。睿江大橋鞍座頂推與傳統(tǒng)的頂推順序有所不同，限于作者的水平和時間的限制決定將兩次頂推均提前一段時間進行模擬——索鞍還是相同的預偏量，頂推前鞍座與索塔也基本無水平作用力，但在第一段鋼箱梁吊裝前，即進行第一次鞍座的頂推，使橋塔背向江心一個偏位，塔底拉應力控制在合理范圍。兩次頂推之和仍為自由滑移狀態(tài)下鞍座預偏量。限于作者的水平，鞍座頂推采用的是施工階段非線性分析——累加模型，不能像前面兩種方法采用施工階段非線性分析——獨立模型來進行模擬，因此會出現(xiàn)結果的一些偏差，比如采用獨立模型進行一次成橋驗算得出的線形的最大豎向偏差發(fā)生在梁段彈性連接處，僅為 ，線形是相當好的；而采用累加模型進行一次成橋驗算得出的線形的最大豎向偏差發(fā)生在跨中位置，達到 。 獨立模型進行一次成橋線形驗算 累加模型進行一次成橋線形驗算但這并不能否認之前獨立模型得出的全橋線形精度，因為之前的成橋狀態(tài)的各種分析，以及施工階段的前兩種狀態(tài)的分析都是考慮了平衡單元節(jié)點內力的?！?，從鞍座偏位控制以及索塔應力控制出發(fā)，決定采取分三次頂推：第一次頂推在吊裝2號梁段之前；第二次頂推在階段 CS11和CS12之間進行；第三次頂推在階段 CS15和CS16之間。18號段　加勁梁支座　　CS4　17號段　　　　CS5　16號段　　　　CS6　15號段　　　　CS7　14號段　　　　CS8　13號段　　　　CS9　12號段　　　　CS10　11號段　　　　CS11　10號段　　　　鞍座頂推3　　　彈性連接　　CS12　9號段彈性連接　　　CS13　8號段　　　CS14　7號段　　　　CS15　6號段　　　　鞍座頂推2　　　彈性連接　　CS16　5號段彈性連接　　　CS17　4號段　　　　CS18　3號段　　　　CS19　2號段　　　　鞍座頂推1　　　彈性連接　　可通過結果分析鞍座頂推階段劃分是否合理，可以通過頂推量，頂推次數(shù)，以及塔底應力來判斷，但主要是塔底應力不超標，～。 鞍座頂推千斤頂作用力變化～，通過梁單元應力圖可知，塔底應力控制得相當好， CS11階段塔底截面的最大組合拉應力為 ，在 CS15階段沒有拉應力，CS15階段塔底截面的最大組合拉應力為 ，遠小于C50混凝土的抗拉強度設計值（）。并且可以得到三次鞍座頂推的頂推量以及千斤頂作用力。相對獨塔單跨自錨式懸索橋，睿江大橋的結構體系受力更加明確清晰，類似于經(jīng)典的雙塔單跨懸索橋從中間切開，或者雙塔三跨懸索橋的邊跨，只不過有點費纜索材料，但因此也獲得了較大的整體剛度。第一步是確定結構的矢跨比，通過理論計算，如果把1/10矢跨比的雙塔單跨懸索橋從中間切開，取一半進行分析，將切開點作為轉索鞍控制點，線形沒變，水平分力沒變，計算得出的獨