1、目 录 1 总则 1 2 作用 2 2.1 作用及其组合 . 2 2.2 设计中必须重点考虑的几个作用 . 2 3 持久状况承载能力极限状态计算 4 3.1 永久作用内力的计算 . 4 3.2 主梁正截面承载能力极限状态计算 . 4 3.3 主梁斜截面承载能力极限状态计算 . 4 3.4 箱梁的剪力滞效应 . 4 4 持久状况正常使用极限状态计算 5 4.1 抗裂验算 . 5 4.2 挠度的计算与控制 . 6 4.3 计算参数的取用 . 8 5 持久状况和短暂状况构件的应力计算 9 5.1 正截面应力计算与控制 . 9 5.2 主拉应力计算与控制 . 9 5.3 箱梁横向计算 10 5.4 必
2、要时进行有效预应力不足的敏感性分析 11 6 构造及施工措施 . 12 6.1 箱梁一般构造尺寸的规定 12 6.2 墩身一般构造尺寸的规定 13 6.3 普通钢筋的构造要求 15 6.4 预应力的构造要求 17 6.5 施工措施 18 6.6 其他方面 21 7 条文说明 . 23 附件1 . 52 附件2 . 57 大跨径连续刚构桥设计指南 1 1 总则 1.1 目的 为避免大跨径预应力混凝土连续刚构桥在运营期出现跨中下 挠、腹板斜裂缝、底板裂缝等病害，特制定本指南。在制订时， 充分吸取了现有大跨径混凝土连续刚构存在的跨中下挠、腹板斜 裂缝、底板裂缝等病害教训，从而提出主梁的一些应力控制指
3、标， 以及改进缺陷的一些经验措施，作为公路钢筋混凝土及预应力 混凝土桥涵设计规范（JTG D62-2004）的补充。 1.2 适用范围 本指南适用于新的大跨径、变截面、预应力混凝土连续刚构 桥的设计，有关旧桥加固设计见大跨径预应力混凝土连续刚构 加固指南。 大跨径连续刚构桥设计指南 2 2 作用 2.1 作用及其组合 按照公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2004）中的相关 条款进行。 2.2 设计中必须重点考虑的几个作用 2.2.1 结构自重和预应力 考虑结构自重和预应力时，宜计入施工规范容许范围内的误 差对结构的影响。 2.2.2 活载 活载按照公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2
4、004）取用。 在整体纵向计算时，宜考虑偏载的影响；在进行局部及横桥向计 算时，除了考虑冲击外，建议根据业主的要求，计入适当的活载 超载。 2.2.3 温度 温度荷载是结构受力的重要组成部分之一。纵向计算时温度 按照公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2004）取用，计算结 构的均匀升温或降温，以及温度梯度引起的内力；横向计算时， 宜计算箱室内外5的温差（见图 2.2），必要时建议对结构进 行空间应力分析。 大跨径连续刚构桥设计指南 3图 2.2 2.3.4 徐变 建议充分估计混凝土收缩徐变对结构的影响。在有条件时， 原则上宜进行混凝土的徐变试验，按照试验得出的徐变系数和终 极值进行徐变计算
5、；没有试验数据时，建议徐变按照以下三种计 算结果中的较大徐变效应作为徐变对结构的影响，前两种徐变计 算方法是分别采用不同的徐变系数和徐变终极值，第一种取徐变 系数0.0021，终极值 k =2.5，第二种取徐变系数0.021， 终极值 k =2.0， 第三种徐变计算方法采用现行规范中相对潮湿度。 2.3.5 构件调整力 构件调整力通常包括以下两种： 连续刚构在主跨合拢前，根据需要在两悬臂端用水平千斤顶 互施水平顶推力，以调整主跨及双壁墩身的内力，设计时宜计入 调整力对结构的影响。 连续刚构在边跨梁处于悬臂状态时，在悬臂端施加竖直荷载， 于边跨合拢后卸除，以调整双壁墩身内力，设计时也宜计入其影
6、响。 大跨径连续刚构桥设计指南 4 3 持久状况承载能力极限状态计算 3.1 永久作用内力的计算 3.1.1 计入施工规范允许的误差对结构内力的影响， 同时考虑 此部分误差引起的收缩徐变内力的变化。 3.1.2 要按悬臂施工的步骤，逐步骤计算内力并累加，并计入 收缩徐变影响，形成永久作用内力。不应按桥梁形成时的图式一 次性地计算内力，以避免根部负弯矩偏小现象的产生。 3.2 主梁正截面承载能力极限状态计算 主梁的正截面承载能力计算按照公路钢筋混凝土及预应力 混凝土桥涵设计规范（JTG D60-2004）中的相关条款进行。 3.3 主梁斜截面承载能力极限状态计算 主梁的斜截面抗剪承载能力按照公路
7、钢筋混凝土及预应力 混凝土桥涵设计规范（JTG D60-2004）中的相关条款进行计算。 3.4 箱梁的剪力滞效应 宜考虑箱梁剪力滞效应对于结构正应力的影响，控制结构的 最大正应力在规范容许值之内。另外在验算截面强度时也宜考虑 剪力滞效应，对截面宽度进行折减来计算截面强度。 大跨径连续刚构桥设计指南 5 4 持久状况正常使用极限状态计算 4.1 抗裂验算 4.1.1 正截面抗裂 预应力混凝土连续刚构桥按照全预应力混凝土构件进行抗裂 验算，验算正截面拉应力，即在作用（或荷载）短期效应组合下 0 8 . 0 pc st （4.1.1） 式中 st 在作用（或荷载）短期效应组合下构件抗裂验算边 缘混
8、凝土的法向拉应力，按照公路钢筋混凝土及预应力混凝土 桥涵设计规范（JTG D62-2004）中的公式(6.3.2-1)计算； pc 扣除全部预应力损失后的预加力在构件抗裂验算边缘 产生的混凝土预应力，按照公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥 涵设计规范（JTG D62-2004）中 6.1.5条计算。 4.1.2 斜截面抗裂 4.1.2.1 预应力混凝土连续刚构桥按照全预应力混凝土构件 进行斜截面抗裂验算，验算斜截面的主拉应力，即在作用（或荷 载）短期效应组合下 tk tp f 4 . 0 （4.1.2.1） 式中 tp 由作用（或荷载）短期效应组合和预加力产生的混 凝土主拉应力，按照本指南4.1.
9、2.2条规定计算； tk f 混凝土的抗拉强度标准值，按照公路钢筋混凝土及预 应力混凝土桥涵设计规范（ JTG D62-2004）表 3.1.3采用。 4.1.2.2计算预应力混凝土受弯构件由作用（或荷载）短期效大跨径连续刚构桥设计指南 6 应组合和预加力产生的混凝土主拉应力 tp 时，应按照公路钢筋 混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范 （ JTG D62-2004）的 6.3.3 条计算，但规范的（6.3.3-3）式中的 y c 应按照下式计算。 6 5 4 2 3 6 . 0 cy cy cy c cy v pv pe y y c bs A n + + + + + = （4.1.2.2） 上
10、式中 cy2 箱梁自重在腹板产生的应力； cy3 箱梁室内外温差在腹板产生的应力； cy4 活载在箱梁腹板产生的应力； cy5 张拉箱梁顶板横向预应力在腹板产生的应力； cy6 底板纵向预应力的径向力对腹板产生的应力。 按照（4.1.2.2）公式分别计算腹板内、外侧 cy 值，取不利 的数值作为公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范 （ JTG D62-2004）（6.3.3-1）的中 cy 来计算腹板的主拉应力。 n在同一截面上竖向预应力钢筋的肢数； pe 竖向预应力钢筋扣除全部预应力损失后的有效预应力； pv A 单肢竖向预应力钢筋的截面面积； v s 竖向预应力钢筋的间距； b计算主应
11、力点处构件腹板的宽度。 注：对于公式（4.1.2.2）中的 2 cy 、 3 cy 、 4 cy 、 5 cy 、 6 cy ，当为压应力时 以正号带入，当为拉应力时以负号带入。 4.2 挠度的计算与控制 大跨径连续刚构桥下挠是较普遍的病害，建议在设计阶段作 主梁的挠度控制设计，挠度控制设计指结构在永久作用下主跨跨大跨径连续刚构桥设计指南 7 中的挠度控制设计。 4.2.1 主梁的主跨跨中在自重、二期荷载、预应力等除混凝 土收缩徐变以外的永久作用下的下挠值尽可能小，最大值宜 L/4000（L为连续刚构桥主跨跨径） 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范（JTG D62-2004）对于大跨径连
12、续刚构桥的跨中下挠没有作设计要求， 本指南提出的挠度设计作为规范的补充。 4.2.2 建议考虑自重施工误差对结构挠度的影响 4.2.2.1 建议设计中考虑施工规范容许范围内的自重施工误 差对结构挠度的影响， 包括结构自重误差5%， 铺装层超厚 L/7000 （L 为主跨跨径） ，但不得小于 2cm，同时考虑施工误差对混凝土 收缩徐变挠度的影响。 4.2.2.2建议设计中对于施工规范容许范围外的误差， 能够采 取措施予以补救，比如设置体外预应力等。 4.2.3 宜考虑钢绞线误差对于结构挠度的影响。 4.2.3.1 建议分析全部纵向预应力误差6%对结构弹性挠度 的影响，同时分析此项误差对混凝土收缩
13、徐变挠度的影响。 4.2.3.2从工艺上保证有效预应力值。 4.2.4 应充分估计混凝土收缩徐变对结构挠度的影响 混凝土收缩、徐变对于结构的影响较大、而且复杂不定，建 议充分估计混凝土收缩徐变对结构的不利影响。 4.2.5 宜考虑活载对于结构徐变挠度的影响。 大跨径连续刚构桥设计指南 8 徐变挠度只对永久作用而言。但在繁忙交通的路段上，桥上 车流日夜不断，部分活载也实际成了永久作用，也会产生徐变挠 度，导致下挠增大。设计时宜考虑部分活载对结构徐变挠度的影 响。 4.3 计算参数的取用 计算参数的取值宜合理，尤其对于预应力筋与管道之间的摩 擦系数取值应慎重，施工前应作预应力损失试验，确定预应力筋
14、 与管道壁之间的摩擦系数取值。 大跨径连续刚构桥设计指南 9 5 持久状况和短暂状况构件的应力计算 5.1 正截面应力计算与控制 5.1.1 在运营阶段，主梁宜按照全预应力混凝土构件设计， 考虑最不利荷载效应后，跨中下缘应有适量的压应力储备，跨中 下缘压应力宜（1+L/100）MPa（L为主跨跨径，单位：m）。 最不利荷载效应指按照公路桥涵设计通用规范（JTG D60-2004）中的荷载组合内容，取荷载标准值进行最不利组合。 5.1.2 分析主梁跨中正应力储备时，建议充分估计混凝土收 缩徐变的影响。 5.1.3 进行正截面应力计算时，除考虑结构尺寸、施工荷载 和规范规定的各种荷载外，建议考虑施
15、工规范容许范围内的施工 误差对结构应力的影响。 5.1.4 在计算中考虑箱梁剪力滞的影响 5.2 主拉应力计算与控制 5.2.1 腹板主拉应力位置的确定 各截面腹板最大主拉应力有可能位于腹板中性轴、腹板上倒 角下缘或腹板下倒角上缘，建议计算出其最大值，以免遗漏。 5.2.2 腹板主拉应力计算 5.2.2.1 计算预应力混凝土受弯构件由作用（或荷载）标准 值效应组合和预加力产生的混凝土主拉应力 tp 时，按照公路钢 筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范 （JTG D62-2004） 的7.1.6 条计算，但规范的（6.3.3-3）式中的 y c 应按照本指南（4.1.2.2）大跨径连续刚构桥设计指
16、南 10 公式计算。 5.2.2.2 计算竖向预应力钢筋的有效预应力时，建议考虑竖 向预应力由于弹性压缩、混凝土收缩徐变、锚具回缩等因素产生 的竖向预应力的损失。 5.2.3 腹板主拉应力控制值的确定 考虑 5.2.2 中的各项因素后，按照荷载标准值进行最不利组 合后，计算出的主梁最大主拉应力 p t 宜满足下列规定： tk t f p 7 . 0 （5.2.3） tk f 混凝土的抗拉强度标准值。 5.3 箱梁横向计算 5.3.1 横向分析是大跨径连续刚构桥的一个重要环节，建议 判断整个桥跨范围内的箱梁薄弱断面，对箱梁薄弱断面进行横向 分析，确保每个断面在荷载作用下横向的安全性。 5.3.2
17、 横向分析时，可以按框架模型计算，必要时采用空间 实体单元模型计算。 5.3.3 横向分析时，建议考虑自重、桥面铺装超方、活载、 活载偏载和超载、底板预应力钢束的径向力及箱内外温差等因素 对结构的影响，验算顶板、底板跨中下缘、底板根部上缘、腹板 内侧的安全性。 建议按照公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范 （ JTG D62-2004）中有关预应力混凝土构件的要求来验算顶板的 各项受力，按照钢筋混凝土构件的要求，验算腹板和底板裂缝宽大跨径连续刚构桥设计指南 11 度和极限承载能力。 5.3.4 横向计算时，箱内外宜考虑不小于 5的温差。 5.3.5 横向计算时，除按照公路桥涵设计通用规范
18、（ JTG D60-2004）第 4.3.2 中的考虑 1.3 的冲击系数外，建议根据业主 意见，适当的考虑超载。 5.4 必要时进行有效预应力不足的敏感性分析 5.4.1 纵向预应力的有效应力随着时间的推移会降低，对特 别重要的桥梁，建议进行预应力敏感性分析，必要时可按某一指 定的有效预应力不足比例进行配束。 5.4.2 结构设计时除了根据计算荷载需要的钢绞线外，还应 考虑预留一定量的备用钢束，确保结构在运营期出现病害而有补 救措施。 5.5 短暂状况构件的应力计算 按照公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范 （ JTG D62-2004）第 7.2条相关条文控制。 大跨径连续刚构桥设计指
19、南 12 6 构造及施工措施 6.1 箱梁一般构造尺寸的规定 6.1.1 跨中梁高宜采用 1/401/50 的主跨跨径，小跨径取 大值。 根部梁高宜采用主跨跨径的1/161/18。 边、中跨比宜为 0.540.58。 6.1.2 底板最小厚度 32cm，顶板最小厚度 28cm，腹板最小 厚度 50cm，悬臂端最小厚度15cm。 6.1.3 箱梁刚度宜尽可能的渐变，如零号块与 2 号梁段的腹 板，底板的厚度宜通过 1 号梁段过渡，在腹板突变处也宜设置渐 变段，渐变段以一个梁段为宜。 6.1.4 0 号块底板、腹板、顶板厚度可较 1 号块或 2 号梁段 底板、腹板、顶板厚度适当增加，根据计算确定增
20、加值，但最小 不能少于20cm。 6.1.5 主梁箱宽不宜大于桥面全宽的1/2， 且箱梁的长边与短 边之比不宜大于 4，否则应设置成多箱室。 6.1.6 箱梁悬臂长度不宜大于 5m， 否则应考虑活载在悬臂端 部引起的双向挠曲效应。 6.1.7 梁高曲线和底板钢束曲线 6.1.7.1 箱梁底板下缘顺桥向梁段的交结点必须在一条平顺 的曲线上，边跨现浇段及中跨合拢段与悬臂端最后一个梁段之间 不允许有相对转角。对于主跨跨径小于 150m的可采用二次抛物线大跨径连续刚构桥设计指南 13 设置，大于 150m的可采用1.51.8次抛物线设置。 6.1.7.2 箱梁底板钢束应改变传统的与底板平行设置而造成
21、在梁段节点处形成死弯的缺点，应将底板钢束管道顺桥向各点均 设在一条平顺的曲线上，为此每梁段中的管道距离底板的竖向距 离应按照钢束曲线计算得出，而不是定值。 6.1.7.3 箱梁中跨跨中及边跨现浇段与悬臂端相接处底板的 纵向预应力管道宜尽量靠近底板上缘布置，即可紧贴箱梁底板的 上层钢筋，以增大截面抵抗钢束径向力的抗剪厚度。 图 6.1.7.3 6.1.7.4为了控制底板纵向预应力管道的线形， 除了提供梁段 节点断面管道布置图外，还应提供每一梁段中部截面的管道布置 图。 6.2 墩身一般构造尺寸的规定 6.2.1 当主跨跨径较大时，常采用双薄壁墩，两薄壁间距 H 可由施工中的不平衡弯矩来确定。 6
22、.2.2 空心薄壁墩墩底宜有适当的实心段以便承台和薄壁墩大跨径连续刚构桥设计指南 14 刚度过渡，建议墩底实心段取 2.53m。 6.2.3 建议双柱式薄壁墩承台做成整体式，不宜做成分离式。 6.2.4 主墩桩基宜做成嵌岩桩，在地质条件不允许只能做摩 擦桩，且地质条件较差时，对于 200m以上的跨径应做试桩。 6.2.5 主梁 0 号块横隔板宜设计成柔性横隔板，每道横隔板 厚度宜取5060cm。 6.2.6 在墩顶一个墩壁厚度范围内宜增设封闭箍筋以提高 该区域的墩身混凝土承压强度。 6.2.7 可通过一些手段调整连续刚构桥的桥墩受力。 通常调整桥墩受力的措施有：合拢前顶推主梁、边跨合拢前 后加
23、卸载等措施。 6.2.8 当桥墩满足下列条件时建议验算桥墩的稳定性。 即 H/B20 和 h/b20 图 6.2.8 式中：B双薄壁墩的外宽或单柱式的顺桥向宽度; b双薄壁墩的单片墩的顺桥向宽度; 大跨径连续刚构桥设计指南 15 H桥墩总高度; h双薄壁墩外横隔板间距，单柱墩内横隔板的间距。 建议双柱式墩的外横隔板与内横隔板对应并联成整体，单柱 式空心墩当 HB20时设内横隔板，否则应验算局部稳定。 6.2.9 宜尽量减小墩底与承台，墩顶与 0号块，各梁段间在 浇注时的相对龄期差，墩底与承台的浇注龄期差不宜大于 30天， 0号块各层和各相邻梁段之间的浇注龄期差不宜大于 15天。 6.3 普通钢
24、筋的构造要求 6.3.1 箱梁纵向钢筋和横向钢筋的间距不宜大于 15cm， 纵向 钢筋和底板横向钢筋直径不宜小于 16mm，腹板箍筋直径不宜小于 20mm，当顶板设有横向预应力时，顶板上层钢筋和箱内顶板下缘 横向钢筋直径不宜小于 16mm，悬臂下缘和箱中承托下缘钢筋直径 不宜小于12mm。 6.3.2 关于底板钢束防崩钢筋 6.3.2.1 建议在两个管道之间及最外排管道的外侧均设底板 预应力防崩钢筋，防止底板预应力钢束张拉时将底板下缘保护层 崩裂，每一个管道的防崩钢筋的面积按照下式计算： R f N A sd s 20 （6.3.2） 式中；N 一束预应力的张拉力，单位：kN； R钢束的曲率半
25、径，取沿管道的最小值，单位：m； sd f 钢筋的抗拉强度设计值,单位：MPa； A s 沿管道一米长度内的防崩钢筋面积, 单位：m 2 /m。 大跨径连续刚构桥设计指南 16 6.3.2.2防崩钢筋大样 防崩钢筋可做成“ ” 形和封闭箍筋，如果采用“ ”形钢 筋，则应确保卡住底板上下缘横筋，如为封闭箍筋则应将开口端 向上设置。若为底板的齿板防崩钢筋，则箍筋的开口向下设置。 图 6.3.2.2 用于防崩钢筋的箍筋开口方向与径向力方向相反， 图 6.3.2.2 中中间开出向上的箍筋适用于底板钢束的防崩及顶板钢束齿板的 防崩，右边开口向下的箍筋适用于底板钢束齿板的防崩。 6.3.2.3防崩钢筋布置
26、 防崩钢筋的设置应遵循以下几点： 1在钢束两侧均应设置防崩钢筋。 防崩钢筋设置在钢束两侧，距离钢束较近，能起到防崩的作 用，若防崩钢筋距离钢束较远，则效果较差，甚至起不到防崩的 作用，建议在每根钢束两侧均应布置防崩钢筋，没有钢束的地方，大跨径连续刚构桥设计指南 17 底板的架立钢筋的横向间距按照构造要求设置。 2防崩钢筋顺桥向间距不宜超过两个横向钢筋间距，也不宜 梅花形布置，避免部分钢束两侧没有防崩钢筋。 3防崩钢筋不能等同于底板的架立钢筋，不能缺少。 6.4 预应力的构造要求 6.4.1 预应力管道间净距不得小于 6cm，在直线段两管道竖 向可以叠置。 6.4.2 建议箱梁顶、底板纵向预应力
27、设备用管道，且不少于 二束，如施工中未动用，则将喇叭口封闭以后备用。 6.4.3 竖向预应力宜对称腹板布置。 6.4.4 建议边跨底板预应力钢束有 20且不少于 2 束的预 应力钢束按直束布置通过支座外，其余底板束一律上弯锚固。 6.4.5 顶板纵向预应力钢束宜通过平弯及竖弯锚固在顶板 与腹板交界处，底板纵向预应力宜通过平弯及竖弯锚固在底板与 腹板交界处，否则应验算锚前和锚后的局部应力。 6.4.6 纵向预应力钢束尽量布置在靠近腹板处。 6.4.7 纵向预应力管道的平弯和竖弯半径在有足够空间的 情况下，尽可能采用较大半径，以减小管道平弯和竖弯引起的局 部拉应力。顶板的平弯半径R不宜小于按下式计
28、算的半径。即 () tk f d h N R 500（6.4.7） 式中：R预应力钢束的平弯半径，单位：m; N 一束预应力钢束的张拉控制吨位，单位：kN; 大跨径连续刚构桥设计指南 18 tk f 混凝土轴心抗拉强度标准值，单位：MPa; h顶板（底板）厚度，单位：m; d管道外直径，单位：m。 表 6.4.11给出了不同张拉吨位对应的最小弯曲半径，建议采 用。 表 6.4.11 张拉吨位（kN） 最小弯曲半径(m) 1000 4 2000 8 3000 12 4000 16 6.4.8 在布置主梁纵、横、竖三向预应力钢束时，应错开位 置，避免钢束的锚头、管道相互干扰，或锚头管道与普通钢筋干
29、 扰，而不能准确到位，从而影响预应力的效果。 6.4.9 预应力钢束的张拉龄期除满足混凝土强度条件外，建 议对加载龄期提出要求，加载龄期最少不得小于 5 天，主跨跨径 大于 200m的桥梁，加载龄期不得小于 7天，以减少收缩徐变的影 响。张拉时，对于加载时的混凝土弹性模量提出要求。 6.4.10 建议尽可能增大主梁的预应力度，控制主跨跨中在永 久作用下的下挠。 6.5 施工措施 6.5.1 悬臂浇筑时两端不平衡自重建议为一个底板自重的一 半。 6.5.2 建议所有纵、横、竖向预应力锚头在张拉完成并压浆后大跨径连续刚构桥设计指南 19 均应加盖帽，并在盖帽内注入防腐油脂，保持密封。 6.5.3
30、除承台、墩身、0号块可分层浇注外，其余梁段应一次 浇注完成，零号块宜分两次浇注，第一次浇注的分界面不宜设在结 构刚度突变处，宜放在底板以上 45m 的位置。混凝土的初凝时间 必须大于浇注时间。 6.5.4 建议纵向预应力采用真空辅助压浆工艺， 并对压浆饱满 程度进行检查，必要时可开孔检查。 6.5.5 建议对纵向预应力的张拉质量做 1的抽检。 6.5.6 当竖向预应力采用精轧螺纹粗钢筋时，建议在不少于 1的竖向预应力下设测力环，并用扭矩扳手做扭力测定，且竖向预 应力采用二次张拉工艺完成。 6.5.7 竖向预应力宜采用不少于四根钢绞线的圆锚，单根钢绞 线用直径为 4mm的铅丝捆成整体，并编束，然
31、后穿束张拉。 6.5.8 建议竖向预应力顺桥向最大间距 s宜满足下列要求， 否 则应适当加高腹板上承托高度和腹板与底板倒角高度。 26 tan 2 1 h s 26 tan 2 2 h s 图 6.5.8 6.5.9 控制梁段施工质量，避免梁段接缝处出现裂缝。 6.5.10 严格控制施工中出现的超方，超方包括结构超方和二大跨径连续刚构桥设计指南 20 部恒载的超方。 6.5.11 关于边、中跨合拢 6.5.11.1 对连续刚构桥而言边跨现浇段、边跨合拢、中跨合拢 是三个关键施工工序，建议三个关键工序在如下两个原则下进行： （a）三个工序的全过程均在结构处于稳定变形条件下进行； （b）三个工序的
32、全过程均在结构处于平衡状态下进行。 6.5.11.2 建议根据实际情况，采取安全、经济、合理的施工方 法浇筑边跨现浇段。 6.5.11.3 边跨现浇段宜分为二次浇筑，先浇筑 A段，后浇筑长 2m的合拢段 B段。同时建议设置合拢段，否则无法安装合拢刚性骨 架，同时也便于标高的调整，见图 6.5.11。 图 6.5.11 6.5.11.4 若边跨现浇段采用满堂支架现浇，建议对满堂支架 进行预压。 6.5.11.5 建议给出详细的边、中跨合拢施工流程图及合拢施 工流程说明。 6.5.12 关于立模标高 确定立模标高时应充分考虑各种因素的影响，确定出主梁合 理的预抬值和桥面线形。 大跨径连续刚构桥设计
33、指南 21 6.5.12.1 跨中预拱度的设置 鉴于一般计算值可能偏小，可以适当放大。 6.5.12.2 为了方便施工监控，建议给出施工过程中每个施工 阶段的节点挠度表， 6.6 其他方面 6.6.1 关于齿板设计 6.6.1.1建议构造端部与底、顶、腹板表面设置 1015 的后 仰角，以减小齿板端部下部的受拉范围和大小，同时给齿板后部 受剪区增加压力。6.6.1.2 在齿板端部宜设置足够的受拉箍筋，并将开口端锚 固于原结构内。6.6.1.3 建议齿板长度按照以下公式计算 B N L 400 （6.6.1.3） L 齿板长度，单位：m N 一个齿板内钢束总的张拉力，单位：kN； 齿板混凝土的容
34、许抗剪强度，单位：MPa B 齿板宽度，单位：m 6.6.1.4在管道竖弯范围内宜设置防崩箍筋， 并将开口端锚固 于原结构内，防崩箍筋宽度按 cm d ) 10 ( + 控制，d为管道外径，不宜 太大，每米的总面积 s A 按 sd s f R N A 700（6.6.1.4） 大跨径连续刚构桥设计指南 22 式中；N 一束预应力的张拉力，单位：kN； R钢束的束弯半径，单位：m； sd f 钢筋的抗拉强度设计值,单位：MPa； s A 沿一根管道一米长度内的防崩箍筋面积, 单位：m 2 /m。 6.6.1.5 锚下的局部承压按规范相应条款确定。 6.6.2 建议箱梁设置必要的检查通道，桥墩设
35、置扶梯及进出 口，以便后期对箱内及墩内进行检查。 6.6.3 人洞边缘钢筋直径不宜小于 16mm，间距不宜大于 15cm。 6.6.4 建议维修养护作为设计中的一项内容，应提供： 6.6.4.1 检查通道及检查孔的详细图纸及说明； 6.6.4.2 检查照明设备及相关说明或图纸。 6.6.5 关于桥面线形的控制 6.6.5.1建议在设计中考虑设置一定的凸形竖曲线， 如果路线 纵断面设置困难，也可考虑在不影响两端接线线形的前提下设置 局部竖曲线，这对于降低桥梁标高控制的难度，保证桥梁建成后 的外观线形均有较大的意义。 6.6.5.2 建议桥面铺装以厚度控制为原则，桥面线条圆顺即 可。 大跨径连续刚
36、构桥设计指南条文说明 23 条文说明 1.1 针对目前大跨连续刚构较普遍存在的跨中下挠、腹板斜裂缝、底板 裂缝等病害，本指南通过分析其可能存在的成因，结合对于这些病害的一些 处理经验措施，从设计角度提出了一些在设计中需要注意和加强的要点，以 便通过对一些设计指标的控制以及必要的构造措施的采取来降低和消除可能 出现的病害。 本指南旨在细化公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范（JTG D62-2004）在大跨径预应力混凝土连续刚构设计上的应用，作为对现行规 范的补充，从而希望大跨径预应力混凝土连续刚构健康发展。 2.2.1桥涵施工规范规定,桥梁结构断面尺寸允许有5误差，桥面 铺装厚度允许超厚L
37、/5000 （L为连续刚构主跨跨径） ， 预应力钢绞线容许6 误差。鉴于设计中考虑整个桥面铺装超厚 L/5000（L 为连续刚构主跨跨径） 偏大， 本指南建议设计中考虑桥面铺装超厚L/7000 （L为连续刚构主跨跨径） ， 但不得小于2cm，结构尺寸5误差和钢铰线6%误差。 2.3.4 考虑到应充分估计混凝土收缩徐变对结构的影响，本指南建议在 采用潮湿度计算徐变效应的同时，也采用混合理论来计算结构的收缩徐变， 采用混合理论时分别取徐变系数0.021、终极值 k =2.0 和徐变系数 0.0021、终极值 k =2.5两种情况，取三种结果中徐变效应较大的作为结构的 徐变效应。 3.1.1 进行承
38、载力校和时除按照规范规定外，还需考虑以下三个方面的 问题： 1计算内力组合时，建议计入结构自重（箱梁和铺装）的施工误差引起 的内力增减。 2进行内力组合时，宜充分估计施工误差引起的混凝土收缩徐变内力的 变化。 3 计算结构抗力时宜考虑施工引起的预应力钢绞线误差对结构抗力的影 响。 3.2计算主梁正截面承载能力时宜注意以下几个问题： 1安全等级的确定 大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 24 对于大跨径预应力混凝土连续刚构桥的安全等级均宜按照一级来控制， 即结构的重要性系数取1.1。 2主梁的承载能力计算要考虑施加预应力产生的次内力的影响。 3.4剪力滞是指宽翼缘箱形截面受对称垂直力作用时,其上、
39、下翼缘的正 应力沿宽度方向分布不均匀,这种现象称为剪力滞或剪力滞效应。 剪力滞效应 会造成腹板处的应力水平高于平均应力。忽略此影响就会低估箱梁腹板和翼 缘交接处的应力，致使实际应力大于设计应力，翼缘板的承载能力得不到满 足从而出现裂缝，导致结构不安全。 由于一般连续刚构计算采用平截面假定，利用杆系程序进行整体纵向计 算，无法考虑剪力滞效应，计算出的平均应力小于腹板处的应力，因此设计 时宜使计算出的平均应力小于规范容许的最大应力，且与规范容许最大应力 有一定差距，控制结构的最大正应力在规范容许值之内。必要时建议作空间 结构分析，确定箱梁的剪力滞系数，来指导设计，保证结构的安全度。 大跨径连续刚构
40、桥设计指南条文说明 25 4.2从设计方面考虑， 结构在除混凝土收缩徐变之外的永久作用下的跨中 弹性挠度影响结构混凝土收缩徐变的挠度，二者对于桥梁运营后期跨中下挠 情况起决定作用，而且徐变挠度与除混凝土收缩徐变之外的永久作用下的跨 中弹性挠度基本成正比，即除混凝土收缩徐变之外的永久作用下的跨中弹性 挠度大，结构的徐变挠度就大，反之就小。因此本指南对于结构在除混凝土 收缩徐变之外的永久作用下的弹性挠度提出设计要求， 从而控制结构的收缩、 徐变挠度，最终控制结构在运营期的下挠。下表给出了国内、外大跨径连续 刚构桥病害情况。 典型大跨径预应力混凝土连续箱梁桥跨中下挠情况简表 表4.2 桥名 跨径（m
41、） 结构类型 跨中下挠 （cm） 折合跨径 备注 黄石长江公路 大桥 62.5+3 245+62.5 连续刚构 33.5 1/731 广东虎门大桥 辅航道桥 150+270+150 连续刚构 26 1/1038 江津长江大桥 140+240+140 连续刚构 31.7 1/757 三门峡黄河 大桥 105+4160+105 连续刚构 22 1/727 广东南海金沙 大桥 66+120+66 连续刚构 22 1/545 广东丫髻沙大 桥副桥 86+160+86 连续刚构 23 1/696 台湾圆山大桥 75+150+2 142.5+118+43 带铰刚构 63 1/238 挪 Stvest桥 1
42、00+220+100 连续刚构 20 1/1100 帕 劳 Koror- Bobelthuap桥 72+241+72 带铰刚构 120 1/201 加固后 即倒塌 英 Kingston 桥 62+143.3+62.5 带铰刚构 30 1/478 美 Parrotts Ferry桥 99+195+99 带铰刚构 63.5 1/307 加 Grand-mere 181.4 带铰刚构 30 1/605 由上表可见大跨径预应力混凝土箱梁跨中下挠问题，是一个国内外普遍 存在的问题，从另一个侧面也说明大跨径预应力混凝土箱梁跨中下挠，是设 计、施工技术上的确存在缺陷。 大跨径预应力混凝土箱梁跨中下挠， 不仅
43、导致桥梁养护费用的大幅增加， 破坏桥梁的美观，更重要的是造成桥梁交通运营和结构安全度的降低。因此大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 26 确有必要对引起下挠的问题从设计计算、施工和处治等各环节进行详细的理 论与试验分析，力求对这一现象进行有效的控制。 一、下挠的特点 总结这些出现下挠的大跨径连续刚构桥，发现下挠有以下特点： 1挠度长期增长，增长率随时间可能呈加速、降低或保持匀速变化的趋 势。传统的设置预拱度的方法只能解决施工中引起的桥面线形问题，而不能 有效的控制跨中下挠。 2结构的长期挠度远大于设计计算的预计值。 计不完全统计，大跨径预应力混凝土箱梁持续下挠的年速率如下： 跨径L100160m
44、，f 徐 1（cm/年） 跨径L160220m，f 徐 12（cm/年） 跨径L220270m，f 徐 23（cm/年） 二、 下挠的主要原因 跨中持续下挠问题是一个十分复杂的问题，影响因素较多，国内工程界 已做过大量的分析研究工作，归纳起来大致有以下一些因素。 1对混凝土的收缩徐变认识不足，设计的收缩徐变挠度远小于实际的徐 变挠度，导致结构下挠大。 2.控制各施工阶段主梁挠度值的认识不足，导致成桥后存在初始挠度， 以至结构在长期荷载作用下徐变挠度不断增加。 3预应力束的布置方式与预应力度的大小。 4下挠会导致结构开裂，而开裂又加大下挠，二者互相影响，形成恶性 循环。 5对预应力长期损失估计偏
45、低。 6运营阶段在长期活载作用下，活载挠度也会引起活载徐变挠度值的增 加。 7施工方法（特别是合拢方式）导致不利的成桥应力状态。 8过早加载导致预应力徐变损失增大，从而使徐变挠度增大。 9预应力管道灌浆不饱满。 10施工超方的影响。 大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 27 这些因素有着长期的随机性和不确定性，而且还相互耦合。因此很有必 要从设计方面对主梁下挠提出控制标准。 4.2.1 从设计方面考虑大跨径连续刚构桥主梁的下挠原因是：纵向预应 力用量偏少，或有效预应力不足，结构弹性挠度大，徐变挠度也大，结构开 裂，导致结构刚度低，产生下挠。可见结构弹性挠度和徐变挠度是跨中下挠 的主要直接因素，另
46、外结构弹性挠度影响结构的徐变挠度，徐变挠度与恒载 挠度基本同方向、成比例，因此首先宜控制结构在除混凝土收缩徐变外的弹 性挠度，通过控制除混凝土收缩徐变外的弹性挠度，从而控制混凝土收缩徐 变挠度，最终达到控制结构跨中下挠。 本指南给出的弹性挠度控制值是通过分析国内已建成并运营多年的几座 大跨径连续刚构桥的弹性挠度，并结合实际的主梁下挠情况得出的，希望通 过控制弹性挠度，来控制主梁的下挠，此控制指标有待于在今后的实践中得 到不断的补充和完善。 几座大跨径连续刚构桥弹性挠度和实际下挠值 表4.2.1-1 桥名 跨径（m） 弹性 挠度 （mm） 弹性挠 度与跨 径比值 徐变 挠度 (mm) 徐变挠度
47、与跨径 比值 下挠 值 (mm) 折合跨 径比值 运 营 年 下挠 速率 (mm/ 年) 虎门大桥 辅航道桥 150+270+150 (-176) -232 1/1164 -155 1/1742 -260 1/1038 8 32.5 黄石长江 公路大桥 162.5+3 245+162.5 -141 1/1738 -202 1/1213 -335 1/731 6 55.8 三门峡黄 河公路 大桥 104.86+4 160+104.86 -93 1/1720 -92 1/1739 -220 1/636 4 55.0 洛溪大桥 65+125+180+ 110 -37 1/4865 -36 1/500
48、0 -60 1/3000 3 20.0 六广河 大桥 145.1+240+ 145.1 -23 1/10435 -12 1/20000 -56 1/4285 2.6 21.5 注：1.表中挠度向上为正，向下为负； 2.弹性挠度包括施工阶段的弹性下挠，是结构自重、二期荷载和预应力钢束共同产 生的，为跨中最大下挠值。 3.表中弹性挠度均根据施工图中所描述的结构和构造计算所得，其中虎门大桥辅航 道桥计入了桥面铺装超厚的荷载，括号内数据适用于不考虑桥面铺装超厚的情况。 大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 28 4.表中徐变挠度是按照多种徐变参数计算得到较大的徐变挠度值。 从上表中可以看出，前三座桥弹性挠度与跨径比值均大于 L/2000（L 为 主跨跨径），比值较大，徐变挠度与跨径比值也较大，而且实测下挠值大， 下挠年速率也较大，均大于 33.8 mm/年，即计算情况与实际下挠情况较吻合。 后两座桥下挠量较小，下挠速度也缓慢，计算弹性挠度与主跨跨径比值也较 小，均小于 L/4000（L 为主跨跨径），徐变挠度与跨径比值也较小。从上面 分析中可以看出，弹性挠度较小的，徐变挠度小，实际下挠值也较小，应该 控制结构的弹性挠度。
