《大跨径连续刚构桥设计指南》条文说明

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 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/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β＝0.021、终极值ψk=2.0和徐变系数β＝0.0021、终极值ψk=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 23

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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、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。 24

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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 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 25

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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。传统的设臵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L＝100～160m，f徐＜1（cm/年）

跨径L＝160～220m，f徐＝1～2（cm/年） 跨径L＝220～270m，f徐＝2～3（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．预应力束的布臵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。 26

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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 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。 27

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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。

另外通过分析某高速公路上的四座大跨径连续刚构桥的弹性挠度（见表4.2.1-2）来看，弹性挠度控制在L/4000之内是可以做到的。 某四座桥的挠度 表4.2.1-2

注：1.表中挠度单位：mm。位移向上为正，向下为负。 2.徐变挠度指成桥之后十年发生的挠度。

3. 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。

通过以上分析，本指南确定主梁在除混凝土收缩徐变外的弹性下挠值宜≤L/4000，L为连续刚构桥主跨跨径，即可认为在今后运营阶段，主梁跨中不会出现较大的下挠。

4.2.2.1施工规范允许范围内的误差

施工规范允许结构尺寸误差为±5％，铺装超厚L/7000(L为主跨跨径)，因此主梁结构设计时，除根据结构设计尺寸和设计荷载确定主梁跨中下挠值外，还宜考虑施工规范允许范围内的施工误差对结构跨中挠度的不利影响。设计时不仅考虑施工误差对结构弹性挠度的影响，同时宜考虑超方5％和铺 28

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 装超厚引起的徐变挠度的增大。 4.2.2.2施工规范允许范围外的误差

此处误差主要是指铺装超方。即除了考虑施工规范容许范围内的超方外，还应考虑施工规范范围外的超方，一旦发现有超方，能够采取补救措施，比如设臵备用束、设臵体外束等。

结构超方和桥面铺装中调平层超方是极易出现的情况，在分析旧桥病害时，超方也是一个重要分析因素。某大桥桥面铺装设计为8cm水泥混凝土，后期检测发现大部分桥面调平层超厚8cm左右，即超厚了1倍，全桥二期荷载超重达14000kN，经计算超重引起结构跨中下挠8cm，超重引起

的混凝土收缩徐变又会引起结构跨中下挠6cm，即超重会引起结构下挠14cm，超重必然减少跨中的应力储备，引起开裂，结构刚度随之减弱，刚度减弱又会使下挠加剧。因此建议考虑超方的情况。

在此以某主跨230m的大桥为例，分析结构超方5％，同时桥面铺装调平层超方10％、20％、30％、50％和100％对于跨中挠度的影响，见表4.2.2-1。

超方对跨中点挠度的影响 表4.2.2-1 注：1.表中单位：mm。位移向上为正，向下为负。

2.弹性挠度包括施工阶段的弹性下挠，指除混凝土收缩徐变外的永久作用下的下挠。

3.此桥设计铺装为8cm水泥混凝土+10cm沥青混凝土。

上表中给出了在原结构基础上，考虑不同情况超方后跨中的挠度，从中可看出，原设计弹性挠度向上，超方使结构产生向下的挠度，当结构超方5％，调平层超方100％时，弹性挠度已有原来的向上18mm，下降为向下3mm，即 29

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下挠21mm。从表中还可以看出，超方不仅影响弹性挠度，同时对徐变挠度影响更大。因此超方对结构的影响是不可忽视的，超方应作为结构挠度设计时必须考虑的因素，设计上应有补救措施可以采取，比如预留钢束，体外束等。

4.2.3 施工规范中容许预应力有±6％的施工误差，因此应考虑纵向预应力损失6％对于结构挠度的影响。对于特别重要的桥梁，应考虑到施工

中可能存在的多种因素会引起有效预应力达不到设计值，必要时可按某一指定的有效预应力不足比例进行挠度计算。

下面分析某主跨200m跨径的连续刚构桥在不同的底板钢束损失程度所产生的弹性挠度和徐变挠度，见表4.2.3。

跨中底板有效预应力对跨中挠度的影响 表4.2.3 注：1.表中单位：mm。位移向上为正，向下为负。

2.弹性挠度指除收缩徐变外的永久作用产生的挠度，包括施工阶段的弹性下挠。

3.徐变挠度指成桥之后十年发生的挠度。

从上表可以看出， 跨中底板的钢束用量直接影响到弹性挠度，从而影响徐变挠度，而且徐变挠度增长的幅度远大于弹性挠度增长的幅度，另外也可以看出跨中底板的钢束用量直接影响到结构的挠度，因此设计时应考虑有效预应力，适当增加主梁跨中底板钢束用量，提高预应力度，减少主梁下挠值。

上表中分析了底板钢束不同损失程度对跨中挠度的影响，而全部钢束失效对跨中的挠度影响更大，建议设计时将考虑钢绞线失效对结构的影响作为不可缺少的内容。

4.2.4目前国际上有三种徐变计算方法，本指南中分析计算采用的是其 30

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中的混合理论的徐变计算方法，旨在说明不同的徐变参数取值得到的结果相差较大。混合理论中常取徐变系数β＝0.021，终极值ψk=2.0，这

种参数取值计算出的徐变效应较适合于中小跨径桥梁，对于大跨径桥梁，取徐变系数β＝0.0021，终极值ψk=2.5，这种取值对徐变效应考虑的较充分，因此以下分析中采用三种徐变计算方法分析徐变对于结构挠度的影响。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β＝0.0021，终极值ψk=2.5，第二种取徐变系数β＝0.021，终极值ψk=2.0，第三种徐变计算方法采用现行规范中相对潮湿度取0.8，分别对某高速公路上五座大跨径连续刚构桥跨中位臵混凝土徐变挠度做出分析，分析结果见表4.2.4。

不同徐变参数取值对跨中挠度的影响 表4.2.4

注：1.表中单位：mm。位移向上为正，向下为负。徐变挠度指成桥之后十年发生的挠度。

2.表中数值是指扣除结构自重、二期荷载和预应力挠度之后的徐变挠度。

从上表可以看出，不同徐变参数计算出的徐变挠度相差较大，基于收缩徐变的复杂性，充分考虑混凝土的收缩徐变，保证结构的安全。 4.2.5 在桥梁竣工开放交通时，结构的徐变还没有完成，在交通量较大的桥上，活载相当于永久作用一样昼夜作用在桥面上，活载及活载超载也会使结构的徐变下挠值加大，因此宜考虑活载引起的结构徐变下挠值的加大。

苏通长江公路大桥辅航道桥在设计时，考虑了活载对结构收缩徐变的影响，具体方法是：将长期作用在桥梁上的汽车荷载，在计算中给予适当的折减，取两车道进行计算，计算活载产生的弹性挠度为6.1cm，除去活

载弹性 31

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挠度的影响，活载效应造成的长期徐变挠度增量为5.3cm，即活载引起的混凝土收缩徐变挠度为5.3cm。此种考虑活载引起的徐变挠度方法可以借鉴。

4.3 《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（ JTG D62-2004）中塑料波纹管的管道摩阻系数μ＝0.14～0.17，取值偏小，若根据规范中的取值计算得到的有效应力比实际的大，偏不安全，因此对于大跨径预应力混凝土连续刚构桥，应重视预应力损失试验，施工前认真做预应力损失试验。有些试验表明，预应力钢筋与管道壁之间摩擦引起的预应力损失，比设计采用值大很多，甚至差几倍。如果忽视这点，就无法在施工中进行调整，这样就会导致有效预应力不足，引起主梁下挠增大。因此应在工地进行试验，测出实际的管道摩阻值，以便准确确定有效预应力和张拉吨位是否到位。 32

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5.1.1《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（ JTG D62-2004）对于施工阶段的主梁最大、最小应力提出了要求，对于运营阶段混凝土最大压应力提出了要求，而对于运营阶段的主梁跨中下缘最小应力没有提出要求。只通过抗裂验算来控制主梁下缘应力是不能满足大跨径连续刚构桥的应力需要的，而且跨中下缘的应力储备和跨中下挠问题是直接相关的，

设计者通常不关心结构挠度，但比较关心结构的应力储备，因此应对应力储备提出要求。本指南通过分析多座未出现箱梁横向裂缝和过多下挠病害刚构的应力，提出正截面应力的控制值。应力储备大小与主跨跨径有关，下面通过分析运营多年的几座大跨径连续刚构桥的应力储备，并和实测的桥梁运营情况作比较，提出正截面应力的控制值。

几座大跨径连续刚构桥的跨中下缘正应力 表5.1.1

注：1.表中最不利组合为（恒载+混凝土收缩徐变+公路Ⅰ级+温度），组合均为荷载标准值组合，即各荷载组合系数均为1。

2.温度考虑整体升降温20℃，主梁上下缘温差按照《公路桥涵设计通用规范》

（JTG D60-2004）中的规定取值。

3.表中计算混凝土收缩徐变采用多种计算方法中较为保守的收缩徐变参数。 4.表中“√”表示出现横向受力裂缝，“－”表示不出现横向受力裂缝。

5.表中虎门大桥辅航道桥计算中计入了桥面铺装超厚的荷载，括号内数据为不

考虑实际铺装超厚的应力。

上表中虎门大桥辅航道桥考虑桥面铺装超厚的情况，在最不利荷载组合时，跨中下缘出现2.36MPa拉应力，数值较大，表明主梁下缘混凝土已开裂，这与实际主梁跨中下缘出现横向裂缝相一致；黄石长江公路大桥从计算来看， 33

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最不利组合时跨中下缘只有0.21Mpa拉应力，此数值不能使下缘混凝土开裂，而实际检测到的跨中下缘已出现横向裂缝，两者互相矛盾，其实从检测报告来看，此桥的混凝土浇注质量及预应力管道压浆质量较差，即预应力的有效应力较少，因此实际的跨中下缘拉应力较差，与设计值相差较大，才导致出现横向裂缝，这也说明了有效预应力的重要性。洛溪大桥、六广河大桥和下白石大桥在最不利荷载组合下，跨中下缘均有不同程度的压应力，实际上在运营过程中此三座桥跨中下缘也没有出现横向受力裂缝。从以上分析说明，考虑各种因素后，在最不利荷载组合下，跨中下缘应力适量的压应力储备，跨中下缘压应力宜≥（1+ L/100）（MPa）（L为主跨跨径）。

5.1.2 不同的徐变计算方法得到的跨中下缘应力相差较大。下面取三种徐变参数来分析某高速公路上六座连续刚构桥的跨中区域应力储备。前两种为采用徐变系数取β＝0.0021，ψk=2.5和β＝0.021，ψk=2.0两种情况，第三种采用现行规范，徐变参数（即相对潮湿度）取0.8，汽车的偏载系数均取1.15,分别计算六座连续刚构桥在最不利荷载组合（恒载+收缩徐变+活载+温度）下，跨中区域下缘应力状况，分析结果见表5.1.2。 跨中区域下缘最小应力 表5.1.2 注：表中应力单位：MPa；压为正，拉为负。

由上表可以看出，采用不同的徐变参数得到的跨中下缘应力相差较大，因此计算跨中下缘的应力时，应充分估计混凝土收缩徐变的影响。 5.1.3下面分析某五座桥在结构超方5％，调平层超方分为10％、20％

和50％三种情况下，考虑最不利荷载组合，分析中跨跨中区域下缘应力状况。计算时采用混合理论计算收缩、徐变，徐变系数取β＝0.0021，ψk=2.5，分析结果见表5.1.3。 34

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考虑超方时跨中区域下缘最小应力 表5.1.3 注：1.表中应力单位：MPa。

2.最不利组合指（恒载+收缩徐变+公路Ⅰ级+温度），各项荷载组合系数均为1。 3.温度考虑整体升降温20℃。

从表中可以看出，施工误差引起超方使主梁下缘压应力储备减少，对结构不利。

上表中分析了超方对跨中下缘应力的影响，而考虑全部钢绞线失效6％对于跨中下缘的应力也有影响，建议设计中考虑。

5.1.4 箱梁剪力滞效应引起箱梁断面在腹板处的正应力高于理论计算出来的平均应力，因此正应力设计时，应考虑实际应力会比计算值大，避免正应力超出规范容许值，若忽略此影响就会低估箱梁腹板和翼缘交接处的挠度和应力，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。

5.2.2.1 腹板出现斜裂缝是大跨径连续刚构桥较常出现的病害，从受力方面来说主要原因是计算主拉应力考虑因素不全面，导致计算主拉应力值比实际的主拉应力值偏小，另外竖向预应力的有效应力较低，有效应力得不到保证，因此实际的主拉应力值比计算的要大，结合这两方面原因，就

会使得实际的主拉应力值比计算的主拉应力值大得多。

《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（ JTG D62-2004）第6.3.3条（6.3.3-1）主应力计算公式为： ?? tpcp ? ?cx??cy 2 ?

??cx??cy??? ? 2 2 2 ????? (5.2.2.1-1) 式中： 35

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 ? tp

－构件混凝土中的主拉应力； －构件混凝土中的主压应力；

－在计算主应力点，由预应力和按作用（或荷载）短期效应组合计 ? cp ? cx

算的弯矩产生的混凝土法向应力； ? cy

－由竖向预应力钢筋的预加力产生的混凝土竖向压应力； ?

－在计算主应力点，由预应力弯起钢筋的预加力和按作用（或荷载） 短期效应组合计算的剪力产生的混凝土剪应力。

此公式中仅从纵向和竖向二维来分析主拉应力，实际箱梁是三维受力模式，应该考虑横向因素的影响。箱梁是框架结构，由于底板的自重以及上翼缘的悬臂，箱梁腹板在自重、活载、温度荷载、张拉横向预应力、张拉纵向预应力引起的径向力等荷载作用下，腹板各断面受力不同，有的断面受拉，有的断面受压，通常是腹板内侧拉应力较大，在计算主拉应力时，应考虑上述因素对腹板主拉应力的影响，即σcy值应是竖向预应力提供的压应力与温度、活载、张拉横向预应力和张拉纵向预应力引起的径向力等荷载产生的应力叠加。按照本条中的公式分别计算腹板内、外侧σcy值，取不利的数值σcy来计算腹板的主拉应力。下表给出某高速公路上六座大跨径连续刚构桥的横向因素对主梁最大主拉应力的影响。

箱梁横向因素对主梁最大主拉应力的影响 表5.2.2.1

表中单位：MPa，“-”表示不出现主拉应力。 ①不考虑竖向预应力的最大主拉应力 ②考虑竖向预应力的最大主拉应力

③考虑横向自重(含纵向底板束径向力)计算出的最大主拉应力 36

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④考虑（横向自重+横向预应力）计算出的最大主拉应力

⑤考虑（横向自重+横向预应力+活载+活载超载30％）计算出的最大主拉应力 ⑥考虑（横向自重+横向预应力+活载+活载超载30％+箱内外5℃温差）计算出的最大主拉应力

通过计算，箱梁在自重、温度、活载、张拉横向预应力和张拉纵向预应力引起的径向力等荷载在腹板断面产生的拉应力组合值较大，一般在2.5MPa左右，此值甚至可抵消竖向预应力提供的竖向压应力，可见箱梁的横向效应对腹板产生的效应较大，从上表可以看出，考虑横向因素的最大主拉应力将比不考虑横向因素计算出的最大主拉应力值大很多（⑥和②比较），若不考虑横向应力的影响，必然使计算的主拉应力值偏小，这也是腹板出现斜裂缝的主要原因之一。 5.2.2.2 竖向预应力的有效应力

《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（ JTG D62-2004）第

6.3.3条（6.3.3-3）σcy计算公式为：

?cy?0.6n?pe'Apvbsv （5.2.2.2）

其中?pe'为竖向预应力钢筋扣除全部预应力损失后的有效预应力。由于

混凝土的收缩徐变、竖向预应力锚具的锚头回缩、混凝土弹性压缩、竖向预应力钢束的松弛等均会引起竖向预应力有效应力降低，另外主梁高度、预应力钢束的布臵、预应力钢束的材料和张拉吨位等均会引起不同的有效应力，因此应充分考虑各种因素后，确定出合理的竖向预应力的有效应力，保证结构的安全。

5.2.3 通过对已通车运营4~5年，腹板未开裂的连续刚构桥的主拉应力分析，确定主拉应力值的控制标准。下面分析运营多年的大跨径连续刚构桥的主拉应力。 37

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几座大跨径连续刚构桥主梁的最大主拉应力和腹板斜裂缝 表5.2.3 表中单位：MPa，“-”表示不出现主拉应力。 ①不考虑竖向预应力的最大主拉应力 ②考虑竖向预应力的最大主拉应力

③考虑横向自重(含纵向底板束径向力)计算出的最大主拉应力 ④考虑（横向自重+横向预应力）计算出的最大主拉应力

⑤考虑（横向自重+横向预应力+活载+活载超载30％）计算出的最大主拉应力 ⑥考虑（横向自重+横向预应力+活载+活载超载30％+箱内外5℃温差）计算出的最大主拉应力

上表中，根据不同梁高，采取不同折减系数来计算竖向预应力的有效应力。其中虎门大桥辅航道桥在考虑横向各种因素后，腹板出现最大主拉

应力为3.82MPa，位于距离墩顶1/4跨径的位臵，数值较大，实际上此桥距离墩顶1/4跨径的位臵腹板出现了较少量的腹板斜裂缝，病害与计算相吻合；三门峡黄河公路大桥计算主梁最大主拉应力为5.92MPa，数值较大，实际上此桥主梁出现了较大面积的腹板斜裂缝，从计算上也解释了出现病害的原因。后三座桥腹板没有出现斜裂缝，从计算来看，主梁最大主拉应力比前面两座桥小。

《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2004）中要求现浇的全预应力混凝土构件斜截面抗裂计算的σt?0.6ftk，此抗裂计算 p

中荷载组合时有不同的折减系数；对于荷载标准值组合下的σt最大值没有提 p

出要求，只是要求当σt?0.5ftk时，对箍筋的间距提出了要求。本指南结合 p

以上对多座桥的主拉应力和斜裂缝分析，提出在荷载最不利标准值组合下， 38

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 主梁最大主拉应力宜满足σt?0.7ftk。 p

5.3.3 部分连续刚构桥在后期运营过程中出现了纵向裂缝，其中由于横向底板抗弯引起的纵向裂缝也是很常见的，因此横向计算是结构设计不

可缺少的、重要的内容。设计者在做横向计算时通常考虑了自重、二期荷载、预应力、活载，忽略了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。

由于连续刚构箱梁的梁高一般采用抛物线变化；同时各梁段内完全采用直线连接，梁段接头处出现折角。这样，底板纵向钢束完全沿底板行走将导致较大的径向分力，径向力产生原理见图5.3.3.1。因此，在进行箱梁横向分析时不能忽略此分力。任意点径向分力集度q=T/r，其中T为该点有效预应力，r为该点曲率半径。

图5.3.3.1 纵向预应力径向分力产生原理

径向力对于箱梁的横向受力最大危害主要有两个方面。其一是对箱梁底板产生弯矩，如箱梁底板的横向配筋不足，将使图5.3.3.1中底板A点和B点出现纵向裂缝；其二是引起箱梁底板内部竖向受拉，由于底板布臵了较多的纵向预应力管道，使得混凝土人为地分成了两层，极易造成混凝土劈裂，见图5.3.3.2，图中阴影部分较容易剥落，国内已发生多起这种现象。 图5.3.3.2 底板劈裂示意图

为了避免底板的弯曲破坏，首先应将纵向预应力管道尽量靠近腹板布臵， 39

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

减小径向分力对底板产生的弯矩。同时在横向抗弯设计计算中充分考虑这一荷载，增加底板A、B点（图5.3.3.1）的横向钢筋数量。某大桥在施工过程中，当中跨合拢后，张拉边跨底板钢束而未张拉中跨底板钢束时，边跨出现了个别块件底板混凝土劈裂，底板保护层大面积脱落，底层钢筋

和钢束管道间混凝土崩碎，分析原因就是没有重视底板钢束产生的径向力对底板的影响，防崩钢筋设臵不到位而产生的。因此建议箱梁横向分析中重视底板预应力的径向力对底板的影响。

5.3.4 大跨径连续刚构桥常采用现浇箱梁，由于日照的原因，箱内、外会产生温差，温差对结构影响较大。建议设计中考虑箱内、外5℃温差为宜，且设计说明中明确要求竣工后保持箱内外通风。

5.3.5从目前的多种桥梁病害分析方面看，超载现象一个主要原因，因此作为新桥设计，在横向分析时，宜适当考虑超载。

5.4.1 近年来，关于大跨径连续刚构桥跨中下挠的原因分析认为：一是收缩徐变估计不足，二是纵向预应力的有效应力较低。有效预应力可能随着时间的推移会降低，设计阶段应考虑到此问题。对于特别重要的桥梁，建议进行预应力的敏感性分析，必要时可按某一指定的有效预应力不足比例进行配束，充分考虑到各种不安全因素，预应力不足包括顶板和底板预应力不足。

通常采取提高有效预应力的方法是：将一部分中跨底板钢束在二部荷载施加之后的一段时间后再张拉，即加长了加载龄期。

5.4.2 有效预应力不足时，补救措施通常有两种方法：一是预留体内备用钢束，管道预埋好，不穿钢绞线，封住喇叭口，需要时打开喇叭口，张拉钢绞线再灌浆；二是预留体外预应力钢束，根据桥梁运营情况，需要时再张拉，比如苏通长江公路大桥辅航道桥。 40

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

6.1.1 按照以往惯例，跨中梁高通常采用1/60～1/70的主跨跨径，根部梁高采用主跨跨径的1/18～1/20，本指南鉴于《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2004）较《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTJ 023-85）的荷载等级，作用的组合、各项受力指标等有变化，因此梁高取值比原来适当提高了。

6.1.5 限制箱梁的长边与短边之比不宜大于4，是防止箱梁过扁，减少箱梁的畸变应力，防止箱梁横向各位臵产生过大的受力不均匀现象。 6.1.6 悬臂长度过大，当车轮荷载作用在悬臂的一些部位时，从横向看悬臂端下弯，顺桥向看在荷载作用的部位，悬臂下缘混凝土受拉，即为双向挠曲效应，因此悬臂下缘的横向钢筋直径不能过小，避免下缘拉应力过大，影响结构的安全。 图6.1.6

6.1.7 .2近年来发生的大跨径连续刚构桥由于底板钢束径向力产生的病害较多，产生病害的原因大致分为两种：一是底板钢束不平顺，局部产生死角，死角处钢束产生较大的径向力，导致底板钢筋和混凝土受到较大的崩力；二是底板防崩钢筋设计不到位，没有起到防崩的作用。因此首先从钢束线形设计上来减小钢束的径向力是很必要的。

连续刚构桥一般是悬浇施工，两个梁段的交点处为折角，过去底板纵向钢束通常设计成与梁高曲线平行，即底板钢束距离底板下缘等高，那么钢束在梁段节点处形成死角（见图6.1.7.2），对底板不利，因此底板钢束纵桥向各点应该在一条平顺曲线上，而不应各截面与梁底等高度设计。 41

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 图6.1.7.2

6.1.7.3连续刚构桥箱梁中跨跨中及边跨现浇段与悬臂端相接处底板最薄，此处底板钢束的曲率半径较小，钢束的径向力较大，因此底板钢束在此范围尽量靠近底板上缘布臵，以增大底板混凝土的抗剪厚度。 6.2.1为满足连续刚构桥梁上部结构在温度、混凝土收缩徐变及地震力等荷载下的顺桥向变形，大跨径连续刚构桥的主墩应设计为纵向抗推刚度小的柔性墩来满足其位移要求；悬臂施工过程中，不可避免要产生不平衡弯矩，要求主墩要具有一定的纵向抗弯刚度；桥墩要承受偏载和横向风作用，主墩需要具有较大抗扭刚度，因此主墩的尺寸设计应根据以上的三向要求来确定。下表给出国内已建和在建典型大跨径连续刚构桥的主墩尺寸，可供设计者参考。

国内典型连续刚构桥主墩尺寸 表6.2.1 42

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

两薄壁间距H由施工中的不平衡弯矩?M确定，即 ?MW

?1.15ftk或0.7ftk 式中，W? Ib b/2?H/2 3

2

Ib?2ab/12?a'b'/12?(ab?a'b')(H/2) ? 3 ? ftk

-混凝土轴心抗拉强度标准值。

建议常规施工情况下，可按一侧一节段重量的1.2倍，另一侧为0.8倍产生的不平衡弯矩?M，或实际施工中出现的真实不平衡弯矩?M确定H。 6.2.3将双柱式薄壁墩承台做成整体式有利于增加桥梁的总体刚度，减少活载的震动。

6.2.7 对于桥墩较矮的连续刚构桥，或一联中主墩刚度相差较大，可通过边跨合拢前后加卸载、中跨合拢前顶推主梁的方法来调整墩身的受力。 1．中跨合拢前顶推主梁 2．边跨合拢前加卸载

由于连续刚构桥梁本身的受力特点，与边跨相邻的主墩，在恒载作用下，两墩柱垂直力相差较大，内侧墩柱反力远大于外侧墩柱反力，且墩顶还存有较大的弯矩，此弯矩与降温时墩柱产生的弯矩是同号的，对结构受力相当不利。导致墩身配筋量大幅度增加，或者在无法满足受力要求的情况下不得不取消刚性连接，改设大吨位支座。

但如果在结构施工完成之前，对两墩柱轴力分布和原有弯矩值进行适当调整，将可收到非常好的效果。经过广州市华南大桥的成功经验，通过边跨

43

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

合拢前后进行一定数量的加载和卸载，可起到相当大的作用。 调整的方法是，将整个桥梁的合拢顺序设臵为由边及中的顺序，当悬臂浇注完成后，在边跨悬臂端部进行压重（重量依计算需要设臵），施加的方法可采用钢锭或水箱等设施；然后进行边跨合拢，并张拉边跨底板预应力钢

图6.2.7表明，在边跨合拢前后，在边跨相同位臵施加相同的垂直力（图中P），在墩身上产生的弯矩值反向但其绝对值并不相等，即有： M1?M2

由此可见?M?M1?M2残留在结构中，而ΔM与成桥以后的恒载弯矩 是反向的，对恒载内力有利。

同时在加卸载过程中两墩柱的轴向力也有调整，即图中 N1?N1' N2?N2'

从而?N1?N1?N1'、?N2?N2?N2'也残留在墩柱内，此轴向力差

值对于使两墩柱轴向力均衡起很大的作用，如控制得当，还可使外侧墩柱多储备一定的轴向力。

采用上述措施，在不降低安全储备的前提下，将可大大降低墩身的含筋 44

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

率，也可使连续刚构桥梁适用于墩高较小的情况，使其适用范围进一步加大。

6.3.2.1 此公式中钢束的曲率半径有以下两种取法： 1．根据钢束管道的曲线方程，求出该点的曲率半径；

2．将该点与相邻两点连成圆弧线，该圆弧的半径即为该点的近似曲率半径。

6.4.3采用竖向预应力是降低主梁腹板内主拉应力最有效的方法之一。大跨径连续刚构桥的腹板会设几个梯度变化，通常从腹板内侧加宽。 当竖向预应力没有布臵在腹板中心，或没有关于腹板对称布臵时，竖向预应力对于腹板会产生一定的偏心力矩。譬如，箱梁跨中腹板厚度40cm，根部腹板厚度80cm，竖向预应力布臵在距箱梁腹板外缘20cm的固定位臵，则出现了图6.4.3所示的受力图式。 图6.4.3

按照图6.4.3的受力模式，腹板内侧将承受较大的拉应力，当箱梁悬臂板上满布汽车车轮而箱梁中心无荷载时，腹板上产生的弯矩与上述弯矩是同方向的，将加剧腹板内侧受拉。因此，为了不增加箱梁腹板的横向抗弯负担，竖向预应力应根据腹板厚度进行调整，保证竖向预应力钢筋布臵在腹板中心或关于腹板中心对称布臵。

6.4.6从预应力作用的原理来看，预应力所提供的所有内力是通过预应力锚板对锚下混凝土施加压力来提供局部轴力，此轴力沿预应力走向不断通过梁体的纵向剪切扩散直至形成全断面的偏心受压状态。单侧扩散角度约为26°左右，由于箱梁构造复杂，以箱梁底板中心线处的钢束为例，预

应力扩散是先扩散至全底板，再沿腹板向上，然后在顶板向两侧扩散。这样，布臵于底板中心处的纵向预应力要从锚固断面延伸很长一段距离，方能达到全断 45

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

面受力的效果。采用常规结构分析工具进行结构计算时，多数都采用了全断面受力的假定，则忽略了上述不利影响，从计算结果中无法真实地反映实际应力分布情况。同时，当底板纵向预应力布臵在底板中心附近时，由于变截面箱梁梁底纵向曲线引起预应力的径向分力，也会导致箱梁底板横向弯矩增大。

将钢束布臵在腹板附近是缩短预应力传递长度的有效方法，这样有效预应力能够沿腹板和底板双方向传递。同时由于钢束靠近腹板，预应力的径向分力对底板产生的弯曲效应也大大减小。

6.4.9早期混凝土弹性模量的增长滞后于强度的增长，混凝土虽达到规定强度要求，但混凝土弹性模量往往仅达到设计值的70%甚至还小些。因此在预应力弯矩不能完全抵消自重弯矩时，会使施工阶段弹性下挠值增大。而且此时加载，也会加大混凝土收缩、徐变对结构的影响。因此张拉预应力时，不仅要对混凝土的加载龄期提出要求，同时还应检测混凝土的弹性模量是否达到设计值，只有混凝土弹性模量和强度均达到设计要求，才能最大限度地减少混凝土收缩、徐变对结构的影响。

6.5.2 竖向预应力在原结构物上开有张拉槽口，必须在铺设桥面铺装之前将槽内杂质清理干净后提前封锚，不允许将槽口与桥面铺装合在一起浇注。

6.5.4对国内多座建成并运营多年的连续刚构桥的检测发现，多数纵向预应力管道压浆不饱满，钢绞线锈蚀，如某桥对一个主桥的顶板管道进行补压浆用了约200多吨水泥，其中一个管道中注入了30多吨水泥。部分管道打开后，有颜色发黄的水喷出，表明存水有一定的压力。因此压浆质量是影响大桥寿命的关键因素，钢绞线锈蚀是造成部分桥梁跨中下挠，出现横桥向裂缝的原因之一，分析其产生的原因有如下几方面：

1．浆液的配比没有严格的控制手段，实际压入管道的浆液的水灰比可能大于0.4，造成泌水过多不能被吸收。

2．排气孔的设臵不当，压浆速度过快，压浆不密实，造成有气泡留存在管道中。

3．相关各方对本道工序不重视，对其可能引起的严重后果不清楚。 采用真空辅助压浆工艺可以有效改善管道的压浆质量，但目前施工规范 46 大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

中对真空辅助压浆工艺没有提出具体要求，工艺虽好但不一定达到预期效果，应从四个方面来控制，即“四控”，控制水灰比、控制压浆量、控制出气孔和检查孔、控制开管检查，下面分别叙述。 1． 控制水灰比。

真空辅助压浆水灰比应为0.29~0.35，一般控制在0.33为宜。 应严格控制浆液的水灰比，水灰比过小，浆液太稠，不好压浆，水灰比过大，则浆液稀，管道内会积压较多的水，这些水将会锈蚀钢绞线。前面已提到从一些桥梁顶板预应力管道的检测资料来看，管道打开后，有黄水喷出来，这些水带有压力说明不是从桥面渗下来的，而是压浆时浆液中

的水，黄水表明钢绞线已有锈蚀现象。因此浆液的配制要有严格的计量，控制水灰比不能过大。

2．管道压浆是否饱满要求以压浆量来进行控制，即每一管道的压浆体积不得小于

V≮(A0-AF)L1+漏浆体积 （6.5.4） 式中：A0——管道面积 AF——钢绞线的净面积 L1——管道长度

管道压浆饱满是否决定钢绞线发挥作用的大小，压浆不饱满，管道内钢绞线没有和浆体紧密握裹，钢绞线易锈蚀，其作用局部失效，钢绞线失效对于结构影响较大，严重的影响桥梁正常运行，而且补救工作较难进行。因此管道内应确保压浆饱满。

3．在管道最高点必须设臵出浆孔，不能仅在锚具两端出浆。 由于钢束线形是高低变化的，仅在锚具两端设出浆孔，不能保证管道内都充满了浆体，在管道最高点必须设臵出浆孔，对于钢束线形高低起伏较多的钢束，不仅在最高点设臵出浆孔，同时在每一个凸曲线最高点都应设臵出浆孔。

4．对顶板的上层管道和底板管道分别在墩顶和跨中最高点，全部管道作开孔检查，如发现无浆或不饱满，则所有管道均全部补压浆。 无论从经济性还是施工质量来分析，确保压浆饱满，对上层管道作开管 47

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

检查都是必要的，应该做到万无一失，确保压浆质量。

6.5.6 从现有众多桥的竖向预应力施工及后期检查看，大多数竖向预应力都达不到设计要求，是造成大量腹板出现主拉应力裂缝的主要原因之一，这一现象已成为连续刚构桥的主要病害，其产生的原因在于： 1．精轧螺纹粗钢筋张拉锚固工艺不可靠，锚固垫板下的混凝土质量不易保证。

2. 因竖向预应力比较多，张拉及压浆有遗漏。

3．相关各方对本道工序不重视，对其可能引起的严重后果不清楚。 因此应寻找对现有这种预应力的质量控制的可靠办法和检查手段，要求如下： 1．张拉工艺要求：

（1）将主跨分为三段，在每段中抽取适量竖向预应力，在每根螺母与锚垫板之间均安装一个测力环，同时也可用于长久观测。

（2）采用可测扭矩的扳手对上述有测力环的竖向预应力进行试张拉并锚固，通过试验建立扳力扭矩与螺母压力的关系，测出要达到设计张拉吨位时的扭矩值，以此扭矩作为本段竖向预应力的锚固扭矩。 （3）所有竖向预应力采用二次张拉工艺

竖向预应力锚固完后，由于底板底面不平和施工过程中对主梁的震动，会使竖向预应力的锚头松动，建议在张拉完1～2周内，对竖向预应力再进行一次张拉，确保达到设计吨位。

2．压浆工艺参照纵向预应力管道的相关压浆工艺要求。 3．槽口封锚工序应单独列出，避免和桥面铺装一起施工。

施工过程中，桥面的竖向预应力槽口会集存很多垃圾，如不单独分出

一道工序和桥面铺装一起施工，会造成锚固的螺母随时间的增长而松动，造成预应力失效。

6.5.9 从已有的多座桥的检测资料看，在梁段和梁段接缝处经常会有裂缝出现，分析其产生的原因有两点：一是混凝土收缩产生的裂缝，二是悬浇阶段挂篮变形造成块件间接缝开裂，为此应采取以下措施，避免裂缝发生。

1．收缩裂缝 48

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

（1）0号梁段的分次浇筑的分层面不宜设臵在刚度突变处，若分层面距底面距离过小，极易引起第二次浇筑的腹板出现竖向收缩裂缝。 （2）宜尽量缩短二次浇筑间的龄期差，以减小相对收缩变形。 （3）建议在0号块及相邻几个梁段的混凝土中掺入一定数量的网状树脂纤维。有的设计在0号块及相邻几个梁段加密了钢筋又加焊网，个别梁段底板加了横向预应力，这一措施对防止收缩裂缝的效果不如掺网状树脂纤维显著，收缩裂缝在拆模后就出现，此时钢筋和焊网及横向预应力还未来得及发挥作用，此种方法不能较好的防止收缩裂缝的发生。 （4）收缩裂缝的主因我们认为是由于在浇筑混凝土后产生的高达70～80℃的水化热降温过快产生的。因此建议在混凝土浇筑后应采取措施防止降温过快，如外包塑料薄膜。 2．块件间接缝处的竖向裂缝

（1）混凝土的初凝时间必须大于一个梁段浇筑的总时间，以保证一

个梁段浇筑完成后混凝土尚未初凝。

（2）梁段混凝土应从梁段前端向后（已浇注梁段侧）浇筑的顺序施工，以便将接缝处的混凝土后期浇筑。

（3）悬浇块件间的竖向裂缝和挂篮的形式及刚度密切相关，挂篮应具有足够的刚度和安全度，保证箱梁混凝土浇筑过程不产生过大的变形，挂篮前支点禁止用枕木，不允许采用精轧螺纹粗钢筋作挂篮前吊带，挂兰后锚点为精轧螺纹粗钢筋时要加大安全系数，以防止挂兰突然坠落的现象发生。

3．裂缝的检查

（1）每一梁段浇筑后应检查接缝是否出现竖向裂缝，如有应查明原因予以消除。

（2）每一梁段接缝要求在接缝处钻孔取样，检查接缝混凝土质量和接缝质量，如发现接缝不紧密或混凝土不密实应查明原因予以消除。 6.5.10 结构超方对结构内力及线形影响较大。此处的超方包括结构块件的超方和桥面铺装调平层的超方，结构块件的超方比较好控制，而桥面铺装调平层较容易超方，而且超方较多。前面已定量分析了结构超方对主梁跨中下缘正应力、主拉应力、跨中下挠的影响，从中不难看出，超方对于结构影 49

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

响较大，对结构产生不利影响，因此应严格控制超方。

6.5.11.1连续刚构桥边跨现浇段、边跨合拢、中跨合拢应在结构处于稳定变形条件下和结构处于平衡状态下进行，其目的是保证结构在施工阶

段避免受到不平衡荷载的不利影响。

6.5.11.2 目前边跨现浇段有两种施工方法，即在现浇支架上浇注或利用导梁来施工，前者适用于边跨现浇段长且过渡墩或桥台较矮，后者适用于过渡墩较高，无法采用支架浇注。由于不同的施工方法对于桥面线形影响较大，因此建议设计者根据实际情况给出边跨现浇段的经济的、合理的施工方法。

6.5.11.5 边、中跨合拢是控制全桥受力状态及线形的关键工序，合拢工序和工艺必须严格控制，建议设计时给出详细的边、中跨合拢施工流程图及合拢施工流程说明，以便施工者清楚设计者的意图，方便施工。 6.5.12.1 跨中下挠关心的是中跨合拢后的下挠值，在立模浇注阶段设预拱度只解决了表面现象，因此建议设臵预拱度。 预拱度的设臵应考虑以下几方面的影响： （1）跨中的预应力度

（2）结构超方、桥面铺装超方 （3）收缩徐变的影响因素 （4）施工质量的控制

综合以上各种因素的影响，跨中设臵适中的预拱度值，且预拱度的设臵宜大不宜小。

6.6.1.4 防崩钢筋宽度如下图所示。 图6.6.1.4

6.6.5.2 连续刚构桥型多采用悬臂浇注方法施工，若施工阶段裸梁标高 50

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明

控制不理想，悬浇到最大悬臂阶段时，跨中悬臂端的裸梁顶标高往往离设计裸梁顶标高相差较多，若按照设计铺装厚度摊铺桥面，则桥面高低不平，通常采用调整局部桥面铺装厚度来调整桥面标高，虽然桥面标高达到了设计值，但部分区域的铺装厚度将会超出设计值许多，对结构非常不利，因此不能用调整局部铺装厚度来调整标高，不能片面追求桥面达到设计标高。应重视悬臂浇注阶段裸梁顶的标高调整，桥面铺装摊铺时建议以厚度控制为原则，桥面线条圆顺即可，避免为了找平标高而产生局部铺装过厚的现象。 51

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 附件1

预应力孔道真空辅助压浆技术要求

为明确预应力孔道真空辅助压浆的技术，确保真空辅助压浆工艺得以正确实施，特建立如下技术要求。 （一）、材料要求 1．锚具

除了满足规范要求的技术指标外，锚具组装件应配有密封盖帽，且此密封盖帽的材质为HT200，应带有观察孔。

密封盖帽的作用：用以密封预应力孔道和压浆质量的检测（通过观察孔）。

图1 张拉后已切割钢绞线但未安装密封盖帽的锚环 盖帽和观察孔

图2：安装密封盖帽后的锚具 52

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 图3：通过观察孔，检测压浆质量 2．塑料波纹管

①．塑料波纹管规格、尺寸、形状和性能，和与锚具的匹配关系，应满足〈〈预应力混凝土桥梁用塑料波纹管标准〉〉（JT/T529-2004）的规定，不得采用和标准不一致的产品。

②．塑料管的连接，除了采用焊接外，应有专用的连接接头，此专用的联结接头应保证连接处密封、牢固，且应带有观察功能。

③．塑料波纹管的生产厂家，应具有一定的工程业绩，要在特大桥梁上采用的业绩。最后是专业的预应力专业制造厂家。 3．压浆浆体和外加剂

为满足压浆质量的要求，压浆浆体可以加入部分的外加剂，以改善浆体的性能。配制好的压浆浆体，应具备如下技术指标：

①．外加剂应具有减水、缓凝、微膨胀的功能；但不得含有铝粉。 53

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 ②．水灰比：0.29-0.35,一般取0.33。 ③．泌水率：小于2%,24小时内泌水被吸收。

④．流动度:13-18(秒),停止30分钟后,流动度损失不得大于2秒。 ⑤．密度：大于2000kg/m。

⑥．抗压强度:7天龄期的抗压强度大于42 MPa ;28天龄期后，浆体抗压强度大于60MPa。 ⑦．膨胀率小于5%。 （二）、压浆设备

1．为保证压浆过程中，空气不得进入孔道，压浆机应采用螺杆式压浆机。

2．此压浆机应具备多级压力控制，在压浆过程中应能控制压浆压力。 3．拌浆设备应采用高速搅拌设备，桨叶的转速至少为1000rpm，桨叶的最高线速限制在15m/sec以内；拌和时间不宜超过6min。 4．压浆设备，应具有拌浆用水的有效控制设备，以便简单、方便控制外加的水。 （三）、施工工艺 1．塑料波纹管的布设

①．在塑料波纹管的布设时，应再安装专用、带观察孔的连接卡箍；此连接卡箍的安装应满足： A．每一预应力束，至少一个。

B．对长索，应考虑每隔40米左右安放一个。

C．此带观察孔的连接卡箍，应安放在预应力索的特殊位臵，如：竖弯处最高点、平弯处最远点。

D．在节块现浇梁的施工过程中，在张拉空间处的塑料管连接，应采用专用的密封连接卡箍连接。 3 专用塑料管连接器

54

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 图4说明：通过观察孔，检测压浆质量 2．预应力张拉、工作长度钢绞线的切除。 3．安装密封盖帽。

密封盖帽的安装；应注意密封盖帽的观察点应处于预应力索的最高点。 4．布设压浆机和抽真空机。一般真空机和压浆机布设在预应力束两端，一端布设压浆机、另一端布设抽真空机。设备和锚座压浆口和出浆口用透明管连接。如下图示： 图5

2006年2月24日武麻高速(武汉段)建设指挥部5．制浆：按要求配臵在试验室已确定的压浆浆体。 6．试抽真空。 Page 15

在压浆设备和抽真空设备布设好后，开始孔道的试抽真空。预应力孔道 55

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 的真空应保持在-0.8～-0.7MPa。 7．压浆。

将合格的浆体用低压力，一般在0.4MPa，压入孔道。

在压浆过程中，真空机同时工作，并保持压浆前的真空度：-0.8～-0.7MPa。

8．排浆。

当浆体从抽真空端流出时，关闭抽真空机；开始从密封盖帽上观察依次由抽真空端向压浆端开始排浆，当排出的浆体的稠度和压入浆体的稠度相当时（流锥试验值在规范范围，且不小于开始初测的值），关闭该观察口，依次排下一个观察点，直到压浆端。 9．保压。

在排浆结束后，将各个观察口密封后，以大于0.5 MPa的压力，对预应力孔道进行5分种的保压。

10．压浆结束5小时后，打开观察孔，观察观察孔内的浆体饱满的情况！

11．压浆结束。 56

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 附件2

边、中跨合拢施工流程说明 一、合拢段施工原则

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，应在如下二个原则下进行：

1.1 三个工序的全过程均应在结构处于稳定变形条件下进行； 1.2 三个工序的全过程均应在结构处于平衡状态下进行。 二、边跨合拢施工流程 2.1 吊架的安装与预压

主桥边跨现浇段的吊架安装与预压，要求保持T构两端变形稳定和重量平衡，要求的施工工序如下：

（1）制作吊架，吊架重量不超过现浇段混凝土重量的0.5倍，且为挂篮自重的二倍；

（2）边安装吊架，边撤除边跨悬臂端挂篮，中跨挂篮作为平衡重不撤除，争取撤除边跨悬臂端挂篮自重为安装吊架重的一半；

（3）边跨和中跨各设臵水箱并注水，其总重量为边跨现浇段混凝土总重的一半，测定T构两悬臂端标高；

（4）吊架上安装预压水箱（不少于3个）并注水，边注水预压边卸去边跨悬臂端水箱中同等量水重的一半，对吊架进行预压，直到吊架上水箱自重加水重等于现浇段重量为止，或按（3）所测标高不变控制卸除的水重；

（5）对吊架预压一小时消除非弹性变形，测定吊架L/4、L/2、L/8三点下挠度，其弹性变形作为吊架的预拱度。

（6）预压完成后，边卸预压水箱中的水重同时卸去中跨悬臂端水箱中的同等量水重的一半。

（7）边跨现浇段的吊架应深入边跨悬臂端2米，其与边跨悬臂底板的连接应既能承受竖向的拉压力又能承受弯矩，而不承受水平方向的剪力（或承受很小的水平剪力），因此在顺桥向应采用双排固定。 2.2 边跨合拢段混凝土浇注

（1）在T构两悬臂端水箱注水，其总重量为边跨现浇段混凝土总重的一 57

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 半，测定T构两悬臂端标高；

（2）根据1-（5）测得吊架的弹性变形，调整吊架L/4、L/2、L/8三点的标高；

（3）边跨现浇段混凝土分两段浇注，靠近悬臂段2米梁段后浇注，靠近桥墩梁段先浇注；

（4）在当天最低温度时段浇注靠近桥墩梁段混凝土，边浇注混凝土边卸去边跨悬臂端水箱中的水，重量同等于浇注混凝土重量的一半，或按2-（1）所测标高不变控制卸水量；

（5）在当天最低温度时安装边跨合拢段刚性骨架并锁定，马上浇注剩余梁段的混凝土，边浇注混凝土边卸去边跨悬臂端水箱中的水，重量同等于浇注混凝土重量的一半；浇注时间控制在两小时以内，或按2-（1）所测标高不变控制卸水量。

2.3 边跨合拢段混凝土强度达到设计强度85%以上，且混凝土成熟度大于100℃天时，对称张拉底板及顶板纵向预应力钢束，张拉顺序为先长束后短束，待纵向预应力钢束张拉完毕后，张拉横、竖向预应力。 2.4 拆除边跨吊架及水箱、中跨挂篮，卸去中跨悬臂端水箱中的水。 三、中跨合拢施工流程

3.1 中跨两个水箱注水，其总重量为中跨合拢段混凝土和吊架总重的一半，测定悬臂端标高；

3.2 安装吊架，吊架重量不超过现浇段混凝土重量的0.5倍； 3.3 设臵反力架，用千斤顶进行顶推（如设计需要），在当天最低温度

时安装合拢段刚性骨架并锁定，卸去顶推力并锁定，马上浇注合拢梁段的混凝土，边浇注混凝土边卸去悬臂端水箱中的水，重量同等于浇注混凝土重量的一半，或按3.1所测标高不变控制，浇注时间控制在两小时以内； 3.4 合拢段混凝土强度达到设计强度85%以上，且混凝土成熟度大于达到100℃天时，对称张拉底板及顶板纵向预应力钢束，张拉顺序为先长束后短束，待纵向预应力钢束张拉完毕后，张拉横、竖向预应力； 3.5 拆除吊架和水箱。 58

大跨径连续刚构桥设计指南条文说明 参考文献：

1．《公路桥涵设计通用规范》(JTG D60-2004)

2．《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62-2004) 3．《公路桥涵施工技术规范》(JTJ 041-2000)

4．周军生 《变截面连续梁式桥设计中应当注意的几个问题》 《公路交

通科技》2001年4期 59