整理《大跨径连续刚构桥设计指南》条文说明Word文档格式.docx
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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
26
1/1038
江津长江大桥
140+240+140
31.7
1/757
三门峡黄河
大桥
105+4×
160+105
22
1/727
广东南海金沙大桥
66+120+66
1/545
广东丫髻沙大桥副桥
86+160+86
23
1/696
台湾圆山大桥
75+150+2×
142。
5+118+43
带铰刚构
63
1/238
挪Stφvest桥
100+220+100
20
1/1100
帕劳Koror-Bobelthuap桥
72+241+72
120
1/201
加固后即倒塌
英Kingston桥
62+143。
3+62.5
30
1/478
美ParrottsFerry桥
99+195+99
63。
5
1/307
加Grand—mere
181。
4
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。
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。
1-1
弹性
挠度
（mm）
弹性挠度与跨径比值
徐变挠度（mm）
徐变挠度与跨径
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
（—176）
—232
1/1164
-155
1/1742
-260
8
32.5
162。
245+162.5
—141
1/1738
-202
1/1213
—335
6
55。
三门峡黄河公路
104。
86+4×
160+104。
86
-93
1/1720
—92
1/1739
-220
1/636
洛溪大桥
65+125+180+
110
—37
1/4865
—36
1/5000
—60
1/3000
3
20。
六广河
145。
1+240+
145.1
-23
1/10435
—12
1/20000
—56
1/4285
2.6
21。
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。
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。
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33.8mm/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。
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
跨径
（m）
弹性挠度
与跨径比值
徐变挠度
桥一
130+230+130
-19。
1/11616
—21
1/10952
桥二
110+200+110
—7。
1/26316
-14。
1/13699
桥三
100+180+100
—35。
1/5143
-71。
1
1/2532
桥四
78+140+78
—15.1
1/9272
-33
1/4242
表中挠度单位：
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。
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％和铺装超厚引起的徐变挠度的增大。
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,比如设置备用束、设置体外束等.
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。
2-1。
超方对跨中点挠度的影响表4.2。
2—1
超方情况
（现行规范潮湿度取0.8）
徐变挠度（β＝0。
0021，ψk=2。
5）
结构超方5%，调平层超方10％
18
-34。
-59.3
结构超方5％，调平层超方20％
15。
-35。
-63.5
结构超方5％,调平层超方30%
13。
-37。
9
—67。
7
结构超方5％，调平层超方50%
8。
—41.9
—75。
结构超方5％，调平层超方100％
-3
-52。
-96。
表中单位:
mm.位移向上为正，向下为负。
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。
3.
跨中底板有效预应力对跨中挠度的影响表4。
底板钢束
β＝0。
0021,
ψk=2。
021,
（10x22+4x19）X2＝592丝
24.9
（14x19）X2＝532丝
（相当于原有钢铰线损失10%）
20.1
-0。
（14x15）X2＝420丝
（相当于原有钢铰线损失29％）
7。
—32。
—9.6
（14x9）X2＝252丝
（相当于原有钢铰线损失57％）
-10.8
—68。
-22。
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。
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置混凝土徐变挠度做出分析，分析结果见表4。
不同徐变参数取值对跨中挠度的影响表4.2.4
β＝0.0021，
ψk=2.5
β＝0.021，
ψk=2.0
现行规范（潮湿度取0.8）
-21
-17
1.6
2.3
—14.6
—71。
—4。
—26。
-15
-26
桥五
68+120+68
—41
-27
1.表中单位：
位移向上为正，向下为负。
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。
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》（JTGD62-2004）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。
5。
1.1《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTGD62-2004）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
序号
成桥（MPa）
最不利组合（MPa）
跨中横
向裂缝
3.80
（—0.5）
—2。
36
√
黄石长江
公路大桥
162.5+3×
245+162。
3.87
—0。
21
65+125+180+110
80
2.00
－
六广河大桥
1+240+145.1
70
3.50
下白石大桥
145+2x260+145
6.10
10
44
75
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》（JTGD60-2004）中的规定取值。
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。
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，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。
跨中区域下缘最小应力表5.1.2
β＝0.0021，ψk=2。
β＝0.021，ψk=2。
潮湿度取0.8
1.7
4.3
2.38
2.78
68
0.68
2.86
01
0.9
0.6
2.4
-1.72
0.55
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