某一级公路40m预应力混凝土简支箱形梁桥设计

毕业设计主要是关于小跨度预应力混凝土简支箱梁桥上部结构的设计。预应力混凝土简支箱梁桥以结构受力性能好、变形小、行车平顺舒适、养护工程量小、抗震能力强等而成为最富有竞争力的主要桥型之一。受时间和个人能力的限制，本次毕业设计没有具体涉及到下部结构。

设计桥梁标准跨度为40m,横向布置4片箱梁，桥面宽为13m，设计车道数为3车道。基础形式采用钻孔灌注桩。设计过程如下：

首先，确定主梁主要构造及细部尺寸，它必须与桥梁的规定和施工保持一致，考虑到抗弯刚度及抗扭刚度的影响，设计采用箱形梁。顶板厚度沿全桥不变为0.18m, 底板厚度在跨中为0.18m，端部为0.25m。

其次，计算桥梁结构总的内力(包括恒载和活载的内力计算)。然后进行内力组合，从而估算出纵向预应力筋的数目，然后再布置预应力钢丝束。

再次，计算后张法中各个阶段的预应力损失。

最后进一步进行截面强度的验算，其中包括承载能力极限状态和正常使用极限状态。在正常使用极限状态验算中包括计算截面的混凝土法向应力验算、预应力钢筋中的拉应力验算、截面的主应力计算，预应力阶段和使用阶段主梁截面的强度和变形验算、锚固区局部强度验算和挠度的计算。

设计最后结合本桥的特点编制施工方案，主要包括上部结构施工，下部结构基础和墩身的施工工艺等。

关键词

预应力混凝土简支箱梁桥、预应力损失、施工方案

ABSTRACT

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Graduation is mainly on small-span prestressed concrete box girder bridge structure design.Prestressed concrete box girder bridge with good mechanical properties of the structure, deformation is small, the driving comfort comfortable, a small amount of maintenance engineering, seismic and strong ability to become the most competitive one of the main bridge.And personal capacity by the time constraints, this graduation design is not specifically related to the lower part of the structure.

symmetrical Span bridge design standards for the 40m, transverse standard span bridge four pieces,bridge the width of 13m, design for three lanes lane number.symmetrical balance pouring concrete. Design process is as follows：

First, the beams of the main structure and the size, it must correspond with the provisions of the bridge and working together to resist and stiffness and to turn the stiffness of the design adopts the box girder. The thickness of the whole bridge is 0.18 m, floor thickness in the cross for 0.18 m, ends for 0.25 m.

The second step is to analyze internal gross force of the structures (including dead load and lived load), the internal force composition can be done by using the compute results. According to the internal force composited, the evaluated amount of longitudinal tendons can be worked out, then we can distribute the tendons to the bridge.

Again, after the calculation of the law of the stages in prestressed. The last steps is checking the main cross section. the work includes the load-caring capacity ultimate state and the normal service ability ultimate state as well as the main section,s being out of shape. Prestressed and uses the stage of the beam intensity of the sectional and other addend, fixing the local strength and the addend elements.

This design is all a design drawing a computer-aided designing draw up documents, typesetting, a computer and print out the papers .

Key Words

Prestressed concrete box girder bridge；prestress loss； Construction scheme

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目 录

摘 要 ..................................................................... 1 ABSTRACT .................................................................. 1 第一部分 预应力混凝土箱形梁桥设计 ........................................ 1

一、工程概况 ........................................................... 1 二、方案比选 ........................................................... 1

1.桥梁设计原则 ..................................................... 1 2.各种桥梁的特点 ................................................... 2 3.方案比选 ......................................................... 3 4.梁部截面形式比选 ................................................. 4 三、设计基本资料 ....................................................... 4

1.孔跨布置（5孔40m） .............................................. 4 2.技术标准 ......................................................... 5 3.主要材料 ......................................................... 5 4.设计依据 ......................................................... 5 四、箱形梁构造形式及相关设计参数 ....................................... 5 五、主梁作用效应计算 ................................................... 7

1.永久作用效应计算 ................................................. 7 2.可变作用效应计算 ................................................. 9 3.主梁作用效应组合 ................................................ 16 六、预应力钢束估算及其布置 ............................................ 17

1.预应力钢筋数量的估算 ............................................ 17 2.预应力钢束布置 .................................................. 18 七、计算主梁截面几何特性 .............................................. 22

1.截面面积及惯性矩计算 ............................................ 22 2.截面净距计算 .................................................... 24 3.截面积和特性总表 ................................................ 29 八、预应力损失计算 .................................................... 30

1.预应力钢束与管道壁之间的摩擦引起的预应力损失 .................... 31 2.由锚具变形、钢束回缩引起的预应力损失 ............................ 31

1

3.混凝土弹性压缩引起的预应力损失 .................................. 32 4.由钢束应力松弛引起的预应力损失 .................................. 35 5.混凝土收缩和徐变引起的的预应力损失 .............................. 36 6.成桥后四分点截面由张拉钢束产生的预加力作用效应计算： ............ 38 7.预应力损失汇总及预加力计算 ...................................... 40 九、承载能力极限状态计算 .............................................. 42

1.跨中截面正截面计算 .............................................. 42 2.验算最小配筋率（跨中截面） ...................................... 44 3.斜截面承载力验算 ................................................ 44 十、持久状况正常使用极限状态抗裂验算 .................................. 47

1.正截面抗裂验算 .................................................. 47 2.斜截面抗裂验算 .................................................. 48 十一、持久状况构件的应力验算 .......................................... 52

1.正截面混凝土压应力验算 .......................................... 52 2.预应力筋拉应力验算 .............................................. 53 3.斜截面混凝土主压应力验算 ........................................ 54 十二、短暂状况构件的应力验算 .......................................... 58

1.预加应力阶段的应力验算 .......................................... 58 2.吊装应力验算 .................................................... 59 十三、主梁端部的局部承压计算 .......................................... 60

1.局部承压区的截面尺寸验算 ........................................ 60 2.局部抗压承载力验算 .............................................. 61 十四、主梁变形验算 .................................................... 63

1.计算由预加力引起的跨中反拱度 .................................... 63 2.计算由荷载引起的跨中挠度 ........................................ 65 3.结构刚度验算 .................................................... 65 4.预拱度的设置 .................................................... 65

第二部分 预应力混凝土简支箱梁施工方案设计 ............................... 66

一、工程概况： ........................................................ 66 二、编制依据 .......................................................... 66

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三、桥梁主要部位施工方案 .............................................. 66

1.钻孔灌注桩施工 .................................................. 66 2.预应力简支箱梁施工 .............................................. 74 3.墩台施工工艺 .................................................... 76 4.盖梁施工工艺 .................................................... 78 5.桥梁安装施工工艺 ................................................ 78 6.桥面系施工工艺 .................................................. 79 四、质量保证体系和质量管理制度 ........................................ 79

1.质量保证体系 .................................................... 79 2.质量管理制度 .................................................... 80 五、安全目标和安全保证措施 ............................................ 82

1.安全目标 ........................................................ 82 2.安全保证措施 .................................................... 82 六、环境保护体系和环境保护措施 ........................................ 83

1.环境保护体系 .................................................... 83 2.环境保护措施 .................................................... 84

致 谢 ................................................................... 87 参考文献： ............................................................... 88 Causes and control measures of concrete cracks study the problem ......... 89

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第一部分 预应力混凝土箱形梁桥设计

一、工程概况

该工程位于A市与B市主要交通要道，横跨铁路。随着经济的发展，车辆增加迅速，加之该桥特殊地理位置（县市之间的主要枢纽），及旧桥设计宽度较窄及年度已久，无法承担起交通重荷，交通堵塞情况日益严重，故需修建此跨线桥梁。

桥址场地地形相对平坦，地质条件良好。根据钻探结果，可知该地区域地基为成层土及砂层，自上而下各层如下：

(1)亚砂土

灰褐色，软塑～硬塑，湿，表层为耕植土。该层厚度为5.6m。 (2)亚粘土

灰黑色，软塑～硬塑，湿，中间含有粘土夹层。该层厚度2.7m。 (3)亚砂土

灰红色，饱和，松～中密。该层厚度为1.2m。 (4)亚粘土

褐色，饱和，硬塑，含大量粗砂。该层厚度为3.1m。 (5)粗砂土

棕黄色，饱和，中密，含粘性土。该层厚度为3.1m。 地基评价

(1)该区地震基本烈度为Ⅵ度。

(2)该区上部土层较软，采用钻孔灌注桩基础基础施工。 二、方案比选

桥梁的形式可考虑拱桥、梁桥、梁拱组合桥和斜拉桥。任选三种作比较，从安全、功能、经济、美观、施工、占地与工期多方面比选，最终确定桥梁形式。

1.桥梁设计原则 (1)适用性

桥上应保证车辆和人群的安全畅通，并应满足将来交通量增长的需要。桥下应满足泄洪、安全通航、通行等要求。建成的桥梁应保证使用年限，并便于检查和维修。

(2)安全性

现代桥梁设计越来越强调舒适度，要控制桥梁的竖向与横向振幅，避免车辆在桥上

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振动与冲击。整个桥跨结构及各部分构件，在制造、运输、安装和使用过程中应具有足够的强度、刚度、稳定性和耐久性。

(3)经济性

设计的经济性一般应占首位。经济性应综合发展远景及将来的养护和维修等费用。 (4)先进性

桥梁设计应体现现代桥梁建设的新技术。应便于制造和架设，应尽量采用先进工艺技术和施工机械、设备，以利于减少劳动强度，加快施工进度，保证工程质量和施工安全。

(5)美观

一座桥梁，尤其是座落于城市的桥梁应具有优美的外形，应与周围的景致相协调。合理的结构布局和轮廓是美观的主要因素，决不应把美观片面的理解为豪华的装饰。

应根据上述原则，对桥梁作出综合评估。 2.各种桥梁的特点 (1)梁桥

梁式桥是指其结构在垂直荷载的作用下，其支座仅产生垂直反力，而无水平推力的桥梁。预应力混凝土梁式桥受力明确，理论计算较简单，设计和施工的方法日臻完善和成熟。

预应力混凝土梁式桥具有以下主要特征：1）混凝土材料以砂、石为主，可就地取材，成本较低；2）结构造型灵活，可模型好，可根据使用要求浇铸成各种形状的结构；3）结构的耐久性和耐火性较好，建成后维修费用较少；4）结构的整体性好，刚度较大，变性较小；5）可采用预制方式建造，将桥梁的构件标准化，进而实现工业化生产；6）结构自重较大，自重耗掉大部分材料的强度，因而大大限制其跨越能力；7）预应力混凝土梁式桥可有效利用高强度材料，并明显降低自重所占全部设计荷载的比重，既节省材料、增大其跨越能力，又提高其抗裂和抗疲劳的能力；8）预应力混凝土梁式桥所采用的预应力技术为桥梁装配式结构提供了最有效的拼装手段，通过施加纵向、横向预应力，使装配式结构集成整体，进一步扩大了装配式结构的应用范围。

(2)拱桥

拱桥的静力特点是，在竖直荷载作用下，拱的两端不仅有竖直反力，而且还有水平反力。由于水平反力的作用，拱的弯矩大大减少。如在均布荷载q的作用下，简支梁的跨中弯矩为qL2/8，全梁的弯矩图呈抛物线形，而拱轴为抛物线形的三铰拱的任何截面弯

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矩均为零，拱只受轴向压力。设计得合理的拱轴，主要承受压力，弯矩、剪力均较小，故拱的跨越能力比梁大得多。由于拱是主要承受压力的结构，因而可以充分利用抗拉性能较差、抗压性能较好的石料，混凝土等来建造。石拱对石料的要求较高，石料加工、开采与砌筑费工，现在已很少采用。

由墩、台承受水平推力的推力拱桥，要求支撑拱的墩台和地基必须承受拱端的强大推力，因而修建推力拱桥要求有良好的地基。对于多跨连续拱桥，为防止其中一跨破坏而影响全桥，还要采取特殊的措施，或设置单向推力墩以承受不平衡的推力。由于所建位置地质情况是软土地基，故不考虑此桥型。

3.方案比选

目前我国大桥的结构一般考虑多跨简支梁和连续梁结构形式。简支梁受力明确，特殊力的影响小，设计施工易标准化、简单化。从环境美学效果来看，简支箱梁梁造型轻巧、平整、线路流畅，将给城市争色不少。而今由于材料性能的不断改进，设计理论日趋完善，施工工艺的革新创造，使得预应力混凝土简支梁桥的地位日益重要。其上部结构的构造类型及适用情况见下表：

方案比选 比较项目 主桥跨桥型 第一方案 预应力混凝土简支箱梁 （5孔40m) 预应力混凝土简支箱梁桥在垂直荷载的作用下，其支座仅产生垂直反力，而无水平推力。结构抗扭刚度较主桥跨结构特点 大，约为相应T梁截面的十几倍至几十倍，在横向偏心荷载作用下，各梁的受力比T梁均匀的多。同等跨径条件下梁高比T梁小，稳定性较好 建筑造型 养护维修量 设计技术水平 侧面上看线条明晰，与当地的地形配合，显得美观大方 小 经验较丰富，国外内先进水平高 悬臂施工：结合桥墩的形式，采用悬臂施工时，梁与墩之间无需临时固施工技术 结，设计时不需考虑体系转换，施工设备相对简单，施工难度一般，运输、安装方便 工 期 较 短 第二方案 预应力混凝土简支T梁 （5孔40m） 在垂直荷载的作用下，其支座仅产生垂直反力，而无水平推力。结构在竖向荷载作用下，桥墩和桥造型灵活，整体性好，刚度较大， 台将承受水平推力，与同跨径其跨径较小；且简支梁梁高较大，的梁相比其变形值较小；拱桥截面形状不稳定，运输和安装较复对梁板的受力不利 跨径一般，线条明晰，但比较单调，跨径较大，线条非常美，与环与景观配合很不协调 小 经验丰富，国外内先进水平 预制T型构件，运至施工地点，采用混凝土现浇，将T型梁连接，其特点外型简单、制造方便，整体性好 较短 境和谐，增加了城市的景观 较大 经验一般，国内一般水平 转体施工法：对周围的影响较小，将结构分开建造，再最后合拢，可加快工期，是近十年来新兴的施工方法，施工难度较大 较 长 存在桥台抵抗水平推力的薄杂； 构件正好在桥面板的接头处，弱环节。 第三方案 钢筋混凝土拱桥 （5孔40m）

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4.梁部截面形式比选

梁部截面形式考虑了箱形梁、组合箱梁、槽型梁、T型梁等可采用的梁型。 箱形梁方案：该方案结构抗扭刚度大，适应性强。景观效果好。该方案需采用就地浇筑，现场浇筑混凝土及张拉预应力工作量大，但可全线同步施工，施工期间工期不受控制,对桥下交通影响较其他方案较小。

组合箱梁：其结构整体性强，抗扭刚度大，适应性强。双箱梁预制吊装，铺预制板，重量轻。但从桥下看,景观效果稍差。从预制厂到工地的运输要求相对较低，运输费用较低。但桥面板需现浇施工,增加现场作业量，工期也相应延长。但美观较差，并且徐变变形大，存在着后期维修养护工作量大的缺点。

槽型梁：其为下承式结构，其主要优点是造型轻巧美观，线路建筑高度最低,且两侧的主梁可起到部分隔声屏障的作用，但下承式混凝土结构受力不很合理，受拉区混凝土即车道板圬工量大，受压区混凝土圬工量小，梁体多以受压区(上翼缘)压溃为主要特征，不能充分发挥钢及混凝土材料的性能。同时，由于结构为开口截面，结构刚度及抗扭性较差，而且需要较大的技术储备才能实现。

T型梁：其结构受力明确，设计及施工经验成熟,跨越能力大,施工可采用预制吊装的方法，施工进度较快。该方案建筑结构高度最高，由于梁底部呈网状,景观效果差。同时，其帽梁虽较槽型梁方案短些，但较其他梁型长，设计时其帽梁也须设计成预应力钢筋混凝土帽梁，另外预制和吊装的实施过程也存在着与其他预制梁同样的问题。

因此，结合工程特点和施工条件及箱型梁抗扭刚度大，横向抗弯刚度大和动力稳定性能好，外观简洁，适应性强，在直线、曲线、折返线及过渡线等区间段均可采用，且施工技术成熟，造价适中。

综上所述选择预应力混凝土简支梁桥。桥梁横截面采用箱形梁，主梁间距3.4m，共用四片箱梁，顶板预制宽度240cm，为保证桥梁的整体受力性能，桥面板采用现浇混凝土刚性接头。

三、设计基本资料 1.孔跨布置（5孔40m）

(1)单孔标准跨径：40米（墩中心距） (2)单孔计算跨径：39.00米

(3)主梁全长：39.96米（设4厘米的伸缩缝） (4)桥面宽度：净13m（行车道）+2×0.5m（防撞护栏）

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2.技术标准

(1)设计荷载：公路——Ⅰ级 (2)环境标准：Ⅰ类环境 (3)设计安全等级：二级 3.主要材料 混凝土：

预制箱梁采用C50混凝土；桥面铺装上层采用0.1米沥青混凝土，下层为0.06米厚C40混凝土。

钢材：

(1)预应力钢束：采用高强度低松弛7丝捻制的钢绞线，公称直径为15.20mm，公称面积140mm2,标准强度为fpk=1860Mpa,弹性模量Ep=1.95×105Mpa,1000h后应力松弛率不大于2.5％。

(2)普通钢筋：采用R235钢筋，HRB335钢筋。 4.设计依据

(1).JTG D62—2004《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (2).JTG D60—2004《公路桥涵设计通用规范》 (3).JTG B01—2003《公路工程技术标准》 四、箱形梁构造形式及相关设计参数

(1)本箱梁按全预应力混凝土构件设计，施工工艺为后张法。 (2)桥上横坡为单向2.0％

(3)箱形梁截面尺寸：梁高为2.0米，为便于模板制作和外形美观，主梁沿纵向外轮廓尺寸保持不变，端部设置横隔梁，高1.72米，宽0.5米，横向共计4片箱形梁，采用湿接缝进行连接，湿接缝宽1.0米，厚度为0.18米，预制箱形梁跨中顶板宽2.4米，腹板厚0.2米，端部顶板宽2.4米，腹板厚0.32米，顶板厚0.18米，底板厚0.25米，腹板和顶板间设有承托。底板厚度，腹板厚度在距支座中心线2.625米处，开始渐变为距支座中心线0.125米处的0.25米和0.25米见图1-1。

(4)预应力管道采用金属波纹管成型，波纹管内径为60mm，外径为67mm，管道摩擦系数υ=0.2，管道偏差系数k=0.0015。锚具变形和钢束回缩量为6mm。

(5)沥青混凝土重度为23KN/m3，预应力混凝土结构重度为26KN/m3，混凝土重度为25KN/m3，单侧防撞栏杆荷载为7.0KN/m。

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(6)有上面拟定的尺寸绘制箱梁的跨中和端部截面图1-1，计算其几何特性见下表1-2:

120181207.518181201207.518157200174.5200164251850505050简化端部截面

简化跨中截面

图1-1端部及跨中截面尺寸图(尺寸单位：cm)

1/2端部横断面14001/2跨中横断面5065010cm厚沥青混凝土桥面铺装三涂FYT-1改进型防水层6cm厚C40水泥混凝土调平层18cm厚横向湿接缝65050502%501001820018323220预制箱梁预制端横隔板25预制箱形梁19048支座中心线340340/2340/21950340190174.5跨径中心线3232202020025151608.5°732501675图1-1 桥梁横断面及纵剖面结构尺寸图（单位：cm）

图1-2桥梁横断面及纵断面剖面结构尺寸图（单位：cm）

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表1-1 跨中截面几何特性计算表

分块面积形心分块名分块面积Ai 至上边缘距离称 ㎡ yi cm 分块面积形心对分块面积的自身惯上缘静矩Si=Aiyi cm 3性矩Ii cm 4di=ys-yi 分块面积截面形心的惯性矩Ix=Aidi cm 42I=Ii+Ix cm cm 4大毛截面（含湿接缝） 顶板 承托 腹板 底板 ∑ 6120.00 530.41 6270.00 1882.07 14802.48 9.00 21.08 103.62 190.87 55080.00 11181.04 649697.40 359230.70 1075189.14 165240.00 2170.71 12838184.22 50783.62 63.64 51.56 -30.98 -118.23 24786303.55 1410059.77 6017697.71 26308201.00 24951543.55 1412230.48 18855881.93 26358984.62 71578640.58 小毛截面（不含湿接缝） 顶板 承托 腹板 底板 ∑ 4320.00 530.41 6270.00 1882.07 13002.48 9.00 21.08 103.62 190.87 69000 13670.81 545300 492536 1120506.81 116640.00 2170.71 12838184.22 50783.62 77.18 65.10 -17.44 -104.69 72.64 86.18 25733170.37 2247882.884 1907043.072 20627479.86 25849810.37 2250053.59 14745227.29 20678263.48 63523354.73 大毛截面形心至上缘距离ys=∑Si/∑Ai 小毛截面形心至上缘距离ys=∑Si/∑Ai 由此可以计算出截面效率指标ρ（希望ρ在0.5以上） 上核心距：ks=

ååIA×yx=71578640.58=37.97cm

14802.48?（20072.64）ks---截面上核心距 下核心距：kx=

ååIA×yx=71578640.58=66.57cm

14802.48´72.64kx---截面下核心距 截面效率指标：ρ=

kskx37.9766.57==0.52＞0.5 h200表明以上初拟的主梁跨中截面是合理的。 五、主梁作用效应计算

根据上述梁跨结构纵、横截面的布置，并通过可变作用下的梁桥荷载横向分布计算，可分别求的各主梁控制截面（一般取跨中、四分点、变化点截面和支点截面）的永久作用和最大可变作用效应，然后再进行主梁作用效应组合。

1.永久作用效应计算 (1)永久作用集度

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1)主梁自重

①跨中截面段主梁自重（长度16.75m）： q（1）=1.300248×26×16.75=566.258KN

②底板加厚与腹板变宽段梁的自重近似计算（长度2.5m）： q(2)=(1.726672+1.380248) ×2.5×26／2=100.9749KN ③支点段梁的自重（长度0.73m）： q(3)=1.726672×0.73×26=32.77KN ④中主梁的横隔梁：

端横隔梁体积：2×0.5×（0.77960898+1.376643）=2.156m3 半跨内横隔梁的重量为：q(4)=2.156×25=53.9KN ⑤主梁永久作用集度：

qI=(566.258+100.9749+32.77+53.9)/19.98=37.73KN/m 2)二期永久作用： ①顶板中间湿接缝集度： q⑸=1.0×0.18×25=4.5KN／m ②中梁现浇部分横隔梁：

一片端横隔梁体积：0.5×0.34×1.56=0.2652m3 即q（6）=0.2652×2×25/39.96=0.3318KN/m ③桥面铺装层

10cm厚沥青混凝土铺装： 0.10×13×23=29.90KN/m 6cm厚C40混凝土铺装： 0.06×13×25=19.50KN/m 将桥面铺装均分给4片主梁： q⑺=（29.90+19.50）/4=12.35KN/m ④将两侧防撞栏杆均分给4片主梁： q⑻=7.0×2/4=3.50KN/m ⑤中梁二期永久作用集度

qⅡ=(4.50+0.3318+12.35+3.5)=20.68KN/m

(2)永久作用效应：按下图计算，设a为计算截面离左侧支座的距离，令c=a/l

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qKL=39.00mVMa=clc(1-c)l(1-c)lM影响线(1-c)V影响线c图1-3 永久作用效应计算图式1

主梁弯矩M和剪力V的计算公式分别为： Mc=c(1-c)l2q/2 Vc=ql(1-2c)/2 永久作用效应见表1-2：

表1-2 中梁（2号梁）永久作用效应计算表

跨中 作用效应 c=0.5 弯矩/KN•m 一期 剪力/KN 弯矩/KN•m 二期 剪力/KN 弯矩/KN•m Σ 剪力/KN 0.00 569.50 1139.00 0.00 11105.21 201.63 8328.90 403.26 0.00 0.00 3931.79 367.87 2948.84 735.74 0.00 7173.42 c=0.25 5380.06 c=0 0.00 四分点 支点 2.可变作用效应计算

(1)冲击系数和车到折减系数计算：结构的冲击系数μ与结构的基频f有关，故应先计算结构的基频f，简支梁的基频可以按下式计算：

π f=22l

EIC3.143.4510100.7157864=Hz=2.5897Hz mc23923923.185321 其中mc=G/g=1.480248×26×103/9.81=3923.185321kg/m

由于1.5Hz≤4.105Hz≤14Hz，故有下式计算出汽车荷载的冲击系数 μ=0.1767lnf-0.0157=0.1524

当车道大于两车道时，应进行车道折减 ，三车道折减22%，四车道折减33%，但折减后不得小于用两车道布载的计算结果。本箱梁按两车道、三车道和四车道布载分别进

9

行计算，取最不利情况进行设计。

(2)计算主梁荷载的横向分布系数

1)跨中荷载的横向分布系数mc：由于各主梁均不设跨中横隔梁，仅设置端横隔梁，各主梁之间的联系靠现浇湿接缝来完成，故可以按刚接梁法来绘制横向分部影响线和计算横向分部系数mc。

①计算主梁的抗弯和抗扭惯性矩I和IT;抗弯惯性矩I在前面已求的，I=0.65419m4；对箱型截面，其抗扭惯性矩可根据下式：

m4Ω2ITcibiti3

dsn1t式中：

Ω—箱型梁闭合截面中线所包含的面积； biti—相应单个矩形截面的宽度和高度； Ci—矩形截面抗扭刚度系数；

18176,365515×7m—粱截面划分成单个矩形截面的个数。 对本箱型梁截面，计算如下：

2001821642020 =（84.58176.37）182/2cm=23746.45cm ds84.58176.37187.697=33.27 t181820221884,57984Ω2m4Ω23图1-4 抗扭惯性矩计算图式（单位：cm）IT=cibt2cbt3ii=dsn1ds

tt

423746.452 =（20.189525.8183）67853105.52cm433.27其中由内插求的c=0.2635参数为t/b=20/61.75=0.3239

②计算主梁的扭转位移和挠度之比γ及悬壁板挠度与主梁挠度之比β；主梁的抗扭刚度和抗扭刚度比例参数γ和主梁抗弯刚度与桥面板抗弯刚度比例参数β，可分别根据下式计算：

Id13Ib12γ5.8()；β39043

lh1ITl式中：

10

18187,697 I—主梁抗弯惯性矩； IT—主梁抗扭惯性矩； b1—主梁翼缘板全宽； l—主梁计算跨径；

d1—中相邻两梁肋的净距之半；本梁d1=25.80+50=75.80cm；

h1—计算单位板宽抗弯惯性矩时所取的板厚，若板厚从梁勒至悬壁端按直线变化时，可取靠梁勒d1/3处的板厚本梁取22cm，因此有：

γ5.8Ib122

()=5.8×（71578640.58/67853105.52）×（340/3900）=0.0645 ITlId13β39043=390×71578640.58×75.803/（39004×203）=0.0066

lh1③计算荷载横向分布影响线竖坐标值，根据计算出的参数γ及β，可查附表C，内插得到横向分布影响线竖坐标值见下表1-3：

表1-3 横向分布影响线竖坐标值计算表

荷载位置 梁号 γ 0.04 1 0.06 0.0465 0.04 2 0.06 0.0465 荷载位置 1号梁 2号梁 ß=0.0066 γ=0.0465 0.32 0.354 ß 1 0.248 0.262 2 0.184 0.181 0.006 3 0.138 0.122 4 0.328 0.363 1 0.25 0.263 2 0.181 0.176 0.01 3 0.134 0.117 4 0.3311 0.2526 0.1830 0.1328 0.3394 0.2542 0.1794 0.1285 0.248 0.262 0.241 0.25 0.206 0.207 0.167 0.159 0.25 0.263 0.247 0.257 0.206 0.208 0.163 0.155 0.2526 0.2439 0.2063 0.1644 0.2542 0.2503 0.2067 0.1604 1 0.3323 0.2528 2 0.2528 0.2449 3 0.1825 0.2064 4 0.1322 0.1638 ④计算各梁的荷载横向分布系数：1号梁（边梁）的的横向分布系数和最不利荷载图式如图1-5所示：

11

14001300340340340123450500,35331800,33230,31131300,28091800,25280,24041300,2135180130180图1-5 1号梁的横向分布影响线及最不利布载图式（尺寸单位：cm）0,18250,17810,15880,1322

1号梁荷载横向分布系数计算，其中包含了车道折减系数，

四车道：

1mcq=（0.35330.31130.28090.24040.21350.17810.15880.1322）0.670.62602 三车道：

1mcq=（0.35330.31130.28090.24040.21350.1781）0.780.6152

2两车道：

1mcq=（0.35330.31130.28090.2404）0.59295

22号梁的荷载横向分布系数和最不利荷载图式如图1-6所示： 2号梁的荷载横向分布系数计算：

14001300340340340123450500,25491800,25280,25071300,24771800,24490,23811300,2234180130180图1-6 2号梁的横向分布影响线及最不利布载图式（尺寸单位：cm）12

0,20640,20260,18640,1638

四车道：

1mcq=（0.25490.25070.24770.23810.22340.20260.18640.1638）0.670.59212 三车道：

1mcq=（0.25490.25070.24770.23810.22340.2026）0.780.5528

2两车道：

1mcq=（0.25490.25070.24770.2381）0.49675

2由以上计算可以看出，1号梁的荷载横向分布系数为最大，故可变作用（汽车）的横向分布系数：mcq=0.6260

2)支点截面的荷载横向分布系数m0：如图1-7所示，按杠杆原理法作出荷载横向分布影响线并进行布载，各梁的可变作用横向分布系数可计算如下：

可变作用（汽车）的荷载横向分布系数：

5050505034034034011801302180341,26471.000,73530,35291801号梁1301801.000,4706图1-7 支点截面的横向分布系数计算图式（尺寸单位：cm）0,61760,08822号梁

1号梁：

1（1.26470.73530.3529）1.17645 moq=moq=22号梁：

1moq=（0.41.00.5667）1.0882

23)横向分布系数取值：通过上述计算，可变作用横向分布系数1号梁为最不利，故

13

可变作用横向分布系数取值为：

跨中截面：mc=0.6260 支点截面：mo=1.17645

车道荷载取值：公路--Ι级车道荷载的均布荷载标准值qk和集中荷载标准值pk为： qk=10.5KN/m 计算弯矩时：PK=[360-180（39.00-5）180]kN316kN 50-5计算剪力时：PK=3161.2kN=379.2kN

(4)可变作用效应计算：在可变作用效应计算中，对于横向分布系数的取值作如下处理：计算主梁可变作用弯矩时，均采用全跨统一的横向分布系数取mc；计算跨中及四分点可变作用剪力效应时，由于剪力影响线的较大坐标也位于桥跨中部，故也采用横向分布系数亦取mc；计算支点可变作用剪力效应时，从支点至l/4梁段，横向分布系数从mo直线过度到mc，其余梁段取mc。

1)计算跨中截面的最大弯矩和最大剪力

）①弯矩：M汽=m（（不计冲击时） M=μM汽（冲击效应） cqk+Pkyk（10.5190.125+3169.75）kNm=3178.40kNm 不计冲击： M汽=0.6260计冲击效应：M=0.15243178.40kNm=408.06kNm

） ②剪力：V汽=m（（不计冲击时） V=μV汽（冲击效应） cqkωk+Pkyk（10.54.875379.20.5）kN=150.73kN 不计冲击：V汽=0.6260计冲击效应：V=0.1524150.73kN=22.97kN

L=39.00mqKPKM影响线ω=1/2×l/4×l=39.00×39.00/8=190.125m2qKPK0.50.519,5V影响线ω=l/8=39.00/8=4.875m19,5图1-8 跨中截面内力影响线及加载图式（尺寸单位：cm）9.75

14

2)计算l/4处截面的最大弯矩和最大剪力： ①弯矩：

M汽=m（）（不计冲击时） cqk+PkykM=μM汽（冲击效应）

（10.5142.59375+3167.3125）kNm=2383.80kNm 不计冲击： M汽=0.6260计冲击效应：M=0.15242383.80kNm=363.29kNm ②剪力：

V汽=m（）（不计冲击时） cqkωk+PkykV=μV汽（冲击效应）

（10.510.96875379.20.75）kN=250.13kN 不计冲击：V汽=0.6260计冲击效应：V=0.1524250.13kN=38.12kN

L=39.00mqKPKω=1/2×3×l/16×l=3×39.00×39.00/32=142.59375m2PK0.250.759.75V影响线ω=9×l/32=9×39.00/32=10.96875m29.25图1-9 L/4截面内力影响线及加载图式（尺寸单位：cm）7.3125M影响线

3)支点截面剪力计算：计算支点截面由于车道荷载产生效应时，考虑横向分布系数沿跨长的变化，均布荷载标准值应布满使结构产生最不利效应的同号影响线上，集中荷载标准值只作用于相应影响线中一个最大影响线的峰值处。

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L=39.00mqKPK10,916580,6260,6260,083429.75V影响线1,176459.7519.50图1-10 支点截面剪力计算图式（尺寸单位：m）1,17645

不计冲击：

V汽=[0.626010.5 =602.46kN39139（1.17645-0.6260）10.5（0.916580.08342）379.21.17645]kN224 冲击效应：

V汽=μV汽=0.1524602.46kN=91.81kN

3.主梁作用效应组合

根据可能出现的作用效应选择三种最不利的组合：短期效应组合，标准效应组合和承载能力极限状态基本组合，具体表1-4：

表1-4 主梁作用效应组合计算表

跨中截面 序号 荷载类别 Mmax kN•m ① ② ③ ④ ⑤ ⑥ ⑦ ⑧ 第一期永久作用 第二期永久作用 总永久作用（=①+②） 可变作用（汽车） 可变作用（汽车）冲击 标准组合（=③+④+⑤） 短期组合（=③+0.7×④） 极限组合（=1.2×③+1.4×[④+⑤]） 7173.42 3931.79 11105.21 3178.40 484.39 14768.00 13330.09 18454.16 Vmax kN 0.00 0.00 0.00 150.73 22.97 173.70 105.51 243.18 四分点截面 Mmax kN•m 5380.06 2948.84 8328.90 2383.80 363.29 11075.99 9997.56 13840.61 Vmax kN 367.87 201.63 569.50 250.13 38.12 857.75 744.59 1086.95 支点截面 Vmax kN 735.74 403.26 1139.00 602.46 91.81 1833.27 1560.72 2338.78 16

六、预应力钢束估算及其布置 1.预应力钢筋数量的估算

在预应力混凝土桥梁设计时，应满足结构在正常使用极限状态下的应力要求和承载能力极限状态的强度要求。以跨中截面按照上述要求对主梁所需的钢束数进行估算并确定主梁的配束数。

(1)按正常使用极限状态的应力要求估算钢束数：按全预应力混凝土受弯构件设计，在正常使用态组合计算使时，截面不允许出现拉应力。当截面混凝土不出现拉应力控制时，则得到钢束数n的估算公式：

n

C1APfpkksepMk

式中：

Mk—使用荷载产生的跨中弯矩标准组合值； C1—与荷载有关的经验系数，取值C1=0.51；

△Ap—一束8Φ15.2钢绞线截面积，一根钢绞线的截面积为1.4cm2，故ΔAp=11.2cm2 Ks-大毛截面的核心距，设梁高为h，Ks按下面公式计算：

ks

式中：

Ahy

sIep—预应力钢束重心至大毛截面重心轴的偏心距； ys—大毛截面形心到上缘的距离； ∑I—大毛截面的抗弯惯性矩；

采用预应力钢绞线公称直径15.20mm，公称面积140mm2，标准强度fpk=1860Mpa，设计强度为fpd=1260Mpa 弹性模量Ep=1.95×105Mpa

Mk=14768.00kNm=14768.00103kNm

ks=71578640.58=cm37.97cm

（200-72.64）（h-ys）14802.48假设ap=22cm则ep=y-ap=（200-72.64-22）=105.36cm

Mk14768.00103即：n===9.69 -46C1ΔApfpk（ks+ep）0.5111.210186010（0.3797+1.0936）(2)按承载能力极限状态估算钢束数：根据极限状态的应力计算公式，受压区混凝土

17

达到极限强度fcd，应力图形呈矩形，同时预应力钢束达到设计强度fpd，则钢束数n的估算公式为：

n

式中：

MdhApfpd

Md—承载能力极限状态的跨中的最大弯矩组合值； α—经验系数，一般取0.75-0.77，取α=0.75； 则估算得钢束n为：

Md18454103n===8.72 αhΔApfpd0.75211.210-41260106据上述两种极限状态估算结果在9束左右，故暂取钢束数为n=10 2.预应力钢束布置

(1)跨中截面及锚固段截面的钢束位置

1)对于跨中截面，在保证布置预留管道要求的前提下，应尽可能加大钢束群重心的偏心距。本设计预应力孔道采用内径60mm，外径67mm的金属波纹管，管道至梁底和梁侧净距不应小于30mm及管道直径的一半。另外直线管道的净距不应小于40mm,且不宜管道直径的0.6倍，在竖直方向两管道可重叠，跨中截面及端部截面构造如下图，N1，N2，N3，N4号钢筋均需进行平弯。求得跨中截面钢束群重心至梁底距离为：

ap=（92+20+31+42）2cm=22.2cm

102)所有钢束都锚固在梁端截面。对于锚固端截面，钢束布置通常考虑下述两个方面：

18

一是预应力钢束合力重心尽可能靠近截面形心，使截面均匀受压；二是考虑锚头布置的可能性，以满足张拉操作方便的要求。按照上述锚头布置的均匀、分散原则，锚固端截面所布置的钢束如下图所示。钢束群重心至梁底距离为：

56+88+120+152184 ap=cm=120cm

5下面对钢束群重心位置进行复核，先计算锚固端截面的几何特性，见表1-5：

表1-5 锚固端截面几何特性计算表

分块面积形心分块名分块面积Ai 至上边缘距离称 cm 顶板 承托 腹板 底板 ∑ 6120.00 704.41 9584.00 2658.31 19066.72 2分块面积形心对分块面积的自身惯上缘静矩Si=Aiyi cm 55080.00 14940.54 959550.08 497768.55 1527339.16 3yi cm 9.00 21.21 100.12 187.25 性矩Ii cm 165240.00 2973.95 17910249.75 138289.94 4di=ys-yi 分块面积截面形心的惯性矩Ix=Aidi cm 30937885.20 2442916.49 3841271.03 30520382.75 42I=Ii+Ix cm 71.10 58.89 -20.02 -107.15 cm 31103125.20 2445890.44 21751520.78 30658672.69 85959209.12 4其中： ys=SAii=1527339.16cm=80.10cm

19066.72yx=h-ys=（200-80.10）cm=119.9cm

故计算得上核心距为： ks= 下核心距为： kxIAy=x85959209.12cm=37.60cm

19066.72119.9I=Ay=s85959209.12cm=56.28cm

19066.7280.10 63.62cmyx-kxap< yx+kx157.5cm

说明钢束群重心处于截面的核心范围内。

(2)钢束弯起角度及线性的确定：本设计预应力钢筋在跨中分三排，最下排两根（N5）弯起角度为1.5°，其余8根弯起角度均为8.5°。为简化计算和施工，所有钢束布置的线性均为直线加圆弧，具体计算如下。

(3)钢束计算

1）计算钢束起弯点至跨中的位置。

19

锚固点至支座中心线的水平距离为αxi

αx5=31－16tg8.5°=28.6088cm αx4=31－48tg8.5°=23.8264cm

αx3=31－80tg8.5°=19.0439cm

αx2=31－112tg8.5°=14.2615cm αx1=31－144tg8.5°=9.4791cm

钢筋计算图示和锚固段尺寸图见下图：

钢束起弯点至跨中的距离x1列表于1-6内：

表1-6 钢束弯起点至跨中距离计算表

钢束号 5 4 3 2 1 弯起高度 y/cm 47 79 100 121 142 y1/cm 14.7809 29.5619 33.9962 38.4304 42.8647 y2/cm 32.2191 49.4381 66.0038 82.5696 99.1353 L1/cm 100 200 230 260 290 x3/cm 98.9016 197.8032 227.4736 257.1441 286.8146 弯起角 （°） 8.5 8.5 8.5 8.5 8.5 R/cm x2/cm x1/cm 1446.1474 1110.7530 853.3814 596.0098 338.6383 2933.2354 433.5598 4500.8651 665.2702 6009.0144 888.1889 7517.1637 1111.108 9025.3130 1334.026 上表各参数计算如下：L1为靠近锚固端直线段长度，根据需要确定，y为钢束锚固点至钢束起弯点的竖直距离，根据各量的几何关系，可分别计算如下：

y1=L1sinφ y2=y- y1

x3 =L1cosφ R=y2/(1-cosφ)

20

x2=Rsinφ x1 =L/2- x2- x3+aXi

式中：

φ—钢束弯起角度（°）； L—计算跨径（cm）；

aXi—锚固点至支座中心线的水平距离（cm）； 2)控制截面的钢束重心位置计算

①各钢束重心位置计算：当计算截面在曲线段时，计算公式为： ai=a0+R(1-cosα),sinα= x4/R 当计算截面在锚固点的直线段时，计算公式为： ai=a0+y- x5tanφ 式中：

ai—钢束在计算截面处钢束中心位置至梁底的距离； a0—钢束起弯前到梁底的距离； R—钢束起弯半径；

α—圆弧段起弯点到计算点圆弧长度对应的圆心角； ②计算钢束群重心到梁底的距离ap见表1-7：

表1-7 各计算截面的钢束位置及钢束群重心位置计算表

截面 钢束号 5 4 3 四分点 2 1 直线段 5 4 支点 3 2 1 100 121 142 0.1483529 0.1483529 0.1483529 19.0439 14.2615 9.4791 378.9902 636.3617 y 47 79 7517.1637 9025.3130 φ 0.1483529 0.1483529 0.050417 0.070509 x5 28.6088 23.8264 0.99873 0.99751 x5tgφ 4.27561 3.56087 2.84613 2.13139 1.41665 31 42 a0 9 9 20 31 42 40.5598 64.4624 ai 51.72439 84.43913 117.15387 117.1539 149.86861 182.58335 ap x4/cm 未弯起 未弯起 121.6186 R/cm 2933.2354 4500.8651 6009.0144 sina=x4/R 0 0 0.020239 cosa 1 1 0.99980 a0 9 9 20 ai 9 9 21.2309 28.8506 ap 钢束布置图如下：

21

3)钢束长度计算:一根钢书的长度为曲线长度、直线长度、与两工作段长度（2×70cm）之和，其中钢束曲线长度可按圆弧半径及弯起角度计算，通过每根钢束长度计算，就可以得到一片主梁和一孔桥所需钢束总长度，用于备料和施工计算结果见下表：

表1-8 钢束长度计算表

半径R 钢束号 cm 5 4 3 2 1 2933.2354 4500.8651 6009.0144 7517.1637 9025.3130 rad 0.1483529 0.1483529 0.1483529 0.1483529 0.1483529 cm 435.15 667.72 891.45 1115.19 1338.93 cm 1446.1474 1110.7530 853.3814 596.0098 338.6383 cm 100 200 230 260 290 cm 3962.60 3956.94 3949.67 3942.41 3935.14 cm 140 140 140 140 140 cm 4102.60 4096.94 4089.67 4082.41 4075.14 弯起角 曲线长度 直线长度 L1 有效长度 钢束预留长度 钢束长度 七、计算主梁截面几何特性

本箱梁采用后张法施工，内径60mm的钢波纹管成孔，当混凝土达到设计强度时进行张拉，张拉顺序和钢束号相同，年平均相对湿度为80％。

计算过程分三个阶段，阶段一为预制构件阶段，施工荷载为预制梁（包括横隔梁）的自重，受力构件按预制梁的净截面计算；阶段二为现浇混凝土形成整体阶段，但不考虑现浇混凝土的承受荷载能力，施工荷载除阶段一荷载之外，还应包括现浇混凝土板的自重，受力构件按预制梁灌浆后的换算截面计算;阶段三为成桥阶段，荷载除了阶段一、二的荷载之外，还包括二期永久作用和活载，受力构件按成梁后的换算截面计算。

1.截面面积及惯性矩计算

(1)在预加力阶段，即阶段二，只需计算小截面几何特性。计算公式如下： 净截面面积: An=A－nΔA

22

净截面惯性矩：In=I－nΔA(yis-yi)

表1-9 跨中截面面积和惯性矩计算表

分块面积截面 分块名称 Ai 分块面积形心之上缘距离yi cm 81.4437 178 72.6377 178 分块面积对上缘静矩si 全截面重心至上缘距离Yjs cm

2

分块面积的自身惯性矩Ii di=Yjs-yi 分块面积对截面形心的惯性矩Ip I=∑Ip+∑Ii cm 毛截面 bi=240cm 扣除管 道面积 ∑ 毛截面 bi=340cm 钢筋换 算面积 ∑ 13002 -352.6 12650 14802 520.8 15323 2cm 1058970.08 -62753.90 996216.18 1075218.10 92702.4 1167920.50 3cm 63523354.73 4cm -2.6910 cm 94157.00 4cm 478.7527 忽略 63523354.73 71578640.58 -99.2473 -3472626.65 60144885.08 3.5810 -3378469.65 189820.64 76.2187 忽略 71578640.58 -101.7813 5395192.58 77163653.81 5585013.23 1.951052 =5.65， Ap=1011.2=112cm 其中，n=10，A=A6.7cm/4=35.255cm，EP=43.4510222表1-10 四分点截面面积和惯性矩计算表

分块面积形分块面积Ai 心之上缘距截面 分块名称 cm 毛截面 bi=240cm 扣除管 道面积 ∑ 毛截面 bi=340cm 钢筋换 算面积 ∑ 13002.48 -352.55 12649.93 14802.48 520.8 15323.28 2分块面积对上缘全截面重心至分块面积的静矩si 上缘距离Yjs 自身惯性矩Ii 分块面积对截di=Yjs-yi 面形心的惯性矩Ip cm cm 81633.02 4I=∑Ip+∑Ii 离yi cm 81.4437 171.3494 72.6377 171.3494 cm 1058970.08 -60409.23 998560.85 1075218.10 89238.76752 1164456.87 3cm cm 4cm 463523354.7 -2.5056 78.9381 忽略 63523354.7 71578640.6 75.9927 忽略 71578640.6 -92.4113 -3010726.58 60594261.17 3.3550 -2929093.56 166613.51 -95.3567 4735586.01 76480840.11 4902199.53 1.951052 =5.65， Ap=1011.2=112cm 其中，n=10，A=A6.7cm/4=35.255cm，EP=43.4510222

23

表1-11 支点截面面积和惯性矩计算表

分块面积形分块面积Ai 心之上缘距截面 分块名称 cm 2分块面积对上缘静全截面重心至矩si 上缘距离Yjs 分块面积的自身惯性矩Ii cm 4分块面积对截di=Yjs-yi 面形心的惯性矩Ip cm cm 150.19 -7355.77 -7205.58 116.36 4260.17 4376.53 71583017.11 63516149.15 4I=∑Ip+∑Ii 离yi cm cm 1511193.694 -29277.90 1481915.79 1527394.90 43250.40888 1570645.31 3cm cm 4毛截面 17266.72 87.5206 bi=240cm 扣除管 道面积 ∑ -352.55 16914.17 83.0461 63523354.7 0.0933 87.6139 忽略 63523354.7 4.5678 毛截面 19066.72 80.1079 bi=340cm 钢筋换 算面积 ∑ 520.8 19587.52 83.0461 71578640.6 0.0781 80.1860 忽略 71578640.6 -2.8601 1.951052 =5.65， Ap=1011.2=112cm 其中，n=10，A=A6.7cm/4=35.255cm，EP=43.4510222(2)在正常使用阶段需要计算大截面（结构整体化以后的截面，即阶段三） 的几何特性，计算公式如下：

净截面面积:

A0=A+nEP1AP

2静截面惯性矩:

式中：

I0=I+nEP1APyosyi

A、I—混凝土毛截面面积和惯性矩； ΔA—一根管道截面积；

yis、y0s—净截面和换算截面重心到主梁上缘的距离； yi—分块面积重心到主梁上缘的距离； n—计算面积内所含的管道数（钢束数）；

aEP—预应力钢束与混凝土的弹性模量之比，即5.65 2.截面净距计算

预应力钢筋混凝土在张拉阶段和使用阶段都要产生剪应力，这两个阶段的剪应力应该叠加。在每个阶段中，凡是中性轴位置和面积突变处的剪应力，都需要计算，在张拉

24

阶段和使用阶段应计算得截面为：

跨中及四分点截面支点截面

图1-15静矩计算图式（尺寸单位：cm）

(1)在张拉阶段，净截面的中性轴（称净轴）位置产生的最大剪应力，应该与使用阶段在净轴位置产生的剪应力叠加。

(2)在使用阶段，换算截面的中性轴（称换轴）位置产生的最大剪应力，应该与张拉阶段在换轴位置产生的剪应力叠加。

故对每一个荷载作用阶段，需要计算四个位置的剪应力，即需要计算下面几种情况的静距：

1)a-a 线以上（或以下）的截面对中性轴（净轴和换轴）的静矩 2)b-b线以上（或以下）的面积对中性轴（两个）的静矩； 3)净轴（n—n）以上（或以下）的面积对中性轴（两个）的静矩； 4)换轴（o—o）以上（或以下）的面积对中性轴（两个）的静矩 计算结果见表1-12～表1-14。

25

表1-12 跨中截面对重心轴静矩计算表

已知：b1=240cm,ys=78.7527cm,h=200cm 分块名称及序号 静矩类别及序号 翼板1 承托2 ∑ 底板4 管道或钢束 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 换轴以上净面积对静轴静矩So-n 静轴以上净面积对静轴静矩Sn-n 底板部分对 静轴静矩Sb-n 翼缘部分对 静轴静矩Sa-n 分块面积Ai/cm 4320.00 530.41 ______ 1882.07 -151.17 ______ 4320.00 530.41 2410.11 ______ 4320.00 530.41 2038.75 ______ 已知：b1=340cm,ys=76.2187cm,h=200cm 分块名称及序号 静矩类别及序号 翼板1 承托2 ∑ 底板4 管道或钢束 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 换轴以上净面积对静轴静矩So-o 静轴以上净面积对静轴静矩Sn-o 底板部分对 静轴静矩Sb-o 翼缘部分对 静轴静矩Sa-o 分块面积Ai/cm 6120.00 530.41 ______ 1882.07 229.12 ______ 6120.00 530.41 2410.11 ______ 6120.00 530.41 2033.96 ______ 分块面积重心至全 截面重心距离yi/cm 67.2187 55.1387 ______ 114.6513 114.0392 ______ 67.2187 55.1387 24.2176 ______ 67.2187 55.1387 25.5444 ______ 对静轴静矩si=Aiyi/cm 411378.44 29246.12 440624.56 215781.77 26128.66 241910.43 411378.44 29246.12 58367.08 498991.64 411378.44 29246.12 51956.29 492580.85 3分块面积重心至全 截面重心距离yi/cm 69.7527 57.6727 ______ 112.1173 111.6802 ______ 69.7527 57.6727 26.7516 ______ 69.7527 57.6727 28.0784 ______ 对静轴静矩si=Aiyi/cm 301331.66 30590.18 331921.84 211012.61 -16882.70 194129.91 301331.66 30590.18 64474.30 396396.14 301331.66 30590.18 57244.84 389166.68 326

表1-13 四分点截面对重心轴静矩计算表

已知：b1=240cm,ys=78.9381cm,h=200cm 分块名称及序号 静矩类别及序号 翼板1 承托2 ∑ 底板4 管道或钢束 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 换轴以上净面积对静轴静矩So-n 静轴以上净面积对静轴静矩Sn-n 底板部分对 静轴静矩Sb-n 翼缘部分对 静轴静矩Sa-n 分块面积Ai/cm 4320.00 530.41 ______ 1882.07 -141.02 ______ 4320.00 530.41 2410.11 ______ 4320.00 530.41 2033.96 ______ 已知：b1=340cm,ys=75.9927cm,h=200cm 分块名称及序号 静矩类别及序号 翼板1 承托2 ∑ 底板4 管道或钢束 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 换轴以上净面积对静轴静矩So-o 静轴以上净面积对静轴静矩Sn-o 底板部分对 静轴静矩Sb-o 翼缘部分对 静轴静矩Sa-o 分块面积Ai/cm 6120.00 530.41 ______ 1882.07 208.32 ______ 6120.00 530.41 2410.11 ______ 6120.00 530.41 2033.96 ______ 分块面积重心至全 截面重心距离yi/cm 66.9927 54.9127 ______ 114.8773 115.0073 ______ 66.9927 54.9127 23.9916 ______ 66.9927 54.9127 25.3184 ______ 对静轴静矩si=Aiyi/cm 409995.32 29126.25 439121.57 216207.12 23958.32 240165.44 409995.32 29126.25 57822.40 496943.96 409995.32 29126.25 51496.61 490618.18 3分块面积重心至全 截面重心距离yi/cm 69.9381 57.8581 ______ 112.1173 111.6802 ______ 69.9381 57.8581 26.7516 ______ 69.9381 57.8581 28.0784 ______ 对静轴静矩si=Aiyi/cm 302132.59 30688.51 332821.11 211012.61 -15749.14 195263.47 302132.59 30688.51 64474.30 397295.41 302132.59 30688.51 57110.34 389931.45 3

27

表1-14 支点截面对重心轴静矩计算表

已知：b1=240cm,ys=87.6139cm,h=200cm 分块名称及序号 静矩类别及序号 翼板1 承托2 ∑ 底板4 管道或钢束 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 换轴以上净面积对静轴静矩So-n 静轴以上净面积对静轴静矩Sn-n 底板部分对 静轴静矩Sb-n 翼缘部分对 静轴静矩Sa-n 分块面积Ai/cm 4320.00 704.41 ______ 2658.31 0.00 ______ 4320.00 704.41 3991.29 ______ 4320.00 704.41 3515.90 ______ 已知：b1=340cm,ys=80.1860cm,h=200cm 分块名称及序号 静矩类别及序号 翼板1 承托2 ∑ 底板4 管道或钢束 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 翼板1 承托2 肋部3 ∑ 换轴以上净面积对静轴静矩So-o 静轴以上净面积对静轴静矩Sn-o 底板部分对 静轴静矩Sb-o 翼缘部分对 静轴静矩Sa-o 分块面积Ai/cm 6120.00 704.41 ______ 2658.31 0.00 ______ 6120.00 704.41 3991.29 ______ 6120.00 704.41 3515.90 ______ 分块面积重心至全 截面重心距离yi/cm 71.186 58.976 ______ 107.064 0.00 ______ 71.186 58.976 23.7542 ______ 71.186 58.976 27.4682 ______ 对静轴静矩si=Aiyi/cm 435658.32 41543.28 477201.60 284609.30 0.00 284609.30 435658.32 41543.28 94809.90 572011.51 435658.32 41543.28 96575.44 573777.05 3分块面积重心至全 截面重心距离yi/cm 78.6139 66.4039 ______ 99.6361 0.00 ______ 78.6139 66.4039 31.1821 ______ 78.6139 66.4039 34.8961 ______ 对静轴静矩si=Aiyi/cm 339612.05 46775.57 386387.62 264863.64 0.00 264863.64 339612.05 46775.57 124456.80 510844.42 339612.05 46775.57 122691.20 509078.82 3

28

3.截面积和特性总表 将计算结果汇总见表1-15：

表1-15 截面几何特性计算总表 截面 名称 符号 单位 跨中 净面积 静惯性矩 静轴到截面上缘距离 静轴到截面下缘距离 混 凝 土 净 截 面 净轴以上面积 对静轴静矩 换轴以上面积 底板部分面积 钢束群重心到静轴距离 So-n Sb-n en cm cm cm 33四分点 12649.93 60594261.17 78.9381 121.0619 767617.4264 500522.9652 332821.11 397295.41 389931.45 195263.47 92.2113 截面 支点 16914.17 63516149.15 87.6139 112.3861 724955.1629 565160.1857 386387.62 510844.42 509078.82 264863.64 4.7678 An In yns ynx Wns Wnx Sa-n Sn-n cm cm cm cm cm cm cm cm 33334212649.93 60144885.08 78.7527 121.2473 763718.3878 496051.3354 331921.84 396396.14 389166.68 194129.91 99.0473 上缘 截面抵抗矩 下缘 翼缘部分面积 名称 符号 单位 跨中 四分点 15323.28 76480840.11 75.9927 124.0073 1006423.5132 616744.6603 439121.57 496943.96 490618.18 240165.44 95.1567 支点 19587.52 71583017.11 80.1860 119.8140 892712.1581 597451.1919 477201.60 572011.51 573777.05 284609.30 2.6601 换算面积 换算惯性矩 换轴到截面上缘距离 混 凝 土 换 算 截 面 对换轴静矩 换轴以上面积 底板部分面积 钢束群重心到换轴距离 截面抵抗矩 下缘 翼缘部分面积 静轴以上面积 换轴到截面下缘距离 上缘 Ao Io yos yox Wos Wox Sa-b Sn-o So-o Sb-o eo cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm 3333334215323.28 77163653.81 76.2187 123.7813 1012397.9261 623387.0044 440624.56 498991.64 492580.85 241910.43 101.5813 29

八、预应力损失计算

根据《公预规》规定，当计算主梁截面应力和确定钢束的控制应力时，应计算预应力损失值。后张法梁的预应力损失包括前期预应力损失（钢束与管道壁的摩擦损失、锚具变形损失、钢束回缩引起的损失、分批张拉混凝土弹性压缩引起的损失）和后期预应力损失（钢绞线应力松弛、混凝土收缩徐变引起的应力损失）而梁内钢束的锚固应力和有效应力分别等于张拉应力扣除相应阶段的预应力损失。

预应力损失值因截面位置不同而有差异，现以四分点为例说明各项预应力损失的计算方法。对于其他截面均可用同样的方法计算。

表1-16 四分点、跨中、支点截面管道摩擦损失值σl1计算表

四分点截面管道摩擦损失值σl1计算表 θ=Ψ-α 钢束号 ° 1 2 3 4 5 4.456777 5.610094 7.340312 8.5 8.5 rad 0.077785 0.097915 0.128113 0.148353 0.148353 m 9.8448 9.8926 9.9404 9.9883 10.0361 0.0303242 0.0344219 0.0405333 0.0446530 0.0447247 0.0298690 0.0338362 0.0397228 0.0436707 0.0437393 Mpa 38.8895 44.0548 51.7191 56.8593 56.9486 x μθ+kx 1-e-（μθ+kx） σl1=σcon（1-e-（μθ+kx）） 跨中截面管道摩擦损失值σl1计算表 θ=Ψ-α 钢束号 °x rad m 19.5948 19.6426 19.6904 19.7383 19.7861 μθ+kx 0.0590628 0.0591345 0.0592063 0.0592780 0.0593497 1-e-（μθ+kx） σl1=σcon（1-eMpa -（μθ+kx）） 0.0573524 0.0574200 0.0574877 0.0575553 0.0576229 1 2 3 4 5 8.5 8.5 8.5 8.5 8.5 0.148353 0.148353 0.148353 0.148353 0.148353 74.6728 74.7609 74.8489 74.9370 75.0250 支点截面管道摩擦损失值σl1计算表 θ=Ψ-α 钢束号 °x rad 0 0 0 0 0 m 0.0948 0.1426 0.1904 0.2383 0.2861 μθ+kx 0.0001422 0.0002139 0.0002857 0.0003574 0.0004291 1-e-（μθ+kx） σl1=σcon（1-eMpa -（μθ+kx）） 0.0001422 0.0002139 0.0002856 0.0003573 0.0004290 1 2 3 4 5 0 0 0 0 0 0.1851 0.2785 0.3719 0.4652 0.5586 30

1.预应力钢束与管道壁之间的摩擦引起的预应力损失 按《公预规》规定，计算公式为：

kxl1con1e

式中： con——张拉钢束时锚下的控制应力；根据《公预规》规定，对于钢绞线取张拉控制应力为：

con=0.7fpK=0.71860=1302(Mpa)

μ—钢束与管道壁的摩擦系数，对于预埋波纹管取0.20；

—从张拉端到计算截面曲线管道部分切线的夹角（rad）；

k —管道每米局部偏差对摩擦的影响系数，取0.0015；

x —从张拉端到计算截面的管道长度，可近似取其在纵轴上的投影长度，当四分点为计算截面时，x=axi+l4；

2.由锚具变形、钢束回缩引起的预应力损失

按《公预规》规定，对曲线预应力筋，在计算锚具变形，钢束回缩引起死亡预应力损失时，应考虑锚固后反向摩擦的影响。根据《公预规》规定，l2计算公式为：

反向摩擦影响长度： lf= 式中：

l——锚具变形、钢束回缩，根据《公预规》规定，对于夹片锚l=6mm;

lEpd d——单位长度由管道摩擦引起的预应力损失，按下列公式计算： l d=0

l式中：

0—张拉端锚下控制应力，为1302Mpa;

l—预应力筋扣除沿途摩擦损失后锚固端应力，即跨中截面扣除l1后的钢筋应力；

l—张拉端至锚固端距离。

张拉端锚下预应力损失：l2=2dlf；

在反摩擦影响长度内，距张拉端x处的锚具变形、钢筋回缩损失： l2=2d（lf-x）;

在反摩擦影响长度内，锚具变形、钢筋回缩损失：l2=0

31

计算结果见表1-17：

表1-17 四分点、跨中及支点截面σl2计算表 钢束号 1 2 3 4 5 △σ/Mpa 0.00379518 0.00379265 0.00379013 0.00378762 0.00378665 影响长度lf/mm 17558.06 17563.92 17569.75 17575.58 17577.83 锚固端 133.2721 133.2277 133.1834 133.1393 四分点截面 距张拉端 距离x/mm 9844.8 9892.6 9940.4 9988.3 σl2/Mpa 58.5466 58.1892 57.8322 57.4758 支点截面 距张拉端 距离x/mm 94.8 142.6 190.4 238.3 286.1 σl2/Mpa 跨中截面 距张拉端 距离x/mm σl2/Mpa 0 0 0 0 0 132.5526 19594.8 132.1459 19642.6 131.7399 19690.4 131.3344 19738.3 130.9556 19786.1 133.1222 10036.1 57.1159 3.混凝土弹性压缩引起的预应力损失

后张法梁当采用分批张拉时，先张拉的钢束由于张拉后批产生的混凝土弹性压缩引起的应力损失，根据《公预规》规定，计算公式为：

l4=Eppc 式中：

pc—在先张拉钢束重心处，由后张拉各批钢束而产生的混凝土法向应力，可按下式计算：

pc=式中：

Np0、Mp0—分别为钢束锚固时预加的纵向力和弯矩；

epi—计算截面上钢束重心到截面净轴的距离，epi=ynx-ai；

Np0An+Mp0epiIn

本题采用逐根张拉钢束，预制时张拉钢束N1～N5,张拉顺序为1-2-3-4-5计算时从最后张拉的一束逐步向前推进，计算结果见表1-18：

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表1-18 四分点、跨中、支点截面σl4计算表

四分点截面σl4计算表 An/cm 12649.93 2计算数据 △Ap/cm 11.2 2In/cm 60594261.17 4ynx/cm 121.0619 αEP 5.65 预加弯矩Mpo=Npoepi /N•m 1511840.16 1478415.99 1288196.14 1021071.67 711050.59 Σσpc/Mpa 合计 3.8625 7.0360 8.8136 9.0823 σl4=αEP ∑σpc/MPa 21.8229 39.7532 49.7968 51.3150 钢 束 号 5 4 3 2 1 锚固预加纵向力/0.1KN Npo=△Apσpocosα 锚固时钢 束应力σpo 1204.5640 1177.9332 1152.3523 1133.9211 1124.4828 △Apσpo cosα (见表1-7) 1.0000 1.0000 0.9998 0.9987 0.9975 Npo 13491.117 13192.851 12903.765 12683.787 12562.848 ΣNpo/ 0.1kN epi=ynx- ai/cm ΣMpo/ N•m ΣNpo/An 1.0665 2.1094 3.1295 4.1322 ΣMpo/In×epi 2.7960 4.9265 5.6841 4.9501 13491.117 13192.851 12906.346 12699.916 12594.207 13491.117 26683.968 39587.733 52271.520 64834.367 112.0619 112.0619 99.831032 80.502115 56.599475 1511840.16 2990256.16 4278452.29 5299523.97 6010574.56 跨中截面σl4计算表 An/cm 12649.93 2计算数据 △Ap/cm 11.2 2In/cm 60144885.08 4ynx/cm 121.2473 αEP 5.65 预加弯矩Mpo=Npoepi /N•m Σσpc/Mpa 合计 σl4=αEP ∑σpc/MPa 钢 束 号 锚固预加纵向力/0.1KN Npo=△Apσpocosα 锚固时钢 束应力σpo △Apσpo cosα (见表1-7) Npo ΣNpo/ 0.1kN epi=ynx- ai/cm ΣMpo/ N•m ΣNpo/An ΣMpo/In×epi 33

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5 4 3 2 1 1227.3272 1204.8298 1185.9029 1171.6412 1161.4252 13746.064 13494.094 13282.112 13122.382 13007.963 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 13746.064 13494.094 13282.112 13122.382 13007.963 13746.064 27240.158 40522.270 53644.652 66652.615 112.2473 112.2473 101.2473 90.2473 79.2473 1542958.58 1514675.60 1344778.00 1184259.54 1030845.91 1542958.58 3057634.19 4402412.19 5586671.73 6617517.64 1.0867 2.1534 3.2034 4.2407 2.8796 5.1472 6.6058 7.3610 3.9662 7.3006 9.8092 11.6017 22.4093 41.2482 55.4218 65.5498 支点截面σl4计算表 An/cm 16914.17 2计算数据 △Ap/cm 11.2 2In/cm 63516149.15 4ynx/cm 112.3861 αEP 5.65 预加弯矩Mpo=Npoepi /N•m 785671.34 360113.45 61302.21 478813.54 888569.94 Σσpc/Mpa 合计 1.1114 1.6136 3.0001 4.9062 σl4=αEP ∑σpc/MPa 6.2795 9.1166 16.9503 27.7200 钢 束 号 5 4 3 2 1 锚固预加纵向力/0.1KN Npo=△Apσpocosα 锚固时钢 束应力σpo 1169.2623 1163.2961 1160.7717 1153.2501 1142.7658 △Apσpo cosα (见表1-7) 0.9890 0.9890 0.9890 0.9890 0.9890 Npo 12951.684 12885.598 12857.636 12774.320 12658.188 ΣNpo/ 0.1kN epi=ynx- ai/cm ΣMpo/ N•m ΣNpo/An 0.7657 1.5276 2.2877 3.0430 ΣMpo/In×epi 0.3457 0.0860 0.7123 1.8632 13095.737 13028.916 13000.643 12916.401 12798.977 12951.684 25837.282 38694.918 51469.238 64127.426 60.6617 27.9470 4.7678 37.4825 70.1972 785671.34 1145784.79 1207087.00 1685900.54 2574470.47 34

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4.由钢束应力松弛引起的预应力损失

《公预规》规定，钢绞线由松弛引起的应力损失的终极值，按下式计算：

pel50.520.26pefpk

式中：——张拉系数，采用一次张拉，=1.0；

——钢筋松弛系数，对低松弛钢筋，=0.3；

pe——传力锚固时的钢筋应力。 对后张法构件：σpe=σ

con

-σl1-σl2-σ

l4

表1-19 四分点截面、跨中截面、支点截面σl5计算表

四分点截面σl5计算表 钢束号 1 2 3 4 5 跨中截面σl5计算表 钢束号 1 2 3 4 5 支点截面σl5计算表 钢束号 1 2 3 4 1 0.3 1860 ψ ζ fpk/Mpa σpe/Mpa 1142.7658 1153.2501 1160.7717 1163.2961 1169.2623 σl5/Mpa 20.3925 21.5937 22.4668 22.7619 23.4638 1 0.3 1860 ψ ζ fpk/Mpa σpe/Mpa 1161.4252 1171.6412 1185.9029 1204.8298 1227.3272 σl5/Mpa 22.5431 23.7453 25.4528 27.7716 30.6060 1 0.3 1860 ψ ζ fpk/Mpa σpe/Mpa 1124.4828 1133.9211 1152.3523 1177.9332 1204.5640 σl5/Mpa 18.3420 19.3935 21.4901 24.4944 27.7386 5

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5.混凝土收缩和徐变引起的的预应力损失

根据《公预规》规定，由混凝土收缩和徐变引起的应力损失可按下式计算： l6=式中：

0.9[Epcs(t,t0)Eppc(t,t0)]115p

l6—全部钢束重心处由混凝土收缩、徐变引起的预应力损失值；

pc—钢束锚固时，全部钢束重心处由预加应力产生的混凝土法向应力，并根据张拉受力情况，考虑主梁重力的影响；

—配筋率，=

ApAsAe2p； =1+2

iA—钢束锚固时相应的净截面面积An；

ep—钢束群重心至截面净轴的距离en；

i—截面回转半径，为i2=

In； An(t,t0)—加载龄期为t0、计算龄期为t时的混凝土徐变系数；

cs(t,t0)—加载龄期为t0、计算龄期为t时收缩应变；

(1)徐变系数终极值(tu,t0)和收缩应变终极值cs(tu,t0)的计算:构件理论厚度的计算公式为: h=

式中：

A—主梁混凝土截面面积； U—与大气接触的截面周边长度；

考虑混凝土收缩和徐变大部分在成桥之前完成，A和u均采用预制梁的数据。对于混凝土毛截面，四分点与跨中截面上述数据完全相同，即：

2A uA13002.48cm2u2402187.518.3272180.8150259.3315272161.9634.56 1335.38cm故h=2A213002.4819.47cmu1335.38cm 由于混凝土收缩和徐变在相对湿度为80%条件下完成，受荷时混凝土加载龄期为28d

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按照上述条件，查《公预规》得到(tu,t0)=1.657，cs(tu,t0)=0.207103 (2)计算混凝土收缩和徐变应起的预应力损失l6：计算结果见表1-20：

表1-20 四分点、跨中、支点截面混凝土收缩徐变引起的损失σl6计算表

四分点截面混凝土收缩徐变引起的损失σl6计算表 Npo/0.1Mpa 129668.73 计算数据 An/cm 12649.93 Npo/An 10.2505 φ(tu，to) aEPσpcφ(tu，to) 计算应力损失值 εΕpεcs2Mpo/N.m 12021149.12 en=ep/cm 92.2113 （Μpo-Μg1)/In×en 10.1063 1.657 Mg1/KN.m 5380.06 Ep/Mpa 195000 σpc=Np0/An+（Μpo-Μg1)/In×en 20.3568 In/cm 60594261.17 aEP 5.65 4(1) (t,to) cs 190.5818 i=In/An 24790.0867 0.00022 42.9 ρp=1+ep/i ρ=5△Ap /An 222.7751 0.0044 (t,to) (2) 0.9×[⑴+⑵] 210.1336 1+15ρpρ 1.1843 计算数据 l6=0.9Epcst，t0+EPPCt，t1+15p=210.1336MPa=117.4362MPa 1.1843 跨中截面混凝土收缩徐变引起的损失σl6计算表 Npo/0.1Mpa 133305.23 计算数据 An/cm 12649.93 Npo/An 10.5380 计算应力损失值 φ(tu，to) aEPσpcφ(tu，to) (1) εcs2Mpo/N.m 13235035.28 en=ep/cm 99.0473 （Μpo-Μg1)/In×en 9.9823 1.657 192.1126 0.00022 Mg1/KN.m 7173.42 Ep/Mpa 195000 σpc=Np0/An+（Μpo-Μg1)/In×en 20.5204 i=In/An ρp=1+ep/i 222In/cm 60144885.08 aEP 5.65 4754.5627 3.0634 4(t,to) 37

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Εpεcs (t,to) (2) 0.9×[⑴+⑵] 42.9 211.5114 ρ=5△Ap /An 1+15ρpρ 0.0044 1.2034 计算数据 l6=0.9Epcst，t0+EPPCt，t1+15p=211.5114MPa=175.7589MPa 1.2034支点截面混凝土收缩徐变引起的损失σl6计算表 Npo/0.1Mpa 128254.85 计算数据 An/cm 16914.17 Npo/An 7.5827 φ(tu，to) 计算应力损失值 εΕpεaEPσpcφ(tu，to) (1) cs2Mpo/N.m 5148940.949 en=ep/cm 4.7678 （Μpo-Μg1)/In×en 0.3865 1.605 72.2666 0.000207 40.365 101.3684 Mg1/KN.m 0 Ep/Mpa 195000 σpc=Np0/An+（Μpo-Μg1)/In×en 7.9692 i=In/An ρp=1+ep/i ρ=5△Ap /An 1+15ρpρ 222In/cm 63516149.15 aEP 5.65 3755.2034 1.0061 0.0033 1.0500 4(t,to) cs (t,to) (2) 0.9×[⑴+⑵] 计算数据 l6=0.9Epcst，t0+EPPCt，t1+15p=101.3684MPa=96.5448MPa 1.05006.成桥后四分点截面由张拉钢束产生的预加力作用效应计算：

计算方法与预加应力阶段混凝土弹性压缩引起的预应力损失计算方法相同，其计算结果见表1-21：

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表1-21 成桥后由张拉钢束产生的预加力作用效应计算表

四分点截面 计算An/cm 2△Ap/cm 11.2 2In/cm 76480840.11 4ynx/cm 124.0073 αEP 5.65 ΣNp/ epi=ynx- ai/cm 115.0073 115.0073 预加弯矩Mp=Npepi /N•m 数据 15323.28 钢 束 号 5 4 3 2 1 锚固预加纵向力/0.1KN Np=△Apσpecosα 锚固时钢 束应力σpe 999.3891 976.0026 953.4260 937.0913 928.7046 △Apσpe 11193.158 10931.229 10678.371 10495.423 10401.492 cosα (见表1-7) 1.0000 1.0000 0.9998 0.9987 0.9975 Np 11193.158 10931.229 10676.236 10482.094 10375.592 跨中截面 ΣMp/ N•m 0.1kN 11193.158 22124.387 1287294.93 1287294.93 1257171.09 2544466.02 1097265.40 3641731.42 874704.68 617813.35 4516436.10 5134249.45 32800.623 102.77643 43282.716 83.447515 53658.309 59.544875 计算An/cm 2△Ap/cm 11.2 2In/cm 77163653.81 4ynx/cm 123.7813 αEP 5.65 ΣNp/ epi=ynx- ai/cm 114.7813 114.7813 103.7813 92.7813 81.7813 预加弯矩Mp=Npepi /N•m 数据 15323.28 钢 束 号 5 4 3 2 1 锚固预加纵向力/0.1KN Np=△Apσpecosα 锚固时钢 束应力σpe △Apσpe cosα (见表1-7) 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 1.0000 Np 11434.777 11214.552 11028.541 10887.935 10786.980 支点截面 ΣMp/ N•m 0.1kN 11434.777 22649.329 33677.870 44565.805 55352.785 1020.9623 11434.777 1001.2993 11214.552 984.6912 972.1371 963.1232 11028.541 10887.935 10786.980 1312498.60 1312498.60 1287220.87 2599719.46 1144556.31 3744275.78 1010196.77 4754472.55 882173.26 5636645.81 计算An/cm 2△Ap/cm 11.2 2In/cm 71583017.11 4ynx/cm 119.814 αEP 5.65 ΣNp/ epi=ynx- ai/cm 68.0896 35.3749 2.6601 30.0546 62.7693 预加弯矩Mp=Npepi /N•m 791362.89 409077.18 30696.25 344597.82 713241.60 数据 19587.52 钢 束 号 5 4 3 2 1 锚固预加纵向力/0.1KN Np=△Apσpecosα 锚固时钢 束应力σpe △Apσpe cosα (见表1-7) 0.9890 0.9890 0.9890 0.9890 0.9890 Np 11622.373 11564.061 11539.368 11465.724 11362.897 ΣMp/ N•m 791362.89 1200440.07 1231136.32 1575734.14 2288975.74 0.1kN 11622.373 23186.434 34725.803 46191.526 57554.423 1049.2537 11751.641 1043.9893 11692.681 1041.7601 11667.713 1035.1116 11593.250 1025.8285 11489.279 39

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7.预应力损失汇总及预加力计算

根据以上计算过程得到各截面钢束的预应力损失，汇总见表1-22：

表1-22 钢束预应力损失总表

预加应力阶段 正常使用阶段 截面 钢束号 锚固时预应力损失 σlI=σl1+σl2+σl4 锚固时钢束应力σpo锚固后预应力损失 σlⅡ锚固后钢束应力 σpe=σpo-σlⅡ=σl5+σl6 =σcon-σlI σl5 σl6 957.4708 953.1295 177.4362 953.7692 963.9114 982.7607 963.4753 972.3131 175.7589 984.6911 1001.1232 1020.6101 1024.6049 1034.4868 96.5448 1041.7601 1044.6141 1050.4772 σl1 1 2 四分点 3 4 5 1 2 跨中 3 4 5 1 2 支点 3 4 5 38.8895 44.0548 51.7191 56.8593 56.9486 74.6728 74.7609 74.8489 74.9370 75.0250 0.1851 0.2785 0.3719 0.4652 0.5586 σl2 58.5466 58.1892 57.8322 57.4758 57.1159 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 132.5526 132.1459 131.7399 131.3344 130.9556 σl4 51.3150 49.7968 39.7532 21.8229 0.0000 65.5498 55.4218 41.2482 22.4093 0.0000 27.7200 16.9503 9.1166 6.2795 0.0000 1153.2490 1149.9593 1152.6955 1165.8420 1187.9355 1161.7773 1171.8173 1185.9028 1204.6538 1226.9750 1141.5422 1152.6253 1160.7717 1163.9208 1170.4858 18.3420 19.3935 21.4901 24.4944 27.7386 22.5431 23.7453 25.4528 27.7716 30.6060 20.3925 21.5937 22.4668 22.7619 23.4638 施工阶段传力锚固应力p0及其产生的预加力：p0=con-l1 传力锚固时：σl=σl1+σl2+σl4 由p0产生的预加力:

纵向力： Np0=p0Apcos 弯 矩： Mp0=Np0epi 剪 力： Qp0=p0Apsin 式中:

—钢束弯起后与梁轴的夹角；

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Ap—单根钢束的截面积，Ap=8.4cm2；

可以用上述方法计算出使用阶段由张拉钢束产生的预加力Np，Vp，Mp，此时σ效预应力σpe，σl=σl1+σl2+σl4+σl5+σ

l6

po

为有

以上计算结果见表1-23：

表1-23 预加力作用效应计算表

预加力阶段由预应力钢束产生的预加力作用效应 Npo=σpo×ΔAPcosa kN 1288.42 1286.32 1290.76 1305.74 1330.49 6501.73 1301.19 1312.44 1328.21 1349.21 1374.21 6665.26 1264.49 1276.77 1285.79 1289.28 1296.55 6412.87 截面 钢束号 sina cosa σpo×ΔAP Vpo=σpo×ΔAPsina Mpo 0.1kN 1 2 四分点 3 4 5 Σ 1 2 跨中 3 4 5 Σ 1 2 支点 3 4 5 Σ 0.070509 0.050417 0.020239 0 0 0 0 0 0 0 0.147809 0.147809 0.147809 0.147809 0.147809 0.99751 0.99873 0.99980 1 1 1 1 1 1 1 0.98902 0.98902 0.98902 0.98902 0.98902 12916.39 12879.54 12910.19 13057.43 13304.88 13011.91 13124.35 13282.11 13492.12 13742.12 12785.27 12909.40 13000.64 13035.91 13109.44 kN 91.07 64.93 26.13 0 0 182.14 0 0 0 0 0 0.00 188.98 190.81 192.16 192.68 193.77 958.40 kN.m 729.24 1035.51 1288.58 1463.24 1490.97 6007.54 1031.16 1184.44 1344.78 1514.45 1542.52 6617.34 -887.64 -478.56 -61.30 -360.31 -786.51 -2574.33 正常使用阶段由预应力钢束产生的预加力作用效应 Np=σpe×ΔAPcosa KN 1069.70 1066.15 1068.01 1079.58 1100.69 5384.13 截面 钢束号 sina cosa σpe×ΔAP Vp=σpe×ΔAPsina Mp 0.1KN 1 2 四分点 3 4 5 Σ 0.070509 0.050417 0.020239 0 0 0.99751 0.99873 0.99980 1 1 10723.67 10675.05 10682.22 10795.81 11006.92 KN 75.61 53.82 21.62 0 0 151.05 KN.m 636.95 889.68 1097.66 1241.60 1265.88 5131.76 41

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1 2 跨中 3 4 5 Σ 1 2 支点 3 4 5 Σ 0 0 0 0 0 0.147809 0.147809 0.147809 0.147809 0.147809 1 1 1 1 1 0.98902 0.98902 0.98902 0.98902 0.98902 10790.92 10889.91 11028.54 11212.58 11430.83 11475.58 11586.25 11667.71 11699.68 11765.34 1079.09 1088.99 1102.85 1121.26 1143.08 5535.28 1134.96 1145.90 1153.96 1157.12 1163.62 5755.56 0 0 0 0 0 0.00 169.62 171.26 172.46 172.93 173.90 860.17 882.50 1010.38 1144.56 1286.99 1312.05 5636.47 -712.41 -344.40 30.70 409.33 792.30 175.53 九、承载能力极限状态计算 1.跨中截面正截面计算

跨中截面尺寸如下，预应力钢筋截面到底边的距离为αp=222mm 则h0=2000-222=1778mm，上翼缘平均厚度为：

180340090+53041210.8hf=2mm=199.27mm

1803400+53041对于箱梁翼缘有效工作宽度进行以下计算：

箱形截面梁在腹板两侧上、下翼缘的有效宽度bmi计算如下： 对于简支梁各跨中部梁段：bmi =ρfbi 式中：

bmi—腹板两侧上、下各翼缘的有效宽度； bi—腹板两侧上、下各翼缘的实际宽度；

ρf—有关简支梁各跨中部梁段翼缘有效宽度的计算系数； 对本简支梁其理论跨径li=39.00m则

b175.8==0.01940.05，则f=1.0 li3900根据 bmi=ρfbi，有bm1 =b1=75.8cm

b274.2==0.01900.05，则f=1.0 li3900根据 bm2=ρfb2，有bm2=b2=74.2cm

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b534.6==0.00890.05，则f=1.0 li3900根据 bm5=ρfb5，有bm5=b5=,34.6cm

因此箱形梁截面梁跨中翼缘的有效宽度bf为

即箱形梁实际翼缘全宽。 bf=2bm1+b+bm2=275.8+20+74.2cm=340cm，预应力混凝土梁在计算预加力引起的混凝土应力时，预加力作为轴向力产生的应力可按实际翼缘全宽计算；由预加力偏心引起的弯矩产生的应力可按翼缘有效宽度计算。

图1-16 箱形梁翼缘有效宽度计算图式（尺寸单位：cm）

以下判断中性轴的位置，若 fpdApfcdbfhf 则中性轴在上翼缘内。 由于：

fpdAp=12601120010-3kN=14112kN

fcdbfhf=22.43400199.2710-3kN=15176.4kN

因此，fpdAp22.43400故xMud=fcdbfxh0x185622.43400185177810kN23748.02kN 22 r0Md1.018454.16kN18454.16kN，故Mud＞r0Md，跨中截面承载力满足要求

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2.验算最小配筋率（跨中截面）

由《公预规》9.1.12条，预应力混凝土受弯构件最小配筋率应满足下列条件

Mud1.0 Mcr式中：

Mud—受弯构件正截面抗弯承载力设计值，由以上计算可得； Mcr—受弯构件正截面开裂弯矩值，按下式计算： Mcr=σpc+γftkW0 式中：

γ—受拉区混凝土塑性影响系数，按下式计算：

NpMp2S0 γ=，pc=+W0AnWnx式中：

So—全截面换算截面重心轴以上（或以下）部分截面对重心轴的面积距 Np、Mp—使用阶段张拉钢束产生的预加力 An,Wnx—分别为混凝土净截面面积和截面抵抗矩 WO—换算截面抗裂边缘的弹性抵抗距

σpc—扣除全部预应力损失预应力筋在构件抗裂边缘产生的混凝土预压应力

NM55352.785636472pc=p+p=MPa15.74MPaAnWns12649.93496051.33542S2492580.85γ=01.58W0623387.0044

Mcr=σpc+γftkW015.741.582.65623387.0044103kNm12422.23kNm由此可得：

Mud23748.021.0，故最小配筋率满足要求。 Mcr12422.233.斜截面承载力验算

由《公预规》知，计算受弯构件抗剪承载力时，其位置可按下列规定采用： 1)距支座中心h/2处的截面 2)受拉区弯起钢筋弯起点处截面

3)锚于受拉区的纵向钢筋开始不受力处的截面 4)箍筋数量或间距改变处的截面

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5)构件腹板宽度变化的截面

选取距支点h/2处的截面进行斜截面抗剪承载力验算。箍筋采用四肢直径12mm的R235钢筋，设间距为Sv=200mm，距支点相当于一倍梁高范围内，箍筋间距为Sv=100mm。

先进行截面抗剪强度上下限复核。若符合下列公式要求时，则不需要进行斜截面抗剪承载力计算。

-3 γ0Vd0.510α2ftdbho

式中：

Vd—验算截面处作用产生的剪力组合设计值，依内插求得距支座h/2处的弯矩：

1 Md=18454.16kNm=1892.73kNm7.299.75-1（2338.78-1086.95）+1086.95kN2210.39kN 剪力为：Vd=9.75式中：

ftd—混凝土抗拉设计强度（Mpa）；

α2—预应力提高系数，对于预应力混凝土受弯构件，取1.25； ho—计算截面处纵向钢筋合力作用点至上边缘的距离；

2.5-1640-400mm=544mm。b-验算截面腹板宽度，b=400+ 2.50.510-32ftdbh0=0.510-31.251.835441778kN=1106.27kN<γ0Vd1.02210.39kN=2210.39kN 所以应进行抗剪承载力验算。

当进行截面抗剪承载力计算时，其截面尺寸应符合下式要求：

式中： fcu.k-混凝土强度等级（Mpa），对C50混凝土，fcu.k=50Mpa

0.51103fcu,kbh0=0.5110-3505441778kN=3488.08γ0Vd

所以主梁尺寸符合要求，但仍需按计算配置抗剪钢筋。 斜截面抗剪承载力按下式计算： γ0VdVcs+Vpb

式中：Vcs-斜截面内混凝土与箍筋共同作用时的抗剪承载力（KN），有下式计算：

Vcs=α1α2α30.4510bh0-3 od0.51103fcu.kbho2+0.6Pfcu,ksvfsv

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式中：

α1—异号弯矩影响系数，取α1=1.0

α2—预应力提高系数，对预应力钢筋混凝土受弯构件a2=1.25； α3—受压翼缘的影响系数，取a3=1.1； b—斜截面受压端正截面处，箱形梁腹板宽度； ho—斜截面受压端正截面有效高度；

P—斜截面内纵向受拉钢筋的配筋百分率，P=100p，而=Ap+Apb+AsP>2.5时，取P=2.5，则P=100=10011200 =1.575；4001778ρsv——斜截面内箍筋配筋率，有

412 sv=AsvSvb=100%=0.005655100%=0.5655%svmin=0.12%；200400bh0，当

fcuk——混凝土强度等级；

fsv——箍筋抗拉强度设计值，对R235钢筋，fsv=195MPa； Asv——斜截面内配置在同一截面的箍筋各肢总截面面积（mm2）； Vpb——与斜截面相交预应力弯起钢筋抗剪承载力(kN),按下式计算： Vpb=0.7510-3fpdApbsinθp

Apb——斜截面内在同一弯起平面的预应力弯起钢筋的截面面积 fpd——预应力弯起钢束的抗拉设计强度，本设计中fpd=1260MPa；

θp——预应力弯起钢筋在斜截面受压端正截面处的切线与水平线的夹角，见表1-24：

表1-24 斜截面受压端正截面处的钢束位置及钢束群重心位置计算表

截面 钢束号 5 4 距支座h/2 处斜截面顶端 3 2 1 x4/cm 403.92 735.31 990.29 R/cm 2933.2354 4500.8651 6009.0144 sinθp=x4/R 0.137704 0.163371 0.164801 0.165670 0.166246 cosθp 0.990473 0.986565 0.986327 0.986181 0.986084 ao/cm 9 9 20 31 42 ai/cm 36.9438 69.4704 102.1626 102.2096 1245.37 7517.1637 1500.42 9025.3130 134.8782 167.5932 ap/cm 则：

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Vcs=α1α2α30.4510-3bh02+0.6Pfcu,ksvfsv =11.251.10.4510-34001778 =2108.75kN2+0.61.57550 Vpb=0.7510-3fpdApbsinθp =0.7510-31260112020.1377040.1633710.1648010.1656700.166246 =1688.77kN Vcs+Vpb=2108.75+1688.77kN=3797.52kNγ0Vd=1.02210.39kN=2210.39kN 上述计算说明主梁距支点h/2处的斜截面抗剪承载力满足要求。

由于梁内预应力钢束都在梁端锚固，钢束根数沿梁跨几乎没有变化，配筋亦满足要求可不必进行斜截面抗剪承载力验算。

十、持久状况正常使用极限状态抗裂验算

桥梁预应力构件的抗裂验算，都是以构件混凝土的拉应力是否超过规定的极限值来表示的，分为正截面抗裂和斜截面抗裂验算。

1.正截面抗裂验算

根据《公预规》6.3.1条，对预制的全预应力混凝土构件，在作用短期效应组合下，应满足st-0.85pc0的要求。

式中：

σst—在作用短期效应组合下构件抗裂验算边缘混凝土的法向拉应力，按下式计算：

Mg1WnxNpAnMs-Mg1WoxWnxst=

++pc=式中：

Npep

An、Wnx(Wox)—构件截面面积及对截面受拉边缘的弹性抵抗矩（可查表1-15）； ep—预应力钢筋重心对毛截面重心轴的偏心距； Ms—按作用短期效应组合计算的弯矩值； Mg1—第一期荷载永久作用(见表1-4)； Np—使用阶段预应钢束的预加力(见表1-23)； 正截面抗裂性验算的计算过程和结果见表1-25：

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表1-25 正截面抗裂性验算计算表

应力部位 Np/0.1KN Mp/(N•m) An/cm Wnx/cm Wox/cm Mg1/(N•m) Ms/(N•m) Np/An/MPa Mp/Wnx/MPa σpc/MPa Mg1/Wnx/MPa (Ms-Mg1)/Wox/MPa σst/Mpa σst-0.85σpc/MPa 332跨中下缘 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺ ⑻=⑴/⑶ ⑼=⑵/⑷ ⑽=⑻+⑼ ⑾=⑹/⑷ 110705.57 11272944.34 12649.93 496051.3354 623387.0044 7173420 13330090 8.7515 22.7254 31.4768 14.4610 9.8762 24.3372 -2.4181 四分点下缘 107682.54 10263516.32 12649.93 500522.9652 616744.6603 5380060 10980510 8.5125 20.5056 29.0181 10.7489 9.0807 19.8295 -4.8358 支点下缘 115111.17 351053.50 16914.17 565160.1857 597451.1919 0.00 0.00 6.8056 0.6212 7.4268 0.00 0.00 0.00 -6.3127 ⑿=[⑺-⑹]/⑸ ⒀=⑾+⑿ ⒁=⒀-0.85×⑽ 由以上计算可见，其各截面正截面抗裂性均符合σst-0.85σpc≤0 2.斜截面抗裂验算

验算主要是为了保证主梁斜截面具有与正截面同等的抗裂安全度。计算混凝土主拉应力是应选择跨径中最不利位置截面，对该截面的重心处和宽度急剧改变处进行验算。以边梁的跨中截面为例，对其上梗肋（a-a）、净轴（n-n）、换轴（o-o）和下梗肋（b-b）等四分处分别进行主拉应力验算，其它截面均可用同样的方法计算，具体见下表。

根据《公预规》6.3.1条，对预制的全预应力混凝土构件，在作用短期效应组合下，斜截面混凝土的主拉应力，应符合下列要求：

tp0.6ftk0.62.65Mpa1.59Mpa

式中： σtp—由作用短期效应组合和预应力产生的混凝土主拉应力，按下式计算：

2cxcxtp224NMMg1cxppynynAnInInMsMg1Ioyo

Vg1SnInbVVSsg1oIobVpSnInb48

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式中：σcx—在计算主应力点，由作用短期效应组合和预应力产生的混凝土法向应力；

τ—在计算主应力点，由作用短期效应组合和预应力产生的混凝土剪应力；

表1-26为σ果见下表：

表1-26 σcx计算表

截面 Np/O.1kN Mp/N·m An/cm In/cm yni/cm Io/cm yoi/cm MgI/N·m 跨中截面 Ms/N·m Np/An/Mpa Mpyni/In/MPa σpc/MPa Mglyni/In/Mpa (Ms-Mgl)yol/Io/MPa σs/MPa σcx=σs+σpc/MPa 截面 Np/O.1kN Mp/N·m An/cm In/cm 四分点截面 yni/cm Io/cm yoi/cm MgI/N·m 442442cx

计算过程及结果；表1-27τ及结果和混凝土的主拉应力计算过程结

应力部位 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺ ⑻ ⑼ ⑽=⑴/⑶ ⑾=⑵×⑸/⑷ ⑿=⑽-⑾ ⒀=⑻×⑸/⑷ ⒁=[⑼-⑻]×⑺/⑹ ⒂=⒀+⒁ ⒃=⑿+⒂ a-a 110705.57 11272944.34 12649.93 60144885.08 53.2527 77163653.81 50.7187 7173420 13330090 8.7515 9.9811 -1.2297 6.3514 4.0467 10.3981 9.1684 a-a ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺ ⑻ 107682.54 10263516.32 12649.93 60594261.17 53.4381 76480840.11 50.4927 5380060 49

o-o 110705.57 11272944.34 12649.93 60144885.08 2.5340 77163653.81 0.00 7173420 13330090 8.7515 0.4749 8.2765 0.3022 0.00 0.3022 8.5788 o-o 107682.54 10263516.32 12649.93 60594261.17 2.9454 76480840.11 0.00 5380060 n-n 110705.57 11272944.34 12649.93 60144885.08 0.00 77163653.81 -2.5340 7173420 13330090 8.7515 0.00 8.7515 0.00 -0.2022 -0.2022 8.5493 n-n 107682.54 10263516.32 12649.93 60594261.17 0.00 76480840.11 -2.9454 5380060 b-b 110705.57 11272944.34 12649.93 60144885.08 -103.2473 77163653.81 -105.7813 7173420 13330090 8.7515 -19.3516 28.1031 -12.3142 -8.4400 -20.7542 7.3489 b-b 107682.54 10263516.32 12649.93 60594261.17 -103.0619 76480840.11 -106.0073 5380060 应力部位 郑州航空工业管理学院 预应力箱形梁桥设计

Ms/N·m Np/An/Mpa Mpyni/In/MPa σpc/MPa Mglyni/In/Mpa (Ms-Mgl)yol/Io/MPa σs/MPa σcx=σs+σpc/MPa 截面 Np/O.1kN Mp/N·m An/cm In/cm yni/cm Io/cm yoi/cm MgI/N·m 支点截面 Ms/N·m Np/An/Mpa Mpyni/In/MPa σpc/MPa Mglyni/In/Mpa (Ms-Mgl)yol/Io/MPa σs/MPa σcx=σs+σpc/MPa ⑼ ⑽=⑴/⑶ ⑾=⑵×⑸/⑷ ⑿=⑽-⑾ ⒀=⑻×⑸/⑷ ⒁=[⑼-⑻]×⑺/⑹ ⒂=⒀+⒁ ⒃=⑿+⒂ 0.00 6.8056 0.3433 6.4623 0.00 0.00 0.00 6.4623 0.00 6.8056 0.0411 6.7646 0.00 0.00 0.00 6.7646 0.00 6.8056 0.0000 6.8056 0.00 0.00 0.00 6.8056 0.00 6.8056 -0.4830 7.2886 0.00 0.00 0.00 7.2886 442⑼ ⑽=⑴/⑶ ⑾=⑵×⑸/⑷ ⑿=⑽-⑾ ⒀=⑻×⑸/⑷ ⒁=[⑼-⑻]×⑺/⑹ ⒂=⒀+⒁ ⒃=⑿+⒂ 10980510 8.5125 9.0514 -0.5389 4.7447 3.6974 8.4421 7.9032 a-a 10980510 8.5125 0.4989 8.0136 0.2615 0.00 0.2615 8.2751 o-o 115111.17 351053.50 16914.17 63516149.15 7.4279 71583017.11 0.00 0.00 10980510 8.5125 0.00 8.5125 0.00 -0.2157 -0.2157 8.2968 n-n 115111.17 351053.50 16914.17 63516149.15 0.00 71583017.11 -7.4279 0.00 10980510 8.5125 -17.4567 25.9692 -9.1507 -7.7626 -16.9133 9.0560 b-b 115111.17 351053.50 16914.17 63516149.15 -87.3861 71583017.11 -94.8140 0.00 应力部位 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺ ⑻ 115111.17 351053.50 16914.17 63516149.15 62.1139 71583017.11 54.6860 0.00 50

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表1-27 τ计算表 V/0.1kN 一期恒载 Vg1 0.00 In/cm 4上梗肋a-a 4净轴n-n 3换轴o-o 3下梗肋b-b 3Io/cm 腹板宽b/cm Sa-n/cm 331921.84 40 331921.84 3Sa-o/cm τa/Mpa Sn-n/cm 0 396396.14 3Sn-o/cm τn/Mpa So-n/cm 0 389166.68 3So-o/cm τo/Mpa Sb-n/cm 0 194129.91 3Sb-o/cm τb/Mpa 0 3短期组合 Vs 1055.11 跨中截面 60144885.08 77163653.81 预加力 Vp 0.00 短期组合剪应力 V/O.1kN 一期恒载 Vg1 3678.70 四分点 短期组合 Vs 7445.91 60594261.17 76480840.11 截面 预加力 Vp 1510.51 短期组合剪应力 V/O.1kN 一期恒载 Vg1 7357.4 In/cm 4440624.56 0.1506 上梗肋a-a 0 498991.64 0.1706 净轴n-n 0 492580.85 0.1684 换轴o-o 3241910.43 0.0827 下梗肋b-b 0 0.0827 396396.14 389166.68 0 194129.91 0.1506 0.1706 0.1684 In/cm 4Io/cm 4腹板宽b/cm Sa-n/cm 332821.11 40 332821.11 3Sa-o/cm τa/Mpa Sn-n/cm 0.5051 397295.41 33Sn-o/cm τn/Mpa So-n/cm 0.6030 389931.45 3So-o/cm τo/Mpa Sb-n/cm 0.5918 195263.47 33Sb-o/cm τb/Mpa 0.2964 3439121.57 0.5407 上梗肋a-a 496943.96 0.6119 净轴n-n 490618.18 0.6042 换轴o-o 3240165.44 0.2957 下梗肋b-b 0.1217 0.4704 0.2074 397295.41 0.8385 0.2476 389931.45 0.9673 0.2430 195263.47 0.9530 Io/cm 4腹板宽b/cm Sa-n/cm 386387.62 64 386387.62 3Sa-o/cm τa/Mpa Sn-n/cm 0.6993 510844.42 33Sn-o/cm τn/Mpa So-n/cm 0.9246 509078.82 3So-o/cm τo/Mpa Sb-n/cm 0.9214 264863.64 33Sb-o/cm τb/Mpa 0.4794 3短期组合 Vs 15607.22 支点截面 63516149.15 71583017.11 预加力 Vp 8601.68 短期组合剪应力 477201.60 0.8593 572011.51 1.0301 573777.05 1.0332 284609.30 0.5125 0.5605 0.4314 0.8176 510844.42 0.7411 1.0810 509078.82 0.8737 1.0772 264863.64 0.8774 51

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表1-28 σ

σcx 截面 主应力部位 Mpa a-a o-o 跨中 n-n b-b a-a o-o 四分点 n-n b-b a-a o-o 支点 n-n b-b 6.8056 7.2886 0.8737 0.4314 -0.1104 -0.0254 8.2968 9.0560 6.4623 6.7646 0.9673 0.4704 0.7411 0.8774 -0.1113 -0.0244 -0.0839 -0.1120 8.5493 7.3489 7.9032 8.2751 0.1706 0.0827 0.8385 0.9530 -0.0034 -0.0009 -0.0880 -0.1083 9.1684 8.5788 Mpa 0.1506 0.1684 tp计算表

τ tp=cx2-cx24+2Mpa -0.0025 -0.0033 有上述计算，最大主拉应力为0.1104Mpa , 其结果符合σtp≤0.6ftk=1.59Mpa要求。 十一、持久状况构件的应力验算

按持久状况设计的预应力混凝土受弯构件，应计算其使用阶段正截面混凝土的法向压应力、受拉区钢筋的拉应力和斜截面混凝土的主压应力，并不得超过规范规定的限值。计算时荷载取其标准值，汽车荷载应考虑冲击系数。

1.正截面混凝土压应力验算

根据《公预规》7.1.5条，使用阶段正截面应力应符合下列要求：

kcpt0.5fck16.2Mpa

式中：kc—在作用标准效应组合下混凝土的法向压应力，按下式计算：

kcMg1WnsMkMg1Wno

pt—由预应力产生的混凝土法向拉应力，按下式计算：

ptNpAnMpWns

Mk—标准效应组合的弯矩值；

根据以上公式的正截面混凝土压应力验算的计算过程和结果见表1-29：

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表1-29 正截面混凝土压应力计算表

应力部位 Np/0.1kN Mp/N•m An/cm Wn/cm Wo/cm Mg1/N•m Mk/N•m Np/An/MPa Mp/Wn/Mpa σpt/MPa Mg1/Wn/MPa 332跨中上缘 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺ 跨中下缘 四分点上缘 四分点下缘 支点上缘 支点下缘 115111.1722 351053.5042 16914.17 565160.1857 597451.1919 0.00 0.00 6.8056 0.6212 7.4268 0.00 0.00 0.00 7.4268 110705.5685 110705.5685 107682.5419 107682.5419 115111.1722 11272944.34 11272944.34 10263516.32 10263516.32 351053.5042 12649.93 12649.93 12649.93 12649.93 16914.17 763718.3878 496051.3354 767617.4264 500522.9652 724955.1629 1012397.9261 623387.0044 1006423.5132 616744.6603 892712.1581 7173420 14768000 8.7515 -14.7606 -6.0091 9.3928 7.5016 16.8943 10.8852 7173420 11105210 8.7515 22.7254 31.4768 -14.4610 -6.3071 -20.7682 10.7087 5380060 12058940 8.5125 -13.3706 -4.8581 7.0088 6.6363 13.6450 8.7869 5380060 9311850 8.5125 20.5056 29.0181 -10.7489 -6.3751 -17.1239 11.8941 0.00 0.00 6.8056 -0.4842 6.3214 0.00 0.00 0.00 6.3214 ⑻=⑴/⑶ ⑼=±⑵/⑷ ⑽=⑻+⑼ ⑾=±⑹/⑷ (Mk-Mg1)/Wo/MPa ⑿=±[⑺-⑹]/⑸ σkc/Mpa σkc+σpt/MPa ⒀=⑾+⑿ ⒁=⑽+⒀ 由上表的计算过程及结果可以看出，最大压应力在四分点截面下缘处，其值为11.8941Mpa，小于16.2Mpa，符合规范要求。

2.预应力筋拉应力验算

根据《公预规》7.1.5条，使用阶段预应力筋拉应力应符合下列要求：

pep0.65fpk1209Mpa

式中： pe—预应力筋扣除全部预应力损失后的有效预应力；

p—在作用标准效应组合下受拉区预应力筋产生的拉应力，按下式计算：

pEPktkt

Mg1.enInMkMg1eoIo

式中： en、eo—分别为钢束重心到截面净轴和换轴的距离，即： en=ynx-ai eo=yox- ai

kt—在作用标准效应组合下预应力筋重心处混凝土的法向拉应力；

EP—预应力筋与混凝土的弹性模量比；

由图知，5号钢束最靠近下受拉下边缘，故只对5号钢束进行验算，5号预应力钢

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束预应力钢筋拉应力的计算过程和结果如下表1-30：

表1-30 N5号预应力筋拉应力验算表 应力部位 In/cm Io/cm en/cm eo/cm Mg1/N•m Mk/N•m Mg1en/In/MPa (Mk-Mg1)eo/Io/MPa σkt/MPa σp=aEPσkt/MPa σpe/Mpa σpe+σp/Mpa 44跨中 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺=⑸×⑶/⑴ ⑻=[⑹-⑸]×⑷/⑵ ⑼=⑺+⑻ ⑽=5.65×⑼ ⑾ ⑿=⑽+⑾ 60144885.08 77163653.81 99.0473 101.5813 7173420 14768000 11.8133 9.9978 21.8111 123.2326 1020.6101 1143.8427 四分点 60594261.17 76480840.11 92.2113 95.1567 5380060 12058940 8.1873 8.3098 16.4971 93.2085 982.7607 1075.9692 支点 63516149.15 71583017.11 4.7678 2.6601 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 1050.4772 1050.4772 由以上计算可知，5号预应力筋拉应力最大值出现在跨中截面，为1143.8427Mpa,小于1209Mpa符合σpe+σp≤0.65fpk的要求。

3.斜截面混凝土主压应力验算

验算主要为了保证混凝土在沿主压应力方向破坏时也具有足够的安全度。以1号梁的跨中截面为例，对其上梗肋（a-a，）、净轴（n-n）、换轴(o-o)和下梗肋（b-b）等四处分别进行主压应力验算，其它截面均可用同样方法计算。

根据《公预规》7.1.5条，斜截面混凝土主压应力应符合下列要求： cp0.6fck0.632.419.44Mpa

式中： cp—由作用标准值和预应力产生的混凝土主压应力，按下式计算：

cpcxcx2NpAn2cx4MpInk2Mg1InynMkMg1Ioyo

ynVg1SnInbVVg1SoIobVpSnInbcx—在计算主应力点，式中：由荷载标准值组合和预应力产生的混凝土法向应力；

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—在计算主应力点，由荷载标准值组合和预应力产生的混凝土剪应力；

具体计算过程和结果见下表：

表1-31 σcx计算表

截面 Np/O.1kN Mp/N·m An/cm In/cm yni/cm Io/cm yoi/cm MgI/N·m 跨中截面 Mk/N·m Np/An/Mpa Mpyni/In/MPa σpc/MPa Mglyni/In/Mpa (Ms-Mgl)yol/Io/MPa σs/MPa σck=σs+σpc/MPa 截面 Np/O.1kN Mp/N·m An/cm In/cm yni/cm 四分点截面 Io/cm yoi/cm MgI/N·m Mk/N·m Np/An/Mpa Mpyni/In/MPa 442442应力部位 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺ ⑻ ⑼ ⑽=⑴/⑶ ⑾=⑵×⑸/⑷ ⑿=⑽-⑾ ⒀=⑻×⑸/⑷ ⒁=[⑼-⑻]×⑺/⑹ ⒂=⒀+⒁ ⒃=⑿+⒂ a-a 110705.57 11272944.34 12649.93 60144885.08 53.2527 77163653.81 50.7187 7173420 14768000 8.7515 9.9811 -1.2297 6.3514 4.9918 11.3432 10.1136 a-a ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺ ⑻ ⑼ ⑽=⑴/⑶ 107682.54 10263516.32 12649.93 60594261.17 53.4381 76480840.11 50.4927 5380060 12058940 8.5125 9.0514 55

o-o 110705.57 11272944.34 12649.93 60144885.08 2.5340 77163653.81 0.00 7173420 14768000 8.7515 0.4749 8.2765 0.3022 0.00 0.3022 8.5788 o-o 107682.54 10263516.32 12649.93 60594261.17 2.9454 76480840.11 0.00 5380060 12058940 8.5125 0.4989 n-n 110705.57 11272944.34 12649.93 60144885.08 0.00 77163653.81 -2.5340 7173420 14768000 8.7515 0.00 8.7515 0.00 -0.2494 -0.2494 8.5021 n-n 107682.54 10263516.32 12649.93 60594261.17 0.00 76480840.11 -2.9454 5380060 12058940 8.5125 0.00 b-b 110705.57 11272944.34 12649.93 60144885.08 -103.2473 77163653.81 -105.7813 7173420 14768000 8.7515 -19.3516 28.1031 -12.3142 -10.4112 -22.7254 5.3777 b-b 107682.54 10263516.32 12649.93 60594261.17 -103.0619 76480840.11 -106.0073 5380060 12058940 8.5125 -17.4567 应力部位 ⑾=⑵×⑸/⑷ 郑州航空工业管理学院 预应力箱形梁桥设计

σpc/MPa Mglyni/In/Mpa (Ms-Mgl)yol/Io/MPa σk/MPa σcx=σs+σpc/MPa 截面 Np/O.1kN Mp/N·m An/cm In/cm yni/cm Io/cm yoi/cm MgI/N·m 支点截面 Mk/N·m Np/An/Mpa Mpyni/In/MPa σpc/MPa Mglyni/In/Mpa (Ms-Mgl)yol/Io/MPa σk/MPa σcx=σs+σpc/MPa ⑼ ⑽=⑴/⑶ ⑾=⑵×⑸/⑷ ⑿=⑽-⑾ ⒀=⑻×⑸/⑷ ⒁=[⑼-⑻]×⑺/⑹ ⒂=⒀+⒁ ⒃=⑿+⒂ 0.00 6.8056 0.3433 6.4623 0.00 0.00 0.00 6.4623 0.00 6.8056 0.0411 6.7646 0.00 0.00 0.00 6.7646 0.00 6.8056 0.0000 6.8056 0.00 0.00 0.00 6.8056 0.00 6.8056 -0.4830 7.2886 0.00 0.00 0.00 7.2886 442⑿=⑽-⑾ ⒀=⑻×⑸/⑷ ⒁=[⑼-⑻]×⑺/⑹ ⒂=⒀+⒁ ⒃=⑿+⒂ -0.5389 4.7447 4.4094 9.1541 8.6152 a-a 8.0136 0.2615 0.00 0.2615 8.2751 o-o 115111.17 351053.50 16914.17 63516149.15 7.4279 71583017.11 0.00 0.00 8.5125 0.00 -0.2572 -0.2572 8.2553 n-n 115111.17 351053.50 16914.17 63516149.15 0.00 71583017.11 -7.4279 0.00 25.9692 -9.1507 -9.2574 -18.4080 7.5612 b-b 115111.17 351053.50 16914.17 63516149.15 -87.3861 71583017.11 -94.8140 0.00 应力部位 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ ⑺ ⑻ 115111.17 351053.50 16914.17 63516149.15 62.1139 71583017.11 54.6860 0.00 56

郑州航空工业管理学院 预应力箱形梁桥设计

表1-32 τ计算表

V/O.1kN 一期恒载 Vg1 标准组合 Vk 跨中截面 预加力 Vp 0.00 V/O.1kN 一期恒载 Vg1 3678.70 四分点截标准组合 Vk 面 预加力 8577.5 40 332821.11 V/O.1kN 一期恒载 Vg1 7357.4 支点截面 标准组合 Vk 18332.7 63516149.15 71583017.11 预加力 Vp 8601.68 标准组合剪应力 64 In/cm 4上梗肋a-a Io/cm 4净轴n-n 3换轴o-o 333下梗肋b-b Sb-o/cm τb/Mpa 0 3In/cm 4腹板宽b/cm Sa-n/cm 331921.84 3Sa-o/cm τa/Mpa Sn-n/cm 0 3Sn-o/cm τn/Mpa So-n/cm 0 389166.68 3So-o/cm τo/Mpa Sb-n/cm 0 194129.91 0.00 1737 60144885.08 77163653.81 40 396396.14 440624.56 0.2480 上梗肋a-a 0 498991.64 0.2808 净轴n-n 3492580.85 0.2772 换轴o-o 0 241910.43 0.1361 下梗肋b-b 0 0.1361 331921.84 396396.14 0 389166.68 194129.91 标准组合剪应力 0.2480 0.2808 0.2772 In/cm 4Io/cm 4腹板宽b/cm Sa-n/cm 332821.11 3Sa-o/cm τa/Mpa Sn-n/cm 3Sn-o/cm τn/Mpa So-n/cm 0.6030 389931.45 33So-o/cm τo/Mpa Sb-n/cm 0.5918 195263.47 33Sb-o/cm τb/Mpa 0.2964 30.5051 397295.41 439121.57 0.7032 上梗肋a-a 496943.96 0.7958 净轴n-n 3490618.18 0.7856 换轴o-o 240165.44 0.3846 下梗肋b-b 0.1217 0.5593 60594261.17 76480840.11 Vp 1510.51 0.2074 397295.41 1.0009 0.2476 389931.45 1.1512 0.2430 195263.47 1.1344 标准组合剪应力 Io/cm 4腹板宽b/cm Sa-n/cm 386387.62 386387.62 3Sa-o/cm τa/Mpa Sn-n/cm 3Sn-o/cm τn/Mpa So-n/cm 0.9246 509078.82 33So-o/cm τo/Mpa Sb-n/cm 0.9214 264863.64 33Sb-o/cm τb/Mpa 0.4794 30.6993 510844.42 477201.60 1.1432 572011.51 1.3703 573777.05 1.3746 284609.30 0.6818 0.5605 0.6008 0.8176 510844.42 1.0249 1.0810 509078.82 1.2140 1.0772 264863.64 1.2188 57

表1-33 σ

σcx 截面 主应力部位 Mpa a-a o-o 跨中 n-n b-b a-a o-o 四分点 n-n b-b a-a o-o 支点 n-n b-b 6.8056 7.2886 1.2140 0.6008 7.0157 7.3378 8.2553 7.5612 6.4623 6.7646 1.1512 0.5593 1.0249 1.2188 8.4128 7.6023 6.6210 6.9774 8.5021 5.3777 8.6152 8.2751 0.2808 0.1361 1.0009 1.1344 8.5113 5.3812 8.7299 8.4278 10.1136 8.5788 Mpa 0.2480 0.2772 cp计算表

τ tp=cx2-cx24Mpa +210.1196 8.5877 由上述可知，混凝土的最大主压应力为10.1196Mpa，小于19.44Mpa,符合σcp≤0.6σfck的要求。

十二、短暂状况构件的应力验算

桥梁构件的短暂状况，应计算其在制作、运输及安装等施工阶段混凝土截面边缘的法向应力。

1.预加应力阶段的应力验算

此阶段指初始预加力与主梁自重力共同作用的阶段，验算混凝土截面下缘的最大压应力和上缘的最大拉应力。

tccNpoWnNpoWnMpoWnxMpoWnsMg1WnxMg1Wns

tct

预加应力阶段混凝土法向应力的计算过程及结果见表1-34：

58

表1-34 预加应力阶段的法向应力计算表

应力部位 Np/0.1KN Mpo/N•m An/cm Wn/cm3 Mg1/N•m Npo/An/MPa Mpo/Wn/MPa σp/MPa Mg1/Wn/MPa σc/Mpa t2跨中上缘 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ 133305.23 跨中下缘 四分点上缘 四分点下缘 130034.66 支点上缘 128257.44 支点下缘 128257.44 133305.23 130034.66 13234688.00 13234688.00 12015088.75 12015088.75 -5148654.53 -5148654.53 12649.93 12649.93 12649.93 12649.93 16914.17 16914.17 763718.3878 496051.3354 767617.4264 500522.9652 7173420 10.5380 -17.3293 -6.7913 9.3928 2.6015 7173420 10.5380 21.6801 32.2181 -14.4610 17.7571 5380060 10.2795 -15.6524 -5.3730 7.0088 1.6358 5380060 10.2795 19.0051 29.2846 -10.7489 18.5357 724955.1629 565160.1857 0.00 7.5828 -7.1020 0.4808 0.00 0.4808 0.00 7.5828 -9.1101 -1.5272 0.00 -1.5272 ⑹=⑴/⑶ ⑺=±⑵/⑷ ⑻=⑺+⑹ ⑼=±⑸/⑷ ⑽=⑻+⑼ 由表可以看出，四分点下缘存在较大压应力：18.5357Mpa ,预加应力阶段正截面压应力满足规范要求：

t' cc18.5357Mpa0.7fck0.729.620.72Mpa

故正截面压应力符合要求。由于不存在拉应力，故不需要配置纵向普通钢筋。 2.吊装应力验算

本设计采用两点吊装，吊点设在两支点内移50cm处，即两吊点间的距离38.00m。对于边梁，一期恒载集度g1=38.33KN/m。根据《桥规》4.1.10条规定，构件在吊装、运输时，构件重力应乘以动力系数1.2或0.85，因此可分别按g1=46.00 KN/m（超重）和g1=32.58KN/m（失重）两种情况进行吊装应力验算，结果列于下表:

表1-35 超重和失重Mg1计算表

Mg1/KN•m 跨中 四分点 支点

超重计算 8745.75 6559.31 -18.32 失重计算 6194.27 4645.70 -12.98 59

表1-36 吊装阶段法向应力计算表

应力部位 Np/0.1KN Mpo/N•m An/cm Wn/cm 超重Mg1/N•m 失重Mg1/N•m Npo/An/MPa Mpo/Wn/MPa σp/MPa 超重Mg1/Wn/MPa 失重Mg1/Wn/MPa 超重σc/MPa 失重σc/MPa tt32跨中上缘 ⑴ ⑵ ⑶ ⑷ ⑸ ⑹ 133305.23 跨中下缘 133305.23 四分点上缘 130034.66 12015088.75 12649.93 767617.4264 6559312.50 4645704.38 10.2795 -15.6524 -5.3730 8.5450 6.0521 3.1721 0.6791 四分点下缘 130034.66 支点上缘 128257.44 支点下缘 128257.44 13234688.00 13234688.00 12649.93 12649.93 12015088.75 -5148654.53 -5148654.53 12649.93 500522.9652 6559312.50 4645704.38 10.2795 24.0051 28.2845 -13.1049 -9.2817 15.1796 19.0028 16914.17 16914.17 763718.3878 496051.3354 8745750.00 8745750.00 6194272.50 6194272.50 10.5380 -17.3293 -6.7913 11.4515 8.1107 4.6603 1.3194 10.5380 26.6801 31.2181 -17.6307 -12.4872 13.5874 18.7309 724955.1629 565160.1857 -18320.00 -12980.00 7.5828 7.1020 14.6849 -0.0253 -0.0179 14.6596 14.6670 -18320.00 -12980.00 7.5828 9.1101 16.6929 0.0324 0.0230 16.7253 16.7159 ⑺=⑴/⑶ ⑻=±⑵/⑷ ⑼=⑺+⑻ ⑽=±⑸/⑷ ⑾=±⑹/⑷ ⑿=⑼+⑽ ⒀=⑼+⑾ 通过各控制界面计算，可知最大压应力为 19.0028MPa<20.72Mpa符合规范要求；由于没有出现拉应力，故可以不用配纵向普通钢筋，由此可见混凝土法向应力均满足施工阶段要求。

十三、主梁端部的局部承压计算

后张法预应力混凝土梁的端部，由于锚头集中力的作用，锚下混凝土将承受很大的局部压力，可能使粱端产生纵向裂缝，需要进行局部承压验算。

1.局部承压区的截面尺寸验算

根据《公预规》5.7.1条，配置间接钢筋的混凝土构件，其局部受压区的截面尺寸应满足下列要求：

oFld1.3sfcdAln 式中：

Fld—局部受压面积上的局部压力设计值，对后张法构件的锚头局压区，应取1.2倍张拉时的最大压力，本设计每束预应力筋的截面积为11.2cm2，张拉控制应力为1302MPa，则Fld1.2130211.20.11458.24Mpa；

60

AbA1

fcd—混凝土轴心抗压强度设计值

ηs—混凝土局部承压修正系数，混凝土等级为C50及以下时，取ηs=1.0 β—混凝土局部承压强度提高系数 Ab—局部受压时的计算底面积

Aln、Al—混凝土局部受压面积，当局部受压面有空洞时，Aln为扣除空洞后的面积，Al为不扣除空洞的面积。

此箱梁采用夹片式锚具，该锚具的垫板与其后的喇叭管连成整体，如图所示。锚垫板尺寸为190mm×190mm，喇叭管尾端接内径60mm的波纹管。根据锚具的布置情况（如图），取最不利的4号钢束进行局部承压验算。则：

Al=190190=31600mm2 Ab=250400=100000mm2

AbAl100000/361001.664

1.3sfcdAln1.31.01.66420.5332731031475.51KN0Fld=1.01455.84kN=1455.84kN1475.5kN 由以上计算知主梁局部受压区的截面尺寸满足要求。 2.局部抗压承载力验算

根据《公预规》5.7.2条，对锚下设置间接的局部承压构件，按下式进行局部抗压承载力验算：

oFld0.9sfcdkvcorfsdAlncor式中： β

cor

AcorAl

—配置间接钢筋时局部抗压承载能力提高系数；

κ—间接钢筋影响系数；

Acor—间接钢筋内表面范围内的混凝土核心面积，其重心与Al相重合； ρv—间接钢筋体积配筋率，对螺旋筋：ρv=4Assl/dcors； Assl—单根螺旋形间接钢筋的截面面积；

dcor—螺旋形间接钢筋内表面范围内混凝土核心面积的直径； s—螺旋形间接钢筋的层距；

此桥采用的间接钢筋为HRB335的螺旋形钢筋， fsd=280Mpa直径12mm，间距s=60mm，

61

螺旋钢筋中心直径240mm。则：

dcor=240-12mm=228mm

Acor=×dcor222824=4mm2=40828mm2Ab

βcor=AcorAl =40828=1.063 36100124π124A=0.03307 v=ssl=4dcorS228600.9sfcdvcorfsdAln0.91.01.66420.52.00.033071.06328033273103

1611.02KNoFld1455.8kN主梁端部局部承压验算满足要求。

图1-17 反拱度计算图式

62

十四、主梁变形验算

以四分点截面为平均值将全梁近似处理为等截面杆件，然后按材料力学方法计算边梁跨中挠度。

1.计算由预加力引起的跨中反拱度

根据《公预规》6.5.4条，计算预加力引起的反拱值时，刚度采用EcIo，计算公式：

fpti1nlMpMEcIo0dx

图中示出了反拱度的计算图式，设Mp图的面积及形心至跨中的距离分别为A和d，并将它划分为6个规则的图形，分块面积及形心位置为Ai和di计算公式列入下表中。

表1-37 分块面积及形心位置的计算

分 块 矩形1 矩形2 三角形3 矩形4 面积Ai/cm 2形心位置（cm） 形心处的M值/cm A1h3h1l1 A2l1l2l1 A30.5h2l2l3 A4h2l3 1d1l1 21d2l1l2 212d3l1l2l3 331d4l1l3 21d5l1l3 3 三角形5 A50.5l3h3h2h1 弓形6 A60.5R2sin 2R3d6sin4l1 3A62半个My图 AAi i16dAdii/A i161l1l2d 2注：h1为锚固点截面的钢束重心到净轴的竖直距离（见图）；h2为弯起结束点到锚固点的竖直距离；h3为钢束弯起点到净轴的竖直距离；为钢束弯起角。

上述积分按图乘法计算，即单束反拱度

fi

2NpAnEcIo

63

具体计算及结果见下表：

表1-38 各束引起的反拱度fi计算表

计算数据 分块 项目 h1=ynx-ai h3=ynx-a0 h2=y1 l1=x1 l3=x2 计算参数 l2=x2+x3 R φ sinφ sin(φ/2) A1 矩形1 d1 A1×d1 A2 矩形2 d2 A2×d2 A3 三角形3 d3 A3×d3 A4 矩形4 d4 A4×d4 A5 三角形5 d5 A5×d5 A6 弓形6 d6 A6×d6 A My图 d η fc计算 Np fi cm cm 0.1KN cm 488.46 735.51 10696.97 0.5117 717.32 623.47 10661.49 0.6387 833.23 567.91 10680.08 0.7577 902.91 535.46 10795.81 0.8759 955.02 511.79 11006.92 0.9103 cm cm rad cm ㎝ cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm cm 2323232323232ynx=110.295cm I0=67936180.68cm Ec=3.45×104Mpa 单位 cm cm cm cm cm 1 -62.9381 79.0619 42.86472923 338.6382613 1334.026194 1620.840794 9025.312962 0.167021 0.166246 0.083414 48086.63 169.32 8141986.91 -123325.89 979.74 -120827248.03 6147.12 1768.27 10869755.04 57182.67 1005.65 57505831.36 66124.52 783.31 51796242.86 31582.96 1089.90 34422201.71 85798.01 2 -30.9381 90.0619 38.43044689 596.0098249 1111.107538 1368.251663 7517.16369 0.167021 0.166246 0.083414 72117.19 298.00 21491276.54 -60770.52 982.13 -59684594.38 4941.08 1792.83 8858529.94 42700.36 1151.56 49172179.17 45871.83 966.38 44329569.98 21909.69 1221.73 26767780.59 126769.63 3 1.0619 101.0619 33.99616456 853.3813886 888.1888828 1115.662531 6009.014419 0.167021 0.166246 0.083414 85338.14 426.69 4 33.0619 112.0619 29.56188223 1110.752952 665.2702271 863.0733998 4500.865148 0.167021 0.166246 0.083414 87749.48 555.38 4 5 65.0619 112.0619 14.78094111 1446.147394 433.5598034 532.4613897 2933.235442 0.148902 0.148353 0.074382 67968.93 723.07 49146543.72 128732.05 989.30 127355179.33 730.93 1912.67 1398029.68 6408.42 1662.93 10656739.74 6984.44 1590.67 11109927.55 2364.49 1663.97 3934427.37 213189.26 36412989.72 48733998.77 2090.93 984.52 2058564.28 3866.62 1817.39 7027167.52 30195.02 1297.48 65258.45 986.91 64404423.62 2923.72 1841.96 5385362.75 19666.64 1443.39 39177302.69 28386593.62 29311.94 1149.44 16444.85 1332.51 33692439.70 21912927.27 14000.22 1353.57 7854.53 1485.40 18950228.49 11667130.18 164802.85 199897.67 64

跨中反拱度：

fp=2fi=20.5117+0.6387+0.7577+0.8759+0.9103=7.3884

i=14根据《公预规》6.5.4条，考虑长期效应的影响，预应力引起的反拱值应乘以长期增长系数2.0，即：

fpl=2fp=27.3884cm=14.7768cm

2.计算由荷载引起的跨中挠度

根据《公预规》6.5.2条，全预应力混凝土构件的刚度采用0.95 EcIo,则恒载效应产生的跨中挠度可近似按下列公式计算：

7173.42+3931.79390025Mg1+Mg2l25 fG==cm=7.019cm 4480.95EcIo480.953.451076480840.11短期荷载效应组合产生的跨中挠度可近似按下列公式计算：

5Msl2513330.0939002 fQ==cm=8.426cm 4480.95EcIo480.953.451076480840.11根据《公预规》6.5.3条，受弯构件在使用阶段的挠度应考虑荷载长期效应的影响，即按荷载短期效应组合计算挠度值，乘以挠度的长期增长系数,对C50混凝土，

1.425则：

荷载短期效应组合引起的长期挠度值为：

fQl=1.425fQ=1.4258.426cm=12.007cm 恒载引起的长期挠度值为：

fGl=1.425fG=1.4257.019cm=10.002cm 3.结构刚度验算

按《公预规》6.5.3条规定，预应力混凝土受弯构件计算的长期挠度值，在消除结构自身产生的长期挠度后梁的最大挠度不应超过计算结构的1/600，即：

fQl-fGl=2.005cml600=3900cm600=6.5cm 通过以上计算可知，结构刚度满足规范要求。

4.预拱度的设置

按《公预规》6.5.5条规定，当预加力产生的长期反拱值大于按荷载短期效应组合计算的长期挠度时，可不设预拱度。此设计中，预加力产生的长期反拱值为14.7768cm，大于按荷载短期效应组合计算的长期挠度值12.007cm，满足规范要求，可不设预拱度。

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第二部分 预应力混凝土简支箱梁施工方案设计

一、工程概况：

该桥采用5×40米钢筋预应力混凝土简支梁桥，全桥长200米。柱式桥墩。桥面宽度为14m。该桥为五跨预应力混凝土简支箱梁结构，桥面连续，与路线前进方向交角为90度。桥墩采用柱式桥墩、桩基础。行车道面铺设6cmC40防水混凝土和10cm沥青混凝土铺装层。

二、编制依据

《公路工程技术标准》 JTG01---2003

《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 JTG62---2004 《公路桥涵施工技术规范》 JTJ041---2000 《公路工程抗震设计规范》 JTJ001---89 《公路桥涵通用规范》 JTG06---2004 《公路桥涵地基与基础设计规范》 JTJ024---85 三、桥梁主要部位施工方案 1.钻孔灌注桩施工 1.1施工方法 1.1.1钻前准备 ⑴场地平整

清除杂物、淤泥，平整桩基范围内的场地并压实。在跨越分支渠道、河流地段，施工场地采用填土筑岛形成。其他桥墩施工场地则采用就地平整形成。

⑵孔位探测

首先在孔位处挖2m深的检查坑，检查孔位地下是否有管线、光缆或其他物体，若有，及时通知监理工程师确认，并协商解决办法，进行妥善处理。

⑶护筒埋设

测量组通过控制网测放出墩位及钻孔桩位，人工开挖原地面埋设护筒。钢护筒采用6～8mm钢板卷制而成，其内径比桩径大20cm即可，即桩径为φ1.0m的钻孔桩护筒直径为φ1.2m，桩径为φ1.25m的钻孔桩护筒直径为φ1.45m，桩径为φ1.5m的钻孔桩护筒直径为φ1.7m，

护筒埋设时顶面高出地面0.3m，陆上墩一般埋设深度为1.5m。125#、126#墩在填土筑岛上设置护筒时，应根据施工水位、流速、冲刷及地质条件等因素确定。

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本段部分地段地下具有承压水，钢护筒埋置深度以能穿过流塑状地层为主要原则。护筒埋设时要高于稳定后的承压水位2.0m以上。

护筒埋设的允许偏差为：顶面中心偏差不得大于5 cm，斜度不得大于1%。 ⑷开挖泥浆池、沉淀池

陆上墩泥浆池、沉淀池在两墩间开挖，水中墩采用泥浆箱沉淀钻渣和循环泥浆，钻渣及时清理外运。 ⑸钢筋笼成型

钢筋进场检验合格后，按设计要求进行钢筋笼成型。

钢筋笼骨架的允许偏差见下表：

序号 1 2 3 4 项目 钢筋骨架直径 主钢筋间距 加劲筋间距 箍筋间距 允许偏差（mm） ± 20 ± 0.5d 尺量检查 ± 20 ± 20 检验方法 1.2钻孔 1.2.1 钻机就位

液压多功能旋挖钻机安装必须稳定，钻机平台处必需碾压密实，承圧面必须坚实平整，当原地面土质为软土时应采取措施，确保钻进过程中钻机不移位、下沉。钻机就位时与平面最大倾角不超过4°。将钻机行驶到要施工的孔位，调整桅杆角度，操作卷扬机，将钻头中心与钻孔中心对准，并放入孔内，调整钻机垂直度参数，使钻杆垂直，同时稍微提升钻具，确保钻头环刀自由浮动孔内。

钻机就位后，测放护筒顶、地面及钻机平台标高，用于钻孔时孔深测量参考。 钻头中心与护筒顶面中心的偏差不得大于5 cm。 1.2.2钻进

钻孔采用泥浆护壁成孔。泥浆采用膨润土、火碱以及纤维素混合而制，在泥浆池中用搅浆机将泥浆搅拌好后，泵入孔内，旋挖钻均匀缓慢钻进，泥浆起到护壁的作用。

泥浆制备应注意两个方面：

一是泥浆的指标问题，其比重一般应控制在1.05～1.2之间，粘度控制在17～20s，砂率控制在4%以内。常用的泥浆材料，一般使用优质澎润土加烧碱、聚丙稀酰胺或纤维素等配置；

二是补浆的速度，泥浆补充一般采用泵送方式，其速度以保证液面始终在护筒面以

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上为标准。

开始钻进时采用低速钻进，主卷扬机钢丝绳承担不低于钻杆、钻具重量之和的20%，以保证孔位不产生偏差。钻进护筒底以下3m后可以采用高速钻进，钻进速度与压力有关，采用钻头与钻杆自重摩擦加压，150MPa压力下，进尺速度为20cm/min；200MPa压力下，进尺速度为30cm/min；260MPa压力下，进尺速度为50cm/min。钻进过程中，操作人员随时观察钻杆是否垂直，并通过深度计数器控制钻孔深度。当旋挖斗钻头顺时针旋转钻进时，底板的切削板和筒体翻板的后边对齐。钻屑进入筒体，装满一斗后，钻头逆时针旋转，底板由定位块定位并封死底部的开口，之后，提升钻头到地面卸土。

钻机钻孔时，孔内水位宜高于护筒底0.5m以上或地下水位以上1.5～2.0m。钻进时掌握好进尺速度，随时注意观察孔内情况，及时补加泥浆保持液面高度。

钻进过程中，应经常注意土层变化，对不同土层采用不同的速度、泥浆比重。 钻进过程中要经常进行泥浆指标的测定。当泥浆指标不满足钻孔要求时，应采取措施使之符合技术要求。

钻进过程中应每隔一定时间测量进度，并作好记录，填写钻孔记录表。 1.3清孔

确认钻至设计标高后，随即进行清孔。采用换浆法施工，即向孔内注入经过泥浆处理器处理过的泥浆，换出孔底沉碴及浓度较大的泥浆。

清孔采用捞砂钻头将沉淀物清出孔位。在灌注水下砼前，用高压风吹底翻渣换浆，换浆清孔时间以排出泥浆的含砂率与换入泥浆的含砂率接近为度，要求孔内排出的泥浆手摸无2～3mm颗粒，泥浆比重不大于1.1，含砂率小于2%，粘度17～20s，确保在灌注水下砼前桩底沉碴厚度不大于10cm。不得用加深孔底深度的方法来代替清孔。

1.4检孔

清孔完毕后，应进行检孔。即组织监理、主管工程师、质检工程师及值班技术人员共同对成孔进行检查，孔径及孔形检查用检孔器检查，孔深和孔底沉渣用标准测锤检测。 测量绳应检验并进行长度改正。

成孔的允许偏差为：

序号 1 2 3 4 5 项目 孔径 孔深 孔位中心 倾斜度 沉渣厚度 允许偏差 不小于设计孔径Ｄ 不小于设计孔深并进入设计土层 ≤100mm ≤1%孔深 ≤10 cm 68

测量检查 检验方法

1.5钢筋笼的制作与安装

钢筋笼采用在工厂加工，运抵墩位处焊接接长整体一次性吊放。 1.5.1一般规定：

⑴钢筋的力学性能符合GB1499-84的规定。

⑵钢筋应具有质量证明书，按试验规定要求进行抽验。

⑶代换钢筋时，需满足设计和施工要求，并征得监理工程师同意。 1.5.2钢筋笼制作

⑴钢筋笼按设计要求及现场吊机起吊高度和运转条件的限制分段预制，并具有足够的刚度和稳定性。

⑵钢筋使用前应调直、除锈。钢筋笼成型采用卡板成型或箍筋成型。钢筋笼下端垫齐，用加强箍筋封住。φ1.5m以及长度大于或等于50m的φ1.0m和φ1.25m钻孔桩，在每个钢筋笼安装3根φ57mm的声测钢管，作为桩基检测用。

⑶在钢筋骨架上按规定设置保护层。在钢筋笼上、下端及中部按设计要求于同一横截面上对称设置钢筋“耳环”，确保钢筋笼与孔壁间的保护层厚度。

⑷钢筋笼焊接：采取遮蔽措施，避免雨雪大风天施焊。焊后让其自然冷却。焊接时，主筋与加强箍筋全部焊接，主筋内缘保持光滑，钢筋接头不侵入主筋内净空。

钢筋笼骨架的允许偏差见下表：

序号 1 2 3 4 项目 钢筋骨架直径 主钢筋间距 加劲筋间距 箍筋间距 允许偏差（mm） ± 20 ± 0.5d 尺量检查 ± 20 ± 20 检验方法 1.5.3钢筋笼的吊装

清孔达到要求后应尽快吊放钢筋笼。钢筋笼吊入桩孔时，动作要慢，对准孔中心，对准孔位轻放、慢放。防止刮孔壁，保证钢筋笼中心与桩孔中心重合。下放过程中，注意观察孔内水位情况，如有异样，立即停止，检查是否塌孔。

钢筋骨架连接可采用电焊连接或机械连接，保证同一截面的焊接头数不超过主筋数量的50%。

钢筋笼定位：钢筋笼下放到位后，应与护筒、钻机等连接牢固，防止在混凝土灌注

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过程中，发生掉笼或浮笼现象。可在钢筋笼上端焊接四根φ20钢筋，其顶端作成圆环，固定在护筒顶部或钻机上。

钢筋笼就位后，其底面高程与设计高程偏差≤±5cm，平面中心偏差≤±2cm。

钢筋笼下放的允许偏差为：

项目 钢筋骨架在承台底以下长度 钢筋骨架垂直度 允许偏差（mm） ±100 骨架长度1% 检验方法 尺量检查 吊线和尺量检查 1.6导管设置

封孔采用垂直导管法，导管采用φ273快速卡口导管。

封孔导管使用前应预拼，并作水密试验，试压压力为孔底静水压力的1.5倍。严禁使用漏水的导管。

导管内壁应光滑圆顺，内径一致，拼装时，轴线偏差不宜超过孔深的0.5%，亦不宜大于10 cm。导管长度根据平台标高、孔底标高确定。

导管预拼好后，进行编号、并用油漆在导管两侧做好刻度标记。作深度标尺，同时根据起吊高度进行分段，利用汽车吊机吊放，依次入孔，两段接头连接必须牢固，并确保水密。导管位置居于孔中，轴线顺直，稳步沉放，保证导管底口距孔底0.25～0.4m。

导管上口设储料斗，储料数量应满足首批混凝土入孔后，导管埋入深度不得小于1m，并不宜大于3m。砼初灌量宜为1.7m3。

导管下放完毕后，应上下起落试一试，确保操作机构灵活。 导管入孔后值班技术人员做好测量标记并测量孔深。 1.7二次清孔

导管安装完毕，检查孔底沉淀情况。若孔底沉碴厚度大于100mm，利用水封导管采用气举法进行二次清孔。

1.8封孔 1.8.1准备工作

⑴封孔前应做好水泥、砂、石料的准备和保证机械运转正常的检查工作。 ⑵导管提升采用吊车或钻机，混凝土灌注前应认真检查。

⑶填充混凝土前应复核钻孔桩深度及沉渣厚度。如不能达到要求，可利用封孔导管换浆清孔。经监理工程师确认符合规定后方可灌注混凝土。

⑷混凝土采用商品混凝土时，须具备出厂合格证及配合比，原材料试验报告。

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1.8.2填充混凝土技术指标及要求 强度必须符合设计要求:

通过级配试验确定水下C30掺和料混凝土配合比，初凝时间不得早于6-8小时； 粗集料宜优先选用卵石，或采用级配良好的碎石。粗集料的最大粒径不得大于导管内径的1/8及钢筋最小净距的1/4，同时不得大于40mm；

混凝土产量不小于35 m3/h，水泥用量不少于350kg/m3； 混凝土的含砂率宜为0.4～0.5；

有良好的和易性，其塌落度宜为18～22cm，在灌注及运输过程中无显著离析泌水现象；

水胶比宜为0.35。 1.8.3施工工艺

⑴封孔导管口距孔底一般为25～40 cm，采用导管内挂板测量。首批混凝土采用拔球法灌注时，铁板与储料斗底口之间应铺设一层塑料薄膜。首批灌注混凝土的数量应满足导管埋置深度（≥1.0m）和填充导管底部间隙的要求。

⑵混凝土采用拔球法施工，灌注开始后，应连续不断进行，中间不得停盘，并经常检查管内有无漏水现象。灌注混凝土时，混凝土的温度不应低于5℃，当气温低于0℃时，应采取保温措施。

⑶在灌注过程中，导管埋深按2～6m控制，灌注桩顶标高，应比设计标高高出1.0～1.5m。为防止钢筋骨架上浮，当灌注的混凝土顶面距钢筋骨架底部1.0m左右时，应降低混凝土的灌注速度，并随时观察，如钢筋笼有上浮现象，应立即采取加强固定措施进行处理。

⑷灌注过程中应设专人测量导管埋入深度，并作好混凝土灌注记录。遇有埋管等特殊情况，及时汇报，同时尽快处理。

⑸封孔混凝土顶面标高宜比设计桩顶标高提高0.5～1.0 m，以便清除浮浆，确保混凝土质量。混凝土灌注完毕，将导管、漏斗、储灰斗、吊斗等清洗干净。

⑹为保证封孔质量，应注意天气预报，避免在大雨天气灌注混凝土。 ⑺孔内溢浆通过泥浆处理器处理后回收利用。 1.9基坑开挖、桩基检测

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当一墩（台）桩孔全部封完，并具有一定强度后，可进行基坑开挖。开挖底边线应大于设计边线≮50cm，且易于立、拆模板，周边应设汇水井，边坡坡度应稳定。

开挖完后，凿桩头浮浆至设计标高并露出新鲜砼面，然后按规定进行桩基检测及桩位竣工测量，进行桩的验收。长度小于50m的φ1.0m和φ1.25m钻孔桩采用小应变方法进行桩身无损检测，φ1.5m以及长度大于或等于50m的φ1.0m和φ1.25m钻孔桩利用桩身内预埋的3根Φ57mm声测管进行超声波检测，检测由专业检测机构进行。

桩中心允许偏差为：≤100 mm。 1.10施工注意事项

⑴为加强质量管理，所有工序必须得到质检部门和监理工程师的签证认可，方可进入下道工序施工。

⑵钻孔应连续作业，因故中途停钻时，应将钻头提出孔外，以防塌孔埋钻，孔口应加护盖。钻进时，起落钻头速度要均匀，不得过猛或骤然变速。

⑶起落钻头应平稳，避免碰撞孔壁，严防工具及其它杂物落入孔内，每孔钻完后，应检查钻头磨耗情况，并及时修补。

⑷吊放检孔器、钢筋笼时应确保其处于垂直状态，并缓慢地下放，防止钢筋笼不垂直时破坏孔壁，造成坍孔事故。

⑸当发生掉钻时，采用相应的打捞工具，慢慢打捞，过程中尽量少搅扰孔壁。如钻头被埋住，应首先清除泥沙，再进行打捞。

⑹钻孔过程中发生坍孔后，应仔细分析原因，查明位置，进行处理，不严重者可加大泥浆比重，根据现场情况也可在泥浆中加入大量的干锯末，同时增大泥浆比重（控制在1.15～1.4之间），改善其孔壁结构，继续钻进；也可采用加大护筒埋深等措施后继续钻进。钻头每次进入液面时，速度要非常缓慢，等钻头完全进入浆液后，再匀速下到孔底，每次提钻速度控制在0.3～0.5m/s。坍孔严重时，应回填重新钻孔。重钻应待回填土稳定后进行。

⑺埋钻、卡钻处理：埋钻主要发生在一次进尺太多和在砂层中泥浆沉淀过快；卡钻则主要发生在钻头底盖合拢不好，钻进过程中自动打开或卵石掉落卡钻等。

⑻缩孔处理：钻孔发生弯孔缩孔时，一般可将钻头提到偏孔处进行反复扫孔，直到钻孔正直，如发生严重弯孔和探头石时，应采用小片石或卵石与黏土混合物，回填到偏孔处，待填料沉实后再钻孔纠偏。

⑼泥浆不得向河中和农田、沟渠排放。废弃的泥浆，存于场内的泥浆池内，用泥浆罐车倒运到指定的弃渣场。

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⑽混凝土灌注过程中，如因导管漏水或提出混凝土面、机械故障、操作失误或其它原因而造成断桩事故，应立即上报并会同有关部门研究补救方案及处理措施。

钻孔灌注桩施工工艺流程

场地平整 孔位放样 护筒埋设 钻机就位 泥浆制备 钻 孔 终 孔 孔径、孔深检测 钢筋笼成型 清 孔 钢筋笼检查签证 钢筋笼安装 导管水密检查 导管设置 沉渣厚度检测 封孔前检查签证 测量砼面高度 封 孔 制备混凝土 基坑开挖 桩头凿除 桩基检测 评定验收 73

2.预应力简支箱梁施工 2.1预制场地布置

根据桥梁分布情况，梁板采取集中预制的方法，全段考虑设置2个预制场地。场内设12个40m小箱梁预制台座。预制场内各设一组宽20m、高6m的自动行走式龙门架，并设存梁区。梁预制后由龙门架提升出坑，平板车运输。整个预制场采用C15砼厚10cm进行硬化，硬化时在制梁台两侧一定距离，纵向每50cm预埋一根I16a槽钢，作为侧模底部加固支撑。进场后加快预制场内的土石方、排水防护工程的施工，以便后期的预制场建设。

各预制场安装1台315KVA变压器、并自备400KW发电机组1台、混凝土搅拌站60m3/h以上一台(该搅拌站作为本合同段砼的集中拌和站之一)。2个预制场投入20m小箱梁模板5.5套、30mT梁模板1.5套。预制场拟布置钢筋加工场、木工加工场、钢绞线库房、试验室、砼拌合站(带自动计量，60m/h以上，四个分料仓)、砼运输道、龙门架吊运系统、储梁场、预制底座。另考虑到预制构件的外观要求预制底座采用厚度δ=4mm钢板底座并在钢板上铺设3mm工程铝塑板以保证梁底形成镜面。为防止砼浇筑过程中模板与底座的接缝漏浆，在底板边缘粘贴黑色橡胶泡沫防止漏浆现象。

台座施工时，先按平面图进行放样。台座采用钢筋混凝土结构，底宽根据施工图要求设置，中部预留反拱，按两次抛物线定位，这样，台座底板为C25混凝土；纵向设间距20cm,直径Ф10mm，横向设间距20cm，直径Ф14mm的双向二层钢筋网。梁端部30cm为可拆卸木底模，并设置P43横移钢轨。由于在箱形梁预应力张拉以后，梁要起拱，梁的全部荷载都将集中于两端，故要进行加固处理，设50cm厚的加强端，配置双向直径为Ф14mm，20cm见方布置的上下两层钢筋网，横移轨道处的基础，在梁端以外部分，设厚70mm的横移轨道基础，混凝土强度与台座相同，配置间距20cm，直径为Ф10箍筋，主筋为上下各5根，直径Ф14mm。

台座混凝土施工要求：振捣密实，表面需经多次收水，形成表面致密层。在台座二侧设槽钢，在其中嵌入橡胶管用于侧模至浆。顶面设6mm的钢板。

2.2模板构造

箱梁侧模采用定制的钢模板，单块长度5m，面层模板采用4mm钢板，后设50×5mm扁铁作为肋板，边角采用∠50×5mm角钢加强，并设置Ф10mm拼接螺栓连接，侧模骨架采用双拼的][10#槽钢，骨架间距为1.0m,在骨架位置设置Ф20mm间距1.0m的上下二层对拉螺杆。顶板横坡由倾斜的侧模自然形成。支模采用墙包底的方法。

芯模采用可缩折钢模。芯模长度为2.0m，两端设2.3m和1.5m的调整段。面层模板

3

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采用4mm钢板，后设50×5mm扁铁作为肋板，后采用∠50×5mm角钢作为骨架，骨架间距为1.0m。为预防芯浮，在顶面对拉螺栓旁设肋部加强的槽钢，槽钢下用两根适当长度的钢管顶住芯模，槽钢两端用花篮螺丝(紧线扣)与侧模底部拉牢。

模板安装前刷脱模剂，安装时，先在底板和侧壁钢筋绑扎完成后，安装外侧模，随后安装芯模，进行顶板钢筋的绑扎。

2.3非预应力钢筋绑扎和波纹管安放

箱梁钢筋成型，采用先期车间加工的方法，然后运至现场直接绑扎。绑扎时，要注意钢筋的间距，特别在底板和侧壁钢筋绑扎时要采取临时的固定措施，设置1.5m的临时拉接措施。

在钢筋绑扎的同时，预应力波纹管也要随即放入，波纹管布设应严格按施工图所示坐标进行，保证位置准确，固定牢靠，波纹管定位采用短钢筋焊成的井字形定位架，定位架焊接在腹板钢筋网片上，曲线段0.5m一道，直线段1m一道。波纹管接头采取用大一号接头管，并用胶布缠绕，防止漏浆。

正负弯矩锚具在波纹管穿好后放入，正弯矩处还要套入螺旋筋，螺旋筋与封头板固定。

2.4混凝土浇筑

箱梁混凝土石子采用粒径严格按照规范要求，先期进行配比设计和试拌，混凝土水灰比控制符合规范要求。由自动行走式龙门架运送砼进行浇筑，坍落度控制在规定值范围内，要注意分层下料，特别是第一层下料，注意底面的振捣密实不得漏振。

混凝土的振捣采用附着式振捣、插入振捣和人工振捣相结合的方法进行，在模板的外侧安装附着式振捣器，构件端头和底板处混凝土振捣可采用振捣棒，在梁端部波纹管配备附着式振捣器。

混凝土浇筑顺序为：先浇底板，打开芯模底板进行振捣后关闭底板，再浇筑腹板，由一端向另一端分层浇筑，最后浇顶板，由低向高浇筑。波纹管中穿入纺锤型清孔器，在浇筑过程中不断拉动，以防止由于水泥砂浆流入，发生堵孔。对梁端钢筋密集区，要进行补振，顶面要进行复振。浇筑完成后顶面拉毛，用土工布覆盖养护，外侧模在隔天拆除侧模板，当达到设计规定强度，可拆芯模。

2.5张拉、灌浆工艺

在箱梁混凝土达到规定的设计强度及规定的龄期后，进行预应力张拉前的准备，先进行锚端清理，凿去松散混凝土，然后穿入钢绞线。

张拉完成后，按设计配合比进行拌制水泥浆，不得掺入各种氯盐，可掺入减水剂，

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压浆应缓慢进行，确保另一端饱满出浆，并达到从排气孔排出与规定稠度相同的水泥浆为止，压浆现场应备有足够的水泥、水等相应的灌浆材料，以便连续灌浆，每一工作班应留取不小于3组试件，标准养护28天。检查其抗压强度作为水泥浆质量的评定依据，孔道压浆应填写施工记录。

3.墩台施工工艺 3.1一般要求 3.1.1基底处理

对墩台基底的处理，除应符合天然地基的有关规定外，尚应符合下列规定： ⑴基底为非粘性土或干土时，应将其润湿。

⑵基面为岩石时，应加以润湿，铺一层厚20～30mm的水泥砂浆，然后于水泥砂浆凝结前浇注第一层混凝土。

3.1.2混凝土浇筑

⑴一般墩台及基础混凝土，应在整个平截面范围内水平分层进行浇注。 ⑵较大体积的混凝土墩台及其基础，在混凝土中埋放石块时应符合下列规定： ①可埋放厚度不小于150mm的石块，埋放石块的数量不宜超过混凝土结构体积的25%。

②应选用无裂纹、无夹层且未被烧过的、具有抗冻性能的石块。 ③石块的抗压强度不应低于30MPa及混凝土的强度。 ④石块应清洗干净，应在捣实的混凝土中埋入一半左右。

⑤石块应分布均匀，净距不小于100mm，距结构侧面和顶面的净距不小于150mm，石块不得接触钢筋和预埋件。

⑥受拉区混凝土或当气温低于0℃时，不得埋放石块。 3.2台背回填的施工方法

公路能否保持行车平稳、舒适，构造物台背回填质量有时起着关键的作用。所以根据我们从事高等级公路的施工经验，强调和抓好构造物台背回填是我们高度重视的一道工序。

3.2.1材料要求

用于回填的全部材料，应符合技术规范的要求，填料既要能被充分压实，具备良好的透水性，且不含有草根、腐植物或冻土块等杂物。回填石灰土应按要求拌和。

3.2.2填筑工艺

⑴回填应分层填筑，根据压实机型，一般控制在每层填厚不大于10-15厘米，分层

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填筑应尽量保证摊铺厚度均匀、平顺。在雨季回填时，填筑面应做成3%-4%的坡度，以利于排水。

⑵构造物的回填应遵照两边对称的原则。并做到在基本相同的标高上进行，防止不均匀回填造成对构造物的损坏。

⑶基坑的回填，应在排干积水的情况下进行作业，回填工作应得到监理工程师的同意。靠路基的坡度应当挖成台阶，以便于保证回填质量。

⑷回填前，先与断面上划分回填层次，确定检测频率，填写检测记录。 ⑸填筑时要设专人负责，每一构造物谁负责回填要明确。

⑹不同土质应分层填筑，不准混合使用。回填土要经过选择，含水量要接近最佳含水量。

⑺回填高度要按设计图纸规定施工，轻型桥台，在梁（板）未吊装前，不允许填过允许回填高度。

⑻每层回填都要做压实度检验，压实度检验记录必须和填筑高度相等，并保证符合技术规范要求。

3.3施工工艺 3.3.1测量放样

在已做好的基础上重新放线，并复核放完的轴线。根据图纸设计，凿毛桩基础处预留钢筋处混凝土，按设计要求焊接柱钢筋笼。

3.3.2桩帽施工

桩顶面清扫干净，支柱接柱模板，保证其中心与设计中心一致，在模板上定出桩顶标高。混凝土采用与桩同等级混凝土，坍落度采用30～50cm，用插入振捣器振捣密实，初凝后及时养生，终凝后在柱底范围内凿毛。

3.3.3钢筋绑扎

绑扎柱身钢筋，每一个断面钢筋接头要符合规范要求，检查柱身钢筋垂直度，安放好保护层垫块后，支柱身钢筋。

3.3.4模板支架

模板采用整体钢模，支模时将模板事先拼在一起，拼缝要拼接严密，用缆绳四个方向固定模板，搭好人工操作平台。

3.3.5混凝土浇筑

重新放样，检查柱上下中心是否在同一竖线上，柱身是否垂直，合格后浇筑混凝土，混凝土就地拌和，吊车配合吊斗灌注，柱高超过2米时，混凝土通过串斗注入模内，每

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层厚度不得超过40cm，混凝土坍落度控制在30—50mm之间，人工下到柱内振捣。

3.3.6混凝土养护

混凝土初凝后，要及时对墩顶进行人工凿毛。洒水后，用塑料薄膜严密包裹养生，始终保证膜内潮湿状态。

4.盖梁施工工艺

盖梁的适宜施工方法较多，可以用门型贝雷支架方案、抱箍牛腿方案、剪力销牛腿方案，本施工采用剪力销牛腿方案。

4.1模板类型和支撑形式

为了适应墩柱高度变化的特点，减少支撑脚手架的工作量，加快底模周转，盖梁由组合横梁支撑，侧模由横肋立柱拉杆组成，支撑搭在剪力销上的纵横梁上。

4.2剪力销牛腿支撑

拉杆通过中空的剪力销连接于预埋螺母上，牛腿由拉杆压挂在相关剪力销上。 4.3钢筋绑扎

在底模搭设完之后，在其上定出各骨架所在位置，用吊车单片多点或用扁担梁吊装骨架就位，绑扎其他钢筋等。钢筋绑扎完成后，清掉模内杂物，支侧模，侧模底部与顶部分别与对面模板用拉杆连接。模板全部支好后，重新放样检查各边角位置是否正确。盖梁钢筋事先按照图纸要求，焊接成钢筋骨架，在盖梁底模支架上成型及焊接。

4.4混凝土浇筑

混凝土浇筑用吊车配吊斗工艺，插入振捣器振捣。 5.桥梁安装施工工艺 5.1安装准备工作

平整桥下场地，吊车有较平整的作业场地；按设计要求安装锚栓钢套；测量放样，把墩台帽中的轴线放出来打墨线弹出支座位置，现时将梁边线板端线用墨线弹在盖梁上；构件运输使用拖车，在预制厂使用龙门吊装车；构件移运按安装顺序进行，尽量减少吊车来回移动位置。

5.2梁板安装

小箱梁利用运梁平板车运至桥头，采用架桥机架设法，架桥机在桥头拼装而成。架桥机拼装完成后，按要求进行试吊，以检查各主要部分受力情况，确认受力良好后，将架桥机推移到第一跨，固定好架桥机后，预制梁由运梁平车送入双导梁内，由双导梁上两部桁车吊起，将梁纵移到安装跨，用横移小平车将梁横移到设计位置下落就位。第一跨梁全部安装完毕后，前移架桥机，准备下一跨架设，重复上述程序进行下一跨梁的安

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装。

6.桥面系施工工艺 6.1护栏安装

护栏采用现场预制，安装后再浇桥面铺装混凝土。 6.2伸缩缝安装

按设计要求预留伸缩缝口，并埋设伸缩缝连接锚钢筋；桥面混凝土铺装层施工完工后，必须立即在伸缩缝处凿缝，保持伸缩缝能自由伸缩。待桥面沥青混凝土成型后，放出伸缩缝中线，按设计尺寸画出切割线。用混凝土切割机按线切割；破除及清理伸缩缝范围内的沥青混凝土及松散多余的混凝土；进行伸缩缝的安装和位置调整；浇筑混凝土并进行养生。

四、质量保证体系和质量管理制度 1.质量保证体系 1.1质量目标

单位工程一次验收合格率100%，确保全部工程质量达到国家现行的工程质量规范和验收标准。

1.2创优规划及保证措施 1.2.1 创优目标

确保工程质量，争创国家优质工程。 1.2.2 建立创优保证体系

建立健全质量创优保证体系，成立以项目经理为组长，总工程师、项目副经理及作业队队长为副组长创优管理小组，确保创优规划在施工现场贯彻执行。

以全面质量创优管理为主线，以GB/T19001-2000程序控制为方法，对各工序全过程进行质量控制，以实现总体创优目标。

1.2.3 创优措施

本工程创优实行项目经理部、架子队负责制，分别由各级行政负责人和技术负责人负责创优工作。加强创优的宣传教育，增强全员的质量意识。各级领导高度重视工程创优，牢固树立“百年大计、质量第一”的思想，开展质量教育，加强全体施工人员“以质创优、以优取胜”的观念，在施工生产中严格执行保证质量的各项规定、规范及标准。 针对本工程特点，制定各项工程的创优措施，使各部施工人员明确创优目标。在施工过程中进行自检、互检和交接检，接受工程监理的监督。

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建立定期和不定期的施工质量检查制度，根据工程进展情况，按“验标”要求及时进行分项、分部和单位工程的质量评定。制定奖罚措施，作到质量体系严谨、责任明确、层层把关、奖惩分明，杜绝质量事故的发生。

对购进的钢材、水泥等大批材料，逐批抽样检查，严格控制其质量。

认真贯彻实施“质量管理和质量保证”系列标准，深化全面质量管理，有计划、有步骤、有目的地执行 GB/T19001-2000标准，提高企业整体素质，使工程质量管理和工程质量整体水平不断稳步提高。严格按试验规程制定切实可行的质量检查程序，使生产过程质量和产品质量处于受控状态，定期对各种试验仪器、计量器具和测量仪器进行检测，确保仪器精度，加强试验和检测手段，严格执行“三检制”，对检测不合格的工程坚决返工整改。

搞好技术培训，加强科技攻关。对员工加强“科技是第一生产力”的思想教育，充分发挥科技在施工生产中的重要作用，积极推广应用新技术、新方法、新工艺、新设备，以提高工程质量。

质量管理组织机构如下图示。

2.质量管理制度

实行以项目总工程师为主的技术责任制，同时建立各级技术人员的岗位责任制，逐级签订技术包保责任状，做到分工明确，责任到人，严格遵守基建施工程序，坚决执行施工规范。健全各项制度，并层层落实是创优达标的主要途径，在质量管理工作中，坚持贯彻执行以下十九项制度：

2.1施工测量复核制度

明确施工放线测量、贯通测量、控制测量及重要的控制桩、防护桩橛测量复核的各项具体要求、规定和责任等。

2.2施工图现场核对制度

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项目部安全质量领导小组项目部安全质量检查员项目队安全质量检查小组班组安全检查班组安全员

明确施工图核查程序、各级检查内容、相关职责、问题处理的具体程序和手续等。 2.3施工技术交底制度

技术交底分为设计技术交底、工程项目技术交底及施工方法和工艺措施技术交底，其主要目的是为了使施工作业人员对工程项目的内容、技术标准、工程特点、设计意图、施工方法及要求、施工顺序、工期进度安排、工艺流程、设备物资供应的安排、安全质量措施等有全面、深刻的了解，使工程施工按计划有序进行。

2.4设计变更制度

各级生产单位要严格按照设计文件及工程承包合同组织施工。在施工过程中，如要求对设计院的设计图纸进行变更，必须提前书面报告项目部，提出变更理由，费用增减分析，建设变更的方案，报项目部审定并经建设、监理、设计单位同意后方可实施。施工期间如要对临时工程及辅助结构的施工设计和工艺进行变更，则应由提议变更单位提出变更理由、建议变更的方案报原设计部门同意后方可实施，重大变更则必须报原审定部门和审定者批准后方可实施。

2.5材料、设备进场检验及储存管理制度

外购产品进场后，由物资负责人按照《检验和试验计划》验证进场产品的品种、数量、外观、合格证等，必要时进行检尺、量方。

2.6试验检验、质量检查、申报验收制度

根据交通部发布的《公路桥涵工程施工质量验收暂行标准》的要求进行单位工程、分部工程、分项工程和检验批的划分，并按规定进行检验、签认、报批。

2.7隐蔽工程及关键部位验收制度

隐蔽前必须进行质量检查。由施工项目负责人组织施工人员、质检人员实施，自检合格后按规定程序报验。须复验的项目要办理复验手续，填写复验日期并由复验人作出结论。

2.8岗位培训、关键岗位持证上岗制度

关键岗位及特殊作业人员进行行强制性培训。关键岗位及特殊作业人员应取得相应证书持证上岗，并将证书报项目经理部登记、备案。

2.9施工工艺流程设计、试验制度

施工工艺是构成质量计划的重要文件之一，是项目施工的指导文件和过程质量控制的依据，是工程施工质量控制的有效保障，必须采取试验，并进行上报的制度。

2.10质量检查制度

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为了促进公司质量管理工作的有效运行，提高工程质量管理水平，制定本检查制度，并按规定进行整改、反馈质量信息，如实进行记录。

2.11质量责任制和责任追究制度

局项目部建立和落实工程质量领导责任制，质量事故责任追究遵循项目部制度的《质量事故责任追究制度》。

2.12质量信息管理制度

信息渠道的建立、质量信息平台、质量资料的记录、质量资料的收集整理、存档，并按信息平台正确反映质量信息。

五、安全目标和安全保证措施 1.安全目标

根据本段工程的特点，制定本段施工的现场安全措施为“建立现场施工安全保证体系和机构，确定本段安全方针和目标”。

安全方针：“安全第一、预防为主”。 安全目标：

⑴ 无重大施工安全事故； ⑵ 无重大道路交通责任事故； ⑶ 无重大火灾事故；

⑷ 无铁路既有线行车险性及以上事故。 2.安全保证措施

桥桥施工中的高空作业，起吊作业等都为重大危险源；施工现场安全以及各种施工车辆运输都应制定具体的施工安全措施，这对于实现安全目标是极其重要的。 2.1危险性较大工程的安全技术方案的编制审批

开工前制订好安全生产保证计划，编制安全技术措施，确保施工方案的安全可靠性。对于支架工程、模板工程、施工用电、拆除爆破、大型提升设备等安全重点防范工程，结合现场和实际情况，单独编制安全技术方案。

2.2综合安全保证措施

在工程开工前办理资质审查手续，并向业主提供营业执照、施工许可证、安全生产管理机构、安全管理网络、规章制度、操作规程、特种作业人员管理及持证上岗等情况，审查盖章后报工程所在地劳动局备案。

2.3施工现场安全技术措施

2.3.1施工现场的布置符合防火、防爆、防洪、防雷电等安全规定及文明施工的要求，施工现场的生产、生活办公用房、仓库、材料堆放场、停车场、修理场等按批准的总平面

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布置图进行布置。

2.3.2现场道路平整、坚实、保持畅通，危险地点悬挂按照《安全色》和《安全标志》规定的标牌，夜间行人经过的坑、洞应设红灯示警，施工现场设置大幅安全宣传标语。

2.3.3现场的生产、生活区要设足够的消防水源和消防设施网点，消防器材有专人管理不得乱拿乱支。组成一个由25～35人的义务消防队，所有施工人员要熟悉并掌握消防设备的性能和使用方法。

2.3.4对于易燃易爆的材料除专门妥善保管外，还配备足够的消防设施，所有施工人员都熟悉消防设备的性能和使用方法；不将任何种类的爆炸物给予、易货或以其它方式转让给任何其它人，或允许、容忍上述行为。

2.3.5操作人员上岗按规定穿戴防护用品。施工负责人和安全检查人员随时检查劳动防护用品的穿戴情况，不按规定穿戴防护用品的人员不得上岗。

2.3.6各类房屋、库棚、料场等消防安全距离符合公安部门的规定，室内不得堆放易燃品；严禁在木工加工场、料库等吸烟；现场的易燃杂物，应随时清理，严禁在有火种的场所或其近旁堆放。

2.3.7施工现场的临时用电，严格按照《施工现场临时用电安全技术规范》的规定执行。施工现场加强用电管理，严格执行我公司的临时用电安全技术措施。

2.3.8施工中如发现危及地面建筑物或有危险品、文物时，应立即停止施工，待处理完毕方可施工。

六、环境保护体系和环境保护措施 1.环境保护体系 1.1实行环保工作责任制

1.1.1为了在工程施工过程中能将生态环保工作做到实处，实现生态环保目标，使环保工作达到令业主满意的效果，本工程将成立以项目经理为组长，项目副经理、项目总工程师为副组长的生态环保领导小组，并设生态环保专职管理机构，负责日常具体工作，各作业队配合专职环保监测员，使生态环保工作层层落实，贯穿到施工的全过程。

1.1.2制定详细的生态环境保护管理制度和各项措施，健全施工中环境管理的规章制度。

1.1.3工程管理部是项目经理部负责生态环保工作的职能部门，在项目经理部生态环保领导小组的领导下，对所辖单位和施工区域的生态环保工作进行检查指导，执行处罚，工程管理部配有一定的设备，并设环保举报电话，对举报有功人员给予一定奖励。

1.2环保工作与经济效益奖金挂钩，奖优罚劣

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根据建设单位、设计单位提出的环境保护目标和具体要求，制定环境保护档案，实行环境保护工作的月报、季报、年报制度，及时解决和反馈施工过程中的环境保护问题；根据国家、地方政府有关法律法规，结合当地实际情况制定详细的、可操作的实施细则和管理制度，严格规范每个员工的行为；将施工人员的考核、晋级与环境保护指标考核结果相结合，执行奖优罚劣制度。

1.3加强环保、水保工作宣传，提高环保意识

加强学习环保知识、法律法规，开展环保知识宣传，提高全体员工的环保意识。以墙报、简报、宣传标语的形式开展环保宣传工作。

1.4严格执行环保规定及管理办法

1.4.1加强施工过程中的环境管理和检查，实行领导责任制和环境质量保护、预防制度。

1.4.2项目经理部接受建设单位环境保护部门对本合同段的环境保护的指导、检查和监督。同时对工程队的环境保护工作提出具体要求，监督检查国家有关法律法规的执行情况，对施工现场及施工营地的环境保护工作进行检查监督，确保环保措施得到落实。

1.5建立完善的环境监测体系，制定环境监测计划

为确保工程建设过程中按设计环保措施实施，建立环境监测体系，制定环境监测计划，全过程进行施工期间的环境监测，随时掌握环境资源变化，提供可靠的环境变化信息，适时采取相应对策，减少对环境的影响。

2.环境保护措施

2.1维护自然生态平衡的措施

2.1.1工程的施工开挖、填方，避免任意取土、弃土和扩大路基施工范围，未经有关部门允许不随意砍伐或改变工程附近区域的植被与绿化。

2.1.2临时施工场地尽量少占用绿地面积，保护好周围环境，减少对陆域植被生态的破坏。施工结束后，及时恢复绿化或整理复垦。

2.1.3取弃土时严格落实水土保持措施，防止遍地开花式的无序作业。 2.2 合理规划施工用地

在施工准备阶段，我们将结合设计图纸，对现场各种材料拌和站的设置、弃土场的选择、施工便道的设置等进行进一步的调查，详细掌握第一手资料，以“减少植被破坏，少占耕地”为原则，合理规划临时用地，最大限度地减少施工用地。

2.3 临时工程环境保护

2.3.1认真规划施工道路，做好临时道路的管理、使用，并做好道路的排水和边坡防

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护，避免雨水冲刷，引起水土流失。

2.3.2临时道路使用时没有扬尘、积水，避免破坏植被。

2.3.3弃土场按照设计做好防护，防止雨水冲刷，堵塞河道，污染环境。 2.4生活区环境保护措施

2.4.1生活区临时工程的修建本着节约用地、方便生活、利于生产、保护植被的原则，统筹安排，合理选址，经业主、当地环保部门审批，主动接受监督检查。

2.4.2生活区的设置要相对集中，设置必要的公共卫生设施，废水净化池、化粪池，按照环保部门的要求定期清理，避免生活垃圾污染环境。生活固体垃圾集中堆放、适时运至环保部门指定地点，保持驻地清洁。

2.4.3临时生活设施的修建、拆除时产生的固体废弃物，按照环保部门的要求弃于指定地点处理。

2.5植被保护

2.5.1路基穿越草地、灌木或林区时采取支挡措施，尽量减少开挖面，保护现有植被。 2.5.2对取、弃土场即时防护，根据已有的设计文件或自行设计可靠的防护措施，并尽量采用植被防护的手段，以使之稳定、美观，并达到环保的要求。

2.6施工中的环保措施

2.6.1注意夜间施工的噪音影响,尽量采用低噪音施工设备。对距离居民区160m以内的工程，则应根据需要限定施工时间。少数高噪音设备尽可能不在夜间施工作业，必须在夜间从事有噪音污染的施工应先通知附近居民,以征得附近居民的理解，如有可能采取限时作业措施。

2.6.2对不符合尾气排放标准的机械设备，不能使用。

2.6.3做好当地水系、植被的保护工作，在施工时对路基边坡及时进行防护与植被绿化，施工车辆不得越界行驶，以免碾坏植被、庄稼、乡村道路等。

2.6.4土方开挖期间，在出场口砌筑洗车台清洗带泥车辆，并安排专门的队伍负责运输道路洒水、泥土清扫，防止扬尘。

2.7 竣工环境恢复措施

2.7.1施工完毕后，根据设计文件和环境保护要求，对施工环境(包括施工现场、临时设施、植被等)采取恢复性措施。

2.7.2施工完毕后，组织施工人员清理施工现场剩余的材料和废弃物，并依据建设方的要求，将废弃物运至指定位置。施工人员撤离生活居住区后，对场地进行平整清扫，尽量恢复原貌，不得有任何遗留物。

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2.7.3取弃土(石)场、石料场、材料场等施工完毕后，及时进行清理、平整、恢复植被。

2.8防止大气、噪声、水污染的措施

2.8.1选择低污染的设备，并安装空气污染控制系统。

2.8.2在运输、储存水泥和粉煤灰等易飞扬物时，采取覆盖、密封、洒水等措施防止和减少扬尘。在弃碴运输道路上采用专人洒水，保持道路不起灰尘。

2.8.3在混凝土拌和站、水泥库等对环境有重要影响的设施布置时，要充分考虑本地区的季节风向，采取远离居民区并在搅拌站进料仓上安装除尘装置，控制粉尘污染。

2.8.4严禁在现场焚烧任何废弃物及有毒废料(废机油、废塑料等)。生活营地使用清洁能源，保证炉灶烟尘符合标准；对施工机械车辆加强维护，以减少废气排量；对汽油等易挥发物品要密闭存放，并尽量缩短开启时间。

2.8.5配备专用洒水车，对施工现场和运输道路经常进行清扫和洒水湿润，减少扬尘。 2.8.6对于线路穿越人群较集中的乡村地段的作业面，除采用低噪音设备外，还应严格遵守地方环保关于施工作业时间的要求。

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致 谢

在设计即将完成之际，我的心情无法平静，从开始选题到设计的完成有多少可敬的师长同学给了我无言的帮助，在这里请接受我诚挚的谢意！

衷心感谢李锐老师给予我的辛勤指导和无私教诲。在我做预应力混凝土简支箱梁设计的全过程中，无论是在题目选定、设计步骤，还是在设计说明撰写等诸多方面，都能在百忙之中给予我以及时、有效的指导和帮助。她求实的工作作风和敏锐的思维方式，不仅帮助我完成了此项毕业设计，而且也是我在学习过程中最值得珍视的收获。在此，我向老师致以深深的谢意。

衷心感谢同组秦小杰同学在毕业设计中对我的关心和帮助，他们的关心和帮助使我认识到友谊是一生中最值得珍惜的宝贵财富。

衷心感谢大学期间给我太多帮助的同学和师长，你们的支持和鼓励让我在迷茫的时候，找到新的方向，并用百倍的勇气迎接每一个苦难时刻的来临，累并快乐着。

而今我正试着用一生的努力，冲破荆棘，为家人的生活寻找一个新的出口。试着用这种方式表达我对他们的亏欠，感谢他们给我爱和力量。正如冰心老人曾说过：假如来生是乏味的，我畏惧来生；假如来生是有趣的，今生已经足够了。

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参考文献：

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[10].《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》.JTG D62----2004,北京: 人民交通出版社

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Causes and control measures of concrete cracks study the problem

Keywords: Causes prevention of concrete cracks

Abstract: At present, paid close attention to the problem of concrete cracks, this crack in the concrete on the basis of classification, analysis of the causes of different cracks, and proposed measures to crack prevention and treatment.

1. Introduction

Is the maximum amount of concrete as a building material, widely used in industrial and civil construction, agriculture and forestry with urban construction, water conservancy works in the harbor. However, many concrete structures occurs during the construction and use of different degrees and different forms of fracture. This not only affects the appearance of the building, but also endanger the normal use of buildings and structures durability.Therefore, the cracks become people concerns. In recent years, with the ready-mixed concrete and vigorously promote the use and structure become increasingly large, complex, making the problem even more prominent.However, cracks in concrete structures is a fairly common phenomenon, large number of engineering practice and modern science on the concrete strength of micro studies show that the structures of the crack is inevitable, which is a property of the material. Therefore, the scientific treatment of cracks in the crack problem is to classify on the basis, adopt effective measures to harmful levels of crack control to the extent permitted. This concrete structure will cause cracks in common, control measures and the repair method to analyze some light.

2. Classification of concrete cracks

2.1 Divided by Crack According to the causes of concrete cracks, structural cracks and can be divided into two major categories of non-structural cracks.

(1) Structural cracks Caused by a variety of external loads cracks, also called load cracks. It includes the external loads caused by the direct stress cracks and the structure under external loads caused by secondary stress cracks.

(2) Non-structural cracks Deformation caused by the change from a variety of cracks. It includes temperature, shrinkage and swelling caused by factors such as differential

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settlement cracks. Such cracks in the structure when the deformation is restricted due to the stress caused. Research data from abroad and a large number of engineering practice, non-structural cracks in the works in the majority, about 80%, which led to shrinkage cracks. 2.2Divided by the time the cracks

(1)Cracks during construction Including plastic shrinkage cracks, settlement shrinkage cracking, drying shrinkage cracks, shrinkage cracks itself, the temperature cracks, the cracks were improper construction operations, the role of early frost, and some irregular cracks caused by cracks.

(2)Use of crack during Including the expansion of steel corrosion cracks generated, salt and acid erosion type liquid medium caused by cracks, the cracks caused by freezing and thawing, alkali aggregate reaction, and cracks caused by cyclic loading cumulative damage caused by cracks.

2.3Classification of fractured by cracks in the shape of the shape can be divided by: (1)Longitudinal cracks parallel to the bottom component, the distribution along tendons, mainly caused by the role of steel corrosion

(2)Transverse cracks perpendicular to the bottom component mainly by the loading, temperature effects caused

(3)Shear cracks due to displacement caused by vertical load or vibration (4)Diagonal cracks eight shaped or herringbone cracks, common in the wall of concrete beams, mainly due to the uneven foundation settlement, and thermal effects caused by

(5)X-shaped cracks common in the framework of beams, columns and walls on the ends, due to the impact effect, or moment loads caused by earthquake

(6)All kinds of irregular cracks such as repeated freezing and thawing, or fires caused by cracks

In addition, concrete mixing and transport time for long cracks due to mesh, square appears floor slab or plate surface radial cracks appear in the cross cracks and so on.

2.4 The development of the state divided by cracks

According to fracture the movement in which the state and development trends, can be divided into the following categories:

(1)Stable crack This crack does not affect the persistence of applications, including

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two types.One is in motion the process of self-healing of fractures could be common in a number of new water projects, this is because the crack of cement particles in the leakage of water further compounds the process, precipitate Ca (OH) 2 crystal and part of the Ca ( OH) 2 has dissolved in the water with CO2 carbonation reaction to form CaCO3 crystallization occurs, both the formation of cracks in the gel material will be glued closed, and thus stop the leakage, cracks to heal. The other is in a stable movement of the cracks, such as the periodic load generated by the cyclical expansion and closure of cracks.

(2)Unstable crack This will result in instability of crack extension, affecting the sustainable use of structures, should be considered part of its expansion, to take corresponding measures.

3. Causes of cracks in concrete and control measures

3.1 Shrinkage cracks Shrinkage cracks are caused by the humidity, it accounts for non-structural cracks in concrete in the main part. We know that concrete is a cement as the main cementing material to natural sand, stone aggregate mixing water, after casting molding, hardens and the formation of artificial stone.In the construction, in order to ensure its workability, often adding cement hydration than water needed for 4 to 5 times more water. More of these water to free state exists, and the gradual evaporation of the hardening process, resulting in the formation of large pores inside the concrete, voids or holes, resulting in volume shrinkage of concrete. In addition, the hardening process of concrete hydration and carbonation of concrete volume will lead to shrinkage. According to the experimental determination of the ultimate shrinkage of concrete is about 0104% ~ 0106%.Shows that shrinkage is the inherent physical properties of concrete, in general, the larger water-cement ratio, the higher the concrete strength, aggregate less, the higher the temperature, surface water loss is larger, the larger the value of its contract, the more easily shrinkage cracks. According to the formation of shrinkage cracks and formation mechanism of the time, works in the common shrinkage cracks are mainly plastic shrinkage cracks, settlement shrinkage cracking and drying shrinkage cracks in three categories, in addition to their contract (chemical shrinkage) cracks and carbonation shrinkage cracks.

3.1.1Plastic shrinkage cracks Plastic shrinkage cracks in concrete plastic stage, before the final set. The cause of this is concrete paste and quickly evaporating water flow to

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the surface, with the increase in water loss, capillary negative pressure generated by contraction of the concrete surface of the drastic volume shrinkage. Strength of concrete at a time has not yet formed, which resulted in cracking of the concrete surface.This multi-cracks in dry weather, hot and windy, the fracture shallow, intermediate width, both ends of the fine, of different lengths, and disconnected.

3.1.2 Settlement shrinkage cracking Settlement shrinkage cracks in concrete pouring about half an hour after the occurrence and hardening stops. The cause of this is occurring after the slurry in the Pouring uneven sink, sinking of coarse aggregate, cement grout float, when the settlement was inhibited (such as steel or embedded parts of the block) is due to shearing and cracking of the concrete. In addition, floating in the plasma layer formed on the surface will be a result of bleeding and cracking.This multi-cracks in the concrete surface, and pass along the long direction of the reinforcement, or the stirrups the distribution width of both ends of the narrow middle, is a common early cracks, especially in the pump construction is more common.

3.1.3 Drying shrinkage cracks Drying shrinkage cracks in the concrete curing only appeared after completion. Its formation was mainly due to the concrete to harden, the water evaporation caused by shrinkage of the concrete surface, when the shrinkage deformation of concrete by internal constraint, have a greater tensile stress to crack the concrete surface is pulled.Shrinkage cracks on the surface generally produces very shallow location, multi-component along the short direction of distribution, were parallel, linear, or mesh, can be severe throughout the member section.

3.1.4 Self-shrinkage cracks Shrinkage cracks itself has nothing to do with the outside humidity, but because of the hydration reaction of cement clinker in the process, the reaction resultant of the average density of smaller volume shrinkage caused by system (called chemical shrinkage) due. Mainly due to hydration products of free water into a part of it39;s specific volume reduced by 1 / 4 (ie 0125cm3Pg).Therefore, the chemical shrinkage of the size of the reduction depends on the chemical combination of cement hydration products in the amount of water.

3.1.5 Carbonation shrinkage cracking Carbonation carbonation shrinkage cracks are free ions generated by water evaporation, causing shrinkage in the slurry. Carbonation is atmospheric CO2 conditions in the water reacts with the hydration product of CaCO3, alumina,

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silica and water free state, this part of the volume shrinkage of concrete caused by water evaporation (known as carbonation shrinkage), and its essence is the carbonate of the cement corrosion.General alkalinity of cement hydration products and the higher the concentration of CO2 in air and moderate humidity (50%), the more prone to carbonation. Therefore, this crack propagation in alternating wet and dry environment, and dry or water saturated environment, there is not easy; and because the crack of carbide precipitation will form a gel product, stop the CO2 into, it usually only occurs on the surface.

Prevention of shrinkage cracks on the above can take the following measures:

(a) mixed with superplasticizer, pumping agent to minimize water consumption; construction, cutting should not be too fast, and the vibration compacting.

(b) For the prevention of early shrinkage cracking, in addition to strengthening the early conservation, the final setting of concrete should be conducted before the second wiping pressure, the material can be mixed with coagulant, and the appropriate use of high early strength and good water holding capacity of ordinary Portland cement; for the prevention of shrinkage cracks, can be appropriately extended curing time, the material should use fly ash in cement and other cement or shrinkage rate of small species.

(c) minimize the amount of cement, coarse aggregate content increases, and limestone as the coarse aggregate should be chosen because of its superior shrinkage cracking resistance andesite and sandstone; should strictly control the sand content of aggregate, sand ratio should not be too big, should have good aggregate grading.

(d) reduce their shrinkage cracking effective way is to use a low C3A content of cement, as C3A Portland cement clinker in the greatest chemical shrinkage reduction is a C2 S 3 times, C4AF of 5 times.

(e) to prevent the carbonation shrinkage cracks key is to reduce the resultant alkalinity, good for fresh concrete wet water conservation, and the use of which the concrete structure to stay as dry as other corrosive gases in the high CO2 environment to good anti-corrosion measures.

(f) pouring concrete trowel promptly after the straw with the wet or plastic film cover, the wind should be set up wind facility construction season.

3.2 Crack Crack is the concrete difference in temperature, or seasonal temperature changes and the formation of excessive

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In the concrete pouring process, the cement hydration reaction will release a lot of heat (generally 502J per gram of cement can release heat), so that the internal temperature of concrete at a certain age there temperature peak, then declined.Since the slow cooling inside the concrete surface, fast heat, will form in the temperature difference between inside and outside, for the coordination of the temperature deformation, the concrete surface will have a tensile stress (ie thermal stress), when after more than make the cracking of concrete tensile strength. Such cracks are mostly cross-cutting and deep, severely reducing the overall stiffness of the structure; usually a few months after the end of the construction. In addition, concrete curing period, if the invasion by the cold will cause cracks in the concrete surface, but the lighter, smaller and harmful. Control of temperature cracks start mainly from the lower temperature, can take the following preventive measures:

(a) the materials are advised to use fly ash or cement C3A and C3 S low-low-heat cement, to minimize the amount of cement can be mixed with superplasticizer; on the concrete, can be properly mixed with stones ; in the mixing water and aggregate were mixed and ice water cooling.

(b) During the construction, the construction process should be reasonable arrangements to improve the construction process, such as pouring a large volume of concrete, pipes laid in concrete or block cyclic thermal stratification placement; improve the structure of constraints, such as a long structure to be set temperature, joints or back strip, when poured on bedrock, to shop 50 ~ 100 mm sand to remove the embedded solid role.

(c) in the design, calculation of thermal stress is mainly good, according to temperature stress may have taken the appropriate structural measures, such as proper temperature reinforced configuration, shared concrete temperature stress.

(d) In addition, still need to strengthen the concrete curing, good surface insulation measures (such as water conservation or covering wet straw, etc.), an appropriate extension of time for form removal to the slow cooling of the concrete surface; for the concrete, control of entry mold temperature, and for temperature tracking, control the temperature difference between inside and outside of concrete in less than 25 ℃.

3.3 Subsidence cracks Subsidence cracks is all part of the building after completion caused by differential settlement occurs, mostly cross-cutting, its location and settlement in the same direction. Eight-shaped wall buildings or herringbone cracks is a typical settlement

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cracks.Compacted backfill without treatment, formation of soft layer containing the building was in use during the ground water (rain, water, etc.) long-term immersion and other factors will cause uneven settlement of the building to crack. The foundation also works in the new construction, if not make the necessary measures (such as the set of retaining walls, diaphragm walls) to prevent soil or groundwater intrusion instability will undermine the foundations of the adjacent old building capacity, resulting in building subsidence cracking. In concrete construction, due to insufficient template rigidity, support spacing is too large, too early form removal and other factors, there will be settlement cracks.

Subsidence cracks are often severely affected structures, and endanger the durability of the structure, control measures to prevent its formation are:

(a) in the basic design to ensure the bearing capacity of the bearing layer of uniform strength and foundation, in the story and the different parts of the junction of old and new buildings set the settlement joint.

(b) In construction, the template should have sufficient strength and rigidity, and support reliable; Also, pay attention to the construction sequence, such as after the first high-rise low-rise, after the first of the main podium.

(c) Geological Survey of pre-construction work to do, as far as possible a good choice of the bearing layer, after the completion of the foundation to avoid being soaked in rainwater.

3.4 Other crack In addition to these cracks, the construction process in the structure will be various forms of construction cracks; in the structure will appear during use of different types of corrosion cracks.

(1) Construction of crack Construction is due to cracks in the construction of improper operation or component itself, not the stiffness of such factors.If PC project, improper tension will form a component due to strength or strength not been made insufficient cracking; template project, if the concrete form removal or bonding with the template template upgrade easily to concrete crack; hoisting project, because of lateral reinforcement component less stiffness of poor or incorrect lifting point on factors such as cracks. The key is to prevent such cracks in strict accordance with construction specifications, such as prestressed tension must be over 75% component intensity when, brushing between the template and concrete release agent, form removal, or sliding, the first uniform loose, and then slow detachment or upgrade.

(2) corrosion cracks Corrosion cracking is due to structure a long period caused by

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corrosive liquid environment, which includes the corrosion of concrete and its reinforcement corrosion. Such cracks are often caused by the concrete is not dense, they are usually associated with shrinkage cracks, joint action of temperature cracks, leading to crack expanding and eventually weaken the structure of durability.Control measures are mainly doing the concrete surface and reinforcing steel corrosion protection, cracks should be repaired in time. In addition, if the existing concrete aggregate base active ingredient, cement high MgO content (> 5%) or UEA expansive agent such as too much content, alkali aggregate reaction will occur, or because of the hydration reaction of MgO to produce expansion of the gel, resulting in concrete expansion cracks, formed mostly mesh or irregular cracks.Such cracks tend to occur several years after completion of the structure, because the chemical reaction is extremely slow. The key to prevention is to eliminate or reduce the concrete in the presence of such substances.

4. Treatment of crack Once the cracking of concrete structures should be identified on the basis of immediately take appropriate measures. At present, the commonly used methods of surface sealing repair, pressure grouting and filling blocking method.

4.1 Surface sealing Less than 012mm for the width of the micro-cracks can be polymers of cement paste, permeability of flexible sealant or waterproofing agent brushing on the crack surface, to restore its water resistance and durability. The construction method is simple, but only superficial cracks.

(1) process: the surface of the bristles and wash → embedding surface defect (available epoxy cement mortar or latex) → selection of coating compound.

(2) construction elements;

(a) As the coating is thin and should use strong adhesive material and not aging; (b) Cracks on the activities, should be greater flexibility in material elongation; (c) Tufu uniform, not a bubble.

4.2 Pressure Grouting Width and depth greater than 013mm for the larger cracks can be chemical grouting material (such as polyurethane, epoxy or cement slurry) injected by pressure grouting equipment to deep cracks in order to restore structural integrity, water resistance and durability.

(1) process: cutting grooves → laid slurry seal mouth → sealing → Check → →

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filling → preparation of slurry sealing → grouting quality control.

(2) Construction of main points:

(a) grouting materials should use strong adhesive resin can be irrigated with good material, usually used epoxy resin;

(b) For large crack width is greater than 2mm, cement-like material can be used for active cracks should adopt the diluted epoxy resin or polyurethane;

(c) chemical grouting pressure control in the 012 ~ 014MPa, pressure control of cement grouting in the 014 ~ 018MPa, increasing the pressure does not improve the filling rate, is not conducive to filling effect;

(d) after grouting, when grout without leakage when the initial setting before grouting remove mouth (boxes, tubes).

4.3 Complete blocking law Width greater than 015mm for the large cracks or cracks in steel corrosion can crack the concrete digged along the "U" type or "V" groove, and then filling them with repair materials to restore the water resistance, durability or part of the restoration of structural integrity .

(1) process: cutting grooves → primary treatment (decontamination of concrete, steel rust) → brushing binder (epoxy grout) → → workmanship surface repair material handling.

(2) Construction of main points:

(a) Filling them with materials to choose depending on the particular epoxy resin, epoxy mortar, polymer cement mortar, PVC, clay or asphalt ointment;

(b) For the corrosion cracks, the first completely rust on steel, and then cover rust paint. 5．Summary

Concrete Crack is a technical problem, long plagued engineering. In recent years, with high early strength cement is widely used as commercial concrete pumping vigorously promote the construction of the concrete strength grade increase, the emergence of mass concrete, to achieve results in the crack problem, while also more prominent, and even become Concrete quality focus.The present concrete shrinkage cracks are mainly caused by deformation and deformation temperature, control of these cracks in addition to the general construction in the design and construction take appropriate measures, also need researchers have developed as quickly as possible to reduce shrinkage and hydration heat of cement efficient materials, which will crack the problem reduced to minimum.

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混凝土裂缝成因和防治措施问题的研究探讨

摘要：目前混凝土裂缝问题倍受关注,本文在对混凝土裂缝进行分类的基础上,分析了不同裂缝的形成原因,并提出了裂缝防治的措施及处理方法。

关键词：混凝土裂缝 形成原因 防治措施 1. 引言

混凝土是目前用量最大的一种建筑材料,广泛应用于工业与民用建筑、农林与城市建设、水利与海港工程。然而,许多混凝土结构在建设与使用过程中出现了不同程度、不同形式的裂缝。这不仅影响建筑物的外观,更危及建筑物的正常使用和结构的耐久性。因此,裂缝问题倍受人们关注。近年来,随着预拌混凝土的大力推广应用以及结构形式日趋大型化、复杂化,使得这一问题变得更为突出。然而,混凝土结构的裂缝是一个相当普遍的现象,大量工程实践以及近代科学关于混凝土强度的细观研究都表明结构物的裂缝是不可避免的,它是材料的一种特性。因此,科学地对待裂缝问题是在对裂缝进行分类、研究的基础上,采取有效的措施,将裂缝的有害程度控制在允许的范围内。本文将就混凝土结构中常见裂缝的成因、控制措施以及修补方法作一些浅要分析。

2. 混凝土裂缝的分类

2.1 按裂缝的成因划分

根据混凝土裂缝产生的原因,可分为结构性裂缝与非结构性裂缝两大类。

(1) 结构性裂缝 由各种外荷载引起的裂缝,也称荷载裂缝。它包括由外荷载的直接应力引起的裂缝和在外荷载作用下结构次应力引起的裂缝。

(2) 非结构性裂缝 由各种变形变化引起的裂缝。它包括温差,干缩湿胀和不均匀沉降等因素引起的裂缝。这类裂缝是在结构的变形受到限制时引起的内应力造成的。从国内外的研究资料以及大量的工程实践看,非结构性裂缝在工程中占了绝大多数,约为80 % ,其中以收缩裂缝为主导 。

2.2 按裂缝产生的时间划分

(1) 施工期间出现的裂缝 包括塑性收缩裂缝、沉降收缩裂缝、干燥收缩裂缝、自身收缩裂缝、温度裂缝、施工操作不当出现的裂缝、早期冻胀作用引起的裂缝以及一

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些不规则裂缝。

(2) 使用期间出现的裂缝 包括钢筋锈蚀膨胀产生的裂缝、盐碱类介质及酸性侵蚀气液引起的裂缝、冻融循环造成的裂缝、碱骨料反应引起的裂缝以及循环动荷载作用下损伤累积引起的裂缝等。

2.3 按裂缝的形状划分裂缝按形状可分为:

（1）纵向裂缝 平行于构件底面,顺筋分布,主要由钢筋锈蚀作用引起: （2）横向裂缝 垂直于构件底面,主要由荷载作用、温差作用引起; （3）剪切裂缝 由于竖向荷载或震动位移引起;

（4）斜向裂缝 八字形或倒八字形裂缝,常见于墙体混凝土梁,主要因地基的不均匀沉降以及温差作用引起;

（5）X 形裂缝 常见于框架梁、柱的端头以及墙面上,由于瞬间的撞击作用或者地震荷载作用引起;

（6）各种不规则裂缝 如反复冻融或火灾等引起的裂缝。

此外,还有因混凝土拌和或运输时间过长引起的网状裂缝,现浇楼板四角出现的放射状裂缝或板面出现的十字形裂缝等等。

2.4 按裂缝的发展状态划分

(1) 稳定裂缝 这种裂缝不影响持久应用,包括两类。 一类是在运动过程中可以自愈合的裂缝,常见于一些新建的防水工程中,这是由于裂缝处水泥颗粒在渗漏过程中与水进一步化合,析出Ca (OH) 2 晶体且部分Ca (OH) 2 又与溶解在水中的CO2 发生碳化反应形成CaCO3 结晶,两者形成的凝胶物质将胶合裂缝封闭,从而渗漏停止,裂缝达到自愈。另一类是处于稳定运动中的裂缝,如在周期性荷载作用下产生的周期性扩展和闭合的裂缝。

(2) 不稳定裂缝 这种裂缝将产生不稳定性的扩展,影响结构物的持久使用,应视其扩展部位,采取相应的措施。

3．混凝土常见裂缝的成因与控制措施

3.1收缩裂缝

收缩裂缝是由湿度变化引起的,它占混凝土非结构性裂缝中的主要部分。我们知道,混凝土是以水泥为主要胶结材料,以天然砂、石为骨料加水拌合,经过浇筑成型、凝结硬化形成的人工石材。在施工中,为保证其和易性,往往加入比水泥水化作用所需的水分多

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4～5 倍的水。多出的这些水分以游离态形式存在,并在硬化过程中逐步蒸发,从而在混凝土内部形成大量毛细孔、空隙甚至孔洞,造成混凝土体积收缩。此外,混凝土硬化过程中水化作用和碳化作用也会引起混凝土体积收缩。根据有关试验测定,混凝土最终收缩量约为0104 %～0106 %。可见,收缩是混凝土固有的物理特性,一般来说,水灰比越大、水泥强度越高、骨料越少、环境温度越高、表面失水越大,则其收缩值越大,也越易产生收缩裂缝。根据收缩裂缝的形成机理与形成时间,工程中常见的收缩裂缝主要有塑性收缩裂缝、沉降收缩裂缝和干燥收缩裂缝三类,此外,还有自身收缩(化学减缩) 裂缝和碳化收缩裂缝。

3.1.1 塑性收缩裂缝 塑性收缩裂缝发生在混凝土塑性阶段,终凝之前。其形成原因是混凝土浆体中水分流向表面并迅速蒸发,随着失水的增加,毛细负压产生的收缩力使混凝土表面产生急剧的体积收缩。而此时混凝土尚未形成强度,从而致使混凝土表面开裂。这种裂缝多出现在干热与刮风天气中,裂缝较浅,中间宽、两端细,长短不一,且互不连贯。

3.1.2 沉降收缩裂缝 沉降收缩裂缝约在混凝土浇筑后半小时发生,并在硬化时停止。其形成原因是浆体在浇捣后发生不均匀沉落,粗骨料下沉,水泥净浆上浮,当沉降受抑制(如钢筋或预埋件的阻挡) 时使混凝土因剪切而开裂。此外在表面形成的浮浆层也会因泌水而开裂。这种裂缝多出现在混凝土表面,且沿主筋或箍筋通长方向分布,中间宽两端窄,是一种常见的早期裂缝,尤其在泵送施工中更常见。

3.1.3 干燥收缩裂缝 干燥收缩裂缝在混凝土养护完以后才出现。其形成原因主要是由于混凝土硬化后,水分蒸发引起混凝土表面干缩,当干缩变形受到混凝土内部约束时,产生较大的拉应力使混凝土表面被拉裂。干缩裂缝一般产生在表面很浅的位置,多沿构件短方向分布,呈平行线状或网状,严重时可贯穿整个构件截面。

3.1.4 自身收缩裂缝 自身收缩裂缝与外界湿度变化无关,而是由于水泥熟料在水化反应的过程中,反应后生成物的平均密度变小而引起体系的体积收缩(称为化学减缩) 所致。主要是由于自由水转化为水化产物的一部分,使它的比容降低1/ 4 (即0125cm3Pg) 。因此,化学减缩量的大小取决于水泥水化产物中化学结合水量的多少。

3.1.5 碳化收缩裂缝 碳化收缩裂缝是碳化作用所产生的游离态水蒸发,引起浆体的收缩所致。碳化作用是指大气中的CO2 在有水的条件下与水化产物作用生成CaCO3 、铝胶、硅胶以及游离态水,这部分水蒸发引起混凝土体积收缩(称为碳化收缩) ,其实质是碳酸对水泥石的腐蚀作用。一般水泥水化产物的碱度与空气中CO2 浓度越高且

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湿度适中(50 %左右) 时,越易发生碳化作用。因此,这种裂缝易出现在干湿交替的环境下,而干燥或水饱和环境下不易出现;且由于裂缝处析出的碳化产物将形成凝胶,阻止CO2 进入,故一般仅发生在表面。

对以上收缩裂缝的防治可采取以下措施:

(a) 掺加高效减水剂、泵送剂以尽量降低用水量;施工时,下料不宜过快,并振捣密实。

(b) 对于早期收缩裂缝的防治,除加强早期养护外,宜在混凝土终凝前进行二次抹压,在材料上可掺加促凝剂,且宜采用早期强度高、保水性好的普通硅酸盐水泥;对于干缩裂缝的防治,可以适当延长养护时间,材料上宜选用粉煤灰水泥或中低热水泥等干缩率小的品种。

(c) 尽可能降低水泥用量,增大粗骨料的含量,且宜选用石灰岩作为粗骨料,因为它对收缩的抗裂性优于安山岩和砂岩;应严格控制骨料的含泥量,砂率不宜过大,骨料应具有良好的级配。

(d) 降低自身收缩裂缝的有效方法是尽量使用C3A 含量低的水泥,因为硅酸盐水泥熟料中C3A 的化学减缩量最大,是C2 S 的3 倍,C4AF 的5 倍。

(e) 防止碳化收缩裂缝关键是降低生成物的碱度,对新浇混凝土做好湿水养护,而对使用当中的混凝土结构要尽量保持干燥,在CO2 等腐蚀性气体含量高的环境下要做好防腐措施。

(f) 混凝土浇筑抹光后要及时用潮湿的草垫或塑料薄膜覆盖,风季施工时应设挡风设施。

3.2 温度裂缝 温度裂缝是由于混凝土内外温差或季节气温变化过大而形成的。 在混凝土浇筑过程中,水泥水化反应将放出大量的热(一般每克水泥可放出502J 热量) ,使混凝土内部温度升高并在一定龄期出现温峰,之后下降。由于混凝土内部散热慢而表面散热快,必将在内外形成温差,为协调温度变形,混凝土表面将产生拉应力(即温度应力) ,当超过混凝土抗拉强度后将使之开裂。这种裂缝多为贯穿性的,且较深,严重降低结构的整体刚度;一般在施工结束几个月后出现。此外,在混凝土养护期间,若受到寒流的侵袭,也会在混凝土表面引起裂缝,但较浅,危害性也较小。控制温度裂缝的产生主要是从降低温差入手,可采取以下的防治措施:

(a) 在材料方面,宜采用粉煤灰水泥或C3A 和C3 S 含量低的低热水泥,尽量减少水泥用量,可掺加缓凝高效减水剂;对大体积混凝土,可适当掺入块石;在拌和水中掺冰屑并

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对骨料进行喷水冷却。

(b) 在施工方面,应合理安排施工工序,改进施工工艺,如浇筑大体积混凝土时,在混凝土中布设水管循环导热或分块分层浇筑;改善结构约束条件,如较长结构要设温度缝或后浇带,在基岩上浇筑时,要铺50～100 mm 砂层以消除其嵌固作用。

(c) 在设计方面,主要是做好温度应力计算,根据可能产生的温度应力采取相应的构造措施,如适当地配置温度钢筋,分担混凝土温度应力。

(d) 此外,尚需加强混凝土养护,做好表面保温措施(如蓄水养护或覆盖潮湿的草垫等) ,适当延 长拆模时间,以使混凝土表面缓慢散热;对于大体积混凝土,控制入模温度,并进行测温跟踪,控制混凝土内外温度差在25 ℃以内。

3.3 沉陷裂缝 沉陷裂缝是建筑物建成后各部分发生不均匀沉降而引起的,多为贯穿性的,其位置与沉陷方向一致。建筑物墙体的八字形或倒八字形的裂缝便是一种典型的沉陷裂缝。回填土未经夯实处理,地层中含有软弱下卧层,建筑物在使用过程中地基被水(雨水、生活用水等) 长期浸泡等原因都将引起建筑物的不均匀沉降,从而开裂。另外在新建工程的地基施工中,若不做好必要的措施(如设挡土墙、地下连续墙) 防止土坡失稳或地下水倒灌,会削弱相邻老建筑物的地基承载力,从而导致建筑物沉陷开裂。在混凝土施工中,因模板刚度不足、支撑间距过大、过早拆模等因素,也会出现沉陷裂缝。

沉陷裂缝往往严重影响建筑物的外观,并危及结构的耐久性,防止其产生的控制措施有:

(a) 在基础设计时确保持力层的承载力与地基的均匀受力,在层高不同的部位以及新老建筑物连接处设置沉降缝。

(b) 在施工中,模板要有足够的强度和刚度,并支撑可靠;另外,注意施工顺序,如先高层后低层,先主体后裙房。

(c) 施工前要做好地质勘测工作,尽量选择好的持力层,竣工后要避兔地基受到雨水等浸泡。

3.4 其他裂缝

除上述裂缝外,在结构的施工过程还会出现各种形式的施工裂缝;在结构使用过程中也会出现不同类型的腐蚀裂缝。

(1) 施工裂缝 施工裂缝是由于施工中操作不当或构件本身的刚度不够等因素引起的。如预应力工程中,张拉不当会使构件因尚末形成强度或强度不足而开裂;模板工程中,若混凝土与模板粘结则拆模或提升模板时易将混凝土拉裂;吊装工程中,会因构件

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侧向配筋少、刚度差或吊点不正确等因素而出现裂缝。防止这类裂缝的关键是严格按照施工规范进行,如预应力张拉须在构件强度达到75 %以上时进行,模板与混凝土间涂刷隔离剂,拆模或滑升时,先均匀松动,再缓慢拆离或提升。

(2) 腐蚀裂缝 腐蚀裂缝是由于结构长期处于腐蚀性气液的环境下引起的,它包括混凝土自身的腐蚀以及钢筋的锈蚀。这类裂缝往往是由于混凝土不密实所导致的,它们通常与干缩裂缝、温度裂缝等共同作用,导致裂缝不断扩展,最终削弱结构的耐久性。控制的措施主要是做好混凝土表面及钢筋的防腐处理,出现裂缝,应及时修补。此外,若混凝土骨料中存在碱活性成分、水泥中MgO含量过高( > 5 %) 或UEA 等膨胀剂掺量过多,则会因发生碱骨料反应或MgO 的水化反应,生成膨胀性的凝胶,造成混凝土膨胀开裂,形成的多为网状或不规则裂缝。此类裂缝往往在结构竣工几年后才出现,因为上述化学反应极为缓慢。防治的关键是消除或降低混凝土中此类物质的存在。

4. 裂缝的处理

混凝土结构一旦开裂应立即在鉴定的基础上采取相应的措施。目前,常用的修补方法有表面封闭法、压力灌浆法及填堵法。 4.1 表面封闭法

针对宽度小于012mm 的微裂缝,可将聚合物水泥膏、弹性密封胶或渗透性防水剂涂刷于裂缝表面,以恢复其防水性和耐久性。该法施工简单,但仅适用于浅裂缝。

(1) 工艺流程:表面刷毛并冲洗→嵌补表面缺损(可用环氧胶泥或乳胶水泥) →选材涂复。

(2) 施工要点:

(a)由于涂层较薄,应选用粘结力强且不宜老化的材料; (b)对活动裂缝,应采用延伸率较大的弹性材料; (c)涂复均匀,不得有气泡。 4.2 压力灌浆法

针对宽度大于013mm且深度较大的裂缝,可将化学灌浆材料(如聚氨酯、环氧树脂或水泥浆液) 通过压力灌浆设备注入到裂缝深处,以恢复结构整体性、防水性及耐久性。 (1) 工艺流程:凿槽→埋设浆嘴→封缝→密封检查→配制浆液→灌浆→封孔→灌浆质量检查。 (2) 施工要点:

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(a)灌浆材料宜选用粘结力强、可灌性好的树脂类材料,通常选用环氧树脂; (b)对于宽度大于2mm的特大裂缝可采用水泥类材料,对于活动性裂缝宜采用经稀释的环氧树脂或聚氨酯;

(c)化学灌浆压力控制在012～014MPa ,水泥浆灌浆压力控制在014～018MPa ,增大压力并不提高灌浆速度,也不利于灌浆效果;

(d)灌浆后,待浆液初凝而不外渗时,方可拆下灌浆嘴(盒、管) 。 4.3 填堵法

针对宽度大于015mm的宽大裂缝或钢筋锈蚀裂缝,可沿裂缝将混凝土凿成“U”型或“V”型槽,然后嵌填修补材料,以恢复防水性、耐久性或部 分恢复结构整体性。 (1) 工艺流程:凿槽→基层处理(混凝土去污、钢筋除锈) →涂刷结合剂(环氧树脂浆液) →嵌填修补材料→面层处理。 (2) 施工要点:

(a)嵌填材料可视具体情况选用环氧树脂、环氧砂浆、聚合物水泥砂浆、聚氯乙烯胶泥或沥青油膏;

(b)对于锈蚀裂缝,先对钢筋彻底除锈,再涂防锈涂料。

5.小 结

混凝土裂缝问题是项技术难题,长期困扰工程界。近年来,随着高早强型水泥的大量使用、商品混凝土泵送施工的大力推广、混凝土强度等级的提高、大体积混凝土的涌现,在取得成效的同时也使裂缝问题更为突出,甚至成为混凝土质量问题的焦点。而目前混凝土裂缝主要是收缩变形和温度变形所致,控制这些裂缝除了广大工程建设人员在设计与施工方面采取相应措施外,也需要科研人员尽快地研制出能减少水泥收缩和水化热的高效材料,从而将裂缝问题降低到最小限度。

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