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TB10092-2017 铁路桥涵混凝土结构设计规范

关于允许开裂的构件的裂缝宽度的限值，分析如下： 我国建设部钢筋混凝土结构设计规范耐久性专题组对国内典型地区的工程调查，长 期暴露试验研究与快速试验的结果得出的结论同欧洲一国际混凝土委员会编制的《开裂 和变形CEB手册》中所规定的裂缝宽度限值基本上是一致的。国内典型地区的工程调 查，长期暴露试验与快速试验的结果表明，在建筑工程中带裂缝的钢筋混凝土构件，在 裂缝处钢筋的锈蚀情况根据环境条件的不同，构件可归纳为三种不同的类型。 （1）第一类环境条件下构件中的钢筋锈蚀情况 第一类是坏境条件属于轻度级，即处于一般大气（不含侵蚀性气体）条件下的室内 （室内无直接或间接水源）带裂缝的钢筋混凝土构件，其裂缝宽度甚至大至几个毫米 钢筋上面基本上仍不出现锈蚀。桥梁修建在室外，且大都处于有水的地方，湿度较大 不宜按轻度环境考虑。 （3）第二类环境条件下构件中钢筋锈蚀情况 第二类是环境条件属于中等级，即处于一般大气条件下室外的钢筋混凝土构件（包 括室外钢筋混凝土的建筑物和构筑物）、室内有水源的钢筋混凝土构件（包括有直接水 源或间接水源，间接水源是指由其他地方通向室内的蒸气等）以及湿度较大，通风不良， 使构件裂缝处钢筋可能产生结露的室内钢筋混凝土构件。裂缝处的钢筋上都存在不同程 度的锈蚀。 对长期处于室外一般大气条件下，在贵州、济南、武汉、兰州等地存放了1~3年的 钢筋混凝土试件的破型结果表明： ①裂缝宽度与钢筋锈蚀之间近似成直线关系 裂缝宽度愈大，裂缝处钢筋锈蚀长度和面积也相应较大，锈坑深度也较深，近似成 直线关系。在一般情况下只要裂缝深度达到钢筋，则不论裂缝宽度大小，钢筋就要锈蚀 ②环境对钢筋锈蚀程度有比较明显的影响 兰州比较干燥（年平均相对湿度60%左右），裂缝处的钢筋上仅发现黄锈，只能 测出锈蚀长度，测不出锈蚀深度。济南湿度中等（年平均相对湿度70%左右），裂缝 处的钢筋上可测出锈蚀深度，当裂缝宽度为0.2mm时，2年的锈蚀深度T=0.04mm， 年平均锈蚀深度为0.02mm。贵州比较潮湿（年平均相对湿度80%左右），当裂缝宽度 为 0.2 mm 时，2 年的锈蚀深度为 0.08mm，年平均锈蚀深度为 0.04 mm。

值。欧美各国所取值一般（0.5~0.55）f。范围内（亦即R附近），而我国1961年桥规 规定值则接近甚至超过临界值（R），显然过高。所以适当降低预压应力，对保证梁体 纵向抗裂性能和运营质量是必要的

注：P.为试件极限荷载值。

但降低过多，则目前尚缺芝充分的生产实践和科学试验根据，同时还可能导致材料 为浪费、梁重的增加HG／T 2122-2020 釜用机械密封辅助装置.pdf，甚至还牵连到现有运输装吊设备能力的问题。因此，将预压应力 容许值适当降低0.7J（强度等级小于C50的混凝土）或0.75J（强度等级大于或等于 C50的混凝土），同时采取其他构造上和工艺上的措施以改善梁体的抗裂性，应当说还 是比较适宜的。对高强度等级混凝土和低强度等级混凝土取不同数值，主要是因为前者 化后者微裂发展的界限较高，如说明图7.4.4所示

说明图7.4.4混凝土的受压应力应变图

7.4.7Np是被看作外力的预应力钢筋所产生的轴向预压力。对于临近破环时受拉区钢筋中 的预压力，若其邻近混凝土的预压应力业已用尽，并且已经开裂，则不但不看作起破坏 作用的荷载，而且还可以考虑这部分钢筋和混凝土（或钢筋混凝土）构件共同承受预压 力Nβ等载荷的作用。但对后张法构件，其同时张拉的全部钢筋或分批张拉的最未一批 钢筋所产生的预压力，即使位于大偏心受压破坏时的受拉边，也应计在预压力Nβ之内 因为这时构件受拉边的变形并不引起这些钢筋中应力的变化，仅使张拉设备出现附加的 行程，它们完全如同外加荷载一样。 计算预压力Nβ时，钢筋中的预应力值除应扣掉在张拉过程中发生的预应力损失外 还应考虑临近破坏时由于构件受压区混凝土的变形而引起的钢筋中预应力的减少ps， p~fp。 对于后张法构件，同时张拉的全部钢筋或分批张拉的最后一批钢筋，构件变形并不 降低这些预应力钢筋的张拉控制应力，故不必计入，和ps。对于分批张拉时先张拉 的钢筋，则应考虑构件由于后张拉钢筋的压缩以及临近破坏时受压区混凝土的变形而使 先张拉钢筋的预应力值减少的影响。因为变形情况比较复杂，且难于准确计算，故采用 近似值：

临近破坏时沿构件长度的变形并不均匀，平均应变可能较小，故限制其值不得大于 300MPa。若构件截面沿长度方向有变化，还应乘以系数A／A2，A为较小截丽的面积， A,为较大截面的面积

（1）构件在预压力作用下按混凝土构件还是按钢筋混凝土构件检算应以第五章（钢 膀混凝土结构）中有关钢筋混凝土构件最小配筋率的规定为准， （2）1961年《预应力钢筋混凝土铁路桥梁结构设计暂行规范》规定，安装荷载时 的K=2，如预加应力阶段亦按K=2计算，则可得出

N, ≤0.5f.A

但1961年《预应力钢筋混疑土铁路桥梁结构设计智行规范》又规定，传力错固时 混凝土的容许应力为0.7。，而在构件上临时超张拉时则可提高到0.75f。。因此较之上 述强度检算时的容许值大40%～50%。显然，二者很不协调。可见，在检算预加应力阶 段构件强度及稳定时究竟采用多大安全系数，1961年《预应力钢筋混凝土铁路桥梁结构 设计暂行规范》是很不明确的 有些国外规范按极限状态计算时对预压力Np取超载系数1.1，材料的计算强度也相 应地提高10%。对于轴心受压混凝土构件，就相当于要求按破坏阶段计算的强度安全系 数不小于1.54。 对于钢筋混凝土构件，由于混凝土与钢筋的匀质系数不同，根据极限状态法计算的 结果推算相应破坏阶段计算的安全系数值，是随配筋率的大小而变动的，配筋率愈大相 应的安全系数值愈小。这就表明，钢筋混凝土构件在预加应力阶段强度安全系数肯定小 于1.54。 根据以上情况，本规范明确规定，预加应力阶段构件的强度安全系数不得小于1.6。 （3）关于预应力混凝土构件在预加应力阶段失稳的问题，许多试验和理论研究都 证明，对于先张法构件，布置在混凝土中的预应力钢筋沿全长均能起着侧向支承的作用， 因此，就不存在失稳的问题，在任何情况下?值均取为1。 对于后张法构件，由于构件变形将使预应力钢筋与其管壁间的接触点增加，所以其 失稳的可能性也不大。本规范为偏于安全计仍沿用1961年《预应力钢筋混凝土铁路桥 梁结构设计暂行规定》的规定，没有考虑构件变形可能使接触点增加的有利影响。构件 的纵向弯曲系数?则参照第5章的有关规定办理。 7.4.9在预加应力阶段，构件基本上都是承受偏心压力或者偏心压力与横向弯矩的共同作 用。 偏压构件的强度计算根据其破坏形态的不间，分为受拉破坏和受压破坏，应采用不 司的计算公式。受拉破坏（大偏心受压）计算公式的建立是假定破坏时受拉钢筋的应力 达到其计算强度，受压区混凝土的应力也能达到其抗压极限强度，并近似取混凝土压应 力的计算图形为矩形。在预加压力作用下，构件基本上是看作钢筋混凝土的或混凝土的 故近似地取x≤0.55h作为构件截面属于受拉破坏的限界，也就是大、小偏心的分界点

7.4.11在运送及安装阶段，由于支点或吊点位置的不同，应检算其预拉区的拉应力（例 如简支梁的上翼缘）和预压区的压应力（例如简支梁的下翼缘）。 但因上述两阶段时间较短．故容许限值可远当放宽，本规范分别规定为0.8f.和

7.5.1、7.5.2

1.我国原铁路桥梁规范要求：预应力管道表面与结构表面之间的保护层厚度，在结构 顶面和侧面均不应小于1倍管道直径，并不小于50mm；在结构底面不应小于60mm。 其管道间净距，当管道直径大于55mm时，不应小于管道外径。 2.日本设计规范要求（图7.5.2）：管道或管道群的垂直方向的保护层要大于40mm， 大于管道或管道群的水平尺寸；当混凝土能够充分捣实，且在预应力张拉时不会使管道 受到损伤的情况下，可以使管道接触布置，一般垂直方向最多3根，水平方向最多2根。 腹板及腹板与翼缘连接处保护层厚度不小于40mm，且大于等于管道或管道群的水平尺 寸，并大于等于管道或管道群垂直尺寸1/2。管道间的净距不小于粗骨料最大尺寸的4/3， 弯曲管道与管道群间的垂直净距不小于管道直径，

17.5.2日本最新铁路桥梁设计规范的构造

于40mm。 美国规范与我国上述规范的规定类似 4.欧洲规范的预应力筋构造规定为：混凝土保护层厚度不小于40mm，且不小于管 道直径；容许管道竖向接触布置（最多2根），管道间净距不小于0.8管道直径，且垂直 方向不小于40mm、水平方向不小于50mm。 7.5.3关于先张法结构进行强度检算时，预应力钢筋锚固长度的取值，1985年《桥规》 中未予规定，以往设计中近似按100d计算，该值是针对强度级别为1570MPa的钢绞线 确定，当采用强度级别为1860MPa的钢绞线时，根据国标（GB50010一—2002）的锚固 长度须增大至130d。 7.5.4梁端锚下设置的钢垫板厚度，同锚头形式、张拉吨位以及板的尺寸大小等有关。1961 年《预应力钢筋混凝土铁路桥梁设计暂行规范》规定钢垫板厚度不小于12mm，但多年 来铁路桥梁不论锚头形式、张拉吨位及板的尺寸大小如何，一般均采用厚度不小于16mm 的钢垫极。个别桥梁厂曾因料源问题采用过12mm的钢垫板，除发现钢垫饭产生局部变 形外，锚下裂纹也有所增长，故本规范规定，在锚下应设置厚度不小于16mm的钢垫板。 7.5.599桥规对于预应力钢筋的曲线半径原规定不太明确，05桥规与公路桥规规定 致。 1钢丝束、钢绞线束的钢丝等于或小于5mm时，不宜小于4m，仍等于、大于800 倍直径。钢丝直径大于5mm时，不宜小于6m，原Φ6的6×800=4.8m，Φ7的7×800=5.6m 取略大于800倍直径。 2预应力混凝土用螺纹钢筋的曲线半径原没有规定，现与公路桥规规定统一。规定 直径等于或小于25rmm时，不宜小于12m，直径大于25mm时，不宜小于15m。 7.5.8关于箍筋的直径问题，若以直径小于8mm的非预应力钢筋作为箍筋，则因其刚度 较差，必然会给梁体（特别是较高的梁）施工带来很多困难，如形成不了钢筋骨架，在 混凝土灌注和振捣时钢筋易变形。另外有些工厂为了加快施工速度，一般在台座外绑扎 钢筋骨架，然后整体吊到制梁台座上去，骨架太软就无法吊装。因此本规范规定非预应 力箍筋的直径不得小于8mm。 在梁端500mm范围翼缘内，由于锚下应力大且复杂，易形成裂纹，故对翼缘内的 封闭式或螺旋形箍筋要求也比较严，原桥规规定其间距为60～80mm，由于梁端腹板较

1钢丝束、钢绞线束的钢丝等于或小于5mm时，不宜小于4m，仍等于、大于800 倍直径。钢丝直径大于5mm时，不宜小于6m，原Φ6的6×800=4.8m，Φ7的7×800=5.6m， 取略大于800倍直径。 2预应力混凝土用螺纹钢筋的曲线半径原没有规定，现与公路桥规规定统一。规定 直径等于或小于25rnm时，不宜小于12m，直径大于25mm时，不宜小于15m。 7.5.8关于箍筋的直径问题，若以直径小于8mm的非预应力钢筋作为箍筋，则因其刚度 较差，必然会给梁体（特别是较高的梁）施工带来很多困难，如形成不了钢筋骨架，在 混凝土灌注和振捣时钢筋易变形。另外有些工厂为了加快施工速度，一般在台座外绑扎 钢筋骨架，然后整体吊到制梁台座上去，骨架太软就无法吊装。因此本规范规定非预应 力箍筋的直径不得小于8mm。 在梁端500mm范围翼缘内，由于锚下应力大且复杂，易形成裂纹，故对翼缘内的 封闭式或螺旋形箍筋要求也比较严，原桥规规定其间距为60～80mm，由于梁端腹板较

厚，翼缘较宽箍筋肢数比跨中增多，在梁底形成钢筋密排，加之此处有支座螺栓，支座 钢筋网，锚下钢板后面还有螺旋筋和钢筋网，各种钢筋纵横交错影响混凝土的灌筑，故 1999年《桥规》将此箍筋间距改为80～100mm。 7.5.9从提高耐久性出发，规定距结构表面最近的箍筋等普通钢筋的净保护层厚度不得 小于35mm。对于顶板有防水层及保护层的最外层钢筋其净保护层厚度不得小于 30mm。” 7.5.10在运营阶段设计荷载作用下的截面受拉边缘设置非预应力纵向钢筋的要求，主要 考虑预应力筋的重心离开混凝土边缘有一定的保护层，此部分混凝土变成纯混凝土，而 设置了纵向非预应力筋可与箍筋形成钢筋网，可限制来自各方向的变形。另外根据多年 设计经验总结和对实体梁的观测，对纵向非预应力钢筋的直径和间距作出了如条文中的 要求。 对允许出现拉应力和充许开裂的预应力混凝士构件，般均采用混合配筋，即预应力 钢筋和非预应力钢筋同时计算，非预应力钢筋的面积根据计算确定，非预应力钢筋的配 筋率不宣小于0.3%受拉区面积的规定，是参考了1987年加拿大文献制订的。 允许出现拉应力但不允许开裂和允许开裂的预应力混凝土构件一般宜采用混合配 筋；对充许开裂的预应力混凝土构件在使用两载作用下充许出现一定宽度的裂缝，充许 出现拉应力但不充许出现裂缝的构件出现的拉应力虽然不超过规定的拉应力限制，但由 于许多原因实际上仍有可能出现裂缝，因此要从配筋上采取一定措施来限制裂缝的出现 和开展，满足耐久性的要求。 瑞士H.Bachman教授认为，设计者应更多地注意非预应力钢筋的具体配置和构造细 节，用构造钢筋来控制裂缝，而把计算放在次要地位。国内很多研究报告也指出，在允 许出现拉应力和充许开裂的预应力混凝土构件中，非预应力钢筋配置合理能延缓和限制 裂缝的发展。此类预应力混凝土构件的预应力钢筋一般采用高强钢筋（钢丝），它们对 窝蚀很敏感。各国规范对此一般都有相应的规定。如日本（III类PC）设计施工指南规 定，非预应力钢筋水平处允许裂缝宽度为0.2mm，预应力钢筋水平处允许裂缝宽度仅为 0.1mm 此外，构件中配置非预应力钢筋，还可以提高承载能力，在施工阶段可以限制由于 收缩应力和温度应力等引起的变形和裂缝，在地震区，预应力混凝土结构由于配置了非 预应力钢筋，其延性和能量吸收能力可以提高。采用混合配筋的允许出现拉应力和允许

开裂的预应力混凝土结构，可以降低构件的纵向预压应力，从而避免沿钢丝束方向出现 的纵向裂缝，并可减少反拱度，改善结构使用性能。 美国的Naaman提出，预应力度入<1的预应力混凝土构件的必要和充分条件是用 预应力钢筋和非预应力钢筋混合配筋来承受荷载。些研究报告还指出，无粘结预应力混 凝土梁必须配置一定数量的非预应力钢筋。因此，规定预应力混凝土构件宜采用混合配 筋，非预应力钢筋宜布置在构件受拉边外侧，以增大预应力钢筋的保护层厚度。一旦出 现裂缝，可以自强度较低的非预应力钢筋控制缝宽度的扩展，以防止预应力钢筋遭受腐 蚀。 非预应力钢筋的配置般应根据计算确定，也可以根据构造要求选定。非预应力钢筋 所需面权A.与预应力度入有关。瑞士Bachman教授对100cm×30cm预应力混凝土板承 受弯矩为124kN·m的研究表明，非预应力钢筋与预应力钢筋的总用量（A.+A,）在预应 力度入=0.6时为最少（见说明图7.5.14）。

说明图7.5.142与（A,+A，）关系图

非预应力钢筋的配置应按预应力度入的变化来确定。当预应力度较高时，所需的非 预应力钢筋面积较少，非预应力钢筋的应力也较低。因此非预应力钢筋可选用直径较小 的钢筋，其间距可适当放宽，并布置在受拉区下边缘，以起到限制裂缝开展的作用。当 预应力度较低时，非预应力钢筋所需面积较多，般宜选用直径较大的钢筋。当预应力度 小于0.3时，非预应力钢筋数量超过了预应力钢筋数量，此时构件受力特性与普通钢筋 混凝土构件较为接近，因此选择非预应力钢筋的直径与间距时，可按钢筋混凝土构造的 规定采用。 7.5.12关于分块拼装的结构，块件之间的接缝形式，原来推荐采用环氧树脂砂浆接缝和 宽度不小于60mm的混凝土或砂浆湿接缝。根据近年来的工程实践经验，当采用环氧树 脂砂浆接缝时，如果施工质量控制不严，易产生缝隙，导致钢筋锈蚀，如果采用混凝土

湿接缝，则预留接缝宽度不宜小于300mm，一般采用500～600mm，以保证接缝混凝土 的质量。至于砂浆接缝，工程中很少采用。因此，本规范规定，采用环氧树脂砂浆接缝 时，应保证接缝处不得有潮气进入；采用混凝土湿接缝时，预留缝隙宽度不小于300mm， 不再推荐砂浆湿接缝。 根据西南铁路建设采用23.8m预应力混凝土横向分块串联梁的经验，若在施工工艺 中采取措施而使相邻块件表面平整，则环氧树脂砂浆接缝能保证块件密贴结合并防止潮 气浸入染体。 7.5.14近年来，多片式T梁的横向设计均采用桥面湿接连成整体的方案，对比以前T梁 联结横隔板的方案，横向刚度大幅提高，横隔板的作用减小，可适当减少横隔板的数 量，节省混凝土用量。本次规范修订对跨度32m梁采用4道横隔板方案进行动力仿真计 算，多片式T梁的横向刚度满足规范要求。本次规范修订，将横隔板间距的规定调整为 “不宜大于腹板厚度的60倍，并不大于12m”。 试验表明，列车提速后横向作用明显加大，横隔板不再仅仅承受竖向剪力，而且还 承受横向力及纵向力。根据既有桥梁加固的实践经验，梁端隔板对T梁横向刚度的提高 作用最大，试验表明，端隔板厚度在800mm～1000mm并采用横向预应力，梁体的振幅 和自振频率满足《桥检规》的要求，因此，本次规范修订，把端隔板的厚度规定为“不 应小于800mm”。 7.5.16锯齿板锚固区受力比较复杂，且承受较大的偏心力；预应力钢筋弯折处存在径向 力，应防止其引起表面混凝土崩裂。因此，设计应通过足够的构造钢筋将这些力传至相 应的顶、底板或腹扳。 7.5.17在支承处设置横隔板，可以提高梁的横向刚度，横隔扳须有足够的宽度，并不得 小于支座的纵向宽度，便于支座布置。在连续梁的中间支承处是弯矩和剪力均为最大的 截面，因此应力状态十分复杂，计算比较困难，所以必须与结构形式相适应，配置补助 钢筋予以加强。此外，在支承处压承受很大的支承反力，由此产生局部拉应力，也必须 配置补助钢筋

1主要考虑施工人员张拉、拆模以反养护人员检修用。 3同T形梁一样，为了尽量符合原设计的假定条件，必须在梁端设置刚性横隔板

在梁中间适当位置亦可设置横隔板 4荷载（或预应力）一般均通过顶板和底板与腹板的连接部分以剪力传递方式传给 腹板，最后由梁端经由支座传到桥墩台。所以在顶板和底板与腹板连接部分，必须配置 足够的钢筋以抵抗剪力， 5箱形梁为避免箱内积水，必须设置排水孔。 6为了箱梁内的检查和维修工作需要，在横隔板上要设置大小可以进人的洞口。 7.5.19防排水设施细节处理欠妥易造成混凝土桥梁的病害（含支座）。如泄水管水平设置 档诈墙外伸出3cm，常使水流向梁腹板面，影响美观，如水有盐分则破坏梁体。梁端横 句铁盖板漏水，水流向梁端及支座上，造成病害。所以本条规定：桥面及梁端应加强防 排水设施，泄水管直径不宜小于150mm（以往100m），泄水管宜向下设置，梁外侧桥 面板下宜设置通长的滴水槽。防水层与泄水管应密贴，防止在结合处漏水。 7.5.20以往对配构件不重视，比如U型螺栓被锈断，造成整个人行道支架坠落等，所以 本条规定U型螺栓宜采用渗锌处理，混凝土外露预理件应进行防腐处理。 /.5.21支座板的作用主要是固定支座的位置兼有分布应力的作用，其厚度建国以来一直 采用8mm。近期根据一些桥梁厂的建议改为12mm，但据反映预应力混凝土梁仍发生预 里支座板底与混凝土间有空响声，表明二者间不够密贴。有人认为系支座板太薄发生变 形所致，建议将预理支座板再加厚。本规范采纳了此意见，规定：“对板式橡胶支座垫 板厚度不宜小于25mm，其他支座不宜小于20mm。” 8.1.3铁路桥梁习惯上以跨度大小来选用支座类型。一般钢筋和预应力混凝土梁跨度小于 或等于6m的简支梁采用中、高级石棉板，跨度大于或等于8m小于20m的简支梁采用 板式橡胶支座，跨度20m及大于20m的，采用盆式橡胶支座，球面、柱面、双曲面钢 支座等；简支钢桁梁和钢板梁中，跨度小于10m都可采用平板支座。跨度在10至24m 者可采用弧形支座；跨度大于24m的应设置摇轴、辊轴、铰轴、盆式、球形支座等。 弧型支座、摇轴支座和辊轴支座由于支座结构和传力方式不合理，致使支座的转动 和滑动不灵活，对梁的变形产生约束，易造成支座螺栓被剪断，梁端开裂等病害，维护 工作量大，目前在新建铁路中已较少采用。德国DS804标准也规定，线接触摇动支座不 再允许作为新支座使用，故此应大力开发面接触的钢支座应用于铁路桥梁中。 晋通铁路以往板式橡胶支座用于跨度20m及20m以下有成熟经验，24m、32m的

也有采用，只是在提速铁路限位方面存在一定问题，目前逐渐被盆式橡胶支座替代。由 于盆式橡胶支座存在橡胶老化耐久性问题，根据近年来支座的发展，普通铁路桥梁以钢 支座，如球形、柱面、双曲面钢支座取代橡胶支座将是支座发展的必然趋势。 高速铁路常用跨度桥梁支座一开始基本上采用了盆式橡胶支座，通过试验列车检 验，使用情况正常，但橡胶支座的使用年限问题成为一个主要的遗留问题，据有关方面 的资料介绍，铁路盆式橡胶支座的使用年限为30年，而30年后在运输繁忙的干线上更 换支座将成为技术难题。高速铁路桥梁结构设计年限为100年，相应采用的桥梁支座在 简单维护的条件下应能满足100年的使用年限要求，若均采用橡胶支座，在100年设计 年限内需要几次大面积更换支座，这对于全封闭、全立交条件下，桥梁数量庞大的高速 铁路而言显然是非常困难的。鉴于以上分析，对于高速铁路桥梁来说，对使用年限长， 少维护及便于维护的钢支座是非常需要的 我国高速铁路建设初期钢支座一般在钢梁桥上和大跨度桥梁上使用。球形支座是钢 支座的一种，于20世纪70年代初在国外发展起来，以使用寿命长、承载力大、转动灵 活、可适应桥梁梁端大转角和大位移等优点在高速铁路连续梁桥和其它大跨度梁桥中得 到广泛应用。近年来尤其是规模化批量生产后常用跨度球形钢支座造价与盆式橡胶支座 几无相差，其应用优势远远高于盆式橡胶支座，社会、经济效果明显。 盆式橡胶支座及钢支座的竖向承载力及总位移量系根据2005规范及《铁路桥梁盆 式橡胶支座》（TB/T2331）、《铁路桥梁球型钢支座》（TB/T3320）中数值作了个别修改 确定的。 铸钢支座计算及构造要求可参照以下规定执行。 一、铸钢支座应按下列规定计算： 1活动支座应能自由地纵向移动，其可移动的距离应不小于各种荷载组合作用下 所产生的变形。活动支座应考虑由于列车活载（包括动力系数）和温度变化或地震引起 的纵向位移后的偏心影响。其理由如下： 活动支座为了使荷载发展后仍能正常工作，因此在计算纵向位移时，活载应按容许 应力提高20%后或相应的检定载重下的活载计算。对于简支梁，该活载的换算匀布荷载 可按三角形影响线顶点位置在跨中处计算；对于连续梁，则应根据每个活动支座可能产 生的绝对最大水平位移包括伸长及缩短）分别计算

温度变化幅度应根据当地情况确定。 在削边辊轴的活动支座中，布置辊轴时，应考虑活动支座在产生极限水平位移时， 各辊轴之间仍能保持不小于15mm的空隙，以便于养护。若设辊轴中心间距为x，辊轴 宽度为b，辊轴最大转角为α，则：

x=(b+15)/cosα

若活动支座由中心位置（辊轴中心线铅垂时）向两侧的极限位移量各为△／2时 辊轴为最大转角：

式中R一一辊轴半径； 一一活动支座绝对最大水平位移量。 确定辊轴宽度时，应考虑辊轴的弧长，除能满足移动量的需要外，两侧还应各留有 当辊轴半径较大时，还宜适当放大。 另外，辊轴宽度b还应满足第7.4.4条规定的宽度和直径的比例关系。 为了使活动支座两侧位移量相等，需定出活动支座下摆中心线与底板中心线相重合 的温度t（以℃计，下同）。 在连续梁中： 若当地最高气温为t高，当地最低气温为t低，计算的活动支座由于活载产生的最 大伸长量为△伸（+），计算的活动支座由于活载产生的最大缩短量为△缩（一）（梁就 位后增减的恒载应并入活载中考虑），则

△伸△ +高+t低）

中△伸、△缩、t高、t低均应计入符号（t高、t低在0℃以上为（+），0℃以下 ）；L为活动支座的温度跨度，即计算的活动支座至固定支座的间距。 摆中心线与底板中心线互相重合的温度t确定后，则落梁时下摆与底板的相对 扁移量可按下式定出：

当α为正值时，表示偏移量在远离固定支座的一侧，当α为负值时，偏移量在靠近 固定支座的一侧（偏移量以底板中心线为原点）。 在简支梁中： 2固定支座应能承受按第8.3.2条计算的荷载。 3弧形支座的上座板、底板，摇轴支座的上、下摆均应计算内力，并假定荷载沿 支承面积为均匀分布。 4支座与梁的联接，支座与墩台的联接所用锚栓均应按纵向水平力减去接触面的 摩擦力计算。 5支座用销钉应根据各种荷载组合作用产生的水平力进行计算。

式中N 支座设计竖向反力（MN）； n辊轴数目; 1辊轴长度（m); （J，）一一径向受压容许应力（MN/m），应按表8.2.2采用， 摇轴支座柱形铰的挤压应按下式计算

二、构造要求： 为使荷载反力均匀分布于支承垫石上，支座顺桥方向及横桥方向从铰平面起至支承 垫石顶，反力的传布角度均不宜大于45°，同时活动支座底板厚不宜小于： 平板支座一一采用热轧钢板时为20mm； 弧形支座一一支承中心处为40mm： 摇轴支座40mm。 活动支座底板下支承面的计算有效尺寸：顺桥方向：弧形及摇轴支座不应大于底板厚度 的4倍；辊轴支座不应大于两排最边辊轴中距加上板厚的4倍。横桥方向，任何支座均不应 大于底板顶面压力接触线长度加上板厚的2倍。 平板滑动支座顺桥方向长度不得大于底板的厚度的4倍加200mm。 活动支座削边辊轴的宽度与其直径之比，可采用0.5。

摇轴的构造当采用顶面为铰或圆柱面支承时，应使上下弧面圆心重合。摇轴的宽高 比不宜小于0.7。 铸钢制成的支座中，铸件各部分厚度不应小于30mm。 释义如下： 为了使支座具有充分的刚性，使力较均匀地分布于支承垫石。因此，规范参照国内 外实践经验，对支座做了一些构造上的规定。 摇轴支座式样一般有如说明图8.1.3所示的那两种，说明图8.1.3（a）所示的摇轴支 座的顶面采用铰或圆柱面支承，因此上下圆弧面转动中心可以重合，这种式样的摇轴支 座，水平移动是依靠铰或圆柱的转动及摇轴的滚动来完成，移动的轨迹顺滑，摩阻力小， 支座顶面能始终保持在一个高程，但这种支座加工比较复杂。说明图8.1.3（b）所示的 支座上摆直接搁置在摇轴上，上下弧面均为与平板自由接触的线支承，因此上下圆弧的 半径基本相同，若要求上下国弧圆心重合，这就相当于单辊轴支承，但又由于希望压缩 支座高度，一般将上下圆弧面的圆心错开，致使其转动中心不能重合，这样在水平移动 时，依靠摇轴的滚动与滑动相结合来完成，故摩阻力远较说明图8.1.3（a）所示的形式 为大。同时还导致支座顶面高程会有微小的变动。由于每滑动一次都需克服摩阻力后才 能实现，因此水平移动成为跳跃式的不连续移动，当反力较大时，使用单位反映这种支 座有较大的声响发生，这将加快摇轴弧面的磨损而影响其使用寿命。但由于它制造方便 高度较低，因此还被采用在铁路桥上

a）摇轴支座的顶面采用铰或圆柱面支承

（b）支座上摆直接搁置在摇轴上，上下弧面线支承

1.7由于无缝线路的采用，板式橡胶支座可不分固定与活动的规定已不适用，不然 的附加应力太高，固定支座含纵向固定横向活动的支座，活动支座含纵向活动及多 动支座。采用板式橡胶支座时也应设置固定支座和活动支座。 在实际工程中有时会出现固定支座不在线路的同一侧，这样会对运营时钢轨线型 不利影响，与基本规范相一致规定了线路同一侧的支座约束条件宜相同。 18一由王无络线路的平用支座设计必须 改纵向水平力的作用纵向力

受剪弹性模量G的平均值为1.088MPa，所以采用G=1.1MPa。此外，试验表明水平力H 的作用方向（即顺桥向或横桥向）对橡胶支座的受剪弹性模量没有影响。同一支座在不 司的正应力作用下，实测的受剪弹性模量G大致相同。国外的试验结果也认为受剪弹性 模量与正应力大小关系不大。当为其他硬度时，G值尚应乘以影响系数β2。 试验证明橡胶支座的受剪弹性模量与加载速度有关，随加载速度的快慢，支座所产 生的剪切变形各异。铁路桥梁承受比较大的水平制动力，由机车制动力所引起的橡胶支 座的剪切变形发生于极短暂的一瞬间。为此，进行了快速加载对剪切变形影响的试验研 究，以弄清用快速瞬时加载法测定的支座受剪弹性模量与用常规试验方法所测得的模量 之间的关系。试验采用了两种方法：快速加载法与变速加载法。根据这两种方法的试验 结果表明，快速加载法对橡胶支座受剪弹性模量的影响系数=1.5。两种方法的实测结 果基本上一致。这一数值与UIC规范的G,~2G（即相当于=20）相比是偏低的。在由 于温度变化、梁体混凝土收缩与徐变引起的支座剪切变形计算中，G值即可采用 1.1MPa，在计算由制动力所产生的支座剪切变形时，G值则应乘以快速加载影响系数 .5。 8.2.9本条参照《铁路桥梁盆式橡胶支座》及《铁路桥梁球型钢支座》规定制定。 30MPa的使用应力是目前欧洲国家普通采用的。我国支座加工质量提高很快，橡胶 疏化技术日趋成熟，设计容许应力由25MPa提高到30MPa，可以保证橡胶性能质量可 靠。1997年铁科院承接高速铁路桥梁盆式橡胶支座的科研任务，支座承压橡胶板的容许 应力已使用30MPa，设计完成了京沪高速铁路JHPZ系列盆式橡胶支座，科研项目铁道 部科技司已予评审。铁四院设计的CKPZ支座设计的橡胶使用应力已达到了33~ 35MPa，远高于30MPa，部经规院和科技司在审查设计图和科研成果时均通过。CKPZ 支座已在武广、广深港客运专线等工程中应用。 8.3.1活动支座的相对移动部件之间，要它完全不产生摩阻力是很困难的，因此，活动支 座必然会承受一部分纵向水平力。 活动支座传递纵向水平力的大小，与支座的摩擦系数和支承反力的大小有关，规范 规定的各种活动支座类型的摩擦系数表示活动支座在使用过程中有可能出现的情况，并 不是一个一定会出现的情况。但为安全计，因此对固定支座仍规定按承受全部纵向水平

力考虑。 采用平板支座及弧形支座的活动支座，其摩擦系数较大，有可能全部纵向水平力， 小于活动支座的摩阻力。此时，固定支座有可能受到活动端摩阻力大小相同的纵向水平 力。因此，规定固定支座需承受全部纵向水平力，并不得小于活动端的摩阻力。 活动支座能传递纵向水平力是由于摩阻力的存在，因此它所能传递的纵向水平力当 然不应大于摩阻力，所以规范规定活动支座纵向水平力按该支座的最大摩阻力取用。活 动支座的摩擦系数采用弧形支座时为0.1~0.2，辊轴（摇轴）支座为0.05 8.3.3板式橡胶支座应满足4个要求： （1）根据橡胶支座的抗压允许应力值8MPa12MPa确定橡胶支座平面尺寸。并为 保证橡胶支座与梁体和支承垫石之间，在运营使用过程中不产生任何滑移，规定支座的 最小压应力min≥2MPa （2）限制橡胶支座厚度，以保证支座的稳定。 （3）限制支座的转角保证支座不脱空。 桥梁在外荷载作用下产生弯曲，支座必须能适应梁体因弯曲而产生的梁端转动。板 式橡胶支座在梁体端部可能出现的最大转角情况下，能否满足设计要求的必要条件是： 转动后支座最外边缘不得产生局部“脱空”现象。板式橡胶支座最大容许转角的计算公式 是根据对支座转角与其边缘的竖向变形间关系的试验研究基础上提出的。一般在计算橡 胶支座转角时，往往将支座假设成理想的弹性体，认为由于转动，支座“脱空”的临界状 态是：其竖向回弹变形值必等于支座受压时所产生的总压缩量。换言之，如果竖向回弹 变形值大于其总压缩量，支座边缘必将出现“脱空”现象。但从支座转动试验结果看来并 非如此，边缘竖向回弹值与支座总压缩量之比都超出上述假设。这一现象可用橡胶支座 转动变形特性来解释。当支座转动时，其一侧的橡胶被压缩，而另一侧则逐渐抬起。随 转角的增加，支座各层间的橡胶将从压力大的区域逐渐向压力小的地方转移。如盆式橡 胶支座内的橡胶，承受偏压后，在密闭盆内从压力高处被挤向压力低处。只不过板式橡 胶支座中间橡胶片的这种转移因受其上下加劲钢板的约束影响，只能进行转移到一定程 度。 28 3 如将上述转角公式改写成tanα= 与UIC的转角公式改写成tanα= 后，两

20 3 如将上述转角公式改写成tanα： 与UIC的转角公式改写成tanα 后， α / 2 α / 2

检算在使用年限中聚四氟乙烯板的磨耗情况。对于某些支座位移较大的桥梁，可考虑采 用耐磨耗性能较佳的填充聚四氟乙烯滑板，其配方以“15%玻璃纤维+5%石墨+80%聚四 氟乙烯”为佳。此时支座的使用应力应接近36MPa（填充四氟的抗压容许应力），设计摩 擦系数为0.075，线摩耗率按0.06mm/km计算。 钢盆盆环应力由拉密公式计算，设计时取与橡胶等厚的钢环计算最大环向拉应力， 这是偏于安全的。因为实际结构上钢盆盆底对盆环有约束作用，同时，经过有限单元应 力分析，由于钢盆盆底的变形会对盆环产生一定的预压应力，有利于减小盆环的拉应力。 设计时不考虑上述有利因素，直接按拉密公式计算最大环向拉应力，确定盆环壁厚。 钢盆盆环最大环向拉应力

式中R 钢盆外径（m）。 钢盆内径（m）。 h q 一一橡胶支座平均压应力。 h,H 一一橡胶板高度和钢盆盆环高度。 固定支座承受水平力时，应检算上支座盆凸与下支座钢盆盆环的接触应力，该接触 应力可用两个圆环接触的赫兹公式计算

式中P 单位盆凸高度上作用的水平力。P= h Fh 一 支座承受的水平力。 h 一上支座盆凸厚度， E. 4 钢的弹性模量。 d, 一下支座盆环内径。 d2 上支座盆凸外径。

总高h≤0.2a（a一支座短边长度）也即a≥5h，以往钢筋混凝土梁跨度从4m开始最小 边长曾用150mm，1991年以后不再制造普通钢筋混凝土梁，预应力混凝土梁跨度由8m 开始，最小边长a为200mm。 9.1.1由于顶桥多采用闭合的变截面框架结构，这种埋于土中的整体结构，局部发生问 题即影响整体，且不容易修复，因此混凝土应具有较高抗裂性和抗渗性，故宜采用强度 等级不低于C35。

载。 （2）顶力一一顶力系顶进桥涵的施工荷载，也是设计后背的依据。 9.1.3本条主要说明对于较长的框架式立交桥为了施工的安全与方便，宜分段预制，以 便采用顶拉法时减小后背。近年来由于顶进框架式立交桥的轴长越来越长，为节约工程 造价，便于施工，简化后背，节省顶柱，应优先考虑顶拉法施工，但必须注意接缝的处 理，要求接缝密不渗水。 9.2.1框架式立交桥结构的计算，一般来说比较复杂，鉴于目前有一些问题研究得还不 充分，计算手段还不完备，因此，在目前条件下框架式立交桥结构的设计一般多按平面 变形问题进行计算，在正交情况下，这样计算一般可以满足设计需要。在斜交情况下， 结构受力变形与正交情况差异较大，例如：钝角侧与锐角侧的弯矩不同，顶板最大弯矩 不在跨中而偏向钝角侧等，故斜交桥的计算应考虑斜交影响。关于活载的分布宽度为由 轨枕底两端向下分布。 9.2.2顶进桥涵的顶力，应根据顶进长度，土的性质，地下水情况，桥涵外形及施工方 法等因素确定。 顶力计算是修筑后背及配备顶铺的重要依据，而后背又是进行顶进桥涵的重要基 地，但当顶进桥涵完成后就要废弃。因此顶力计算应力求准确。后背的设计力简易而坚 固，往往后背的修筑是造成采用顶进法施工造价高的主要因素之一。 在顶进桥涵时，必须克服各方面的摩阻力以及端刃角切士阻力。这些摩擦力和阻力 的总和就是顶力。其计算图式如说明图9.2.2。

为两侧土与边墙间之摩阻力

摩阻系数并不单纯反映桥涵在顶入过程中与土体表面的摩擦情况，而是一个综合 值。 在顶进过程中，如土与混凝土表面的附着力大于土内部的抗剪强度时，土受剪而破 坏，对于覆士较薄的情况，容易出现顶面土随同桥身顶进而移动的现象。此外，桥涵在 顶进过程中并非直线运动，由此产生的分力也增加了阻力。 顶力计算的公式为

P = K[N,u, +(N, + N2)μ, + 2Eμ, + RA

式中P一最大顶力（kN）。 N一一桥涵顶上荷重（包括线路加固材料重量）（kN）。 μ一—桥涵顶与顶上荷重间的摩阻系数，视桥涵顶面润滑处理方法经试验而定，当 无试验资料时，桥顶上涂石蜡，可为0.17～0.34，当桥顶上涂滑石粉时为0.30；当桥顶 上涂机泊调制的滑石粉浆时为0.20，但此数值又和铁路加固方法有关，当采用工字梁作 横梁时其系数还可降低，采用为0.10。 N2一 桥涵自重（kN）。 μ2——桥涵底板与基底土间的综合摩阻系数，视基底土性质经试验而定，当无试验 资料时，一般砂质黏土和砾石可采用0.7~0.8 E 侧土压力（kN)。 一侧面的摩阻系数，视士的性质经试验确定，如无试验资料可取用0.7~0.8

资料时可采用：砂黏土为500~550kPa；卵石土为1500~1700kPa。 A一钢刃角正面面积（m²） K一一系数，一般采用1.2。 实践表面，在决定顶力值的诸因素中，顶桥自重是主要因素，因此顶力公式可简化 为

根据各地顶桥的实测资料统计，综合摩阻系数儿在0.8~1.8之间，其中60%在1.2~1.5 之间，见说明表9.2.2 9.2.3顶桥应按最大顶力进行下列检算： （1）顶进部位的局部压力。为避免结构局部受压过大而损坏，需对千斤顶的施力 点进行局部承压应力的检算。过去采用过的千斤顶多为2000kN、3000kN、5000kN，相 应的压应力为48.3MPa（顶端的直径为230mm）、61MPa（端直径为280mm）、70MPa （顶端直径300mm）。为满足一般局部承压的要求，通常的作法是将钢筋混凝土顶桥底 板施力点处（即千斤顶的顶块与顶桥底之接触处），布置一块厚度15~20mm的钢板，使 顶力均匀地分布在顶桥底板上。 （2）中墙及侧墙根部剪应力。因顶桥之施力点多布置在底板处，在顶进过程中顶 力将通过底板、中墙、侧墙、中平台传至路基，这时中墙及侧墙根部所承受的剪应力最 大，应检算结构的强度和稳定性。 （3）顶进就位地基承载力。顶桥多为静不定结构，当地基承载力不足时，可能弓 起不均匀下沉而产生附加应力，因此必须探明地质确定地基的承载力。 （4）当斜桥正顶时还应检算抗扭问题。 9.2.4因为顶进桥涵多在稳定和多年压实的旧路基中进行，为近似计算，其竖向压 力可按土柱重计算。

9.2.3顶桥应按最大顶力进行下列检算：

DB34／T 3267-2018 公路养护工程设计文件编制规范说明表9.2.2顶桥实测统计表项目顶桥宽、高（m）土质枕木底下石碓设计顶力配置千斤顶实测项力（kN)顶桥自重摩擦系数及土厚（cm)(kN)(台/kN)起动最大(kN)起动最大东边箱5.8×4.16黏塑砂黏土901064012/20005420641044401.221.44西边箱5.8×4.16黏塑砂黏土901064012/20005420641044401.221.44南路东大箱8×5.95黏塑砂黏土90248004/200010/300088851726682601.082.09口西大箱8×5.95黏塑砂黏土902480010/300085501400082601.041.69中箱5×4.36黏塑砂黏土250108007/30002470789019401.274.06曹庄12×6黏塑砂黏土24 108009793634082301.190.771 新开路21.6×5.8黏塑砂黏土24210001339017443140000.96 1.2541412×6黏塑砂黏土45210001316015130190000.69 0.80 南侧21.6×5.8黏塑砂黏土30260007/3000塘14/20001316015130190000.690.80 沽北侧21.6×5.8黏塑砂黏土 50220006/300015/20001582015110180000.880.84京周117×6.6砂夹卵石353000022/2000994023910187000.53 1.28京周217×6.6砂夹卵石353000022/2000912025140187000.491.34京周317×6.6砂夹卵石353000020/20002/3000818426400151500.541.74石家庄27.4×6.75砂黏土3010000018/50004/30003744043000520000.720.83保定27.4×6.75黏塑砂黏土301400023200191800.73 1.22广渠门35.75×0.65黏塑砂黏土352780030/20002091032600250000.831.31西大望黏塑砂黏土356500044/20003215048700203

9.3.1顶桥多采用钢筋混凝土箱形框架结构，一次灌筑的混凝土量较大，一般底板与中 墙、边墙分两阶段施工。混凝土的收缩应力较大，据调查已建成的顶桥结构，大部分发 生程度不同的中墙、边墙裂缝。而此裂缝绝大部分是在拆模时发现的，有些是在拆模后， 养护时发现的。裂缝的部位多数在中墙、边墙轴长方向的1/3处，形成环形裂缝，里外 裂通，其宽度约为0.3~0.5mm。裂缝的产生将会降低钢筋混凝土结构的耐久性，破坏结 构的整体性，招致渗漏和影响结构的外观，但裂缝产生的原因是多方面的而且是复杂的、 综合的，影响的因素也比较多。按实践经验，对于长厚大体积混凝土的施工，由于结构 底板与中墙边墙的分次施工所产生中墙边墙与底板的混凝土温度差、收缩差所形成之拉 应力，是造成裂缝的主要原因。故为防止结构中墙、边墙裂缝，应以降低混凝土内部温 度为主要措施。如“低温入模、中温养护”，控制混凝土的入模温度，使气温相差不太大 等。另据施工经验加密水平温度钢筋的配制，也可以减少旱期裂缝。据一些单位的实践 经验，一般中墙、边墙的纵向水平钢筋的配筋率达0.32%时裂缝就显著减少。因此纵向 水平筋建议按0.3%配置。此外加强纵向水平构造钢筋的原因还在于，结构一股是截取 单元（1m）进行汁算的，未考虑纵向弯矩、剪力的影响，加强水平构造筋对承受纵向弯 矩、剪力还是有一定作用的，特别是轴向长度较长时效果就会更显著。 由于隅角部分受力状态比较复杂，且可能产生扭矩，因此亦需作适当加强

（1）刃角一般由钢刃和混凝土刃角组成。其主要作用系切入土中，防止在顶进过 程中由于路基土体的塌方而影响行车安全。按以往经验对一般填土路堤，刃角斜度以60 内宜。当路堤为砂卵石筑成，且高度大于6m时，在顶进时为防止塌方，其切土土坡呈45 为宜，但为避免顶板悬挑过长，可采用锯齿形的构造，如说明图9.3.2一1所示。这样将 页桥分成上下两层，也便于挖土。

9.3.2—1锯齿形刃角

说明图9.3.2—1锯齿形刃角示意图

（2）为了使刃角部分受力明确，并省去顶桥前方补齐边墙的工序，有的采用了 式钢筋混凝土刃角，在顶进就位后即行拆除，如说明图9.3.2一2所示。其构造如下

①钢筋混凝土刃角可为预制或现灌，当为现灌时应使与边墙隔离（可在接缝处涂沥 青）以便拆卸。 ②接缝可用锚筋或钢板接头联结，以保证接缝强度及便利拆卸。 ③当钢筋混凝土刃角顶面伸出主体结构较长，必须铺设临时钢梁。为了减小钢梁跨 径，可在顶桥跨径中间设置临时撑架。 为了改善钢筋混凝土侧刃角的侧向受力情况，并防止由于土压力作用引起的侧向 变形，必要时可在侧刃角之间加横撑，也可用顶部临时钢梁作为横撑。 ③顶进过程中，在静载及活载侧向土压力作用下JTG／T 3334-2018 公路滑坡防治设计规范，钢筋混凝土刃角按嵌固在接缝处 的悬臂梁检算强度，悬臂梁的计算跨径，可沿刃角高度方向取几个断面进行计算比较 一般以靠近上部的断面内力较大。 9.3.3因为顶桥的净高较大，约为6~7m，这样开挖路基容易塌方，因此一般安设中刃角 及中平台，把全高分为两层，减少开挖高度，保证路基稳定。 中平台另一作用是便于挖士，可以在平台上挖土增加工作面。中平台可按施工垂直 荷载10kPa计算。中刃角、中平台和顶桥结构本身的联结可预理埋钢件联结，因施工完后 需拆除，故必须考虑拆除方便。中平台构造如说明图9.3.3