（高清版）JTGT 3365-05-2022 公路裝配式混凝土橋梁設計規(guī)范

中華人民共和國交通運輸部中華人民共和國行業(yè)推薦性標準JTGJTG/T3365-05－2022公路裝配式混凝土橋梁設計規(guī)范SpecificationsforDesignofHighwayPrecastCon2022-02-25發(fā)布2022-08-01實施中華人民共和國行業(yè)推薦性標準公路裝配式混凝土橋梁設計規(guī)范根據(jù)《交通運輸部關于下達2018年度公路工程行業(yè)標準制修訂項目計劃的結吸收了近年來我國公路裝配式混凝土橋梁設計方面的成熟經(jīng)驗和相關科研成），1 1 2 2 3 9 9 9 9 11 11 11 16 16 16 20 20 35 39 43 43 46 50 50 58 59 59 59 61 682 70 73 82 87122.1.1裝配式混凝土橋梁precastconcre2.1.2膠接縫epoxyjoint2.1.3砂漿填充接縫mortarjoint2.1.4現(xiàn)澆混凝土接縫cast-in-placeconcretejoint在金屬套筒的端部插入鋼筋并壓注水泥基灌2.1.6灌漿波紋鋼管連接rebarsplicingbygroutedcorrugateds混凝土預制構件預埋受力鋼筋插入另一構件的預埋波紋鋼將預制構件一端插入相接構件的預留孔內(nèi)，通過澆筑混凝土或壓注水2.1.8鋼筋插槽式連接groutedp將預制構件預埋受力鋼筋整體插入相接構件的預留孔內(nèi)部，通過澆筑32.1.10部分厚度預制橋面板partial-dep2.1.11剪彎比ratioofsheartobendi剪力與彎矩設計值之比，用于判斷節(jié)段拼裝受彎構件接縫截面Ec——混凝土的彈性模量；fcd、ftd——混凝土的軸心抗壓、抗拉強度設計值；fck、ftk——混凝土的軸心抗壓、抗拉強度標準值；fc、ft——施工階段混凝土的軸心抗壓、抗拉強度標準值；fcu,k——邊長為150mm的混凝土立方體抗壓強度標準值；fpd,e——體外預應力鋼筋的抗拉強度設計值；fpd,i——體內(nèi)預應力鋼筋的抗拉強度設計值；fpd,i——體內(nèi)預應力鋼筋的抗壓強度設計值；fsd、fs——普通鋼筋的抗拉、抗壓強度設計值；fsr,d——內(nèi)環(huán)鋼筋的抗拉強度設計值；fsu,d——U形鋼筋的抗拉強度設計值；fsv,d——箍筋的抗拉強度設計值；fsv,k——穿過可能剪切開裂面鋼筋或核心混凝土加強鋼筋的抗拉強度標準Md——彎矩設計值；Mspd,cc——圓形截面受壓構件全部縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋合力產(chǎn)生Mspd,cr——環(huán)形截面受壓構件全部縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋合力產(chǎn)生Mud——受彎或受壓構件截面抗彎承載力設計值；My——橋墩等效屈服彎矩；Nd——軸向壓力設計值；Nspd,c——受壓構件縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的合力設計值；4Nspd,cc——圓形截面受壓構件全部縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的合力設Nspd,cr——環(huán)形截面受壓構件全部縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的合力設Nspd,f——受彎構件縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的合力設計值在接縫截Nud——受壓構件的截面抗壓承載力設計T——豎向拉力的設計值；c——施工階段接縫截面邊緣混凝土的最大壓應力；cp——使用階段接縫位置混凝土的最大主壓應力；t——施工階段接縫截面邊緣混凝土的最大拉應力；p0,i——圓形或環(huán)形截面體內(nèi)預應力鋼筋合力點處混凝土正應力等于零時0,i——截面受壓區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋合力點處混凝土正應力等于零時體內(nèi)永存預加力下接縫截面邊緣混凝土的壓應力，或全部預應力鋼筋pc全部預應力鋼筋在截面受壓區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋合力點產(chǎn)生的預壓pcc,a——施工階段接縫截面的平均壓應力；5e,i——截面受壓區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋的永存應力；pu,e——體外預應力鋼筋的極限應力增量；st——作用頻遇組合下接縫截面邊緣混凝土的拉應力；tp——預加力和作用頻遇組合下接縫位置混凝土的主拉應力；——施工階段構件中心軸處接縫位置混凝土的主拉應c——剪壓區(qū)混凝土的剪應力設計值；——施工階段剪力鍵根部截面混凝土的剪應amin——T形截面剪壓區(qū)高度最小時壓力合力作用點至截面受壓邊緣的距b——矩形截面的寬度、帶翼板截面的肋板或腹板垂直于構件彎曲平面be——矩形截面的有效寬度、帶翼板截面的肋板或腹板沿厚度方向的有b——矩形截面的寬度或帶翼板截面受壓翼bt——矩形截面的寬度、帶翼板截面的肋板或腹板沿厚度方向的寬度，e——軸向壓力作用點至截面受拉側或受壓較小側的縱向連續(xù)普通鋼筋h0——截面受拉區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預應力鋼筋的合力點至截面hp,e——體外預應力鋼筋合力點至截面受壓邊緣的初hp,i——截面受拉區(qū)或受拉側體內(nèi)預應力鋼筋合力點至截面受壓邊緣的距6hspd,c——Nspd,c的作用點至截面受壓邊緣的距離；hspd,f——Nspd,f的作用點至截面受壓邊緣的距離；hw矩形截面的高度、帶翼板截面扣除上下翼板厚度的肋板凈高度或rrrrrxAcj——接縫的截面面積；Acv——可能開裂面的截面面積或U形鋼筋交錯重疊部分所圍核心混凝土A體外預應力鋼筋的截面面積，或圓形或環(huán)形截面全部體外預應力p,eApb,i、Apb,e——體內(nèi)、體外彎起Ap,i——截面受拉區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋的截面面積，或圓形或環(huán)形截面全部A,i——截面受壓區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋的截面面積；As——截面受拉區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋的截面面積，或圓形或環(huán)形截面全A——截面受壓區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋的截面面積；7AAsv——穿過可能剪切開裂面鋼筋的計算截面面積，或核心混凝土加強鋼筋的截面面積，或斜截面范圍內(nèi)配置在同一截面的箍筋各肢截面D——U形鋼筋雙肢軸線的間距；L——構件的計算跨徑；LL——接縫兩側相鄰U形鋼筋圓端頭連線與U形、i——體外、體內(nèi)彎起預應力鋼筋的合力與構件軸線的夾角，或體外、uksc——體外預應力鋼筋極限應力增量的修正系數(shù)：m——剪跨比；K——混凝土界面的極限剪切強度；P截面受拉區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的配筋率；ccEPEP tc圓形截面受拉縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預應力鋼筋的截面面積與tctr環(huán)形截面受拉縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預應力鋼筋的截面面積與trc——接縫對抗壓承載力的折減系數(shù)；c8——橋墩等效屈服曲率；——偏心受壓構件軸向壓力的偏心距增大系數(shù)；——預應力配筋形式的影響系數(shù)；——預應力孔道摩擦系數(shù)或混凝土界面的摩擦系數(shù)；——構件受拉區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預應力鋼筋占受拉區(qū)全部縱9橋梁預制構件分塊設計決定了構件尺寸、連接部位置等關鍵因素，對結構受力性能、整體承載力、工程造價都有一定影響。連接部是裝配式混凝土結構的薄弱環(huán)節(jié)，也是設計的關鍵點，主要設計理念為選用安全可靠的連接技術，通過合理的連接節(jié)點構造措施，將裝配式構件組合成一個整體，保證其與現(xiàn)澆混凝土結構具有基3.2.2預制構件在吊裝、運輸?shù)榷虝籂顩r下的施工驗算時，構件重力應乘以動力系3.3.2裝配式混凝土橋梁預制墩柱的拼接縫不宜設置于水位變動區(qū)3.3.3體外預應力體系的耐久性設計應滿足1體外預應力鋼筋根據(jù)環(huán)境條件可采用環(huán)氧涂層鋼絞線、無粘結鋼絞線或鋼絞2體外預應力鋼筋應便于檢查、維修，并應保證橋梁中部分或全部體外預應力011體外預應力鋼筋的常用防腐方法包括保護層防腐、套管防腐和采用單股無粘結鋼絞錨頭的防腐措施需要考慮索力是否可調(diào)以及錨具是否可更換等因素，多重防護措施3體外預應力鋼筋錨頭的防護應根據(jù)錨具類別確定適件的混凝土強度等級不應低于C40；濕接縫混凝土強度等級不應低于預制構件混凝4.1.3普通鋼筋采用灌漿套筒連接和灌漿波紋鋼管連接時，應采一根鋼筋的力傳遞至另一根鋼筋。全灌漿套筒一端為預制安裝端，另一端為現(xiàn)場拼裝端，套筒中間設置鋼筋限位擋板，套筒下端設置壓漿口，套筒上端設置出漿口。半灌漿套筒的鋼筋機械連接端為預制安裝端，另一端為現(xiàn)場拼裝端，套筒下端設置表4.2.2球墨鑄鐵灌漿連接套筒的材料性能項目材料抗拉強度Rm（MPa）斷后伸長率A（%）球化率硬度（HBW）珠光體含量性能指標QT500≥500≥7≥85170～230QT550≥550≥5≥85180～250QT600≥600≥3≥85190～270表4.2.3各類鋼灌漿套筒的材料性能項目材料屈服強度ReL（MPa）抗拉強度Rm（MPa）斷后伸長率A（%）性能指標45#圓鋼≥355≥600≥1645#圓管≥335≥590≥144.2.4鋼筋采用灌漿套筒連接后，連接接頭抗拉強度不應小于連接鋼筋抗拉強度標表4.2.4接頭的變形性能項目變形性能要求對中單向拉伸殘余變形（mm）u0≤0.10（灌漿套筒外徑d≤32）u0≤0.14（灌漿套筒外徑d＞32）最大力下總伸長率（%）Asgt≥6.0高應力反復拉壓殘余變形（mm）u20≤0.3大變形反復拉壓殘余變形（mm）u4≤0.3且u8≤0.6注：u0為接頭試件加載至0.6倍鋼筋屈服強度標準值并卸載后在規(guī)定標距內(nèi)的殘余變形；Asgt為接頭試件的最大力下總伸長率；u20為接頭試件按規(guī)定加載制度經(jīng)高應力反復拉壓20次后的殘余變形；u4為接頭試件按規(guī)定加載制度經(jīng)大變形反復拉壓4次后的殘余變形；u8為接頭試件按規(guī)定加載制度經(jīng)大變形反復拉壓8次后的殘余變形。考慮到塑性鉸區(qū)反復地震荷載下套筒內(nèi)鋼筋存在拔出的風險，載力和延性能力降低，因此灌漿套筒連接接頭要能經(jīng)受規(guī)定的高應力和大變形反復4.2.5用于灌漿波紋鋼管連接的波紋鋼管宜采用直縫電焊鋼管和無縫鋼管制作。鋼表4.2.6鋼筋連接用水泥基灌漿料的性能指標項目性能指標流動性（mm）初始≥32030min≥260抗壓強度（MPa）≥35≥6028d≥100豎向膨脹率（%）0.02~224h與3h差值0.02～0.428d自干燥收縮（%）≤0.045氯離子含量（%）≤0.03泌水率（%）0鋼筋連接用灌漿材料要具有高強、早強、和易性好、微膨脹等特性，灌表4.2.7灌漿波紋鋼管連接用水泥基灌漿料的性能指標項目性能指標流動性（mm）初始≥20030min≥150抗壓強度（MPa）≥35≥5528d≥80豎向膨脹率（%）≥0.0224h與3h差值0.02～0.5氯離子含量（%）≤0.06泌水率（%）0料性能指標參照現(xiàn)行《裝配式混凝土結構技術規(guī)程》（JGJ1）表4.2.8混凝土構件承插式連接用水泥基灌漿料的性能指標項目性能指標最大骨料粒徑（mm）≤4.75流動性（mm）初始≥34030min≥310抗壓強度（MPa）≥20≥4028d≥60豎向膨脹率（%）≥0.124h與3h差值0.02～0.5氯離子含量（%）≤0.1泌水率（%）0現(xiàn)行《水泥基灌漿材料應用技術規(guī)范》（GB/T50448）中預制鋼筋混凝土柱柱腳灌應不小于30MPa，28d抗壓強度不應小于60MPa，4.2.10當預制節(jié)段接縫采用環(huán)氧樹脂膠時，其膠體的主要性能應符合表4.2.10的表4.2.10環(huán)氧樹脂膠主要性能要求項目性能要求物理性能可施膠時間（min）≥20可粘結時間（min）≥60，且≤240在結構立面上無流掛現(xiàn)象的最大涂膠層厚度（mm）≥3壓縮彈性模量（MPa）瞬時≥8000≥6000剪切彈性模量（MPa）瞬時≥1500≥1200力學性能抗壓強度（低限溫度條件下固化速度）12h抗壓強度（MPa）≥4024h抗壓強度（MPa）≥607d抗壓強度（MPa）≥807d抗剪強度（低限溫度條件MPa）≥12鋼-鋼拉伸抗剪強度標準值（MPa）≥15混凝土與混凝土的拉彎黏結強度（MPa）斷裂破壞發(fā)生在混凝土化學性能耐濕熱老化性50℃溫度、95%相對濕度的環(huán)境條件下老化90d后，常溫條件下鋼-鋼拉伸抗剪強度降低率≤10%注：1本條文中所列指標均為膠體在適用2對寒冷地區(qū)使用的環(huán)氧樹脂膠，應滿足耐凍融4.2.11用于構件連接的活性粉末混凝土原材料和制備方法應符合現(xiàn)行《活性粉末511表5.1.1混凝土預制梁常用截面類型及標準跨徑拼裝方式截面類型標準跨徑（m）橫向分片拼裝式空心板π形梁I形梁箱形梁T形梁縱向分段拼裝式箱形梁5.1.3節(jié)段預制拼裝混凝土箱梁節(jié)段間的接縫可應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG3362）規(guī)定5.2.5預制空心板間采用鉸接時鉸槽深度不宜小于預制板高的2/3，板內(nèi)應預埋鉸5.2.6預制橋面板與預制主梁之間應采用預留連接鋼筋或焊釘連接件等構造有效U形鋼筋的交錯間距不應大于100mm，交錯長度不應小于240m圓弧段的彎曲半徑；U形鋼筋交錯所圍的核心混凝土內(nèi)應穿入不少于4根、直徑不U形鋼筋交錯布置現(xiàn)澆混凝土接縫屬于適合快速施工的窄縫構造，接縫混凝土需要較高的強度等級，否則將需要增大接縫寬度和鋼筋交錯長度，故本條規(guī)定接縫5.2.10節(jié)段預制拼裝混凝土箱梁bhb1b1bhb1b15.2.11節(jié)段預制拼裝混凝土箱梁的接縫界面，應均勻設置剪力鍵，剪力鍵宜按圖膠結縫圖5.2.11-1復合剪力鍵布置示意2剪力鍵應采用梯形或圓角梯形截面；剪力鍵的高度應大于混徑的2倍，不應小于35mm；剪力鍵的高度與其h1h1≥35mm及2倍最大集料粒徑a)膠結縫正面b)側面h1h1h1b1c)剪力鍵大樣圖5.2.11-2復合剪力鍵尺寸示意5.2.12節(jié)段預制拼裝混凝土箱梁預應力轉向塊的厚度應根據(jù)轉向塊類型和受力綜錨固齒塊和錨固橫梁的構造應符合現(xiàn)行《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計5.2.14正彎矩區(qū)的預制節(jié)段接縫兩側頂板與腹板結合區(qū)內(nèi)應設置固定于腹板的封腹板箍筋封閉箍筋腹板箍筋圖5.2.14-1正彎矩區(qū)接縫兩側箱梁頂板與腹板結合區(qū)加強鋼筋示意腹板箍筋封閉箍筋圖5.2.14-2負彎矩區(qū)接縫兩側箱梁底板與腹板結合區(qū)加強鋼筋示意頂板與底板主要承擔軸向力，剪力主要由腹板與頂、底加強鋼筋是為防止接縫開展后受壓區(qū)混凝土壓潰而失去剪力5.2.15預制節(jié)段端部應配置直徑不小于10mm的鋼筋網(wǎng)或?qū)⒏拱鍍蓚鹊目v向鋼筋5.2.16預制梁應通過設置頂板橫坡或底面楔形塊等方式適0225.3.1橫向分片預制混凝土梁和節(jié)段預制拼裝混凝土受彎構翼板有效寬度均應按現(xiàn)行《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG5.3.4節(jié)段預制拼裝混凝土構件接縫位置的正截面2截面承載力計算時，不計截面受拉區(qū)混凝凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JT5.3.6上部結構節(jié)段預制拼裝混凝土受壓構件的計算，應符合本規(guī)范第6.3~6.6節(jié)鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG5.4.3受彎構件接縫位置正截面抗彎承0MdfMud（5.4.3）式中：0——結構重要性系數(shù)，按現(xiàn)行《公路橋涵設計通用規(guī)范》（JTGD60）的Md——截面彎矩設計值（N·mm）；Mud——受彎構件的截面抗彎承載力設計值（N·mm按《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG3362）的相關規(guī)定計算。計算時，僅計入跨接縫的縱向鋼筋，體外預應力鋼筋的根據(jù)試驗得到的受彎構件接縫截面彎曲破壞形態(tài)，以破壞時的截面受力狀態(tài)建立平衡方程，導出承載力計算公式。同濟大學及國外的試驗結果表明，受彎構件的正截面破壞發(fā)生在接縫截面，破壞裂縫集中在接縫處，加之節(jié)段端面部位的混凝土強度通常低于其他部位，從而導致受壓區(qū)混凝土更早壓潰，使接縫截面的承載力和延性受到影響。因此，根據(jù)對比試驗的統(tǒng)計結果，環(huán)氧膠接縫和現(xiàn)澆混凝土接縫對pd,e=pe,ekscpu,epe,epd,e0.9fpd,e fsdAsfpd,iAp,ifsdAsfpd,iAp,ipe,eAp,e式中：pd,e——體外預應力鋼筋的極限應力設計值（MPa）；pe,e——體外預應力鋼筋的永存應力（MPa）；pu,e——體外預應力鋼筋的極限應力增量（MPa）；LL2——體外預應力鋼筋錨具之間的長度（mmfpd,e——體外預應力鋼筋的抗拉強度設計值（MPa）；——構件受拉區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預應力鋼筋占受拉區(qū)全部縱hp,e——體外預應力鋼筋合力點至截面受壓區(qū)邊緣的初始距離（mm應L——構件的計算跨徑（mmfsd——普通鋼筋的抗拉強度設計值（MPa）；fpd,i——體內(nèi)預應力鋼筋的抗拉強度設計值（MPa）；Ap,i——截面受拉區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋的截面面積（mm2的名義屈服強度，基本處于線彈性受力階段。體外預應力鋼筋極限應力設計值，需計入縱向普通鋼筋是否跨越接縫的影響，采用同濟大學混凝土橋梁研究室的系列試驗成果和經(jīng)過驗證的結構全過程非線性數(shù)值分析結果進行回歸分析，并按下包線給出本規(guī)范的簡化公式。試驗和配合進行的非線性數(shù)值模擬分析中均偏安全地考慮體外預應力鋼筋在轉向器的孔道內(nèi)可以滑動；極限應力設計值還對試驗加載方式與實際橋梁設計荷載作用方式之間的差異進行了修正，并且還考慮在構件達到極限受力狀態(tài)時體外預應力鋼筋應力與同時配置的體內(nèi)預應力鋼筋應力之間的量值協(xié)調(diào)。設5.4.5體外預應力鋼筋合力點至截面受壓區(qū)邊緣的極（5.4.5）式中：hpu,e——體外預應力鋼筋合力點至截面受壓計算連續(xù)受彎構件時取0.95；當計算截面處設置轉向或定位構造且體外預應力鋼筋除在錨固點和有定位構造的地方，都可能與構件發(fā)生橫向相對位置變化，體外預應力二次效應是指體外預應力鋼筋與構件相對位置變化而引起的體外預應力鋼筋至截面受壓區(qū)邊緣的極限距離，為鋼筋至截面受壓區(qū)邊緣的初始距表5.4.6體外預應力鋼筋合力偏移量轉向器和鋼筋種類合力偏移量（mm）集束式轉向器穿光面鋼絞線束0.45Rd集束式轉向器穿無粘結鋼絞線束0.4Rd集束式轉向器穿鋼絞線成品索dcRrdc散束式轉向器穿無粘結鋼絞線束0不設置轉向器的各類鋼束0因體外預應力鋼筋轉向器孔道的截面面積大于鋼筋的截面面積，鋼筋受拉作用后會在轉向器的曲線孔道內(nèi)朝圓心方向偏移集中，故需要對預應力鋼筋的合力作用 0dudV0dudfcdbehe+Vpebt0.14shwVi)）；）；s——截面形狀影響系數(shù)，按式（5.4.7-3）計算，當bt/hw1.0時取t——接縫對截面抗剪承載力上限值的折減系數(shù)：當無縱向連續(xù)普通鋼筋且構件腹部無跨接縫體內(nèi)預應力鋼筋時取0.85；當有縱向連續(xù)普通鋼筋或構件腹部有跨接縫體內(nèi)預應力鋼筋時取0.90；當無接縫時取fcd——混凝土的軸心抗壓強度設計值，接縫位置取接縫兩側強度較低值e——矩形截面的有效寬度、帶翼板截面的肋板或腹板沿厚度方向的有效peV——彎起預應力鋼筋的永存預加力在構件軸線垂直方向的分力（N）；pet——矩形截面的寬度、帶翼板截面的肋板或腹板沿厚度方向的寬度w——矩形截面的高度、帶翼板截面扣除上下翼板厚度的肋板凈高度或扣）；Apb,i、Apb,e——體內(nèi)、體外彎起預應力鋼筋的截面面積（mm2i——體內(nèi)、體外彎起預應力鋼筋的合力與構件軸線的夾角。受彎構件在各種受力狀態(tài)下的截面抗剪承載力設計值均應受到其抗剪承載力上限值的控制，否則抗剪鋼筋的強度不能充分發(fā)揮，截面抗剪承載力無法達到其設計值。當構件截面抗剪承載力上限值小于截面抗剪承載力設計值時，需要通過調(diào)整截為了更合理地確定受彎構件抗剪承載力上限值，同濟大學收集了國內(nèi)外大量受彎構件抗剪試驗資料，提取了其中357個發(fā)生斜壓破壞試件的試驗數(shù)據(jù)，并以我國《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG3362）和國外兩個主要混凝土橋梁設計規(guī)范為對象，分析了上述3個規(guī)范公式的計算值與該357個試件試驗數(shù)據(jù)之間的關系。在將3個規(guī)范公式中的混凝土強度等參數(shù)統(tǒng)一成定義完全相同的代表值后，《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》的計算值與試驗數(shù)據(jù)θiDxhpu,ehp,iσpd,eApb,efpd,iApb,iθiDxhpu,ehp,iσpd,eApb,efpd,iApb,i比值的平均值、標準差及變異系數(shù)均遠大于兩個國外規(guī)范，表明其與試驗數(shù)據(jù)吻合較差、不能較好反映試驗規(guī)律。為此，同濟大學進一步對上述3個規(guī)范公式的混凝分析提出一種與試驗規(guī)律符合最好的公式表達形式，并以該公式表達形式對試驗數(shù)據(jù)進行了擬合。在擬合公式達到包絡95%試驗數(shù)據(jù)的基礎上，對其除以材料分項系數(shù)和乘以受力模式不確定系數(shù)，最終得到了本規(guī)范的計算公式。為了驗證該公式是否適合我國常用混凝土橋梁截面的形式和配筋情況，同濟大學針對實際工程中采用配筋情況設計了26個試件進行了試驗驗證。結果表明，計算公式能夠包絡該26個有關接縫對抗剪承載力上限值影響的問題，目前還沒有明確的研究成果，本規(guī)范認為接縫對抗剪承載力上限值有不利影響，接縫對抗剪承載力上限值的折減系數(shù)此外，同濟大學驗證試驗表明，當有預應力鋼筋跨過破壞裂縫時，預應力鋼筋的拉力對抗剪承載力上限值有提高作用。因此，本規(guī)范計入了預應力鋼筋拉力在截面破壞時對承載力的貢獻，同時也考慮預應力孔道對抗剪截面寬度的削弱影響。注意到斜壓破壞屬于脆性破壞，破壞時預應力鋼筋拉力的增量很小，故計算時偏安全5.4.8縱向分段受彎構件接縫位置斜截面抗剪承載力應滿足下列公式要求（圖）：σpd,eAp,efpd,iAp,ifsdAssvfsv,dAsv圖5.4.8受彎構件接縫位置斜截面抗剪承載力計算圖式0.45fsv,dAsv+Vpb,dAAAAAP100sp,ipb,ip,epb,ebhedMdVpb,d0.95(0.8fpd,iApb,isini+pd,eApb,esine)）；區(qū)段時取1.0；當計算截面在連續(xù)等受彎構件的近中支點區(qū)段時取——受壓翼板影響系數(shù)，當為矩形截面時式（5.4.8-2）取h0；P——截面受拉區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的配筋率，當P>2.5時C——斜截面的水平投影長度（mm取一個節(jié)段長度和C0.6mhe的較sfsv,d——箍筋的抗拉強度設計值（MPa）；Asv——斜截面范圍內(nèi)配置在同一截面的箍筋各肢截面面積之和（m——彎起預應力鋼筋拉力設計值在與構件軸線垂直方向的分力（N）；b——矩形截面的寬度，帶翼板截面的肋板或腹板垂直于構件彎曲平面的h——截面受壓區(qū)翼板有效寬度內(nèi)的平均厚hp,i——截面受拉區(qū)或受拉側體內(nèi)預應力鋼筋合力點至截面受壓s截面受拉區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋合力點至截面受壓邊緣的距離Md——與Vd工況對應的彎矩設計值（N·mm）；pd,e——受彎構件抗剪承載力計算時體外預應力鋼筋的極限應力設計值pe,e），pe,e預制拼裝受彎構件達到彎剪極限受力狀態(tài)時可能出現(xiàn)斜向破壞裂縫，這種破壞形態(tài)雖與整體澆筑的受彎構件相似，但其斜裂縫角度和截面承載力與接縫構造、截面尺寸及加載方式等因素有較大關系，如：導致斜截面破壞的荷載與接縫的相對位本規(guī)定中的公式是采用同濟大學混凝土橋梁研究室的系列驗證試驗成果和經(jīng)過驗證的結構全過程非線性數(shù)值分析結果回歸分析后得到的。根據(jù)試驗和理論分析結果，體外預應力鋼筋達到極限應力設計值參與截面受力平衡。其中：混凝土的抗剪貢獻位置的影響較大，在現(xiàn)行標準采用的受力不均勻系數(shù)基礎上，按試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計再乘極限應力受剪切試驗模型長度的影響較大，而體外預應力的二次效應在構件彎剪段通常使受力更為有利，故偏安全地將鋼筋的極限應力設計值取為永存預應力并不考慮二次效應的影響。試驗和理論計算表明，構件的破壞斜裂縫與接縫及荷載的相對位置關系密切，破壞斜裂縫不跨接縫，即破壞斜裂縫的水平投影長度不超出一個節(jié)段的長度，故公式采用按一個節(jié)段長度和C0.6mhe中的較小者計算。5.4.9剪壓區(qū)為矩形的縱向分段受彎構件接縫截面抗剪彎承載力計算應符合下列）： fAθθAhhhhhh'a'axaaa fAθθAhhhhhh'a'axaaa''AfAfAfAfAAMAAAAfAfAAbA圖5.4.9剪壓區(qū)為矩形的受彎構件接縫截面抗剪彎承載力計算圖式bsxVpd（5.4.9-3）0Mdfcbxh0Nspd,f(h0hspd,f)（5.4.9-4）c、x應按式（5.4.9-5）~式（5.4.9-7）計算：Nspd,fcbx（5.4.9-5）VcbsxVpdMdfcbxh0Nspd,f(h0hspd,f)（5.4.9-7）（5.4.9-8）Nspd,fNfsdAs+fpd,i(Ap,i0.8Apb,icosi)+pd,e(Ap,efsA(fd,i0,i)A,ispd,fNspd,fxminfcdbf,shf,shp0,ipep0,iEPpc式中：Md——與Vd工況對應的彎矩設計值（N·mm——彎起預應力鋼筋拉力設計值在接縫截面切向的分力（N）；Nspd,f——受彎構件縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的合力設計值在接縫截）；hspd,f——Nspd,f的作用點至截面受壓邊緣的距離（mm）；x）；bs——矩形截面的寬度或帶翼板截面受壓翼板的抗剪有效寬度（mm）；x——受彎構件接縫截面剪壓區(qū)的高度（mm），當xhe時取he；）；b——矩形截面的寬度或帶翼形截面受壓翼板的有效寬度（h0——截面受拉區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預應力鋼筋的合力點至受壓邊緣的距離（mm），當無跨接縫體內(nèi)鋼筋時取hpu,e；i——體內(nèi)、體外彎起預應力鋼筋的合力與接縫截面法向的夾角（radfs——普通鋼筋的抗壓強度設計值（MPa）；A——截面受壓區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋的截面面積（mm2fpd,i——體內(nèi)預應力鋼筋的抗壓強度設計值（MPa）；0,i——截面受壓區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋合力點處混凝土正應力等于零時體內(nèi)A,i——截面受壓區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋的截面面積（mm2e,i——截面受壓區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋的永存應力（MPaEP——體內(nèi)預應力鋼筋彈性模量與混凝土彈性模量之比；c——全部預應力鋼筋在截面受壓區(qū)體內(nèi)預應力鋼筋合力點產(chǎn)生的預壓但其與整體澆筑構件的破壞形態(tài)完全不同。這種在彎剪段出現(xiàn)的破壞形態(tài)雖與受彎構件正截面破壞形態(tài)相似，但截面相應的抗彎承載力卻低于受彎構件正截面抗彎承載力。目前，國外規(guī)范通常采用一個剪切強度折減系數(shù)考慮接縫對抗剪承載力的影響，這樣導致了即使箍筋沒有起任何作用但計算時仍被計入進去了。同濟大學混凝土橋梁研究室及國內(nèi)外大量試驗結果表明，在剪力和彎矩共同作用下，由于接縫處縱向普通鋼筋不連續(xù)及拼接界面缺陷，構件在接縫消壓后將會最先開裂，主裂縫在接縫處集中發(fā)展，接縫一旦開展到一定高度后，腹板不再可能出現(xiàn)破壞斜裂縫。因此，受彎構件可能以接縫開展的形式發(fā)生剪切（剪彎）破壞，在這種情況下剪彎區(qū)的混凝土將在剪壓應力作用下達到其極限強度，傳統(tǒng)設計方法已無法對該破壞形態(tài)下的截面承載力進行計算。根據(jù)試驗結果，考慮接縫對混凝土抗剪強度的折減、混凝土剪—壓復合強度準則及假定條件，采用條文中的計算圖式進行接縫截面承載力計算方程的推導，經(jīng)試驗驗證后再按要求的設計可靠度提出了式（5.4.9-3）~式為了讓計算公式的使用符合假定條件，避免對不發(fā)生相應破壞形態(tài)的截面進行5.4.10剪壓區(qū)為T形的縱向分段受彎構件接縫截面抗剪彎承載力計算應符合下列）：fAθAθhhhhhhh'a'axaaafAθAθhhhhhhh'a'axaaa''AfAfAfAf'AAMAAAAfAfAAbA圖5.4.10剪壓區(qū)為T形的受彎構件接縫截面抗剪彎承載力計算圖式 VMd MdfNspd,fh,faminb)hVpdb)hVpd0Mdfcbxh0x(bb)hh0 Nspd,f(h0hspd,f)（5.4.10-4） VMd0.95cbx(bsb)hVpdbxh0x(bb)hh0 Nspd,f(h0minminN spd,f2bfcdN 式中：amin——T形截面剪壓區(qū)高度最小時壓力合力作用點至截面受壓邊緣的距離5.4.11體外預應力鋼筋的轉向塊采用拉壓桿模型計算時，內(nèi)環(huán)鋼筋的抗拉承載力應滿足下式要求(圖5.4.11):圖5.4.11轉向塊的拉桿—壓桿計算模型Y?Ta≤fg?A?(5.4.11)f?——內(nèi)環(huán)鋼筋的抗拉強度設計值(MPa),取普通鋼筋抗拉強度設計值f的0.6倍；A?——內(nèi)環(huán)鋼筋的截面面積(mm2)。條文說明荷載試驗結果表明，轉向塊有三種受力機理：由體外預應力鋼筋豎向轉向力引起的上拔作用，上拔作用在轉向器上方混凝土中產(chǎn)生的彎曲作用，以及由體外預應力鋼筋橫向轉向力在轉向器下方混凝土可能開裂面上形成的剪切作用。轉向塊上拔抗拉承載力計算，根據(jù)轉向塊傳力規(guī)律構建拉壓桿模型，其中拉桿按軸心受拉構件計算其對應鋼筋的抗拉承載力并考慮轉向塊裂縫控制的要求。由于體外預應力鋼筋的極限應力是可以控制的，轉向塊的受力總體上比較明確，建立拉壓桿模型也比較簡單，故重點是在構造上確保受拉鋼筋能夠發(fā)揮設計要求的強度，并通過減小受拉鋼筋的抗拉強度設計值達到控制混凝土裂縫寬度、提高上拔抗拉承載力的目的。5.4.12體外預應力鋼筋轉向塊的可能開裂面應作為剪切滑移的界面進行抗剪承載svfsv,kcvAAsvAA）；），Asv——穿過可能剪切開裂面鋼筋的計算截面面積（mm2當實際截面面積超過式（5.4.12-2）和式（5.4.12-3）限值時，則按該限值fck——混凝土的抗壓強度標準值（MPa）；K——混凝土界面的極限剪切強度（MPa），轉向塊混凝土與梁體一起澆本規(guī)定將轉向塊可能開裂面作為剪切滑移的界面進行抗剪承載力計算。公式中的黏結強度、摩擦系數(shù)及混凝土界面的極限剪切強度，參考了國外規(guī)范取值，并按過開裂面鋼筋計算取值的限制條件，以防止錯誤地采用多配置穿過開裂面的鋼筋而不加大轉向塊尺寸的方式來提高計算承載力。上述相關公式適用于混凝土強度等級為確保采用兩次澆筑混凝土界面的結合性能，截面需進行粗糙處理，故本規(guī)定5.4.13當構件采用U形鋼筋交錯布置現(xiàn)澆混凝土接縫時，在應滿足接縫截面承載）：lbAcvlbAcvAsvαAsussAsvAsuAcvAsuDDD圖5.4.13U形鋼筋交錯布置現(xiàn)澆混凝土接縫計算參數(shù)示意b—現(xiàn)澆接縫的寬度；D—U形鋼筋雙肢軸線的間距（5.4.13-2）式中：fsu,d——U形鋼筋的抗拉強度設計值（MPa）；），Acv——U形鋼筋交錯重疊部分所圍核心混凝土投影平面的凈面積（mm2fsv,k——核心混凝土加強鋼筋的抗拉強度標準值（MPa），當大于400MPa超過式（5.4.13-2）和式（5.4.13-3）限值時，則按該限值代入式——接縫兩側相鄰U形鋼筋圓端頭連線與U形鋼筋軸線的夾角（rfck——接縫混凝土的抗壓強度標準值（MPa），采用U形鋼筋交錯布置現(xiàn)澆混凝土接縫常用于預制橋面板連接中，以替代傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土接縫中鋼筋采用焊接或搭接的連接方式，但U形鋼筋交錯布置接縫的受力性能應該與傳統(tǒng)接縫相同。根據(jù)同濟大學混凝土橋梁研究室100余個試件的試驗接縫將發(fā)生脆性破壞，其形態(tài)表現(xiàn)為：以接縫兩側相鄰U形鋼筋圓端頭之間的斜裂縫為界，發(fā)生伴隨裂縫張開的沿裂縫滑移，并在U形鋼筋未屈服的情況下突然失去U形鋼筋應先發(fā)生屈服并使接縫達到塑性破壞狀態(tài)。基于U形鋼筋交錯布置接縫的），試驗結果也表明，穿過核心混凝土的鋼筋能提高U形鋼筋交錯布置接縫的承載凝土加強鋼筋計算取值的限制條件，以防止設計時錯誤地采用多配置核心混凝土加強鋼筋而不加大核心混凝土投影面積的方式去提高計算承載力。式（5.4.凝土界面的極限剪切強度，也參考了國外規(guī)范取值，并按我國混凝土和鋼筋的材料U形鋼筋交錯布置現(xiàn)澆混凝土接縫的寬度較小，需要采用強度等級較高的接縫1對于全體內(nèi)和體內(nèi)外混合的后張預應力構件，體內(nèi)預應力鋼筋孔道壓漿前采體外預應力鋼筋作為一種構件參與混凝土構件彈性階段的受力，其不與通鋼筋在接縫處不連續(xù)，一旦接縫開裂，裂縫將快只有降低錨下張拉控制應力才能滿足正常使用階段最大算時若出現(xiàn)鋼筋最大拉應力太大或過小，要根據(jù)實際土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG3362）的有關規(guī)定，體外預應力鋼筋的預應力損失計算尚應計入轉向器偏轉角安裝誤差引起的預應力損失，每個轉向器的偏裝配式預應力混凝土構件在正常使用極限狀態(tài)計算中，體外預應力鋼筋轉向器安裝時的偏轉角誤差不可避免，其將引起附表5.5.6摩擦系數(shù)管道種類鋼絞線、鋼絲束無粘結鋼絞線鋼管0.20~0.300.09~0.12高密度聚乙烯管0.12~0.150.09~0.12體外預應力鋼筋在轉向和錨固構造的孔道內(nèi)摩擦引起的預應力損失構造類型有很大關系，計算時要正確判斷引起預應力損失的摩擦材料局部偏差對摩擦的影響系數(shù)k一般取為0。5.5.7預應力鋼筋張拉錨固后接縫的壓密值表5.5.7接縫壓密值l接縫類型接縫壓密值l（mm）環(huán)氧膠接縫0.05砂漿填充接縫0.1現(xiàn)澆混凝土接縫0.1裝配式混凝土構件穿過接縫的預應力鋼筋均為后張預應中接縫的縫隙已基本壓緊，鋼筋錨固后的接縫壓密主要是接縫材料產(chǎn)生的進一步收緊，其量值很小。本規(guī)范給出的接縫壓密值，是根氧膠接縫的后續(xù)變形、填充砂漿和現(xiàn)澆混凝土的接縫界面可能存在5.5.8節(jié)段預制拼裝預應力混凝土構件的接縫位置應按下0.80stpcstpc0.5ftkltpc0tp0.4ftktp0.5ftkpc——永存預加力作用下接縫截面邊緣混凝土的壓應力（MPa）；ftk——混凝土軸心抗拉強度標準值，取接縫兩側強度較低者（MPalt——作用準永久組合下接縫截面邊緣混凝土tp——預加力和作用頻遇組合下接縫位置混凝土的主拉應力（MPa）。在《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG336制拼裝全預應力混凝土構件的正截面、斜截面察設計院集團有限公司主持的原鐵道部科技研究開發(fā)計劃課題應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG335.5.10節(jié)段預制拼裝預應力混凝土受彎構件的截面剛度，應取現(xiàn)行《公路鋼筋混根據(jù)試驗資料，節(jié)段預制預應力混凝土受彎構件接縫位置的正截面混凝土壓應力和斜截面混凝土主壓應力、受拉區(qū)預應力鋼筋拉應等施工階段，計算其由自重、施工荷載等作用引起的接縫位置正截面和斜截面混凝cc0.50fckcp0.60fck）；——使用階段接縫位置混凝土的最大主壓應力（MPa）；fck——混凝土的抗壓強度標準值（MPa），取接縫兩側強度較低者。根據(jù)相關試驗結果，裝配式構件接縫位置混凝土的受力性能相比其下降，其中抗拉、抗剪性能受到的影響較大但抗壓性能受影響對使用階段裝配式預應力混凝土構件正、斜截面最大壓應力的件的規(guī)定。設計時若偏安全考慮，通常將重要構件個別關鍵受044c0.65fcc0.70fc式中：c——施工階段接縫截面邊緣混凝土的最大ckf——施工階段混凝土的軸心抗壓強度標準值（MPa），取接縫兩側強度cktct0.80ft3當受拉區(qū)跨接縫體內(nèi)鋼筋的配筋率為0.2％~0.4％時，t不大于0.50ft和0.80ft之間的線性插值。式中：t——施工階段接縫截面邊緣混凝土的最大拉ft——施工階段混凝土的軸心抗拉強度標準值（MPa），取接縫兩側強度較考慮到接縫位置混凝土或粘結材料的界面缺陷，同0.70ft（5.6.7）式中：——施工階段構件中心軸處接縫位置混鋼筋混凝土構件接縫位置的主拉應力限值，同抗裂驗算中的k=,i0.7fc（5.6.8）式中：k——施工階段剪力鍵根部截面混凝土的剪應力（MPa）；Ack,i——第i個鍵塊根部的截面面積（mm2位于頂板和底板中的鍵塊計入tt在設置多重剪力鍵的構件拼裝過程中，環(huán)氧樹脂膠未固化、預壓力較低是剪力鍵最不利的抗剪工況，但此時又不能允許鍵塊出現(xiàn)任何破壞。因在抗剪承載力驗算時，需要采用混凝土剪—壓復合強度準則作為確定剪力鍵強依據(jù)。計算公式采用的系數(shù)與無接縫構件在短暫狀況的受力容許水平相當，考沿截面高度剪力鍵受力不均勻因素的應力增大、剪力鍵部位缺陷對混凝土強度式中：——施工階段接縫界面的剪應力（MPaAkt——施工階段接縫連接材料界面黏結強度的折減系數(shù)，取0.75；ci——接縫連接材料界面的黏結強度（MPa）：當為設剪力鍵的環(huán)氧膠時取2.0MPa；當界面粗糙化處理后現(xiàn)澆混凝土或填充砂漿時取1.7MPa；當界面不粗糙化處理現(xiàn)澆混凝土或填充砂漿時取構件不設剪力鍵或設少量的定位鍵時，剪切面將與結合界面的剪切受力問題。當達到設計要求的最短養(yǎng)護時間和強度要求截面混凝土不開裂的前提下，不能允許接縫出現(xiàn)粘結抗力破壞，也不能計面的摩阻抗力，故在剪應力驗算時僅考慮了接縫界面部位混凝土的黏結承載力計算公式中的黏結強度參考了國外規(guī)范的有關規(guī)定，并采用系數(shù)6.1.1裝配式混凝土橋墩預制節(jié)段的連接方式可根據(jù)結構形式、施工條件等因素按表6.1.1裝配式混凝土橋墩預制節(jié)段的常用連接方式及適用范圍序號連接方式適用范圍1鋼筋灌漿套筒墩柱與蓋梁、墩柱與承臺、墩柱節(jié)段間2鋼筋灌漿波紋鋼管墩柱與蓋梁、墩柱與承臺3構件承插式墩柱與蓋梁、墩柱與承臺4鋼筋插槽式墩柱與蓋梁、墩柱與承臺5濕接縫式墩柱與承臺、墩柱節(jié)段間、蓋梁節(jié)段間6預應力鋼筋墩柱與蓋梁、墩柱與承臺、墩柱節(jié)段間、蓋梁節(jié)段間3212415352412321324352164612435）；）；6.1.2裝配式混凝土橋墩采用滿足本規(guī)范規(guī)定的灌漿套筒和且接縫處新舊混凝土之間采用粗糙面、鍵槽等構造措施時，結構的整混凝土結構類同，設計中采用與現(xiàn)澆結構相同的方法進行結構分析。漿波紋鋼管布置在預制構件中時，將使該范圍的截面強度有所增大，局部區(qū)域剛度增大。但由于截面與配筋形式多樣，難以給出統(tǒng)一的影柱壁厚設計主要由受力計算控制，包含極限承載能力、軸壓比、抗1預制墩柱中縱向受力鋼筋宜采用大直徑鋼筋，鋼筋之間的中心距宜小于4預制構件中套筒壓漿口下緣處應設置5套筒的保護層厚度應符合現(xiàn)行《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG3362）的規(guī)定，當預制構件中預埋灌漿套筒后導致縱向主筋保護層厚度6.2.4采用鋼筋灌漿波紋鋼管連接2波紋鋼管的長度不應小于24ds（ds為被連接縱向鋼筋直徑），且不應拼接；4灌漿波紋鋼管的保護層厚度應符合現(xiàn)行《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG3362）的規(guī)定，當預制構件中預埋灌漿波紋鋼管后導致縱向主6灌漿波紋鋼管下端應設置壓漿口連接壓漿管，上端應設置出漿口連接出漿管根據(jù)試驗研究，為確保灌漿波紋鋼管連接可靠，需對波紋鋼管的長6.2.5當預制墩柱與承臺采用構件承插式連接1預制墩柱插入承臺的深度應由計算確定，并且插入段縱向鋼筋應滿足最小錨2預制墩柱插入段表面與承插孔壁表面c1b1c1b1填充料預制墩柱hh1圖6.2.5預制墩柱承插式連接鍵槽土或高強灌漿料填充密實，可摻入適量膨脹劑。填充材料強度應高于墩柱及承臺一4承臺沿承插孔周邊應設置水平加強箍筋，承插孔底板應按抗沖切計算設置彎1中交第二公路勘察設計研究院有限公司聯(lián)合多家單位進行了預制橋墩承插式連接的專題研究，發(fā)現(xiàn)構件承插深度主要影響承插孔壁應力分布，局部應力隨著承插深度減小而增大，因此需要通過計算控制最小承插深度使局部應力小于構件混凝土或灌漿材料抗壓強度。為了保證承插式連接墩柱塑性鉸的形成規(guī)律與現(xiàn)澆橋墩一致、墩柱底部的縱向鋼筋不發(fā)生黏結破壞，承插式連接承插深度還需要滿足縱筋最2連接部設置鍵槽有利于墩柱與承臺相互嵌鎖、增大結合面及剪力傳遞，國外規(guī)范的相關條文指出，承插式連接部位鍵槽抗剪承載力足夠時可認為承臺與墩柱形3專題研究發(fā)現(xiàn)承臺發(fā)生底板沖切破壞前，預留承插孔端部的承臺側壁先發(fā)生1插槽孔壁可通過設置鋼波紋管或采用帶齒鍵模板形成剪力鍵，蓋梁或承臺主2插槽孔內(nèi)宜填充高強混凝土，并宜摻入適量膨脹劑。其強度等級不應低于蓋3插槽孔內(nèi)預制墩柱預留鋼筋長度應滿6.2.7采用活性粉末混凝土濕接縫連接鋼筋需要的錨固長度。當鋼筋的搭接采用U形鋼筋的形式時步減少。下圖給出U形鋼筋的搭接連接示意圖。需要注意的）；6.2.10節(jié)段預制蓋梁采用膠接縫拼裝連接時，6.3.3節(jié)段預制拼裝混凝土受壓構件作用效應分析時，正截面抗彎剛度應按現(xiàn)行《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（6.3.6下部結構節(jié)段預制拼裝混凝土受彎構件的計算，應符合本規(guī)范第5.3~5.6節(jié)6.4.1節(jié)段預制拼裝混凝土受壓構件應進行接縫位置正截面抗壓彎承載力和接縫試驗和理論研究表明，偏心受壓構件的接縫對截面承載力存在不可忽略的不利《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG33偏心受壓混凝土構件接縫截面的相對界限受壓區(qū)高度、小偏心受壓構件在接縫截面受拉側或受壓較小側的鋼筋應力計算方法，均同無接6.4.4矩形、T形及I形截面受壓構件的接縫位置，抗壓彎承載力計算應滿足下列0NdcNud0NdecMud式中：Nd——截面軸向壓力設計值（N）；——接縫對抗壓承載力的折減系數(shù)：大偏心受壓時取0.95，其他情況取的相關規(guī)定計算。計算時僅計入跨接縫的縱向鋼筋，采用體外預應pe,epe,ee——軸向壓力作用點至截面受拉側或受壓較小側的縱向連續(xù)普通鋼筋和偏心受壓混凝土構件接縫截面抗壓承載力計算的基本假定、計算圖式均和無接縫的構造和接縫界面材料強度等因素的影響，受壓構件在接縫截面消壓后會集中開裂，接縫一旦開展到一定高度后，附近的斜裂縫就不再發(fā)展，最終接縫將發(fā)展成為破壞裂縫，且破壞時接縫受壓區(qū)的應力分布和量值與偏心受壓構件有所不同，承載力也低于相應無接縫的構件。體外預應力鋼筋因在破壞時應力增量很小、總應力達不到名義屈服強度，偏安全地取其永存預應力作為極限應力設計值。由于大偏心受壓構件的接縫開裂開展特征、破壞形態(tài)與受彎構件相似，接縫對大偏心受壓構件抗）：παπαγNfffff-σσAfAAAA圖6.4.5受壓區(qū)為弓形的圓形和環(huán)形截面偏心受壓構件接縫截面抗壓承載力計算圖式0NdccfcdAc1N1N0Nde0cfcdAcrMspd,cc fcdAcrMspd,cce0sin2ccfcdAc1e0sin2cNspd,ccc(fsdAsfpd,iAp,i)tcfsdAs(fpd,ip0,i)Ap,ip0,ip,ip0,ip,ipd,ep,eMspd,cc(fsdAsrsfpd,iAp,irp)fsdAsrs(fpd,ip0,i)Ap,irptccp0,ipe,iEPpcp0,ipe,iEPpc式中：c——對應截面受壓區(qū)混凝土的圓心角（rad）與2的比值；ANspd,cc——圓形截面受壓構件全部縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的合力設）；——偏心受壓構件軸向壓力的偏心距增大系數(shù)；e0——軸向壓力對換算截面形心軸的初始偏心距）；παπαMspd,cc——圓形截面受壓構件全部縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋合力產(chǎn)生Atc圓形截面受壓構件受拉縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)tc面面積與全部縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預應力鋼筋的截面面積之p0,i——圓形或環(huán)形截面體內(nèi)預應力鋼筋合力點處混凝土正應力等于零時r）；r）；圓形或環(huán)形截面全部預應力鋼筋在體內(nèi)預應力鋼pc）：γNffff-σσAfAAArrA圖6.4.6受壓區(qū)非弓形的環(huán)形截面偏心受壓構件接縫截面抗壓承載力計算圖式0Nde00Ndc(cfcdAcNspd,cr)0.5fcdAc(r1r2)Mspd,crehhhhhh'a'axhaaaehhhhhh'a'axhaaa0.5fcdAc(r1r2)Mspd,crcfcdAcNspd,crp0,i)Ap,iNspd,cr(fsdAsfpd,iAp,i)trfsdAs(fpd,ip0,i)Ap,iNspd,crp0,ip,ip0,ip,ipd,ep,eMspd,cr(fsdAsrsfpd,iAp,irp)fsdAsrs(fpd,ip0,i)Ap,irptrcNspd,cr——環(huán)形截面受壓構件全部縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的合力設）；r），Mspd,cr——環(huán)形截面受壓構件全部縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋合力產(chǎn)生tr環(huán)形截面受壓構件受拉縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預tr面面積與全部縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預應力鋼筋的）：γNτσfAτσfAAfAfA''AAbAAAbA圖6.4.7剪壓區(qū)為矩形的大偏心受壓構件接縫截面抗剪彎承載力計算圖式0Vd0.95cbsxNspd,c(h0其中c、c、x應按下列式（6.4.7-3）和 VcbsxcbxNspd,c)cbxh0xNspd,c(h0cbxNspd,cNspd,cfsdAsfpd,iAp,i+pd,eAp,efsA(fpd,i0,i)A,i（6.4.7-5）式中：x——受壓構件接縫截面剪壓區(qū)的高度（mm），當xh0時取h0；）；h0——截面受拉區(qū)縱向連續(xù)普通鋼筋和體內(nèi)預應力鋼筋的合力點至受壓邊）；Nspd,c——受壓構件縱向連續(xù)普通鋼筋和預應力鋼筋的合力設計值（Nhspd,c——Nspd,c的作用點至截面受壓邊緣的距離（mmpd,e——受壓構件抗剪承載力計算時體外預應力鋼筋的極限應力設計值pe,e），pe,e墩柱盡管是偏心受壓構件，但其彎矩主要是橫向作用引起的，在剪力和彎矩共同作用下，相對薄弱的接縫截面消壓后開裂，最終可能出現(xiàn)剪彎壓的耦合破壞。由于這種破壞以正截面破壞形態(tài)出現(xiàn)，與理論上的偏心受壓構件正截面破壞相似，但截面相應的抗壓和抗彎承載力低于偏心受壓構件正截面的抗壓和抗彎承載力，故其受力特點很容易被忽略。同濟大學的縮尺模型試驗結果表明，由于墩柱構件的軸壓比不大，接縫截面破壞時的受力狀態(tài)和受彎構件接縫截面存在相似性，剪壓區(qū)的混凝土也將在剪壓應力作用下達到其極限強度。在縮尺模型試驗的基礎上，同濟大學進行了4個足尺鋼筋混凝土墩柱承載力試驗，得到了與縮尺模型試驗一致的結論。因此，同樣考慮接縫對混凝土抗剪強度的折減、采用混凝土剪—壓復合強度準則及e 'hhhhhh'a'axaaa Ahe 'hhhhhh'a'axaaa Ah剪作用，偏安全地將體外預應力鋼筋的極限應力設計值取為其永存預應力，不考慮）：γN f fAAfAfAAAbAAb圖6.4.8剪壓區(qū)為T形的大偏心受壓構件接縫截面抗剪彎承載力計算圖式0Ndeccbxh0(bb)hh0Nspd,c(h0hspd,c)（ Vd0.95cbx(bsb)hNdccbx(bb)hNspd,c Nspd,c(h0 Nspd,c(h0b)h）：παπαγNffff-σAfAAArA圖6.4.9剪壓區(qū)為弓形的圓形和環(huán)形截面大偏心受壓構件接縫截面抗剪彎承載力計算圖式AcrMspd,cc（6.4.9-2）c應按下列式（6.4.9-3）和式（6.4.9-4）及式（5.4.9V dVNde00.95Accc1Ac1N1N2cspd,cc2sin3ArcM cc3spd,ccA1NA1Nccc2cspd,cc圓形和環(huán)形截面大偏心受壓構件接縫截面抗剪彎承載力計算公式的推導方法，6.4.10剪壓區(qū)非弓形的環(huán)形截面大偏心受壓構件接縫截面，抗剪彎承載力應滿足）：παπαγNffff-σAfAAArrrA圖6.4.10剪壓區(qū)非弓形的環(huán)形截面大偏心受壓構件接縫截面抗剪彎承載力計算圖式0Nde0Ac0.5cAc(r1r2)Mspd,crA6.5.4預應力鋼筋的錨下張拉控制應力、預應力損失等計算應符合本規(guī)范第5.5.46.5.5節(jié)段預制拼裝預應力混凝土受壓構件的接縫位置，可按本規(guī)范第5.5.8條的件少很多，接縫對大偏心受壓構件撓度影響相對較小，故撓路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》（JTG336接縫位置的正截面混凝土壓應力和斜截面混凝土主壓應力、受拉區(qū)預應力鋼筋拉應等施工階段，計算其由自重、施工荷載等引起在接縫位置的正截面和斜截面混凝土位置混凝土壓應力、預應力鋼筋的拉應力，應符合本規(guī)范第5.6.3條和5.6.4條的規(guī)6.6.4在自重和施工荷載等作用下，構件接縫位置的混凝土應力應符合本規(guī)范第7.1.1本章適用于基本地震動峰值加速度為0.1g及以下地區(qū)裝配式混凝土橋梁的不同接縫類型、外加軸壓比、預加軸壓比、耗少，本章規(guī)定是基于目前現(xiàn)有有限的實驗數(shù)7.1.2裝配式混凝土橋梁的下部結構體系和接縫選型應現(xiàn)有裝配式混凝土橋墩體系中可供使用的連接方成的裝配式橋墩在抗震性能方面的表現(xiàn)不盡相同，下部梁抗震設計規(guī)范》（JTG/T2231-01）的規(guī)定建立橋梁結構的空間動力計算模型，并裝配式混凝土橋墩采用除濕接縫和承插式以外的連接形底破壞主要集中在接縫的張開閉合以及接縫處混凝土的局部壓碎破壞，因此裝第一種是忽略未貫穿接縫的鋼筋的作用，將實際接縫的集中變形處理為分散于構件受拉側的變形；第二種是采用與接縫實際高度等長的素混凝土柱來模擬；第三體和節(jié)點宜作為能力保護構件，墩柱的抗剪強度依據(jù)現(xiàn)行《公路橋梁抗震設計規(guī)范》（JTG/T2231-01）的規(guī)定，慮超強系數(shù)）所對應的剪力。在計算剪力設計7.2.1裝配式混凝土橋墩的抗震性能表7.2.1采用延性設計時裝配式混凝土橋墩的抗震性能驗算準則驗算內(nèi)容抗震設防水準E1地震作用E2地震作用強度按本規(guī)范6.4節(jié)進行裝配式橋墩的承載力計算按本規(guī)范第7.2.4~7.2.5條進行裝配式橋墩抗剪承載能力驗算變形-按本規(guī)范第7.2.6~7.2.9條進行裝配式橋墩塑性變形能力驗算2采用減隔震設計時，裝配式混凝土橋墩可只進行E2采用延性設計時，裝配式混凝土橋墩需要滿足），保持在彈性狀態(tài)，因此沒有必要再進行E17.2.2在進行裝配式混凝土橋墩抗震分析墩身剛度的影響。采用預應力鋼筋連接的裝配式橋墩2E2地震作用下，采用等效線彈性方法計算時，裝配式橋墩的有EcIeffM yy式中：Ec——橋墩的混凝土彈性模量（kN/m2Ieff——橋墩有效截面抗彎慣性矩（m4My——橋墩等效屈服彎矩（kN·mE1地震作用下結構在彈性范圍工作，關注的是結構的承載力，響，因此建議E1下偏保守地采用換算截面法計入套筒的影響。而E2地有效截面抗彎剛度，以保證不會過低估計結構的變形，建議忽略灌采用灌漿套筒、灌漿波紋鋼管、承插式、插槽式以及濕接縫連接的裝過精心設計和良好措施保證，實現(xiàn)現(xiàn)場連接后形成的預制橋墩能夠在這一類裝配式橋墩的抗彎剛度可借鑒現(xiàn)澆橋墩的公式進行計算。而采施加后張預應力的連接形式，預制橋墩在地震作用下的非在大震下預制構件混凝土的拉應力仍處于較低的水平，從而減小了預紋鋼管連接的裝配式混凝土橋墩，當彎曲破壞控04Asp4Aspsfkh2.4 v0.1AspfkhD,圓形截面sV0.12Avfkh0,矩形截面0.08fcdAes）；）；）；fcd——混凝土抗壓強度設計值(MPa)；Ae——核心混凝土面積，可取Ae=0.8Ag(cm2)；Ag——墩柱塑性鉸區(qū)域截面全面積(cm2)；Asp——螺旋箍筋面積(cm2)；Av——計算方向上箍筋面積總和(cm2)；fkh——箍筋抗拉強度標準值(MPa)；D——螺旋箍筋環(huán)的直徑(cm)；2墩身塑性鉸區(qū)域接縫的抗剪強度宜通過有限元模擬或試驗研究表明，裝配式橋墩抗剪校核包含預制墩柱節(jié)采用灌漿套筒或灌漿波紋管連接的預制試件最終均出現(xiàn)核心混凝土壓斷裂或者主筋受壓屈曲，均為彎曲破壞，未出現(xiàn)接縫截面的剪切滑移剪跨比較大時，采用灌漿套筒或灌漿波紋管連接的預制橋墩在往復荷鋼筋灌漿套筒連接且套筒預埋于承臺的預制試件進行擬靜力試驗最終剪破壞，且實測抗剪承載能力與現(xiàn)澆試件較為接近，可以參照現(xiàn)行《根據(jù)國內(nèi)外采用承插式連接的預制橋墩試件擬靜力試驗結果，件設計，需要驗算其抗彎和抗剪承載力，不puu——橋墩容許位移（cm可按本規(guī)范第7.2.7~7.2.8——E2地震作用下，潛在塑性鉸區(qū)域的塑形轉角（rad）；7.2.7在E2地震作用下，采用灌漿套筒、灌漿uu2 Hyuu2Lp10.08H0.022fyds0.044fydsLpmpp式中：H——懸臂墩的高度或塑性鉸截面到反彎點的距離（cm），u——塑性鉸區(qū)域的最大容許轉角（radLp——等效塑性鉸長度（cmLp1——根據(jù)縱向鋼筋確定的等效塑性鉸長度（cmLp2——根據(jù)截面尺寸確定的等效塑性鉸長度（cmb——矩形截面的短邊尺寸或圓形截面的直徑fy——縱向鋼筋抗拉強度標準值（MPa）；ds——縱向鋼筋的直徑（cm7.2.8塑性鉸區(qū)域的最大容許轉角應按式uuLpuKdsKds——延性安全系數(shù)，可取2.0。根據(jù)對國內(nèi)外9組裝配式混凝土橋墩擬靜力試驗結果的統(tǒng)計分析，采用灌漿套筒、灌漿波紋管連接的預制試件與整體現(xiàn)澆試件損傷過程、破壞模式總體上接近，滯回環(huán)、骨架曲線、等效剛度、滯回耗能、殘余變形發(fā)展趨勢基本一致，且峰值荷載相當，但裝配式混凝土橋墩存在接縫張開現(xiàn)象，最大曲率集中于接縫附近，破壞主要集中在接縫附近，相較于現(xiàn)澆試件，預制試件墩頂極限位移偏小，等效塑性鉸由于套筒預埋于墩柱中塑性鉸的形成機理與傳統(tǒng)現(xiàn)澆橋墩有較大區(qū)別，套筒位置剛度大，套筒范圍內(nèi)裂縫很少，破壞區(qū)域集中在墩底接縫以及套筒頂部，套筒頂部可能形成第二塑性鉸，且相應的試驗數(shù)據(jù)較少，僅針對套筒/波紋管預埋于承臺中的情況進行統(tǒng)計分析。各試驗中現(xiàn)澆試件與對應預制試件的實測等效塑性鉸長度之表7-1預制試件與現(xiàn)澆試件等效塑性鉸長度實測結果對比表試件編號連接形式套筒、波紋管預埋位置Lp（實測) p ppp2灌漿套筒承臺2.003灌漿套筒墩柱20C1灌漿套筒承臺20C2灌漿套筒承臺20灌漿套筒承臺灌漿波紋管承臺灌漿波紋管承臺灌漿波紋管承臺灌漿套筒承臺灌漿套筒2灌漿套筒承臺3灌漿波紋管承臺灌漿波紋管承臺灌漿波紋管承臺對預制橋墩試件等效塑性鉸長度進行折減之后，按《公路橋梁抗震設計規(guī)范》 塑性鉸區(qū)域轉角的安全系數(shù)最小值接近2.0,各預制試件塑性鉸區(qū)域墩頂位移的安全系數(shù)增大到1.09~2.35,平均值增加到1.69,預制試件塑性鉸區(qū)域最大容許轉角、墩可按本規(guī)范第7.2.7條計算，橫橋向的容許位移(圖7.2.9)可在蓋梁處施加水平力F,進行非線性靜力分析。當墩柱任一塑性鉸達到其最大容許轉角時，蓋梁處的橫向水平位移即為容許位移。采用預應力鋼筋連接的裝配式橋墩，其順橋向、橫橋向的容對于雙柱式、排架式墩橫橋向，以及采用預應力鋼筋連接的裝配式橋墩，由于很難根據(jù)塑性鉸轉動能力直接給出計算墩頂容許位移的計算公式，建議采用推導分根據(jù)相關研究結果，灌漿套筒預埋在承臺中時塑性鉸行為與現(xiàn)澆橋墩試件更為相近，塑性鉸區(qū)裂縫分布均勻，后期裂縫開展集中在接縫附近。灌漿套筒預埋在墩柱內(nèi)時，裝配式橋墩試件在套筒位置剛度大，套筒高度范圍內(nèi)裂縫很少，裂縫集中于接縫和套筒頂部2個區(qū)域，在套筒頂部可能形成第二塑性鉸，其變形、破壞機制其變形能力、破壞機制尚無深入的研究，因此，建議將灌漿套筒設置在