预应力挠度计算表格
挠度各参数自动计算表
砼信息 混凝土强度等级 弹性模量Ec ftk .. fcm 钢砼弹模比 ep/ec es/ec 6.190E+00 5.714E+00 2.2 C35 3.150E+04 19.0
短期弯矩 Ms 长期弯矩 Ml M2 准永久系数
荷载 Mk--荷载效应的标准组合 Mq--荷载效应的准永久组合 2.04E+09 (N*mm) 1.92E+09 (N*mm)
不计算受压区预应力钢筋 Np=σpe*Ap-σl5*As (N) epn=(σpe*Ap*ypn-σl5*As*ysn)/Np (mm) σpe=σcon-σl (N/mm) σpc=Np/An+Np*epn*yn/In+M2*yn/In (N/mm) σp0=σcon-σl+ae*σpc (N/mm) 不出现裂缝 允许裂缝 Bs=0.85*Ec*I0 Bs=0.85EcI0/(kcr+(1-kcr)ω) kcr=Mcr/Mk ω=(1.0+0.21/αEρ)(1+0.45γf)-0.7 Mcr=(σpc+γftk)W0 γf=(bf-b)hf/bh0 B=Mk/(Mq(θ-1)+Mk)*Bs = = = = = = = = = = = = 3626374.761 481.470161 1275 2.116E+01 1395.90 1.243E+15 1.73146E+15 1.144241197 2.955365457 2333179315 0 6.40E+14
0 341.470161
αcr-构件受力特征系数按表8.1.2-1 C= 最外层纵向受拉钢筋外边缘至受拉区底边的距离(mm): 当c<20时取c=20;当c>65时取c=65 判断 OK
“ 桥梁跨中下挠问题”
序言20世纪90年代以来，预应力砼连续梁桥和连续刚构桥在我国发展迅速，形势喜人。
据不完全统计，目前我国已建成和在建跨径在200m以上的连续刚构桥近20余座，跨径在100m～200m之间的连续梁桥和刚构桥100余座。
表1所列的世界L≥240m的特大跨径连续梁桥中，中国占有了很大的比例。
因此认真总结这些工程实践的经验，针对目前大跨梁桥普遍存在的“腹板开裂”、“跨中下挠”和“非荷载裂缝增长”等质量问题进行深入的研究，力求从源头上寻找相关问题的有效解决方法是当务之急。
本文以苏通长江大桥268m辅航道桥为例，从分析大跨梁桥施工过程中初始状态对砼徐变的影响出发，提出“两个图式的恒载零弯矩”、“临时斜拉索合拢”和“合拢后箱梁预压重”等新的措施替代无效的“挠度预抬高法”。
希望引起同行们的争鸣。
§1 桥面线形控制的新要求(一)问题的提出1、历史的回顾：自1995年建成1060m一联、主跨245m的黄石长江大桥以来，国内很多大跨径梁桥在预计通车三年后（1000天），跨中仍然出现持续下挠的现象。
如表1中所示14＃桥跨中下挠已达32cm，3＃桥跨中下挠已达20cm。
据不完全统计分析，徐变下挠的年平均速率（f）与跨径L有关，如：L＝100～160m f=0.5～1（cm/年）L＝100～220m f=1～2（cm/年）L＝220～270m f=2～3（cm/年）应当指出，全国大跨径梁桥普遍出现持续下挠而且时间长达十年仍未稳定的严峻事实，值得中国桥梁工程师的认真反思。
在设计规范关于砼收缩徐变对下挠的影响程度及其长期性的估计严重不足而尚未修改的情况下，在特大跨径中仍继续沿用“挠度预抬高法”是到了该终止的时候。
表1 世界预应力砼连续刚构桥(L≥240m)一览表22、苏通大桥辅桥连续刚构的特点：对于跨中设在双坡竖曲线范围内的大跨连续梁桥，其跨中下挠只相当于增大竖曲线的半径R而已，在外观上不会出现突变。
但苏通大桥辅航道桥处于1.5％的单坡上，如果跨中在建造时产生过大的抬高、运营后又发生过大的下挠，两者都将破坏全桥线型的平顺，影响高速行车的舒适性。
20m预应力小箱梁静载试验和分析
20m预应力小箱梁静载试验和分析发表时间：2019-04-19T10:29:37.447Z 来源：《基层建设》2019年第6期作者：郑雯静[导读] 摘要：桥梁是公路枢纽，单梁是保证桥梁承载力和正常运营的基础。
惠州市天堃道路桥梁工程检测有限公司广东惠州 516002摘要：桥梁是公路枢纽，单梁是保证桥梁承载力和正常运营的基础。
为保障运营安全，需对预制梁按频率进行静载试验，检测其是否满足设计、规范等要求，保障施工质量。
关键词：预应力小箱梁；静载试验；应变；挠度1 工程概况惠州某5×20m预应力简支小箱梁桥，桥宽12m，总长100m。
预制小箱梁高度1.2m，顶板宽1.87m，底板宽1.0m。
下部结构采用柱式墩台，基础均采用钻孔灌注桩基础。
设计荷载：公路一II级。
图1 标准横断面图（尺寸单位：m）2 静载试验2.1 试验荷载加载预应力小箱梁的截面特性如下：横截面积为0.8365 m2；抗弯惯性矩为0.2559 m4；抗扭惯性矩为0.1459 m4。
采用铰接板法计算可知边梁荷载最大横向分布系数为m汽=0.433，中梁m汽=0.410，按最大横向分布系数进行计算。
加载采用千斤顶加反力梁分级加载，经计算中梁M=1502.7kN·m，试验荷载1500.4kN·m，效率系数η=99.8%，满足规范[1]效率系数0.95≤η≤1.05的要求。
，图2 试验加载图每级荷载加载10分钟后开始测值，最后一级荷载加载20分钟后才能测值。
每级荷载测读完毕即可卸载，卸载结束等梁体变形恢复稳定后再进行下一级荷载试验。
2.2 测试内容在小箱梁L/4、L/2、3L/4位置进行应力测试，L/4、L/2、3L/4处及两支点处进行变形观测，见图3。
对梁体进行外观检查，检查几何尺寸，外观缺陷，对跨中、支座等敏感部位在加载前后均进行重点裂缝检测，发现有裂缝及时进行监控。
图3 应变片、变形布置图3 试验结果与分析3.1 挠度测试数据分析预应力小箱梁静载试验所测的挠度见表1。
预应力裂缝和挠度计算
3626374.761 481.470161 1275 2.116E+01 1395.90 1.243E+15 1.73146E+15 1.144241197 2.955365457 2333179315 0 6.40E+14
epn=(σpe*Ap*ypn-σl5*As*ysn)/Np (mm)
三级 标准组合并考虑长期作用的最大裂宽 ωmax≤ω1im ω1im-最大裂缝宽度限值按第3.3.4条采用 ωmax=αcr*ψ*σsk/Es*(1.9c+0.08deq/ρte)= ψ=1.1-0.65ftk/(ρte*σsk)= deq=Σni*(di)^2/Σni*vi*di= V1 V2 按表8.1.2-2 1 ρte=(As+Ap)/Ate= ok Ate=0.5bh+(bf-b)hf= 暂时不考虑bf.hf σsk=(Mk±M2-Np0(z-ep))/((Ap+As)z)=
σpe=σcon-σl (N/mm) σpc=Np/An+Np*epn*yn/In+M2*yn/In (N/mm) σp0=σcon-σl+ae*σpc (N/mm) 不出现裂缝 Bs=0.85*Ec*I0 允许裂缝 Bs=0.85EcI0/(kcr+(1-kcr)ω) kcr=Mcr/Mk ω=(1.0+0.21/αEρ)(1+0.45γf)-0.7 Mcr=(σpc+γftk)W0 γf=(bf-b)hf/bh0 B=Mk/(Mq(θ-1)+Mk)*Bs
C35
3.150E+04
M设计值 2.51E+09 M恒 1.70E+09 M活 3.38E+08 短期弯矩 Ms 2.04E+09 长期弯矩 Ml 1.92E+09 M2 -5.06E+08
后张法预应力混凝土雁形板屋盖结构计算资料整理(1)
MPa, ecu=0.003 3 ； 普通钢筋牌号 HPB300, £§J270 MPa, ^2-lxlO5 MPa; 预应力钢筋：^卩5消除应力钢丝，1860级，爲= 1 320
MPa,启=410 MPa; o,COT=0.7/«k=l 302 MPa, Es=2.05xl05 MPa。
耻=aj刼腿-号）+们所-械如-争+小:如-%）
7结语
=1 340.4 kN*m>Mmax = 898.3 kN• m 故，正截面抗弯强度满足要求。 5.4斜截面承载力计算
预应力损失值/MPa
第一批预应力损失
66.8
第二批预应力损失 总预应力损失
200.8 267.6
5.3正截面受弯承载力计算
预应力筋有效应力： f =o-ro„ = 1034.4 MPa
预应力筋合力点处混凝土法向应力等于零时的预应 力
筋应力： % = »■„„ -o•，+ aEapc = 1 155.6 MPa
关键词 后张法 预应力 雁形板 结构计算 中图分类号TV332 文献标识码 A 文章编号 1007-6980（2018）01-0037-02
1 工程概况
ZONGO II水电站工程利用印基西河下游约5 km河段 的 河道天然落差，开挖隧洞集中水头引水发电。电站安 装3台 混流式水轮发电机组，单电量约8.619亿kW・h,保 证出力47.1 MW,年 利用小时5 746 h。
经计算混凝土受压区高度*=187.2 mm,截面确属第 二类T
型截面，且不少筋亦不超筋。
截面抗弯承载力：
荷载准永久组合最大跨中弯矩设计值：M<g=634.4 kN-irio 荷载准永久组合下受拉边缘应力： % - % -1.8 MPa（压应力）<A = 2.51 MPa 满螂醴求。 6.3挠
预应力混凝土结构中考虑徐变的挠度计算实用方法
05挠度计算大全表格-经典版
基本风压Wo(kN/m2) 0.55
风振系数β z 2.3
体型系数μ s 1
风高系数μ z 0.74
雪荷载标准值Sk(kN/m2) 0
屋面积雪分布系数μ r
基本雪压So
玻璃自重(kN) 0.4608
玻璃长(m) 1
玻璃宽(m) 1
玻璃厚(mm) 18
水平地震标准值(kN/m2) 0.18
长度l(m) 4
最大挠度fB(mm) -2.975630452
外力P(N) 6860
长度l(m) 3.7
最大挠度fB(mm) 0
外力q(N/m)
长度l(m)
最大挠度fB(mm) 0
外力P(N)
长度l(m)
最大挠度fB(mm) 0
外力P(N)
长度l(m) 1
q
q A f B
最大挠度fB(mm) 0
动力放大系数β e 5
影kN) 0.45
幕墙面积(m2) 1
最大挠度fB(mm) -10.6455459
弯矩M(N*m)
长度l(m)
500
2
最大挠度fB(mm) 0
弯矩M(N*m)
长度l(m)
最大挠度fB(mm) -9.138710779
外力P(N) 5000
惯性矩I (cm^4) 1
惯性矩I (cm^4) 1
长度a(m)
惯性矩I (cm^4) 1
惯性矩I (cm^4) 1
长度b(m)
惯性矩I (cm^4) 1
外力q(N/m)
长度l(m)
P A f B
最大挠度fB(mm) 0 外力P(N) 长度l(m) 1
风荷载标准值Wk(kN/m2) 1.31054
挠度计算模板表格
惯性矩I (cm^4) 1
惯性矩I (cm^4) 1
长度a(m)
惯性矩I (cm^4) 1
惯性矩I (cm^4) 1
长度b(m)
惯性矩I (cm^4) 1
外力q(N/m)
长度l(m)
P A f B
最大挠度fB(mm) 0 外力P(N) 长度l(m) 1
风荷载标准值Wk(kN/m2) 1.31054
惯性矩I (cm^4)
45.6
长度a(m)
惯性矩I (cm^4) 1
惯性矩I (cm^4) 5666ห้องสมุดไป่ตู้
长度a(m) 2.1
惯性矩I (cm^4) 7403
长度l(m) 4
最大挠度fB(mm) -2.975630452
外力P(N) 6860
长度l(m) 3.7
最大挠度fB(mm) 0
外力q(N/m)
长度l(m)
最大挠度fB(mm) 0
外力P(N)
长度l(m)
最大挠度fB(mm) 0
外力P(N)
长度l(m) 1
q
q A f B
最大挠度fB(mm) 0
风荷载标准值Wk(kN/m2) 0.9361
基本风压Wo(kN/m2) 0.55
风振系数β z 2.3
体型系数μ s 1
风高系数μ z 0.74
雪荷载标准值Sk(kN/m2) 0
屋面积雪分布系数μ r
基本雪压So
玻璃自重(kN) 0.4608
玻璃长(m) 1
玻璃宽(m) 1
玻璃厚(mm) 18
水平地震标准值(kN/m2) 0.18
动力放大系数β e 5
影响系数最大值α max 0.08
预应力梁计算书
预应力梁设计计算书本工程经对比选择屋面⑩轴梁作为设计控制预应力梁。
一、梁截面几何特证：（图一）B=450mm H=1500mm未移轴前：y 1=y 2=750mm断面有效面积A=450×1500=675000mm 2 截面惯性矩(未移轴前)： I=121BH 3=121×450×15003=1.26×1011mm 4截面静矩(未移轴前)：w 1=w 2=1y I =2y I =7501026.111 =168750000mm 3二、计算简图：（图二）梁的○J 轴端作为预应力的张拉端，○D 轴端作为张拉固定端，梁中预应力钢绞线在梁中拐点B 取在离○J 轴线2.0m 处。
孔道成型用预应力塑料波纹管，采用低松驰预应力钢绞线，其强度标准值为f ptk =1860Mpa 。
1.跨中截面所需预应力筋数量验算： 1.1有关参数：1.1.1按规范规定预应力梁采用钢绞线作为预应力钢筋时，混凝土强度等级不宜低于C40。
（GB50010-2002的4.1.2条），其砼轴心抗拉强度标准值f tk =2.39N/mm 2。
1.1.2预应力张控控制应力（后张法）бcon=0.7f ptk =0.7×1860=1302Mpa 。
1.1.3预应力产生的法向应力бpc =0.8бcon=0.8×1302=1041.6Mpa 。
1.1.4由截面设计弯矩包络图取最大弯矩M max =3657KN.m=3657×106N ·mm 。
1.1.5砼构件截面抵抗塑性影响系数r=1.75(查表而得)。
1.1.6在预应力梁中点C 截面处预应力对梁截面重心的偏心矩e p 取750-100=650mm 1.1.7每根钢绞线截面面积(按产品规格)A p1=140mm 2。
1.2估算钢绞线预应力筋的总面积：A p ≥==3148.15mm 2初选4-6φs 15.24的预应力钢绞线其实际面积A P =4×6×140=3360mm 2＞3148.15mm 2（满足）1.3预应力钢绞线布置：(见图三，图四)原非预应力钢筋，请按原设计《结施》图上的要求配置。
3、T梁上拱度表(编公式,输入参数即可)
•
cH
2
d2 Bd
(B hc
c)
④
y2 H y1
⑤
y1为梁顶至中性轴的距离， y2为梁底至中性轴的距离
输入梁体参数
f1中钢 束股数
9
f2中钢 束股数
8
f3中钢 束股数
A（梁体计
8
算截面
积）
B（cm） 180 c（cm） 60 d（cm） 20 H（cm） 175 h（cm）
EL1(cm) 125.113 EL2(cm) 98.413 EL3(cm) 49.057 L1(cm) 10
20.1572
mm
11.5848 mm 。
梁上拱度有两部分组成：一是由梁体自身产
0.7648 m2 混凝土自重 27 KN/m3
155
梁长（m）
24.6
10
每束张拉控制力 （Mpa）
195.5
( y1 d ) 3 ]
⑥
pa
应力束均位于中性轴之下，计算N2、N3预 0.528616
1.75950E+06
1.56400E+06
1.56400E+06
参照《路 桥施工计 2挠度计 算
2.1预应力束产生的挠度计算
E= ####### Mpa= 3.50E+10
如：中性轴位于N1预应力束中间，计算N1预应力束产生的挠度时，采用公式（1）预应力束均位于中性轴之下，计算N2 应力束产生的挠度时e12= 0.81919
e21= 0.035056
e32= 0.91919
N预应力钢束位于中性轴位于之中，扰度I计算（按公式 ①）:
f1=
0.0018 m=
N预应力钢束位于中性轴位于之下，扰度I计算（按公式 ②）:
构件挠度、裂缝变形允许值
构件挠度、裂缝变形允许值《混凝土结构设计规范》3.4.3钢筋混凝土受弯构件的最大挠度应按荷载的准永久组合，预应力混凝土受弯构件的最大挠度应按荷载的标准组合，并均应考虑荷载长期作用的影响进行计算，其计算值不应超过表3．4．3规定的挠度限值。
表3．4．3受弯构件挠度限值注：1 表中L0为构件的计算跨度；计算悬臂构件的挠度限值时，其计算跨度L0按实际悬臂长度的2倍取用；2 表中括号内的数值适用于使用上对挠度有较高要求的构件；3 如果构件制作时预先起拱，且使用上也允许，则在验算挠度时，可将计算所得的挠度值减去起拱值；对预应力混凝土构件，尚可减去预加力所产生的反拱值；4 构件制作时的起拱值和预加力所产生的反拱值，不宜超过构件在相应荷载组合作用下的计算挠度值。
3．4．5 结构构件应根据结构类型和本规范第3．5．2条规定的环境类别，按表。
3．4．5的规定选用不同的裂缝控制等级及最大裂缝宽度限值ωlim注：1 对处于年平均相对湿度小于60％地区一类环境下的受弯构件，其最大裂缝宽度限值可采用括号内的数值；2 在一类环境下，对钢筋混凝土屋架、托架及需作疲劳验算的吊车梁，其最大裂缝宽度限值应取为0．20mm；对钢筋混凝土屋面梁和托梁，其最大裂缝宽度限值应取为0．30mm；3 在一类环境下，对预应力混凝土屋架、托架及双向板体系，应按二级裂缝控制等级进行验算；对一类环境下的预应力混凝土屋面梁、托梁、单向板，应按表中二a类环境的要求进行验算；在一类和二a类环境下需作疲劳验算的预应力混凝土吊车梁，应按裂缝控制等级不低于二级的构件进行验算；4 表中规定的预应力混凝土构件的裂缝控制等级和最大裂缝宽度限值仅适用于正截面的验算；预应力混凝土构件的斜截面裂缝控制验算应符合本规范第7章的有关规定；5 对于烟囱、筒仓和处于液体压力下的结构，其裂缝控制要求应符合专门标准的有关规定；6 对于处于四、五类环境下的结构构件，其裂缝控制要求应符合专门标准的有关规定；7 表中的最大裂缝宽度限值为用于验算荷载作用引起的最大裂缝宽度。
预应力钢-混凝土组合梁挠度计算
第 ２ ７卷 第 ３期 ２ ０ １ ３年 ５月
山 东 理 工 大 学 学 报（ 自 然 科 学 版）
ｏ ｕ ｒ ｎ ａ ｌ ｏ ｆ Ｓ ｈ ａ ｎ ｄ ｏ ｎ ｇ Ｕｎ ｉ ｖ ｅ ｒ ｓ ｉ ｔ ｙ ｏ ｆ Ｔｅ ｃ ｈ ｎ ｏ ｌ ｏ ｇ ｙ （ Ｎａ ｔ ｕ ｒ ａ ｌ Ｓ ｃ ｉ ｅ ｎ ｃ ｅ Ｅ ｄ ｉ ｔ ｉ ｏ ｎ ）
ｂｅ ａ ｍｓ ，ａ ｎ ｄ ｃ ｏ ｎｓ ｉ ｄ ｅ ｒ ｉ ｎｇ ｓ ｌ ｉ ｐ ｏ ｆ ｃ ｏｎ ｃ ｒ ｅ ｔ ｅ ｐｌ ａ ｎｅ，ｔ ｅ ｎｓ ｉ ｏ ｎ ｉ ｎ ｃ ｒ ｅ ｍｅ ｎｔ ｏ ｆ ｐ ｒ ｅ ｓ ｔ ｒ ｅ ｓ ｓ ｉ ｎ ｇ ｓ ｔ ｒ ａ ｎｄ，ａ ｎ ｄ ｉ ｎ —
预拱度的计算
3。
5挠度、预拱度的计算一、变形（挠度）计算的目的与要求桥梁上部结构在荷载作用下将产生挠曲变形，使桥面成凹形或凸形,多孔桥梁甚至呈波浪形。
因此设计钢筋混凝土受弯构件时，应使其具有足够的刚度，以免产生过大的变形，影响结构的正常使用.过大的变形将影响车辆高速平稳的运行，并将导致桥面铺装的迅速破坏；车辆行驶时引起的颠簸和冲击，会伴随有较大的噪音和对桥梁结构加载的不利影响；构件变形过大，也会给人们带来不安全感。
变形验算是指钢筋混凝土桥梁以汽车荷载（不计冲击力）计算的上部结构最大竖向挠度，不应超过规定的允许值。
《公桥规》对最大竖向挠度的限值规定如下表：钢筋混凝土梁桥允许的挠度值注：1。
此处L为计算跨径,L1为悬臂长度;2.荷载在一个桥跨范围内移动产生正负不同的挠度时，计算挠度应为其正负挠度的最大绝对值之和。
二、刚度和挠度计算桥梁的挠度，根据产生原因可分成永久作用（结构自重力、桥面铺装、预应力、混凝土徐变和收缩作用等）产生的和可变作用（汽车、人群）产生的两种.永久作用产生的挠度是恒久存在的且与持续的时间有关，可分为短期挠度和长期挠度.可变作用产生的挠度是临时出现的，在最不利的作用位置下，挠度达到最大值,随着可变作用位置的移动，挠度逐渐减小，一旦可变作用离开桥梁，挠度随即消失。
永久作用产生的挠度并不表征结构的刚度特性，通常可以通过施工时预设的反向挠度(即预拱度）来加以抵消，使竣工后的桥梁达到理想的设计线形。
可变作用产生的挠度，使梁产生反复变形，变形的幅度越大，可能发生的冲击和振动作用也越强烈，对行车的影响也越大。
因此，在桥梁设计中，需要通过验算可变作用产生的挠度以体现结构的刚度特性。
钢筋混凝土和预应力混凝土受弯构件,在正常使用极限状态下的挠度，可根据给定的构件刚度用结构力学的方法来计算。
对于均布荷载作用下的简支梁，跨中最大挠度值为：4224553844848ql Ml Ml f EI EI b=⋅=⋅=⋅ （1）钢筋混凝土构件220()[1()]cr cr s s cr B B M M B M M B =+-0cr tk M f W γ=； 002/S W γ=(2）预应力混凝土构件1） 全预应力混凝土和A 类预应力混凝土构件 000.95B EI =2） 允许开裂的B 类预应力混凝土构件在开裂弯矩cr M 作用下： 000.95B EI =在（s cr M M -）作用下:cr cr B EI =开裂弯矩： 0()cr pc tk M f W σγ=+受弯构件在使用阶段的挠度应考虑荷载长期效应的影响（长期挠度），即按荷载短期效应计算的挠度值,乘以挠度长期增长系数0η，可按下列规定取值：当采用C40及以下混凝土时，0 1.60η=；当采用C40～C80混凝土时,0 1.45~1.35η=,中间强度等级可按直线内插取用.三、预拱度钢筋混凝土受弯构件预拱度可按下列规定设置：1） 荷载短期效应组合并考虑荷载长期效应影响产生的长期挠度不超过L/1600时，可不设预拱度;2） 不符合上述规定则应设预拱度,预拱度值应按结构自重和1/2可变荷载频遇值计算的长期挠度值之和采用。
简述预制24 米跨预应力混凝土折线型屋架静载试验与挠度计算
简述预制24 米跨预应力混凝土折线型屋架静载试验与挠度计算作者：刘勇来源：《中国房地产业》 2018年第17期【摘要】通过试验和分析，简要介绍屋架静载试验的基本情况，根据实测结果与理论计算数据的比较，验证屋架实际受力状况与计算模型的差别，探讨桁架杆件弹性模量计算。
【关键词】屋架；弹性模量；挠度；桁架1、工程基本概况黄花工业生产基地1# 车间是由湖南省电子工程设计院有限公司设计的两跨单层工业厂房，其屋架为现场叠层预制24 米跨预应力混凝土折线型屋架。
该屋架下弦杆混凝土设计强度等级为C55，因其留置试块有两组未达到设计强度，为确保该混凝土构件的质量能满足使用要求，湖南永鑫人防机电设备有限公司委托长沙市建设工程质量检测中心对屋架进行试验检测。
2、试验目的和要求根据委托方要求，本试验为标准荷载作用下的非破坏性检验，检测预制24 米跨预应力折线型屋架在正常使用状态短期荷载（标准荷载）作用下是否满足现行规范的正常使用极限状态的要求。
3、检测依据《预制混凝土构件质量检验评定标准》GBJ321-90《混凝土结构试验方法标准》GB50152-92《混凝土结构设计规范》GB50010-2002《混凝土结构工程施工质量验收规范》GB50204-2002国家建筑标准设计图集 04G415-1设计方提供的图纸4、现场静载试验检测4.1 资料收集收集设计图纸、施工与试件制作记录等资料。
4.2 结构构件外观检查对构件的跨度、截面、钢筋的位置等实际尺寸及初始挠曲、变形、原始裂缝、缺陷等作详细记录，绘制详图。
4.3 构件的安装就位和试验装置根据《混凝土结构工程施工质量验收规范》（GB50204-2002），试验结构构件的支承方式、支撑等条件和受力状况应符合设计要求，试验布置不应分担构件承受的试验荷载，不妨碍构件变形自由发展，且应有足够刚度。
试验布置将两榀屋架平列正位，屋架支座采用钢筒，安放在厂房独立柱基杯口边砼上，两边支座经水准仪找平在同一标高位置，同时，根据设计要求，设置侧向支承，两榀屋架采用水平支撑连接，靠近抗风柱一侧用钢筋与屋架上弦焊接连接，已防止构件受力后产生侧向弯曲和倾倒，同时，侧向支承应不妨碍构件在其平面内的位移，试验过程中应注意人身和仪表安全，防止构件破坏时试验设备及构件坍塌。
规范长期挠度
大跨连续刚构桥预应力混凝土箱梁的长期挠度预测探讨提高对混凝土收缩徐变的长期挠度预测精度，是大跨度桥梁设计中要解决的一个关键问题。
根据已测得的虎门大桥连续刚构桥挠度长期观测数据，建立有限元模型，分阶段对大跨连续刚构桥预应力混凝土箱梁的徐变变形进行理论分析。
探讨主梁上下缘应力差与结构徐变的关系。
拟用文献[1]提供的某主跨270m连续刚构桥挠度长期观测的实测数据，考虑新规范中的可变作用准永久值对理论徐变计算值进行验证，通过有限元分析对成桥后的长期徐变变形给出较准确的预测，并得出挠度长期增长系数，为此类桥梁的长期挠度预测提供依据。
（公路交通科技2007年24卷1期）全预应力混凝土梁的长期变形计算关于全预应力混凝土梁长期变形的设计计算问题，现行TB10002．3—99《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》中尚无明确条款。
对此，基于大型商用软件SOFISTIK的计算结果，重点研究了预应力度、混凝土强度等级以及综合配筋指标等设计参数对全预应力混凝土梁长期变形的影响，指出按《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范（2002送审稿）》和现行GB50010—2002《混凝土结构设计规范》的计算结果偏于不安全。
提出了全预应力混凝土梁的长期变形增长系数需按混凝土龄期分时段取值的设计建议。
（城市轨道交通研究-2006年6期）高强混凝土在长期荷载作用下的变形对两根高强钢筋高强混凝土梁和两根预应力高强混凝土梁在长期荷载作用下的变形进行了试验研究，同时用计算机对两种构件的长期变形进行了模拟分析，计算中考虑了弯曲变形，剪切变形和高强混凝土徐变及收缩的影响，与试验结果吻合良好，最后对长期变形的θ值提出了修正建议。
（工业建筑，2002年3期）预弯预应力混凝土受弯构件的挠度计算基于6根模型试验梁和1根足尺实梁的试验结果，对预弯梁的挠度计算问题进行了探讨，给出了与现行桥规中挠度计算方法相一致的计算公式，以便于设计应用，计算结果与试验值吻合较好。