淮河大桥桥面板验算报告
1工程概况
1.1概述
淮南市淮河大桥是一座公铁两用特大桥，自1982年建成通车以来，随着地方交通运输业的发展，过桥车流量有很大的提高，而且淮南市作为一个煤炭出产基地，在公路运输中出现了大量的超重车辆；同时随着桥梁使用年限的增长，结构材料的老化和使用功能的退化问题也逐渐突显出来。主桥行车道板原设计为2.7×3.6m 或1.4×3.6m 预制板，以螺栓连接于钢纵梁上，其后现浇40~50cm湿接缝，形成长约32m 、宽11.7m 的整块行车道板。
根据《城市桥梁养护技术规范》(CJJ 99-2003)，通过对淮河大桥公路桥详细检查，由于主桥行车道板病害较严重，该桥最终评定为“不合格级”， 主桥行车道板主要存在的病害有：
（1）主桥行车道板底出现多条横向裂缝，缝宽0.10mm~0.50mm，部分裂缝贯通； （2）湿接缝处混凝土挤压破损，脱落；
（3）伸缩缝处主桥行车道板大面积挤压破坏，局部呈蜂窝状。 1.2主要设计标准
（1）设计荷载：公路—I 级； （2）检算依据
1）《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2004），简称“公桥规”；
2）《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2004），简称“公
预规”。
1.3主要材料 （1）混凝土
主桥行车道板强度差异较大，其强度推定值在30.1MPa~53.8MPa之间，共检测35构件，其中24个小于设计C40要求；因此混凝土取用C30混凝土。
（2）钢筋
钢筋：主筋采用HRB335钢筋，相关材料参数见表3-2 （1）混凝土力学指标
混凝土力学指标表 表3-1
（2）钢筋力学指标
钢筋力学指标表 表3-2
5、截面尺寸
主桥面板及钢纵梁截面类型如图3-1所示：
图3-1 主桥面板剖面图
其中钢纵梁截面特征值如图3-2所示：
图3-2 钢纵梁截面特征值
2计算依据及计算参数选取
2.1计算模型选取
根据主桥桥面板布置形式，假定主桁架及横梁刚度极大的情况下，取其中连续32m 板进行计算。计算模型采用梁单元模拟钢纵梁与板单元模拟桥面板形成空间体系，采用桥梁结构分析程序MIDAS/Civil2006来计算。 2.2计算荷载 2.2.1恒载
钢纵梁断面面积按构件实际截面计入；主桥面板按照实际厚度计入； 钢筋混凝土容重γ=26kN/m3； 钢筋容重γ=78.5kN/m3。
2.2.2温度作用
1) 体系温差
结构整体温度变化按桥位处最高和最低温度确定，按照规范规定，本地区属于温热地区。考虑到实际温度大于计算温度，本次验算按照升降温25℃考虑。
2) 温度梯度
主梁结构温度梯度按《公路桥涵设计通用规范》JTGD60-2004的温度梯度曲线确定。 2.2.3活载
公路－I 级，按2车道考虑。
冲击系数，总体计算按《公路桥涵设计通用规范》JTGD60-2004 第4.3.2条计算。 2.2.4收缩徐变
假设为野外一般条件，混凝土龄期按照28天考虑，成桥后考虑十年徐变影响；计算方法按照规范规定公式进行。 2.3计算工况及验算内容 2.3.1计算工况
1) 承载能力极限状态
基本组合：1.0×[（1.2×恒载+1.0×收缩徐变）+1.4×汽车（含汽车冲击力）] 2) 正常使用极限状态
长期效应组合：恒载+收缩徐变+0.4×汽车（不含冲击力）+0.8×温度影响 短期效应组合：恒载+收缩徐变+0.7×汽车（不含冲击力）+0.8×温度影响 2.3.2验算内容
从现场检测发现，主桥行车道板底出现多条横向裂缝；因此，对结构进行承载能力极限状态正截面抗弯强度验算，按照规范JTG D60-2004第5.1.5条规定进行；
并正常使用极限状态短期荷载效应组合并考虑长期荷载效应影响下计算裂缝宽度验算，按照规范JTG D62-2004第6.4.1～6.4.3条规定进行；
按照规范JTG D60-2004第6.5.3条规定进行结构挠度验算，结构长期挠度值需控制在L/600以内。
3主桥面板结构计算
根据主桥桥面板布置形式，取其中连续32m 板进行计算。 3.1计算模型
采用MIDAS/Civil2006建立计算模型如下：
图3.3 计算几何模型
图3.4 计算模型消隐图
全桥共分为1050个单元，667个节点。 边界条件按照设计图纸分别模拟。
3.2计算结果分析
3.2.1钢纵梁及主桥面板整体挠度计算
计算模型采用梁单元模拟钢纵梁与板单元模拟桥面板形成空间体系，进行整体挠度验算。按照规范JTG D60-2004第6.5.3条进行计算，受弯构件按照荷载短期效应组合下结构变形图如图3.5所示。
图3.5短期效应组合下结构变形图
取短期效应组合下结构变形最大的左2#纵梁进行挠度验算，现列出左2#纵梁在短期效应组合下、在自重下及在消除自重下的结构位移表。（如表3-3）
各种工况下左2#纵梁的结构位移表 表3-3
由表3-3，左2#纵梁的最大长期挠度值W l max =7.912mm，此处自重作用下挠度值为W G =0.893mm。
W Q =W l max -W G =7.912-0.893=7.02mm
最大竖向挠度×长期增长系数=W Q ⨯ηθ=7.02×1.6＝12.23mm
3.2.2承载能力极限状态下主梁正截面抗弯强度验算
从现场检测发现，钢纵梁与主桥面板在螺栓连接处存在大量横向贯穿裂缝，钢纵梁与主桥面板的连接已不再可靠，考虑两者之间为只受压单元连接进行内力分析。
通过挠度计算分析提取结果，进一步验算主桥面板在强制位移下的正截面抗弯强度。按照规范JTG D60-2004第5.1.5条和第5.2.1条规定进行承载能力极限状态下主梁正截面抗弯强度验算。
1）最不利组合下主桥面板弯矩内力图
图3.6最不利组合下弯矩内力图
如图3-6所示，最不利组合下主桥面板最大弯矩出现在1#、4#跨对应的左2#和右2#板跨中；其中最大弯矩M j =26.2KN·M 。
通过桥梁博士进行截面设计验算（结果见附表3-4）。
桥梁博士进行截面设计验算 表3-4
下面对表3-4中计算进行复核。
已知在跨中，受拉钢筋9Ф10的面积为706.8mm ，受压钢筋8Ф10的面积为628.3mm
2
2
f sd =195MPa ，由钢筋布置h 0=150-40=110mm
1）求受压区高度x （单位：mm ）
f A 195⨯706.8x =sd s ==6.2
f cd b 11.74⨯1900
2) 正截面抗弯承载力
x ⎫6.2⎫⎛⎛''M u =f cd bx h 0-⎪+f 'A (h -a ) =11.74⨯1900⨯6.2⨯110-s d S 0s ⎪+195⨯628.3⨯70=23.4KN ∙M 22⎝⎭⎝⎭
M j =26.2KN·M ＞Mu =23.4KN·M 。
因此，承载能力极限状态下主桥面板抗弯不满足规范要求。
3.2.3正常使用极限状态最大裂缝宽度计算
1) 最大裂缝宽度验算
考虑到板底多处出现露筋及钢筋锈蚀，并参考检测报告，按《公路桥涵养护规范》（JTG H11-2004）表3.5.2－2“推荐的桥梁各部件权重及综合评定方法”及表3.5.2－3“桥梁技术状况评定标准”评定桥梁的技术状况，对钢筋的检算面积按0.9倍的设计面积折减取值。根据JTG D62-2004第6.4.1～6.4.3条，按近似矩形钢筋混凝土构件计算，其最大裂缝宽度可按下式计算：
W fk =c 1c 2c 3
1）c 1─考虑钢筋表面形状的系数，c 1取1.0；
荷载短期效应组合弯矩计算值为：
M s =M G +ϕ11⨯M Q 1+ϕ12⨯M Q 2
=21.3 kN•m
荷载长期效应组合弯矩计算值为：
M l =M G +ϕ21⨯M Q 1+ϕ22⨯M Q 2δss ⎛30+1.3d ⎫ ⎪E s ⎝0.28+10ρ⎭
=17.7kN•m M 17.7系数c 2=1+0.5l =1+0.5⨯=1.42 M s 21.3
2）c 1─考虑钢筋表面形状的系数，取1.0；
3）c 3─与构件受力性质有关的系数，由于该桥为受弯构件，所以取1.0；
4）d ─纵向钢筋的直径，d =10mm ；
5）ρ─纵向受拉钢筋配筋率；
A 706.8⨯0.9ρ=s ==0.022 bh 01920⨯110
6） σss ─由作用短期效应组合引起的开裂截面纵向受拉钢筋在使用荷载作用下的应力
（MPa ）；
11
δss =M s 21.3==389.9MPa 0.87h 0A S 0.87⨯110⨯706.8⨯0.9
5E ─2.0⨯10MPa ； s 7）钢筋弹性模量（MPa ），
将各项代入公式得：
389.9⎛30+10⎫⨯ ⎪=0.222mm 52.0⨯10⎝0.28+10⨯0.022⎭
由以上结果可以知，在正常使用极限状态下，最大裂缝为0.222mm ，不满足规范W fk =1.0⨯1.42⨯1.0⨯JTG D62-2004第6.4.2条的要求。
5计算小结
通过主桥面板的详细验算，可以得出如下结论：
1、正截面抗弯承载力验算： M j =26.2KN〃M ＞Mu =23.4KN〃M ，富余量为
－11.97%。模型计算中主桥面板高度采用设计值150mm ；检测过程中发现，板底多处出现露筋、板腹砼保护层厚度偏小，局部砼脱落呈蜂窝状，主桥面板实际高度不足150mm ；且主桥面板与钢纵梁在锚栓连接位置截面削弱很大。因此，在承载能力极限状态下主梁正截面抗弯强度不能满足规范要求。
2、通过正常使用极限状态最大裂缝宽度计算，发现在正常使用极限状态下，最大裂缝为0.222mm ，不满足规范JTG D62-2004第6.4.2条的要求。
3、通过挠度的计算表明：最大竖向挠度×长期增长系数=W Q ⨯ηθ=7.02×1.6＝12.23mm
主桥行车道板主要病害原因分析：
（1）通过计算表明：该桥的长期挠度值符合规范要求，但计算挠度很接近规范限制，结构刚度（特别是钢纵梁）偏小，导致主桥面板变形过大，在承载能力极限状态下主梁正截面抗弯强度不能满足。主桥面板与钢纵梁采用锚栓连接，内填M20水砂浆在长期荷载作用下局部脱空，连接方式不合理，使得锚栓支撑连接失效，且螺栓布置在同一断面，连接部的截面损失较大，应力集中导致板底开裂，并出现多条横向裂缝，部分裂缝贯通；
12
（2）伸缩缝处采用钢梳齿板型，现场检测发现伸缩缝处板端跳车严重，当桥面板受到汽车荷载作用时，因局部冲击力过大，（远大于模型计算中冲击系数取值为0.2），从而导致伸缩缝处锚固件薄弱造成松动，出现整个钢板脱落，引起伸缩装置失效，桥面板在温度荷载和活载的作用下反复变形过大；导致主桥行车道板在伸缩缝处出现大面积挤压破坏，局部呈蜂窝状。
（3）查阅相关设计文件，湿接缝处未采用无收缩混凝土，且检测发现湿接缝处混凝土强度偏低，在长期活载作用下，导致主桥面板在湿接缝处挤压破损严重；
（4）由现场调查发现，主桥行车道板底出现多条横向裂缝，缝宽0.10mm~0.50mm，部分裂缝贯通。且裂缝多分布于主桥面板的跨中板腹，其中1#，4#跨相对较严重（见附表3），这与主桥面板弯矩计算和最大裂缝宽度计算结果相吻合。进一步验证了上述计算和原因分析。
最不利组合下弯矩内力图
（5）计算取用活载按公路－I 级，按2车道考虑。由现场交通量调查了解发现，矿区车辆超载现象严重，常有100多吨超载车辆从该桥驶过，加剧了病害的产生和发展。
根据检算结果和现场实地检测，提出如下建议：
（1）进行限载15吨、限速20Km/h通行，禁止车辆、行人停滞、聚集桥面；
（2）运营期间采用适当措施，保持桥面平整、清洁，避免造成过大的行车冲击；
（3）按照桥梁养护规范的有关规定，做好对桥梁的定期检查和日常维护工作；
（4）运营期间应特别注意对主梁裂缝、线形变化的观测，如发现异常现象，应及时采取措施；
建议在业主组织下迅速采取措施对主桥进行加固整治，确保桥梁长期运营的安全性、耐久性，延长其使用寿命。
淮河大桥桥面板验算报告
1工程概况
1.1概述
淮南市淮河大桥是一座公铁两用特大桥，自1982年建成通车以来，随着地方交通运输业的发展，过桥车流量有很大的提高，而且淮南市作为一个煤炭出产基地，在公路运输中出现了大量的超重车辆；同时随着桥梁使用年限的增长，结构材料的老化和使用功能的退化问题也逐渐突显出来。主桥行车道板原设计为2.7×3.6m 或1.4×3.6m 预制板，以螺栓连接于钢纵梁上，其后现浇40~50cm湿接缝，形成长约32m 、宽11.7m 的整块行车道板。
根据《城市桥梁养护技术规范》(CJJ 99-2003)，通过对淮河大桥公路桥详细检查，由于主桥行车道板病害较严重，该桥最终评定为“不合格级”， 主桥行车道板主要存在的病害有：
（1）主桥行车道板底出现多条横向裂缝，缝宽0.10mm~0.50mm，部分裂缝贯通； （2）湿接缝处混凝土挤压破损，脱落；
（3）伸缩缝处主桥行车道板大面积挤压破坏，局部呈蜂窝状。 1.2主要设计标准
（1）设计荷载：公路—I 级； （2）检算依据
1）《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60-2004），简称“公桥规”；
2）《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62-2004），简称“公
预规”。
1.3主要材料 （1）混凝土
主桥行车道板强度差异较大，其强度推定值在30.1MPa~53.8MPa之间，共检测35构件，其中24个小于设计C40要求；因此混凝土取用C30混凝土。
（2）钢筋
钢筋：主筋采用HRB335钢筋，相关材料参数见表3-2 （1）混凝土力学指标
混凝土力学指标表 表3-1
（2）钢筋力学指标
钢筋力学指标表 表3-2
5、截面尺寸
主桥面板及钢纵梁截面类型如图3-1所示：
图3-1 主桥面板剖面图
其中钢纵梁截面特征值如图3-2所示：
图3-2 钢纵梁截面特征值
2计算依据及计算参数选取
2.1计算模型选取
根据主桥桥面板布置形式，假定主桁架及横梁刚度极大的情况下，取其中连续32m 板进行计算。计算模型采用梁单元模拟钢纵梁与板单元模拟桥面板形成空间体系，采用桥梁结构分析程序MIDAS/Civil2006来计算。 2.2计算荷载 2.2.1恒载
钢纵梁断面面积按构件实际截面计入；主桥面板按照实际厚度计入； 钢筋混凝土容重γ=26kN/m3； 钢筋容重γ=78.5kN/m3。
2.2.2温度作用
1) 体系温差
结构整体温度变化按桥位处最高和最低温度确定，按照规范规定，本地区属于温热地区。考虑到实际温度大于计算温度，本次验算按照升降温25℃考虑。
2) 温度梯度
主梁结构温度梯度按《公路桥涵设计通用规范》JTGD60-2004的温度梯度曲线确定。 2.2.3活载
公路－I 级，按2车道考虑。
冲击系数，总体计算按《公路桥涵设计通用规范》JTGD60-2004 第4.3.2条计算。 2.2.4收缩徐变
假设为野外一般条件，混凝土龄期按照28天考虑，成桥后考虑十年徐变影响；计算方法按照规范规定公式进行。 2.3计算工况及验算内容 2.3.1计算工况
1) 承载能力极限状态
基本组合：1.0×[（1.2×恒载+1.0×收缩徐变）+1.4×汽车（含汽车冲击力）] 2) 正常使用极限状态
长期效应组合：恒载+收缩徐变+0.4×汽车（不含冲击力）+0.8×温度影响 短期效应组合：恒载+收缩徐变+0.7×汽车（不含冲击力）+0.8×温度影响 2.3.2验算内容
从现场检测发现，主桥行车道板底出现多条横向裂缝；因此，对结构进行承载能力极限状态正截面抗弯强度验算，按照规范JTG D60-2004第5.1.5条规定进行；
并正常使用极限状态短期荷载效应组合并考虑长期荷载效应影响下计算裂缝宽度验算，按照规范JTG D62-2004第6.4.1～6.4.3条规定进行；
按照规范JTG D60-2004第6.5.3条规定进行结构挠度验算，结构长期挠度值需控制在L/600以内。
3主桥面板结构计算
根据主桥桥面板布置形式，取其中连续32m 板进行计算。 3.1计算模型
采用MIDAS/Civil2006建立计算模型如下：
图3.3 计算几何模型
图3.4 计算模型消隐图
全桥共分为1050个单元，667个节点。 边界条件按照设计图纸分别模拟。
3.2计算结果分析
3.2.1钢纵梁及主桥面板整体挠度计算
计算模型采用梁单元模拟钢纵梁与板单元模拟桥面板形成空间体系，进行整体挠度验算。按照规范JTG D60-2004第6.5.3条进行计算，受弯构件按照荷载短期效应组合下结构变形图如图3.5所示。
图3.5短期效应组合下结构变形图
取短期效应组合下结构变形最大的左2#纵梁进行挠度验算，现列出左2#纵梁在短期效应组合下、在自重下及在消除自重下的结构位移表。（如表3-3）
各种工况下左2#纵梁的结构位移表 表3-3
由表3-3，左2#纵梁的最大长期挠度值W l max =7.912mm，此处自重作用下挠度值为W G =0.893mm。
W Q =W l max -W G =7.912-0.893=7.02mm
最大竖向挠度×长期增长系数=W Q ⨯ηθ=7.02×1.6＝12.23mm
3.2.2承载能力极限状态下主梁正截面抗弯强度验算
从现场检测发现，钢纵梁与主桥面板在螺栓连接处存在大量横向贯穿裂缝，钢纵梁与主桥面板的连接已不再可靠，考虑两者之间为只受压单元连接进行内力分析。
通过挠度计算分析提取结果，进一步验算主桥面板在强制位移下的正截面抗弯强度。按照规范JTG D60-2004第5.1.5条和第5.2.1条规定进行承载能力极限状态下主梁正截面抗弯强度验算。
1）最不利组合下主桥面板弯矩内力图
图3.6最不利组合下弯矩内力图
如图3-6所示，最不利组合下主桥面板最大弯矩出现在1#、4#跨对应的左2#和右2#板跨中；其中最大弯矩M j =26.2KN·M 。
通过桥梁博士进行截面设计验算（结果见附表3-4）。
桥梁博士进行截面设计验算 表3-4
下面对表3-4中计算进行复核。
已知在跨中，受拉钢筋9Ф10的面积为706.8mm ，受压钢筋8Ф10的面积为628.3mm
2
2
f sd =195MPa ，由钢筋布置h 0=150-40=110mm
1）求受压区高度x （单位：mm ）
f A 195⨯706.8x =sd s ==6.2
f cd b 11.74⨯1900
2) 正截面抗弯承载力
x ⎫6.2⎫⎛⎛''M u =f cd bx h 0-⎪+f 'A (h -a ) =11.74⨯1900⨯6.2⨯110-s d S 0s ⎪+195⨯628.3⨯70=23.4KN ∙M 22⎝⎭⎝⎭
M j =26.2KN·M ＞Mu =23.4KN·M 。
因此，承载能力极限状态下主桥面板抗弯不满足规范要求。
3.2.3正常使用极限状态最大裂缝宽度计算
1) 最大裂缝宽度验算
考虑到板底多处出现露筋及钢筋锈蚀，并参考检测报告，按《公路桥涵养护规范》（JTG H11-2004）表3.5.2－2“推荐的桥梁各部件权重及综合评定方法”及表3.5.2－3“桥梁技术状况评定标准”评定桥梁的技术状况，对钢筋的检算面积按0.9倍的设计面积折减取值。根据JTG D62-2004第6.4.1～6.4.3条，按近似矩形钢筋混凝土构件计算，其最大裂缝宽度可按下式计算：
W fk =c 1c 2c 3
1）c 1─考虑钢筋表面形状的系数，c 1取1.0；
荷载短期效应组合弯矩计算值为：
M s =M G +ϕ11⨯M Q 1+ϕ12⨯M Q 2
=21.3 kN•m
荷载长期效应组合弯矩计算值为：
M l =M G +ϕ21⨯M Q 1+ϕ22⨯M Q 2δss ⎛30+1.3d ⎫ ⎪E s ⎝0.28+10ρ⎭
=17.7kN•m M 17.7系数c 2=1+0.5l =1+0.5⨯=1.42 M s 21.3
2）c 1─考虑钢筋表面形状的系数，取1.0；
3）c 3─与构件受力性质有关的系数，由于该桥为受弯构件，所以取1.0；
4）d ─纵向钢筋的直径，d =10mm ；
5）ρ─纵向受拉钢筋配筋率；
A 706.8⨯0.9ρ=s ==0.022 bh 01920⨯110
6） σss ─由作用短期效应组合引起的开裂截面纵向受拉钢筋在使用荷载作用下的应力
（MPa ）；
11
δss =M s 21.3==389.9MPa 0.87h 0A S 0.87⨯110⨯706.8⨯0.9
5E ─2.0⨯10MPa ； s 7）钢筋弹性模量（MPa ），
将各项代入公式得：
389.9⎛30+10⎫⨯ ⎪=0.222mm 52.0⨯10⎝0.28+10⨯0.022⎭
由以上结果可以知，在正常使用极限状态下，最大裂缝为0.222mm ，不满足规范W fk =1.0⨯1.42⨯1.0⨯JTG D62-2004第6.4.2条的要求。
5计算小结
通过主桥面板的详细验算，可以得出如下结论：
1、正截面抗弯承载力验算： M j =26.2KN〃M ＞Mu =23.4KN〃M ，富余量为
－11.97%。模型计算中主桥面板高度采用设计值150mm ；检测过程中发现，板底多处出现露筋、板腹砼保护层厚度偏小，局部砼脱落呈蜂窝状，主桥面板实际高度不足150mm ；且主桥面板与钢纵梁在锚栓连接位置截面削弱很大。因此，在承载能力极限状态下主梁正截面抗弯强度不能满足规范要求。
2、通过正常使用极限状态最大裂缝宽度计算，发现在正常使用极限状态下，最大裂缝为0.222mm ，不满足规范JTG D62-2004第6.4.2条的要求。
3、通过挠度的计算表明：最大竖向挠度×长期增长系数=W Q ⨯ηθ=7.02×1.6＝12.23mm
主桥行车道板主要病害原因分析：
（1）通过计算表明：该桥的长期挠度值符合规范要求，但计算挠度很接近规范限制，结构刚度（特别是钢纵梁）偏小，导致主桥面板变形过大，在承载能力极限状态下主梁正截面抗弯强度不能满足。主桥面板与钢纵梁采用锚栓连接，内填M20水砂浆在长期荷载作用下局部脱空，连接方式不合理，使得锚栓支撑连接失效，且螺栓布置在同一断面，连接部的截面损失较大，应力集中导致板底开裂，并出现多条横向裂缝，部分裂缝贯通；
12
（2）伸缩缝处采用钢梳齿板型，现场检测发现伸缩缝处板端跳车严重，当桥面板受到汽车荷载作用时，因局部冲击力过大，（远大于模型计算中冲击系数取值为0.2），从而导致伸缩缝处锚固件薄弱造成松动，出现整个钢板脱落，引起伸缩装置失效，桥面板在温度荷载和活载的作用下反复变形过大；导致主桥行车道板在伸缩缝处出现大面积挤压破坏，局部呈蜂窝状。
（3）查阅相关设计文件，湿接缝处未采用无收缩混凝土，且检测发现湿接缝处混凝土强度偏低，在长期活载作用下，导致主桥面板在湿接缝处挤压破损严重；
（4）由现场调查发现，主桥行车道板底出现多条横向裂缝，缝宽0.10mm~0.50mm，部分裂缝贯通。且裂缝多分布于主桥面板的跨中板腹，其中1#，4#跨相对较严重（见附表3），这与主桥面板弯矩计算和最大裂缝宽度计算结果相吻合。进一步验证了上述计算和原因分析。
最不利组合下弯矩内力图
（5）计算取用活载按公路－I 级，按2车道考虑。由现场交通量调查了解发现，矿区车辆超载现象严重，常有100多吨超载车辆从该桥驶过，加剧了病害的产生和发展。
根据检算结果和现场实地检测，提出如下建议：
（1）进行限载15吨、限速20Km/h通行，禁止车辆、行人停滞、聚集桥面；
（2）运营期间采用适当措施，保持桥面平整、清洁，避免造成过大的行车冲击；
（3）按照桥梁养护规范的有关规定，做好对桥梁的定期检查和日常维护工作；
（4）运营期间应特别注意对主梁裂缝、线形变化的观测，如发现异常现象，应及时采取措施；
建议在业主组织下迅速采取措施对主桥进行加固整治，确保桥梁长期运营的安全性、耐久性，延长其使用寿命。