劉 寅

（重慶建工橋梁工程有限責(zé)任公司，重慶 400060）

使用狀態(tài)下預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁應(yīng)力限值分析

劉 寅

（重慶建工橋梁工程有限責(zé)任公司，重慶 400060）

以蘭樟田大橋為工程背景，運(yùn)用ANSYS進(jìn)行全過程空間仿真精細(xì)化數(shù)值分析，并與平面桿系軟件對比。結(jié)果指出，按《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》進(jìn)行持久狀況正常使用極限狀態(tài)下的抗裂驗算時，全預(yù)應(yīng)力混凝土在短期效應(yīng)組合下正截面可允許出現(xiàn)一定的拉應(yīng)力σst－0.8σpc≤0.1ftk；結(jié)合《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中混凝土二軸強(qiáng)度的拉 壓區(qū)間，當(dāng)拉力較大時，即使壓應(yīng)力水平不高，也有可能超出強(qiáng)度包絡(luò)造成混凝土破壞。故按《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》進(jìn)行抗壓驗算時，對于箱梁底板還應(yīng)補(bǔ)充滿足橫向正截面壓應(yīng)力限值條件σ≤0.6ftk。

強(qiáng)度準(zhǔn)則；數(shù)值分析；空間應(yīng)力；應(yīng)力限值

鋼筋混凝土梁橋的建造已有近百年歷史，經(jīng)過長期的實踐和理論研究，人們對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計理論的認(rèn)識已經(jīng)日漸成熟。連續(xù)剛構(gòu)橋梁更因其施工便利性、建造經(jīng)濟(jì)性以及行車舒適性等優(yōu)點，在我國發(fā)展迅猛。但同時也遇到諸多問題，實際運(yùn)營當(dāng)中突出表現(xiàn)為頂板、腹板開裂和跨中底板開裂下?lián)稀?/p>

國內(nèi)外對影響混凝土開裂的因素研究很多，也取得了不少成果，但對混凝土箱梁在多向受力情況下的應(yīng)力限值等問題研究得較少。我國現(xiàn)行的《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范》［1］JTG D62—2004（簡稱《公預(yù)規(guī)》）中所給出的混凝土強(qiáng)度均為混凝土在單向受力時的強(qiáng)度指標(biāo)。實際上，在眾多的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中，例如四邊支承的鋼筋混凝土雙向板、雙向或三向預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁等，混凝土都處于多軸復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下?；炷猎趶?fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下與單軸應(yīng)力狀態(tài)下的強(qiáng)度和變形性能差異很大?！豆A(yù)規(guī)》雖在個別問題（如局部承壓、間接箍筋柱）上考慮了混凝土強(qiáng)度的提高，但對于雙向或者三向預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁中的混凝土實際強(qiáng)度的取值及其強(qiáng)度儲備均未涉及。［2］

本文以蘭樟田大橋為工程背景，真實模擬其施工過程并反映使用狀態(tài)下病害產(chǎn)生的機(jī)理，探究正常使用階段內(nèi)力分布規(guī)律及正常使用狀況下的混凝土應(yīng)力限值。在此基礎(chǔ)上對比中外規(guī)范，運(yùn)用模型解決所關(guān)心的內(nèi)容，參考混凝土本構(gòu)關(guān)系和強(qiáng)度準(zhǔn)則，從混凝土應(yīng)力限值上解決混凝土頻繁開裂問題，精細(xì)化箱梁各部分應(yīng)力限值，期望給出一套完整清晰的具有創(chuàng)新和實際意義的混凝土應(yīng)力限值規(guī)定，對我國規(guī)范相關(guān)規(guī)定進(jìn)行補(bǔ)充和完善。

1 規(guī)范應(yīng)力限值對比

我國《公預(yù)規(guī)》和《鐵路規(guī)范》［3］均對于全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件規(guī)定不能出現(xiàn)正截面拉應(yīng)力（《鐵路規(guī)范》存在特種超載荷載短期作用允許出現(xiàn)拉應(yīng)力），而《美國規(guī)范》［4］并無全預(yù)應(yīng)力與部分預(yù)應(yīng)力構(gòu)件一說，只對某些具體的部位規(guī)定不能出現(xiàn)拉應(yīng)力。對于允許出現(xiàn)拉應(yīng)力構(gòu)件，《公預(yù)規(guī)》和《鐵路規(guī)范》以及《美國規(guī)范》相比幾乎是一樣的，《美國規(guī)范》比我國規(guī)范略嚴(yán)格，但差距極小。從《公預(yù)規(guī)》條文說明6.3.1可看到，其部分預(yù)應(yīng)力混凝土的應(yīng)力限值較《原公路規(guī)范》［5］要嚴(yán)格，在荷載組合I下高出約20%，在荷載組合II或III下高出約40%，但仍高于《美國規(guī)范》?！睹绹?guī)范》中非節(jié)段拼裝橋梁正常環(huán)境下的混凝土拉應(yīng)力限值為0.5，和《鐵路規(guī)范》允許出現(xiàn)拉應(yīng)力下的特種超載荷載短期作用相比，意義完全不同，但數(shù)值上很接近。

而對于正截面混凝土壓應(yīng)力，《原公路規(guī)范》比《公預(yù)規(guī)》正截面壓應(yīng)力在荷載組合I下高出約10%，在荷載組合II或III下高出約25%，差別相當(dāng)可觀。但《公預(yù)規(guī)》、《鐵路規(guī)范》和《美國規(guī)范》相差無幾。中國兩個規(guī)范均不區(qū)分現(xiàn)澆和預(yù)制，《美國規(guī)范》只有在節(jié)段拼裝橋的情況下，壓應(yīng)力略低。

2 正常使用極限狀態(tài)下應(yīng)力限值分析

依據(jù)《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》JTG D60—2004［6］，公路橋涵按正常使用極限狀態(tài)設(shè)計時，作用短期效應(yīng)組合為永久作用標(biāo)準(zhǔn)值效應(yīng)與可變作用頻遇值效應(yīng)的組合，其效應(yīng)組合表達(dá)式為：

具體符號含義參見該規(guī)范4.1.7款。

2.1 實例分析

蘭樟田大橋為41省道永嘉沙頭至上塘段中楠溪江大橋主橋，為40 m＋70 m＋40 m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋。凈橋?qū)?.5 m＋8 m＋0.5 m＝9 m，采用公路荷載 II級，整體升降溫25℃，按全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件計算主橋箱梁C55混凝土，橋墩C30混凝土，橋面鋪裝、欄桿采用荷載集度q＝74 k N／m；箱梁橋縱向束采用Φs15.2－12、用Φs15.2－9、用Φs15.2－7型，兩端張拉，標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度fpk＝1 860 MPa，錨下張拉控制應(yīng)力為σ＝0.72fpk；豎向預(yù)應(yīng)力鋼筋：直徑25 mm的精軋螺紋粗鋼筋，設(shè)計張拉噸位為327.5 k N。

大橋縱橋向節(jié)段布置如圖1：

圖1 中跨節(jié)段布置

2.2 狀態(tài)抗裂計算

該橋采用全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件計算并采取分段澆注施工，參照《公預(yù)規(guī)》6.3.1款，預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件進(jìn)行正截面抗裂驗算時，應(yīng)符合下列要求：

全預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件，在作用（荷載）短期效應(yīng)組合下

分段澆注或砂漿接縫的縱向分塊構(gòu)件

正截面抗裂性由平面桿系軟件計算時，結(jié)果如圖2、圖3所示。

可見短期效應(yīng)組合下，上緣最小壓應(yīng)力為0.12 MPa，下緣最小壓應(yīng)力為0.61 MPa，均未出現(xiàn)拉應(yīng)力。

圖2 短期效應(yīng)組合下主梁上緣最大拉應(yīng)力圖

圖3 短期效應(yīng)組合下主梁下緣最大拉應(yīng)力圖

選取兩個在短期效應(yīng)組合下受力最不利的典型節(jié)段：10′＃節(jié)段（邊支座節(jié)段）、9＃節(jié)段（中跨合龍段）進(jìn)行空間局部分析。其中10′＃節(jié)段上緣會出現(xiàn)最小壓應(yīng)力，9＃節(jié)段下緣會出現(xiàn)最小壓應(yīng)力。

短期效應(yīng)組合下最不利組合10′＃節(jié)段正截面應(yīng)力見圖4。

圖4 最不利短期效應(yīng)組合10′＃節(jié)段正截面應(yīng)力云圖

10′＃節(jié)段上緣無拉應(yīng)力出現(xiàn)。

對于9＃節(jié)段，最不利短期效應(yīng)組合下，下緣會出現(xiàn)最小壓應(yīng)力，其正截面應(yīng)力分布見圖5。

圖5 最不利短期效應(yīng)組合9＃節(jié)段正截面應(yīng)力云圖

2.3 抗壓計算

持久狀況下，參照《公預(yù)規(guī)》7.1.5款，使用階段預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件正截面壓應(yīng)力，應(yīng)符合下列規(guī)定：受壓區(qū)混凝土的最大壓應(yīng)力：

正截面抗壓由平面桿系軟件計算時，結(jié)果如圖6、圖7所示。

圖6 持久狀況正常使用極限狀態(tài)主梁正截面壓應(yīng)力圖（上緣）

圖7 持久狀況正常使用極限狀態(tài)主梁正截面壓應(yīng)力圖（下緣）

從圖中可見，標(biāo)準(zhǔn)組合下，上緣最大壓應(yīng)力為14.91 MPa，下緣最大壓應(yīng)力為11.82 MPa，均未超過按式（4）計算的壓應(yīng)力限值17.75 MPa，滿足正截面抗壓要求。

結(jié)合以上平面桿系軟件計算結(jié)果，筆者選取了主梁在標(biāo)準(zhǔn)組合下上、下緣受力最不利的典型截面：0＃、7＃節(jié)段進(jìn)行局部分析。

對于0＃節(jié)段上緣會出現(xiàn)最大壓應(yīng)力，正截面壓應(yīng)力如圖8所示。

圖8 持久狀況標(biāo)準(zhǔn)組合0＃節(jié)段正截面應(yīng)力云圖

對于7＃節(jié)段，最不利標(biāo)準(zhǔn)組合下，下緣會出現(xiàn)最大壓應(yīng)力，正截面壓應(yīng)力見圖9。

圖9 標(biāo)準(zhǔn)組合下7＃節(jié)段底板正截面應(yīng)力云圖

3 抗裂性分析

設(shè)計師在設(shè)計中往往參照平面桿系軟件計算所得到的結(jié)果。但由于剪力滯的存在，極有可能出現(xiàn)區(qū)域性應(yīng)力超出規(guī)范規(guī)定。

3.1 正截面拉應(yīng)力

從ANSYS模型提取出10′＃節(jié)段最不利數(shù)據(jù)（邊支座上緣），將活載效應(yīng)和溫度梯度效應(yīng)按式（1）進(jìn)行短期組合，數(shù)據(jù)整理如圖10。

圖10 短期效應(yīng)組合下10′＃節(jié)段上緣正截面拉應(yīng)力橫向分布圖

如圖，10′＃節(jié)段上緣由初等梁理論算得壓應(yīng)力為0.12 MPa，未出現(xiàn)拉應(yīng)力。而ANSYS計算所得的其最大壓應(yīng)力為0.195 MPa；最小壓應(yīng)力為0.067 MPa。

對于9＃節(jié)段，從模型提取出最不利數(shù)據(jù)（為中跨對稱軸下緣），按照式（1）進(jìn)行短期效應(yīng)組合，數(shù)據(jù)整理如圖11。

圖11 最不利短期效應(yīng)組合9＃節(jié)段下緣正截面拉應(yīng)力橫向分布圖

由圖可知，9＃下緣由初等梁理論算得壓應(yīng)力為0.61 MPa，未出現(xiàn)拉應(yīng)力。而由ANSYS計算所得的最大壓應(yīng)力為1.056 MPa；最小壓應(yīng)力為0.173 MPa。

3.2 正截面壓應(yīng)力

同理對于0＃節(jié)段，從模型提取出最不利活載、溫度梯度數(shù)據(jù)（0＃節(jié)段兩側(cè)上緣）進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)組合，數(shù)據(jù)整理如圖12。

圖12 標(biāo)準(zhǔn)組合0＃節(jié)段上緣正截面壓應(yīng)力橫向分布圖

由圖知，0＃節(jié)段上緣由初等梁理論算得壓應(yīng)力為14.91 MPa。而ANSYS計算所得的最大壓應(yīng)力為17.16 MPa＜0.4fck＝17.75 MPa；最小壓應(yīng)力為11.28 MPa

對于7＃節(jié)段，從模型提取出最不利活載、溫度梯度數(shù)據(jù)（靠近跨中一側(cè)下緣）進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)組合，數(shù)據(jù)整理如圖13所示。

圖13 標(biāo)準(zhǔn)組合7＃節(jié)段下緣正截面壓應(yīng)力橫向分布圖

由圖13可知，7＃節(jié)段下緣由初等梁理論算得壓應(yīng)力為11.82 MPa。ANSYS計算所得的最大壓應(yīng)力為11.97 MPa＜0.4fck＝17.75 MPa；最小壓應(yīng)力為11.68 MPa。

3.3 規(guī)范應(yīng)力限值討論

對于混凝土破壞準(zhǔn)則，國外學(xué)者從20世紀(jì)60年代開始研究并得出了簡潔適用的公示［7－13］。《鋼筋混凝土原理和分析》［14］指出，對于二軸和三軸受壓應(yīng)力狀態(tài)，若考慮混凝土抗壓強(qiáng)度的提高值，將大大增加結(jié)構(gòu)的安全度或者可節(jié)約大量建筑材料；在此狀態(tài)下若不考慮混凝土的實際抗壓、抗拉強(qiáng)度而采用單軸強(qiáng)度指標(biāo)，將過高地估計結(jié)構(gòu)的承載力或抗裂性，使結(jié)構(gòu)處于不安全狀態(tài)。

《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB 50010—2002）［15］給出的混凝土二軸強(qiáng)度包絡(luò)如圖14所示。二軸包絡(luò)線為4折線形，取值略低于實驗結(jié)果。各折線段的二軸強(qiáng)度計算式見表1。

圖14 混凝土二軸強(qiáng)度計算圖

表1 二軸強(qiáng)度計算式

由圖14看出，在壓 壓區(qū)，混凝土抗壓強(qiáng)度能提升20%，在拉 拉區(qū)，混凝土抗拉強(qiáng)度無變化。但是在拉 壓區(qū)，混凝土強(qiáng)度在拉應(yīng)力不變的情況下，是隨著混凝土壓應(yīng)力的提高而線性降低的。也就是說在拉應(yīng)力接近抗拉強(qiáng)度的時候，無論壓應(yīng)力是什么水平，即使單軸的抗拉、抗壓強(qiáng)度均滿足要求，但在雙軸應(yīng)力下，混凝土都有可能會發(fā)生破壞。從細(xì)部放大圖15看出陰影部分為潛在的破壞區(qū)域。

圖15 雙軸強(qiáng)度局部放大圖

3.4 正截面抗裂

歸納3.1節(jié)短期效應(yīng)組合下箱梁正截面抗裂結(jié)果如表2：

由于大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁在箱梁頂板都布置有橫向預(yù)應(yīng)力束，故一般情況下，預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁頂板在使用階段都處于雙向受力的情況，其橫向應(yīng)力通?？蛇_(dá)6 MPa左右。從表2可見，抗裂驗算時頂板基本上為雙向受壓構(gòu)件，在縱向不出現(xiàn)拉應(yīng)力或出現(xiàn)拉應(yīng)力的兩種情況下，其值都非常??；而對于橫向，其壓應(yīng)力為0.15 fc（fc為對應(yīng)混凝土抗壓強(qiáng)度）。按照《公預(yù)規(guī)》中要求不允許出現(xiàn)拉應(yīng)力的要求來看，混凝土箱梁頂板處于壓 壓狀態(tài)；若實際出現(xiàn)了縱向拉應(yīng)力，則混凝土箱梁頂板處于拉 壓狀態(tài)。但由圖15中拉 壓區(qū)的DE段可知，當(dāng)壓應(yīng)力取0.18 fc時，對應(yīng)的破壞拉應(yīng)力達(dá)到0.95 ft（ft為對應(yīng)混凝土抗拉強(qiáng)度，后文同），對C55混凝土來說相當(dāng)于拉應(yīng)力要大于2.52 MPa才可能發(fā)生破壞，這和實際情況產(chǎn)生的不到0.1 MPa的拉應(yīng)力顯然差距很大。當(dāng)然混凝土破壞和正常使用是不能等同的，正常使用時除滿足功能外，還不能產(chǎn)生過多裂縫和變形使人產(chǎn)生不安情緒。

而預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁箱梁底板跨徑沿橫向比頂板要小，且比頂板更厚，故不設(shè)橫向預(yù)應(yīng)力束，因此一般情況下，預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁箱梁底板在使用階段可認(rèn)為處于單向受力狀態(tài)，橫向產(chǎn)生較小的拉應(yīng)力。

通過以上分析，筆者認(rèn)為，對于預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，在進(jìn)行抗裂驗算時，不應(yīng)該籠統(tǒng)地將箱梁各部位抗裂統(tǒng)一用σst－0.8σpc≤0表示，因為頂板、底板受力特性不一樣，一個雙向受力、一個單向受力，對于混凝土這種多向受力與單向受力時性能不一樣的材料，不分別考慮是不妥的。

第1節(jié)提到，《公預(yù)規(guī)》正截面拉應(yīng)力在短期效應(yīng)組合下，全預(yù)應(yīng)力構(gòu)件不出現(xiàn)拉應(yīng)力，比鐵路規(guī)范和美國規(guī)范都要嚴(yán)格。對于箱梁底板縱向，如果能適當(dāng)放寬不出現(xiàn)拉應(yīng)力的限制，讓雙向受力構(gòu)件在抗裂時處于混凝土拉 拉狀態(tài)，則不會出現(xiàn)在拉 壓區(qū)混凝土強(qiáng)度降低而出現(xiàn)病害的情況。筆者綜合考慮我國鐵路規(guī)范和美國規(guī)范、剪力滯系數(shù)、混凝土雙軸破壞等因素，給出以下應(yīng)力限值供參考：

全預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件，在作用（荷載）短期效應(yīng)組合下，分段澆注或砂漿接縫的縱向分塊構(gòu)件底板，其正截面混凝土的拉應(yīng)力應(yīng)符合：

其中式（4）允許出現(xiàn)小于等于0.1ftk的拉應(yīng)力。而式（5）適用于橫向受壓的箱梁頂板等構(gòu)件，故仍保留《公預(yù)規(guī)》中規(guī)定。

3.5 正截面抗壓

歸納3.2節(jié)箱梁正截面抗壓結(jié)果如表3：

表2 短期效應(yīng)組合正截面抗裂數(shù)據(jù)匯總

表3 標(biāo)準(zhǔn)組合正截面抗壓數(shù)據(jù)匯總

對于正截面抗壓限值，《公預(yù)規(guī)》與鐵路規(guī)范、美國規(guī)范相差無幾。蘭樟田大橋最不利持久狀況下正截面壓應(yīng)力規(guī)范要求且有一定富余的應(yīng)力儲備，情況良好。對于雙向受力的頂板，在順橋向為壓應(yīng)力時，參考3.2節(jié)，雖然其由空間計算所得的壓應(yīng)力上限已經(jīng)非常接近抗壓應(yīng)力限值，但因為雙軸受壓混凝土強(qiáng)度會提高20%左右，故按照規(guī)范要求是安全的。結(jié)合近年來幾乎沒聽說過混凝土橋由混凝土壓壞而引起的病害，筆者認(rèn)為《公預(yù)規(guī)》對于混凝土正截面抗壓的應(yīng)力限值取值是合理的。

對于橫向受拉的箱梁底板來說情況就相對復(fù)雜。

大橋靠近跨中合龍段7＃節(jié)段最不利狀況下下緣壓應(yīng)力最大為11.97 MPa，約占C55混凝土抗拉強(qiáng)度35.5 MPa的34%。而永久荷載和活載引起的橫向拉應(yīng)力為0.75 MPa，如圖16所示。

圖16 最不利短期效應(yīng)組合7＃下緣橫向應(yīng)力云圖

因此在短期組合下，下緣會產(chǎn)生1.33 MPa的拉應(yīng)力，約占該橋C55混凝土抗拉強(qiáng)度2.74 MPa的49%。

由以上分析可知，對于混凝土箱梁底板，在抗壓驗算時，是典型的拉 壓狀態(tài)結(jié)構(gòu)。結(jié)合圖14、圖15可知，底板此時都位于潛在的破壞區(qū)域，且由表1中直線段DE可知，當(dāng)壓應(yīng)力為0.4 fc時，對應(yīng)拉應(yīng)力為0.85 ft。

大橋箱梁底板的縱向正壓應(yīng)力在0.4 fc左右，橫向正拉應(yīng)力在0.5 ft左右。此時最不利截面底板雙向應(yīng)力均處于破壞包絡(luò)線之內(nèi)，未產(chǎn)生破壞?，F(xiàn)在的橋梁設(shè)計中雖然也要進(jìn)行橫橋向計算，但也只是保證在單一橫向應(yīng)力下不超過應(yīng)力限值，并沒有考慮空間應(yīng)力的影響。文獻(xiàn)［16］中提到的橋梁就是因為合龍段縱向應(yīng)力過大而使箱梁橫向產(chǎn)生拉應(yīng)力并導(dǎo)致縱向開裂。目前《公預(yù)規(guī)》對箱梁底板合龍束橫向效應(yīng)的計算未作任何說明，美國規(guī)范要求驗算曲線束的最小半徑和孔道間距，同時對變截面箱梁底板構(gòu)造鋼筋的配置做出詳細(xì)規(guī)定［17］。

這里筆者綜合考慮我國鐵路規(guī)范、美國規(guī)范、混凝土雙軸強(qiáng)度破壞準(zhǔn)則等因素，對箱梁橫向拉應(yīng)力的限值給出以下補(bǔ)充應(yīng)力限值供參考，以考慮施工等不可抗拒因素帶來的影響：

使用階段預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件正截面壓應(yīng)力，應(yīng)符合下列規(guī)定：

式（7）系數(shù)0.6的是根據(jù)前文所述混凝土拉 壓段包絡(luò)線在壓應(yīng)力取0.4 f3時拉應(yīng)力對應(yīng)的比率，并取偏安全數(shù)值得到。

4 結(jié)論

對持久狀況正常使用極限狀態(tài)中抗裂驗算的應(yīng)力限值進(jìn)行了優(yōu)化。混凝土橋梁在抗裂驗算時底板橫向為拉應(yīng)力，縱向按《公預(yù)規(guī)》要求不能出現(xiàn)拉應(yīng)力，但是壓應(yīng)力儲備非常低，該條件不易滿足。適當(dāng)?shù)胤艑拺?yīng)力限值，使其與鐵路規(guī)范和歐美規(guī)范相當(dāng)，允許出現(xiàn)一定的拉應(yīng)力，這樣既能更好地滿足條件要求，又不至于使底板處于拉 壓的潛在破壞區(qū)域，出現(xiàn)不良病害情況。對于橫向受壓的箱梁頂板，在抗裂驗算時使其處于壓 壓狀態(tài)，強(qiáng)度不會降低，故可維持《公預(yù)規(guī)》應(yīng)力限值不變。

在拉 壓區(qū)內(nèi)，若拉力較大，壓應(yīng)力水平即使不高，也有可能超出強(qiáng)度包絡(luò)造成混凝土破壞。蘭樟田大橋最不利截面混凝土箱梁底板在抗壓驗算時，是典型的拉 壓狀態(tài)的混凝土結(jié)構(gòu)。雖然其雙向應(yīng)力都處于破壞包絡(luò)線之內(nèi)，但為最小化施工影響等不可抗因素，滿足《公預(yù)規(guī)》7.1.5的規(guī)定外，筆者認(rèn)為箱梁底板還應(yīng)滿足橫向正應(yīng)力的補(bǔ)充要求。

［1］中華人民共和國交通部.JTG D62—2004公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計規(guī)范［S］.北京：人民交通出版社，2004.

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（編輯 王秀玲）

Analysis of Stress Limit Value of Prestressed Concrete Bridges under Serviceability States

Liu Yin

（Chongqing Construction Bridge Engineering Company.，LTD，Chongqing 400060，P.R.China）

Taken Lanzhangtian Bridge as engineering background，used ANSYS to simulate whole construction process refinement of numerical analysis.The results show that the crack resistance check in service ability limit state according to Code for Design of Highway Reinforced Concrete and Prestressed Concrete Bridge and Culverts，full prestressed concrete's normal section in the combination for short-term action effects allow certain tensile stressσst－0.8σpc≤0.1ftk.Combined with concrete biaxial pull-pressure strength interval in Code for design of concrete structures，when the tension is very large，concrete may also exceed strength envelope and destruct even compressive stress level is low.So according to the Code for Design of Highway Reinforced Concrete and Prestressed Concrete Bridge and Culverts，the compressive resistance check of bottom plate should also meet transverse normal section pressure stress limitσ≤0.6ftk.

strength criterion；numerical analysis；spatial stress；stress limit value

U441.5

A

1674-4764（2013）S2-0173-06

10.11835／j.issn.1674-4764.2013.S2.045

2013-09-30

劉 寅（1986-），男，碩士，助理工程師，主要從事橋梁工程設(shè)計及施工研究，（E-mail）scottlby＠163.com。