李增鋒，莊一舟，程俊峰，李 娜，鄭 欽

(1.福州大學 土木工程學院， 福建 福州 350108； 2.福建省計量科學研究院， 福建 福州 350108)

裝配式空心板斜交橋梁橫向預應(yīng)力的抗裂性能研究

李增鋒1，莊一舟1，程俊峰1，李 娜1，鄭 欽2

(1.福州大學 土木工程學院， 福建 福州 350108； 2.福建省計量科學研究院， 福建 福州 350108)

與普通直橋相比，裝配式空心板斜交橋梁的特殊之處在于其帶有一定角度的端部。在斜橋兩直邊施加橫向預應(yīng)力時，端部達不到預壓的效果。針對這一問題，提出了斜交橋梁橫向預應(yīng)力施加的方案，并利用ABAQUS有限元軟件建立裝配式空心板橋梁實體模型，計算并分析了斜交橋梁橫向預應(yīng)力的抗裂性能。結(jié)果表明：當車輛荷載和負梯度溫度場共同作用時，極易導致橋面板開裂；忽略端部影響僅在直線部位施加預應(yīng)力時，其在端部區(qū)域各鉸縫均未取得較好的預壓效果；在斜邊各1/3處施加一道橫向預應(yīng)力可使得絕大部分的鉸縫處于受壓狀態(tài)，大大提高鉸縫的抗裂性能。研究所得結(jié)論能為裝配式空心板斜交橋梁施加橫向預應(yīng)力的設(shè)計提供參考和借鑒。

裝配式；空心板；斜橋；鉸縫；橫向預應(yīng)力；抗裂性能

近年來，隨著我國現(xiàn)代化建設(shè)的快速發(fā)展，交通運輸事業(yè)蓬勃興起，高速公路、城市立交和高架橋日益增多，這也促使了大量斜交橋的出現(xiàn)[1]。據(jù)統(tǒng)計，高速公路上斜橋的數(shù)量，可達到整條線路橋梁的40%～50%[2]。目前，最為常見的兩種斜交橋是多梁式斜橋和斜交板橋。斜交板橋一般分為整體現(xiàn)澆板橋及裝配式板橋，截面有實心板及空心板兩種形式。其中，裝配式空心板斜交橋有較大的抗扭剛度，且結(jié)構(gòu)輕巧、施工簡便，所以成為人們首選的斜交橋橋型。裝配式空心板斜交橋不但能改善道路的線形及適應(yīng)城市街道的條件，使整條路線流暢，而且由于裝配式空心板斜交橋的修建使得路線和橋長縮短，從而節(jié)省用地、材料和投資，提高經(jīng)濟效益。因此，隨著高等級公路和城市立體交通的迅速發(fā)展，裝配式空心板斜交橋被廣泛的應(yīng)用于高等級公路和城市立體工程中。

但在實際使用過程中，裝配式空心板斜交橋和其他的裝配式空心板橋一樣，鉸縫病害問題突出[3-4]。為解決鉸縫病害問題，研究者通過改造鉸縫構(gòu)造[5]、灌漿材料[6]及加固帶病害橋梁[7]等方法處理鉸縫病害問題，為此進行了大量的研究和工程實踐，但劉耀剛等[8]對多種能改善鉸縫病害問題的方法匯總后發(fā)現(xiàn)，上述方法總體上取得的效果不佳。目前所采用的眾多加固改進措施如橋面補強層加固、橫向粘貼鋼板加固、去梁增肋加固、化學灌漿加固等方法均屬于被動方法，無法從根本上控制裂縫的出現(xiàn)。而比較有效的措施就是在橋梁的某些部位橫向布置和張拉預應(yīng)力筋，使空心板在鉸縫處產(chǎn)生預壓應(yīng)力，消除各種效應(yīng)可能產(chǎn)生的拉應(yīng)力，提高橋梁的抗裂性能，從而避免鉸縫病害的產(chǎn)生與發(fā)展[9-10]。

斜交橋梁由于其端部具有一定的斜度，在兩直邊對稱施加橫向預應(yīng)力時，其端部可能達不到施加預應(yīng)力的效果。而在目前國內(nèi)的研究應(yīng)用中，研究者們普遍忽略端部的影響，只在跨中直線部位施加橫向預應(yīng)力。張云娜[11]和Attanayake U B[12]均忽略斜交橋梁端部的影響，只在跨中直線部位施加橫向預應(yīng)力。目前，對裝配式空心板斜交橋端部直接施加體外橫向預應(yīng)力的相關(guān)文獻還未見報道[13]。針對這一問題，本文分析比較了端部施加預應(yīng)力與否對斜交橋抗裂性能的影響，以及斜交橋梁端部施加橫向預應(yīng)力的方案設(shè)計，此研究對今后裝配式空心板斜交橋施加橫向預應(yīng)力具有重要的指導意義。

1 有限元模型

1.1 有限元計算模型的建立

利用ABAQUS有限元軟件，建立裝配式空心板橋梁實體模型，為考慮橋梁模型的規(guī)范性和普遍性，橋梁原型參考最新交通部20 m裝配式空心板梁標準圖[14]。在本模型中由于邊板的突出部分對橫向預應(yīng)力的研究影響很小，故進行簡化。橫截面圖見圖1。其中梁長20 m，梁高0.95 m，計算跨徑為19.4 m，橫向共6塊板，每板寬1.25 m；橋面現(xiàn)澆混凝土鋪裝層厚度為100 mm，混凝土采用C40；各板間橫向由漏斗狀的混凝土鉸縫進行連接。

圖1裝配式空心板橋梁橫截面(單位：mm)

在使用荷載和橫向預應(yīng)力的共同作用下，認為橋梁的結(jié)構(gòu)構(gòu)件均處于彈性工作狀態(tài)，由于本文主要研究鉸縫的抗裂性能，而不涉及鋼筋與混凝土的相互作用，且空心板內(nèi)鋼筋布置復雜，故本文鋼筋混凝土模型采用整體式模型。假定鋼筋混凝土為一種新型均質(zhì)材料，該材料的彈性模量Er，通過鋼筋混凝土參數(shù)折算而來，具體折算公式如下：

(1)

式中：Er為鋼筋混凝土折算彈性模量；Ec為混凝土彈性模量；Es為鋼筋彈性模量；μ為配筋率。

鋼筋混凝土空心板梁的模擬，通過考慮鋼筋對混凝土的加強作用，將鋼筋彌散于整個混凝土中，認為鋼筋和混凝土包含在一個新的單元中，并視單元為均勻連續(xù)材料，采用八節(jié)點三維線性六面體單元(C3D8)模擬，劃分后共有8 640個單元。

鉸縫與空心板梁一致，采用八節(jié)點三維線性六面體單元(C3D8)模擬，劃分后共有3 312個單元。在實際工程中，鉸縫由于設(shè)計、施工等其他原因，其強度弱于空心板梁。本文中由于新近規(guī)范中鉸縫普遍設(shè)置抗剪鋼筋等加強措施，故假設(shè)鉸縫與空心板梁具有相同的強度。

橋面鋪裝層也采用八節(jié)點三維線性六面體單元(C3D8)模擬橋面鋪裝層混凝土，劃分后共有41 400個單元。在劃分網(wǎng)格時，其底面的節(jié)點布置和空心板、鉸縫頂面的節(jié)點布置相同。在實際的施工過程中，由于橋面鋪裝層和鉸縫是同時澆筑成型的，故在ABAQUS建模過程中的各個模擬參數(shù)與鉸縫相同。

在模型中，墊塊采用實體單元(C3D8)建立。預應(yīng)力筋采用桁架單元(T3D2)建立，將預應(yīng)力鋼筋和混凝土分別劃分成足夠小的單元，考慮到鋼筋與混凝土間的粘結(jié)滑移效應(yīng)，在兩種單元重合結(jié)點間引入非線性Spring2彈簧單元連接；預應(yīng)力的施加采用降溫法來進行，設(shè)鋼筋的膨脹系數(shù)為1.2×10-5，為準確模擬預應(yīng)力筋的作用，首先對預應(yīng)力筋的參數(shù)進行設(shè)置，然后通過公式ΔT=σ/Eα可計算得到施加一定荷載時需降低的溫度，通過改變溫度以實現(xiàn)預應(yīng)力的施加；式中：σ為預應(yīng)力值；E為預應(yīng)力筋的彈性模量；α為預應(yīng)力筋線性膨脹系數(shù)；本文中施加的預應(yīng)力大小為100 kN，橫向預應(yīng)力筋采用15-7Φ5鋼絞線，計算可得施加的降溫值為-22.5℃(負號表示降溫)。

綜上所述，根據(jù)相關(guān)規(guī)范的要求和模型的具體情況，計算可得各構(gòu)件的材料參數(shù)見表1。

表1 材料參數(shù)

模型的x方向為橫橋向，y方向為沿板高度方向，z方向為縱橋向。為更加真實的模擬橋梁的實際受力狀況，防止直接對板梁施加約束，造成局部應(yīng)力改變，本文根據(jù)文獻[15]所擬定支座具體情況，進行有限元實體支座的模擬，并將約束施加在支座上，其中支座長寬均為20 cm，高8 cm[16]。根據(jù)實際橋梁支座建立有限元支座模型，將邊界約束施加于支座上。有限元模型見圖2，模型邊界條件處理如下：板橋模型z=0 m一端約束橫橋向、縱橋向以及沿板高度方向的位移，z=20 m一端約束橫橋向及縱橋向位移。由于施加橫向預應(yīng)力，認為空心板與橋面鋪裝層、鉸縫的界面處未出現(xiàn)粘結(jié)面破壞的現(xiàn)象，且鉸縫與橋面鋪裝層是同時澆筑成型，三者是共同受力的，故空心板頂面與橋面鋪裝層底面之間、鉸縫頂面與橋面鋪裝層底面之間、鉸縫和空心板接觸面之間均采用Tie約束。

圖2斜橋有限元模型

1.2 有限元計算模型的驗證

裝配式空心板橋的跨中兩側(cè)對稱施加橫向預應(yīng)力，預應(yīng)力通過板截面向兩端傳播。采用有限元建模分析驗證計算是否與理論計算相符合。1970年Timoshenko S P等[17]提出了長度為l，深度為2b的有限矩形板(如圖3所示)，在中跨x=l/2受等值反向集中力P作用時y=0處所產(chǎn)生應(yīng)力的通解如下：

圖3有限矩形板

應(yīng)力函數(shù)方程為

(2)

其中函數(shù)φ可表達為

(3)

其中m為整數(shù)，f(y)為y的函數(shù)。把式(2)帶入式(1)中，且令mπ/l=α，可得，

α4f(y)-2α2f″(y)+fⅣ(y)=0

(4)

考慮到集中力P；墊板寬度d；矩形板長度l，深度b等因素的影響，應(yīng)力分量可由下式計算：

(5)

(6)

(7)

采用1.1節(jié)中所述的模型參數(shù)及建模方法建立裝配式空心板斜橋模型，模型計算分析所得的應(yīng)力值與上述的理論值進行比較。為便于比較，將兩者繪于同一張圖中。圖4為單束100 kN(即P1=100 kN)橫向預應(yīng)力作用下橋梁中間鉸縫橫向預壓力分布情況對比圖。

圖4有限元與理論計算對比圖

由圖4可得：在誤差的允許范圍，有限元模擬所得的應(yīng)力值與彈性理論計算的應(yīng)力值近似相等?？紤]到兩者的諸多假定和近似，說明有限元建模能有效地模擬橫向預應(yīng)力在空心板橋梁中作用，得到正確的鉸縫預應(yīng)力分布。

2 影響斜交橋梁鉸縫破壞的不利荷載作用

車輛荷載和梯度溫度作用是影響鉸縫破壞的主要因素[18-19]。為了解上述荷載在裝配式斜交空心板梁橋中的不利作用，建立了裝配式斜交空心板梁橋有限元模型，并對橋梁模型施加車輛荷載和梯度溫度場作用。模型計算得到的鉸縫截面最不利位置的橫向應(yīng)力分布如圖5和圖6所示。

由圖5和圖6可知，對斜交空心板橋梁施加車輛荷載及梯度溫度作用，結(jié)果表明：(1) 車輛荷載作用下，斜交橋梁鉸縫截面底部產(chǎn)生拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力值為0.227 MPa，對鉸縫影響較小；(2) 正梯度溫度作用下，橋面板底部與空心板、鉸縫交接界面產(chǎn)生最大為1.171 MPa的拉應(yīng)力，考慮到界面的粘結(jié)力較弱，可能引起鉸縫開裂；(3) 負梯度溫度作用下，橋面板頂部產(chǎn)生大于混凝土抗拉強度的拉應(yīng)力，最大值為2.857 MPa，極可能導致橋面板開裂。

圖5 單因素荷載作用下，鉸縫截面最不利位置的橫向應(yīng)力分布

圖6車輛荷載與梯度溫度共同作用下，鉸縫截面最不利位置的橫向應(yīng)力分布

考慮到車輛荷載和梯度溫度場的共同作用，對荷載進行不利組合。結(jié)果表明：(1) 車輛荷載和負梯度溫度場共同作用，鉸縫截面頂部橋面板產(chǎn)生了3.647 MPa的拉應(yīng)力，較負梯度溫度單獨作用下更為不利；(2) 車輛荷載和正梯度溫度場共同作用，在交接界面產(chǎn)生1.285 MPa的拉應(yīng)力，可能導致鉸縫開裂。因此，有必要對裝配式斜交橋施加橫向預應(yīng)力。

3 斜交橋梁施加橫向預應(yīng)力的特殊性分析及方案設(shè)計

3.1 斜交橋梁特殊性分析

為研究斜交橋梁端部的特殊性，了解施加橫向預應(yīng)力后端部的預壓力分布情況，對模型斜交橋梁施加橫向預應(yīng)力，具體情況如圖7所示，其中預應(yīng)力大?。篜=100 kN；橫向預應(yīng)力施加間距t可參考文獻[10]的方法確定：當施加間距為1/3S(其中，受壓范圍S=5.369 m)時，橫向預應(yīng)力在各鉸縫上取得較為均勻且相近的壓應(yīng)力；有限元模型中橋面現(xiàn)澆混凝土鋪裝層厚度為100 mm，考慮到橋面板厚度的影響，此時受壓范圍為0.83S，因此施加間距應(yīng)為1/3×0.83×5.369≈1 485 mm，取t=1 400 mm；施加范圍為直線部位。

圖7斜交橋預應(yīng)力施加示意圖

影響斜交橋梁端部特殊性的主要參數(shù)為斜交角度。若只在直線部位施加橫向預應(yīng)力，斜交角度越大，說明其端部距離橫向預應(yīng)力的施加截面越遠，受橫向預應(yīng)力的影響越小。為研究斜交角度對橫向預應(yīng)力施加效果的影響，該文在1.1節(jié)有限元模型的基礎(chǔ)上建立了三種斜交橋梁有限元模型，分別為：斜交角為15°、30°和45°。模型計算結(jié)果如圖8～圖10所示。由圖8～圖10可知，僅對橋梁直線部位施加橫向預應(yīng)力，端部區(qū)域各鉸縫均未取得較好的預壓效果。在預應(yīng)力的布置區(qū)域各鉸縫上取得約0.2 MPa的預壓應(yīng)力，但在進入斜端部后，預壓應(yīng)力值不斷減少，在端點處預壓值為0 MPa；橋梁斜交角度越大，端部越遠離預應(yīng)力施加截面，其得到的預壓值越小。

圖8 斜交角θ=15°時，施加橫向預應(yīng)力后各鉸縫預壓力分布狀況

圖9 斜交角θ=30°時，施加橫向預應(yīng)力后各鉸縫預壓力分布狀況

圖10斜交角θ=45°時，施加橫向預應(yīng)力后各鉸縫預壓力分布狀況

3.2 斜交橋梁施加方案設(shè)計

從上一節(jié)中可以看出，僅在斜交橋梁直線部位施加橫向預應(yīng)力，并不能使全橋鉸縫均處于預壓狀態(tài)。為使斜端鉸縫如直線部位取得相應(yīng)的預壓，就必須對斜端部進行預應(yīng)力設(shè)計。

由前述可知，當斜交角為45°時，若只在直線部位施加橫向預應(yīng)力，各鉸縫處產(chǎn)生大范圍的缺預壓部位，較斜交角為15°和30°范圍最廣。以45°斜交橋梁為例，由圖11可知，僅在斜邊端部位置設(shè)一道預應(yīng)力，左邊端部4、5鉸縫和右邊端部1、2鉸縫處都在橫向預應(yīng)力的作用范圍之外。為使全橋鉸縫都處于預壓狀態(tài)，在斜邊中部位置增加一道預應(yīng)力，其橫向預應(yīng)力的作用范圍如圖12所示，可見增加一道預應(yīng)力后，2、4鉸縫端部處于預壓范圍內(nèi)，但1、5鉸縫仍有范圍外的部位。改變斜邊的加載位置，在斜邊1/3位置各增加一道預應(yīng)力，如圖13所示。由圖13可知施加設(shè)計可以使斜邊端部處于橫向預應(yīng)力的作用范圍內(nèi)。

圖11僅在斜邊端部位置設(shè)一道預應(yīng)力

圖12在斜邊中部位置增加一道預應(yīng)力

為驗證簡化圖中的想法，對45°斜交裝配式空心板橋梁有限元模型進行分析，其中P1=100 kN，t=1 400 mm，施加范圍為直線部位；在斜端部的斜邊1/3位置各增加一道預應(yīng)力；考慮端部約束的減弱作用，由文獻[10]可知，在斜邊上的三處預應(yīng)力的大小P2應(yīng)為中間部位的兩倍，即P2=200 kN。計算所得各鉸縫處的應(yīng)力情況，如圖14所示。

圖13 在斜邊1/3位置各增加一道預應(yīng)力

圖14在斜邊1/3位置各設(shè)一道預應(yīng)力，各鉸縫的橫向應(yīng)力分布

由圖14可知，在斜端部增設(shè)橫向預應(yīng)力后，除1、3、5鉸縫端部的少許位置外，全橋鉸縫都處于0.2 MPa的預壓作用下。與圖10中僅在直線部位設(shè)置橫向預應(yīng)力對比，大大增加了斜端部處于橫向預應(yīng)力的作用范圍。故在端部增設(shè)預應(yīng)力施加位置是必要的。

4 不利荷載組合作用下斜交橋梁橫向預應(yīng)力抗裂性研究

從第2節(jié)中的分析可以看出，在梯度溫度和車輛荷載的共同作用下，較單因素作用下對橋梁更為不利。根據(jù)規(guī)范[20]的要求對荷載進行不利組合，研究斜交空心板橋梁橫向預應(yīng)力在不利荷載組合作用下的抗裂性能。建立有限元模型對斜交空心板橋梁施加不利荷載組合作用，分析荷載組合對鉸縫的影響，并對橋梁施加橫向預應(yīng)力，分析橋梁的抗裂性能。因此，針對以下6種工況展開研究：

工況1：1.2恒載+1.4車輛荷載+0.8×1.4負溫度梯度；

工況2：在工況1的基礎(chǔ)上，僅在橋梁的直線部位施加橫向預應(yīng)力；

工況3：在工況1的基礎(chǔ)上，根據(jù)第3.2節(jié)中的設(shè)計在橋梁的直線部位和斜端部1/3位置處均施加橫向預應(yīng)力。

工況4：1.2恒載+1.4車輛恒載+0.8×1.4正溫度梯度；

工況5：在工況4的基礎(chǔ)上，僅在橋梁的直線部位施加橫向預應(yīng)力；

工況6：在工況4的基礎(chǔ)上，根據(jù)第3.2節(jié)中的設(shè)計在橋梁的直線部位和斜端部1/3位置處均施加橫向預應(yīng)力。

由圖15～圖17可知，負梯度溫度和車輛荷載在橋梁的鉸縫頂部橋面產(chǎn)生高達3.5 MPa的拉應(yīng)力，超過了橋面混凝土的抗拉強度，將會造成橋面開裂的現(xiàn)象。施加橫向預應(yīng)力能在鉸縫處產(chǎn)生壓應(yīng)力，有效的抵消負梯度溫度和車輛荷載共同作用所產(chǎn)生的拉應(yīng)力，避免鉸縫開裂。

圖15 預應(yīng)力前后，中間鉸縫(3鉸縫)頂部橋面橫向應(yīng)力分布

圖16 預應(yīng)力前后，次邊鉸縫(2、4鉸縫)頂部橋面橫向應(yīng)力分布

圖17預應(yīng)力前后，邊鉸縫(1、5鉸縫)頂部橋面橫向應(yīng)力分布

對比工況1和工況2可知，僅在橋梁的直線部位施加橫向預應(yīng)力，產(chǎn)生的預壓力大大抵消預應(yīng)力范圍內(nèi)各鉸縫由荷載組合作用所產(chǎn)生的拉應(yīng)力。從圖中可看出各鉸縫直線部位由平均3 MPa的拉應(yīng)力減少至均小于1 MPa，但對于預應(yīng)力范圍外的斜端部，隨著端部遠離施加截面，橫向預應(yīng)力的效果逐漸減弱，其中圖16中右端拉應(yīng)力值反而提高，造成更加不利的狀態(tài)。

由工況3的計算結(jié)果可知，除邊端的少許部位，施加橫向預應(yīng)力抵消了荷載組合作用所產(chǎn)生的拉應(yīng)力，使鉸縫絕大部分處于受壓狀態(tài)，大大提高鉸縫的抗裂性能。

結(jié)果表明：(1) 斜交橋梁施加橫向預應(yīng)力需考慮端部的特殊性，可在斜端部1/3處各增加一道預應(yīng)力；(2) 斜交橋梁施加橫向預應(yīng)力抵消了車輛荷載和負梯度溫度共同作用所產(chǎn)生的拉應(yīng)力，提高鉸縫的抗裂性能。

由圖18～圖20可知，正梯度溫度和車輛荷載在橋梁的橋面板與空心板、鉸縫交接界面產(chǎn)生平均約1 MPa的拉應(yīng)力，其大小雖未超過橋面混凝土的抗拉強度，但由于拉應(yīng)力出現(xiàn)于新舊混凝土交接界面，很可能產(chǎn)生開裂現(xiàn)象。

圖18 預應(yīng)力前后，中間鉸縫(3鉸縫)橋面板與鉸縫、空心板界面橫向應(yīng)力分布

圖19 預應(yīng)力前后，次邊鉸縫(2、4鉸縫)橋面板與鉸縫、空心板界面橫向應(yīng)力分布

圖20預應(yīng)力前后，邊鉸縫(1、5鉸縫)橋面板與鉸縫、空心板界面橫向應(yīng)力分布

對比工況4和工況5可知，需在斜端部施加橫向預應(yīng)力，以減少端部的拉應(yīng)力狀況；對比工況4和工況6可知，施加橫向預應(yīng)力后斜交橋梁的拉應(yīng)力現(xiàn)象得到良好的改善，鉸縫截面由正梯度溫度和車輛荷載組合作用所產(chǎn)生的拉應(yīng)力得到較大的消減，鉸縫處于受壓狀態(tài)，橋梁抗裂性能較好。

結(jié)果表明：斜交橋梁施加橫向預應(yīng)力抵消了車輛荷載和正梯度溫度共同作用所產(chǎn)生的拉應(yīng)力，使鉸縫處于受壓狀態(tài)，提高鉸縫的抗裂性能。

5 結(jié) 論

通過建立有限元模型，分析斜交裝配式空心板梁橋施加橫向預應(yīng)力的特殊性，并通過其特殊性進行預應(yīng)力的設(shè)計研究。最后，對比不利荷載組合作用下，施加橫向預應(yīng)力前后斜交橋梁鉸縫的受力狀態(tài)，分析斜交橋梁中橫向預應(yīng)力的抗裂性能。研究所得結(jié)論能為裝配式空心板斜交橋梁施加橫向預應(yīng)力的設(shè)計提供參考和借鑒。

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CrackingResistancePerformanceofPrecastHollowSlabSkewBridgeunderTransversePrestressing

LI Zengfeng1, ZHUANG Yizhou1, CHENG Junfeng1, LI Na1, ZHENG Qin2

(1.CollegeofCivilEngineering,FuzhouUniversity,Fuzhou,Fujian350108,China;2.FujianMetrologyInstitute,Fuzhou,Fujian350108,China)

In comparison with ordinary straight bridge, the precast hollow slab skew bridge is special for its end with a certain angle. The preloading of the end may not be as effective as expected when the transverse prestressing is applied to the two straight edges of the skew bridge. Focusing on this issue, the scheme about applying transverse prestressing into the skew bridge is presented. Also, the solid model of precast hollow slab bridge is developed by ABAQUS finite element software and the crack resistance of skew bridge with transverse prestressing is calculated and analyzed. The results show that it is easy to result in crack when the vehicle load and negative gradient temperature field work together. Second, ignoring the influence of the end area, when the prestressing force is only applied to the straight edge, no better preloading effect is achieved in the hinge joints of the end area. Last but not the least, a transverse prestressing force is applied at each 1/3 position of the bevel edge, so that most of the hinge joints are in pressured state and the crack resistance of the joints is greatly improved. The research conclusion can provide references for the design in applying the transverse prestressing of the precast hollow slab skew bridge.

precast;hollowslab;skewbridge;hingejoint;transverseprestressing;crackresistance

10.3969/j.issn.1672-1144.2017.05.008

2017-05-09

2017-06-06

國家自然科學基金資助項目(51278126，51578161)；福建省自然科學基金資助項目(2013J01187)

李增鋒(1992—)，男，福建福州人，碩士研究生，研究方向為無縫橋工程。E-mail：1165281413@qq.com

莊一舟(1964—)，男，浙江奉化人，博士，教授，碩導，主要從事無縫橋的研究及教學工作。E-mail:478372092@qq.com

U445.7+2

A

1672—1144(2017)05—0044—07