54 中国公路学报 2008年 荷载长期效应组合设计时应采用可变作用的准永久 内力值，其中作用的短期效应组合为 值，即可变作用标准值乘以准永久值系数作为可变 su=2sa+会5or (4) 作用的代表值。同时，《公路工程结构可靠度设计统 一标》(GB/T50283-1999)中规定：公路工程结 作用的长期效应组合为 构当需要按正常使用极限状态设计时，应根据结构 不同的设计要求，选用短期效应组合和长期效应组 su=sa+s (5) 合中的1种或2种效应组合进行验算或者设计。在 式中：Sat、S分别为第i个恒载和第j个可变荷载 《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 的标准值：和3分别为第个可变作用效应时的 (JTGD62一2004)中还提出了短期效应组合并考虑 频遇值系数和准永久值系数，对于风荷载该值都取 长期效应组合影响的设计。公路桥梁基础结构在正 0.7。对于风荷载标准值的计算，在现行的粼公路 常使用极限状态设计时主要考虑基础结构的抗裂和 桥涵设计通用规范》(JTGD60一2004)和旧有的公 限裂设计：而大型跨海桥梁受到复杂，恶劣的海洋环 路桥涵设计通用规范》(JT】021一89)中的规定也有 境荷载作用显著，其所受环境荷载作用及相应荷载 不同。本文不再赘述。 变异都很大，导致其不同于以车载为控制荷我的常 《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规 规桥梁而是以风浪流的水平组合荷载为控制荷载 范》(JT023一85)中无圆形截面裂缝计算公式在 且其荷载效应比范用超出了规节标定时所老虑的荷 进行短期效应组合裂缝计算时直接取可变荷载的最 载效应比范围，在对其进行正常使用极限状态设计 大值讲行计算.即相当于频调值系数取1,0。本文 时采用现行规范中的一些可变荷载系将难以活 中以某大型跨海桥梁（以下简称某大桥）为例，按照 应。因此，有必要基于大型跨海桥梁的特点根据现 规范ITGD60一2004和规范JTJ023一85计算所 场的各种环境和设计资料，进行在正常使用极限状 得某桩截面配筋见表1 态下的设计方法的探讨，确定结构设计的目标可靠 表12种公路桥梁规范下桩截面配筋比较 度及相应的可变荷载频遇值系数和准永久值系数， Tab.1 Canparison on Reinforcine Bars at Pile Section Under Two Kinds of Highway Bridge Codes 1设计方法及分析 找 经算类别 青经/m,配就根新 现行的《公路钢筋混凝土及预应力湿凝土桥深 载能力 103 设计规范》(JTGD62一2004)中采用式(1)、(2)计算 -2004 短期效应并考 153 混凝土构件的最大裂缝宽度。 长期影响 承投修力 40 73 对于矩形或T形截面 JTJ023-85 短期效应 96 Wa-CICC.0) (1) 依据美国石油学会规范？，同处于海洋环境的 对于圆形截面 海上固定式平台，在承载能力极限状态下的风浪流 荷载组合设计公式为 wa=CC[0.03+2(0.004+1.52C (2) 0.8(1.4F+1.4W)=1.12(F+W) (6 式中：W为构件的最大裂缝宽度：E,为纵向受拉钢 式中：F为浪流荷载标准值：W为风荷载标准值。 筋的弹性模量；d为纵向受拉钢筋的直径：6，为短期 利用式(6)的荷载组合可对不同海域进行目标可靠 效应荷载组合下的钢筋拉应力：P为纵向受拉钢筋 度的标定，一散海祥平台结构构件的目标可度可 配筋率C:为钢筋的表面形状系数.对于光面钢筋 取2.83 G=1.4对于带肋钢筋，C=1.0:C为构件受力性 现行公路桥梁设计规范《公路钢筋混凝土及预 质系数.对于板式受弯构件，G=1.15.其他受弯构 应力混凝土桥涵设计规范》JTGD62一2004)中，对 件C=1.0.轴心受拉构件C=1.2偏心受拉构件 于正常使用极限状态下的风浪流荷载组合设计时 C=1.1,偏心受压构件C=0.9:C为混凝土的保 考虑长期作用影响的短期效应组合公式为 护层厚度：C为作用长期效应影响系数 G=1+0.59 0.75F+w)1+0.5总)=0.75(F+w)） (3) 式中：M和N,分别为长期作用和短期作用下构件，lishing 1十0.5X05E号=1.125(F+w)(7) nki ne荷载长期效应组合设计时应采用可变作用的准永久 值,即可变作用标准值乘以准永久值系数作为可变 作用的代表值。同时 , 《公路工程结构可靠度设计统 一标准》(GB/T 50283 —1999)中规定 :公路工程结 构当需要按正常使用极限状态设计时, 应根据结构 不同的设计要求 ,选用短期效应组合和长期效应组 合中的 1 种或 2 种效应组合进行验算或者设计。在 《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》 (JTG D62 —2004)中还提出了短期效应组合并考虑 长期效应组合影响的设计 。公路桥梁基础结构在正 常使用极限状态设计时主要考虑基础结构的抗裂和 限裂设计 ;而大型跨海桥梁受到复杂、恶劣的海洋环 境荷载作用显著 ,其所受环境荷载作用及相应荷载 变异都很大,导致其不同于以车载为控制荷载的常 规桥梁,而是以风浪流的水平组合荷载为控制荷载 , 且其荷载效应比范围超出了规范标定时所考虑的荷 载效应比范围, 在对其进行正常使用极限状态设计 时采用现行规范中的一些可变荷载系数将难以适 应。因此 ,有必要基于大型跨海桥梁的特点, 根据现 场的各种环境和设计资料, 进行在正常使用极限状 态下的设计方法的探讨, 确定结构设计的目标可靠 度及相应的可变荷载频遇值系数和准永久值系数 。 1 设计方法及分析 现行的《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵 设计规范》(JTG D62 —2004)中采用式(1)、(2)计算 混凝土构件的最大裂缝宽度。 对于矩形或 T 形截面 Wfk =C1C2C3 σss E s ( 30 +d 0 .28 +10ρ ) (1) 对于圆形截面 Wfk =C1C2 [ 0 .03 + σss Es (0 .004 d ρ +1 .52C)] (2) 式中 :Wfk 为构件的最大裂缝宽度 ;Es 为纵向受拉钢 筋的弹性模量;d 为纵向受拉钢筋的直径;σss为短期 效应荷载组合下的钢筋拉应力 ;ρ为纵向受拉钢筋 配筋率;C1 为钢筋的表面形状系数, 对于光面钢筋 , C1 =1 .4 ,对于带肋钢筋 ,C1 =1 .0 ;C3 为构件受力性 质系数,对于板式受弯构件 , C3 =1 .15 , 其他受弯构 件 C3 =1 .0 , 轴心受拉构件 C3 =1 .2 , 偏心受拉构件 C3 =1 .1 , 偏心受压构件 C3 =0 .9 ;C 为混凝土的保 护层厚度 ;C2 为作用长期效应影响系数 C2 =1 +0 .5 N l Ns (3) 式中 :Nl 和 Ns 分别为长期作用和短期作用下构件 内力值 ,其中作用的短期效应组合为 Ssd = ∑ m i =1 SGik + ∑ n j =1 ψ1 jS Qjk (4) 作用的长期效应组合为 Sld = ∑ m i =1 S Gik +∑ n j =1 ψ2 jS Qjk (5) 式中:S Gik 、SQjk分别为第i 个恒载和第 j 个可变荷载 的标准值;ψ1j和 ψ2j 分别为第 j 个可变作用效应时的 频遇值系数和准永久值系数 ,对于风荷载该值都取 0 .75 [ 1] 。对于风荷载标准值的计算 ,在现行的《公路 桥涵设计通用规范》(JTG D60 —2004)和旧有的《公 路桥涵设计通用规范》(JTJ 021 —89)中的规定也有 不同,本文不再赘述。 《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规 范》(JTJ 023 —85)中无圆形截面裂缝计算公式, 在 进行短期效应组合裂缝计算时直接取可变荷载的最 大值进行计算, 即相当于频遇值系数取 1 .0 。本文 中以某大型跨海桥梁(以下简称某大桥)为例 ,按照 规范 JTG D60 —2004 和规范 JTJ 023 —85 计算所 得某桩截面配筋见表 1 。 表 1 2 种公路桥梁规范下桩截面配筋比较 Tab.1 Comparison on Reinforcing Bars at Pile Section Under Two Kinds of Highway Bridge Codes 规 范 验算类别 直径/ mm 配筋根数 JTG D60—2004 承载能力 40 103 短期效应并考虑 长期影响 40 153 JTJ 023—85 承载能力 40 73 短期效应 40 96 依据美国石油学会规范 [ 2] , 同处于海洋环境的 海上固定式平台, 在承载能力极限状态下的风浪流 荷载组合设计公式为 0 .8(1 .4F +1 .4W)=1 .12(F +W) (6) 式中:F 为浪流荷载标准值;W 为风荷载标准值。 利用式(6)的荷载组合可对不同海域进行目标可靠 度的标定,一般海洋平台结构构件的目标可靠度可 取 2 .8 [ 3] 。 现行公路桥梁设计规范《公路钢筋混凝土及预 应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62 —2004)中 ,对 于正常使用极限状态下的风浪流荷载组合设计时, 考虑长期作用影响的短期效应组合公式为 0 .75(F +W)(1 +0 .5 Nl N s)=0 .75(F +W)· [ 1 +0 .5 ×0 .75(F +W) 0 .75(F +W) ] =1 .125(F +W)(7) 54 中 国 公 路 学 报 2008 年