海上風(fēng)電大尺度預(yù)應(yīng)力筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)預(yù)應(yīng)力優(yōu)化設(shè)計

丁紅巖 ，于 瑞，張浦陽 ，樂叢歡

(1. 天津大學(xué)水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072；3. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室(天津大學(xué))，天津 300072；4. 大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點實驗室，大連 116023)

大尺度筒型基礎(chǔ)作為一種新型的海洋平臺基礎(chǔ)，憑借其承載力高、抗傾覆力強、施工方便、可回收重復(fù)使用和造價低等優(yōu)點[1]，正逐步應(yīng)用于海上風(fēng)電的基礎(chǔ)工程中．因其徑高比相對較大[2]，打破了傳統(tǒng)筒型基礎(chǔ)以筒壁摩阻力受力為主的承載力模式，以筒頂承載式為主的受力模式大幅度提高了筒型基礎(chǔ)的承載能力．

大尺度筒形基礎(chǔ)的中間弧形過渡段為塔筒和筒基之間的傳力過渡段，要求其具有良好的傳力性能和防腐性能，為此，對基礎(chǔ)上部弧形過渡結(jié)構(gòu)施加預(yù)應(yīng)力．筆者通過有限元軟件 ABAQUS來模擬在極限荷載作用條件下作用有效預(yù)應(yīng)力大尺度筒型基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化程度，并對弧形過渡結(jié)構(gòu)的鋼絞線作用不同大小的有效預(yù)應(yīng)力，為結(jié)構(gòu)設(shè)計中確定合理的張拉控制應(yīng)力值提供依據(jù)．

1 研究模型

2010年10月1日，世界上第1臺可整體安裝的風(fēng)機結(jié)構(gòu)在江蘇啟東市海域施工完成(見圖 1)，其基礎(chǔ)采用的就是大尺度筒型基礎(chǔ)(見圖2)．

由于塔筒底部的直徑小于筒型基礎(chǔ)的直徑，如采用傳統(tǒng)構(gòu)造形式將它們直接連接在一起，即塔筒結(jié)構(gòu)直接與基礎(chǔ)頂板連接，在荷載作用下容易造成基礎(chǔ)頂板局部剪力過大．為此，在基礎(chǔ)頂面以上設(shè)置一直徑隨高度變化而變化的弧形過渡結(jié)構(gòu)，并與基礎(chǔ)連為一整體，其縱斷面如圖 3所示，這樣提高了結(jié)構(gòu)的傳力性能．但是在過渡結(jié)構(gòu)的外表面，基礎(chǔ)頂面大面積與海水接觸，對其防腐抗裂性能也就有著較高的要求．

圖1 大尺度筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)樣機Fig.1 Offshore wind turbine with large-scale bucket foundation

圖2 大尺度筒型基礎(chǔ)Fig.2 Large-scale bucket foundation

圖3 基礎(chǔ)縱斷面示意Fig.3 Vertical cross of large-scale foundation

為提高起連接作用的弧形過渡結(jié)構(gòu)混凝土的抗裂防腐性能，對該部位施加預(yù)應(yīng)力．鋼絞線自身強度很高，而其塑性相對較差，張拉控制應(yīng)力σcon的取值應(yīng)該適當(dāng)：取值過大可能導(dǎo)致個別鋼絞線拉斷或者局部混凝土構(gòu)件壓壞；取值過小則使預(yù)應(yīng)力鋼絞線不能充分發(fā)揮作用．

1.1 基礎(chǔ)尺寸及鋼絞線布置情況

筒型基礎(chǔ)的縱斷面以及預(yù)應(yīng)力鋼絞線的布置如圖3所示，基礎(chǔ)輪廓如圖4所示．

弧形過渡結(jié)構(gòu)的壁厚 600,mm，鋼絞線在其縱斷面上沿壁厚方向布置 2束，保護層厚度為 120,mm，在橫截面上沿圓周均勻布置，共50束，鋼絞線孔道之間距離1,100,mm，滿足構(gòu)造要求，曲率半徑 21.76,m，施工過程采用后張法施加預(yù)應(yīng)力，先預(yù)留孔道，同時隔一段距離預(yù)留注漿孔[3]，孔道布置如圖5所示．等混凝土結(jié)構(gòu)強度達到設(shè)計強度的75%后，對鋼絞線進行張拉，張拉結(jié)束后向孔道里灌漿，使得鋼絞線與混凝土之間存在一定的黏結(jié)力，很好地發(fā)揮鋼絞線的性能[4]．

圖4 大尺度筒型基礎(chǔ)輪廓Fig.4 Profile of large-scale bucket foundation

圖5 基礎(chǔ)橫斷面鋼絞線分布情況Fig.5 Strands distribution in cross section

1.2 有限元模型

通過 ABAQUS有限元軟件對基礎(chǔ)建模，其中混凝土結(jié)構(gòu)部分以及與基礎(chǔ)相互作用的土體部分均采用實體單元 C3D8R，桁架單元 T3D2只能承受軸向的拉伸壓縮作用，可用于模擬預(yù)應(yīng)力鋼絞線[5]，模型示意如圖 6所示．在實際使用過程中鋼絞線與混凝土之間存在黏結(jié)力并可協(xié)調(diào)變形，所以可以將鋼絞線通過 Embed方式內(nèi)嵌于混凝土中，使鋼絞線和混凝土的自由度耦合在一起．施加預(yù)應(yīng)力的方法主要有降溫法、初始應(yīng)力法和 rebar施加初始應(yīng)力法[6]．由于rebar法對于大面積不規(guī)則的鋼絞線平面的計算偏差較大，而初始應(yīng)力法和降溫法本質(zhì)相同[7]，故本文采用 ABAQUS推薦的初始應(yīng)力法，這種方法模擬的是有效預(yù)應(yīng)力，即預(yù)應(yīng)力損失后的應(yīng)力值．與基礎(chǔ)相互作用的土體的邊界在實際中是向四周無限延伸的，在有限元計算中，一般情況下采用有限邊界來模擬無限邊界，土體的尺寸在水平方向為筒型基礎(chǔ)直徑的 5倍，土體豎向尺寸為筒型基礎(chǔ)埋入深度的 2倍，這樣在實際使用過程中筒型基礎(chǔ)對土體邊界所產(chǎn)生的附加應(yīng)力的影響率不超過 5%，可以忽略土體的邊界效應(yīng)并可以提高計算效率、節(jié)省時間[8]．土體邊界上，在土體側(cè)面施加 YASYMM 約束，土體底面施加ENCASTRE約束．對土體與筒型基礎(chǔ)之間的接觸，由于混凝土與土體的變形模量相差較大，兩者間面與面的接觸屬于粗糙型接觸面的假定[9]，對筒型基礎(chǔ)與土體間的接觸面上定義法向、切向接觸特性，可滿足分析計算的要求．為避免筒型基礎(chǔ)頂部受到集中力作用造成頂部部分混凝土應(yīng)力集中，在基礎(chǔ)頂部設(shè)置一個與基礎(chǔ)頂部直徑相同的剛體，將剛體通過 tie的方式與基礎(chǔ)頂部連接在一起，外力施加在該剛體的參考點上[10]．

圖6 基礎(chǔ)的有限元模型Fig.6 FE model of foundation

1.3 材料物理參數(shù)及加載條件

在基礎(chǔ)頂部參考點處施加極限荷載，上部塔筒結(jié)構(gòu)沿豎向傳遞而來的豎向集中力 Fv＝4.39×103,kN，水平沿x軸向施加Fh＝1.243×103,kN，同時施加繞z軸順時針方向的彎矩 M＝96,387,kN·m. 筒型基礎(chǔ)受力示意如圖7所示．

圖7 基礎(chǔ)網(wǎng)格及受力示意Fig.7 Mesh and diagram of force on foundation

在該荷載條件作用下，對弧形過渡結(jié)構(gòu)中的鋼絞線施加不同大小的有效預(yù)應(yīng)力，以 500,MPa為初始控制值，以100,MPa為增量，逐漸施加到1,400,MPa.

材料物理參數(shù)如表1所示．

表1 材料物理參數(shù)Tab.1 Physical parameters of materials

基礎(chǔ)平臺受到波浪荷載以及上部塔筒結(jié)構(gòu)在風(fēng)荷載作用下傳遞給基礎(chǔ)的水平力，這兩種外力屬于動荷載作用，荷載數(shù)值偏?。b于弧形過渡段屬于混凝土薄壁殼結(jié)構(gòu)，對其進行動力荷載下受力性能分析.為簡化計算，將以上兩種荷載綜合考慮，對基礎(chǔ)作用低周交變水平荷載，幅值 8×103,kN，周期 2,s，荷載作用曲線如圖 8所示，加載曲線表達式為 P＝8×106,cos,πt．對弧形過渡結(jié)構(gòu)中的鋼絞線施加不同大小的有效預(yù)應(yīng)力，以 500,MPa為初始控制值，以100,MPa為增量，逐漸施加到1,400,MPa．

圖8 交變荷載曲線Fig.8 Alternative load curve

2 計算結(jié)果分析

2.1 靜力極限荷載作用

2.1.1 弧形過渡結(jié)構(gòu)的混凝土應(yīng)力變化

未施加局部預(yù)應(yīng)力的筒型基礎(chǔ)的主拉應(yīng)力的最大值區(qū)域主要集中在弧形過渡結(jié)構(gòu)受拉側(cè)的上部，如圖9所示．在作用1,000,MPa有效預(yù)應(yīng)力的情況下，弧形過渡結(jié)構(gòu)的受拉側(cè)的應(yīng)力分布比較均勻，無應(yīng)力集中現(xiàn)象，如圖10所示．對筒型基礎(chǔ)施加預(yù)應(yīng)力后，其受力性能得到了很大的改善：在弧形過渡結(jié)構(gòu)的受拉側(cè)消除了應(yīng)力集中的現(xiàn)象，使應(yīng)力分布得更加均勻；同時降低了弧形過渡結(jié)構(gòu)受拉區(qū)的峰值應(yīng)力，提高了結(jié)構(gòu)的抗裂性能．

對帶電粒子進行如下分析，帶電粒子受到一個豎直向下的恒力電場力的作用，并且射入平行板電容器時帶有一個水平的初速度v0。帶電粒子在水平方向上做的是勻速直線運動，在豎直方向上做的是初速度為零的勻變速直線運動。這種運動類似于物體在重力作用下只受到一個水平初速度的平拋運動。所以可根據(jù)平拋運動的相關(guān)知識來解有關(guān)題目，可以求得以下有關(guān)物理量或相關(guān)結(jié)論：

圖9 無預(yù)應(yīng)力的主拉應(yīng)力分布(弧形過渡結(jié)構(gòu))Fig.9 Principal tensile stress without prestressed force(arc transition)

圖10 預(yù)應(yīng)力為1,000,MPa的主拉應(yīng)力分布(弧形過渡結(jié)構(gòu))Fig.10 Principal tensile stress with prestressed force value of 1,000,MPa(arc transition)

施加不同的預(yù)應(yīng)力值對弧形過渡結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的主拉應(yīng)力變化曲線如圖 11所示．施加預(yù)應(yīng)力后，結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力值得到了很大程度的降低，施加預(yù)應(yīng)力值在 500～800,MPa的區(qū)間里，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大應(yīng)力值呈線性下降趨勢，在800～1,400,MPa的區(qū)間里，最大應(yīng)力值趨于穩(wěn)定．

圖11 弧形過渡結(jié)構(gòu)主拉應(yīng)力曲線Fig.11 Maximum principal tensile stress of the arc transition

未施加局部預(yù)應(yīng)力的筒型基礎(chǔ)的主壓應(yīng)力分布如圖 12所示，在作用 1,000,MPa有效預(yù)應(yīng)力的情況下，其主壓應(yīng)力分布如圖13所示．由圖可見，未作用預(yù)應(yīng)力時，弧形過渡結(jié)構(gòu)受壓側(cè)的主壓應(yīng)力變化較大，峰值區(qū)域??；在作用 1,000,MPa有效預(yù)應(yīng)力后，弧形過渡結(jié)構(gòu)受壓側(cè)主壓應(yīng)力變化相對平緩，峰值應(yīng)力為22.7,MPa，較前者增大．

圖12 無預(yù)應(yīng)力的主壓應(yīng)力分布(弧形過渡結(jié)構(gòu))Fig.12 Principal compressive stress without prestressing strand(arc transition)

圖13 預(yù)應(yīng)力為1,000,MPa的主壓應(yīng)力分布(弧形過渡結(jié)構(gòu))Fig.13 Principal compressive stress with prestressed force value of 1,000,MPa(arc transition)

施加不同的預(yù)應(yīng)力值對弧形過渡結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的主壓應(yīng)力變化曲線如圖 14所示，隨著預(yù)應(yīng)力值的不斷增大，弧形過渡結(jié)構(gòu)的主壓應(yīng)力隨之增大，兩者呈線性變化關(guān)系．對弧形過渡結(jié)構(gòu)施加預(yù)應(yīng)力，會增大該結(jié)構(gòu)的受壓區(qū)的壓應(yīng)力值．

圖14 弧形過渡結(jié)構(gòu)主壓應(yīng)力曲線Fig.14 Minimum principal compressive stress of arc transition

2.1.2 基礎(chǔ)環(huán)梁及板底應(yīng)力變化

基礎(chǔ)環(huán)梁及其對應(yīng)的板底部位在極限荷載作用下，其受拉區(qū)是一個薄弱區(qū)域．對應(yīng)的板底受拉區(qū)未作用預(yù)應(yīng)力的主拉應(yīng)力分布如圖 15所示，應(yīng)力集中區(qū)域如圖中所示，為環(huán)梁交接處對應(yīng)的板底位置．作用1,000,MPa有效預(yù)應(yīng)力的主拉應(yīng)力分布如圖16所示，應(yīng)力集中區(qū)域相對減小，但是峰值應(yīng)力較大.

圖15 無預(yù)應(yīng)力的主拉應(yīng)力分布(板底)Fig.15 Principal tensile stress without prestressing strand (bottom of slab)

圖16 預(yù)應(yīng)力為1,000,MPa的主拉應(yīng)力分布(板底)Fig.16 Principal tensile stress with prestressed forcevalue of 1,000,MPa(bottom of slab)

基礎(chǔ)環(huán)梁頂部受拉區(qū)的主拉應(yīng)力的變化曲線如圖 17所示．在未施加預(yù)應(yīng)力的情況下，基礎(chǔ)環(huán)梁頂部受拉區(qū)域的主拉應(yīng)力接近 2.95,MPa，基礎(chǔ)環(huán)梁頂部受抗拉性能較差；施加預(yù)應(yīng)力值較小的情況下，比如在施加預(yù)應(yīng)力大小為 600,MPa時，主拉應(yīng)力值為2.3,MPa，改善效果最為明顯；但隨著預(yù)應(yīng)力值的增大，主拉應(yīng)力值隨之增大，當(dāng)預(yù)應(yīng)力值達到1,400,MPa時，主拉應(yīng)力值反而接近未施加預(yù)應(yīng)力時的受力情形，不能有效地改善結(jié)構(gòu)的抗裂性能．

圖17 基礎(chǔ)環(huán)梁主拉應(yīng)力曲線Fig.17 Maximum principal tensile stress of ring beam

基礎(chǔ)板底的受拉區(qū)主拉應(yīng)力變化趨勢如圖18所示，隨著預(yù)應(yīng)力的增大，基礎(chǔ)板底受拉區(qū)的主拉應(yīng)力增大，在作用 800,MPa有效預(yù)應(yīng)力之前，變化同預(yù)應(yīng)力變化基本呈線性關(guān)系，繼續(xù)增大預(yù)應(yīng)力，曲線曲率變大，施加預(yù)應(yīng)力可以減小應(yīng)力集中區(qū)域，但會增加峰值應(yīng)力．

圖18 基礎(chǔ)板底主拉應(yīng)力曲線Fig.18 Maximum principal tensile stress of foundation plate

無預(yù)應(yīng)力作用下的基礎(chǔ)主拉應(yīng)力大于 2,MPa的區(qū)域分布如圖19所示，大于2,MPa受拉區(qū)主要集中在弧形過渡結(jié)構(gòu)的受拉側(cè)和小部分的板底受拉區(qū)，峰值應(yīng)力 10.23,MPa．作用有 1,000,MPa預(yù)應(yīng)力的基礎(chǔ)主拉應(yīng)力大于2,MPa的區(qū)域分布如圖20所示，大于2,MPa受拉區(qū)主要集中在基礎(chǔ)環(huán)梁及板底受拉區(qū)域，峰值應(yīng)力 8.777,MPa．對弧形過渡結(jié)構(gòu)施加預(yù)應(yīng)力后，可有效地降低基礎(chǔ)主拉應(yīng)力的峰值應(yīng)力，改善弧形過渡結(jié)構(gòu)的抗裂性能，但基礎(chǔ)環(huán)梁以及板底的大于2,MPa的區(qū)域增大．

基礎(chǔ)整體混凝土在極限荷載作用下，作用有不同預(yù)應(yīng)力值的主拉應(yīng)力大于2,MPa的區(qū)域變化如圖21所示．在未施加預(yù)應(yīng)力的情況下，混凝土主拉應(yīng)力大于 2,MPa的區(qū)域體積為 162,m3，在起初作用500,MPa預(yù)應(yīng)力大小的情況下，主拉應(yīng)力大于2,MPa的區(qū)域最??；隨著預(yù)應(yīng)力值的增大，該區(qū)域隨之增大，從數(shù)值變化走勢判斷可知，在作用有預(yù)應(yīng)力的區(qū)間內(nèi)，作用 600,MPa預(yù)應(yīng)力值時，曲線的增長率發(fā)生了變化，預(yù)應(yīng)力大小在 500～600,MPa內(nèi)，大于2,MPa區(qū)域體積變化較為平緩，預(yù)應(yīng)力大于 600,MPa后，曲線的增長率較大．由此可推斷出基礎(chǔ)在該極限荷載作用條件下，作用較小預(yù)應(yīng)力值如 600,MPa左右，可以使基礎(chǔ)整體區(qū)域內(nèi)主拉應(yīng)力大于 2,MPa的體積最小，此時抗裂性能最佳．繼續(xù)增大預(yù)應(yīng)力值，該區(qū)域體積增大，當(dāng)預(yù)應(yīng)力值超過 1,100,MPa時，基礎(chǔ)主拉應(yīng)力大于 2,MPa的體積相當(dāng)于未作用預(yù)應(yīng)力時的受力情況．繼續(xù)增大預(yù)應(yīng)力值，會對基礎(chǔ)整體受力產(chǎn)生不利影響．

圖19 無預(yù)應(yīng)力情況下主拉應(yīng)力大于2,MPa區(qū)域分布Fig.19 Distribution area where principal tensile stress is more than 2 MPa without prestressing strand

圖20 預(yù)應(yīng)力為1,000,MPa時主拉應(yīng)力大于2,MPa區(qū)域分布Fig.20 Distribution area where principal tensile stress more than 2 MPa with prestressed force value of 1,000,MPa

圖21 基礎(chǔ)整體主拉應(yīng)力大于2,MPa區(qū)域Fig.21 Maximum principal tensile stress area of more than 2 MPa

2.2 交變荷載作用

2.2.1 弧形過渡結(jié)構(gòu)混凝土應(yīng)力變化

在未施加預(yù)應(yīng)力的情況下，弧形過渡結(jié)構(gòu)在交變荷載作用下的主拉應(yīng)力峰值區(qū)域集中在過渡段下邊緣的外側(cè)，弧形過渡段拉壓應(yīng)力分布區(qū)域可明顯區(qū)分，弧形過渡段混凝土外表面存在較大受拉區(qū)域，如圖22所示．

在作用有1,000,MPa有效預(yù)應(yīng)力的情況下，弧形過渡結(jié)構(gòu)主拉應(yīng)力峰值區(qū)域集中在過渡段下邊緣的內(nèi)側(cè)，如圖 23所示，弧形過渡段總體應(yīng)力值無明顯變化，并且呈受壓狀態(tài)．

圖22 無預(yù)應(yīng)力的主拉應(yīng)力分布Fig.22 Principal tensile stress without prestressing strand

圖23 預(yù)應(yīng)力為1,000,MPa的主拉應(yīng)力分布Fig.23 Principal tensile stress with prestressed force value of 1,000,MPa

施加不同的預(yù)應(yīng)力值對弧形過渡結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的應(yīng)力變化曲線如圖 24所示．交變荷載作用下，未施加預(yù)應(yīng)力的情況下，弧形過渡段在荷載作用下的受拉側(cè)，較大范圍內(nèi)混凝土存在拉應(yīng)力，但數(shù)值較小．施加預(yù)應(yīng)力后，弧形過渡段受拉側(cè)除底部邊緣以及受拉側(cè)小部分區(qū)域存在數(shù)值較小的拉應(yīng)力外，其余大部分區(qū)域混凝土處于受壓狀態(tài)，隨著施加的預(yù)應(yīng)力值的增大，受壓區(qū)應(yīng)力值變化較小．總體上，根據(jù)實際荷載統(tǒng)計，交變荷載幅值偏小，弧形過渡段在荷載作用下產(chǎn)生的拉壓應(yīng)力數(shù)值均較?。?/p>

圖24 弧形過渡段受拉側(cè)應(yīng)力變化趨勢Fig.24 Trend of tensile part of arc transition

2.2.2 滯回曲線

通過ABAQUS計算基礎(chǔ)在交變荷載作用下的受力性能，計算完畢后，通過其后處理模塊可以提取其加載點處的位移和施加的外力，借此可繪制基礎(chǔ)在交變荷載作用下的滯回曲線，如圖 25和圖 26所示．而實際工程中的材料差異性較大，存在一定的初始缺陷，有限元計算過程中將材料理想化并均勻化，故其計算得出的位移相對實際偏?。?/p>

圖25 無預(yù)應(yīng)力滯回曲線Fig.25 Load-displacement curve without prestressing strand

圖26 預(yù)應(yīng)力為1,000,MPa的滯回曲線Fig.26 Load-displacement curve with prestressed force value of 1,000,MPa

由圖25和圖26比較可知，未施加預(yù)應(yīng)力的滯回曲線所包絡(luò)的區(qū)域面積相比施加 1,000,MPa預(yù)應(yīng)力的滯回曲線的包絡(luò)面積更豐滿．在未施加預(yù)應(yīng)力的情況下，基礎(chǔ)在交變荷載作用下耗能性能相對大．對基礎(chǔ)的弧形過渡段施加預(yù)應(yīng)力后，使弧形過渡段的混凝土處于受壓狀態(tài)，一定程度上降低了交變荷載作用下的混凝土結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展能力．

3 結(jié) 論

(1) 對于弧形過渡結(jié)構(gòu)的抗裂性能，起初隨著施加預(yù)應(yīng)力值增大有著顯著的增強，預(yù)應(yīng)力施加到800,MPa時，繼續(xù)增大預(yù)應(yīng)力值，對其抗裂性能的改善變化不大，抗裂性能趨于穩(wěn)定．

(2) 對于基礎(chǔ)環(huán)梁及板底部位的抗裂性能，在施加 600,MPa有效預(yù)應(yīng)力值的情況下，可得到最大程度上的改善，但最不利受力情況與最佳受力情況下的最大應(yīng)力值之差小于 1,MPa，改善效果并不十分明顯．隨著預(yù)應(yīng)力的繼續(xù)增大，抗裂性能又逐漸減?。宓资芾瓍^(qū)在預(yù)應(yīng)力作用下，可減小應(yīng)力集中區(qū)域，但會增大峰值應(yīng)力．

(3) 在交變荷載作用下，對基礎(chǔ)弧形過渡段施加預(yù)應(yīng)力后，對其塑性發(fā)展有了一定程度的降低，耗能性能也隨之而降低，但混凝土的抗裂防腐性能有所提高．

(4) 對弧形過渡結(jié)構(gòu)施加預(yù)應(yīng)力后，總體上改善了結(jié)構(gòu)的抗裂性能，但是不同結(jié)構(gòu)部位的受力變化趨勢不同．為此，在結(jié)構(gòu)設(shè)計中選取鋼絞線張拉控制應(yīng)力值大小時，應(yīng)綜合考慮以上兩部分的受力變化趨勢，來確定一個合理的數(shù)值．有限元計算中，模擬施加的有效預(yù)應(yīng)力值，在實際施工過程中，除考慮到各種預(yù)應(yīng)力損失而進行超張拉外，,還應(yīng)適當(dāng)增大張拉控制應(yīng)力．

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