体外预应力加固混凝土连续箱梁的体外预应力极限应力增量计算研究

体外预应力加固混凝土连续箱梁的体外预应力极限应力增量计算研究 体外预应力加固混凝土连续箱梁的体外预 应力极限应力增量计算研究 体外预应力加固混凝土连续箱梁的体外预应力极限 应力增量计算研究 高琦,叶见曙,马莹. (1.江苏华通 工程 路基工程安全技术交底工程项目施工成本控制工程量增项单年度零星工程技术标正投影法基本原理 检测有限公司,江苏南京211i00;2.东南大学,江苏南京210096) 摘要:已有预应力混凝土连续箱梁采用体外预应力加固 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 的重要问题,包括体外 束极限应力增 量的计算,体外预应力次内力的分析计算以及体外预应力损失的计算.以锡澄高速 公路江阴高架桥跨东 横河东幅桥加固工程为研究背景,对体外束极限应力增量的计算理论展开研究.研 究结果表明,在对已 有预应力混凝土连续箱梁的体外预应力进行加固计算中,就体外束的极限应力计 算,经过数值比较分析 并与试验梁实测值对比,建议采用公路桥梁加固设计 规范 编程规范下载gsp规范下载钢格栅规范下载警徽规范下载建设厅规范下载 计算公式. 关键词:预应力混凝土;连续箱梁;加固设计;极限应力;体外预应力束 中图分类号:U441文献标志码:A CalculatingResearchonSecondaryInternalForcesforExternalTendons ReinforcementforConcreteContinuousBoxGirder GAOQi.YEJianshu.,MAYing (1.JiangsuHuatongEngineeringDetectionCo.,Ltd,Naniing210005,China2.SoutheastUni versity,Nanjing210096,China) Abstract:Theimportantissuesofcalculationsaboutexternaltendonsusedforreinforcingthe prestressedconcreteCOD— tinuousboxgirderincludethecalculationsoflimitstressincrementduetoexternalpre— stressing,thesecondarymomentand thelossintheexternaltendons.BasedO11theeastoneofDonghenghebridges,Jiangyin,Xich engfreeway,theproblemof thelimitstressincrementduetoexternalpre-stressingisstudied.Theresultsindicatedthatfort hecalculationoflimitstress incrementinexternaltendons,throughthecontrastwithtestvalueitsuggeststheformulainthe SpecificationsforStrength— eningDesignofHighwayBridges.Forthecalculationofthelimitstressincrementduetoexter nalpre—stressingandthrough thecontrastwithtestvalue,theexamplehasprovedthecorrectnessofthespecificationsforstre ngtheningdesignofhighway bridges. Keywords:Pre— stressedconcrete,Continuousboxgirder,Reinforcementdesign,Ultimatestress,Externalte ndons 体外预应力结构与传统的体内有粘结预应力混 凝土结构的设计计算具有共性,但由于体外预应力 的作用,使其又具有不同于体内预应力结构的特殊 性J.体外预应力加固设计计算除了包括一些特 殊问题外,其计算内容和方法与体内预应力结构是 一 致的.关于体内预应力结构的计算,相关规范均 作了规定,这里不再论述L5.因此,体外预应力加 固设计计算研究的重点主要是针对一些特殊问题的 计算. 目前,国内外对体外预应力混凝土结构(包括加 固结构)的研究主要集中在2个方面,一个是体外束 的极限应力计算和体外预应力结构承载力的分析计 算_l..幻;另一个是关于转向装置等局部构造研究. 研究的方法主要是有限元分析,试验研究和实桥分 析等方法口?].在体外束极限应力增量的计算上, 推导出众多计算公式,这些公式主要基于2种方法 建立:一是根据某种计算理论建立计算模型,并根据 试验结果修正其中的某些参数;另一种就是找出影 响极限应力的主要因素,并根据试验结果进行统计 分析,再建立经验公式[1...该公式多半是根据简 支梁加固试验确定的半经验半理论公式,不适合连 续桥梁加固计算.在公式推导中,由于各方法采用 的计算假定,分析途径不一样,计算结果差别也较 大. 另外,无论是理论研究还是局部构造研究,针对 体外预应力加固结构的研究不多,大多是基于体外 预应力新建结构的研究L2n].虽然体外预应力加固 体系也属于体外预应力结构,但是在已有桥梁上进 行体外预应力加固同新建一个体外预应力桥梁是有 所不同的,因此研究体外预应力加固结构十分重要. 体外束极限应力的计算是进行合理结构设计的 前提.国内外研究人员进行了大量的理论研究和试 验研究.研究一致认为,预应力束的极限应力可以 表示为有效预应力与极限应力增量之和.影响体外 预应力束极限应力增量的主要因素有跨高比,普通 钢筋面积,体外预应力钢筋面积,混凝土强度,加载 方式,布索方式等6项,其中前2项为最主要因素. 研究大多是基于体外预应力简支结构,而对连续结 ? 92?《新技术新工艺》?质量检测与故障分析2011年第12期 构体外束的极限应力增量的研究相对较少,本文对 此问题进行研究. 1体外束极限应力的计算公式 1.1美国ACI规范 1963年,ACI规范第一次引入极限状态下无粘 结钢绞线应力计算公式.由于当时试验资料少,公 式采用了保守的,极为简单的形式: 一 +105(1) 式中,为无粘结钢绞线极限应力;为无粘结钢 绞线永存预应力.以下变量意义相同. 研究指出该公式在低含筋率情况下太保守,而 71 在高含筋率情况下又偏于不安全,所以ACI318,以后的规范中又给出了一个新的公式为: O"m一+70+(2) ID 该公式考虑了跨高比k的影响,当z/d?35 时,k—100;当Z/d?35时,忌一300.其中,z为计 算跨径;d为预应力筋中心线到混凝土受压边缘的 距离;为预应力筋的配筋率;f为混凝土抗压强 度.该公式一直保留在1989年和1995年的规范 中,但仍存在的局限是:它依据的参数厂/太简 单,所绘制的有关应力增量图表明其相关性并不好; 在Z/d:35处,值具有突变性;没有考虑有无非 预应力钢筋,荷载种类和荷载布置等因素;公式是基 于简支梁的试验数据得出的,对T形或非对称T形 连续梁,按其正负弯矩分别进行计算会得出不同值, 与事实不符;因为如果忽略摩擦影响,无粘结预应力 筋全长内的应力应一致. 1.2加拿大规范 加拿大CAN3一A23.3一M84规范基于"塑性 铰"理论提出如下公式: 一 +(一)?fpyPy(3)=—r—一一 P 式中,厂鲫为无粘结筋的抗拉强度设计值;z为无粘 结筋锚固端之间的距离除以形成破坏机构所需的塑 性铰的数目;C为假设无粘结筋达到极限应力时混 凝土的受压区高度.按下式计算: C A{?As{s一久sfPs一0859cf'ch—f,bw 0.85~3zf'cb (4) 式中,A,A,,f,h,,b,,,c,分别为非 预应力受拉钢筋的面积,受压钢筋的面积,非预应力 受拉钢筋的应力,非预应力受压钢筋的应力,翼缘板 厚度,腹板宽度,预应力钢筋的强度折减系数,非预 应力钢筋的强度折减系数,混凝土强度的折减系数, 等效矩形受压区高度与中性轴高度之比,其余符号 意义同前.在A23.3—94规范中,根据进一步的试 验数据,把常数5000改为8000.其缺点同样是公 式由简支梁试验得出,未能考虑荷载类型,尤其对连 续T梁来说,跨中和支点计算出来的值不同,式1 得出简支梁的应力增量只有实测的50%,式2也只 能达到8O,结果与试验数据相关性不好. 1.3Harajli钢绞线应力计算模式 Haralji在试验基础上,考虑了跨高比对预应力 筋的影响,提出了与ACI318接近的计算公式,不同 之处在于直接用跨高比计算,而不是象ACI318去 选择公式.其计算公式为: 加一+(7O+T)×(0.4+)(5) 式中符号意义同前.,不再重复.该公式仍然是以简 支梁试验数据为基础得出的. 1.4德国DIN422规定 单跨梁:一+110(6) 悬臂梁:一+50(7) 连续梁:一(8) 对连续梁不考虑无粘结筋的极限应力增量,结 果是偏于保守的. 1.5中国《无粘结预应力混凝土结构技术规程》 (JGJ92,2004) 一 ?+100(9) 1.6美国AASHTO2004规范修正公式 一 +0.03E?f却(10) 1声 式中,z为计算跨体外束的有效长度,z一2l/(N +2);N为构件失效时形成的塑性铰数目,对于简 支梁N一0,对于连续梁N一,1;72为连续梁的 跨数;z为两端锚具间体外束的总长度,对于简支梁 加固体系,z:z;为体外预应力钢材的安全系 数,取一2.2;h为体外预应力筋(束)合力点到 截面顶面的距离;E为体外预应力筋(束)的弹性 模量;C为截面中性轴到混凝土受压区顶面的距离. 对于T形截面: C= Ap+f+Af一sf_,0.sfmkBf—b)hf 0.75}m.邮 (11) 对于矩形截面: c===075, . }m… 式中,卢为混凝土受压区高度折减系数,取= 0.80,当混凝土强度等级高于C50时,应按《公路钢 筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTGD62 《新技术新工艺》?质量检测与故障分析2011年第12期?93? 一 2004)表5.3.3折减;,为混凝土立方体抗压 强度 标准 excel标准偏差excel标准偏差函数exl标准差函数国标检验抽样标准表免费下载红头文件格式标准下载 值;A为体外预应力筋(束)的截面面积; A为体内预应力筋(束)的截面面积;其他符号意义 同前.该公式是基于等效塑性区长度理论提出的, 适用于简支梁和连续梁,为《公路桥梁加固设计规 范~(JTG/TJ22—2008)推荐公式. 2体外束极限应力计算公式的比较 总结上述计算公式,美国ACI公式,Harajli钢 绞线应力计算模式均是依据极限应力与截面配筋指 标之间关系建立的;加拿大规范,美国AASH- TO2004规范修正公式是基于等效塑性区长度理论 提出的;而德国和中国无粘结预应力混凝土结构技 术规程则对体外束极限应力增量直接规定一确定 值.Pannell是最早提出通过等效塑性区长度L来 计算的,基本思路是将沿无粘结预应力筋全长的 混凝土变形集中至L内.而在L.内,截面混凝土顶 纤维压应变达到其极限压应变e,一般取e一 0.003;预应力筋处混凝土的拉伸应变则由平截面假 定得到.设?为L内无粘结预应力筋处混凝土的 伸长值,则为: m一+E?/L(13) 式中,E为无粘结预应力筋的弹性模量;L为相邻 锚具间距离或简支梁全长.而且,美国ACI公式, 加拿大规范以及Harajli钢绞线应力计算模式均是 基于简支梁的试验数据得出的,这与连续梁的条件 不相符;把体外束极限应力增量直接规定为一确定 值,实际上是忽略了不同类型的梁的个性因素影响, 而且有的是偏于保守的.因此,综合考虑各种因素, 笔者认为式1O,即公路桥梁加固规范公式能代表连 续梁体外束极限应力的计算. 3体外束极限应力的算例分析 3.1工程背景 以文献[21]中的试验梁为例,分别计算体外束 的极限应力,并与试验值对比.试验梁的构造尺寸 见图1,试验梁加载试验装置见图2.试验梁测试的 内容包括跨中截面和中间支座截面的混凝土应变, 体外束和普通钢筋的应变,跨中及支座处的挠度和 中间支座的反力. 'IP|2 1本外索//—乱 ——— ——— —,厂一lI )Olo(5o0(2600105001DOl 边支点 应力 感器 b)立面图 图1试验梁一般构造及配筋图 中支点 )Pf2藉(?) l』fl体外索ll厂—一fIIlIIf )()(,)1….商于I传 变片 图2试验梁加载试验装置图 如图1所示一两跨连续梁,体外束布置在截面混凝土极限抗压强度分别为34.9MPa,35.1MPa, 两侧,成折线形,每侧均为一束35预应力筋,体外36.1MPa,35.9MPa;TWS1,TWS22 片梁的截面 束总面积A一117.8mm.试验梁横截面为矩形上,下均采用s~ls的普通钢筋,TWS3,TWS42片 180mmx300mm.试验梁制作4组,混凝土强度梁的截面上下均采用2声14的普通钢筋,4片梁设计 为C40,分别编号为TWS1,TWS4,实测4片梁的箍筋为6@200.加载方式为双跨同步加载,每一 ?94?《新技术新工艺》?质量检测与故障分析2011年第12期 跨内均为3分点2点加载.加载前,体外束永存预 应力分别为TWS1和TWS2梁800MPa,TWS3和 TWS4梁900MPa. 3.2计算分析 每跨使用1台千斤顶(如图2所示),荷载的大 小由压力传感器直接反映.混凝土应变测点在跨中 和中问支座截面处梁的两侧沿梁高均匀布置,每侧 5个应变片,共计3O个应变片.挠度测量采用电子 百分表量测,共9个测点.受拉普通钢筋2个测点, 应变片直接贴在钢筋上.体外束对称布置,锚固端 设置应力传感器,体外束的应力由应力传感器直接 读得.测得的体外束极限应力和由各公式计算的结 果见表1. 表1体外束极限应力理论计算值与实测值对比 (MPa) 注:表示美国ACI318,95规范计算公式,即式1O. 从上述计算结果可知,各规范公式的计算结果 相差较大:美国AASHTO2O04规范修正公式(即公 路桥梁加固规范采用公式)计算值与试验值较接近, 其他公式的计算结果与试验值相关性较差.因此, 公路桥梁加固规范公式能代表连续梁体外束极限应 力的计算. 参考文献 .体外预应力混凝土桥梁关键部位静力分析及其 Eli戴亚军 配筋研究[D].长沙:长沙理工大学,2007. 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