体外预应力加固RC超静定梁抗弯性能试验研究

赵少伟，邓 瑜，郭 蓉

（1．河北工业大学 土木工程学院，天津 300132；2.河北科技大学 建筑工程学院，河北 石家庄 050018）

由于体外预应力具有施工工序简单，加固效果显著的特点，其研究在国内外都得到了广泛的重视，并取得了重要的进展．许多国家如德国、法国、英国、美国、日本等国家，围绕体外预应力技术开展了大量的试验研究工作，使体外预应力技术的理论研究、施工和设计都达到了较高的水平．仅在法国，近二十年来，就己先后建成了40余座体外预应力混凝土桥梁[1-2]．在国内，中国建筑科学研究院陈瑜、关建光等利用双向张拉连续多跨折线型体外预应力加固技术加固浙江开氏实业有限公司的无梭织造车间的主梁，采用该技术加固的车间使用状态良好[3]．

纵观国内外在体外预应力混凝土结构方面的研究，可以发现绝大多数的研究集中在简支梁方面，而对于超静定结构的研究很少，试验资料及理论的欠缺使体外预应力在超静定结构的加固应用中受到限制．本文通过对3根钢筋混凝土超静定梁试验研究，对比分析了施加体外预应力对梁受弯性能改变，其试验结论对于运用体外预应力加固超静定梁的设计应用提供了参考．

1 试验设计

1.1 构件总体设计

试验共设计了3根超静定梁，构件模型如图1，梁固端支座尺寸为××=800×300×800mm．构件设计情况见表1．表1中JGL-1、JGL-2采用j15.24的1860级高强低松弛预应力钢绞线作为体外预应力筋．

表1 构件设计Tab.1 Component design

1.2 细部构造

体外预应力加固混凝土梁与体内预应力混凝土梁构造有所不同，对体外预应力筋的锚固及转向块处有特殊的要求：

1）锚固端的构造

对于加固梁，在预应力筋锚固处有较大的张拉力集中作用，为了防止锚固端的混凝土因局部应力过大而开裂，在支座里预埋四片钢筋网片，见图2，以提高局部承载能力．在每个支座相应位置处绑扎两根直径为20mm的钢套管，以便预应力筋从中穿过，并在穿筋前往套管中涂入黄油以利于润滑．

2）转向块及加载点处的构造

由于体外预应力筋为折线型，在转向块处对混凝土梁有向上的集中荷载，为了防止混凝土局部压碎在此处设置了尺寸200×150×10mm的钢垫板，并将转向块与预应力筋的接触面设计成圆弧形（如图2），以避免对钢绞线造成损伤．

图1 构件模型Fig.1 Models pecimen

图2 细部构造Fig.2 Specimen's details

1.3 试验方案

试件均采用液压千斤顶加载，通过分配梁作用形成二集中力同步加载．试验观测方案及测点布置如图3所示．

图3 仪表布置及加载装置Fig.3 Apparatus and loading equipment

2 试验结果分析

2.1 承载力、挠度分析

3根梁极限承载力见表2．采用体外预应力加固后的两根梁承载能力有大幅度提高，卸载后加固的梁JGL-2与不卸载加固的梁JGL-1相比极限承载力提高比例相差13.6%，原因是卸载后加固梁JGL-2内普通钢筋的作用得到了充分发挥．

3根梁的荷载—挠度曲线见图4，从图中可以看出，体外预应力加固后，JGL-1、JGL-2在同样荷载作用下，其挠度均小于DBL的挠度，可见，体外预应力加固可有效减小梁在荷载作用下的变形，提高了梁体的刚度．卸载后加固对构件加固后二次受力时的挠度有较大的影响，JGL-2从加固后到受拉钢筋屈服前，在相同荷载作用下，其挠度一直小于JGL-1，这主要是因为JGL-2卸荷后进行加固，体外预应力筋在其刚开始受力时就对裂缝开展、挠度变形发挥作用，而对于持荷加固的JGL-1，体外预应力筋的作用发挥较晚，因而对使用阶段受力性能的改善程度低于卸载后加固梁JGL-2．

2.2 开裂荷载、裂缝分析

张拉体外预应力筋后，原有裂缝闭合，再次施加荷载，观察梁体跨中、端部裂缝出现情况．试验测得各梁的开裂荷载如表3所示．

由试验梁裂缝开展情况的观测结果可以看出，体外预应力加固后，各截面的开裂荷载均大于未加固梁，说明体外预应力能提高构件的开裂荷载．体外预应力对梁裂缝的开展有明显抑制作用，它可以推迟裂缝的出现，使裂缝发展缓慢，裂缝间距变小；JGL-1加载至33.2 kN时裂缝宽度达到0.6 mm，而JGL-2在相同荷载作用下裂缝宽度为0.4mm，JGL-1破坏时裂缝宽度已经超过1.85mm，JGL-2的裂缝宽度为1.6 mm，说明采用体外预应力加固构件前对构件进行卸载比未卸载构件能更好地推迟裂缝的出现，并减小裂缝的宽度．

表2 试件极限承载力Tab.2 Specimens' peak load

表3 截面开裂荷载Tab.3 Section cracked loading

2.3 应变分析

2.3.1 跨中与梁端的钢筋应变

从图5、图6、图7的荷载-钢筋应变曲线中可以看出，3根试验梁在混凝土开裂前均呈线性关系，试验梁 JGL-1在梁端钢筋达到屈服时进行加固，JGL-2当梁端钢筋达到屈服将竖向荷载卸为零后进行加固，从图6、图7的曲线中能看出，施加体外预应力使两根梁的钢筋应变均有较大程度的回缩．预应力的施加相当于对试验梁进行了卸荷，抵消了JGL-1的部分荷载，对JGL-2相当于施加了反向的弯矩，JGL-2钢筋的应变由正值变成负值．

从图中看出，梁加固完成初期，梁端钢筋的应变的回缩量大于跨中钢筋，这是因为试验梁在加固前梁端弯矩较大，预应力加固产生的内力方向与原受力方向相反．随着使用荷载的增加，由于梁端受到的弯矩大于跨中，梁端钢筋屈服，然后跨中钢筋屈服直至试验梁破坏．

2.3.2 荷载—钢筋、钢绞线应变

图8、图9为跨中截面荷载—钢筋、钢绞线应变曲线，从图中可看出，在体外预应力张拉期间，竖向荷载保持不变，预应力筋应力一直在增长直至张拉完毕，JGL-1、JGL-2均张拉至150kN，JGL-1、JGL-2的钢绞线应变分别增长至4 371、4 224．

预应力筋张拉完毕后进行竖向加载，应变仪的数据显示，JGL-1、JGL-2预应力筋的应变一直没有增加反而有所减小，这是因为试验梁在体外预应力加固后立即进行竖向荷载试验，预应力筋存在一定的预应力损失．继续加载，待预应力损失完毕，预应力筋应变开始增加，在竖向荷载加载初期，预应力筋增量较小，呈线性增长，原裂缝重新开裂以后，曲线斜率变小，应力增量幅度有所增加，当荷载加至钢筋屈服时，对应的预应力筋的荷载—应变曲线有明显的转折点，钢筋所承担的应力增加很少，外荷载引起的截面拉力增加主要由体外预应力筋来承担，预应力筋的应变迅速增加，曲线的斜率明显变小．临近破坏时，应变达到最大值，此时JGL-1、JGL-2的钢绞线应变分别为4 974、5 910．

对于JGL-1、JGL-2，在未加固前，原钢筋混凝土梁都存在着一定的初始挠度和损伤，钢筋和混凝土已经存在着初始的应变，在采用预应力钢绞线加固后，虽然在一定程度上减少了构件挠度和钢筋的应变，对于构件挠度和钢筋应变的减小程度JGL-2是大于JGL-1的，从钢绞线的应变来看，JGL-2的钢绞线是先于JGL-1发挥作用的．

图4 梁跨中荷载-挠度曲线Fig.4 Mid-span load-deflection curves

图5 DBL钢筋荷载—应变曲线Fig.5 DBL's steel bar load-strain curves

图6 JGL-1钢筋荷载—应变曲线Fig.6 JGL-1's steel bar Load-strain curves

图7 JGL-2钢筋荷载—应力曲线Fig.7 JGL-2's steel bar load-strain curves

与图4的荷载—挠度相比较可看出，体外预应力筋的应变增量与梁体的变形有直接的关系，梁的挠度增加越快，体外预应力筋的增量也就越快．原梁钢筋屈服后，钢绞线的作用进一步发挥，预应力筋在加固后构件中承担着重要的作用．

从表4可知，达到极限承载力时，预应力筋的应力比有效应力分别增加了45.2%、49.6%，这是体外预应力加固混凝土极限承载力能够大幅度提高的原因，加固前构件是否卸载对预应力筋的应力增量的影响不是很大．

表4 体外预应力筋试验结果Tab.4 External prestressed tendon test results

图8 JGL-1钢筋、钢绞线应变曲线Fig.8 JGL-1 steel bar and Strand stress curves

图9 JGL-2钢筋、钢绞线应变曲线Fig.9 JGL-2 steel bar and Strand stress curves

3 结论

1）体外预应力加固梁可以显著减小梁的跨中挠度并提高构件的开裂荷载，减小裂缝宽度，比普通梁极限承载力提高了近两倍，受弯承载力极限状态时，非预应筋已经屈服，此时预应力筋应力仅达到其强度的一半，且加固梁有较好的变形能力；

2）JGL-1、JGL-2均是先在一梁端出现塑性铰，随后另一梁端也出铰，然后由梁端向跨中调幅，最后破坏是由于跨中截面达到极限强度而破坏，发生了完全的塑性内力重分布；

3）采用体外预应力加固构件前是否卸荷对构件加固后的二次受力性能有较大的影响，进行卸载的构件比未卸载的构件加固后的二次受力性能改善的更好；

4）由于试验条件所限不能同时张拉试件中的两根预应力筋，试验中采取先张拉一根力筋并锚固后，再张拉另一根的方式，这种方式会引起部分的预应力损失，同时可能由于张拉时存在的扭矩，可能对试验结果有一定的影响，但这种影响对本文所从事的研究影响不大．

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