缓粘结预应力混凝土T梁预应力效应分析

李 可

(常德市穿紫河建设开发有限公司，湖南 常德 415000)

缓粘结预应力混凝土T梁预应力效应分析

李 可

(常德市穿紫河建设开发有限公司，湖南 常德 415000)

进行了2根预应力混凝土T梁的长期试验，通过对2种不同预应力施工工艺的混凝土梁在预应力施加后21 d的观测，研究了混凝土梁的跨中应变、预应力损失、挠度等方面的内容并进行了对比，在叠加法的基础上提出了计算存梁期间预应力混凝土简支梁挠度的理论方法．试验结果表明，缓粘结预应力梁与普通预应力梁的实测应变、挠度值发展规律基本相同．通过计算值与理论值的分析比较，验证了本试验理论计算的可靠性和精度，表明缓粘结预应力梁在存梁期有着与普通预应力混凝土梁相同的预应力效应．

预应力混凝土梁；缓粘结；挠度；预应力效应

缓粘结预应力混凝土技术克服了传统预应力混凝土技术的缺点，具有显著的技术优势和推广价值．钢筋与混凝土在前期相对独立，其施工同无粘结预应力混凝土一般便捷[1-3]；随着缓凝材料强度的增长，钢筋与混凝土开始协同受力，其抗震性能同有粘结预应力混凝土一般良好[4-6]．因其优异的性能广泛应用于各类大跨径预应力混凝土梁桥．为了避免预应力混凝土桥梁因收缩徐变和有效预应力大小等时程因素引起桥梁变形过大而影响结构的施工和正常服役，所引起的变形需控制在容许值范围内[7-8]．因此，准确预估预应力混凝土桥梁的预应力效应，对工程实践具有很强的指导意义．针对这种现状，对比普通预应力混凝土梁(有粘结预应力混凝土梁)，本文研究了存梁期间缓粘结预应力混凝土梁的预应力效应．在叠加法的基础上提出了计算存梁期间预应力混凝土简支梁挠度的理论方法．

1 试验方案

1.1 试件模型

本试验对30 m标准梁按1︰3的比例进行缩尺得到试验梁，研究了缓粘结预应力施工工艺对结构预应力效应的影响．共制作2片T梁，梁总长1 020 cm，计算跨径1 000 cm．1#梁为缓粘结预应力混凝土梁，2#梁为普通预应力混凝土梁．混凝土设计强度等级为C40．梁高58 cm，翼板宽53 cm，腹板厚10 cm．共设置3根预应力筋，试验梁截面尺寸和预应力筋布置如图1所示．

1.2 试验梁制作

试验梁钢筋骨架严格按照施工图纸进行绑扎．采用木模支架在室内地面进行安装．制作缓粘结预应力混凝土梁时，将事先用缓粘结胶粘剂包裹的预应力筋和非预应力筋按设计位置布置，一同绑扎，再浇筑混凝土．普通预应力混凝土梁则是先浇筑混凝土，并在其中预留孔道，将预应力筋穿入预留的孔道内．待混凝土养护9 d，强度达到设计强度等级的70%后，采用穿心式液压千斤顶张拉预应力筋．预应力张拉力的控制采用千斤顶油表读数和力传感器读数双重校核，采用分级张拉，然后锚固．现场试验梁如图2所示．

图1 预应力筋布置形式/cm

图2 试验梁现场图

1.3 材料力学性能

试验梁混凝土采用相同混合比，水︰水泥︰砂︰石︰减水剂=232.5 kg︰460 kg︰585 kg︰1 175 kg︰3.6 kg．浇筑试验梁的同时浇筑混凝土试块，与试验梁在相同环境下进行养护．非预应力筋和箍筋均采用HPB235级钢筋，预应力筋采用直径为15.2 mm的1860级钢绞线．混凝土和钢筋的力学性能根据现行规范中规定的试验方法测得[9-10]．分别如表1、表2所示．

1.4 试验测试内容及测点布置

挠度变化由安装在梁的L/3、L/2、2L/3截面处百分表测得．截面跨中混凝土应变变化由预埋在跨中截面顶板和底板内的钢弦式应变计(a1，a2)测得．在梁的锚固端布置2个传感器测得预应力大小．具体布置如图3、图4所示．

表1 钢筋力学性能

表2 混凝土力学性能

图3 百分表及体内应变计布置

图4 传感器布置

2 试验结果分析

2.1 体内应变

图5是试验梁存梁期间跨中体内应变变化的时程曲线．在试验周期内，梁顶板和底板应变随时间增长且全截面受压．放置4 d时1#梁跨中顶板应变为2#梁的84 %，底板应变1#梁为2#梁的107.4 %；21 d时1#梁跨中顶板应变为2#梁的93 %，底板应变为2#梁的102.5 %．应变在预应力作用一段时间后以几乎相同的速率增长，验证了在线性徐变范围内徐变与应力呈线性关系．

图5 跨中体内应变时程曲线

2.2 预应力损失

图6是试验梁存梁期间预应力损失变化的时程曲线．预应力施加后，1#梁和 2#梁的预应力损失时程曲线发展趋势基本一致，预应力损失在初期增长较快，后期损失仍有增长但速率有所减缓，总体发展趋势相同，这是因为在预应力张拉初期由于锚具变形，混凝土局部受压变形等原因导致在加载初期预应力损失较大；当2#梁放置4 d后传4的预应力损失为2 kN，为传2的95.2%．放置21 d后传4的预应力损失为4.9 kN，为传2的92.4%．普通预应力混凝土梁的预应力损失比缓粘结预应力混凝土梁的稍小．由于传1产生了较大误差，数据失效，不予以讨论．

图6 预应力损失时程曲线

2.3 预应力反拱挠度

图7是试验梁存梁期间跨中截面处反拱挠度变化的时程曲线．在试验周期前2 d内反拱增长速率较大，2 d后增长速率减小，虽有稍许波动但总体趋于平稳，与混凝土的收缩徐变规律一致．缓凝砂浆粘结力的增强增大了预应力筋与管道壁的摩擦力，制约了反拱挠度的发展．放置21 d后，1#梁跨中截面反拱挠度变形实测值为 18.07 mm，为2#梁的85.2%．1 #梁、2 #梁的长期挠度分为其瞬时挠度的1.48、1.75倍，由混凝土收缩徐变引起的附加挠度不容忽视．

图7 跨中反拱挠度时程曲线

2.4 徐变系数

图8是试验梁存梁期间跨中反拱徐变系数变化时程曲线，由实测数据可见，缓粘结应力混凝土梁反拱徐变系数比普通预应力混凝土梁大．在本试验周期初期，缓凝砂浆与钢筋无可靠粘结，预应力筋摩擦力较普通预应力筋小，所以1#梁徐变系数增长较2#梁快．后期缓凝砂浆与预应力筋完全粘结，1#梁、2#梁徐变系数增长速率几乎相同，说明缓粘结预应力筋已具有和有粘结预应力筋相同的受力性能．持荷21 d后，1#梁的跨中体内徐变系数为0.981，较2#梁增大140%，1 #梁体内应变发展较2#梁快．

图8 反拱徐变系数时程曲线

3 理论计算

3.1 徐变系数

混凝土结构在长期荷载作用下所产生的变形叫徐变，可用徐变系数、徐变度、徐变函数等来表示．当混凝土的加载龄期为t，在计算龄期为t时徐变产生的变形与瞬时弹性变形的比值为徐变系数．其表达式为

在加载龄期为t时对混凝土作用单位应力，在计算龄期t时刻产生的混凝土徐变应变为混凝土的徐变度，用C(t,t)表示．徐变度和徐变系数之间的关系为

(1)在加载龄期为t时对混凝土作用单轴向单位常应力，在计算龄期t时刻产生的总应变为混凝土的徐变函数，用表示．表达式为

3.2 预应力混凝土梁的长期挠度变形

梁体预应力张拉后，产生的变形分成2部分：瞬间变形和长期变形．采用叠加法，预应力混凝土梁挠度的计算如下

(1)恒载引起的挠度fg1．混凝土梁结构的自重可简化为均布荷载，根据结构力学原理，在该均布荷载作用下预应力混凝土梁的挠度fg1为

(2)预应力引起的挠度fy．钢筋束有效预拉应力值ys为锚固控制应力减去所有的应力损失，利用图乘法，有效预应力作用下梁的挠度为fy

式中：My为有效预应力在任意截面x处所引起的弯矩值；为在任意截面处x由跨中作用单位力所引起的弯矩值；Eh为预应力张拉时混凝土的弹性模量．

(3)混凝土徐变引起的挠度．利用有效弹性模量法，在截面分析的曲率计算公式的基础上，在t时间，梁跨中的挠度增量的表达式为

A、B分别代表梁左右两端；M代表梁的跨中．(4)预应力混凝土梁长期变形的总挠度

3.3 挠度计算值与理论值的分析比较

对比实测数据，对本文所提出的理论计算方法作了误差分析．结果为：普通预应力梁的平均误差为4%，最大为8%(放置15 d时)．张拉预应力后，随着缓凝砂浆粘结力的增强，缓粘结预应力筋与管道壁的摩擦力也随之增大，制约了反拱挠度的发展．当缓凝砂浆完全粘结时，1#梁和 2#梁有着相同的受力环境，挠度发展速率相同．普通预应力梁的上拱挠度是缓粘结预应力梁挠度发展的上限，只需对普通预应力梁的挠度进行折减即可得到缓粘结预应力梁的挠度，但由于数据较少，对于缓粘结预应力梁反拱一般规律，需要更多的试验数据做进一步的研究．本文中折减系数取0.82．本文试验梁属于全预应力梁，可忽略结构内部配筋对混凝土徐变的影响．总体来说，普通预应力梁上拱挠度理论值与实测值的吻合情况良好，验证了本试验理论计算的可靠性和精度，预测效果较好，有一定工程应用和科学研究价值．

图9 反拱挠度理论值与实测值时程曲线对比

4 结论

(1)在试验周期内，缓粘结预应力混凝土梁的预应力效应引起的跨中应变、挠度、预应力损失和普通预应力混凝土梁发展规律基本相同，符合混凝土的收缩徐变规律．缓粘结预应力混凝土梁预应力效应引起的上拱度比普通预应力混凝土梁要小．

(2)1#、2#梁的长期挠度为其瞬时挠度的1.48、1.75倍，混凝土的收缩徐变引起的挠度占总挠度的比重较大，应尽量减少混凝土的收缩徐变．

(3)本试验验证了所用计算理论的可靠性和精度，因此推荐该理论作为预应力筋张拉后存梁期间考虑混凝土收缩徐变的预应力混凝土简支梁挠度变形的计算公式，可为有关设计施工部门提供参考，为实际生产服务．

[1]陶学康. 无粘结预应力混凝土设计与施工[M]. 北京: 地质出版社, 1994．

[2]吴转琴, 尚仁杰, 洪光. 缓粘结预应力钢绞线与混凝土粘结性能试验研究[J]. 建筑结构, 2013, 43(2): 68-70.

[3]王占飞, 胡正伟, 张子静. 缓粘结预应力钢筋摩擦系数试验[J].沈阳工业大学学报, 2016, 38(3): 351-353.

[4]熊学玉, 黄炜一. 预应力混凝土收缩与徐变效应测试与分析[J]. 工业建筑, 2012, 42(4): 65-68.

[5]赵霄, 金凌志. 缓粘结预应力混凝土连续梁预应力损失计算及摩阻力研究[J]. 井冈山大学学报, 2011, 32(6):99-103.

[6]李金根, 熊小林, 李一心. 缓粘结预应力筋摩阻损失的试验研究[J]. 建筑技术, 2008, 39(12): 943-946.

[7]吴桐. 预制预应力混凝土梁反拱度研究[D]. 哈尔滨: 东北林业大学, 2011.

[8]龚先兵, 向秋燕, 宁向向. 预应力钢筋混凝T梁上拱度计算[J].铁道科学与工程学报, 2011, 8(1): 107-112.

[9]GB/T 50081-2002, 普通混凝土力学性能实验方法标准[S].

[10]GB/T 228-2002, 金属材料室温拉伸试验方法[S].

(责任编校：徐赞)

Prestressing Effect Analysis of Retard-bonded Prestressed Concrete T-beams

LI Ke
(Chuanzi River Building amp; Development Co. Ltd. of Changde City, Changde, Hunan 415000, China)

To investigate the development laws of strain, prestress loss, and deflection of prestressed concrete beams under sustained load, long-term tests lasted 21 days on two prestressed concrete T-beams constructed by different construction technology were carried out. The calculation method of additional deflection in storage stage was proposed. The result of long-term tests shows that, the beam constructed by conventional technology and the new techniques of retard-bonded prestressed have similar development laws of strain and deflection. Comparing the calculated value with the theoretical value, the reliability and accuracy of the calculation method proposed here is verified. It shows that retard-bonded prestressed beams have similar prestressing effect with conventional prestressed concrete beams in storage stage.

retard-bonded; prestressed concrete; deflection; prestressing effect

TU442

A

10.3969/j.issn.1672-7304.2017.02.0004

1672–7304(2017)02–0016–04

2017-03-07

李可(1973-)，男，湖南常德人，工程师，主要从桥梁建设与管理研究，E-mail: 363601198@qq.com.