体外预应力筋

2024-05-29

体外预应力筋（共7篇）

体外预应力筋篇1

The ultimate stress of external prestresed tendons is one of important parameters in calculation of ultimate limit states about external prestressing structure.It is complicated to have a accurate calculation of ultimate stress for external prestressed tendons,and usually it needs to consider the iterative process of material nonlinearity and geometric nonlinearity.To solve this problem,many scholars have proposed some different simplified formulas[1,2,3,4,5,6,7,8,9].At present,various simplified formulas are set up mainly based on two ways:1)calculation models are established according to calculation theory,and then calculation parameters are amended compared with experimental results;2)to identify main factors which affect the ultimate stress,then to make a statistical analysis according to experimental results,and then to build empirical formulas

External prestressing technique has received a va-riety application in bridge reinforcement.Due to the particularity and risky of bridge reinforcement projects,it is still a question that existing computational models can be able to meet the requirements of this kind of projects.Therefore,a kind of methods for calculating ultimate stress of external prestressed tendons need to be built,which is suitable for Chinese highway bridge strengthening and can be used for guiding the calculation of prestressing reinforcement in design of highway bridges.The author once in the documents[10,11]made an evaluation and analysis on the calculation equations of nine kinds of ultimate stress of external prestressed tendons in the way of statistical analysis,combining the data of 48 test beams within the external prestressed concrete both at home and abroad.In this paper,based on this work,in accordance with the compiling work in Specification for Strengthening Design of Highway Bridges(JTG/T J22—2008),after the selection of basic computing model for the characteristics of Highway Bridge Strengthening in China,and the improvement of the relevant parameters with the reference of the relevant standards and rules in highway industry,the author puts forward to a simple and practical formu-la applied in the calculation of the ultimate stress of the external prestressed tendons,laying a foundation for the measure of the ultimate bending load capacity in the external prestressing bridge reinforcement structure.

1 Basic Calculation Model

Although calculation methods of effective prestress in overseas and inland specifications are not identical[8,9,12,13,14],the ultimate stress of external prestressed tendons can be described as the form of effective prestress plus the ultimate stress increment regardless of what kind of computational theory is adopted,

Where:σpuis ultimate stress of external prestressed tendons;σpeis effective prestress of external prestressed tendons;Δσpeis ultimate stress increment of external prestressed tendons.

Up to now,among the understanding of the above formula in China and foreign countries,there is a more unified understanding about the first item,that is,about the effective prestres in the external prestressed tendons,while the second one,that is,the expression form and its impact factors of the ultimate stress increment,there are some different opinions on its recognition.ACI318-02[8],Harajli strand stress calculation model[3]and《Technical Specification for Concrete Structures Prestressed with Unbonded Tendons》(JGJ 92—93)are all established based on the relationship between ultimate stress and sectional reinforcement;Chakrabrti(U.S.)formula[7]is modified based on ACI318—02 formula,taking into account some influencing factors,such as effective prestress,height-to-span ratio,strength of concrete,common reinforced;AASH-TO—2004 and BS8100 formula is founded on the basis of the theory of equivalent plastic zone;others such as the formula by Harbin Institute of Technology based onplasticity theory as well as quadratic effect[2],an experimental calculation formula based on test statistical analysis by Tongji University,is about to be incorporated into"the Guide for Prestressed Concrete Bridge Design"(sent for screeningdraft)[4],and Du Jinsheng's calculation formula based on the ultimate stress of structural deformation[1],all these calculation formula are different in terms of its factors considered and research priority.

How to evaluate the validity and accuracy of the above mentioned calculation methods,and to choose one which is fit for bridge safety in China?The author in the document[10,11],in accordance with collected domestic and foreign statistical analysis on the data of completed 48 pieces of prestressed concrete beams,analyses and reviews the above nine kinds of formulas,the statistical results can be seen in table 1.

According to table 1,the statistical analysis results show that AASHTO—04 formula,Harajli formula,the formula by Harbin Institute of Technology based on plasticity theory as well as the quadratic effects,AASH-TO—04 modified formula and the calculation formula based on test statistical analysis by Tongji University are in good agreement with the experimental results,with the average ratio of the calculated value and the experimental value between 0.88 to 1.07.Among which calculation formula by Harbin Institute of Technology has a relatively high accuracy with x=0.95,the dispersion coefficientcv=0.04,but because of its more complicated calculation methods and only suitable for simple supported beam bridges,it is not convenient to be used.Tongji formula is a regression formula established on basis of section property and reinforcement index.From the perspective of analysis results,the average of the ratio is 0.08,but the dispersion coefficientcv=0.05 is relatively slightly larger.Although AASHTO—04 is slightly different form with its modified formula,their calculation accuracy are almost thesame,the average ratio of both are 0.88,0.85 respectively,and their dispersion coefficient are 0.02,0.01.By comprehensive consideration,AASHTO—04 modified formula has property of accuracy calculation,is simple and suitable and can be used for continuous beam bridge.

Since 1998,Specifications for American Highway Bridges has adopted the theory of plastic hinges to calculate the ultimate stress,and to determine equivalent plastic zone length according to Pannell's model related to neutral axis depth of key sections.In other words,the number of plastic hinges when the member breaks is taken into account and it is fit for the calculation of simple supported beam and continuous beam bridges.The following is the basic model:

Where:leis effective length of external prestressd

tressed tendons between two ends anchorages,Nsis the number of plastic hinges when members break,and other symbolic meaning remain the same as the former.

AASHTO 2004 modified formula and AASHTO2004 formula share the same boot,only coefficient of6 300 with the representation of 0.03Ep.This form indicates a more universal meaning to different types of external prestressing steel

Symbol meanings of the above formula are the same as former.

To sum up:through statistical analysis on data of test beams,it is thought that AASHTO—04 modified formula is better simple、practical and can be used for continuous beam bridge calculation;therefore formula(4)is selected as the basic calculating model.

According to this kind of model,taking into account the conversion of concrete strength index,making a statistical analysis of ultimate load capacity of 48 test beams at home and abroad,the results show that the average of ratio between calculation value and experimental value is 0.96 and variance is 0.02,dispersion coefficient is 0.02,so the degree of agreement is quite ideal.

Annotation:σjis calculated stress,σsis measured stress.Datas in the above table are statistical results of the ratio between calculated value and experimental measured value of ultimate stress of external prestressed tendons,on basis of experimental data of 48 test beams.

2Calculation methods and safety factors of the ultimate stress of external prestressed tendons in Bridge Strengthening Design

By combing the above mentioned,the formula(4)is accurate and reliable as the calculation formula on the ultimate stress of external tendons(beams),comparing the theoretical results with the actual test values,they are in good agreement with higher precision.Based on the formula,in needs to complete the following tasks to change it into the one which can guide the design of bridge strengthening in China:1)the completion of transformation from the strength index of material in the U.S.regulation to that of Chinese existing regulation;2)transformation from calculating the stress based on the test to the design value.The specific process is below:

Modified formula in AASHTO—04 uses strength of concrete cylinder f'c,that is the cylinder of 150×300 mm.Taking into account differences in the shape and size for 15 cm×15 cm×15 cm cube strength in China,the strength of cylinder should be replaced by the standard value of cubic compressive strength of China fcu,kor standard value of axial compressive strength fck.Through conversion basic formula can be got,that is,0.85f'c=0.752fcu,k=1.124fck.That is,0.85f'c=0.75fcu,kis applied and substituted into the modified formula of AASHTO—04,using as the parameters of reinforcement for flexural strength.

In the calculation of ultimate stress of external prestressed tendons,the first requirement is that the position of section neutral axis c need to be established.Specifications of AASHTO—04 adopts the design method based on the destructive strength,and a single reduction factorфis used to reduce the ultimate resistance of the structure,and consequently the steel stress in original beams and stress of external prestressed ten-dons are respectively expressed by its yield strength,fy and fpy.In Formula(4)the physical meaning of the second item can be understood as stress increment of external prestressed tendons on the basis of effective stress fpe,reached when the appearance of plastic hinge near control sections.

Ultimate limit state design method,expressed by multi-factors,is used in China's current"Code for Design of Highway Reinforced Concrete and Prestressed Concrete Bridges and Culverts"(JTG D62—2004).Thus the use of AASHTO—04 modified formula should be in accordance with the way of Chinese bridge design,taking into account material safety factorγpin the ultimate stress of prestress steel.In the process of determining the safety factor,two main factors should considered:firstly,(JTG D62—2004)in table 3.2.3-2the ratio of strength design value and strength standard value of high-strength steel wire,steel strand and fine rolled twisted bar;secondly,when the structure has a plastic failure(which is the basis for the establishment of the formula),it should have more safety room than that when reinforced of controlled section yield.There are two means to determine the forms of safety factorγp:one is to establish the safety factor of ultimate stress fps;the other is to establish the safety factor ofultimate stress increment Considering ef-fective stress necessarily presents to the elastic stage,to ensure safety there should be a control to ultimate stress increment,that is the second meaning.By comprehensive consideration and much numerical simulation,it is got thatγp=2.2.Reducing ultimate stress increment of external prestressed tendons by using this safety factor,and plus the effective prestress fpe,then to take a less value as the ultimate sterssσpu,eof external prestressed tendons compared with tensile strength design value fpdof external prestressed tendons.

Based on the above considerations and unification of symbolic expression,calculating formula of externalprestressed tendons is finally established,which is also brought into Specifications for Strengthening Design of Highway Bridges(JTG/T J22—2008).

Whereσpu,eis the calculated value of ultimate stress for external prestressed tendons;σpe,eis existing prestressing force of external prestressed tendons;hp,eis distance between resultant force action points of external prestressed tendons and top of the section;Ep,eis elastic modulus of external prestressed tendons;leis the effective length of external tendons at calculated span;Where liis the length of external tendons between the end anchorages,Nsis the number of plastic hinges;γpis safety factor of external prestressing steel,andγp=2.2;fpd.eis tensile strength design value of external prestressed tendons;c is the distance between section neutral axis and the top of concrete compressive region.

For T-section:

For rectangular section:

Whereβis reduction coefficient of depth of concrete compression,andβ=0.80,Ap,eand Apis section area of external and internal prestressed tendons respectively;fpkis tensile strength standard value of internal prestressed tendons;Asand A'sis section area of common reinforced in tensile and compression area respectively;fskand f'skis tensile strength standard value of common reinforced in tensile and compression area respectively;fcu,kis concrete axial compressive strength standard value;b'fis effective width of compressed flange;b is width of rectangular section or web width of T-section;h'fis depth of compressed flange.

In the solving progress forσpu,e,due to relate to two unknown quantityσpu,eand c and many other calculation parameters,the procedure is too complicated which is to solve a simultaneous equations of formulas(5)and(6)or formulas(5)and(7).In order to convenient for calculation and application,the author introduces three intermediate variables X、Y、Z,and gives a final expression of calculation results as reference.

For T-section and rectangular section,solvingσpu,e and c by direct substitution into expression group(8)、(9)、(10).

Where calculation expressions of parameters X and Y are as follows:

Calculating of Z is related to section type:

For the second type of T-section:

For the first type of T-section or rectangular:

Paying attention in calculation that section width b of the first type of T-section should be the effective flange width b'f.

In order to simplify the procedure of solving equations,takingσpu,e=σpe,eapproximately in preliminary design of bridge strengthening by external prestressing.And the section ultimate flexural capacity calculated by this method is simply safe.

3 Calculation Demonstrations

3.1 Reinforced concrete simply-supported beam bridges

A reinforced concrete simply-supported beam bridge with span 16 m,the superstructure of which is formed by four T beams,and with symmetrical arrangement in direction cross bridge.The height of beams is130 cm,and effective flange width of T-beams is b'f=210 cm with average thickness h'f=16 cm.Web width at mid-span is b=18 cm.Concrete of C30 is used in original beams.The compression reinforcement are two pieces of HRB400 steel in diameter 22 mm,tensile reinforcement are 10 pieces of HRB335 steel in diameter28 mm.The original bridge design load was vehicle-15,trailer-80,now by strengthening of external prestressing,the bridge design load has been improved to highway-I level,using 1 860 MPa high strength steel wire as prestressing tendons,the standard value of its tensile strength is fpk=1 860 MPa.The area of the strand is Ap,e=1.4×4=5.6 cm2,and the arrangement of its external tendons can be seen in graph 1.Through the calculation,after deducting prestress loss,the effective prestress force of external prestressed tendonsσpe,e=1 061.1 MPa,the total length of external tendons between both ends anchorage is le=1 627.2 cm.

Assuming that the section is the first type of T-section,by simultaneous of formulas(5)and(7),to solve ultimate stress of horizontal strengthened bars of external tendonsσpu,e:

Every parameters were substitution into equation,and was solved as follows:

c=6.53 cm<h'f=16 cm.

Proofing that the assumption is correct and the section is the first type of T-section.

3.2Three-span prestressed concrete continuousbeam bridge

A three span prestressed concrete continuous beam bridge with span of 5 590 cm+9 000 cm+5 590cm which was built some years ago,was strengthened by external prestress technique because of less bridge bearing capacity than highway-I standard and down deflection at mid-span zone at present.Arrangement ofexternal tendons can be seen in fig.2.8 pieces of low relaxation steel wire of 19Ф515.2 mm were arranged in the mid span as external tendons,and 24 pieces of low relaxation steel wire of 12Ф515.2 mm were arranged in the mid span as internal tendons,and average length of tendons between both ends anchorages at mid-span is li=9 718 cm.By calculating,after deducting prestress loss,the effective prestress of external prestressed tendons at mid-span isσpe,e=995.2 MPa,hp,e=181.2 cm.Concrete of C50 was used in original beams.Effective flange width of box girder is1 200 cm,after conversion to I shaped cross section based on equivalent principle of flexural strength,depth of flange is 32.9 cm,web width is 80 cm.

According to simplified formula group(8)、(9)、(10),to solve ultimate stress of external prestressed tendons at mid-span sectionσpu,e.Firstly assuming that the section is the first type of T-section,parameters were substitution into formula(10),it can be got that Z=20.83 cm;then to solve intermediate variables parameter X and Y by substitution of from parameter Z into formula(9),and it can be got that X=1.003 2,Y=27.30 cm.

According to formula(8),to solve c andσpu,eafter getting the value of variables X and Y.

c=Y/X=27.30/1.003 2=27.2 cm<h'f=32.9 cm.

Proofing that the assumption is correct and the section is the first type of T-section

4 Conclusion

1)According to analysis of test beams data and theory,it shows that formula(4)established by structural deformation and theory of plastic hinges has property of accurate calculation,concision,practicality,and be suitable for calculating of continuous structure

2)On the basis of formula(4),through corresponding changes including the transformation from strength index of material in the U.S.regulation to that of Chinese existing regulation;the transformation from experiment calculation stress to the design value,adjusting some parameters with reference to standards and criteria of China's highway bridge construction industry,so a calculation method of the ultimate stress for external prestressing tendons is obtained.

3)This paper makes a simulation and verification on the above mentioned calculation method through two calculating demonstrations about reinforced concrete simply-supported beam bridge and a three-span prestressed concrete continuous beam bridge.The results show that the proposed calculation method for the ultimate stress of external prestressed tendons is feasible and reliable,and can be used for the calculation of the reinforcement design for China's highway bridges.

1Du Jinsheng,Lu Wenliang,Ji Wenyu.Discussion of stress in the exter-

体外预应力筋篇2

关键词：预应力,钢筋混凝土梁,布筋方式,固有频率

结构的健康状态可以通过结构的频响特性反映出来,因此,研究预应力混凝土梁的固有频率与预应力钢筋布筋位置的关系对结构的健康状态有一定的理论意义和工程实用价值。在以往的研究中,对预应力梁的振动特性已开展了较多的研究,如Ayaho Miyamotot[1]给出了预应力梁横向弯曲振动的微分方程,刘宏伟假定“Δp与梁中点振动位移y成正比”[2],得到了该振动方程自振频率的解析解。本文以ANSYS为手段,通过对不同布筋方式的预应力钢筋混凝土模型的直接计算分析,揭示预应力布筋方式对预应力钢筋混凝土梁固有频率的影响。

1 预应力简支梁有限元模型

1)材料模型。在用ANSYS对预应力钢筋混凝土进行有限元分析时,应分别考虑混凝土和钢筋的力学特性。在ANSYS中,混凝土可以采用基于Willam-Wamker 5参数破坏准则的本构模型,该模型与Solid65单元配合能很好地模拟混凝土的力学行为。钢筋处于单轴受力状态,应力应变关系相对简单,可以采用双线性弹塑性本构关系(BKIN)。

2)有限元模型。模型同时考虑预应力钢筋和混凝土的作用,用Solid65单元模拟混凝土,该单元主要用于模拟三维混凝土和预应力混凝土单元,其实体模型具有拉裂、压碎、塑性变形及徐变等性能。用Link8单元模拟预应力钢筋,该单元主要用于模拟钢杆等,具有塑性、膨胀、大应变等功能。对钢筋单元和混凝土单元分开划分网格,钢筋单元的尺寸为50 mm,为方便钢筋单元节点和混凝土单元节点的耦合,混凝土沿长度方向单元的尺寸也为50 mm。

3)预应力模拟。预应力的模拟采用降温法,给力筋单元施加温度值来模拟张拉预应力的大小,温度值可以通过张拉预应力的值反算得到,计算公式为:

ΔT=P/EAα (1)

其中,ΔT为钢筋降温值;E为钢筋弹性模量;α为钢筋线膨胀系数;A为钢筋面积;P为预应力施加值。

4)预应力效应的激活,对于预应力结构的分析,首先应计算结构内部的预应力分布,然后在此基础上计算结构一阶固有频率,故首先通过降温法将预应力施加到力筋上,然后进行静力计算,同时在Solution Controls选项的Analysis Options中打开预应力效应开关PSTRES;静力计算完成后接着进行模态计算,采用分块Lanczos法的模态提取方法,指定模态扩展的阶数,模态计算时也要激活PSTRES预应力开关。

5)收敛判据(CNVTOL)设置。用ANSYS分析钢筋混凝土时,计算收敛是较困难的,主要影响因素是网格密度、子步数、收敛准则和收敛精度等。非线性求解采用增量的牛顿—拉夫逊方法,力范数来控制非线性迭代。网格密度和子步数的选取根据实体模型反复试算得到。对收敛精度通过放宽收敛条件来加速收敛,ANSYS默认的收敛准则为1‰,放宽到5%。

2 计算及结果分析

预应力钢筋混凝土简支梁:跨度为2 m、宽0.25 m、高0.5 m。沿宽度方向布置五根通长直线钢筋,钢筋与钢筋间隔0.045 m。

混凝土材料参数为:E=3.489 8×1010 Pa,v=0.166 7,本构关系见图1,密度ρ=2.5×104 N/m3,混凝土张开裂缝的剪切传递系数取为0.7,闭合裂缝的剪切传递系数取为1。预应力钢筋的材料参数为:E=2.0×1011 Pa,v=0.3,膨胀系数α=1.0×10-5,密度ρ=7.8×104 N/m3,单根钢筋的横截面积假定为0.000 201 1 m2。

预应力筋偏心距对简支梁的一阶固有频率的影响,以偏心距为0 mm,110 mm,220 mm时进行分析。三种预应力钢筋在梁中截面位置见图2。

钢筋预应力通过降温法实现,根据施加的温度通过公式P=EAαΔT得到施加给钢筋的预应力值,对于钢筋不同的偏心距处理如下:当偏心距为0 mm,即轴压状态时,对五根预应力钢筋施加0 ℃～-8 ℃的温度值,根据预应力和温度的换算关系,每根钢筋施加的预应力值为0 kN～3.218 kN;偏心距为110 mm时,对五根预应力钢筋施加0 ℃～-30 ℃的温度值,换算成每根钢筋的预应力值为0 kN～12.07 kN;偏心距为220 mm时,对五根预应力钢筋施加0 ℃～-15.2 ℃的温度值,换算成每根钢筋的预应力值为0 kN～6.11 kN。表1列出了相同预应力作用下不同偏心距时的梁前五阶固有频率。

在每种偏心距下对钢筋逐级降温改变钢筋预应力值,通过ANSYS静力计算、模态计算得到三种偏心距下力筋预应力和梁一阶固有频率的关系曲线,见图3。

图3是五根钢筋并排布置在三种不同的位置时对频率的影响。布筋方式的不同体现在并排布置的钢筋平面与梁底平面的距离(h)的变化,也就是力筋预应力作用偏心距的变化,由图3可知:对于相同预应力的钢筋混凝土梁,预应力偏心距越大梁的一阶固有频率越小。

3结语

用ANSYS分析了预应力钢筋混凝土简支梁布筋方式对梁的一阶固有频率的影响,得到了布筋方式与一阶固有频率的内在关系,所得结果对于预应力钢筋混凝土梁的健康状态检测有一定的参考价值。

参考文献

[1]Ayaho M.Behavior of pre-stressed beam strengthened witchexternal tendons[J].Journal of Structural Engineering,ASCE,2000,126(9):1030-1037.

预应力筋用锚具、夹具检测探讨篇3

关于预应力锚夹具检测的最新标准是《预应力筋用锚具、夹具和连接器》GB/T 14370-2007[1]、行业标准《预应力筋用锚具、夹具和连接器应用技术规程》JGJ 85-2002[2]、《铁路工程预应力筋用夹片式锚具、夹具和连接器技术条件》TB/T3193-2008[3]、《建筑工程预应力施工规程》CECS180:2005[4]等。这些规范标准是预应力材料生产和施工进场检验的依据, 是检测部门必须严格遵守的, 但由于一些细节在标准中没有严格规定, 给实际操作带来了一定的不规范或随意性。

2 有关锚具、夹具的检测

2.1 硬度

在产品标准GB/T 14370、TB/T 3193和进场检验标准JGJ85与CECS180中, 锚具和夹片的硬度都是必检项目, 然而标准中并未规定具体的合格范围, 只是提出“按设计图纸或产品标准规定的表面位置和硬度范围”作硬度检验。锚板各个生产厂家设计允许的硬度范围虽有不同, 但通常都比较宽。对这种检验合格范围由生产厂家所提供的检验项目, 检验结果都是100%合格。在取样数量方面, GB/T 14370与TB/T3193提出“对有硬度要求的零件应做硬度检验, 按热处理每炉装炉量的3%~5%抽样”;JGJ 85却提出“对硬度有严格要求的锚具零件, 应进行硬度检验。应从每批中抽取5%的样品且不少于5套。”CECS180中则提出“对新型锚具应从每批中抽取5%且不少于5套, 对常用锚具每批中抽取2%且不少于3套”。检验标准缺乏统一性和科学性, 降低了规范的严肃性和可操作性。

硬度是衡量金属材料软硬程度的一项重要的性能指标, 它既可理解为是材料抵抗弹性变形、塑性变形或破坏的能力, 也可表述为材料抵抗残余变形和反破坏的能力。硬度不是一个简单的物理概念, 而是材料弹性、塑性、强度和韧性等力学性能的综合指标。硬度值是由起始塑性变形抗力和继续塑性变形抗力决定的, 材料的强度越高, 塑性变形抗力越高, 硬度值也就越高。虽然硬度与强度有一定的相关性, 但对强度与锚固性能之间的联系缺少研究, 对硬度范围究竟应该是多少缺乏权威和统一的标准, 作为国家的产品标准应该对此做出规定。

锚板、夹片的硬度检验在检测单位存在诸多分歧。首先是检测标尺, 锚板有用HRC, 也有用HBW的, 夹片有用HRC, 也有用HRA的, 因为生产厂家的出厂标准不一致, 造成检测指标的混乱;其次是检测部位的不同, 锚板检测有测上表面硬度的, 也有测底面硬度的, 同时多孔锚板有测孔间距区域的, 也有测检测孔与锚板外径间区域的, 夹片检测有测端面硬度的, 也有测夹片圆锥面硬度的;再次是标准中并未对压痕数量有规定。

对于这些分歧, 笔者认为, 就检测标尺而言, 锚板以HBW为宜, 夹片以HRA为宜。夹片的表面有一层硬化层, 厚度约为0.2mm, 显然不能满足GB/T 230.1[5]洛氏硬度C标尺对硬化层厚度的最低要求, 而A标尺则可以满足实验标准对试样的要求。对于检测部位, 锚板检测上表面孔与锚板外径间区域为宜, 而夹片检测端面硬度的方法是不符合GB/T230.1的要求的。由于夹片小端支撑面小, 硬度计压头的压力作用线很容易超出支撑面, 造成夹片在压力作用下倾斜, 从而引起测量误差和数据的分散, 另外夹片大端端面的加工刀痕也使得端面的光洁度不能满足GB/T 230.1对试样表面粗糙度 (建议试样的表面粗糙度Ra≤1.6μm) 的要求, 使测试数据重复性较差。如此看来, 只有检测夹片圆锥面才可能较为准确地进行夹片硬度的检测, 而夹片外形是圆锥形, 因此得加工专用模具 (如图1所示) 。

注:图1中起支撑作用的半圆柱体2外径与夹片1的内径相吻合, 并且与支座3形成一体, 支座倾斜角度与夹片的倾斜角相当。定位圆柱体4的外径与硬度计丝杆轴向上的沉孔内径相吻合, 试验时卸下硬度计托盘, 装上本模具使之与硬度计丝杆、压头同轴心, 从而保证硬度计的压头5垂直作用在夹片1的表面上。由于不同厂家、不同型号夹片的圆锥面锥度并不一定一致, 因此还需要分别加工各自的专用模具。

至于压痕数量, 硬度测量中压痕的数量与测定的结果的精度有关。一定数量的压痕所计算的硬度平均值较个别压痕或少数压痕所得的硬度值准确性和可比性强的多。因为个别压痕点有可能取在晶界上或空穴中, 或是由于操作某一环节的疏忽而造成偏大或偏小, 也只有在足够数量的压痕数值上才能判断出个别压痕的失真而予以剔除。在试样上所取压痕数量愈多所得硬度值的准确度就愈高, 这从统计学的观点来看是不难理解的。尤其对洛氏硬度而言, 因其压痕小, 对内部组织和硬度不均匀的材料, 所测结果不够准确。笔者通过多年试验分别对不同试样进行3个和5个压痕点进行了比较, 结果见表1。从试验结果看无显著性差异, 因此为了获得较准确的硬度值, 在每个试样上的试验点数应不小于三点 (第一点不记) , 取三点的算术平均值作为硬度值这种方法较为方便可靠。

2.2 静载锚固性能

锚具的静载锚固性能试验是检测锚具质量最重要的试验, 它能综合反映出锚板、夹片的硬度、强度、锚固能力等方面的性能。但是这一试验费时、费工, 试验成本很高, 且由于操作原因而造成试验失败的也不在少数, 笔者多年来从事这一试验, 对此深有体会。

试验中发现影响锚具静载锚固性能的因素很多。

钢绞线母材的试验最大力与试验夹具有关, 除非断口离夹具钳口30mm以外[6], (根据现行国家标准《预应力混凝土用钢绞线》GB/T 5224-2003:如试样在夹头内和距钳口2倍钢绞线公称直径内断裂达不到本标准性能要求时, 试验无效。) 否则它的试验结果直接影响到锚具静载效率系数的计算, 使得静载效率系数偏高。

不同的钢绞线具有不同的“缺口敏感性”。使用相同强度等级, 但由不同厂家生产的钢绞线, 对同一批锚具进行静载锚固性能试验, 会得到不同的试验结果。

锚夹具安装时的初应力的均匀平衡是试验成败的关键。多孔锚具中各束钢绞线受力状态不均, 往往造成个别钢绞线提前破坏, 导致试验失败。解决办法之一是用260k N的前卡式千斤顶逐孔预紧各束钢绞线, 由于各孔间距很小, 操作比较困难, 必须在千斤顶前端加一条延长管。较好的办法是用工具锚限位板的方式, 但这对于检测单位而言, 除了增加设备之外, 操作也复杂了许多, 加载时间对试验结果影响很大。标准规定施加试验荷载步骤为:按预应力钢材抗拉强度标准值fptk的20%、40%、60%、80%分4级等速加载, 加载速度宜为100MPa/min左右;达到80%后持荷1h;随后用低于100MPa/min加载速度缓慢加载至完全破坏, 使荷载达到最大值 (Fapu) [1]。试验中发现在80%持荷之后, 尤其是90%荷载之后加载必须以极缓慢的方式进行, 否则难以得到满意的试验结果。原因在于在90%荷载之后, 钢绞线开始进入屈服阶段, 初始状态下钢绞线长度的不均、受力不均、夹片内缩量不同造成的应力差别此时才开始进入调整阶段, 只有经过充分的塑性调整之后, 各条钢绞线受力才会趋于均匀, 从而准确地测量出锚具的静载锚固效率系数。标准对抽检数量规定不明确, 造成施工、监理和检测单位的分歧。JGJ 85规定锚具进场验收时“只有在同种材料和同一生产工艺条件下生产的产品, 才可列为同一批量。锚固多根预应力钢材的锚具或夹具应以不超过1000套为一个验收批;锚固单根预应力钢材的锚具或夹具, 每个验收批可扩大为2000套。连接器的验收批不宜超过500套”那么同种材料和同一生产工艺条件下生产的孔数不同的锚具 (如9孔、12孔) 是否可以作为同一批处理?否则就必须做9孔、12孔锚具各3套的静载锚固性能。若是一个工程同时使用4、5种规格 (差别只是锚板孔数不同) 的锚具 (这在工程中是常见的) , 那么静载锚固性能检验所消耗的锚具、夹片、钢绞线数量很大, 检测单位费时费工, 施工送检单位付出高昂的试验费用, 同时还要承担这批送检材料的损耗。

建议标准修订时对这一情况做出明确规定。在产品进场检验中能否考虑将同种材料和同一生产工艺条件下生产的孔数不同的锚具作为同一批抽检, 只做一种规格锚板的静载锚固性能检验。或者在生产单位提供静载试验合格的基础上, 只做一套锚具的全孔静载锚固性能试验, 以节约试验时间和试验成本。

3 结语

标准和规范是检测工作的依据, 试验方法作为其中的重要内容应尽可能地细致和明确, 以避免由于方法不同而造成检测结果的差异。

参考文献

[1]GB/T14370-2007预应力筋用锚具、夹具和连接器

[2]JGJ85-2002预应力筋用锚具、夹具和连接器应用技术规程

[3]TB/T3193-2008铁路工程预应力筋用夹片式锚具、夹具和连接器技术条件

[4]CECS180:2005建筑工程预应力施工规程

[5]GB/T230.1-2009金属材料洛氏硬度试验第1部分:试验方法

柱中预应力筋的合理锚固位置篇4

1 框架的尺寸及配筋

1.1 梁的尺寸及配筋

框架梁采用600 mm×1 200 mm的截面,跨度为18 m,预应力钢筋为12根7Φj5,fp,k=1 860 MPa,张拉控制应力σcon=0.75fptk。线型为由两段具有相反曲率的抛物线组成。梁的尺寸及配筋如图1所示。

1.2 柱的尺寸及配筋

框架柱采用600 mm×800 mm的截面,高度为6 m,预应力钢筋为8根7φj5,fptk=1 860 MPa,张拉控制应力σcon=0.75fptk。线型为三次抛物线。柱的尺寸及配筋如图2所示。框架结构的尺寸和荷载如图3所示。

2 有限元模型的建立

2.1 单元划分

本章中的预应力混凝土框架形状很规则,因此在ANSYS程序中采用了映射划分,所有实体单元都是正六面体单元,由于只对框架进行弹性分析,故采用Solid45单元来模拟混凝土材料,用Link8单元来模拟预应力钢筋和普通钢筋。

2.2 约束条件

根据对称性,可取图3中的1/2模型进行有限元分析。相应的在ANSYS程序模型中的约束条件见图4。

3 计算结果及分析

有限元分析按柱中预应力筋的锚固位置不同分为三种方案,如图5所示,A:柱中预应力筋锚固在梁柱节点的正中部;B:柱中预应力筋锚固在距离梁下边缘0.6 m处;C:柱中预应力筋锚固在距离梁下边缘1.0 m处。为了更便于分析柱中预应力筋的锚固位置对梁柱节点受力性能的差异,首先对框架进行整体分析,然后对梁柱节点进行局部分析,在进行局部分析时对其单元进行细化,单元尺寸取为0.05 m。其方法是将整体分析得到的结点力和结点位移加载在梁柱节点局部有限元模型相应的结点上,梁柱节点局部有限元模型如图6所示。

1)方案A的分析结果图7～图12分别为方案A的各个应力分量的应力云图。

2)方案B的分析结果

图13～图18分别为方案A的各个应力分量的应力云图。

3)方案C的分析结果图19～图24分别为方案A的各个应力分量的应力云图。

4)各种方案结果的比较

此处应力比K是指梁柱节点处最大应力值与正的最小应力值之比,即

A、B和C三种方案的SX、SY、SZ三个方向的应力分量的应力比K如表1所示。

从表1可以看出SX、SY、SZ三个方向的应力分量的应力比K,方案B比其他两种方案都要小。

表2、3中UX、UY、UZ、SX、SY、SZ分别表示板体x、y、和z方向的位移(m)及应力(N/m2);SXY、SXZ、SYZ表示相应的剪应力(N/m2)。由表中可以看出,由于柱中预应力筋锚固位置的不同,梁柱节点的位移、应力和应变具有较大的差别。从应力云图上可以看出方案B的应力分布比其它两种方案更为均匀一些,从表2看出方案B的梁柱节点处柱子的位移比方案A和方案C都要小,这说明由于柱子侧移所引起的附加弯矩方案B比方案A和方案C都小,方案B中框架结构的受力更为有利。从表3看出方案B的梁柱节点处各个方向的正应力和剪应力都要比方案A和方案C都小,特别是x、y、和z三个方向的拉应力方案B比方案A和方案C都小,这说明方案B能有效减小梁和柱处的拉应力,对提高梁柱节点的抗裂性能和防止梁柱节点过早出现裂缝具有重要的意义。综上所述可知方案B是柱中预应力筋较为合理的锚固位置。

4 结语

通过对柱中预应力筋的锚固位置的有限元计算分析比较,可以得知,方案B即柱中预应力筋锚固在距离梁下边缘0.6 m处计算所得到的梁柱节点的位移、应力及应力比K都是最小的,且节点应力分别较为均匀,对梁柱节点的受力性能是三种方案中最好的,所以方案B是柱中预应力筋较为合理的锚固位置。

摘要：由于多层工业厂房预应力混凝土框架结构的跨度大,荷载大,且梁柱采用刚接,使顶层边柱的偏心弯矩很大。因此,如果将顶层边柱设计成普通钢筋混凝土柱,则需要很多的纵向主筋,造成配筋密集,钢材用量大,施工困难。如果将顶层边柱设计成预应力混凝土柱,则可以有效地解决柱中配筋过多过密的难题。柱中配置预应力筋的一个重要问题是柱中预应力筋的锚固位置,它会对整个框架结构尤其是梁柱节点的受力性能产生一定程度的影响。为了探讨和研究这个问题,本章利用有限元程序ANSYS比较分析了柱中预应力筋三种不同的锚固位置,比较了其对梁柱节点受力性能的影响,从而提出了柱中预应力筋的合理锚固位置。

关键词：预应力混凝土,框架,施工工艺,锚固位置,ANSYS

参考文献

[1]混凝土结构设计规范,GB 50010-2010

[2]杜拱辰.现代预应力混凝土结构.北京:中国建筑工业出版社,1988

[3]陈惠玲.高效预应力混凝土工程实践.北京:中国建筑工业出版社,1993

体外预应力筋篇5

在预应力框架梁的设计中, 预应力筋应选用钢绞线或碳素钢丝, 非预应力筋一般采用Ⅱ级钢筋, 其数量估算可按抗裂验算要求或按受弯承载力进行。

1 按抗裂验算要求估算

对处于室内正常环境, 跨度为一跨、二跨及三跨框架通常配置的预应力筋, 其数量由最大弯矩截面的裂缝验算要求, 分别采用荷载的短期效应组合和长期效应组合进行估算, 取其计算结果的较大值, 它常由荷载的短期效应组合计算结果所确定。其余截面预应力筋的配筋量则采用相同的数量:

式中

M——按均布荷载的短期效应组合或长期效应组合计算的弯矩设计值;

σpe——预应力筋的有效预应力, 对单跨框架梁, 可取0.8σcon;对二跨和三跨框架梁的内支座截面, 可取0.7σcon, 边跨跨中及边支座截面, 可取0.8σcon, 三跨内跨中, 可取0.6σcon;

αct——混凝土的拉应力限制系数, 根据裂缝控制等级、荷载短期效应组合和长期荷载效应组合的要求选用;

γ——截面抵抗矩塑型影响系数;

ftk——混凝土轴心抗拉强度标准值;

ep——预应力筋重心至截面重心轴的距离。

预应力混凝土受弯构件中, 预应力筋常放在截面受拉区, 但对于截面较大的构件, 受拉区要配置较多的预应力筋, 而梁的自重往往不足以抵消偏心预应力在梁顶面所产生的预拉应力。所以在梁的顶部要配置预应力筋, 在受拉区往往也要配置部分非预应力筋。

求出所需的预应力筋Ap后, 可按下式求得As:

式中

Md——外荷载效应组合引起的弯矩设计值;

Ac——框架梁计算截面的混凝土截面面积;

fRy——预应力筋的抗拉强度设计值, 无粘结筋取其极限应力设计值M;

fy——非预应力筋的抗拉强度设计值;

hP、hS——预应力和非预应力筋截面形心至混凝土受拉区最外边缘的距离;

x——混凝土受压区高度;

A、W——混凝土截面面积及荷载作用下受拉区最大纤维处的抗弯模量, 估算阶段可用毛面积计算。

如果按式 (2) 计算得到的AS为负值, 则说明设计的框架梁截面过小, 应调整后重新设计计算。

2 按受弯承载力要求估算

式中

λ——预应力度, 应根据环境条件及永久荷载与可变荷载的比值确定。通常可在0.55~0.75之间选用。对于室内正常条件的屋面梁, 因活载占的比例相对比较小, 故应选用0.75为宜。

x——按式 (5) 计算。

预应力筋AP求出后, 即可按式 (2) 计算AS。当计算结果小于构造配筋时, 应按构造要求, 并综合考虑预应力度λ及延性要求配置AS。

在上述两种估算预应力筋的计算方法中, 为考虑次弯矩对支座和跨中截面的有利和不利作用, 可采用对支座截面和跨中截面分别采用0.9和1.2的系数, 对弯矩设计值进行调整。

小结

预应力筋的设计是预应力结构设计的重要环节。按不同的设计要求和设计阶段, 可选择不同的预应力筋估算方法。按裂缝控制要求估算预应力筋的面积, 能较直观地体现预应力筋的作用, 估算结果较准确, 但计算相对比较繁琐, 当裂缝控制要求比较高时 (一级、二级) , 采用这种方法相对合适;当结构的裂缝控制要求一般时, 适合采用按受弯承载力要求估算法, 而且此方法需要用外荷载作用下的内力, 故在设计阶段使用比较方便。

参考文献

[1]林同炎.预应力混凝土结构设计[M].北京:中国铁道出版社, 1983:233-251.

[2]吕志涛, 孟少平.现代预应力设计[M].北京:中国建筑工业出版社, 1998.

[3]李晨光, 刘航, 段建华等.体外预应力结构技术与工程应用[M].北京:中国建筑工业出版社, 2008:99.

后张法预应力束筋伸长量误差分析篇6

后张法预应力混凝土施工是通过千斤顶施加给预应力束筋预加张拉力,预加张拉力的大小由经过标定的油泵仪表测量,油泵仪表上显示的张拉力数据是束筋张拉力的基本数值,但由于千斤顶在使用过程中可能出现误差以及发生部件的损坏,还有束筋发生破坏等因素存在,因此油泵仪表读数不能作为施加预应力施工的唯一控制标准。为了保证施工顺利进行,一般在张拉作业时,还必须对预应力束筋张拉伸长量进行校核,二者结合起来,才能综合反映预应力束筋张拉力是否满足设计要求。本文将根据多年来的后张法预应力施工体会,对后张法预应力束筋伸长量误差予以分析讨论。

1 预应力束筋理论伸长量的计算

后张法预应力束筋伸长量的计算公式如下:

其中,P为预应力筋的张拉力;A为预应力筋的横截面面积;Es为预应力筋的弹性模量;LT为从张拉端至计算截面的孔道长度;k为每米孔道局部偏差对摩擦影响的系数,即孔道偏差系数;μ为预应力筋与孔道壁之间的摩擦系数,即孔道摩擦系数;θ为从张拉端至计算截面曲线孔道部分切线的夹角;e为自然对数底数,e=2.718 28。

公路施工技术规范提供的预应力束筋伸长量的计算公式如下:

其中, $\bar{Ρ}$ 为预应力筋平均张拉力;L为预应力筋的长度。

《后张法预应力钢筋混凝土铁路简支梁现场预制施工工艺》提供了预应力束筋伸长量的计算公式为:

其中,L1为预应力筋在孔道内直线长度的1/2;L2为预应力在孔道内曲线长度的1/2;L3为预应力筋孔道出口处至千斤顶契块锚固处的长度;6k为张拉时锚下控制应力;σ0为预应力筋的初始应力。

以上3个计算公式计算方法基本相同,公式(1)为通用公式,式(2)和式(3)只是公式(1)的简化,公式(1)是对预应力束筋分段计算,将孔道的曲线段和直线段分开计算预应力束筋的伸长量,然后叠加在一起,较为精确,公式(2)计算束筋的伸长量是采用预应力束筋的平均张拉力,有一定的计算误差存在,公式(3)考虑了千斤顶段内预应力束筋的伸长量,它只适用于后张法构件预应力束筋布置沿中截面对称的工程结构。总之,三个计算公式各有特色,在施工时,应针对施工的具体情况,选用预应力束筋伸长量的计算公式。

2 理论伸长量计算误差的影响因素

2.1 预应力束筋的面积和弹性模量

当预应力钢绞线的钢丝在拉拔时,生产厂家在生产时规定了钢丝的直径,按照规范要求允许有一定程度的偏差,钢丝拉拔操作时,最后一道模子的孔径会随钢丝的拉拔磨损而逐渐增大,直至达到最大允许误差后才停止使用。对于270级钢绞线测得的公称直径尺寸允许偏差为+0.66 mm～-0.15 mm,则生产的钢绞线公称面积允许偏差约为+4%～-1%(与名义公称面积相比较)。现在许多预应力技术规范还没有确定测试钢绞线弹性模量的统一方法和标准,测试弹性模量的计算公式为:

其中,A,L分别为测试的钢绞线的面积和长度;P为试验拉力;ΔL为测试长度L段的变化值,显而易见,测试时绝对不可以使用钢绞线的名义工程面积,而只能使用钢绞线的实测面积,长度L的取值对Es亦有一定影响,主要原因是钢绞线的捻向和捻距有了变化,试验时在钢绞线上粘贴应变片的方向对测量的ΔL结果值也有较大的影响。

以上分析表明,钢绞线的面积和弹性模量对预应力束筋伸长量的计算有较大的影响,采用精确的原材料数据甚为重要,否则在计算预应力束筋伸长量时便已有±3.5%的误差,在施工时要满足伸长量误差在±6%范围之内相对而言就特别困难,将会给施工带来许多不必要的麻烦。

2.2 孔道摩阻系数μ和孔道偏摆系数k

公路桥涵施工技术规范根据预应力筋的成孔方式以及预应力束筋的类型,分别给出了后张法预应力束筋孔道的摩阻系数μ和偏摆系数k。规范所给系数虽然很大程度上具有一定的可靠性和代表性,但它不可能简单地同某一工程施工时预应力束筋孔道的μ和k值切然相吻合,由于μ和k均是由具体的工程实例中测量出来的参数,是波动的,在一定幅度范围内发生变化。

1)在同一孔道中,摩阻系数不是一常量,随预应力束筋应力值的变化而变化。2)摩阻系数的测量值与规范给定值有明显区别。3)从以上3组计算预应力筋伸长量的计算公式可以看出,预应力束筋受到摩阻力的大小对束筋伸长值的影响十分显著。

从以上分析可知,后张法预应力束筋在张拉前,应对预应力束筋截面面积、弹性模量以及孔道摩阻系数进行测试,必要时还要进行适当的修正,这样才能比较准确地计算出各施工阶段预应力束筋的伸长量。另外施工过程中有时为了减小孔道摩阻力的影响,可采用石墨或肥皂液作为润滑剂。

3结语

1)钢绞线面积不能以名义公称面积为准,计算伸长量时必须按生产厂家(试验室实测)提供的钢绞线实测面积为计算依据。2)注意弹性模量的真实性和可靠性,试验室测设弹性模量时一定使用预应力筋的实测面积,建议施工单位在订购预应力筋材料合同时要求生产厂家提供弹性模量数据。3)计算预应力束筋的伸长量时要合理选用计算公式,使之与施工实际相符合。充分考虑施工中各种因素对预应力筋的影响,例如,采用穿心式千斤顶时,不要漏算在千斤顶段范围的预应力筋的伸长值。4)设计图提供的预应力伸长量只能作为一组参考数据,在施工现场,施工前应对原材料参数取值的精确程度加以修改,并在施工中分析测量数据,提供正确的预应力束筋的伸长量,正确指导施工。5)建议设计人员在提供设计图时,一并提供预应力束筋各阶段的预应力要求和混凝土构件预加张力的满足值,以便在施工时处理出现的问题。6)加强现场量测工作,做到不缺项,不漏项,认真记录,认真整理,及时发现问题,及时分析处理问题。7)摩阻系数μ和偏摆系数k对测量预应力束筋伸长量偏差要比弹性模量对它的影响大得多,测得的μ一般不会是一常量,当加载不同时会发生不同的变化,我们使用的摩阻和偏摆系数是预应力束筋处于控制应力状态时的参数。8)当预应力束筋伸长量偏差超出规定的负偏差时,在排除了以上论述的因素影响后,要考虑改善预留孔道的性能,采用石墨、肥皂液或可溶性油以减少摩阻力的影响,必要时可增加预张力(在预应力束筋弹性范围内)。同理,当极少量预应力束筋伸长量偏差超出规定的正偏差范围,该束预应力筋总应变εp≤1%时,应控制锚下应力不要超过规定的最大允许应力,如果没有发现预应力束筋断丝,可以认定该构件是合格的,必要时可以增大锚具回缩时的回缩量。

摘要：结合后张法预应力的施工体会,详细分析了对束筋伸长量影响较大的物理参数,提出了相应的修正方法,并通过具体算例予以验证,为后张法预应力混凝土结构的设计和施工提供了有意义的指导。

关键词：后张法预应力,伸长量,误差分析

参考文献

[1]周志祥.预应力混凝土桥梁新技术———探索与实践[M].北京:人民交通出版社,2005.

[2]JTJ 041-2000,公路桥涵施工技术规范[S].

[3]施岚青.预应力混凝土实用技术[M].北京:中国建筑工业出版社,2004.

[4]房贞政.预应力结构理论与应用[M].北京:中国建筑工业出版社,2005.

[5]吕李清,杨意安,仝为民,等.大跨度体内预应力张弦梁结构的施工技术[J].施工技术,2008(4):61-63.

[6]黄建跃,王树林,刘成龙,等.大跨度连续刚构桥施工主梁变形监测的必要性与方法[J].桥梁建设,2003(1):52-55.

体外预应力筋篇7

关键词：砌体结构,预应力,斜拉筋,加固,试验

我国砌体结构的建筑物量大面广, 目前还有相当数量的砌体结构建筑物不满足现行抗震规范的砌体结构未进行抗震加固, 而在近期内这些房屋不可能全部淘汰或拆除, 一旦发生类似海原、唐山那样的地震, 损失将不可估量[1], 汶川地震触目惊心。

砌体结构预应力斜拉筋斜加固技术几乎不增加原有结构重量, 又有干作业, 施工方便以及工期短、造价低等优点。所以, 预应力斜拉筋作为一种新型的砌体结构加固技术将有着广泛的应用前景。

本文就以没有加固的砌体结构作为加固前的结构, 经过预应力斜拉筋斜加固的砌体作为加固后的结构, 把两种状态的结构进行伪静力试验对比, 初步研究加固后结构的有关抗震性能的特点, 以供进一步研究和应用作准备。

1 试验概况

1.1 试件设计

5个试件240厚, 全部用MU10标准粘土砖, M5水泥砂浆砌筑。试件高900mm, 宽600mm。并在试件上下各设截面尺寸为240mm×300mm, 长1200mm钢筋混凝土梁, 分别作为圈梁和地梁。试件粉刷上一层薄薄石灰浆, 以便观察试件的裂缝开展。试件其他设计参数见表1。

8度设防地区砌体结构圈梁的构造尺寸为240mm×240mm, 为预应力钢筋的锚固准备了条件。

1.2 试验装置[2]

在竖直方向, 用3个100kN千斤顶给墙体施加0.3MPa的垂直荷载, 其大小恒定为64.8kN, 千斤顶也限制试件在平面内的转动。在水平方向, 上部圈梁位置设计2个500kN水平布置的千斤顶, 以阻止试件的水平位移。至此, 上端圈梁被嵌固。

试验装置自下而上依次为钢平台、滚轴、钢板、试件、钢卧梁、竖向千斤顶、压梁等, 如图1所示。

1.反力架, 2.反力梁, 3.竖向千斤顶, 4.钢卧梁, 5.水平千斤顶, 6.钢垫, 7.扣件, 8.圈梁, 9.预应力斜拉筋, 10.荷载传感器, 11.位移计, 12.试验墙体, 13.地梁, 14.滚轴, 15.刚性平台, 16.加载千斤顶, 17.刚性垫块.

1.3 加载方案

从保守的观点出发, 试验采用了单循环加载方式, 因为多循环加载对预应力砌体有利, 对无筋砌体不利。

每个试件均先采用荷载控制, 构件进入塑性状态后进行位移控制。荷载循环步距为10kN, 位移控制步距1mm, 持荷时间5min。加载至墙体严重开裂, 不能继续持荷为止。

1.4 测量方案

1) 水平位移。

使用100mm电阻位移计测量;

2) 钢筋应力。

用布置在预应力斜拉筋上的电阻应变片测试;

3) 试验荷载。

由电阻式荷载传感器测试。

所有试验数据用XL2105应变仪采集。试件开裂前后逐级观察记录, 并绘制裂缝出现与发展示意图。

水平方向:上部圈梁位置设计2个水平布置的千斤顶, 以阻止试件顶部的水平位移。

2 试验结果与分析

2.1 耗能能力

耗能是指结构或构件在地震作用下发生塑性变形、吸收能量的能力。结构的抗震能力主要在役结构的耗能能力。构件的能量耗散能力应以荷载—变形滞回曲线所包围的面积来衡量。采用Jacobson所提出的等效粘滞系数来表示构件的耗能能力, 计算方法如下:

undefined

式中:SFAE, SECG——滞回曲线与X轴所包围的面积;

SΔAOB, SΔCOD——△AOB、△COD的面积。

由表2可知:在相同的竖向荷载作用下, 预应力斜拉筋加固的试验墙体比无筋墙的等效粘滞阻尼系数大, 表明预应力斜拉筋对墙体耗能有增强作用;等效粘滞阻尼系数随着位移的增加而增加。临近破坏时, 由于有预应力斜拉筋的作用, 墙体的耗能不随着裂缝间骨料的咬合作用的削弱而降低。试件PW-Ⅳ由于斜拉筋的预应力值较大, 使墙体表现出一定的脆性, 等效粘滞阻尼系数有所下降。

耗能是指结构或构件在地震作用下发生塑性变形吸收能量的能力。结构的抗震能力主要在于结构的耗能能力。构件的能量耗散能力由荷载—变形滞回曲线所包围的面积来衡量。本文采用Jacobson所提出的等效粘滞系数来表示构件的耗能能力[3]。试件等效阻尼系数试验结果见表2。

从表2可知, 在相同的竖向荷载作用下, 预应力斜拉筋加固技术的优势在于:

1) 使试件的等效粘滞阻尼系数大, 即预应力斜拉筋对墙体耗能有增强作用。临近破坏时, 试件仍然具有显著的耗能能力。

2) 试件PW-Ⅳ由于斜拉筋的预应力值较大, 结构已经表现出了一定的脆性, 使得等效粘滞阻尼系数有所下降。

2.2 刚度退化曲线

试验墙体在每级循环荷载下的刚度按下式进行计算:

Ki= (|Pi|+|-Pi|) / (|Δi|+|-Δi|)

式中:Pi/-Pi分别表示第i次循环加载时正、反水平荷载峰值, Δi/-Δi分别表示正、反水平荷载峰值对于下的水平位移[4]。试件在各加载段的侧向刚度及刚度退化曲线如图3所示。

由图3可知: (1) 试件刚度退化趋势大致相同; (2) 试件初始刚度较大, 随试件位移的增大, 结构刚度开始退化, 试件开裂后, 结构刚度迅速下降, 当试件裂缝贯通时, 结构刚度基本趋于稳定; (3) 试件施加预应力后, 初始刚度有所提高, 刚度退化相对比较缓慢, 再次体现了预应力斜拉筋加固技术的优势;刚度退化随着预应力的增大而减小。即预应力斜拉筋能有效的提高墙体的水平承载力及其刚度。

2.3 延性系数

结构的延性是指结构屈服后的后期变形能力, 是衡量结构变形能力及抗震性能的主要指标之一。通常用位移延性系数来表示。其计算方法就是极限位移与屈服位移比。即:

μ=Δu/Δy

采用基于耗能等效的改进面积互等法[5]来计算试件的屈服荷载和屈服位移, 极限位移取试验荷载下降至极限荷载的85%所对应的位移。各试件的延性系数见表3。

从表3可知, 预应力斜拉筋加固的试件比无筋试件的延性高, 总体上试件的延性随预应力的增加而增大。当预应力值较大, 结构延性有所下降, 结构开始表现出脆性。

2.4 误差来源

单个试件在单循环荷载作用下, 测试数值中含有不可避免的、偶然因素的影响。

3 结论

1) 预应力斜拉筋加固技术能够增加试件的整体性, 提高试件的开裂荷载和抗剪承载力, 即在一定程度上能够改善结构的抗震性能。

2) 给斜拉筋施加适度的预应力能够增大试件的延性, 提高试件的耗能能力。但, 预应力过大, 则试件的反而延性下降。比如, PW-Ⅳ已经表现出脆性, 耗能能力下降。

3) 试验定性的揭示了预应力斜拉筋加固技术对改善砌体结构抗震性能有显著贡献, 其定量的规律有待于进一步研究。

参考文献