部分预应力混凝土梁
部分预应力混凝土梁（精选11篇）
部分预应力混凝土梁 第1篇
关键词：部分预应力混凝土梁,收缩徐变,长期裂缝宽度
一、引言
部分预应力混凝土梁在使用阶段一般都会出现裂缝, 因此, 其裂缝宽度的计算一直是建筑工程界不可忽视的问题之一。现在对预应力混凝土梁的计算有三类:一是计算名义拉应力, 间接控制裂缝;二是直接计算裂缝宽度;三是控制受拉区应力增量。名义拉应力法虽然计算方法比较简单, 但是直接计算裂缝宽度不方便, 我国《混凝土结构设计规范》也给出了相应的计算公式。不少研究者虽然对此已进行了探讨并得出一些裂缝宽度的计算公式, 不过都是考虑的预应力混凝土梁在荷载作用下的最大裂缝宽度与短期裂缝计算宽度, 没有考虑收缩徐变对预应力混凝土梁体的影响[1], 我国的《钢筋混凝土结构设计规范》中也没有指出长期裂缝宽度的计算公式, 而事实上几乎所有的预应力混凝土梁都受收缩徐变的影响巨大。因此, 考虑收缩徐变影响的长期裂缝宽度计算公式的计算研究有一定的工程实际价值, 对实际工程有更全面的指导作用。
二、确定钢筋应力分布函数。
如图1所示, 假设截面最先出现裂缝, 与截面相邻的和截面接着出现裂缝。考虑将参考点设为开裂截面, 与以外的截面中性轴位置相同, 中性轴位置只是在与之间的截面改变。
为了接近实际情形并考虑到计算分析的方便, 设钢筋应力分布图形为三次曲线, σsx (t0) =mx3+nx2+ps+q。将未裂截面B-B (裂缝中间截面) 处设为坐标原点, 截面B-B处钢筋应力为σsb () (t0) 。
所以, 当x=0时, 有:
所以, 当x=0时, 有:
联列式 (1) ~ (4) 解得:
故有:
三、时刻梁体平均裂缝宽度计算
开裂截面A-A到中间截面B-B之间有截面E-E, 截面A-A到E-E之间钢筋重心处混凝土拉应力呈曲线变化, 到达截面E-E时钢筋重心处混凝土应力刚好达到楋tk, 并且从截面E-E到截面B-B之间钢筋重心处混凝土的拉应力一直保持楋tk基本不变, 假设荷载弯矩为M, 设此时截面B-B的弯矩大于临界弯矩即M>ML, 容易得:
t0时刻平均裂缝宽度依据上节中所分三种情况进行计算, 据粘结滑移理论易得到变形协调条件:
本构关系:
联立式 (5) 、式 (10) 解得:
四、时刻梁体平均裂缝宽度计算
在前面对t0时刻裂缝宽度计算的分析基础上, 对t时刻考虑收缩徐变的影响来计算t时刻平均裂缝宽度。假设在t时刻两相邻裂缝之间区域各截面中性轴位置变化很小, t时刻混凝土受拉区塑性区域高度与时刻t0相比会增加, B-B截面钢筋重心处的混凝土拉应力为混凝土抗拉强度标准值。假设从开裂截面A-A到截面E-E钢筋重心处混凝土拉应力按曲线变化, 且从截面E-E到B-B混凝土拉应力仍为∫tk, E-E截面与截面B-B之间的距离xe与t0时刻相同。则:
上式可改写为:
考虑到式 (12) 计算比较复杂, 对积分项分项计算如下:
综合整理最后解得结果如下:
五、结语
以上公式的推导基于粘结滑移理论, 对加载时刻裂缝宽度的计算进行分析, 并且引入混凝土收缩徐变的影响, 对部分预应力混凝土梁的长期裂缝宽度进行探讨。所得到的长期裂缝宽度计算式意义明确, 只要已知构件的截面特征、材料参数、荷载情况以及收缩徐变相关参数就可以计算出部分预应力混凝土梁在长期荷载作用下的裂缝宽度。
参考文献
[1]卢钦先.考虑收缩徐变影响的钢筋混凝土构件长期裂缝宽度计算[D].中南大学, 2008
预应力混凝土连续梁线形监测技术 第2篇
关键词:预应力;连续梁;线形监测
中图分类号:U446.1 文献标识码:A 文章编号:1000-8136(2009)30-0007-02
1工程概况
兴郭路跨苏嘉杭高速公路大桥是吴中区河东高新工业园中兴郭路跨苏嘉杭高速公路的一座大桥。桥梁全长773.61 m,由主桥及两侧引桥组成,主桥长195 m,引桥长578.61 m。桥跨上部结构桥跨布置为(8×25)m+(55+85+55)m+(15×25)m,其中主桥9#、10#墩间跨(55+85+55)m为预应力混凝土连续箱梁结构,引桥采用25 m跨先张法预制预应力空心板梁。箱梁采用三向预应力体系,纵向预应力钢束采用平、竖弯相结合的方式布置,均采用两端张拉,横向预应力钢束布置于顶板,采用两端双向张拉,竖向预应力钢束以直线形式布置于腹板中,下端预埋,在箱梁顶面张拉。
2线性监测的目的和意义
预应力混凝土连续梁由于其跨越能力较大、连续结构行车平顺、结构用材比较合理等特点在大跨径梁式桥中引起了更多的关注。但是这类桥梁的施工工艺复杂性,施工过程中许多难以预料和估计的因素可能导致某些部位的应力或变形过大,从而成为安全隐患。因此在桥梁施工过程中,必须进行监测。
桥梁结构设计时,参数的选取(如材料特性、密度、截面特性等)、施工状况的确定(施工荷载、混凝土收缩徐变、预应力损失、温度、湿度、时间等参数)和结构分析模型等诸多因素的影响,以及混凝土材料的非均匀性和不稳定性,大跨度预应力混凝土连续梁桥施工过程中结构的实际状态与设计状态很难完全吻合。因此在桥梁施工过程中,必须对施工预拱度、主梁梁内的应力等进行严格的施工控制。
3线形监测的内容与方法
连续梁的施工监测是利用事先在主梁主要部位埋设数种性能各异的传感器和相关的测试仪器,按施工方案的工序和工况,不间断地测得大量数据,包括几何参量和力学参量。主要包括以下三方面内容,以作为施工过程监控:①主梁各控制点高程;②主梁各控制截面应力应变;③施工过程中环境温度及各应力和温度测点位置温度值。
3.1施工监控目标
根据现有的施工水平以及测试仪器设备的精度,参照目前国内同类型桥梁的施工监测经验,确定本桥施工监测目标。本桥施工监控目标:①立模标高允许误差:±5 mm;②预应力钢束延伸量控制范围:(±6 %);③相邻梁段相对标高误差不超过1 cm(附加纵坡);④梁段混凝土浇筑重量允许误差:3 %;⑤合拢段相对高程控制误差:2 cm。
3.2结构变位监测
3.2.1主梁挠度观测
(1)测点布置:在绑扎钢筋期间,在墩顶现浇段(0#块)和其他各施工段截面共设置8个标高观测点,见图1所示,测点同时也作为坐标观测点。箱梁顶板测点(编号1～5)用短钢筋预埋设置并用红漆表明编号,当前现浇梁段悬臂端截面同时设立临时标高观测点(6、7、8),作为当前梁段控制截面梁底标高用(控制立模标高),并给出对应的测点的高程关系。
图1标高测点布置示意图
(2)测试方法:用精密水准仪测量测点标高。临时水准点可设在主墩顶0#块临时固结处。
3.2.2轴线偏位的测量
利用全站仪对轴线偏位进行测量,测点可利用主梁挠度的观测点。
3.3应力应变监测
(1)测试方法。应变计采用振弦式应变计,振弦式应变计采用相应的专用仪器测试。所有的测试元件都具有可靠的标定数据。
(2)测点布置。主梁纵向应力监测断面主要选应力较大的断面,为支点附近、L/2等关键截面。
由于实际施工中受结构自重、支架刚度、施工荷载等复杂因素的影响,可能还需要根据结构的实际状况,对某些截面进行适当的调整。
各截面的具体位置和测点布置见图2、图3。
图2应变测点截面位置
A1～A4截面主要监测支点附近箱梁顶面和底面的最大正应力,通常布置在0#块施工端面上;B1、B2截面主要监测箱梁顶面和底面的最大正应力,以判断桥梁实际内力是否与设计相符,为边跨跨中截面;B3、B4主要为加强中跨合拢段的监测而设,以有效避免施工病害,B4为跨中合拢段,B3为合拢段前一个块段。
(a)A类截面
(b)B1、B2截面 (c)B3、B4截面
图3应变测点布置图
3.4温度监测
(1)测试方法:利用截面中预埋的温度传感器来测量。
(2)测点布置。
主梁:选择一个标准断面,埋设温度型传感器,具体布置见图4。
图4温度点布置图测
测试时间:在主梁施工期间选择有代表性的天气进行24 h连续观测,例如:每周选择一个晴天和阴雨天。
(3)温度对结构变形和受力影响的测量。
测试内容:主梁标高、相关截面应力应变。
测试时间:与温度场观测同步进行。
3.5监测工况及内容
(1)支架现浇主梁施工阶段。由于采用支架现浇的施工工艺,因此监控的主要内容为预埋传感器及位移测点,读取初读数,并监测落架前后主梁的标高及控制截面应力应变变化。初拟以下两个工况:①在支架上浇注完毕并张拉预应力束后;②在支架拆除后。
(2)边跨支架现浇施工阶段。此阶段采用支架现浇,支架应充分预压,并测量支架弹性变形与非弹性变形,根据实际试验监测到的变形情况,对立模标高进行调整。
(3)主梁转体施工阶段。折除支架后通测全桥标高,转体前确定安装测斜仪,标定测斜仪为零,监测主梁控制截面的应力,转体后读取测斜仪读数。转体后监测主梁控制截面的应力,通测全桥标高,根据标高数据和测斜仪标高采取压重或顶升。转体施工完成后,拆除测斜仪。标高观测时机均要在早晨六点之前进行,以避开局部温差的影响。
(4)边跨合拢段施工阶段。合拢段施工是全桥的关键阶段,
需对其进行严格地监控,主要内容为主梁的标高和控制截面应力应变的变化。为预防张拉合拢段钢束过程中出现的病害,在张拉过程中,实时观测B类截面的应力应变情况。
(5)体系转换阶段。体系转换拆除临时支座阶段全桥内力和变形变化较大,需对主梁的标高和控制截面应力应变进行严密观测。
(6)中跨合拢段施工阶段。在中跨合拢前一天,对悬臂段标高进行24 h连续观测,每2 h观测一次,记录悬臂端标高随时间的变化曲线,从而确定合拢时机。在中跨合拢施工时与边跨合拢一样分3个工况对主梁标高和控制截面应力进行监测。
(7)桥面系施工阶段。在桥面系施工前,通测桥面标高,从而确定调平层混凝土的立模标高,提供给监理审核后提供给施工单位施工,以使调平后的桥面线形达到预期线形。并在施工前后采集控制截面应变值,从而确定成桥内力状态。
3.6预拱度设置
通过一系列的现场试验实测和设计参数的敏感性分析的方法,确定影响桥梁施工控制的主要参数并对其进行修正,使得计算的理想状态尽量与实际状态吻合,并藉此修正后的理想状态预告后期施工的各梁段的理论值,據此设置支立下节段底模的预拱度。通过前期预报与后期调整,实现对桥梁的施工控制。
經过调整的节段立模高程计算公式为:
式中,Hlmi:i节段立模高程;
Hsji:i节段设计高程;
:由各梁段自重在i节段产生的挠度总和;
:由张拉各节段预应力在i节段产生的挠度总和;
f3i:混凝土收缩、徐变在i节段引起的挠度;
f4i:施工临时荷载在i节段引起的挠度;
f5i:使用荷载在i节段引起的挠度;
fzj:支架弹性变形值;
△hi-1:(i-1)梁段实测高程与设计高程施工累积误差的调整值。
4结束语
桥梁的施工工艺复杂,施工过程中许多难以预料和估计的因素可能导致某些部位的应力过大或不足,从而成为结构的安全隐患,同时这些原因也可能导致桥梁线型控制不合理,导致桥梁难以合拢以及成桥线型的美观,而本文的桥梁施工阶段的应力监测监控,可为桥梁施工的各个阶段提供准确可靠的测试数据,以保证施工工程质量和施工安全,并可为桥梁建成以后的长期健康监测和状态评估提供基础性的科学数据。
参考文献
1 兴郭路跨苏嘉杭高速公路大桥监测报告[R].中铁十五局,2009
2 钢构-连续组合梁桥监测监控技术研究[J].公路工程,2008.33(4):137～144
linear monitoring technology in the prestressed concrete continuous girder
Gu Mudan
Abstract:We dissuse the contents and methods about supervisory measurement and control technique in the prestressed concrete continuous girder, it base on xingguosujiahang expressway. Parameters selection in the structural design of the bridges, the status of construction determine and structure analisis model make the practical process of bridge difficult to match with design of the actual status. Monitoring implementation and monitoring results and theoretical calculation are comparative analysis, it can ensure the bridge security and linear after the completion of bridge.
部分预应力混凝土梁 第3篇
关键词：缓粘结,部分预应力混凝土T梁,短期刚度,试验研究
0前言
预应力混凝土的出现是混凝土技术的一次飞跃，根据施工工艺不同，后张法预应力混凝土分为无粘结和有粘结两种预应力体系。缓粘结预应力混凝土是近20年出现的一种新型的预应力体系，它把有粘结和无粘结预应力混凝土结合起来，扬长避短，即无须预留孔道，无须灌浆，施工时与无粘结预应力体系一样、施工完成后，包裹在预应力筋周围的缓凝材料缓慢凝结硬化，最终达到与有粘结预应力体系相同的效果。它实现了施工简便，抗震性能较好，结构安全可靠的统一，是一种新型独特的预应力形式[1]。允许出现裂缝的预应力混凝土结构，它在工作时分为开裂截面和不开裂截面，对于其刚度的分析计算，很难建立一个能反映各种因素的理论计算模式，国内外对预应力混凝土构件的刚度进行了一定的研究[2,3,4,5]，但尚不充分，特别是缓粘结部分预应力混凝土梁刚度的试验研究在国内外鲜见报道，而缓粘结预应力筋的粘结性能与普通有粘结预应力筋相比性能差异如何还未曾研究。因此，本文通过自行研制，得到了满足缓粘结预应力体系要求的缓凝砂浆，以手工的方式制作了缓粘结预应力筋，并对3根缓粘结部分预应力混凝土梁进行了短期刚度的试验研究，结合理论分析，建立了缓粘结部分预应力预应力混凝土梁短期刚度计算公式，为实际工程应用提供参考依据。
1 试验设计
经过大量的正交试验和理论分析，得到了满足缓粘结预应力体系要求的缓凝砂浆配合比为河砂水泥∶水∶高效减水剂∶膨胀剂∶高效缓凝剂=1272.22kg1272.22kg∶547.05kg∶6.36kg∶0.64kg∶7.63kg, 28d时缓凝砂浆立方体抗压强度平均值为35.42MPa。本文共制作了3根缓粘结预应力混凝土梁，试验梁采用相同的截面尺寸以及相同的混凝土配合比，配筋情况如表1所示。试验梁编号中，第一个字母R表示缓粘结预应力混凝土梁;第二个字母表示预应力筋的配置方式，C表示钢绞线为曲线形式，S表示钢绞线为直线形式;第三个字母表示缓粘结预应力筋的制作方式，C表示缠绕，G表示灌浆。
注： (1) PPR为试验梁的预应力度，PPR=Mp/Mu，其中，Mu=Ap fpy (hp-x/2)+Asfy (hs-x/2), Mp=Apfpy (hp-x/2), Ap和As分别为预应力钢绞线和普通受拉钢筋的面积，fpy和fy分别为预应力钢绞线抗拉强度和钢筋屈服强度; (2) 曲线布筋方程为：y=2.6839×10-5x2-0.14684x+250。
试验梁全长6.2m，计算跨度为6m，跨高比为15:1。通过手工的方式制成了3根缓粘结预应力筋，每根长约7.0m，布筋形式既有直线布筋也有曲线布筋。预应力筋采用1860级的7股标准钢绞线，普通受力钢筋采用HRB335级钢筋，箍筋和架力筋均为直径6mm的HPB235级钢筋，箍筋在纯弯段内的间距为200mm，在其他区段内的间距为100mm，梁端支座200mm区段内，箍筋加密，间距为50mm，钢筋的净保护层厚度为15mm。试验所用钢筋的实测力学性能见表2。预应力筋的张拉控制应力取0.75fptk，张拉力的控制采用千斤顶油表读数、穿心式力传感器和端部缓粘结预应力钢绞线应变读数三重校核，钢筋应变片布置在加载点和跨中截面处钢筋下表面。试验梁的加载装置、外形尺寸以及配筋情况见图1和图2，其中，试验梁中钢绞线曲线配置的形式见图3。为了满足锚固端局部抗压要求，在锚固端和张拉端放置15mm厚的钢垫板，为了防止混凝土局部压碎，在试验梁支座和加载点处放置了10mm厚的钢垫板。
缓粘结部分预应力混凝土梁所用混凝土强度等级为C50，配合比为水:水泥:砂:碎石:高效减水剂=174.8kg:460kg:700kg:1050kg:4.6kg。混凝土的力学性能见表3。
2 试验结果分析
本文实测试验梁典型的荷载-挠度曲线如图4所示。由图4可知，试验梁在加载过程中的性能反应与传统施工工艺浇注的有粘结部分预应力混凝土梁一样，荷载-挠度曲线近似呈三折线状，即受拉区混凝土开裂前阶段、开裂到受拉非预应力钢筋屈服前阶段和受拉非预应力钢筋屈服后至试验梁极限状态阶段。混凝土开裂前，梁处于弹性工作阶段，挠度随荷载线性增长且挠度值相对较小，试验梁开裂荷载的不同主要是由于有效预应力不同造成的;梁开裂至非预应力钢筋屈服，此段直线的斜率较第一段直线的斜率小，这是因为试验梁受拉区混凝土开裂出现裂缝，梁截面中和轴上移，而导致了试验梁的开裂刚度比全截面弹性刚度小，随着梁刚度的降低，挠度增长率增大;此阶段试验梁的几条主裂缝基本同时发展，裂缝数量也已基本稳定，裂缝分布比较均匀且间距不大，这和统施工工艺浇注的无粘结部分预应力混凝土梁明显不同(裂缝一旦出现，随着荷载的增加，一条主裂缝迅速发展，直至梁被破坏，且裂缝间距偏大)，它与普通有粘结部分预应力混凝土梁极为相似，这说明缓粘结预应力筋与周围混凝土有着较好的粘结作用;非预应力钢筋屈服后，试验梁裂缝宽度明显增大，刚度骤减，挠度迅速发展，此阶段产生较大变形，然而在接近梁的极限荷载时，缓粘结预应力筋与周围混凝土也发生了稍微的相对滑动，这一点也与普通有粘结预应力混凝土梁相似。达到极限状态时，由于非预应力钢筋完全屈服，缓粘结预应力筋也表现了一定的塑性，试验梁产生的位移很大，故卸载后残余变形较大。
本文试验研究证实了缓粘结部分预应力混凝土梁的受力性能与传统施工工艺浇注的普通有粘结部分预应力混凝土梁极为相似，但缓粘结预应力筋的特性对其刚度的影响还需进一步研究。
3 短期刚度分析
3.1 开裂刚度折减系数与刚度计算终点
由前面的荷载-挠度关系分析可知，在非预应力受拉筋屈服前和直接双直线法较为相似。我国现行JTG D62《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》[6]是采用直接双直线法，但在截面开裂以后，惯性矩Icr的计算较为繁琐;现行GB50010-2002《混凝土结构设计规范》[7]和部分预应力混凝土结构设计建议(简称《PPC建议》)[8]是以直接双直线法为基础，并且通过一定的数学变换采用总刚度的表达式。所以，本文缓粘结部分预应力混凝土梁的短期刚度计算方法采用GB 50010—2002中推荐的方法，即将缓粘结部分预应力混凝土梁非预应力钢筋屈服前的弯矩-曲率曲线近似看作由OA和AB两段直线组成，如图5所示。
缓粘结部分预应力混凝土梁开裂刚度实测值EcIcr及其与全截面换算截面刚度EcI0的比值βcr、开裂弯矩实测值Mecr和屈服弯矩实测值Mye如表4所示，弯矩实测值包括了梁的自重和加载设备的作用。由表4可知，缓粘结部分预应力混凝土梁的开裂刚度EcIcr与全截面换算截面刚度EcI0的比值在0.714～0.784之间，开裂弯矩Mecr与屈服弯矩Mye的比值在0.45～0.53之间，又考虑到本文缓粘结部分预应力混凝土梁的裂缝宽度不大于0.10mm的要求，所以本文取开裂刚度折减系数βcr为0.8，刚度计算终点α取为0.6。
注：EcIcr和EcI0的单位为103kN·m2，βcr=EcIcr/(EcI0), Mcre和Mye的单位为kN·m。
对于允许出现裂缝的混凝土梁短期刚度，假定相同配筋的截面在裂缝出现后，缓粘结部分预应力混凝土受弯梁在不同预应力度下的荷载变形曲线相平行，根据双直线法刚度折减系数的公式，参照GB 50010—2002，得到相应短期刚度关系式如下：
式中，Mcr为截面开裂弯矩;
Mk为按荷载效应标准组合计算的弯矩;
βcr和β0.6分别为Mcr/Mk=1.0和0.6时的刚度折减系数，其中βcr=0.8;
EcI0为梁换算截面刚度。
3.2 短期刚度计算公式
试验研究表明，β0.6的值主要与换算配筋率αEρ和预应力度λ有关，通过大量的试验数据统计认为β0.6与αEρ大致呈线性关系[9,10,11]。本文考虑的主要因素是换算配筋率αEρ和预应力度λ，参考GB50010—2002，通过本文的试验数据和试验资料数据[12]用1/β0.6对变量1/αEρ和预应力度λ进行线性回归，得到1/β0.6的拟合关系式如下：
式中，αE为钢筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值：αE=Es/Ec;
ρ为纵向受拉钢筋配筋率：ρ=(Ap+As)/bh0;
λ为基于消压弯矩定义的预应力度，λ=M0/Mu，其中M0表示消压弯矩，Mu表示极限弯矩。
由式(2)得到的计算值与本研究所得的实测值比较吻合。将βcr=0.8和式(2)代入式(1)，并令，进行适当的调整即可得到短期刚度计算公式：
式中，EcI0为梁换算截面刚度;
Mk为按荷载短期效应标准组合计算的弯矩;
Mcr为截面开裂弯矩;。
σpc为扣除全部预应力损失后，由预加力在抗裂验算边缘产生的混凝土预压应力;
γ为混凝土构件的截面抵抗矩塑性影响系数，按GB 50010—2002中第8.2.4条确定;
ftk为混凝土轴心抗拉强度标准值;
W0为换算截面抗裂边缘的弹性抵抗矩。
4 短期刚度计算校核
由于梁各个截面的弯矩并不相同，故其抗弯刚度都不相等，为简化计算，采用“最小刚度原则”计算挠度;截面刚度确定后，即可按结构力学的方法计算其挠度值。
为验证本文修正的公式对缓粘结部分预应力混凝土梁刚度计算的准确性，现将按本文修正公式计算出来的试验梁跨中挠度值与试验梁跨中挠度实测值进行对比研究，并采用现行GB 50010—2002和JGJ 92—2004《无粘结预应力混凝土结构技术规程》[12]中短期刚度公式对本文试验梁刚度进行计算，且将两个规范刚度公式计算值分别与本文修正刚度公式计算值进行对比分析。本文试验梁是三分点加载模式，故其跨中计算挠度公式为：
本文试验梁在使用荷载作用下的短期刚度和跨中挠度的计算值与实测值如表5所示。由表5可知，缓粘结部分预应力混凝土梁短期刚度比普通有粘结部分预应力混凝土梁短期刚度略小，比普通无粘结部分预应力混凝土梁略大，究其原因，笔者认为是由于缓粘结预应力筋与周围混凝土共同工作性能较有粘结预应力筋差。从表5中还可以看出，按本文修正的短期刚度公式计算出来的缓粘结部分预应力混凝土梁跨中挠度与实测跨中挠度值吻合较好，其比值的平均值为0.96，变异系数为0.028。因此，本文修正的短期刚度计算公式用于缓粘结部分预应力混凝土梁是可行的。由于缓粘结部分预应力混凝土梁跨中挠度计算值是根据最小刚度原则得到的，若考虑剪跨段混凝土梁刚度的影响，则计算出来的跨中挠度值应该更小，因此，按本文修正短期刚度公式所计算的跨中挠度具有较好的安全储备。
注：BsR是按本文修正公式计算的缓粘结部分预应力混凝土梁刚度，Bs1是按文献[7]中预应力混凝土梁刚度公式计算的缓粘结部分预应力混凝土梁刚度，Bs2是按文献[12]中无粘结预应力混凝土梁刚度公式计算的缓粘结部分预应力混凝土梁刚度，f是按本文修正刚度公式计算的梁跨中挠度，fs是梁跨中挠度实测值。
5 结语
(1)以直接双直线法为基础，通过一定的数学变换，采用总刚度的表达式，根据缓粘结部分预应力混凝土梁荷载-曲率关系曲线，得到了缓粘结部分预应力混凝土梁的开裂刚度折减系数和刚度计算终点，又根据1/β0.6的拟合近似值，进而得到了缓粘结部分预应力混凝土梁的短期刚度计算公式。
(2)通过本文修正的短期刚度公式和规范中规定的短期刚度公式对缓粘结部分预应力混凝土梁进行的计算分析，得到了缓粘结部分预应力混凝土梁短期刚度较普通有粘结部分预应力混凝土梁短期刚度略小，较普通无粘结部分预应力混凝土梁略大的结论，且按本文修正的短期刚度公式计算出来的缓粘结部分预应力混凝土梁跨中挠度与实测跨中挠度值吻合较好。因此，本文修正的短期刚度计算公式用于缓粘结部分预应力混凝土梁是可行的。
部分预应力混凝土梁 第4篇
公路桥梁大悬臂预应力混凝土盖梁设计
本文以昆明市东三环桥梁采用的24.46m大悬臂预应力混凝土盖梁为分析对象,简要阐述了公路桥梁大悬臂预应力混凝土盖梁的设计计算方法,可作为一般性公路大悬臂预应力混凝土盖梁设计的参考.
作 者：车文庆 作者单位：中铁二院昆明勘察设计研究院有限责任公司,云南昆明,650200刊 名：科技资讯英文刊名：SCIENCE & TECHNOLOGY INFORMATION年，卷(期)：“”(7)分类号：U442.4关键词：大悬臂 预应力 盖梁 设计
后张法预应力混凝土梁施工中的经验 第5篇
关键词：后张法；预应力；梁桥；施工
中图分类号：TU757
文献标识码：A
文章编号：1000-8136(2009)20-0002-02
后张法预应力混凝土简支梁桥(以后简称后张法梁桥)自20世纪50年代以来，由于材料性能不断改进，设计理论日趋完善，施工工艺的革新创造使得这种桥型获得很大发展，在桥梁工程中占有日益重要的地位，后张法梁桥在施工中主要有以下特点：①桥梁构件的型式各尺寸趋于标准化，有利于大规模工业化制造。②预制场内集中管理进行工业化预制生产，可充分采用先进的自动或半自动机械化的施工技术，以节省劳动力和降低劳动强度，提高工程质量和劳动生产率，从而显著降低工程造价。③构件的制造不受季节影响，而且上下部构造可同时施工，大大加快桥梁建设速度，缩短工期。④可节省大量支架、模板等材料消耗。
由于以上特点，以及在设计中的种种优点，后张法梁桥在山西省公路建设，特别是大运路建设中得到广泛应用，全线几乎80％的大中桥采用此种桥型。
现将后张法梁桥施工中的几点经验概述如下。
1吊装方案的确定
这个问题在工艺上应该靠后，可它的施工是一条主线。这一决策应超前地充分考虑桥位地形条件、桥墩高度、工程进度安排，就近起重设备的能力等，这种情况较适于架桥机上作业，但必须在桥头建预制场或修运梁道，而桥头两侧山坡较陡，填方路基尚未成型，平整场地土石数量较大，而且受桥头隧道干扰；若用自行吊车桥下施工，可直接在河滩建预制场，缩短运梁距离，加快吊装速度。这两方案比较，同时考虑到工期要求紧，选择了自行吊车桥下吊装方案。总之桥上吊装受场地影响小，不受梁重限制、费用低，但工期长；桥下吊装受地形影响大，费用高，但工期短，可隔跨作业。根据当前情况，一般首先考虑桥下吊装，但应注意起重设备供求的矛盾，以免因设备延误吊装。
2模板制作方案确定
后张法的模板分为底模和侧模。底模有一次性和多次性的，侧模可分为钢模、木模、钢木结合模。
底模选择各有利弊。一次性底模可缩短预制工期，分散预制，但他的造价太高，场地大。多次性底模可周转使用，造价低，但它的工期长，需要必要的移梁设备。在各工地施工中主要考虑了工期紧都选择用一次性底模。底模材料考虑了地基承载力。根据实际情况，采用了砖模、混凝土模、加盘混凝土模、砂浆模面、效果都比较好。
侧模根据周转次数，是否标准梁型选用不同材料。一般选择钢模，周转次数多，拆装便利，不变形，附着振捣效果好，可长期使用，但它的加工工艺复杂，工期长，一次性投资大。木模主要适用于非标准梁型，造价低。木材可周转。在吴子高速施工中，采用木模，在壳板上钉薄铁皮浇注中特别加强附震，效果也十分好。另外，钢模在冬季施工注意保温；木模在夏季施工注意散热。
3混凝土浇注
混凝土浇注要从4方面严格控制：①原材料，②配合比，③浇注方法，④振捣。
混凝土在浇注时，一般是一次性浇注成功，但在施工期间因特殊情况导致浇注中断的情况时有发生，需要特别注意的是：当混凝土浇注的中断时间超过前层混凝土的初凝时间时，则要等前层混凝土强度达到2.45MPa以后再浇注新的混凝土，以保证接缝处混凝土具有较高的密实度。而且在浇注新的混凝土时，必须做到：①浇注前，先凿除老混凝土表面，应用清水冲洗干净，同时，不得留有积水，在浇注新的混凝土前，垂直缝应刷一层水泥浆，水平缝应在全部接触面上铺一层15cm左右的水泥砂浆，斜面接缝应将前面混凝土造凿成台阶；②接缝处于梁体的重要部位时，在浇注新混凝土时须加强钢筋，以防受力时开裂。
4成孔器选择
孔道成型是后张法梁施工中的一项重要工序。成孔器可分为抽拔式和预埋式两类。
抽拔式一般采用特制橡胶管，用井字架固定在梁体钢盘中，待浇注后一定时间拔出。橡胶管可重复使用，降低造价。根据经验，在梁长不超时25m，孔道曲率小的情况下使用效果比较好。但它也存在一些问题：①抽拔时间不好掌握，必须根据不同的季节，不同的水泥品种，通过具体试验确定；②安装连接比较复杂；③抽拔需要一定场地，需要机械配合人工；④事故率较高，容易出现孔道错位，抽拔时断管，孔道缩径等现象，使钢绞线穿入困难，甚至梁报废。
埋置式一般采用特用特制铁皮波纹管直接成孔，对于梁长超过25m，孔道曲率大的梁效果较好。
5张拉
施工预应力的大小直接影响构件的质量，所以在施工预应力时必须按设计要求，准确地进行拉张。一般在预制构件时，要待预应力梁的混凝土强度达到60％以上时，先张拉一部分力筋，对梁体施加较低的预压应力，使梁体能承受自重荷载，这样就可以将梁体提前从台座上移出，加强施工进度(先张拉的预应力筋的根数、位置和锚头局部承压应力均需通过验算后确定)。然后继续养护，待达到混凝土设计强度后，按照设计要求再对其他受力筋进行张拉。通常采取后张法预应力施工的桥梁长度都较大，张拉时，多采取两端张拉的方法。张拉时，两端千斤顶升降速度应大致相等，以防过大偏心压力导致梁体出现较大的侧弯现象。分批张拉时，先张拉的预应力筋应考虑因嗣后张拉其他预应力筋所引起弹性压缩的预应力损失，计算出预应力损失值后加入先张拉力筋的控制应力值σk内，但σk不能超过有关规定，否则应在全部张拉后进行第二次张拉，补足预应力损失。为减小预应力损失，应压紧一端销塞，并在另一端补足至σk值后，再压紧锚塞。
6压浆
在预应力筋张拉后，一般要在14d内及早压浆。压浆一般分两次进行，每一孔道宜于两端先后各压浆一次两次的时间间隔一般为30min～45min(在这个时间间隔内先压住的水泥浆已充分泌水又未达到初凝)，以保证压浆的饱满，但根据实际情况有时也可采用一次性压浆的方法，比如在京沈高速公路的滦河特大桥的30m预制梁制作时，在施工前就提前对试制的梁进行灌浆试验：调整水泥浆的水灰比，尽量减少泌水率。通过试验证明在一定的水灰比情况下，一次性压浆就可以使孔道饱满。在这个基础上在施工中严格控制水泥质量和水灰比，采用了一次性压浆的方法，大大加快了施工进度。后从检查孔抽查压浆质量，证明压浆饱满，完全符合质量标准。
孔道压浆一般是先下后上，一次性尽可能将集中在一处的孔压完。若中间因故障停止作业时，要立即将孔道内的水泥浆冲洗干净，以便重新压浆时，孔道畅通无阻。对于曲线孔道和竖向孔道一般应由最低点的压浆孔压入，由最高点的排气孔排气和泌水。另外需要注意的是，压浆工作要特别注意温度的变化，温度过低(一般指低于5℃)时，应对梁体预加温，然后方可压浆，并要在灰浆强度达到其设计要求之前，保证其温度正常；而在气温较高(一般指高于35℃)时，也要采取降温措施：比如搭凉棚、夜间作业等。
部分预应力混凝土梁 第6篇
在我国当前建筑工程中,HRB400 级钢筋为通常使用的受力钢筋,而各发达国家标准中规定的主受力钢筋虽然不尽相同,但是诸如美国、日本等国家在实际使用中主受力筋的屈服强度早已达到了600MPa[1]。 国内在HRB500 级钢筋的研究及初步应用中也取得了进展,并将其纳入规范之中[2,3,4]。 在预应力混凝土构件的试验研究中,高强钢筋作为非预应力筋其屈服强度也仅仅提高到500MPa[5],对于更高强度钢筋的研究及应用在国内仍为空白。
为研究配置HRB600 级非预应力筋部分预应力混凝土构件的受力性能,本文对四根有黏结及无黏结部分预应力混凝土梁分别进行了静载和疲劳试验,分析其疲劳性能,以便此结构形式能广泛用于公路桥梁工程、民用以及工业建筑体系中。
1 试验概况
本试验中四根梁均采用HRB600 级钢筋作为非预应力纵筋, 预应力筋都是采用直径15.2mm、1×7、抗拉强度为1860MPa的预应力钢绞线,有黏结的预应力钢绞线外套有直径32mm的PVC管。 取张拉控制应力为预应力筋极限强度标准值的0.75 倍。 四根梁的几何尺寸相同,计算跨度为4800mm,截面尺寸及配筋情况见图1。
其中有黏结部分预应力混凝土试验梁和无黏结部分预应力混凝土试验梁各两根。 因试验方法的不同将梁分别编号为:WJ(无黏结静载)、WP(无黏结疲劳)、YJ(有黏结静载)、YP(有黏粘结疲劳)。 参照设计资料,确定试验梁的基本数据及设计参数见表1 和表2。
注:ξ0为综合配筋指标,ξ0=(σpe-Ap+fyAs)/fcbhp;λ 为预应力度,λ=fpyAp(hp-x/2)/[fpyAp(hp-x/2)+fyAs(hs-x/2)]。
2 试验加载
2.1 疲劳试验加载制度
对于编号为WP和YP的两根梁, 本次试验所选用的加载过程主要可以分为预加载、 静载试验、疲劳试验、破坏试验四个部分。 疲劳试验开始之前的两次静载试验,WP梁荷载加载到疲劳上限80k N,YP梁加载到开裂荷载140k N。
对于疲劳试验部分,通过三分点两集中力的加载方式对部分预应力混凝土简支梁进行试验和车辆在中小型跨径简支梁桥上所产生的荷载十分类似, 所得到的试验数据和结果与实际也极为近似,但经过大量的试验发现,当梁的跨高比低于20 时,无论集中加载还是三分点两集中加载对试验结果几乎无影响[8]。 本次试验2 根试验梁疲劳试验均在作动器为500k N的电液伺服多通道拟动力加载系统疲劳试验机上进行。 加载方式为集中加载,梁体的跨高比为10.2。 为了较好的研究部分预应力混凝土梁的抗裂性能, 采用0.7 倍的开裂荷载作为疲劳荷载上限,同时受疲劳试验机的约束,采用等幅非对称疲劳荷载,疲劳荷载下限取20k N。 通过对梁自振频率的估算[9],为避免共振确定加载频率为6Hz。 采用的加载基数为N=2×106。 当疲劳荷载分别加载满1、2、5、10、20、50、100、150 万次时,停机再进行一次静载试验并观察裂缝以及记录仪器、 仪表的读数等,此时的加载方式同样为每级10k N,加载到疲劳上限,然后再以每级20k N卸载。加载过程如图2、图3 所示。
2.2 静载试验加载制度
对于编号为WJ和YJ的两根静载试验梁,采用力—位移混合控制和三分点两集中力的加载方式,试验概况如图4 所示。 预加载完成至未达到屈服前以20k N为一级的控制力进行加载, 当加载值与理论开裂荷载、受拉纵向钢筋屈服及破坏荷载接近时降低加载级值,以10k N为一级进行加载。 预应力梁的受拉纵向钢筋屈服后, 采用位移控制进行加载,每级加载幅度为1mm,可根据跨中梁底位移百分表控制,最后一次卸载。
1.反力梁;2.压力传感器;3.千斤顶;4.分配梁;5.电子位移计;6.混凝土应变片;7.锚索测力计;8.固定铰支座;9.滑动铰支座;10.安全墩;11.支墩
3 试验现象
WP:预加载、两次静力加载以及之后200 万次的疲劳加载过程中,试验梁没有出现裂缝,整体工作性能较好。 进行静载破坏试验时, 加载到160k N时, 靠近梁跨中位置出现第一条裂缝, 当加载到360k N时,裂缝宽度达到1.5mm,宣告梁体破坏,此时跨中挠度为20.883mm。
YP:对试验梁进行两次静力加载至开裂的过程中,当加载至140k N时跨中出现裂缝,裂缝宽度为0.04mm,长度17cm;加载到180k N时, 梁体裂缝贯穿;当加载到390k N时,裂缝宽度达到1.54mm,宣布梁体破坏,此时跨中挠度为30.158mm。
WJ:正式加载过程中,当加载至200k N时,位于梁顶三分点支座处向下45°范围内最大裂缝宽度为0.04mm, 试验梁退出弹性工作状态; 当荷载值为260k N时, 梁底形成多处贯通裂缝; 加载至450k N时,位于跨中的2 个钢筋根达到屈服应变,最大裂缝宽度为0.71mm。 钢筋屈服后,试验梁裂缝基本不再延伸, 开始出现分叉现象; 荷载值达到576.9k N时,钢筋应变片应变达到9796,停止加载,此时最大裂缝宽度为1.28mm。
YJ:正式加载阶段,当加载至200k N时,出现第一条裂缝,裂缝宽度约为0.03mm;在250KN时,梁底裂缝贯通, 裂缝宽度为0.11mm; 加载至410k N时,钢筋应变达到钢筋屈服时理论应变值,此时裂缝最大宽度在0.5mm。 继续加载, 裂缝向上发展较慢,基本处于停滞状态,加载直至540k N时,钢筋应变接近10000 时,符合试验准则的要求,达到极限状态,此时裂缝宽度为0.9mm。
同时, 观察WP和YP两根梁破坏后的裂缝曲线,发现梁体没有出现斜裂缝,可知其破坏形式属于弯曲破坏。 并且卸载后,梁体大部分裂缝闭合,说明试验梁的弹性恢复能力较好; 将WP和YP梁分别与WJ和YJ两根梁进行对比,经过疲劳荷载后做静载破坏试验的试验梁比只经过静载破坏的试验梁裂缝数量要多,相同荷载作用下梁体挠度都增大了18%左右。 可见,疲劳加载的过程使得梁体内部损伤逐渐积累,残余变形增加,以致于其破坏形态较直接进行静载破坏的试验梁更加严重。
4 试验结果的分析
4.1 混凝土应变分析
图5、图6 分别给出了WP及YP梁循环加载前后梁底混凝土荷载与应变的关系曲线, 由图5 可知,WP梁在不同循环荷载次数下,梁底混凝土荷载应变一直呈线性变化,并且不同循环荷载次数阶段下的荷载应变曲线斜率变化不大,说明该梁梁底混凝土应变受到循环荷载的影响较小。 由图6 可看出,YP梁由于在疲劳实验前已经预裂的原因, 加载至60k N以前梁底混凝土应变随荷载呈线性增长,并且经循环荷载后,梁底混凝土应变曲线斜率较未经循环荷载前变小,应变增长较大。 可见,疲劳试验前的初始缺陷会对整个构件的疲劳寿命造成较大的影响。
图7、图8 为WP及YP两试验梁循环加载前后跨中混凝土应变变化曲线。比较图7(a)及图8(a)可知,由于WP及YP梁张拉应力值相同,所以疲劳试验前的中和轴高度几乎相同。 从图7(b)及图8(b)可以看出, 在经历了200 万次循环荷载作用后,两试验梁的受压区高度都有所降低,说明在经历了疲劳荷载作用后预应力有所损失。 但是中和轴的位置仍然在正截面中心偏下,这是由于梁体内还存有一定的预应力,同时也反映了预应力混凝土梁在抗疲劳性能方面表现较好。
4.2 非预应力筋应变分析
WP及YP两试验梁受拉区非预应力钢筋在不同循环次数下上限荷载对应的应变数值见表3。
由表3 可以看出, 两根梁在大约50 万次后非预应力钢筋应变变化趋于稳定,并比初始时略有增长,这是因为随着循环荷载次数的增多,混凝土变形逐渐增加导致非预应力钢筋应力的增加。 WP试验梁在不同循环荷载次数的作用下产生的残余应变都很小,说明非预应力钢筋受到疲劳荷载作用后仍处于弹性状态;YP试验梁在循环荷载加载前经过预裂后裂缝在循环荷载的作用下引起裂缝的扩展导致试验梁上限荷载对应的应变发生变化,并且YP试验梁累积残余应变较小,说明非预应力钢筋变形恢复能力没有受到疲劳荷载作用而严重劣化。
图9 为WJ试验梁与WP试验梁对比图以及YJ试验梁与YP试验梁对比图。 如图所示,WJ试验梁与WP试验梁在相同弯矩下, 非预应力钢筋应变变化几乎相同,说明疲劳荷载对未经预裂的梁体的非预应力钢筋影响不大;YJ与YP试验梁在加载弯矩150k N·m之前曲线相似, 之后在相同弯矩作用下YP试验梁非预应力钢筋应变比YJ试验梁变化大,再一次说明了疲劳试验前的预裂会对整个构件的疲劳寿命造成较大的影响。
4.3 挠度分析
图10 为WP试验梁与WJ试验梁以及YP试验梁与YJ试验梁挠度对比图。 由图可以看出,在相同弯矩作用下WP试验梁的挠度大于WJ试验梁的挠度,YP试验梁的挠度大于YJ试验梁的挠度, 说明疲劳荷载对试验梁的抗变形能力起到了一定的劣化作用,即引起了刚度的下降。
4.4 疲劳寿命计算
4.4.1 混凝土疲劳寿命
混凝土疲劳破坏过程是在疲劳荷载作用下混凝土中的微裂缝不断发展与延伸过程。 其疲劳强度没有固定的数值,它随着荷载循环次数的增长而减小,即与荷载循环次数成反比,不能真正得出其极限疲劳强度。 所以,混凝土极限疲劳强度都是根据构件在实际工程建设中大概所承受的循环荷载次数加以推导求出。 式(1)为常用混凝土受压区疲劳强度计算公式,以此估算疲劳寿命及混凝土强度:
式中:R为应力比,σmin/σmax,σmin为疲劳荷载最小应力、σmax为疲劳荷载最大应力;β 为材料常数,取0.08;N为加载基数;
本次试验 σmin为0.4MPa,σmax为1.98MPa,fc为38.45MPa,代入公式则可以计算出试验梁的疲劳寿命N=6.6×1014次,远远大于试验所选取的疲劳基数200 万次。
4.4.2 非预应力高强钢筋疲劳寿命
国内大量实验都表明非预应力筋的疲劳断裂标志着部分预应力混凝土梁的疲劳破坏。 钢筋在循环荷载作用下且其比例极限远超过其最大应力时,裂纹将产生在其应力集中的地方,随着循环荷载次数的增多,裂纹逐渐增长与扩展,最终引起钢筋疲劳断裂,导致梁体疲劳破坏。
高强热轧钢筋应力范围与疲劳寿命的关系采用式(2)和式(3)计算[10]:
当S取两根试验梁最大应力幅48.8MPa时,50%存活率下为N=1.5×1011次,95%存活率下为N=6.4×1010次,都远大于实际循环荷载的200 万次。
5 结论
(1)疲劳实验前梁体的初始缺陷会对梁的疲劳性能造成明显影响。 若梁体开裂,则在经过疲劳荷载作用后,梁底混凝土应变曲线斜率变小,应变增长将会变快。
(2) 在疲劳荷载作用前无论试验梁是否预裂,在经过疲劳荷载后, 受压区高度上移的程度都很小,且梁体内仍然存在预应力作用,说明预应力混凝土梁的抗疲劳性能较好。
(3)WP与YP试验梁在疲劳荷载作用下产生的累积残余应变都很小,说明非预应力高强钢筋变形恢复能力没有受到疲劳荷载作用而劣化。
(4)破坏后的WP、YP梁比WJ、YJ两根梁裂缝增多,相同荷载作用下挠度增大18%左右,可见疲劳作用会造成梁体内部损伤的逐渐积累和抗变形能力的劣化,所以在验算结构或构件的使用性能时要考虑到疲劳荷载的影响。
(5)按当前配置普通非预应力纵筋的部分预应力混凝土梁计算公式所得设计参数与实验所得数据进行对比均能满足设计要求, 证明配置600MPa钢筋的部分预应力混凝土梁能够在实际工程中得到很好的应用。
摘要：为研究配置600MPa高强钢筋的部分预应力混凝土梁构件的受力性能及适用性,对四根配置HRB600级钢筋作为非预应力筋的有黏结与无黏结部分预应力混凝土梁分别进行静载及疲劳试验研究。结果表明:循环加载前梁体是否开裂对梁体混凝土的疲劳性能有明显影响,非预应力高强钢筋变形恢复能力没有受到疲劳荷载作用影响,无黏结部分预应力混凝土梁和有黏结部分预应力混凝土梁的抗疲劳性能都较好,配置600MPa钢筋的部分预应力混凝土梁能够在实际工程中得到很好的应用。
关键词：有黏结部分预应力混凝土梁,无黏结部分预应力混凝土梁,疲劳试验,静载试验,应变分析
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部分预应力混凝土梁 第7篇
21m跨无粘结部分预应力混凝土屋面梁的施工与一般后张法预应力混凝土构件施工的不同点主要在于无粘结高强钢丝束的制作。具体做法有两种:第一种方法:将覫5s高强钢丝按设计下料长度剪断后, 由24根组成一束, 先将一端与锥形螺杆锚具连接, 采用YC-60双作用千斤顶将高强钢丝与锥形螺杆和套筒顶压成一体。对直线束张拉力Nk=500kN, 而预顶力为1.2倍Nk;曲线束设计张拉力570kN, 而预顶力为1.14倍Nk。然后自距该端1.5m处开始, 用人工将24根钢丝穿过筛孔板并在每根钢丝表面涂抹1mm厚建筑油脂, 接着人工包裹塑料布条二层。塑料条宽8cm, 厚0.16mm, 缠绕时45°角交叉一层压半层, 螺旋前进裹紧, 直至距钢丝束另一端1.5m处扎紧, 第一层建筑油脂, 反方向45°角交叉一层压半层螺旋前进裹紧, 至另一端距起始端1.5m处固定, 共计为四层塑料布、两层油脂。最后将两端蛇形管固定, 再将钢丝束另一端与锥形螺杆锚具连接, 并按同样预顶力顶紧, 无粘结钢丝束即制作完成。
第二种方法:按上述方法包裹一层塑料布后外套一根内径覫38mm的波形塑料管, 最后将两端蛇形管固定, 将钢丝束另一端与锥形螺杆锚具连接, 并按同样预顶力预紧。该做法与第一种方法相比, 更能保证混凝土浇筑后的可滑动性。因此除第一榀试验梁采用第一种方法成束外, 其余各束全部采用第二种方法制作无粘结高强钢丝束。
无粘结高强钢丝束全部制作完毕后直接放入模板内, 固定在设计位置上进行混凝土浇筑, 并应在构件混凝土终凝后及时拉动钢丝束, 防止钢丝束与周围混凝土粘结。特别是采用第一种方法施工时, 要注意及时拉动钢丝束, 以防止因振动器震破塑料布引起的钢丝束与混凝土粘结, 使无粘结失效。
当混凝土强度达到设计标号后, 采用2台YC-60双作用千斤顶进行交叉张拉。对21m梁采取一端张拉、一端校核的交叉张拉方式, 从而保证了张拉应力值, 这可从实测平均伸长值与计算伸长值比较得知。直线束张拉伸长值为10.86mm, 计算值为9.95mm;曲线筋实测值为11.04mm, 计算值为11.88mm。可见理论计算值与实测值相差均在10%范围内, 说明其张拉值是正确的。
体外预应力加固混凝土梁 第8篇
采用增大截面法,其施工技术成熟、便于施工;质量好、可靠性强;提高抗力及构件刚度的幅度大,尤其是对柱增加稳定性较大,但是现场施工湿作业时间较长,对生产生活有一定的影响,加固后建筑物的净使用空间减小。粘钢加固法,在施工过程中较为麻烦,对于结构胶的调配和施工操作水平要求较高,一旦钢板与原结构粘贴效果不好将直接影响加固效果。外包钢法,在钢材与原混凝土构件间填环氧、水泥砂浆等粘结材料,其整体性好,但湿作业工作量大,用钢量大,经济效益不好,此外加固部分与原结构的共同工作程度不好控制。碳纤维加固法,碳纤维强度为钢材强度的10倍以上,具有良好的可粘合性、耐热性及抗腐蚀性,加固后强度和延性同时得到提高,但需要作防火处理。
基于上述方法在结构加固过程当中存在的不足之处,文中提出了两种体外预应力加固钢筋混凝土梁的方法,这两种方法有如下优点:1)施工简单方便;2)加固作用明显;3)取材容易,用料少,经济效果好;4)不减小建筑物的净空间;5)施工时间短,对生产生活影响较小。
1 加固方法描述(见图1)
1)采用预应力钢绞线绕过梁底部斜线交叉捆绑的方式施加体外预应力以提高构件的承载能力。2)在梁底部设置转向装置采用预应力钢绞线折线张拉的方式施加预应力,提高梁体的承载能力。
2 承载力计算公式(见图2)
推导公式:
在锚固点至下支撑点之间的受力分析:
在下支撑点之间的受力分析:
3关于两种加固方法
1)两种方法的不同之处就在于梁底面转向装置设置的不同,第一种方法是采用交叉捆绑式的方式施加体外预应力,转向装置设置的位置取决于梁的截面尺寸和梁的长度(见梁侧面展开图)。而第二种方法转向装置的设置可以随意选取,以更好地抵消梁体的荷载。2)建议针对第二种方法在跨中增设转向装置,加固梁的破坏一般是在跨中的位置裂缝和挠度不断加大,导致梁体上部混凝土压碎引起的。增设转向块虽不能起到转向的作用,但可以使体外约束的变形与结构的变形相一致,相应减小跨中的挠度。3)处于高预应力区的锚固区和转向块的设计要引起特别注意,因为这些位置处局部应力较大,一旦处置不当就会引起构件的破坏,造成应力松弛影响加固效果。4)体外预应力加固梁的预应力损失较之普通预应力混凝土梁要小得多,另外较之普通预应力混凝土梁由于加固钢绞线处于梁体的底部,随梁体的变形而不断变形拉伸,加固预应力筋的应力增量明显。5)预应力筋的张拉控制应力应不宜大于0.75 fptk,也不宜小于0.4 fptk,为了抵消预应力的损失,张拉控制应力可提高0.05 fptk。6)预应力筋直接暴露在外面要考虑预应力筋的防腐问题,并要注意定时检测力筋。
4结语
对于既有建筑物的加固改造,体外预应力加固技术是一种最为有效的方法之一,体外预应力加固既有建筑物的梁体,其受力简洁明了,加固效果明显。采用体外预应力加固既有混凝土梁可以有效提高梁体的承载力,延缓裂缝的产生,减小梁体的挠度,同时也一定程度地提高了梁体的抗剪强度。体外预应力加固技术在加固改造既有建筑物上正发挥着越来越重要的作用,是一种值得推广的加固技术。
摘要：分析了目前结构加固过程中存在的不足之处,提出了两种体外预应力加固钢筋混凝土梁的方法,指出了该方法的优点,列出了承载力计算的公式,并对这两种加固方法进行了探讨,以推广体外预应力加固技术。
关键词：体外预应力,钢绞线,钢筋混凝土梁,承载力
参考文献
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[3]姜红光,王廷臣,徐辉.体外预应力加固混凝土简支梁的试验研究[J].公路交通科技,2006,23(3):107-110.
预应力混凝土梁预制阶段的应力分析 第9篇
1 弹性基础上的梁体应力解析解
1.1 弹性地基梁
由于简支梁混凝土的自重是随着混凝土浇筑以连续分布的形式作用于地基的, 梁结构本身不受力, 地基对梁的反作用力亦呈连续分布。同时, 其接触面的位移边界条件为:弹性地基梁在荷载作用下沿梁长度每一点处产生的竖向位移与地基因梁底压力作用产生的沉陷是相等的。考虑基础的弹性变形, 可将地基模拟为一系列彼此独立的弹簧, 地基每单位面积上所承受的压力A与地基的沉陷y成正比, 即
式中, k为地基系数, 此系数与地基土的性质有关。
弹性基础上的混凝土梁体内力除结构载荷的作用外, 混凝土的收缩、徐变、结构预应力、温度、支座强迫位移等等的作用会引起结构内力的较大变化。在时刻τ承受不变应力的混凝土结构, 在时刻t的总应变 (t) 可分解为
式中:εj (τ) 为加载时初始应变;εc (t) 为在时刻t>时的徐变应变;εs (t) 为收缩应变;εT (t) 为温度应变。当预应力混凝土结构采用后张法施工时, 在弹性基础上预制过程中, 主要考虑结构载荷和徐变对梁体内力的影响。
1.2 结构载荷作用下弹性基础支承梁解析解 (如图1)
在弹性基础上梁在均布荷载作用下, 其挠度曲线微分方程为:
式中, EI为梁的抗弯刚度;q为作用在梁上的均布载荷集度;k为基础系数。式 (3) 的通解为:
式中, 为系数。取中点为坐标原点, 根据对称条件可得c2=c3=0。由边界条件
式中:δ为梁两端点沉降量。得
于是挠度曲线方程为
将x=0代入式 (7) , 得到中点的挠度为
再由得到中点的弯矩为
中点截面处上下缘最大正应力为
式中:W为抗弯截面模量。
1.3 混凝土徐变引起的梁体结构内力
当混凝土所承受的持续应力σh≤0.5Ra时, 其徐变值εx与混凝土应力之间存在线性关系, 在此范围内的徐变为线性徐变, 即
式中:εc为徐变变形值;εj为加载时 (在σh作用下) 的弹性应变值;ϕt为徐变系数。
混凝土结构从开始加载时刻τ0到观察时刻t间dτ时间增量内, 由不断变化的应力所产生的应变总和为
在进行数值近似计算时, 结构载荷引起的弹性变形与徐变变形总和ε则为
徐变规律采用狄辛格 (Dinehinger) 公式, 根据混凝土龄期, 可得徐变系数。
在观察时刻t, 弹性基础上的梁体的应力可简化为
2 预加应力阶段的正应力计算
在预加应力阶段的受力状态, 主要承受偏心的预加力Ny和梁的自身恒载g1的作用, 可采用偏心受压的公式进行计算。针对后张法构件的正应力计算如下。
(1) 由预加力N y产生的混凝土正应力σhy为:
式中eyj为预应力筋重心至净截面重心的距离;
Ny为预应力钢筋的预加应力 (扣除相应阶段的预应力损失) 的合力;
Aj、Ij、Wj为构件混凝土净截面的面积、惯性矩和截面抵抗矩;
yj为混凝土应力计算点至混凝土净截面重心轴的距离。
(2) 由构件自身恒载g1产生的混凝土正应力σhg1为:
σhg1=±Mg1⋅y jIj=±Mg1Wj (1 6) 式中:Mg1为受弯构件的自身桓载计算弯矩。
式中:Mg1为受弯构件的自身桓载计算弯矩。
(3) 预加应力阶段的总应力。
将上两式相叠加, 则得预加应力阶段截面上、下缘混凝土的正应力σhs和σhx为
式中:Wjs、Wjx为构件混凝土净截面对上、下缘的截面抵抗矩。
3 结语
混凝土梁在浇筑完成, 预加应力后, 开始吊装, 将预制预应力混凝土梁安装到位。这时候混凝土梁还未进行体系转换, 其应力状态为式 (10) 、 (14) 、 (17) 叠加。在叠加过程中, 注意正负号的确定即可。此叠加后的计算结果不适用于体系转换后的连续梁, 体系转换后连续梁的应力和变形, 可由计算软件进行计算。
摘要：预应力混凝土连续梁桥的施工要经历一系列的施工过程。本文将对预应力混凝土梁预制阶段的应力进行分析。
部分预应力混凝土梁 第10篇
摘要：分析预应力混凝土连续箱梁0号块混凝土质量缺陷成因，阐述各类梁体混凝土缺陷修复措施，总结了施工中应注意的问题，为以后的施工提供参考。
关键词：连续梁0号块；质量缺陷；修复措施
引言
随着我国高速铁路快速发展，铁路桥梁数量与日俱增，因此桥梁施工质量控制尤为重要。预应力混凝土連续箱梁是极为普遍的桥梁结构，该类连续梁在施工过程中易产生混凝土质量缺陷，特别是连续梁0号块和梁端直线段处。为此，下文主要阐述连续梁0号块混凝土质量缺陷的产生原因及修复措施。
某时速200公里客货共线铁路工程，部分预应力混凝土连续箱梁在施工过程中因施工管理和质量控制不到位造成连续梁0号块梁体存在诸多缺陷。以下为连续梁0号块梁体混凝土质量缺陷照片。
支座上方及周边混凝土
存在较大范围松散体（已凿除）梁体侧面混凝土
存在局部松散体（已凿除）
梁底支座周边混凝土
存在局部松散体（已凿除）梁底支座范围外混凝土
存在较大面积松散体梁底支座范围外混凝土
存在局部松散体（已凿除）
1.连续梁0号块混凝土质量缺陷成因
预应力混凝土连续箱梁0号块混凝土因施工管控不规范易造成混凝土局部松散、不密实，形成蜂窝，甚至空洞等质量缺陷。缺陷产生原因主要有：（1）单层钢筋横、纵间距一般在15cm左右，钢筋层数非常之多，且钢筋安装过程中极易使相邻两层钢筋位置错动，同时预应力管道密集，致使混凝土从梁面往梁体内输送困难，因而造成混凝土质量缺陷；（2）因梁体底板、腹板的模板在接缝处密封性不符合规范要求，造成漏浆现象导致局部混凝土质量缺陷；（3）在混凝土浇筑前梁底残留的小部分木屑、电焊条、焊渣等杂物未清理彻底，造成梁底混凝土局部松散、不密实、麻面等质量缺陷；（4）在混凝土浇筑过程中，对连续梁0号块处的腹板、横隔墙等较封闭区域未采取合理的振捣方式，易造成混凝土质量缺陷；（5）混凝土每层的浇筑厚度不符合规范要求，影响振捣效果，易造成混凝土质量缺陷；（6）在混凝土浇筑过程中，因浇筑顺序不合理，振捣不及时以及漏振捣，造成混凝土质量缺陷；（7）因混凝土骨料级配不合理，粗骨料粒径过大不合格，致使混凝土的流动性、和易性差，造成混凝土质量缺陷；（8）因混凝土配合比不合理或混凝土原材料质量不合格，导致混凝土流动性、和易性差，造成混凝土质量缺陷。
2.梁体缺陷修复原则
（1）在对梁体结构修复前，应进行全面检查，对存在缺陷部位及周边一定范围内运用无损检测技术探明缺陷范围和缺陷程度；
（2）在缺陷修复过程中，特别是缺陷部位混凝土凿除施工时，必须采取相应的保护措施确保结构安全和桥下交通、建筑物等安全；
（3）修复方案必须满足结构耐久性要求；
（4）修复工艺所采用材料性能必须满足相关规范要求；
（5）结构修复后应便于检查养护。
3.梁体缺陷修复材料
（1）改性环氧树脂胶液
（2）改性环氧树脂砂浆
（3）改性环氧树脂豆石混凝土
（4）高强无收缩灌浆料（成品）
（5）无收缩豆石混凝土
（6）混凝土底层树脂胶
（7）钢筋和植筋胶
（8）硅烷偶联剂
4.连续梁0号块梁体缺陷类型
根据连续梁0号块梁体混凝土可能存在缺陷的区域进行缺陷类型划分，主要分为以下六种缺陷类型。
缺陷A：支座上支座板上方及周边存在空洞或较大范围的混凝土松散体。
缺陷B：支座上支座板周边存在局部蜂窝体，部分蜂窝体进入支座上钢板边缘小于10cm。
缺陷C：梁底缺陷远离支座上支座板（距支座上支座板边缘≥20cm），深度≥30cm，且面积≥0.2㎡。
缺陷D：梁底缺陷远离支座上支座板（距支座上支座板边缘≥20cm），深度<30cm，或面积<0.2㎡。
缺陷E：梁体侧面缺陷远离支座上支座板（距支座上支座板侧上方≥50cm），深度≥10cm，且面积≥0.2㎡。
缺陷F：梁体侧面缺陷深度<10cm，或面积<0.2㎡。
5.连续梁0号块梁体缺陷修复措施
5.1支座上方混凝土存在较为严重缺陷的修复措施
支座上支座板上方及周边存在空洞或较大范围的混凝土松散体（即缺陷A）。该类梁体缺陷需要将连续梁顶升，取出缺陷体下方的支座，缺陷体修复后再重新安装支座。
先将梁体顶升，取下支座。根据检测报告中测定的缺陷区域，凿除缺陷区域及周边不密实的混凝土，使得坚硬混凝土外露。对外露钢筋彻底除锈，在空腔内混凝土表面清洁干净后，安装模板灌注高强度无收缩灌浆料，并按照30cm×30cm的间距埋设压胶管。待高强度无收缩灌浆料凝固后高压压注改性环氧树脂胶液，在修复体强度大于20MPa后重新安装支座。
对于支座上支座板上方及侧面存在较大缺陷体时，因高强度无收缩灌浆料施工操作不易控制，应采用比原梁体混凝土强度高一个等级的改性环氧树脂豆混凝土进行修复。
梁体顶升和支座安拆需编制专项施工方案并通过审批后方可实施。顶升的支点和顶升量限值应根据不同跨度的连续梁分别确定，在专项施工方案中予以明确。
5.2支座上方边缘混凝土存在一般缺陷（松散、不密实）的修复措施
支座上支座板周边存在局部蜂窝体，部分蜂窝体进入支座上钢板边缘小于10cm（即缺陷B）。
采用高压压注改性环氧树脂胶液的方式进行修复。根据缺陷检测报告中检测的缺陷区域，在缺陷部位支座上支座板边缘，按照30cm×30cm的间距在侧面或底面钻直径φ10mm的压浆孔，清理干净后埋设压胶管，然后高压压注改性环氧树脂胶液。钻孔深度必须穿越缺陷体范围，确保将局部松散体压注密实。
5.3支座范围外梁底混凝土存在一般缺陷（松散、不密实）的修复措施
梁底缺陷远离支座上支座板（距支座上支座板边缘≥20cm），深度<30cm，或面积<0.2㎡（即缺陷D）。
（1）深度超过梁体底层钢筋
首先根据缺陷检测报告中测定的缺陷区域，凿除缺陷区域及周边不密实的混凝土使得坚硬混凝土外露，对外露钢筋彻底除锈，再对凿开的空洞区域采用比原梁体混凝土强度高一个等级的改性环氧树脂豆石混凝土进行修复，并按照30cm×30cm的间距埋设压胶管，待改性环氧树脂豆石混凝土达到设计强度后，再高压压注改性环氧树脂胶液。
（2）梁底表层混凝土缺陷
对梁底表层缺陷（蜂窝、麻面），凿除缺陷区域，然后采用比原梁体混凝土强度高一个等级的改性环氧树脂砂浆进行修复。
5.4支座范围外梁底混凝土存在较大面积缺陷的修复措施
梁底缺陷远离支座上支座板（距支座上支座板边缘≥20cm），深度≥30cm，且面积≥0.2㎡（即缺陷C）。该类缺陷虽然对支座无影响，但由于缺陷面积较大，特别是在0号块段梁底横桥向范围较大时，若盲目凿除松散体可能会使梁段底截面削弱过多，造成相邻部位混凝土压应力超限的情况，影响桥梁整体结构安全。因此，该类缺陷必须先对梁段底板进行补强，然后才能凿除松散体、修复缺陷。
梁段底板补强一般的措施为：在梁段箱室内的底板上面植筋、安装钢筋网、浇筑比原梁体混凝土强度高一个等级的无收缩豆石混凝土。补强段范围需要根据检测报告中的缺陷程度分析确定。待补强段混凝土强度达到设计要求后，才能对梁底缺陷区域进行修复，修复方法参照“5.3支座范围外梁底混凝土存在一般缺陷（松散、不密实）的修复措施”。
5.5梁体侧面混凝土存在较大面积缺陷的修复措施
梁体侧面缺陷远离支座上支座板（距支座上支座板侧上方≥50cm），深度≥10cm，且面积≥0.2㎡（即缺陷E）。
凿除连续梁0号块两侧外表层的松散体使得坚硬混凝土外露，对外露钢筋彻底除锈，再对凿开的空洞区域采用比原梁体混凝土强度高一个等级的改性环氧树脂豆石混凝土进行修复，并按照30cm×30cm的间距埋设压胶管，待改性环氧树脂豆石混凝土达到设计强度后，再高压压注改性环氧树脂胶液。
5.6梁体侧面混凝土存在一般缺陷（松散、不密实）的修复措施
梁体侧面缺陷深度<10cm，或面积<0.2㎡（即缺陷F）。
修复方法参照“5.3支座范围外梁底混凝土存在一般缺陷（松散、不密实）的修复措施”。
6.耐久性措施
为确保梁体结构达到原设计的耐久性要求，在梁体缺陷修复后，必须对梁体表面缺陷区域采取耐久性保护措施：将修复区域涂刷硅烷偶联剂，涂刷区域应向修复区域外延伸50cm。
7.梁体缺陷修复材料的性能要求及主要技术指标
7.1胶粘剂
（1）胶粘剂安全性鉴定
对改性环氧树脂胶液、混凝土底层树脂胶、植筋胶等结构胶粘剂，均应满足《工程结构加固材料安全性鉴定技术规范》（GB 50728-2011）的要求。特别是胶粘剂长期性能应满足下列要求：
（a）耐环境作用检验；
（b）耐应力长期作用检验；
（c）耐介质侵蚀性能检验；
（d）对加固用的胶粘剂，应进行毒性检验，要求固化后胶粘剂应达到实际无毒的卫生等级；
（e）混凝土维修材料抗拉及粘结强度应至少大于被维修混凝土相应强度的1.2倍。
（1）胶粘剂主要性能指标
改性环氧树脂胶液、混凝土底层树脂胶、植筋胶等的性能必须符合《混凝土结构加固设计规范》（GB 50367-2013）和《工程结构加固材料安全性鉴定技术规范》（GB 50728-2011）的要求。其中，改性环氧树脂胶液必须采用工厂制作的结构专业裂缝胶。
7.2改性环氧树脂混凝土、改性环氧树脂砂浆
改性环氧树脂混凝土、改性环氧树脂砂浆的相关技术指标可参照《环氧树脂砂浆技术规程》（DL/T 5193-2004）及其他相关技术规范。
7.3高强无收缩灌浆料
材料性能应具备早强高强、高流态、和易性好、耐久性好、自密实、不泌水、微膨胀、操作简便及有效承载面积大于95%且对钢筋无锈蚀等特点。
8.梁体缺陷修复施工注意事项
8.1高强无收缩灌浆料修复
灌浆前应初步计量所需浆体体积，实际灌注浆料数量不应与计算值产生过大误差，防止中间缺浆。灌浆过程应从支座一端注浆嘴注浆，发现其他三个方向排浆管有浆液流出后，将排浆管出浆口逐个封堵牢固，直至最后一个排浆管有浆液均匀流出即证明梁底已经注满高强无收缩灌浆料，封堵注浆口，注浆结束。
8.2压胶修复
（1）进行压胶前应对压胶口和钻孔孔道内进行处理，将表面的灰尘、浮渣及松散层等污物清理干净，并用有机溶剂将边缘处擦洗干净，保持干燥。
（2）压胶机具、器具及管子在压胶前应进行检查，合格后方可使用。
（3）压胶时应按照从下到上的顺序进行压胶，当某层出胶嘴有胶液均匀溢出时，稳压5分钟后立即关闭转心阀，封闭该出胶嘴和压胶嘴，然后移至上一层继续施工，压胶压力应保持稳定，宜0.2MPa。
（4）压胶结束后应立即拆除管道，并清洗干净。
（5）待缺陷内胶液达到初凝不外流时，方可拆除出胶嘴和压胶嘴，并应用掺入水泥的胶液将其抹平封口。
8.3改性环氧树脂混凝土修复
（1）强度要求：不低于原梁体混凝土强度，可适当提高一个强度等级。
（2）改性環氧树脂混凝土粗骨料要求：采用5mm的豆石。
（3）其他要求：可参考《环氧树脂砂浆技术规程》（DL/T 5193-2004）及其他相关技术规范。
8.4其他注意事项
（1）梁体缺陷修复中顶梁、支座安拆、支座上方梁底灌浆工艺复杂，施工前应编制专项施工方案并通过审批后方可实施。
（2）梁体缺陷修复工程是一项专业性很强的工程，应选择具有丰富的相关维修经验且有特种工程施工资质的专业队伍进行施工。
（3）施工过程中涉及较多的胶粘剂材料，因此应掌握气候变化，避免在大风大雨等特殊天气条件下进行施工。
（4）施工过程中涉及胶粘剂及涂装作业，其中部分物质对人体有一定的伤害，施工过程中必须做好施工人员防护工作。
（5）胶粘材料在运输、装卸过程中，各种包装应保持完整，规范作业。施工过程中滴落的胶粘材料在固化前应及时清理，擦洗干净，以免造成对环境与设施的破坏，建立健全文明施工管理措施。
（6）梁体上钻孔应避开钢筋，特别是预应力钢筋位置，施工时可根据现场实际情况适当移动孔位。
参考文献：
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部分预应力混凝土梁 第11篇
预应力混凝土连续梁悬臂浇筑施工法是把连续梁沿桥梁轴线分成若干3 m～5 m长的节段,从桥墩附近开始使用挂篮对称在两侧就地浇筑混凝土的施工方法。
预应力混凝土连续梁理想的几何线形与合理的内力状态尽管在设计时已经考虑了施工中可能出现的情况,但其施工阶段与成桥阶段存在体系转换,随着施工阶段的推进,桥梁结构形式、支承约束条件、荷载作用方式等都在不断变化,结构受力状态是逐工况逐阶段累计形成的,中间每个施工阶段或最终成桥状态的结构受力是已经完成的各个工况或各个阶段结构受力状态的叠加结果。
预应力混凝土连续梁线形控制是一个预告→施工→量测→识别→修正→预告的循环过程,最重要的目标有两个:1)确保施工中结构的安全,结构关键截面应力控制在允许范围内,并保证其有足够的强度和稳定性;2)确保线形符合设计要求,为今后安全运行奠定基础。
在施工过程中影响桥梁结构内力和线形的因素主要有以下几方面:悬臂施工的挂篮定位及变形、预应力束定位及张拉力、立模标高预测、合龙技术措施、体系转换、混凝土弹性模量、桥梁施工临时荷载、混凝土浇筑方量的控制、混凝土徐变、日照影响等。当上述因素与估计不符,而又不能及时识别引起控制目标偏离的真正原因时,必然导致在以后阶段施工中采用错误的纠偏措施,引起误差累积,会使实际结构与原设计不符。所以,如何通过施工时的浇筑过程的控制以及线形调整来获得预先设计的应力状态和几何线形,是大跨度桥施工中非常关键的问题。
1 工程概况
新建阜六铁路Ⅱ标段宁西二线跨合武铁路特大桥采用32 m+48 m+32 m连续梁跨越六安市淠史杭总干渠,连续梁采用悬臂(钢构)浇筑。
2 工序流程
工序流程如图1所示。
3 施工监测
3.1 应变监控监测
3.1.1 应变测点
根据预应力混凝土连续梁的受力特点、有限元计算和相关规程经验等选取控制截面布置应变测点。应变测试断面主要布置在0号块、主梁负弯矩处和合龙断面处,有代表性的控制截面选择13个监测断面,即在桥梁中墩墩顶两侧3 m处箱梁截面和各跨L/4,L/2,3L/4截面布置应变测点。每个截面共布置4个或6个应变测点,在两侧腹板中心附近和截面中心线处的顶板和底板分别布置,监测梁体应力应变状态。
3.1.2 应变计布置
为方便防护所有顶板应变计均布置在顶板顶部钢筋下方,底板应变计均布置在底板顶层钢筋的下方,应变计应沿桥梁纵向(长度方向)布设。传感器埋设时应注意以下几点:
1)预估传感器量程,对传感器进行标定,标定量程应大于预估量程的1.2倍～1.5倍,并作编号与记录;
2)传感器的预埋与安装结合工程实际进度,预埋传感器时监控技术人员须进行现场监督和把关,保证传感器埋设位置的准确性;
3)混凝土应变计应与主筋同一位置深度及走向,尽量放置于主筋下方并进行有效防护以防振捣时损坏,埋设完毕后记录传感器初值读数;
4)引出导线都应编号并制作专门的硬套管与保护盒,以利于保护导线和拆模后能立即找到导线测量。
3.1.3 监测频率
传感器在结构中绑扎就位后首先记录初值;安放后至混凝土浇筑之间,至少进行两次读数,其中包括在混凝土浇筑前记录一次读数,随时掌握应变计的工作状态。
混凝土浇筑后至预应力筋张拉前对埋设温度测点的断面实施密集监测。如0号块为水化热温度测试节段,在混凝土浇筑后每2 h记录一次读数,持续72 h左右与环境温度相近时结束。其余节段,浇筑后每天记录一次读数。
预应力筋张拉前,记录一次读数。张拉后,24 h之内,每3 h记录一次读数。张拉24 h之后,每天记录一次读数,连续3 d,以掌握梁体张拉时的弹性和徐变作用引起的应变。
3.2 高程监控监测
箱梁悬臂施工的高程控制是施工控制的重点。高程控制主要从理论计算、施工措施和实际操作等几方面配合实施监控。通过计算分析和对实测数据的处理实现高程控制的最终目标,即准确提供每一个箱梁节段在特定制作环境中的立模标高。
3.2.1 高程控制方法
监控计算采用的材料容重、弹模、结构上下缘温差及收缩徐变参数都是按实际施工时的现场观测数值。对挠度影响较大的因素主要是:结构自重、挂篮非弹性变形、预应力张拉和结构温度。通过理论数值与实测数据的差异分析,修正原设计中的各项参数,准确地预测下一节段箱梁的立模标高。
箱梁立模标高的理论计算公式如下:
H
其中,H
由于温度、收缩徐变和非线性等因素,实际情况和理论计算不可能一致,因此对理论立模标高要不断修正。箱梁实际立模标高为:
H
其中,H
3.2.2 高程测点
混凝土浇筑初凝后终凝前,在梁顶预定位置插入观测标,高程观测标宜采用带半圆头的铆钉。
在主梁的各施工节段内设测试断面。其中在0号节段顶板上分别在墩顶及2个端部共布置3个测试断面;在现浇节段的2个端 部共布设2个测试断面;其余在悬臂施工节段的端部各设1个测试断面。
测试断面内的测点在箱梁顶板上对称布置三个测控点,其中两个测点位于翼缘板悬臂上方,中间测点兼作平面线形监控测点。测点断面布置在距节点20 cm的断面内。测控点采用铆钉在垂直方向与顶板的上下层钢筋点焊牢固,并要求竖直,端部露出混凝土表面1.5 cm作为挠度监测的观测点,钢筋顶部磨平并用红漆标记。在浇筑混凝土时预埋好。观测点的埋设应保证本身的稳定性,同时不妨碍挂篮的前移。在箱梁横向设两个对称测点,可通过两个点的挠度比较,观测到该节段箱梁有无出现横向扭转;同一节段箱梁上有两个观测点也可以比较监测结果,相互验证,以确保各节段箱梁挠度观测有正确的结果。各T构(0号块)箱梁顶立面中心和平面中心的交汇点为测量基点,应将水准点引到此处,并定期校核。立模时主要测梁底,混凝土浇筑后和预应力张拉后主要观测梁顶面。
3.2.3 监测频率
张拉前测读两遍观测标的高程;张拉当天测量一遍;张拉后5 d左右测量一次。选择2个～3个施工节段,在其一些关键阶段实施密集监测,如在预应力束的张拉前、张拉完成后、张拉完成后3 h、张拉完成后9 h、张拉完成后24 h等增加观测的密度以掌握梁体张拉时的弹性和徐变变形。
3.3 温度监控监测
温度监控监测包括两部分:1)箱梁温度—挠度随气温变化观测,观测方法与高程观测一致。2)箱梁温度场观测,分在混凝土内部埋设温度测点测试主梁结构水化热温度和在桥面和箱内放置温度计测试气温两部分,主梁结构水化热温度通过在箱梁断面中埋设温度传感器得到箱梁随气温变化的温度场。
3.3.1 温度测点
温度场测点至少布设24个。根据预应力混凝土连续梁的结构特点和施工进度,选择两个观测断面布设温度传感器。为测试温度沿箱梁的分布规律,选择在“T”形悬臂1/2附近布设一个断面,分别沿顶板、腹板和底板的厚度方向布设三个温度传感器;为测试箱梁混凝土厚度较大处的温度,在承托位置各布设一个温度传感器;在箱梁内外各布设一个温度传感器,测试箱梁内外的环境温度。为测试水化热对箱梁温度及梁体应变和变形的影响,选择支座位置作为温度测试断面。
3.3.2 监测频率
1)箱梁温度—挠度关系曲线的观测。
一天中间隔2 h的连续观测。
2)水化热温度。
浇筑后第一天每1 h测试一次,浇筑后第二天每2 h测试一次,持续72 h或内部温度与环境温度基本相同。
3)环境温度。
选在有代表性的天气进行,每个月选两天,一个阴天,一个晴天。一天中的观测时间预计安排如下:从早晨6:00开始,一个小时一次,直到次日早晨6:00为止。
4 结语
通过跨淠史杭总干渠连续梁施工线形监控的经验,总结一套切实可行的监控办法,在今后预应力混凝土连续梁悬臂浇筑线形监控施工中,值得借鉴推广。
参考文献
部分预应力混凝土梁
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