大跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋豎向預(yù)應(yīng)力損失研究

會(huì)計(jì)學(xué)1大跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋豎向預(yù)應(yīng)力損失研究大跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋的發(fā)展大跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋存在的問(wèn)題豎向預(yù)應(yīng)力損失問(wèn)題第1頁(yè)/共37頁(yè)

？縱向預(yù)應(yīng)力損失“時(shí)-步”分析法分項(xiàng)預(yù)應(yīng)力損失預(yù)應(yīng)力總損失豎向預(yù)應(yīng)力損失第2頁(yè)/共37頁(yè)混凝土箱梁豎向預(yù)應(yīng)力損失箱梁腹板豎向預(yù)應(yīng)力損失現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試箱梁腹板豎向預(yù)應(yīng)力損失計(jì)算其它因素對(duì)豎向預(yù)應(yīng)力損失的影響小結(jié)第3頁(yè)/共37頁(yè)箱梁腹板豎向預(yù)應(yīng)力損失現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試圖1箱梁腹板豎向預(yù)應(yīng)力測(cè)試截面第4頁(yè)/共37頁(yè)圖2箱梁腹板豎向預(yù)應(yīng)力布置圖第5頁(yè)/共37頁(yè)圖3張拉端和錨固端大樣圖

第6頁(yè)/共37頁(yè)第7頁(yè)/共37頁(yè)圖4傳力錨固后的測(cè)試結(jié)果（對(duì)數(shù)X軸）

第8頁(yè)/共37頁(yè)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試中，張拉W1、W2號(hào)豎向預(yù)應(yīng)力時(shí)，其張拉端的實(shí)際張拉力僅至495kN（相應(yīng)的應(yīng)力為615.5MPa）。從測(cè)試結(jié)果中看出，對(duì)于W1、W2豎向預(yù)應(yīng)力筋：張拉錨固時(shí)的各項(xiàng)損失總和分別達(dá)到151.1MPa和164.4MPa；張拉完畢后至灌漿后1天內(nèi)的損失分別為71.3MPa和32.8MPa；傳力錨固后的總損失分別為70.9MPa和61.1MPa，且在500天后，該項(xiàng)損失逐漸趨于穩(wěn)定。第9頁(yè)/共37頁(yè)摩擦損失

W1、W2號(hào)預(yù)應(yīng)力筋與管道壁之間由摩擦引起的損失分別為6.1MPa和5.0MPa（分別占初始張拉應(yīng)力的1.0%和0.8%）。如管道每米局部偏差對(duì)摩擦的影響系數(shù)k按預(yù)埋金屬波紋管取為0.0025，則至錨固端的預(yù)應(yīng)力損失為：箱梁腹板豎向預(yù)應(yīng)力損失計(jì)算第10頁(yè)/共37頁(yè)錨具變形、鋼筋回縮和接縫壓縮損失并按規(guī)范中給出的相應(yīng)公式進(jìn)行計(jì)算，其預(yù)應(yīng)力損失為：考慮到錨固后實(shí)際存在的反向摩擦的影響，兩豎向預(yù)應(yīng)力筋由于錨具變形、鋼筋回縮引起的錨固端預(yù)應(yīng)力損失應(yīng)為154.3MPa，與W1的實(shí)測(cè)值139.9Mpa（占初始張拉應(yīng)力的22.7%）和W2的實(shí)測(cè)值155.4MPa（占初始張拉應(yīng)力的25.2%）均較為吻合。第11頁(yè)/共37頁(yè)混凝土彈性壓縮損失圖5ANSYS計(jì)算模型第12頁(yè)/共37頁(yè)圖6分批張拉各預(yù)應(yīng)力對(duì)W1、W2的影響第13頁(yè)/共37頁(yè)圖7張拉W2~W14對(duì)W1的影響

豎向預(yù)應(yīng)力W1、W2彈性壓縮損失的理論值與實(shí)測(cè)值基本吻合。W1的理論值與實(shí)測(cè)值分別為5.2MPa和5.1MPa（占初始張拉應(yīng)力的0.83%）；W2的理論值與實(shí)測(cè)值均為4.0MPa（占初始張拉應(yīng)力的0.65%）。第14頁(yè)/共37頁(yè)綜上，W1和W2號(hào)預(yù)應(yīng)力筋在傳力錨固時(shí)的總損失分別為151.1MPa和164.4MPa，分別占初始張拉應(yīng)力的24.5%和26.7%，其中絕大部分是由于錨具變形和鋼筋回縮引起的損失（分別占傳力錨固時(shí)總損失的92.6%和94.3%），因此要控制豎向預(yù)應(yīng)力傳力錨固時(shí)的損失，主要是解決預(yù)應(yīng)力的錨具變形、鋼筋回縮和接縫壓縮問(wèn)題，而對(duì)豎向預(yù)應(yīng)力筋進(jìn)行二次張拉即在預(yù)應(yīng)力筋灌漿前進(jìn)行補(bǔ)償張拉是減小這一損失的有效措施之一。

第15頁(yè)/共37頁(yè)傳力錨固后的損失時(shí)步模型時(shí)步模型采用線(xiàn)性疊加原理，混凝土任意時(shí)刻的應(yīng)變?yōu)椋?/p>

第16頁(yè)/共37頁(yè)收縮徐變模型的選取圖8徐變系數(shù)計(jì)算

圖9收縮應(yīng)變計(jì)算第17頁(yè)/共37頁(yè)圖10W2時(shí)間相關(guān)預(yù)應(yīng)力損失計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值比較第18頁(yè)/共37頁(yè)第19頁(yè)/共37頁(yè)從圖中可以看出，收縮徐變模型的選取對(duì)預(yù)應(yīng)力傳力錨固后損失的計(jì)算是至關(guān)重要的，采用各模型計(jì)算出的預(yù)應(yīng)力損失值相差較大，其發(fā)展趨勢(shì)也有所不同。整體上表現(xiàn)最好的是GL2000模型，其計(jì)算曲線(xiàn)與實(shí)測(cè)曲線(xiàn)大致吻合，其次是JTGD62-2004模型，其它三種模型表現(xiàn)均不理想，因此在缺乏試驗(yàn)資料的情況下進(jìn)行豎向預(yù)應(yīng)力長(zhǎng)期損失的計(jì)算，本文推薦采用GL2000模型和JTGD62-2004模型。從表中可以看出，當(dāng)計(jì)算時(shí)刻為884天時(shí)W2號(hào)豎向預(yù)應(yīng)力筋的實(shí)測(cè)損失值為61.1MPa（占初始預(yù)應(yīng)力的9.9%），與采用GL2000模型計(jì)算出的結(jié)果55.6MPa相差最小，同時(shí)按鐵路橋規(guī)計(jì)算出的與時(shí)間相關(guān)的總損失與實(shí)測(cè)值也較為接近，表明按規(guī)范計(jì)算的與時(shí)間相關(guān)的損失能夠基本反映實(shí)際情況。第20頁(yè)/共37頁(yè)第21頁(yè)/共37頁(yè)從中可以看出W1、W2號(hào)豎向預(yù)應(yīng)力筋傳力錨固時(shí)總損失的理論值與實(shí)測(cè)值均較為接近，占預(yù)應(yīng)力總損失的57.2%。對(duì)于傳力錨固后的損失，按時(shí)步模型計(jì)算出的結(jié)果與實(shí)測(cè)值大致吻合，占預(yù)應(yīng)力總損失的23.9%，而其它因素引起的損失占總損失的18.9%。對(duì)于箱梁腹板豎向預(yù)應(yīng)力筋，按現(xiàn)行鐵路橋規(guī)中的縱向預(yù)應(yīng)力損失計(jì)算的相關(guān)規(guī)定計(jì)算的5種損失均能基本反應(yīng)豎向預(yù)應(yīng)力實(shí)際情況。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)同時(shí)表明，對(duì)于采用后張法施工的豎向預(yù)應(yīng)力，還存在著其它的因素影響其損失，且影響較大。第22頁(yè)/共37頁(yè)水化熱對(duì)豎向預(yù)應(yīng)力的影響從本次測(cè)試數(shù)據(jù)中可以發(fā)現(xiàn)，W1、W2號(hào)豎向預(yù)應(yīng)力筋張拉完后，在管道壓漿之前即傳力錨固時(shí)的損失全部完成之后，兩豎向預(yù)應(yīng)力筋中的預(yù)應(yīng)力分別為464.4MPa和451.1MPa。張拉完畢即進(jìn)行孔道壓漿，而孔道壓漿1天之后，兩者預(yù)拉力分別變?yōu)椋?93.1MPa和418.3MPa，平均減少52.1MPa，其損失占初始張拉應(yīng)力的8.5%。即使計(jì)入傳力錨固后的預(yù)應(yīng)力損失（按照鐵路橋規(guī)計(jì)算出的鋼筋松弛引起的預(yù)應(yīng)力損失終極值的一半為8.2MPa，按照現(xiàn)行公橋規(guī)計(jì)算出的混凝土收縮徐變引起的預(yù)應(yīng)力損失為4.9MPa），也達(dá)不到52.1MPa。因此這一損失可能是孔道壓漿后但預(yù)應(yīng)力筋與混凝土之間尚未形成可靠粘結(jié)力這一期間預(yù)應(yīng)力筋相對(duì)其張拉時(shí)刻的溫升所引起，而引起該相對(duì)溫升的原因可能是梁段混凝土及預(yù)應(yīng)力筋孔道水泥漿體的水化熱。其它因素對(duì)豎向預(yù)應(yīng)力損失的影響第23頁(yè)/共37頁(yè)圖11溫度測(cè)點(diǎn)布置（單位：cm）第24頁(yè)/共37頁(yè)圖12各測(cè)點(diǎn)水化熱溫度變化第25頁(yè)/共37頁(yè)圖13各測(cè)點(diǎn)水化熱溫度變化第26頁(yè)/共37頁(yè)圖14ANSYS計(jì)算模型第27頁(yè)/共37頁(yè)圖15測(cè)點(diǎn)2理論值與實(shí)測(cè)值比較

第28頁(yè)/共37頁(yè)圖16測(cè)點(diǎn)3理論值與實(shí)測(cè)值比較

第29頁(yè)/共37頁(yè)從中可以看出各測(cè)點(diǎn)的溫度變化規(guī)律趨于一致：（1）都經(jīng)歷了快速升溫－緩慢降溫－快速降溫－相對(duì)穩(wěn)定的四個(gè)階段；（2）在入模后10-20小時(shí)內(nèi)出現(xiàn)最高溫度，實(shí)測(cè)最高溫度為68.0℃，溫度升高近40℃，隨后以0.1-0.4℃/h的速率降溫；（3）在4-5天后各測(cè)點(diǎn)溫度趨于穩(wěn)定。此外還可以發(fā)現(xiàn)各理論值與實(shí)測(cè)值變化規(guī)律基本保持一致，在數(shù)值上相差不大，表明本文計(jì)算方法及各計(jì)算參數(shù)的取值是合理的，可以較為準(zhǔn)確的模擬箱梁混凝土水化熱。根據(jù)大體積混凝土水化熱研究經(jīng)驗(yàn)，水化熱溫度特性主要與水泥品種、配合比、溫控措施、外界溫度和塊體尺寸等多種因素有關(guān)，水泥用量越多、結(jié)構(gòu)尺寸越大，內(nèi)部的水化熱溫度越高。不同的混凝土結(jié)構(gòu)具有不同的溫度特性，但是，對(duì)于混凝土的溫度變化規(guī)律基本上都是一致的，因此本文采用以上計(jì)算方法及各計(jì)算參數(shù)，對(duì)東陽(yáng)渡湘江大橋18#梁段的水化熱進(jìn)行了模擬，同時(shí)還考慮了豎向預(yù)應(yīng)力筋孔道灌漿，以此得到豎向預(yù)應(yīng)力筋的溫度變化。第30頁(yè)/共37頁(yè)圖17梁段混凝土腹板溫度變化

第31頁(yè)/共37頁(yè)圖18梁段豎向預(yù)應(yīng)力筋溫度變化

第32頁(yè)/共37頁(yè)從圖中可以看出，預(yù)應(yīng)力鋼筋的溫度在灌漿后4小時(shí)達(dá)到最高，溫度上升17.6℃，隨后溫度開(kāi)始下降，至灌漿后一天其溫度仍升高13.6℃，而此時(shí)管道內(nèi)的水泥漿已有較高的強(qiáng)度并和預(yù)應(yīng)力筋粘結(jié)成整體，若鋼材的溫度線(xiàn)膨脹系數(shù)和彈性模量分別取為1.0×10-5/℃和2.0×105MPa，溫差為△t，則該損失為2△t，即豎向力損失達(dá)27.2MPa，與W2的實(shí)測(cè)值32.8MPa較為接近。值得提出的是，W2號(hào)豎向預(yù)應(yīng)力筋與18號(hào)梁段的邊緣僅28cm，其周邊混凝土的水化熱較易傳遞到17號(hào)梁段，因此其周邊混凝土的溫升較W7號(hào)豎向預(yù)應(yīng)力筋周邊混凝土的溫升要低，即W7號(hào)預(yù)應(yīng)力筋的溫差△t會(huì)更大，其損失相應(yīng)會(huì)更大；此外本文以上計(jì)算的箱梁腹板僅為50cm，而一般大跨預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋根部截面腹板厚度可達(dá)1m左右，其△t同樣會(huì)增大，造成的損失也會(huì)更大，可見(jiàn)這一損失不容忽視。第33頁(yè)/共37頁(yè)日照溫差對(duì)豎向預(yù)應(yīng)力的影響圖19日照溫差對(duì)豎向預(yù)應(yīng)力的影響（單位：MPa）

第34頁(yè)/共37頁(yè)錨具變形和鋼筋回縮引起的損失占豎向預(yù)應(yīng)力總損失的比重較大。就所測(cè)試的預(yù)應(yīng)力筋而言，該項(xiàng)損失的實(shí)測(cè)值約占全部預(yù)應(yīng)力損失實(shí)測(cè)值的53.5%。對(duì)于采用后