配置少量抗剪钢筋的后张法预应力梁：剪切强度和翼缘的影响
Michael Rupf , Miguel Fernandez Ruiz, , Aurelio Muttoni
创新点：
bull;提出了一种强化和后张力混凝土梁的试验系列。
bull;试样表示连续梁的情况。
bull;研究了少量的剪力，预应力和梁翼板。
bull;将测试结果与设计规范和弹塑性应力场分析进行比较。
摘要
评估现有的结构承载能力已经成为结构工程师的一个主要问题。这种分析通常在更改结构的使用或由于新的设计规范要求之后进行。这对于后张力混凝土桥梁的剪切强度特别重要。过去常常设计这样的结构，具有相当低的剪切强度，并且在横向钢筋或抗剪强度方面不符合现行规范要求。然而，应该指出的是，实际规范涵盖了广泛案件的设计，有时忽略了一些承载行为，或者对于评估其他行为可能过于保守。因此，使用更精细的模型可能潜在地增加预测的抗剪承载能力，并避免不必要的加强现有结构。在本文中，提出了对具有配置少量抗剪钢筋的后张法预应力梁：剪切强度和翼缘的影响的行为的研究。首先，描述了剪切失效的十二个钢筋混凝土梁（10.0米长，0.78米高）的实验程序的结果。测试系列用于分析影响剪切强度和失效模式的最重要参数。将其结果与显示不同精度水平的多个设计规范进行比较。最终将试验结果与基于弹塑性应力场的分析结果作比较。与测试结果相比，该技术显示出优异的结果，并且允许研究各种剪切承载作用，预应力水平和横向钢筋相对于各种潜在破坏模式的作用。
关键词:抗剪设计；预应力混凝土；剪切强度和翼缘；应力场；大梁翼缘
1.引言
预应力可以简单经济地构建中至大跨度混凝土结构，在适用条件下提供足够的强度并控制挠曲和开裂状态。因此，通过使用这种技术，在上个世纪的第二部分已经建成了大量的薄腹板混凝土梁。这些构件的设计已经从服务负载下的应力状态分析到最终极限状态下的基于平衡的模型发展。设计模型的演变以及作用和/或几何（桥面加宽或其他）的变化需要经常评估现有桥梁的性能。这个任务经常显示出现有代表评估的现有构件的剪切强度不足，因为可用的剪力增加量太少或没有足够的箍筋锚固，并且在许多情况下导致现有桥梁的昂贵的改装。然而，应当注意，设计规范通常用于设计具有足够安全等级的大量结构。例如，对于预应力桥梁，通常以粗糙（过度安全）的方式忽略或估计许多剪切承载作用。过去的研究很少讨论预应力混凝土连续梁的性能以及翼缘及箍筋对其影响。以前已经有一些研究人员[1-10]，研究了具有不同剪切强度的预应力梁的行为，主要是通过测试简单支持的构件。然而，过去，预应力连续梁的行为及其对翼缘行为的影响以及箍筋的详细情况已经得到了很好的解决。然而，这些构件是连续箱梁桥梁的代表，广泛应用于当前的实践，特别是长跨度。为了更详细地调查这些构件的行为和实力，在综合理工学校洛桑联邦进行了十二个钢筋混凝土梁试验系列。试验系列的主要参数是抗剪钢筋含量，后张力量，截面形状和箍筋锚固细节。本文介绍了测试系列及其主要结果。已经对多种设计规范以及使用弹塑性应力场法（EPSF）进行了试样行为的预测。后一种方法是由Fernaacute;ndezRuiz和Muttoni [11]开发的，可以被认为是刚塑性应力场的增强（参见Muttoni等[12]）。通过使用有限元法解决了EPSF方法，并考虑了钢筋混凝土构件的兼容性条件以及横向开裂对混凝土强度的影响[13]。本文提出了试验结果与EPSF方法模型预测的比较，显示了很好的一致性，并且可以调查各种抗剪承载力和破坏模式的作用。
2.实验程序
进行了十二个钢筋混凝土梁的试验系列，研究了少量剪切加固连续桥梁的行为（rho;w定义为横向钢筋横截面与相应腹板面积的比值） 张力（定义为后张力P和混凝土总横截面A之间的比例）和不同的横截面（有和没有翼缘）。 三个主要参数是指测试区域，其标称值列于表1中。测试设备的静态系统对应于具有悬臂的单跨距梁，表示内部支撑附近的连续桥梁的情况（参见 至图1）。 测试试件因此对应于跨度40m的多跨连续梁，比例为3/8。
表格1。
主要参数（rho;w和P / A表示测试区域的标称值），钢筋的布置（图2，尺寸，mm，注意：交替位置的链接），测量的混凝土性能（测试当天的fcm和fctm） ，试样铸件28天后），日期（试样铸件后的天数）和预应力的有效比例。
图1（a）在均匀分布载荷下的连续箱梁桥的静力系统和内力，以及（b）测试设置（自重忽略）。
2.1试件
所有测试试件长10米，高780毫米，在中心部分存在长度约4.80米的测试区域（见图2）。 十根梁被浇铸成两根翼缘（根据[7]中的试验的横截面），其余两个没有翼缘（矩形横截面）。 所有翼缘梁的测试区域的腹板厚度为150 mm，外部零件的腹板厚度为400 mm（避免剪切破坏），翼缘宽度为800 mm。 两个矩形梁的腹板厚度在测试区域也为150 mm，外侧为300 mm。
图 2试件的设计，几何形状和钢筋试样（尺寸以mm为单位）：（a）试验台的纵向视图; （b）带翼缘的梁的横截面; （c）没有翼缘的梁的横截面。 加固层1和2：见表1。
对于不同的试样，剪切增强比rho;w在0.063％和0.251％之间变化，并且指梁的中心的测试区域。可以注意到，对于rho;w= 0.063％，钢筋量低于通常在规范中规定的最小值（在型号规范2010 [14]中，例如，对于...而言，min = 0.08·fc /fyasymp;0.08％调查的测试）。图。图2b和c示出了加强布局，其中中心部分的剪切增强件由具有不同锚固条件的箍筋组成，其连接件安装在交替位置（腹板的相对侧）上。纵向钢筋由大梁整个长度上的直杆组成。镫骨和连杆的设计，其直径和间距以及翼缘中的纵向加强度的数量详见表1.该表还显示了三个梁SR24，SR29和SR30的镫形锚固的细节。
十个梁被拉伸后的标称纵向应力P / A为2.5,3.0或5.0MPa，这是指试验区。具有较高预应力（5.0MPa）的梁包含两根钢筋，每根钢筋共有四根钢丝绳，另外一根预应力钢筋相同类型的钢筋（4股150 mm2）。所有钢筋都放置在45/50 mm（内/外径）的肋钢管道中，在预应力后用高强度砂浆灌浆。在两侧，放置主动锚固头，尽管只有一个用于预应力。预应力钢丝布局遵循外部载荷的弯矩，并在其他地方呈现出两个圆形弯曲偏差和直线段。一种或两种预应力钢丝的两种类型的张紧后布置如图3所示。
图 3后张力布局（mm）：预应力钢丝的预应力钢丝几何（预应力钢丝的重心），（a）一根预应力钢丝和（b）两根预应力钢丝。 所有预应力钢丝具有四股150mm2。
预应力钢丝在1395MPa（拉伸强度的75％）下受到应力。 考虑到摩擦损失（假定：mu;= 0.18;Delta;phi;= 0.005 m-1）的测试区域中的实际预应力，楔形拉入和延时损失（蠕变，收缩，松弛）参考 2010 [14]。 检查结果与混凝土应变（试件上的胶合应变计）的测量值一致。 表1给出了在试验时作用于试验区域的预应力应力Ptest / A的（计算的）平均值。
2.2测试设置
测试设置如图1所示2（a）。试样被支撑在两个7.20米（x = 200和x = 7400毫米）跨度的机械轴承上，并装载在悬臂（x = 9800毫米）和内跨距三分之一（x = 2600毫米） ）。所有的支撑和加载点都允许绕z轴旋转。南方向的轴承在纵向固定，而北方的支撑和两个装载点允许纵向位移。通过液压千斤顶进行装载，施加在跨度中的载荷是悬臂的两倍。试验区域的剪切力V对应于悬臂Q施加的载荷（忽略自重，参见图1）。负载配置导致弯矩的变化，反作用点位于测试区域的中间。负载在几个负载阶段施加，负载率为15 kN / min。在峰值负载（力控制）之前，速率约为2.5mm / min。之后（位移控制）。在每个负载阶段，变形保持恒定几个小时以执行手动测量。
2.3材料特性
使用普通强度混凝土，最大骨料尺寸为16mm。 表1总结了试验fcm（圆柱体试件160times;320mm测和拉伸强度fctm（圆柱体试件160times;320mm的直接拉伸试验）的混凝土抗压强度。 表2显示了钢筋和所使用的钢丝的材料性质。 直径6毫米至18毫米之间的所有钢筋由具有低或正常延展性的普通强度钢筋组成，钢筋直径26毫米由高强度钢筋组成。 冷加工和高强度钢的屈服强度fy定义为0.2％残余应变，而对于预应力钢筋的钢丝，其定义为0.1％残余应变（根据规范2010 [14]）。
表2测量钢筋和预应力钢的性能
2.4测量
所有试件的测量系统相同。许多设备用于连续数据采集，包括称重传感器，位移传感器，倾斜仪和胶合计，允许进行以下测量：
- 在两个载荷点处受力并在载荷传感器测量的载体上进行反应。
- 通过感应位移传感器测量的梁的底面和坚硬的地板之间的垂直扰度。
- 通过平面外感应位移传感器测量的测试区域中的腹板厚度变化。
- 通过应变计测量的预应力筋的伸长率，该应变计粘合到布置在钢管外侧的混凝土中的8mm螺柱（350mm长，带有端部锚固板）（每个试样3个测量）。
荷载在几个负载步骤中施加。在每个荷载阶段增加负载后，将记录下列手动测量值：
- 测试区域中的腹板和翼缘在三角形桁架系统上测量的初始测量长度为110 mm的变形。
- 主梁裂缝图示的照片。
- 测量代表性裂纹开口。
2.5检测结果
所有试样在试验区域剪切失败。只有梁SR31可以在一侧失效后进行外部加固，并在SR31B下再次进行测试。最大剪切强度VR，试验（峰值载荷）和残余强度Vres，试验（在峰值载荷下的两次偏转下测量）列于表3中。在试验系列中可以观察到三种不同的失效模式。图4显示了三种典型试件以不同方式失效的最终裂纹图案（表3中给出的所有试样的破坏模式）。这些试样的测量剪切强度V和跨度v（x = 2600 mm）载荷点下的挠度也绘制在图中。在具有翼缘和SR21的少量剪切强度增大的梁中观察到第一种类型的破坏模式。其特征在于与腹板的几个裂纹中的大裂纹开口相关联的面内破坏以及在翼缘的界面处发展分层裂纹。在失败时，箍筋受拉断裂发展。对于极限强度的59％至80％之间的负载水平，发展出相当恒定的残余强度（表3）。这些试件（参见图5（a））的腹板厚度增加（与混凝土的剥落破坏相关）在达到峰值负载之前非常有限，甚至在负载减小的情况下保持适中。由于预应力钢丝动作引起的非常大的位移增加是显着的（参见图4a）。第二种破坏模式可以在具有较高剪切强度的翼缘梁上观察到，如SR24。它与混凝土的平面外失效相关联，其中沿着它与在腹板上剥落的混凝土破坏有关,其次是箍筋的破裂。残余强度也保持在极限强度的67％至79％之间，随着构件偏转，轻微的软化倾向。图5a在达到峰值荷载时,腹板厚度的增加明显地显示混凝土保护层剥落，混凝土覆盖物的剥落。第三种破坏模式与没有翼缘的梁相关联，作为SR31。这些梁显示脆性破坏，其中应变在一个裂纹中的局部化，剩余强度在极限强度的30％至39％之间。不能观察到腹板厚度的显着增加（图5a）。试件SR26在前两种破坏模式的组合中失败，覆盖在预应力钢丝上剥落并发展分层裂纹（参见表3）。
根据不同型号的极限强度VR，试验，残余强度Vres，试验和预测强度。
图4破裂后三根梁的试验区域的最终裂纹图案和混凝土剥落：（a）SR21 - 带有大开口和翼缘分层的腹板上的裂纹; （b）SR24 – 预应力钢丝区混凝土破碎; （c）SR 31裂纹定位; 和（d）在跨度（x = 2600mm）的载荷点处的剪切力（V）与挠度（v）的关系，并指示载荷阶段。
图 5（a）腹板厚度和（b）在梁的中心（x = 5000mm）处和在梁轴的高度（z = 390mm）处的预应力筋中的应变的测量的增加。
如前所述，试验结果表明，剪切强度和后张力比对破坏模式和极限强度有显着影响。 梁翼缘的存在证明是非常有益的，导致更大的剪切强度并允许构件发展大的变形和显着的残余强度。 所有的翼缘梁在反作用力的区域（图4a和b）都失败，而所有没有翼缘的梁都由于靠近载荷或支撑的临界裂缝而失效（图4c）。
对于所有具有预应力钢筋的梁，可以测量语音里筋轴线方向的应变增加（图5b）。 因此，这表明测试区域中的预应力有益的增加。 没有观察到箍筋锚固条件对梁的剪切强度，破坏模式或一般行为的影响。 然而，这一观察不能推广到任何锚固细节，梁的几何形状和作用（一般结论仍然需要具体的研究）。
2.6应变测量结果
测试区域中的应变通过纸幅和两个翼缘上的脱模测量来确定。外部读数开始于外部负载的应用，这意味着由于预应力引起的应变及其损耗未被考虑。图6示出了代表三种破坏模式的梁SR11，SR24和SR31的测量应变曲线。曲线图显示负载水平在峰值负载的52％和100％之间的垂直应变εz。可以注意到，在所有情况下，测量都受到实际裂纹的大开启的很大影响。三梁SR21，SR24和SR31的垂直应变曲线的比较表明，在大梁SR24（图6b）的整个试验区域内都有显着开口的裂缝发展，而梁SR21和SR31的纵向应变（图。 6a和c）更局部化。在最后一个载荷阶段，垂直应变在大多数剖面中超过10permil;，并且可以达到约30permil;，表明大裂缝开口和大幅度箍筋屈服（基准长度为110mm）。
图 6在不同载荷阶段测试的测试区域的垂直应变εz（仅绘制峰值负载前存在的裂纹）：（a）SR21的载荷水平为峰值载荷的71％
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