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[M>2020^----------------------------------------------------------------y 术浅谈桥梁体外预应力束的施工技术吴奇峰（中港建设集团有限公司，江苏盐城224700）摘 要:本文结合工程实例，对新建桥梁工程体外预应力束的施工技术、换索技术进行了探讨。
文章编号：2095 -4085（2020）01 -0100 -02续。
主桥箱梁纵向预应力分为体内束和体外束两种,体内束采用高强低松弛预应力钢绞线，体外束采用无粘结低松弛环氧喷涂钢绞线。
体外束体系构造图见图lo关键词:桥梁;体外预应力束;施工技术1工程概况某跨河大桥，全长510. 48m,全桥共3联，跨径布置为 5mx25m+ （67. 24 + 120 +67. 24） +5mx25m,主桥采用现浇预应力混凝土变截面连续箱梁，引桥采用25m 预应力混凝土箱梁，先简支后连图1体外束体系构造2体外索施工技术2. 1施工工艺流程预埋件安装-密封装置及外套管安装-张拉施工准备T 体外索穿索T 体外索张拉T 喇叭管及预埋导向 管内防腐-锚头防腐及保护罩安装-减振装置安装- 外套管联接。
2. 2施工要点2. 2. 1 预埋件安装体外预应力预埋件包括锚垫板，喇叭管（也可用铸铁锚垫板、喇叭管铸成整体锚垫板），螺旋筋，导 向钢管，转向器，减振限位装置预埋钢板等。
在现浇 箱梁时，根据设计位置安装预埋件，锚垫板的锚固面应确保与体外索中心线保持垂直，锚垫板，螺旋筋，导向 钢管及转向器的中心线应确保与体外索中心线同轴。
2. 2. 2 密封装置及外套管安装在现浇箱梁的体内预应力筋全部施工完成后，根据设计位置安装密封装置及HDPE 外套管，为了方便・100・体外索的穿索，应将HDPE 外套管回缩成最短状态。
2. 2. 3 张拉施工准备张拉机具（张拉千斤顶及压力表）在使用前应进行配套标定，张拉机具及配套设备进入到施工现场后，先进行试运行并确保正常后，方可吊运至工作台 面。
《预应力混凝土结构设计》学习总结王晖 203121521 绪论1.1 预应力混凝土结构的定义预应力混凝土——系其中已建立有内应力的混凝土，内应力的大小和分布能抵消给定外部加载所引起的应力至所预期的程度。
1.2 预应力混凝土的分类1） 先张法和后张法；2） 体内预应力和体外预应力； 3） 有粘结和无粘结预应力； 4） 全预应力和部分预应力全预应力——在全部荷载最不利组合下，混凝土正截面不出现拉应力；部分预应力——在全部荷载最不利组合下，正截面拉应力或裂缝宽度不超过容许值。
1.3 预应力混凝土的优缺点优点：1）提高了构件的耐久性和刚度； 2）减小结构的截面尺寸； 3）充分利用材料的高强度； 4）具有良好的变形恢复能力； 5）提高抗剪强度； 6）提高疲劳强度；缺点：1）工艺较复杂，质量要求高； 2）需要有一定的专门设备；3）预应力反拱不易控制。
1.4 预应力混凝土的三种概念1）第一种概念——预应力变混凝土为弹性材料混凝土经过预压，如不产生裂缝，可视作弹性材料按照材料力学公式计算，并可在需要时采用叠加原理。
当预应力为F ，偏心距为e ，截面积为A ，惯性矩为I ，梁上荷载及自重所引起的弯矩为M 时，截面上任意一点的正应力可表示为：IMyI Fey A F f ±±=2）第二种概念——预应力为了使高强度钢筋和混凝土结合在正常使用阶段，预应力基本保持不变，预应力混凝土通过调整内力偶臂a 来平衡外部弯矩。
yIFc A F f e a c F M a ±=-==/其中，c 为混凝土合力中心的偏心距。
3）第三种概念——预应力实现荷载平衡 在预应力混凝土结构的总体设计中，预应力的效果被认为是平衡重力荷载，以便受弯构件在给定的荷载条件下将不受挠曲应力。
采用抛物线形预应力筋的简支梁，其等效向上的均布荷载用下式表示28LFhb =ω 其中，h 为抛物线垂度，L 为跨长。
对于一给定向下的均布荷载ω，由于力筋作用在梁上的横向荷载会受到平衡，梁仅受轴力F ，它在混凝土内产生均匀的应力A F f /=。
第12章预应力混凝土结构的基本概念及其材料第12章预应力混凝土结构的基本概念及其材料第12章预应力混凝土结构的基本概念及其材料第二篇预应力混凝土结构第12章预应力混凝土结构的基本概念及其材料12.1 概述钢筋混凝土构件由于混凝土的抗拉强度低，而采用钢筋来代替混凝土承受拉力。
但是，混凝土的极限拉应变也很小，每米仅能伸长（0.10~0.15）mm，若混凝土伸长值超过该极限值就要出现裂缝。
如果要求构件在使用时混凝土不开裂，则钢筋的拉应力只能达到（20~30）MPa；即使允许开裂，为了保证构件的耐久性，常需将裂缝宽度限制在（0.2~0.25）mm以内，此时钢筋拉应力也只能达到（150~250）MPa，可见高强度钢筋是无法在钢筋混凝土结构中充分发挥其抗拉强度的。
由上可知，钢筋混凝土结构在使用中存在如下两个问题：一是需要带裂缝工作，由于裂缝的存在，不仅使构件刚度下降，而且使得钢筋混凝土构件不能应用于不允许开裂的场合；二是无法充分利用高强材料。
当荷载增加时，靠增加钢筋混凝土构件的截面尺寸或增加钢筋用量的方法来控制构件的裂缝和变形是不经济的，因为这必然使构件自重（恒载）增加，特别是对于桥梁结构，随着跨度的增大，自重作用所占的比例也增大。
这使得钢筋混凝土结构在桥梁工程中的使用范围受到很大限制。
要使钢筋混凝土结构得到进一步的发展，就必须克服混凝土抗拉强度低这一缺点，于是人们在长期的工程实践及研究中，创造出了预应力混凝土结构。
12.1.1 预应力混凝土结构的基本原理所谓预应力混凝土，就是事先人为地在混凝土或钢筋混凝土中引入内部应力，且其数值和分布恰好能将使用荷载产生的应力抵消到一个合适程度的配筋混凝土。
例如，对混凝土或钢筋混凝土梁的受拉区预先施加压应力，使之建立一种人为的应力状态，这种应力的大小和分布规律，能有利于抵消使用荷载作用下产生的拉应力，因而使混凝土构件在使用荷载作用下不致开裂，或推迟开裂，或者使裂缝宽度减小。
体外预应力加固锚固块及转向块受力分析杨建兵冯守金杨黎（山东省滨州公路工程有限公司，山东滨州256600）摘要:为了保证加固质量及施工安全，需要对锚固块及转向块进行受力分析。
通过采用实体有限元分析软件MIDAS FEA3.60，建立锚固块及转向块局部受力分析模型，分别对锚固块、转向块的应力、变形、抗剪承载力及T梁锚固区局部应力等进行计算。
得出以下结论：（1）锚固块及转向块的最大应力和最大位移，均小于Q345C钢材的屈服强度，锚固块及转向块的强度满足设计要求，结构均处于弹性受力状态；（2）在考虑体外预应力钢绞线对T梁局部腹板锚固区域影响下，局部应力满足设计要求，结构处于安全状态；（3）在考虑50%锚栓及粘钢胶共同参与受力情况下，锚固块的抗剪承载力满足设计要求；（4）锚固块和转向块的主要受力构件在疲劳荷载作用下，其正应力幅和剪应力幅均小于疲劳强度，抗疲劳性能满足规范的要求。
关键词:预应力混凝土；体外预应力；加固；锚固块；转向块中图分类号:U448.35文献标识码:B文章编号:1007-6344(2022)05-0199-040引言河南S235线坞罗大桥位于巩义市境内西村镇S235线与坞罗水库交汇处，跨越坞罗水库。
该桥建于1993年，桥梁起止桩号为K93+815.450~K94+122.530，中心桩号为K93+969.000，跨径布置为6×50m，桥梁全长307.50m，桥面布置为：0.5m护栏+14m行车道+0.5m护栏=15.0m。
上部结构采用50m预应力混凝土简支T梁，桥面连续。
翼缘板预制宽度2.47m，梁间距2.506m，翼板干接缝宽度0.036m，下缘马蹄自跨中渐变至梁端宽度0.50~0.72m，腹板自跨中渐变至梁端宽度0.18~0.40m，梁高度2.60m。
横桥向由6片T梁组成，下部结构采用柱式墩台，钻孔灌注桩基础。
该桥设计荷载为：汽-超20，挂车-120。
2019年检测发现，该桥上部结构T梁腹板跨中位置处存在斜向裂缝，部分裂缝已延伸至马蹄部位，经分析判段，主要由于该桥T梁抗弯承载能力不足导致，属于结构受力裂缝。
预应力混凝土受弯开裂截面应力计算方法对比郑毅敏;王怀清;赵勇【摘要】在平截面假定的基础上,推导了受压区混凝土法向应力图取三角形和抛物线形时,矩形截面预应力混凝土受弯构件正截面应力计算公式,并通过算例对计算结果进行了对比,同时还对比了《混凝土结构设计规范》的简化公式计算结果.算例分析结果表明,相比抛物线模式的计算结果,取用三角形模式的偏小,相对偏差平均为-8.5％,且相对偏差随有效预应力增大和混凝土强度减小而增大;而规范简化公式计算结果比抛物线模式的偏大,相对偏差平均为14.7％,且离散性较大,其离散性和相对偏差随外弯矩的减小,并随混凝土强度的提高和有效预应力增大而增大;当采用三角形模式时,采用折减弹性模量0.6E,可有效考虑混凝土进入塑性的影响.【期刊名称】《结构工程师》【年(卷),期】2015(031)003【总页数】6页(P34-39)【关键词】预应力混凝土;受弯构件;正截面应力;混凝土受压本构模型【作者】郑毅敏;王怀清;赵勇【作者单位】同济大学建筑工程系,上海200092;同济大学建筑设计研究院(集团)有限公司,上海200092;同济大学建筑工程系,上海200092;同济大学建筑工程系,上海200092【正文语种】中文1 引言非预应力筋应力是混凝土受弯构件正截面裂缝宽度验算以及疲劳验算中一项重要计算内容。
《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)［1］(以下简称《规范》)第7．1．3条给出了预应力混凝土构件开裂截面应力分析的基本假定，同时第7．1．4条给出了受拉区纵向钢筋等效应力的简化计算公式。
但对于受压区混凝土法向应力图，二者取法不同，其中第7．1．3 条取为三角形，而第7．1．4 条则取为抛物线形。
采用不同受压区混凝土法向应力图对计算结果的影响值得研究，特别是当混凝土强度较低或预应力度较大时，预应力混凝土构件在正常使用极限状态下受压区混凝土进入塑性的程度将较大。
本文在平截面假定的基础上，推导了混凝土本构模型取为三角形和抛物线形时非预应力筋应力计算公式，通过算例对不同算法的结果进行了对比与分析，并讨论了折减弹性模量的取值。
影响体外预应力加固法预应力损失的因素有很多，针对不同的工程很难给出一个统一的计算方法。
因此，如何结合工程的实际，有针对性地给出预应力损失的计算方法并能满足工程精度的要求，成为体外预应力加固法预应力损失计算亟需解决的问题。
1 预应力损失的分类体外预应力加固法会产生多种预应力损失，在正常使用的极限状态计算中，应主要考虑以下几种预应力损失：（1）张拉端锚具变形和预应力筋内缩引起的预应力损失，也称锚固损失，记作δl1；（2）预应力筋与孔道壁、张拉端锚口及转向装置的摩擦引起的预应力损失，也称摩擦损失，记作δl2；（3）混凝土的弹性压缩损失，记作δl3；（4）预应力筋的应力松弛引起的预应力损失，记作δl4；（5）混凝土的收缩和徐变引起的预应力损失，记作δl5。
为了有效区分不同的预应力损失，按预应力损失发生的时间长短可分为瞬时损失（如δl1、δl2、δl3）和长期损失（如δl4、δl5）2种[1]。
2 预应力损失的计算2.1 锚固损失δl1把锚固损失定义为张拉阶段的瞬时损失是相对长期损失而言的，其实预应力锚固损失并不是瞬间产生的，而是有一个变化的过程。
研究表明，预应力筋放张后的前20 min 是预应力锚固损失最快的阶段，20 min以后逐渐放慢，直到80 min后趋于平缓。
而且锚固损失和张拉预应力有着直接关联，张拉预应力越大产生的锚固损失也越大[2]。
根据“总变形值＝锚具变形值＋预应力筋内缩值”这一条件，GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》（以下简称“《规范》”）给出了后张曲线（或折线）预应力筋常用束形的预应力锚固损失的计算公式：（1）抛物线形（圆心角≤90°）预应力筋损失值的计算方法如式（1）所示。
)1)((21fcfconl lxrl−+=κμδδ（1）式（1）中，δcon—预应力筋的张拉控制应力，MPa ；l f—反向摩擦影响长度，m；μ —预应力筋与孔道壁之间的摩擦系数；r c—圆弧形曲线预应力筋的曲率半径，m；κ —孔道每米长度局部偏差的摩擦系数；x —张拉端至计算截面的距离，m。
连续刚构箱梁体外预应力施工技术【摘要】体外预应力是后张预应力结构体系的重要分支之一。
嘉绍大桥北岸水中区引桥为5孔或6孔一联的连续刚构桥，截面为超宽单箱双室斜腹板箱梁形式。
本工程大规模采用体外预应力，体外索布置在梁体混凝土外部，每联设置22或24束体外索，长度为71.38～214.52m，采取跨中下弯的形式布置，体外索荷载是通过墩顶块横隔墙锚固端和转向块传递至主体结构混凝土的。
【关键词】体外预应力连续刚构箱梁施工技术1 工程概述嘉兴至绍兴跨江公路通道嘉绍大桥北岸水中区引桥和北副航道桥上部结构孔跨布置为：7×（5×70）m+（70+2×120+70）m+5×（5×70）m+（6×70）m。
其中：B13#～B48#、B52#～Z1#墩之间为十三联预制拼装法施工的70m等跨径预应力混凝土连续刚构，合计66孔。
70m等跨径预应力混凝土连续刚构箱梁采用单箱双室斜腹板箱梁形式，梁高为4.0m，箱梁顶板宽19.8m，底板宽10.9m，翼缘悬臂长为3.2m，顶板厚为28cm，节段箱梁长1.7～3.6m，重69～172t。
嘉绍大桥采用15-27型环氧钢绞线体外预应力体系（见图1），其钢绞线采用防腐性能高的填充型环氧涂层钢绞线。
单股钢绞线是由七根钢丝绞成，单根钢绞线直径φs15.24mm，钢绞线面积Ap=140mm2，钢绞线标准抗拉强度Rby=1860Mpa，弹性模量Ep=1.95×105Mpa。
张拉控制应力为0.65Rby=1209Mpa。
本项目采用填充型环氧涂层单根钢绞线安装、张拉、防腐施工工艺，体外索具备日后单根检查、单根更换的特点。
2 填充型环氧涂层钢绞线试验技术要求2.1 涂层厚度固化后的环氧p当初始荷载为被涂装的预应力钢绞线公称最大力的70%时，填充型环氧涂层钢绞线1000h后的应力松弛率应不大于6.0%。
3 施工前准备工作3.1 施工顺序本阶段钢筋混凝土梁架设完毕—准备工作—穿体外索—体外索张拉—端部防腐。
２０１２年第ｌ１期 （总第２２５期） 黑龙江交通科技
ＨＥＬＬＯＮＧＪｌＡＮＧ ＪＩＡＯＴＯＮＧ ＫＥＪＩ Ｎｏ．１１，２０１２
（Ｓｕｍ Ｎｏ．２２５）
佳木斯大桥体外预应力加固设计 程纪敏，张喜军 （黑龙江省哈伊高速公路管理处）
摘要：体外预应力加固技术是公路桥梁加固常常采用的一种技术。针对佳木斯公路大桥存在的实际病害， 通过理论计算与分析，确定了体外预应力加固的设计方案。 关键词：桥梁加固；体外预应力；设计 中图分类号：Ｕ４４２ 文献标识码：ｃ 文章编号：１００８—３３８３（２０１２）ｌ１—０１４４—０２
１桥面铺装加厚后Ｔ构承载力验算 为确定所施加的体外预应力，需要对桥面系改造前后桥 梁结构的应力进行计算。计算采用桥梁博士（Ｖｅｒ ３．１）进 行。桥面铺装层为８ ｃｍ混凝土垫层，桥面找平层为沥青混 凝土，其厚度为牛腿处找平层厚度１０ ｅｍ，在墩顶及挂梁的 跨中截面找平层厚度为０，其间按抛物线变化。 １．１按ＪＴＧ Ｄ６０—２００４规范计算 采用桥梁博士（Ｖｅｒ ３．１）对桥面系改造前后结构的应力 进行计算。计算时参数与ＪＴＪ ０２３—８５规范完全相同。 （１）截面抗弯强度验算。 表１为各截面的抗弯强度与其承受的最不利极限组合 内力的比较。计算截面抗力时，未计入普通钢筋及构造钢筋 的影响。计算表明结构在承载能力极限状态时各截面的抗 弯强度满足要求。 表１组合Ｉ截面强度验算
（２）正常使用极限状态应力计算。 表２一表５分别为正常使用极限状态标准效应组合、长 期效应组合和短期效应组合作用下，各截面的正应力和最大 主应力计算结果。 表２正常使用极限状态标准效应组合应力计算ＭＰａ
收稿日期：２０１２—０６—１Ｏ ・１４４・
续表２ 上缘正应力 下缘正应力 块号—— 最大 最小 最大 最小
最大主
拉应力
表４正常使用极限状态短期效应组合应力计算ＮＰａ 由表３可见，在正常使用极限状态标准效应组合作用 第１１期 程纪敏，张喜军：佳木斯大桥体外预应力加固设计 总第２２５期 下，各控制截面上、下缘压应力的最大值为１２．６ ＭＰａ，小于 规范允许值ｌ３．４ ＭＰａ；最大主压应力为１２．６ ＭＰａ，小于规范 允许值１６．１ ＭＰａ，满足规范的要求。 由表４可见，在正常使用极限状态长期效应组合作用 下，各控制截面上、下缘均未出现拉应力；最大主拉应力为
体外预应力混凝土结构设计若干问题的探讨郑毅敏(同济大学建筑设计研究院 上海 200092) 熊学玉 耿耀明(同济大学预应力研究所 上海 200092)
摘 要:对体外预应力混凝土结构优缺点和设计中若干问题进行了探讨,对体外预应力混凝土结构
设计中张拉控制应力、预应力筋的线型、摩擦损失和锚固损失计算、应力增量、正截面设计和锚具及转向块等问题提出了相关的建议。 关键词:体外预应力 预应力混凝土结构 体外预应力混凝土结构设计
STUDYOFSOMEPROBLEMSOFEXTERNAL-PRESTRESSEDCONCRETESTRUCTUREDESIGN
ZhengYimin(ArchitecturalDesign&ResearchofTongjiUniversity Shanghai 200092)
XiongXueyu GengYaoming(PrestressResearchInstituteofTongjiUniversity Shanghai 200092)
Abstract:Onthebasisofstudyingthemeritsanddemeritsandsomedesignproblemsofexternal-prestressed
concretestructure,somecorrelatedsuggestionsareproposedincludingthelimitationofthecontrolprestress,theline-shapeofaprestressingtendon,thecalculationsofthefrictionandanchoragelossesandthestressincrement,thedesignmethodofanormalsectionconsideringasecondarymoment,theselectionofananchoranddeviator,andsoon.Keywords:external-prestress prestressedconcretestructure external-prestressedconcretestructuredesign
第一作者:郑毅敏 男 1957年6月出生 高级工程师收稿日期:1999-12-28
体外预应力是后张预应力体系的重要分支之一。国际预应力协会(FIP)于1996年将体外预应力定义为预应力筋布置于混凝土截面之外的预应力。其力学原理与无粘结预应力是基本相同的,两者的区别主要在于体外预应力钢筋与结构一般不直接接触而是通过锚具和转向块作用于结构上,因此一般的布筋形式均为折线型或直线型。体外预应力的概念早在20世纪20年代末已逐步形成并应用于工程实践。早期的体外预应力主要应用于桥梁工程,但由于存在耐腐蚀性能、转向块等节点构造设计困难的缺陷,使其在工程中的应用受到限制。20世纪60年代末期以来,随着无粘结预应力技术的产生和发展,解决了体外预应力筋的防腐问题,也使设计理论得到进一步完善。本文将在分析体外预应力混凝土结构的基本特性及研究体外预应力设计中的部分关键问题后,针对体外预应力混凝土结构的设计提出了相关的建议。
1 体外预应力混凝土结构的优缺点体外预应力混凝土结构具有如下特点:(1)因截面中只有体外预应力筋,截面的尺寸相应减小,尤其是腹板,从而减小了恒载;(2)体外预应力筋套管的布置、调整容易,并简化了所有的后张法的操作,从而大大缩短了施工时间;(3)体外预应力筋布置在混凝土截面
24 IndustrialConstruction2000,Vol.30,No.5工业建筑 2000年第30卷第5期的外侧,在使用期间容易检查和更换;(4)体外预应力筋仅在锚固区和转向块处与结构相连,摩阻损失明显减小,提高了预应力的效益;(5)由于体外预应力筋设在聚乙烯管当中,故能最好地防锈并易于检查质量。然而,体外预应力混凝土结构亦有其自身的缺陷,这正是我们改善其结构性能的关键,主要的缺点有:(1)体外预应力筋易遭火灾,并因为承受着振动要限制其自由长度;(2)转向块和锚固区因承受着巨大的纵、横向力而特别笨重;(3)对于体外预应力筋,锚头失效则意味着预应力的丧失,所以锚头应严防被腐蚀;(4)极限状态下体外预应力筋的抗弯能力小于体内有粘结筋,在开裂荷载和极限荷载的作用下,应力不能仅按最不利截面来估算;(5)体外预应力结构在极限状态下可能因延性不足而产生没有预兆的失效。2 体外预应力混凝土结构设计的若干问题2.1 张拉控制应力的限制由于体外预应力筋在极限受力情况下的应力增量一般较普通无粘结预应力筋应力增量小,为充分发挥预应力筋的强度,因此张拉控制应力σcon不宜定得过低。但由于体外预应力是利用转向块改变预应力筋的方向和偏心距,在转向块与预应力筋的接触区域,由于横向挤压力的作用和预应力筋弯曲后产生的内应力,预应力筋将产生强度下降。对于这个问题,国外的一些规范对预应力筋弯折处曲率半径和转角做了一些限制。CEB-FIP标准要求弯折点转向不得小于15°,且曲率半径Rtond应满足:Rtond>aΥnN/n(1)式中 a———系数,对光滑接触面a=20;Υn———钢绞线或钢丝公称直径;N———同一束预应力钢绞线或钢丝的根数;n———传递径向分力的预应力筋钢绞线或钢丝的根数。如果不满足以上的条件,应按CEB-FIP标准要求试验确定预应力筋的强度。2.2 体外预应力筋的线型布置由于预加力可以认为是对混凝土构件施加的外荷载,因此,在实际工程中可以根据不同的使用荷载和结构内力,选用不同的布筋形式,使预加力对构件施加的作用力与外荷载方向相反,以平衡外荷载。一般对于受均布荷载或较均匀分布的集中荷载的梁,可采用二折点的布筋形式;对于受较大的集中荷载的梁,预应力筋宜在集中荷载位置折弯,采用单折点的布筋形式,以期在弯折点产生较大的反向作用力;另外,还可利用直线型布筋,利用偏心距在梁两端产生预加弯矩和轴力。预应力筋的锚固点宜位于梁端的顶面,二折点筋的折弯点宜位于距梁端1/4～1/3跨度的范围内,以期产生较大的反向弯矩和剪力,同时预应力筋的弯折角度也不至于太大。2.3 摩擦损失和锚固损失计算体外预应力结构的预应力损失的计算方法与无粘结预应力结构大体上一致,可以参照我国的《混凝土结构设计规范》(GBJ10-89)及《无粘结预应力混凝土结构技术规程》(JGJ/T92-93)中的规定进行计算,其中体外预应力筋一般布置为折线或直线,其锚固损失和摩擦损失可以进一步简化。(1)弯折点摩擦损失σl2的计算
体外预应力一般不存在孔道偏差,因此κ=0,弯折点摩擦损失:σl2=σcon(1-e-μθ)(2) 摩擦系数μ可按规范取用。由于弯折点的转向块受较大的局部压应力,局部变形较大,可能会增大摩擦系数。如有条件,最好采用实际测试结果作为设计依据。(2)锚固损失σl1的计算
不论是直线还是折线的预应力筋,其锚固损失均可以按照直线的情况来计算,即:
σl1=alEp(3)
2.4 体外预应力筋的应力增量25体外预应力混凝土结构设计若干问题的探讨———郑毅敏等体外预应力筋和混凝土梁之间力的传递是通过转向块和端部锚具进行的。由于预应力筋是无粘结的,体外预应力筋的应力增量比有粘结预应力结构要小。而要得到结构的准确的极限承载力,就有必要准确地知道体外预应力筋的极限应力,它可以用以下公式表达:σps=σpe+Δσps(4)式中 σpe———扣除各种预应力损失后体外预应力筋的有效预应力;Δσps———体外预应力筋在极限状态下的应力增量。由于体外预应力筋和混凝土的应变在任一截面上都不存在变形协调性,因此在计算体外预应力筋的极限应力时,必须把结构当成一个整体来考虑,而不能单独地考虑某个截面。无粘结预应力筋应力增量的计算,从理论上说应以结构达到极限破坏时,由预应力筋的协同变形来计算。但目前尚无简单的、通用的精确方法。而各国规范或标准均以经验公式计算,并存在一定的差异。可以按我国《无粘结预应力混凝土结构技术规程》(JGJ/T92-93)第4.1.11条给出的计算无粘结预应力筋的应力增量进行计算:σps=σpe+(500-770β0)1.2(5)σps=σpe+(250-380β0)1.2(6)式中 β0———综合配筋指标,β0=βp+βs=Apσpefcmbhp+Asfyfcmbhp≤0.45; σpe———扣除全部预应力损失后,无粘结预应力筋中的有效预应力。当跨高比L/h≤35,采用式(5);当跨高比L/h>35,采用式(6)。σps均不应小于无粘结预应力的有效预应力σpe,也不应大于无粘结预应力钢材的抗拉强度的设计值fpy。由于体外预应力筋仅仅在锚固及转向块处与结构有相同的变位,因此体外预应力筋应力增量小于内部无粘结预应力筋的应力增量。研究成果表明,体外预应力筋的极限应力增量一般为100MPa。2.5 预应力结构次内力的计算和正截面设计预应力结构受到超静定的约束时,必然会产生次内力,次内力是预应力结构内力的组成部分。对于预应力混凝土超静定结构,在弹性分析中,存在着次内力是一个无可非议的问题,但次弯矩在结构进入弹塑性工作状态存在与否仍然存在各种不同的观点。我国的《无粘结预应力混凝土结构技术规程》(JGJ/T92-93)则较多吸收和引用了预应力超静定结构有关特性的研究成果,在第4.1.12条规定了:“在进行抗裂验算及正截面承载力计算时,应考虑次弯矩对截面弯矩值的影响”。预应力作用下产生的次内力通常讨论较多的是次弯矩。预应力在超静定结构中产生的综合弯矩(Mr)是主弯矩(M1)与次弯矩(M2)之和,即:
Mr=M1+M2(7) 式中,主弯矩M1是由预应力筋对结构
重心轴偏心所引起的弯矩:M1=Np(x)yp(x)(8) 次弯矩M2是对结构施加预应力时(即
主弯矩作用下),结构的自由变形受到超静定结构体系的超静定约束所产生的弯矩;因为次弯矩是次反力产生的,因此任意2个相邻支座之间的次弯矩是呈线性变化的,即:M2=Ax+B(9) 国内外在进行预应力混凝土超静定结构受力性能的研究中,广泛关注次反力和次弯矩的计算。其计算方法常用的有等效荷载法和弯矩面积法以及固端弯矩法、约束次内力法、影响系数法。依据上述荷载组合建议公式,对于非抗震设计的正截面承载力计算,建议采用与《混凝土结构设计规范》统一的设计表达公式,即:
26工业建筑 2000年第30卷第5期
