趙少偉，鄧 瑜，郭 蓉

（1．河北工業(yè)大學 土木工程學院，天津 300132；2.河北科技大學 建筑工程學院，河北 石家莊 050018）

由于體外預應力具有施工工序簡單，加固效果顯著的特點，其研究在國內外都得到了廣泛的重視，并取得了重要的進展．許多國家如德國、法國、英國、美國、日本等國家，圍繞體外預應力技術開展了大量的試驗研究工作，使體外預應力技術的理論研究、施工和設計都達到了較高的水平．僅在法國，近二十年來，就己先后建成了40余座體外預應力混凝土橋梁[1-2]．在國內，中國建筑科學研究院陳瑜、關建光等利用雙向張拉連續(xù)多跨折線型體外預應力加固技術加固浙江開氏實業(yè)有限公司的無梭織造車間的主梁，采用該技術加固的車間使用狀態(tài)良好[3]．

縱觀國內外在體外預應力混凝土結構方面的研究，可以發(fā)現(xiàn)絕大多數(shù)的研究集中在簡支梁方面，而對于超靜定結構的研究很少，試驗資料及理論的欠缺使體外預應力在超靜定結構的加固應用中受到限制．本文通過對3根鋼筋混凝土超靜定梁試驗研究，對比分析了施加體外預應力對梁受彎性能改變，其試驗結論對于運用體外預應力加固超靜定梁的設計應用提供了參考．

1 試驗設計

1.1 構件總體設計

試驗共設計了3根超靜定梁，構件模型如圖1，梁固端支座尺寸為××=800×300×800mm．構件設計情況見表1．表1中JGL-1、JGL-2采用j15.24的1860級高強低松弛預應力鋼絞線作為體外預應力筋．

表1 構件設計Tab.1 Component design

1.2 細部構造

體外預應力加固混凝土梁與體內預應力混凝土梁構造有所不同，對體外預應力筋的錨固及轉向塊處有特殊的要求：

1）錨固端的構造

對于加固梁，在預應力筋錨固處有較大的張拉力集中作用，為了防止錨固端的混凝土因局部應力過大而開裂，在支座里預埋四片鋼筋網(wǎng)片，見圖2，以提高局部承載能力．在每個支座相應位置處綁扎兩根直徑為20mm的鋼套管，以便預應力筋從中穿過，并在穿筋前往套管中涂入黃油以利于潤滑．

2）轉向塊及加載點處的構造

由于體外預應力筋為折線型，在轉向塊處對混凝土梁有向上的集中荷載，為了防止混凝土局部壓碎在此處設置了尺寸200×150×10mm的鋼墊板，并將轉向塊與預應力筋的接觸面設計成圓弧形（如圖2），以避免對鋼絞線造成損傷．

圖1 構件模型Fig.1 Models pecimen

圖2 細部構造Fig.2 Specimen's details

1.3 試驗方案

試件均采用液壓千斤頂加載，通過分配梁作用形成二集中力同步加載．試驗觀測方案及測點布置如圖3所示．

圖3 儀表布置及加載裝置Fig.3 Apparatus and loading equipment

2 試驗結果分析

2.1 承載力、撓度分析

3根梁極限承載力見表2．采用體外預應力加固后的兩根梁承載能力有大幅度提高，卸載后加固的梁JGL-2與不卸載加固的梁JGL-1相比極限承載力提高比例相差13.6%，原因是卸載后加固梁JGL-2內普通鋼筋的作用得到了充分發(fā)揮．

3根梁的荷載—撓度曲線見圖4，從圖中可以看出，體外預應力加固后，JGL-1、JGL-2在同樣荷載作用下，其撓度均小于DBL的撓度，可見，體外預應力加固可有效減小梁在荷載作用下的變形，提高了梁體的剛度．卸載后加固對構件加固后二次受力時的撓度有較大的影響，JGL-2從加固后到受拉鋼筋屈服前，在相同荷載作用下，其撓度一直小于JGL-1，這主要是因為JGL-2卸荷后進行加固，體外預應力筋在其剛開始受力時就對裂縫開展、撓度變形發(fā)揮作用，而對于持荷加固的JGL-1，體外預應力筋的作用發(fā)揮較晚，因而對使用階段受力性能的改善程度低于卸載后加固梁JGL-2．

2.2 開裂荷載、裂縫分析

張拉體外預應力筋后，原有裂縫閉合，再次施加荷載，觀察梁體跨中、端部裂縫出現(xiàn)情況．試驗測得各梁的開裂荷載如表3所示．

由試驗梁裂縫開展情況的觀測結果可以看出，體外預應力加固后，各截面的開裂荷載均大于未加固梁，說明體外預應力能提高構件的開裂荷載．體外預應力對梁裂縫的開展有明顯抑制作用，它可以推遲裂縫的出現(xiàn)，使裂縫發(fā)展緩慢，裂縫間距變小；JGL-1加載至33.2 kN時裂縫寬度達到0.6 mm，而JGL-2在相同荷載作用下裂縫寬度為0.4mm，JGL-1破壞時裂縫寬度已經(jīng)超過1.85mm，JGL-2的裂縫寬度為1.6 mm，說明采用體外預應力加固構件前對構件進行卸載比未卸載構件能更好地推遲裂縫的出現(xiàn)，并減小裂縫的寬度．

表2 試件極限承載力Tab.2 Specimens' peak load

表3 截面開裂荷載Tab.3 Section cracked loading

2.3 應變分析

2.3.1 跨中與梁端的鋼筋應變

從圖5、圖6、圖7的荷載-鋼筋應變曲線中可以看出，3根試驗梁在混凝土開裂前均呈線性關系，試驗梁 JGL-1在梁端鋼筋達到屈服時進行加固，JGL-2當梁端鋼筋達到屈服將豎向荷載卸為零后進行加固，從圖6、圖7的曲線中能看出，施加體外預應力使兩根梁的鋼筋應變均有較大程度的回縮．預應力的施加相當于對試驗梁進行了卸荷，抵消了JGL-1的部分荷載，對JGL-2相當于施加了反向的彎矩，JGL-2鋼筋的應變由正值變成負值．

從圖中看出，梁加固完成初期，梁端鋼筋的應變的回縮量大于跨中鋼筋，這是因為試驗梁在加固前梁端彎矩較大，預應力加固產(chǎn)生的內力方向與原受力方向相反．隨著使用荷載的增加，由于梁端受到的彎矩大于跨中，梁端鋼筋屈服，然后跨中鋼筋屈服直至試驗梁破壞．

2.3.2 荷載—鋼筋、鋼絞線應變

圖8、圖9為跨中截面荷載—鋼筋、鋼絞線應變曲線，從圖中可看出，在體外預應力張拉期間，豎向荷載保持不變，預應力筋應力一直在增長直至張拉完畢，JGL-1、JGL-2均張拉至150kN，JGL-1、JGL-2的鋼絞線應變分別增長至4 371、4 224．

預應力筋張拉完畢后進行豎向加載，應變儀的數(shù)據(jù)顯示，JGL-1、JGL-2預應力筋的應變一直沒有增加反而有所減小，這是因為試驗梁在體外預應力加固后立即進行豎向荷載試驗，預應力筋存在一定的預應力損失．繼續(xù)加載，待預應力損失完畢，預應力筋應變開始增加，在豎向荷載加載初期，預應力筋增量較小，呈線性增長，原裂縫重新開裂以后，曲線斜率變小，應力增量幅度有所增加，當荷載加至鋼筋屈服時，對應的預應力筋的荷載—應變曲線有明顯的轉折點，鋼筋所承擔的應力增加很少，外荷載引起的截面拉力增加主要由體外預應力筋來承擔，預應力筋的應變迅速增加，曲線的斜率明顯變小．臨近破壞時，應變達到最大值，此時JGL-1、JGL-2的鋼絞線應變分別為4 974、5 910．

對于JGL-1、JGL-2，在未加固前，原鋼筋混凝土梁都存在著一定的初始撓度和損傷，鋼筋和混凝土已經(jīng)存在著初始的應變，在采用預應力鋼絞線加固后，雖然在一定程度上減少了構件撓度和鋼筋的應變，對于構件撓度和鋼筋應變的減小程度JGL-2是大于JGL-1的，從鋼絞線的應變來看，JGL-2的鋼絞線是先于JGL-1發(fā)揮作用的．

圖4 梁跨中荷載-撓度曲線Fig.4 Mid-span load-deflection curves

圖5 DBL鋼筋荷載—應變曲線Fig.5 DBL's steel bar load-strain curves

圖6 JGL-1鋼筋荷載—應變曲線Fig.6 JGL-1's steel bar Load-strain curves

圖7 JGL-2鋼筋荷載—應力曲線Fig.7 JGL-2's steel bar load-strain curves

與圖4的荷載—撓度相比較可看出，體外預應力筋的應變增量與梁體的變形有直接的關系，梁的撓度增加越快，體外預應力筋的增量也就越快．原梁鋼筋屈服后，鋼絞線的作用進一步發(fā)揮，預應力筋在加固后構件中承擔著重要的作用．

從表4可知，達到極限承載力時，預應力筋的應力比有效應力分別增加了45.2%、49.6%，這是體外預應力加固混凝土極限承載力能夠大幅度提高的原因，加固前構件是否卸載對預應力筋的應力增量的影響不是很大．

表4 體外預應力筋試驗結果Tab.4 External prestressed tendon test results

圖8 JGL-1鋼筋、鋼絞線應變曲線Fig.8 JGL-1 steel bar and Strand stress curves

圖9 JGL-2鋼筋、鋼絞線應變曲線Fig.9 JGL-2 steel bar and Strand stress curves

3 結論

1）體外預應力加固梁可以顯著減小梁的跨中撓度并提高構件的開裂荷載，減小裂縫寬度，比普通梁極限承載力提高了近兩倍，受彎承載力極限狀態(tài)時，非預應筋已經(jīng)屈服，此時預應力筋應力僅達到其強度的一半，且加固梁有較好的變形能力；

2）JGL-1、JGL-2均是先在一梁端出現(xiàn)塑性鉸，隨后另一梁端也出鉸，然后由梁端向跨中調幅，最后破壞是由于跨中截面達到極限強度而破壞，發(fā)生了完全的塑性內力重分布；

3）采用體外預應力加固構件前是否卸荷對構件加固后的二次受力性能有較大的影響，進行卸載的構件比未卸載的構件加固后的二次受力性能改善的更好；

4）由于試驗條件所限不能同時張拉試件中的兩根預應力筋，試驗中采取先張拉一根力筋并錨固后，再張拉另一根的方式，這種方式會引起部分的預應力損失，同時可能由于張拉時存在的扭矩，可能對試驗結果有一定的影響，但這種影響對本文所從事的研究影響不大．

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