黃義濤 王永光 張 建 吳衛(wèi)國(guó) 孔祥韶

(武漢理工大學(xué)交通學(xué)院 武漢 430063)

有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁裂后抗彎剛度評(píng)估*

黃義濤 王永光 張 建 吳衛(wèi)國(guó) 孔祥韶

(武漢理工大學(xué)交通學(xué)院 武漢 430063)

為了有效評(píng)估有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁開(kāi)裂后的抗彎剛度，開(kāi)展了模型梁短期剛度試驗(yàn)研究，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析和總結(jié)了有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁開(kāi)裂后剛度退化規(guī)律.基于梁體裂縫縱向分布特性，采用變剛度梁模型簡(jiǎn)化方法計(jì)算了梁體抗彎剛度，并通過(guò)與現(xiàn)行規(guī)范的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，確定了變剛度梁模型計(jì)算方法的適用范圍.結(jié)果表明，采用變剛度梁模型計(jì)算開(kāi)裂后梁體的抗彎剛度，可為正確評(píng)估正常使用狀況下在役預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋的剩余承載能力提供參考依據(jù).

有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁；抗彎剛度；變剛度梁模型

0 引 言

近幾十年來(lái)，預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)普遍應(yīng)用于我國(guó)的公路建設(shè)中.其中全預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件在設(shè)計(jì)使用荷載作用下截面混凝土不出現(xiàn)拉應(yīng)力,也就不會(huì)產(chǎn)生裂縫，然而由于車(chē)輛超載、鋼筋腐蝕，以及混凝土老化等多種不利因素的影響，在役全預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁在使用階段產(chǎn)生了受力裂縫和過(guò)度下?lián)系炔『?，梁體受力裂縫的出現(xiàn)會(huì)造成梁體剛度的下降，造成結(jié)構(gòu)的撓度增大，而結(jié)構(gòu)撓度的增大又會(huì)進(jìn)一步導(dǎo)致梁體的彎曲開(kāi)裂，兩者相互作用，最終影響結(jié)構(gòu)正常使用性能[1].

預(yù)應(yīng)力混凝土梁撓度與其剛度有著重要的關(guān)系，撓度的研究歸根結(jié)底就是剛度的研究，預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)開(kāi)裂后，開(kāi)裂截面處底緣混凝土不再承力使得結(jié)構(gòu)混凝土的有效受力面積減少，降低了梁的承載能力，影響了橋梁的正常使用壽命，嚴(yán)重的甚至造成了橋梁垮塌[2].

預(yù)應(yīng)力混凝土梁開(kāi)裂前處于彈性受力狀態(tài)，可根據(jù)截面等效慣性矩來(lái)計(jì)算構(gòu)件的抗彎剛度.梁體開(kāi)裂后，通?；诹豪碚搶?duì)開(kāi)裂后梁的抗彎剛度折減進(jìn)行分析.目前對(duì)開(kāi)裂后預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件剛度的理論計(jì)算方法，主要有直接雙線性法、有效慣性矩法、曲率積分法和等效拉應(yīng)力法[3].Du等[4]提出將無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的截面積等效為非預(yù)應(yīng)力筋截面積，確定無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁開(kāi)裂截面處的有效慣性矩.易偉建等[5]對(duì)無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁各損傷工況下動(dòng)力剛度與梁實(shí)測(cè)靜力剛度進(jìn)行研究，揭示了梁體動(dòng)靜剛度隨荷載的變化規(guī)律，通過(guò)剛度識(shí)別進(jìn)行預(yù)應(yīng)力梁的損傷識(shí)別.徐向峰等[6]基于剛度損傷分布規(guī)律對(duì)開(kāi)裂箱梁的縱向剛度損傷分布進(jìn)行研究，提出了箱梁裂后剛度損傷計(jì)算方法.王凌波等[7]以裂縫統(tǒng)計(jì)特征參數(shù)為基礎(chǔ)，建立開(kāi)裂后結(jié)構(gòu)的計(jì)算方法，得到裂縫區(qū)域的階梯型折減剛度模型，提出承載能力折減系數(shù)計(jì)算方法以體現(xiàn)開(kāi)裂后結(jié)構(gòu)剛度的變化.胡志堅(jiān)等[8]通過(guò)對(duì)1∶5縮尺模型試驗(yàn)梁的開(kāi)裂試驗(yàn)研究，將抗彎剛度試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，提出了抗彎剛度修正公式.

由于預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的開(kāi)裂是在多種因素耦合作用下產(chǎn)生的，因此，目前還無(wú)法準(zhǔn)確評(píng)估預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)開(kāi)裂后的剛度損傷.全預(yù)應(yīng)力混凝土開(kāi)裂后，梁體分為開(kāi)裂截面和不開(kāi)裂截面，考慮到未開(kāi)裂截面對(duì)梁體抗彎剛度的有利影響，很難建立一個(gè)能精確計(jì)算裂后抗彎剛度的理論公式.為了了解預(yù)應(yīng)力混凝土梁開(kāi)裂后的剛度退化規(guī)律，本文開(kāi)展了預(yù)應(yīng)力混凝土模型試驗(yàn)梁的靜力加載試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析了試驗(yàn)?zāi)Ｐ土洪_(kāi)裂后的抗彎剛度退化規(guī)律，基于裂縫特性對(duì)開(kāi)裂后梁的剛度損傷分布進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析，建立了預(yù)應(yīng)力混凝土梁開(kāi)裂后的變剛度梁模型，并采用變剛度梁模型的簡(jiǎn)化方法對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土模型梁抗彎剛度進(jìn)行了分析，并將試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)行規(guī)范的剛度計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，探討了本文分析方法應(yīng)用于實(shí)際在役預(yù)應(yīng)力梁橋的適用性.

1 有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土模型梁靜載試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)概況

根據(jù)我國(guó)公路橋梁中標(biāo)準(zhǔn)跨徑為30 m的預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支T梁按1∶5的縮尺比例設(shè)計(jì)了兩片6 m長(zhǎng)有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土模型梁，計(jì)算跨徑為5.76 m，梁截面高為0.34 m，梁體采用C50混凝土澆筑而成，受壓區(qū)普通鋼筋和受拉區(qū)普通鋼筋分別采用HPB235和HRB335級(jí)鋼筋.根據(jù)原型梁和模型梁有效預(yù)應(yīng)力相同原則，通過(guò)原型梁的鋼絞線布置和面積按1∶25的相似關(guān)系，采用直線段和斜直線的結(jié)合方式在模型T梁下緣布置兩股Φs15.2mm預(yù)應(yīng)力鋼絞線，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fpk=1 860 MPa，根據(jù)模型梁與原型梁下翼緣拉應(yīng)力相同，由原型梁下翼緣拉應(yīng)力計(jì)算確定模型梁鋼絞線的張拉控制應(yīng)力σcon=1 270 MPa，模型梁設(shè)計(jì)構(gòu)造見(jiàn)圖1.

圖1 模型梁設(shè)計(jì)構(gòu)造示意圖(單位:mm)

在模型梁靠近兩端支座、L/4、L/2和3L/4關(guān)鍵截面處布置位移計(jì)進(jìn)行撓度測(cè)量，模型梁撓度測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖2.為了控制加載值以較為準(zhǔn)確地得到模型梁開(kāi)裂荷載，采用液壓加載裝置對(duì)模型梁進(jìn)行加載.試驗(yàn)梁加載前，從模型梁跨中向梁兩端1 700 mm范圍內(nèi)繪制50 mm×50 mm單元網(wǎng)格，用以描繪和記錄裂縫形態(tài)及發(fā)展趨勢(shì).試驗(yàn)過(guò)程中記錄各荷載等級(jí)下產(chǎn)生的裂縫縫高和縫寬并對(duì)裂縫進(jìn)行編號(hào).

圖2 模型梁立面撓度測(cè)點(diǎn)布置(單位:mm)

考慮到梁上分配梁、壓力傳感器以及液壓千斤頂?shù)闹亓浚辛后w加載從8.8 kN開(kāi)始，計(jì)此時(shí)梁的應(yīng)變、撓度為0，第一級(jí)加載至20 kN，此后按每級(jí)10 kN的荷載增量分級(jí)加載.兩片梁都采用重復(fù)加載方式，加載至目標(biāo)荷載值后測(cè)得相應(yīng)的應(yīng)變、裂縫及撓度數(shù)據(jù)，卸載至0再重復(fù)加載至本級(jí)荷載，對(duì)每級(jí)目標(biāo)荷載重復(fù)加載5次，再加載至下一級(jí)控制荷載，直至梁體破壞.根據(jù)試驗(yàn)規(guī)程，當(dāng)試驗(yàn)過(guò)程中受壓區(qū)混凝土壓壞，模型梁達(dá)到了承載能力.模型梁主要試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1.

表1 模型梁主要試驗(yàn)結(jié)果

1.2 靜載試驗(yàn)結(jié)果分析

圖3 模型梁跨中撓度-荷載曲線

模型梁跨中荷載-撓度曲線見(jiàn)圖3，梁1和梁2破壞形態(tài)基本滿(mǎn)足三階段線性變化規(guī)律.采用重復(fù)加載方式的兩片模型試驗(yàn)梁，其承載能力極限值梁2大于梁1，原因在于梁1兩股鋼絞線其中一股采用智能鋼絞線，智能鋼絞線的彈性模量比普通鋼絞線低，造成梁的極限承載能力要小.另外，比較圖3荷載-撓度曲線可知，在開(kāi)裂前，模型梁處于彈性變形階段，隨著荷載增加，撓度呈線性比例增長(zhǎng)，梁的全截面參與受力，梁體的抗彎剛度基本保持穩(wěn)定；當(dāng)加載值超過(guò)開(kāi)裂荷載后，由于混凝土裂縫的出現(xiàn)，受拉區(qū)混凝土退出工作，梁的有效受力面積減少，梁的抗彎剛度發(fā)生變化，開(kāi)始減小，此時(shí)荷載-撓度曲線出現(xiàn)第一個(gè)拐點(diǎn)，直線斜率減小，相同荷載增量下?lián)隙仍鲩L(zhǎng)為線彈性階段下的3～4倍；當(dāng)加載至普通受拉鋼筋屈服后，梁體的撓度隨著荷載的增加迅速增大，呈現(xiàn)非線性塑性增長(zhǎng)的趨勢(shì)，斜率不斷減小，減至線彈性階段的4%～8%，表明抗彎剛度不斷減小，梁體內(nèi)部結(jié)構(gòu)嚴(yán)重?fù)p傷，試驗(yàn)梁抗彎剛度已嚴(yán)重不足.

梁2在特征荷載下五次循環(huán)加載的撓度-荷載曲線見(jiàn)圖4，說(shuō)明在短期荷載作用下采用重復(fù)加載方式對(duì)梁的抗彎剛度的影響可忽略不計(jì).

圖4 梁2特征荷載下五次循環(huán)加載的撓度-荷載曲線

梁2在重復(fù)加載條件下，考慮每級(jí)荷載作用下殘余撓度的跨中撓度-荷載曲線見(jiàn)圖5，隨著荷載等級(jí)的提高，跨中撓度-荷載曲線的斜率不斷減小，表明梁體的抗彎剛度不斷減小.梁體開(kāi)裂后，在重復(fù)加載下，每次卸載后，梁體都產(chǎn)生了殘余變形，表明梁體內(nèi)部發(fā)生一定的損傷.當(dāng)外荷載小于屈服荷載(120 kN)時(shí)，卸載后殘余撓度很小，撓度基本能恢復(fù)至初始狀態(tài)；加載至屈服荷載后，梁的殘余撓度急劇增大，殘余撓度平均增長(zhǎng)速率約為達(dá)到屈服荷載階段前的7倍，此時(shí)梁內(nèi)部嚴(yán)重?fù)p傷，整個(gè)梁的變形處于嚴(yán)重非線性破壞階段.

圖5 考慮殘余撓度的梁2跨中撓度-荷載曲線

在試驗(yàn)加載的過(guò)程中采用分級(jí)加載方式直至梁破壞，得到試驗(yàn)梁不同損傷階段的響應(yīng)和破壞情況，圖6給出了梁2在以下三個(gè)階段荷載作用下的裂縫分布圖.

觀察在開(kāi)裂荷載、屈服荷載和極限荷載下的裂縫擴(kuò)展情況，可以看出梁體開(kāi)裂至普通鋼筋屈服階段，裂縫發(fā)育速度明顯加快，沿著梁體縱向逐個(gè)出現(xiàn)，主要分布在梁體純彎段區(qū)域內(nèi)，同時(shí)裂縫間距逐步減小，沿著梁截面迅速延伸，梁體損傷累積急劇增大.普通鋼筋屈服后，梁體裂縫發(fā)育基本完全.損傷累積到一定程度時(shí)，裂縫在荷載作用下沿著梁截面緩慢延伸，開(kāi)始貫通發(fā)展直至最終數(shù)條裂縫在梁加載點(diǎn)附近交匯形成集中的破壞區(qū)域，梁體上翼緣混凝土剝落，梁最終失效破壞.

圖6 梁2在各階段荷載作用下的裂縫擴(kuò)展(單位:mm)

2 基于裂縫特性的有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁變剛度分析模型

2.1 基于變剛度梁模型的裂后抗彎剛度計(jì)算

模型梁開(kāi)裂前，梁的全截面參與工作，此時(shí)梁在兩點(diǎn)對(duì)稱(chēng)加載下跨中撓度公式為

(1)

式中：ω為跨中撓度；L為簡(jiǎn)支梁計(jì)算跨徑；a為加載點(diǎn)至支座的距離.根據(jù)實(shí)測(cè)跨中撓度和荷載值可以求得梁開(kāi)裂前的等效抗彎剛度.

模型梁開(kāi)裂后，針對(duì)有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁三分點(diǎn)加載的特點(diǎn)，裂縫沿著梁體縱向分布情況并不相同，梁2加載點(diǎn)之間是純彎段，損傷嚴(yán)重并且裂縫發(fā)展明顯，加載點(diǎn)至支座間裂縫發(fā)展相對(duì)緩慢.基于裂縫分布的特征，考慮到主要受力裂縫處于跨中純彎段，裂縫平均寬度與高度都較剪彎段裂縫大，而且純彎段受彎裂縫的寬度對(duì)結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和變形影響較大，造成結(jié)構(gòu)抗彎剛度明顯減小，變形增大，壓區(qū)應(yīng)力增加；加載點(diǎn)至支座間裂縫發(fā)展相對(duì)較弱，剪彎段斜裂縫數(shù)量對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形有一定影響,但影響程度明顯小于純彎段受彎裂縫，斜裂縫高度對(duì)結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和變形影響均較小.因此提出變剛度梁分析模型，見(jiàn)圖7.假定B0和Bmin之間剛度按直線變化，計(jì)算變剛度梁的變形.

B0-未開(kāi)裂截面預(yù)應(yīng)力混凝土梁的剛度；Bmin-損傷區(qū)域最小等效抗彎剛度；β-等效抗彎剛度折減系數(shù)，β=.圖7 變剛度梁模型

對(duì)于變剛度梁：

(2)

圖8 折算彎矩圖M*(x)

由共軛梁法計(jì)算模型梁的跨中撓度可得

(3)

式中：B0，β同上.

根據(jù)兩點(diǎn)對(duì)稱(chēng)加載變剛度梁跨中撓度計(jì)算公式，撓度與剛度成反比，撓度的變化可反映模型梁等效剛度的變化規(guī)律.由實(shí)測(cè)跨中撓度值、荷載值及裂縫區(qū)域(x,L-x)代入上式中，即可求得損傷區(qū)域等效抗彎剛度折減系數(shù)β，從而根據(jù)Bmin=βB0求得損傷后的截面的等效抗彎剛度，通過(guò)β可識(shí)別梁的損傷程度.圖9為兩片模型梁開(kāi)裂后各損傷工況下等效抗彎剛度折減系數(shù)變化曲線.

圖9 模型梁變剛度分析模型下等效抗彎剛度折減系數(shù)變化曲線

2.2 規(guī)范計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

圖10 模型梁變剛度模型下實(shí)測(cè)等效抗彎剛度與規(guī)范計(jì)算值對(duì)比

式(3)計(jì)算得到的實(shí)測(cè)等效抗彎剛度，與文獻(xiàn)[9-10]計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析見(jiàn)圖10.根據(jù)兩片模型梁荷載-抗彎剛度的變化曲線，可以發(fā)現(xiàn)對(duì)于使用荷載作用下的梁體未開(kāi)裂階段，兩片梁的抗彎剛度變化不大，梁體基本沒(méi)有產(chǎn)生損傷，由規(guī)范計(jì)算得到的抗彎剛度與試驗(yàn)得到的等效抗彎剛度相比，其試驗(yàn)抗彎剛度實(shí)測(cè)值均高于規(guī)范計(jì)算得出的理論值，開(kāi)裂前的最小等效抗彎剛度實(shí)測(cè)值約33.71×103kN·m2，相比于規(guī)范值25.35×103kN·m2約有1.3倍的安全儲(chǔ)備，試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范計(jì)算結(jié)果較為吻合.開(kāi)裂后梁體抗彎剛度急劇下降，與規(guī)范值下降趨勢(shì)基本相符，但下降幅度大于規(guī)范，約為規(guī)范下降速率的1.9倍.加載至普通鋼筋逐漸屈服時(shí)，梁體裂縫基本發(fā)育完全，對(duì)應(yīng)的抗彎剛度衰減速率減緩，而此時(shí)梁體實(shí)測(cè)抗彎剛度6.64×103kN·m2已經(jīng)低于規(guī)范計(jì)算值9.41×103kN·m2，為規(guī)范計(jì)算值的70%，這是因?yàn)樽儎偠攘耗Ｐ涂缰袚隙扔?jì)算公式是基于平截面假定及小變形條件推導(dǎo)得出，梁體開(kāi)裂前能滿(mǎn)足此要求，梁體開(kāi)裂后，加載至普通鋼筋屈服前，處于彈性開(kāi)裂階段，仍然能滿(mǎn)足此基本假定，普通鋼筋屈服后撓度激增，已不能滿(mǎn)足計(jì)算公式依據(jù)的各項(xiàng)假設(shè)，因此變剛度梁模型計(jì)算方法適用于梁體達(dá)到屈服荷載之前實(shí)測(cè)抗彎剛度的計(jì)算.而在正常使用狀態(tài)下，絕大部分實(shí)際在役預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋處于彈性開(kāi)裂階段，因此采用變剛度梁模型計(jì)算梁體抗彎剛度可為評(píng)估實(shí)際服役梁橋的安全性提供參考依據(jù).

3 結(jié) 論

1) 采用重復(fù)加載方式對(duì)梁體加載，預(yù)應(yīng)力混凝土梁體的抗彎剛度基本保持不變.說(shuō)明短期荷載作用下采用重復(fù)加載方式對(duì)梁體抗彎剛度影響不明顯.

2) 在使用荷載作用下的未開(kāi)裂階段，由規(guī)范計(jì)算得到的抗彎剛度與試驗(yàn)得到的等效抗彎剛度相比，偏安全.然而梁體一旦開(kāi)裂，其抗彎剛度急劇下降，隨著普通鋼筋逐步進(jìn)入屈服階段，梁體逐步趨于破壞，梁體抗彎剛度衰減速度逐漸減慢，這是因?yàn)榱后w的抗彎剛度主要是由混凝土貢獻(xiàn)，普通鋼筋屈服后梁體混凝土裂縫分布以及裂縫延伸基本趨于穩(wěn)定.

3) 由于在試驗(yàn)的不同階段剛度不斷變化，而且開(kāi)裂截面和非開(kāi)裂截面處的剛度也不同，基于裂縫特性的變剛度梁模型計(jì)算的等效抗彎剛度理論上與實(shí)際情況更加相符.在正常使用狀態(tài)下，絕大部分實(shí)際在役預(yù)應(yīng)力梁橋能滿(mǎn)足開(kāi)裂彈性的要求，因此采用變剛度梁模型計(jì)算得到的抗彎剛度能較好的評(píng)估預(yù)應(yīng)力混凝土梁的剩余承載能力.

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Estimation of Flexural Stiffness of Cracked Bonded Pre-stressed Concrete Beam

HUANGYitaoWANGYongguangZHANGJianWUWeiguoKONGXiangshao

(SchoolofTransportation,WuhanUniversityofTechnology,Wuhan430063,China)

In order to evaluate flexural stiffness of the cracked bonded pre-stressed concrete beam effectively, experimental study on short-term stiffness of model beam is carried out. According to test results, the stiffness degradation law of cracked bonded pre-stressed concrete beams is analyzed and summarized. Based on longitudinal distribution characteristics of cracks, a simplified stiffness calculation model of variable stiffness is adopted to calculate flexural stiffness of beams. Comparing the calculation results with the current specification, the application scope of the variable stiffness beam model is determined. The results show that the simplified variable stiffness calculation method provides a reference for correctly evaluating the residual bearing capacity of the pre-stressed concrete beam bridge under normal service condition.

bonded pre-stressed concrete beam; flexural stiffness; variable stiffness beam model

U448.35

10.3963/j.issn.2095-3844.2017.05.035

2017-08-14

黃義濤(1992—)：男，碩士生，主要研究領(lǐng)域?yàn)榛炷两Y(jié)構(gòu)基本理論與研究

*國(guó)家自然科學(xué)基金青年基金項(xiàng)目資助(11502180)