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
STUDY OF SOME PR OBLEMS OF EXTERNAL -PRESTRESSED
C ONCRETE STRUC TURE DESIGN
Zheng Yimin
(Architectural Design &Research of Tongji Univers ity Shanghai 200092)
Xiong Xueyu Geng Yaoming
(Prestress R esearch Institute of Tongji Univers ity S hanghai 200092)
Abstract :On the basis of studying the merits and demerits and some design problems of external -prestressed
concrete structure ,s ome correlated suggestions are proposed including the l imitation of the control prestress ,the line -shape of a p restressing tendon ,the calculations of the friction and anchorage losses and the stress incremen t ,the design method of a normal section considering a secondary moment ,the s election of an anchor and deviator ,and so on .
Keywords :external -prestress prestressed concrete structure external -prestres sed concrete structure design
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。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 Industrial Co nstructio n 2000,Vol .
30,N o .5工业建筑 2000年第30卷第5期
(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
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。
CEB-FIP标准要求弯折点转向不得小于15°,且曲率半径R tond应满足:
R tond>aΥn N/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-)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=a
l
E p(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=A pσpe
f c m bh p
+
A s f y
f cm bh p
≤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f p y。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(M r)是主弯矩(M1)与次弯矩(M2)之和,即:
M r=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=N p(x)y p(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=A x+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γ0S≤R(10)式中 γ0———结构重要性系数,对预应力结
构建议取1.0～1.1;
S———荷载效应相组合的设计值;
R———结构抗力的设计值。
对于结构构件的截面抗震验算,建议采用与《建筑抗震设计规范》(GBJ11-)一致的设计表达式,即:
S≤R/γRE(11)式中 γRE———承载力抗震调整系数。
《无粘结预应力混凝土结构技术规程》(JGJ/T92-93)中列出的计算公式只适用于一般的配筋情况,对实际中经常可能遇到的预应力筋线型布置将不再全部适用,甚至造成计算偏差。为避免因采用该规程中的正截面承载力计算公式可能出现的计算误差,对于正负弯矩截面均建议采用外荷载作用下的弯矩设计值与次弯矩设计值相叠加的绝对值作为正截面的荷载效应组合的设计值,即:当构件按非抗震截面设计时,采用
γ0|M+λp M2|≤M u(12) 当构件按抗震截面设计时,采用
|M+γp M2|≤M u/γRE(13) 2.6 预应力锚具及连接器和转向块设计
(1)锚具及连接器
无粘结预应力锚具是结构的关键部件,必须具有规定的静力与动力强度(锚固强度)。锚具下混凝土的支承应力不得超过规范的限值。楔形锚的夹片设计应注意防止预应力钢筋被刻伤或轧伤,导致过早破坏。在腐蚀环境中,锚具与套管的连接部分以及在楔片空隙部分均应采用密封措施,以防止渗入水分。拟重复张拉与不拟重复张拉力筋的锚头可作不同的处理,但都不能暴露在腐蚀环境中。不拟重复张拉时,锚头可设在梁端预留的锚穴内,锚固以后用环氧砂浆封闭,不使水分渗入,也可以在锚具下留出一小段预应力钢筋作为粘结钢筋以增加锚固力。拟重复张拉时,锚头外部可罩以可以开启的密封罩,平时填充防腐油脂或腊,使锚头与空气及水分隔绝;重复张拉前,打开密封罩清除油脂或腊,装上张拉千斤顶,即可准备张拉。
连接器只能设在规定的位置,涂以防腐润滑油,密封在套管中,并能在其中作必要的移动。
(2)预应力筋转向设备
体外预应力筋转向时,转向设施为预应力筋提供坚固的转向支承,并以较小的摩擦力使之顺利转向传递预应力。安全有效的转向设施的重要性不亚于锚具。
对于箱型截面梁如能在横隔板或肋板处转向,则可以形成从转向管直到顶板或底板的抵抗力筋转向力的压力区,并可以利用横隔板或肋板与腹板及顶、底板的连接强度。如不能利用横向板或肋板转向,则要采用转向块。转向块的位置应设在底板或顶板与腹板交界的埂肋处或其附近。转向块是采用固定转向管并与梁体联成一体的凸块。力筋的垂直分力或水平分力有使转向块从梁体拉脱的倾向,故转向块钢筋应与梁体钢筋进行牢固的联系。转向块一般设两种钢筋,一种是围住单根转向力筋的环筋,另一种是沿着转向块周边围住块内所有力筋的闭口箍筋。这些环筋与箍筋应按照抵抗力筋转向时产生的拉力、剪力来设计,并与梁底板或顶板中的纵向钢筋相箍结。预埋在转向块中的转向弯管必须牢固定位,并与梁体钢筋牢固联系,一般以采用钢管为宜。
3 结论及建议
通过以上的分析,我们可以得到以下结论和设计建议:
(1)体外预应力结构受力与无粘结部分预应力混凝土结构相类似,它是无粘结部分预应力混凝土结构的一种特例,也可以采用等效荷载法和约束次内力法等进行分析和计算;
(2)对于超静定的体外预应力结构,在正常使用状态和极限承载力状态下都必须考虑 (下转第35页)
27
体外预应力混凝土结构设计若干问题的探讨———郑毅敏等
水平筋的相比,其承载力有较大的提高,破坏形态也有改变。斜向钢筋能够改善力的传递,充分发挥混凝土的作用,并对斜裂缝的发展有较显著的抑制作用。图4b 为不同配筋形式试件的荷载-挠度曲线
。
图4 荷载-挠度曲线
(4)剪跨比和跨高比的影响
试验表明,随剪跨比和跨高比的增大,试件的承载力逐渐下降。图5为剪跨比与抗剪
承载力的关系
。
图5 P -λ关系
3 结 论
通过对开洞短梁的试验分析,可得如下 结论:
(1)开洞短梁的破坏形态主要有洞口上下剪切破坏和弯剪联合型破坏2种,其中弯剪联合型又分为洞口上方剪坏而下方弯曲或弯压破坏及洞口下方剪坏而上方弯曲或弯压破坏2种。
(2)开洞短梁的破坏面具有剪压特性,这是因为剪跨比的增加,使截面剪应力增大,钢筋的作用充分发挥。
(3)混凝土强度、洞口大小、洞口位置、剪跨比及跨高比等是影响开洞短梁工作性能及抗剪承载力的主要因素。
(4)洞口配斜向钢筋是一种理想的洞口配筋形式,可以改善力流的传递,充分发挥混凝土的作用,显著地提高承载力,较好地抑制斜裂缝的发展。
参考文献
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Beam s w ith W eb Openings .M agazine of Concrete Re -search ,1977,29(99):81～91
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见:混凝土结构研究报告集3.北京:中国建筑工业出版社,1994.59～71
5 殷芝霖,李玉温.预应力混凝土和钢筋混凝土开孔梁的
受力性能及其设计方法.工业建筑,1988(8):2～10
(上接第27页)
次内力的作用;
(3)体外预应力结构宜采用与普通钢筋配筋相结合,以便使结构能有较好的延性;(4)当有可靠的工程经验时,对按二级裂缝控制的体外预应力混凝土结构,其抗裂设计要求可适当放宽;
(5)在跨中控制截面处增加转向块的数量,这种转向块虽然不起转向的作用,但可以使体外力筋与结构更好地结合起来。
参考文献
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2 华毅杰,熊学玉,黄鼎业.体外预应力结构加固设计方法
的探讨.见:世纪之交的预应力新技术.专利文献出版社,1998(11)3 熊学玉,黄鼎业,颜德.预应力混凝土结构荷载效应组
合及正截面承载力设计计算的建议.工业建筑,1998
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4 熊学玉.有效预应力作用下超静定结构的次弯矩计算.
建筑结构学报,1994(6)
35
钢筋混凝土简支开洞短梁的试验研究———刘晓春等下载本文
