配置豎向預(yù)應(yīng)力筋混凝土箱梁抗剪性能試驗＊

鄭 輝，方 志?，曹敏輝

（1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082； 2.廣東省建筑設(shè)計研究院，廣東 廣州 510010）

箱梁以其良好的空間受力性能成為現(xiàn)代橋梁最具競爭力的橋型之一 .然而，在大跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁不斷發(fā)展的同時，越來越多的問題不斷暴露[1]，其中最嚴(yán)重的問題之一是混凝土箱梁橋腹板開裂，若施加豎向預(yù)應(yīng)力則可有效防治混凝土箱梁腹板開裂.

國內(nèi)外學(xué)者對配置豎向預(yù)應(yīng)力筋混凝土梁的抗剪性能研究較少.Aboutaha等[2]討論了體外豎向預(yù)應(yīng)力在橋梁加固中的應(yīng)用，根據(jù)試驗及有限元分析結(jié)果認(rèn)為，豎向預(yù)應(yīng)力可以提高梁的抗裂荷載和承載能力.吳波等[3]進行了4根加配橫向預(yù)應(yīng)力筋（即豎向預(yù)應(yīng)力筋）的鋼筋混凝土矩形截面梁和1根普通鋼筋混凝土矩形截面梁的對比試驗，結(jié)果表明橫向預(yù)應(yīng)力可明顯提高鋼筋混凝土梁式轉(zhuǎn)化層抗剪性能.鐘新谷等[4]以2座預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁橋為工程背景，研究了預(yù)應(yīng)力孔道灌漿不密實對腹板應(yīng)力分布的影響，結(jié)果表明在不灌漿情況下梁開裂荷載提前.

基于此，本文通過對2組配置豎向預(yù)應(yīng)力筋的箱梁進行抗剪試驗，對比分析不同參數(shù)下試驗梁的破壞形態(tài)、裂縫行為、荷載－撓度關(guān)系、以及豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力等的發(fā)展規(guī)律，研究豎向預(yù)應(yīng)力筋張拉與不張拉，預(yù)應(yīng)力筋孔道灌漿與不灌漿對箱梁抗剪性能的影響.

1 試驗簡介

1.1 試驗梁制作

試驗梁主要幾何尺寸及配筋如圖1所示.梁長4.3m，計算跨徑4.0m，截面高度0.5m，有效高度0.46m，頂板寬度2.2m，底板寬度1.2m，頂板厚度0.07m，底板厚度0.08m，每側(cè)腹板厚度0.1m.為增加試驗梁的抗扭轉(zhuǎn)能力并防止支座位置出現(xiàn)局部壓碎，在支座位置設(shè)置厚度為0.1m橫隔板.關(guān)于試驗梁詳細(xì)設(shè)計參數(shù)可參考文獻[5].試驗梁B1選取預(yù)應(yīng)力筋是否張拉為參數(shù)，其中張拉端記為構(gòu)件B1－P－G，不張拉端記為構(gòu)件B1－NP－G；試驗梁B2選取豎向預(yù)應(yīng)力孔道是否灌漿為參數(shù)，灌漿端記為構(gòu)件B2－P－G，不灌漿端記為構(gòu)件B2－P－NG.

圖1 試驗梁主要尺寸及配筋（單位：mm）Fig.1 The dimension and reinforcement of specimens（unit：mm）

試驗箱梁混凝土的設(shè)計強度等級為C50，混凝土的最大骨料粒徑為19mm.2組試驗梁同批澆筑，澆注過程中預(yù)留9個立方體試塊同條件養(yǎng)護進行混凝土強度測試，試驗梁B1，B2試驗當(dāng)天的立方體抗壓強度實測值分別為53，57MPa.試驗梁純彎區(qū)采用直徑10mm螺紋鋼筋作為箍筋，屈服強度和極限強度實測值分別為358和530MPa；豎向預(yù)應(yīng)力鋼筋采用直徑16mm螺紋鋼筋，屈服強度和極限強度實測值分別為463和585MPa；頂板及腹板縱向鋼筋均采用直徑6mm的光圓鋼筋，屈服強度和極限強度實測值分別為260和305MPa；底板鋼筋采用直徑18mm螺紋鋼筋，屈服強度和極限強度實測值分別為350和518MPa.為了保證試驗梁發(fā)生預(yù)期的剪切破壞，底板配置了足夠的縱向鋼筋.

1.2 豎向預(yù)應(yīng)力張拉及孔道灌漿

采用有限元軟件對某主跨190m的連續(xù)剛構(gòu)橋豎向預(yù)應(yīng)力效應(yīng)進行分析發(fā)現(xiàn)，支座～1／4跨區(qū)間內(nèi)豎向預(yù)應(yīng)力作用下腹板壓應(yīng)力在2.1～2.4 MPa.基于此，本文試驗梁腹板混凝土豎向預(yù)壓應(yīng)力設(shè)計目標(biāo)值取為2.2MPa.

試驗梁采用直徑16mm的HRB400級鋼筋作為豎向預(yù)應(yīng)力，間距180mm，配箍率為1.12%.采用外徑30mm的自制薄壁金屬螺旋波紋管成孔.利用配有加力杠桿的扳手旋緊高強螺帽的方法來實現(xiàn)豎向預(yù)應(yīng)力的張拉，每根豎向預(yù)應(yīng)力筋施加約40 kN的荷載，通過設(shè)置在豎向預(yù)應(yīng)力筋張拉端的力傳感器控制張拉力，并在預(yù)應(yīng)力筋及腹板混凝土表面分別粘貼應(yīng)變片測試鋼筋、腹板混凝土的有效壓應(yīng)力.為盡量減少豎向預(yù)應(yīng)力損失，在灌漿材料初凝前對豎向預(yù)應(yīng)力筋進行二次張拉.利用應(yīng)變計測試結(jié)果發(fā)現(xiàn)：對于構(gòu)件 B1－P－G，B2－P－G，B2－P－NG，正式加載時腹板中心豎向預(yù)壓應(yīng)力實測均值分別為2.12，2.25和2.23MPa，基本達到了豎向預(yù)壓應(yīng)力設(shè)計目標(biāo)值.

為保證灌漿質(zhì)量，采用流動性好的Sika成品水泥基材料作為灌漿料，水灰比為0.27，灌漿過程中預(yù)留6組70.7mm×70.7mm×70.7mm的立方體試塊在同條件下養(yǎng)護，對梁B1，B2進行試驗時，灌漿材料的抗壓強度分別為54.3，58.5MPa，與混凝土抗壓強度基本相同.試驗后，鑿開預(yù)應(yīng)力筋管道發(fā)現(xiàn)灌漿質(zhì)量非常好.

1.3 加載方式與測點布置

試驗采用2個液壓千斤頂分級加載，為盡量減少扭轉(zhuǎn)，在分配梁與千斤頂間采用球形支座接觸，并采用剛度較大分配梁將荷載平分至兩腹板，實現(xiàn)箱梁四點加載.在箱梁底部腹板下緣每側(cè)布置一個200t級鋼支座，為防止混凝土局部壓碎，在試驗梁加載點及支座位置墊一鋼板，鋼板尺寸為25cm×25cm，并在鋼板下墊相同尺寸的橡膠板.試驗梁對稱加載，兩側(cè)剪跨比均為1.66.

測點布置如圖2所示，在跨中、加載點及支座處的腹板下緣布置位移傳感器來測量構(gòu)件在加載過程中的撓度和支座沉降；在與支座與加載點連線相交的箍筋上粘貼應(yīng)變計研究豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變的變化規(guī)律；為研究腹板混凝土主應(yīng)變角變化規(guī)律，在剪跨區(qū)布置平均應(yīng)變測試裝置對剪跨區(qū)的剪應(yīng)變及平均主壓應(yīng)力角進行測試.

圖2 加載裝置及測點布置（單位：mm）Fig.2 Test setup and measurement point arrangement（unit：mm）

正式加載前，對試驗梁進行預(yù)加載 .加載時，以10kN為一級加載直至觀測豎向及斜向裂縫，確定開裂荷載后，以30kN為一級加載，每級荷載持荷10min后采集數(shù)據(jù)并記錄裂縫發(fā)展情況.加載至計算破壞荷載的80%時，以10kN每級進行加載并連續(xù)采集撓度及應(yīng)變，同時記錄裂縫形態(tài).加載到試驗梁一端發(fā)生破壞后，將破壞側(cè)油泵鎖死，并維持該側(cè)荷載不變，另一端油泵繼續(xù)加載直至另一端發(fā)生破壞.

2 試驗結(jié)果

2.1 試件破壞現(xiàn)象

對于試驗梁B1，加載至228kN時，在純彎區(qū)段梁底出現(xiàn)第1條彎曲裂縫.加載到250kN時（不考慮自質(zhì)量作用，下同），未張拉側(cè)（B1－NP－G）剪跨區(qū)腹板1／2～2／3高度區(qū)域出現(xiàn)第1條斜向裂縫，初始裂縫傾角為42°（與水平鋼筋的夾角，下同）.加載至290kN時，張拉側(cè)（B1－P－G）出現(xiàn)第1條斜向裂縫，出現(xiàn)位置與B1－NP－G側(cè)基本對稱，但初始裂縫傾角約為61°.加載至490kN時，張拉端B1－P－G側(cè)出現(xiàn)一條貫穿加載點附近到支座位置的斜裂縫，裂縫寬度為0.24mm，而B1－NP－G側(cè)貫穿斜裂縫的最大裂縫寬度達到0.4mm.純彎區(qū)段彎曲裂縫間距平均距離約為10cm，B1－NP－G側(cè)剪跨區(qū)斜裂縫接近平行，平均間距約為8cm，而B1－P－G側(cè)斜裂縫呈向下輻射散開狀態(tài)，上、下端平均間距分別為5，15cm.加載至761kN時，B1－NP－G側(cè)腹板斜裂縫上緣混凝土壓碎，斜裂縫寬度最大達到1.7mm，B1－NP－G側(cè)最終的破壞形態(tài)如圖3（a）所示.此時將B1－NP－G側(cè)油泵鎖死，維持該側(cè)荷載為510kN，B1－P－G側(cè)千斤頂繼續(xù)加載至842kN，張拉端混凝土壓碎，最終破壞形態(tài)如圖3（b）所示.

對于試驗梁B2，加載至155kN時，出現(xiàn)第1條彎曲裂縫.加載至240kN左右時，試驗梁兩端剪跨區(qū)腹板幾乎同時出現(xiàn)第1條斜向裂縫，未灌漿端（B2－P－NG）和灌漿端（B2－P－G）斜裂縫傾角分別為50°和49°.加載至627kN時，裂縫基本發(fā)展完畢.加載至688kN時B2－P－NG側(cè)斜裂縫間混凝土短柱表層開始剝落，斜裂縫最寬達1.8mm.加載至724 kN時，B2－P－NG側(cè)突然發(fā)生斜壓破壞，斜裂縫間混凝土短柱被壓碎.B2－P－NG側(cè)最終的破壞形態(tài)如圖3（c）所示 .此時將B2－P－NG側(cè)油泵鎖死，維持該側(cè)荷載為300kN，另一端繼續(xù)加載，并改用位移方式控制加載，當(dāng)B2－P－G側(cè)千斤頂荷載至910kN時灌漿端頂板塌陷，腹板混凝土壓碎，最終破壞形態(tài)如圖3（d）所示.

圖3 試驗梁破壞時剪跨區(qū)裂縫照片F(xiàn)ig.3 Crack photos of specimens at collapse state

各試驗梁左、右側(cè)腹板的最終裂縫形態(tài)如圖4所示.圖4中粗實線所描繪的裂縫為破壞時的主要裂縫，可以發(fā)現(xiàn)，破壞時箱梁左右側(cè)裂縫形態(tài)比較一致，說明試驗梁受扭轉(zhuǎn)影響較小.試驗過程中采用數(shù)顯式裂縫寬度測試儀對主要裂縫的寬度進行記錄，裂縫寬度測試點標(biāo)記于圖4中的A－D，荷載－裂縫寬度如圖5所示，圖5還標(biāo)出了試驗梁的開裂荷載 .從圖5（a）可以發(fā)現(xiàn)，張拉端（B1－P－G）腹板主斜裂縫出現(xiàn)的要比B1－NP－G晚，斜裂縫產(chǎn)生初期兩端裂縫寬度差別不大；加載至590kN（約75%極限荷載）時，B1－NP－G側(cè)腹板斜裂縫寬度較B1－P－G增長明顯加快，曲線斜率明顯變緩，破壞時，B1－NP－G側(cè)腹板斜裂縫寬度達到了1.78mm，而B1－P－G側(cè)斜裂縫寬度最大只有0.88mm，裂縫寬度只有豎向預(yù)應(yīng)力筋未張拉時的49%.

圖4 試驗梁破壞時裂縫形態(tài)Fig.4 Crack patterns of specimens at collapse state

對于B2試驗梁，斜裂縫產(chǎn)生初期兩端裂縫寬度發(fā)展規(guī)律基本一致，但荷載達到475kN（約60%極限荷載）時，未灌漿側(cè)腹板裂縫寬度發(fā)展速度明顯加快，破壞時，未灌漿側(cè)（B2－P－NG）腹板斜裂縫寬度達到了1.90mm，而灌漿側(cè)（B2－P－G）斜裂縫寬度最大只有0.67mm，裂縫寬度只有未灌漿側(cè)的35%.試驗結(jié)果表明：張拉豎向預(yù)應(yīng)力能有效地提高腹板的抗裂能力，并有效地限制斜裂縫寬度；預(yù)應(yīng)力管道未灌漿會使腹板的裂縫寬度明顯增加，主要原因是預(yù)應(yīng)力孔道未灌漿使得箱梁腹板寬度明顯消弱，未灌漿時腹板和豎向預(yù)應(yīng)力箍筋處于無黏結(jié)狀態(tài)，箍筋不能很好地約束腹板混凝土.

圖5 荷載－斜裂縫寬度曲線Fig.5 Diagonal crack width versus applied load

2.2 荷載－撓度曲線

圖6為試驗梁的荷載－位移曲線，其中位移為加載點位置兩側(cè)腹板豎向撓度的平均值，箱梁內(nèi)、外側(cè)腹板豎向位移基本相同.荷載為構(gòu)件抗剪承載能力（即試驗段的支座反力計算值，并考慮梁的自質(zhì)量），試驗梁一側(cè)構(gòu)件發(fā)生破壞后，兩側(cè)油泵力均有所下降，穩(wěn)定后鎖定先破壞側(cè)油泵并維持該側(cè)油泵力基本不變，B1－NP－G和B2－P－NG構(gòu)件破壞后油泵力分別維持在510kN和300kN.構(gòu)件承載能力詳細(xì)計算模式如圖7所示.

圖6 試驗梁荷載－位移曲線Fig.6 Load－deflection relationship of specimens

圖6（a）比較了豎向預(yù)應(yīng)力是否張拉對荷載－位移關(guān)系的影響，可以發(fā)現(xiàn)，彎曲裂縫出現(xiàn)前，試驗梁基本處于彈性工作階段，未張拉側(cè)（B1－NP－G）破壞前，豎向預(yù)應(yīng)力是否張拉對構(gòu)件荷載－位移曲線影響很小，未張拉側(cè)發(fā)生破壞后，張拉側(cè)仍可承受荷載，但承載能力增幅不大，僅增加2.3%，說明豎向預(yù)壓應(yīng)力可以提高抗剪承載力，但提高的幅度小于對開裂荷載提高的幅度.圖6（b）比較了波紋管是否灌漿對荷載－位移關(guān)系的影響，未灌漿側(cè)（B2－P－NG）破壞前，兩構(gòu)件荷載－位移關(guān)系比較一致，未灌漿側(cè)發(fā)生破壞后，灌漿側(cè)仍可承受荷載，未灌漿側(cè)承載能力比灌漿側(cè)抗剪承載能力低9.3%.試驗表明：孔道灌漿不飽滿會對抗剪承載力產(chǎn)生很大折減.

圖7 構(gòu)件抗剪承載能力計算模式Fig.7 Computational methods of shear capacity

2.3 開裂荷載及抗剪承載能力

試驗梁開裂荷載及抗剪承載能力試驗值和理論值如表1所示.依據(jù)試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，豎向預(yù)應(yīng)力可有效提高開裂荷載，試驗梁B1張拉端（B1－P－G）斜裂縫開裂荷載比未張拉端（B1－NP－G）提高了約16%.依據(jù)莫爾應(yīng)力圓及最大主拉應(yīng)力假定，開裂荷載可按式（1）進行計算.

表1 試驗主要結(jié)果與計算值匯總Tab.1 Main results of test and calculated value

式中：Vcr為腹板斜裂縫開裂荷載；ft為混凝土抗拉強度；fpv為豎向預(yù)應(yīng)力作用下混凝土有效豎向預(yù)壓應(yīng)力.依據(jù)參考文獻[8]，混凝土抗拉強度ft可按式（2）計算：

式中：f′c為圓柱體抗壓強度，依據(jù)參考文獻[10]取f′c＝（0.80～0.86）fcu，k.計算結(jié)果如表1所示.由表1可知，公式（1）可以較好地反映豎向預(yù)應(yīng)力對開裂荷載的貢獻.

豎向預(yù)應(yīng)力對于抗剪極限承載能力的提高沒有開裂荷載那么明顯.試驗發(fā)現(xiàn)，兩組試驗梁豎向預(yù)應(yīng)力張拉側(cè)（B1－P－G 與 B2－P－G）抗剪承載力比較接近，差值僅為1.8%，張拉側(cè)（B1－P－G）比未張拉側(cè)（B1－NP－G）的抗剪承載力僅提高了2.3%.比較構(gòu)件B2－P－G與B2－P－NG可以發(fā)現(xiàn)，豎向預(yù)應(yīng)力波紋管是否灌漿對腹板斜裂縫開裂荷載影響較小，但對抗剪承載力影響較大.依據(jù)試驗數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，B2－P－NG比B2－P－G的極限破壞荷載降低了約9.3%.引起這種現(xiàn)象的主要原因為：1）由于未灌漿預(yù)應(yīng)力筋波紋管孔道使腹板有效寬度消弱了；2）由于波紋管未灌漿，豎向預(yù)應(yīng)力筋處于無黏結(jié)狀態(tài)，預(yù)應(yīng)力筋對腹板混凝土的約束效果減弱，進而降低了抗剪承載能力.實際結(jié)構(gòu)中，箱梁橋豎向預(yù)應(yīng)力經(jīng)常出現(xiàn)灌漿不飽滿的現(xiàn)象，這勢必影響箱梁的抗剪承載能力，應(yīng)該引起足夠的重視.

表1還列舉了國內(nèi)外主要規(guī)范對試驗梁抗剪承載力的計算結(jié)果[6－9]，灌漿構(gòu)件抗剪承載能力試驗值與規(guī)范計算值的比值為1.29～1.52，對于未灌漿構(gòu)件B2－PNG，其腹板總寬度考慮波紋管的影響按140mm進行計算，試驗值與規(guī)范計算值的比值為1.74～1.99.

2.4 剪壓區(qū)混凝土受力分析

為測試剪跨區(qū)腹板混凝土平均應(yīng)變變化規(guī)律，在各構(gòu)件的剪跨區(qū)布置了應(yīng)變計，其中a，b和c分別表示豎向、斜向和橫向應(yīng)變計 .圖8為荷載－平均應(yīng)變關(guān)系圖.

圖8 試驗梁荷載－平均應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.8 Applied load versus average strain

從圖8可以發(fā)現(xiàn)，初始斜裂縫出現(xiàn)前，混凝土的平均應(yīng)變變化很小，斜裂縫產(chǎn)生后，平均應(yīng)變出現(xiàn)明顯增長，斜向應(yīng)變增長幅度最大，其次是豎向應(yīng)變，橫向應(yīng)變變化最小.根據(jù)剪跨區(qū)平均應(yīng)變變化規(guī)律，依據(jù)莫爾應(yīng)變圓對主壓應(yīng)變角進行計算，計算公式為：

式中：θ為平均主壓應(yīng)變角（與水平縱向鋼筋夾角）；εa，εb和εc分別為豎向、斜向和橫向的平均應(yīng)變.圖9為依據(jù)公式（3）計算得到的主壓應(yīng)變傾角隨荷載的變化圖，可以發(fā)現(xiàn)，各試驗梁主壓應(yīng)變傾角均在45°左右，圖9還分別標(biāo)注了各試驗梁開裂荷載和極限荷載對應(yīng)的主壓應(yīng)變傾角.將計算結(jié)果和裂縫傾角實測值匯總于表2，可以看出，通過平均主應(yīng)變計算得到的主壓應(yīng)變角可以較好地預(yù)測斜裂縫開裂荷載及極限荷載對應(yīng)的傾角.

圖9 試驗梁荷載－主壓應(yīng)變傾角關(guān)系曲線Fig.9 Applied load versus principal strain direction

表2 裂縫傾角與主壓應(yīng)變傾角的比較Tab.2 Comparison of fracture and principal strain direction

2.5 豎向預(yù)應(yīng)力筋受力分析

為測試試驗過程中豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變的變化規(guī)律，在支座中心線到加載點連線與豎向預(yù)應(yīng)力筋相交位置布置應(yīng)變測點，如圖2所示，從支座開始依次標(biāo)記為1＃～4＃.試驗梁荷載－豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變圖如圖10所示，豎向預(yù)應(yīng)力鋼筋屈服強度實測值為463MPa，對應(yīng)的屈服應(yīng)變?yōu)? 315με.從圖10可以看出，構(gòu)件在加載初期，豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變增量很小，斜裂縫出現(xiàn)后，豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變開始驟增.對于豎向預(yù)應(yīng)力筋張拉構(gòu)件，初始張拉應(yīng)變約為1 200με.

圖11（a）描述了各試驗梁極限荷載時豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?nèi)?，可以發(fā)現(xiàn)，未張拉構(gòu)件（B1－NP－G）豎向預(yù)應(yīng)力筋極限應(yīng)變明顯小于張拉構(gòu)件（B1－P－G，B2－P－G），未張拉構(gòu)件豎向預(yù)應(yīng)力筋極限應(yīng)變接近屈服應(yīng)變2 315με，但未屈服；而預(yù)應(yīng)力筋張拉構(gòu)件豎向預(yù)應(yīng)力筋極限應(yīng)變最大達到了3 334με，說明對豎向預(yù)應(yīng)力筋進行初張拉可以較好地提高箍筋對抗剪承載能力的貢獻.另外，從圖10（c）及圖11（a）可以明顯發(fā)現(xiàn)，未灌漿構(gòu)件（B2－P－NG）豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變變化規(guī)律與灌漿構(gòu)件存在明顯差異，不灌漿端豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變增長緩慢，破壞前，豎向預(yù)應(yīng)力筋均處于彈性階段，預(yù)應(yīng)力筋最大應(yīng)變?yōu)? 720με，這主要是由于未灌漿構(gòu)件混凝土與豎向預(yù)應(yīng)力筋間無黏結(jié)，使得豎向預(yù)應(yīng)力筋與混凝土不能協(xié)調(diào)變形.這說明灌漿不飽滿時豎向預(yù)應(yīng)力鋼筋的抗剪性能不能充分利用，進而導(dǎo)致承載力降低.

圖10 試驗梁荷載－豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變Fig.10 Applied load versus strains of stirrups

圖11 試驗梁極限荷載時豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變Fig.11 Strains of stirrups at ultimate load

圖11（b）描述了各試驗梁極限荷載時豎向預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變增量（扣除初始張拉應(yīng)變），可以發(fā)現(xiàn)，對于灌漿飽滿構(gòu)件（B1－NP－G，B1－P－G及B2－P－G），豎向預(yù)應(yīng)力筋是否張拉對加載過程中其應(yīng)變增量影響很小，1?！?＃預(yù)應(yīng)力鋼筋的平均應(yīng)變增量分別為829，2 151，2 125，1 407με.對于未灌漿構(gòu)件（B2－NP－G），1＃～4＃預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)變增量分別為220，447，597，211με.未灌漿構(gòu)件預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變增量只有灌漿構(gòu)件應(yīng)變增量的15%～28%.這說明：1）豎向預(yù)應(yīng)力灌漿不飽滿時，箍筋的抗剪性能不能得到充分利用，進而導(dǎo)致承載力的降低；2）豎向預(yù)應(yīng)力筋是否張拉對加載過程中預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變增量影響較小，表明如果對抗剪鋼筋施加適當(dāng)?shù)某跏祭瓚?yīng)力，高強鋼筋可以作為混凝土梁的抗剪鋼筋.

3 結(jié) 論

本文通過對2組配置豎向預(yù)應(yīng)力筋的混凝土箱梁進行抗剪試驗，得出以下結(jié)論：

1）豎向預(yù)壓應(yīng)力能明顯提高箱梁的斜裂縫開裂荷載 .對本文試驗梁，施加2.2MPa左右豎向預(yù)壓應(yīng)力時，斜裂縫開裂荷載提高了約16%，并且豎向預(yù)應(yīng)力可有效地抑制斜裂縫寬度 .另外，豎向預(yù)壓應(yīng)力對抗剪承載力也有積極貢獻.

2）未灌漿構(gòu)件預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變增量只有灌漿構(gòu)件應(yīng)變增量的15%～28%，箍筋的抗剪性能不能得到充分利用，導(dǎo)致承載力降低 .對于本文試驗梁，不灌漿端的抗剪承載力比灌漿端的承載力低9.3%.

3）豎向預(yù)應(yīng)力筋是否張拉對加載過程中預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變增量影響較小，如果對抗剪鋼筋施加適當(dāng)?shù)某跏祭瓚?yīng)力，高強鋼筋可作為混凝土梁的抗剪鋼筋.

依據(jù)本文對比試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：適當(dāng)施加豎向預(yù)應(yīng)力，可以較好地提高腹板開裂荷載，并對抗剪承載力有積極貢獻，但如果灌漿不飽滿則會對抗剪承載力產(chǎn)生很大折減.實際結(jié)構(gòu)中，大跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋豎向預(yù)應(yīng)力經(jīng)常出現(xiàn)灌漿不飽滿的現(xiàn)象，應(yīng)引起足夠的重視.

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