節(jié)段梁預(yù)制拼裝期間收縮徐變及預(yù)應(yīng)力損失分析

鐘永新，朱其敏

(1.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北 武漢 430040； 2.長(zhǎng)大橋梁建設(shè)施工技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

體外預(yù)應(yīng)力混凝土節(jié)段梁以其獨(dú)特的結(jié)構(gòu)體系和可預(yù)制裝配的施工特點(diǎn)，在跨江跨海、城市等建設(shè)環(huán)境中有較大的優(yōu)勢(shì)。在預(yù)制方面，節(jié)段梁的短線(xiàn)匹配預(yù)制技術(shù)經(jīng)濟(jì)、高效，可以進(jìn)行集中式生產(chǎn)和養(yǎng)護(hù)存放。

節(jié)段梁預(yù)制拼裝施工過(guò)程模擬分析時(shí)，通常將結(jié)構(gòu)等效成收縮、徐變3個(gè)月的整體梁模型進(jìn)行分析計(jì)算。而實(shí)際施工中由于環(huán)境條件、操作偏差等因素影響，較為普遍地存在幾個(gè)細(xì)節(jié)問(wèn)題：① 混凝土節(jié)段在存梁期間實(shí)際養(yǎng)護(hù)條件下的收縮預(yù)估；② 節(jié)段梁從存梁臺(tái)座到現(xiàn)場(chǎng)拼裝就位、體系轉(zhuǎn)換，梁?jiǎn)卧孛娴膽?yīng)力隨工況呈現(xiàn)的狀態(tài)不同，對(duì)與應(yīng)力有關(guān)的徐變值，只進(jìn)行一次成型的整體模型模擬計(jì)算并不準(zhǔn)確；③ 施工和運(yùn)營(yíng)期間節(jié)段梁預(yù)應(yīng)力損失因素分析及不同部位預(yù)應(yīng)力損失對(duì)結(jié)構(gòu)的影響；④ 節(jié)段梁預(yù)應(yīng)力損失與收縮、徐變的相互影響模式復(fù)雜等。

基于此，該文結(jié)合五峰山長(zhǎng)江大橋引橋節(jié)段梁預(yù)制拼裝案例，建立全橋有限元模型和節(jié)段梁模型，分析節(jié)段梁在存梁工況、成橋工況收縮、徐變及預(yù)應(yīng)力等參數(shù)的影響模式，提出混凝土節(jié)段梁過(guò)程控制模擬分析建議。

1 工程背景

五峰山過(guò)江通道公路接線(xiàn)工程箱梁采用單箱雙室斜腹板箱梁形式，標(biāo)準(zhǔn)跨徑分30、50 m跨徑兩種。30 m逐跨拼裝箱梁梁高2 m，箱梁頂板橫向?qū)?9.75 m，底板橫向?qū)?1.1 m，懸臂長(zhǎng)3.8 m，箱梁頂板厚0.28 m，底板厚0.24 m，跨中腹板厚0.4 m，墩頂處腹板厚0.6 m；50 m逐跨拼裝箱梁梁高3 m，箱梁頂板橫向?qū)?9.75 m，底板橫向?qū)?0.5 m，懸臂長(zhǎng)3.8 m，箱梁頂板厚0.28 m，底板厚0.25 m，跨中腹板厚0.4 m，墩頂處邊腹板厚0.65 m，中腹板厚0.6 m，立面與橫斷面如圖1、2所示。

主梁節(jié)段采用C50混凝土，體外預(yù)應(yīng)力張拉控制應(yīng)力為0.65fpk，節(jié)段預(yù)制采用短線(xiàn)匹配法，拼裝時(shí)通過(guò)架橋機(jī)逐孔整跨施工。

圖1 30 m跨立面(單位：cm)

圖2 標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段橫斷面(單位：cm)

2 研究技術(shù)路線(xiàn)

以30 m跨節(jié)段梁為依托，建立全橋有限元模型，選取跨中節(jié)段存梁工況建立局部有限元模型，進(jìn)行規(guī)范和基于濕度擴(kuò)散理論的存梁收縮應(yīng)力值對(duì)比；同時(shí)，分析存梁時(shí)的徐變和調(diào)離存梁區(qū)的徐變恢復(fù)。在拼裝階段，利用全橋整體模型分析預(yù)應(yīng)力損失的因素，并對(duì)頂板預(yù)應(yīng)力束、底板預(yù)應(yīng)力束、體外預(yù)應(yīng)力束等不同部位的損失進(jìn)行參數(shù)分析，利用局部有限元模型分析預(yù)應(yīng)力損失對(duì)主梁節(jié)段收縮、徐變的影響。研究技術(shù)路線(xiàn)如圖3所示。

圖3 研究技術(shù)路線(xiàn)

3 存梁期收縮及徐變

3.1 收縮、徐變計(jì)算模型

3.1.1 收縮模型

目前，存在幾種典型的收縮預(yù)測(cè)模型：歐洲CEB-FIP(1990)模型，其適用范圍為外界環(huán)境溫度5～30 ℃、相對(duì)濕度40%～50%；美國(guó)ACI模型，考慮多項(xiàng)修正系數(shù)；英國(guó)BS 5400模型等。中國(guó)最新規(guī)范(JTG 3362-2018)參照CEB-FIP(1990)模型，將自收縮和干燥收縮統(tǒng)一成單函數(shù)形式，具有良好的預(yù)測(cè)結(jié)果。

εcs(t,ts)=εcs0·βs(t-ts)

(1)

εcs0=εs(fcm)·βRH

(2)

εs(fcm)=[160+10βsc(9-fcm/fcm0)]×10-6

(3)

βRH=1.55[1-(RH/RH0)3]

(4)

(5)

式中：t為計(jì)算考慮時(shí)刻的混凝土齡期(d)；ts為收縮開(kāi)始時(shí)的混凝土齡期(d)，可假定為3～7 d；εcs(t,ts)為收縮開(kāi)始時(shí)的齡期為ts，計(jì)算考慮的齡期為t時(shí)的收縮應(yīng)變；εcs0為名義收縮系數(shù)；βs為收縮隨時(shí)間發(fā)展的系數(shù)；fcm為強(qiáng)度等級(jí)C25～C50混凝土在28 d齡期時(shí)的平均圓柱體抗壓強(qiáng)度(MPa)，fcm=0.8fcu,k+8 MPa；fcu,k為齡期為28 d，具有95%保證率的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值(MPa)；βRH為與年平均相對(duì)濕度相關(guān)的系數(shù)，上述公式適用于40%≤RH≤99%；RH為環(huán)境年平均相對(duì)濕度(%)；βsc為依水泥種類(lèi)而定的系數(shù)，對(duì)一般的硅酸鹽類(lèi)水泥或快硬水泥，βsc=5.0；h為構(gòu)件理論厚度(mm)，h=2A/u，A為構(gòu)件截面面積，u為構(gòu)件與大氣接觸的周邊長(zhǎng)度；RH0=100%；h0=100 mm；t1=1 d；fcmo=10 MPa。

規(guī)范對(duì)公式中名義收縮系數(shù)和收縮發(fā)展系數(shù)提供了更精確的計(jì)算，即考慮實(shí)際平均溫度偏差進(jìn)行平均溫度的修正，此時(shí)修正系數(shù)仍為定值；同理，收縮發(fā)展系數(shù)修正后跟環(huán)境變量無(wú)關(guān)聯(lián)。收縮理論模型為與時(shí)間變量有關(guān)的函數(shù)。

另一種為基于實(shí)測(cè)值的濕度場(chǎng)模型，它能夠考慮環(huán)境因素，根據(jù)實(shí)際收縮值擬合進(jìn)行收縮預(yù)測(cè)。

該理論認(rèn)為，混凝土在干燥時(shí)處于一種非穩(wěn)態(tài)平衡狀態(tài)，內(nèi)部水分?jǐn)U散服從Fick第一定律和質(zhì)量守恒定律，通過(guò)推導(dǎo)得到Fick第二定律：

(6)

濕度場(chǎng)邊值條件如下：

(1) 初始條件為混凝土開(kāi)始干燥時(shí)的濕度分布：

H(x,y,z,t0)=H0(x,y,z)(x,y,z)∈Ω

(7)

一般情況下，混凝土澆筑完成后和濕養(yǎng)后處于飽和狀態(tài)，初始條件為H0(x,y,z)=100%。

(2) 根據(jù)外界環(huán)境，已知混凝土表面的濕交換方程為：

(8)

式中：H為相對(duì)濕度；f為表面因子；D(H)為濕度擴(kuò)散系數(shù)；Hs、He為表現(xiàn)濕度、外界環(huán)境濕度。而D(H)是隨環(huán)境濕度變化的函數(shù)，f為混凝土表面與外界環(huán)境進(jìn)行濕對(duì)流交換的能力，一般情況下可取常數(shù)。

(9)

由此，混凝土濕度場(chǎng)變化產(chǎn)生的收縮應(yīng)變與相對(duì)濕度的變化線(xiàn)形關(guān)系可由下式解出：

Δεsh(t,t0)=kshΔh(t,t0)

(10)

式中：Δεsh(t,t0)為t～t0時(shí)間段孔隙濕度增量；ksh為混凝土收縮系數(shù)；Δh(t,t0)為t～t0時(shí)間段孔隙濕度增量。

3.1.2 徐變模型

各規(guī)范模型中，徐變應(yīng)變通過(guò)徐變系數(shù)、彈性模量、初始應(yīng)力求得，其代數(shù)形式如式(11)，式中第一項(xiàng)為混凝土彈性應(yīng)變，第二項(xiàng)為初始應(yīng)力產(chǎn)生的徐變應(yīng)變。

(11)

對(duì)徐變系數(shù)φ(t,τ)，有不同的預(yù)測(cè)模型，ACI-209模型表示為極限徐變值與徐變隨時(shí)間發(fā)展的系數(shù)乘積；BS 5400模型將徐變分為基本徐變和干燥徐變兩部分；中國(guó)規(guī)范參考CEB-FIP(1990)模型，表示為名義徐變和加載后徐變發(fā)展系數(shù)的乘積，在此不作贅述。

若考慮徐變恢復(fù)，則上述徐變應(yīng)變公式應(yīng)該增加一項(xiàng)應(yīng)力增量產(chǎn)生的徐變應(yīng)變，可以表示為：

(12)

式中：σc(t,τ)為當(dāng)前應(yīng)力增量；ρ(t,τ)為老化系數(shù)。

此時(shí)，徐變應(yīng)變表達(dá)為與應(yīng)力增量和時(shí)間相關(guān)的雙功能函數(shù)形式。

3.2 收縮、徐變模擬

基于上述分析，利用Abaqus建立存梁期間的對(duì)比模型。模型1參照中國(guó)規(guī)范提供的理論模型，收縮與應(yīng)力無(wú)關(guān)，無(wú)需進(jìn)行增量步下的迭代分析，可利用收縮應(yīng)變-時(shí)間函數(shù)關(guān)系，通過(guò)ε=αΔT換算成對(duì)應(yīng)時(shí)間內(nèi)溫度荷載。

徐變模擬通過(guò)采用Matlab對(duì)規(guī)范中齡期為7、14、28、35、42、49、56、63、70、77、84、90、97、104、110 d混凝土的徐變系數(shù)進(jìn)行擬合，在齡期內(nèi)共進(jìn)行15次循環(huán)計(jì)算，并考慮應(yīng)力增量產(chǎn)生的徐變?cè)隽?，最終計(jì)算對(duì)應(yīng)步數(shù)的收縮、徐變之和Δε(t,τ)=Δεcs(t,τ)+Δεcc(t,τ)。

該文采用Fortran語(yǔ)言編寫(xiě)Abaqus子程序UMAT計(jì)算混凝土的徐變，使用子程序GETVRM調(diào)用步數(shù)的熱應(yīng)變(THE-ABAQUS中的熱應(yīng)變分量)、彈性模型(EE)、狀態(tài)變量(SDV)并存儲(chǔ)，利用子程序UEXTERNALDB調(diào)用外部數(shù)據(jù)定量參數(shù)，通過(guò)子程序逐步計(jì)算出時(shí)間t內(nèi)的總應(yīng)變，通過(guò)狀態(tài)變量將數(shù)據(jù)調(diào)回Abaqus中進(jìn)行計(jì)算，得到最終結(jié)果。計(jì)算流程見(jiàn)圖4。

圖4 徐變計(jì)算程序流程

模型2的收縮擬合實(shí)際環(huán)境參數(shù)，建立濕度場(chǎng)，濕度場(chǎng)計(jì)算參數(shù)試算流程如圖5所示。

圖5 濕度場(chǎng)參數(shù)計(jì)算進(jìn)行收縮模擬

徐變?nèi)詤⒄找?guī)范的計(jì)算模型，但與模型1不同的是，在預(yù)制廠(chǎng)存放時(shí)，為節(jié)省場(chǎng)地，多為雙層存放，而調(diào)離上層節(jié)段梁的時(shí)間為下層存梁的3個(gè)月內(nèi)，此時(shí)下層節(jié)段梁的應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生改變。模型2在考慮模型的基礎(chǔ)上，分別在底層節(jié)段梁齡期14、28、42 d施加等效上層節(jié)段荷載，90 d撤除荷載(圖6)。

3.3 存梁期收縮、徐變分析

3.3.1 收縮模型對(duì)比

圖7為濕度擴(kuò)散理論擬合實(shí)際養(yǎng)護(hù)存放環(huán)境下的節(jié)段梁14、90 d主應(yīng)力分布情況，選取截面為跨中部位，截取1/4對(duì)稱(chēng)面進(jìn)行展示。

圖6 預(yù)制場(chǎng)節(jié)段梁存放及模型模擬方式

圖7 跨中截面主應(yīng)力云圖(單位：MPa)

由圖7可以看出：由于直接與空氣接觸的表面濕度散失較快，內(nèi)部濕度到表面的距離較長(zhǎng)，應(yīng)力變化較慢；14 d與90 d主應(yīng)力呈不同分布形式，90 d齡期截面內(nèi)部主應(yīng)力分布較為均勻，14 d箱室內(nèi)部和截面內(nèi)部與外部區(qū)域主應(yīng)力分布不同。由此，基于濕度擴(kuò)散的收縮模型能夠表現(xiàn)節(jié)段收縮的特性。提取節(jié)段最大應(yīng)力，分析隨齡期發(fā)展的曲線(xiàn)如圖8所示。

由圖8可得：在養(yǎng)護(hù)初期，節(jié)段應(yīng)力基本保持不變，混凝土強(qiáng)度未形成，在存放期節(jié)段最大應(yīng)力增長(zhǎng)較快，該階段濕度散失較快，說(shuō)明在該階段內(nèi)存在較大的收縮。

與基于規(guī)范的收縮模型1進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示。

由圖9可以看出：頂?shù)装逭宫F(xiàn)出不一致的收縮趨勢(shì)，這與頂?shù)装宓臉?gòu)件尺寸有關(guān)，在收縮后期，兩者的應(yīng)變值趨于一致；基于規(guī)范的模型1對(duì)于收縮的預(yù)測(cè)較為保守，而考慮存放溫度、濕度等的實(shí)際收縮進(jìn)行擬合的濕度擴(kuò)散，預(yù)測(cè)后期收縮值較大，但兩者對(duì)后期拼裝線(xiàn)形造成的影響偏差不大。

圖8 濕度場(chǎng)模型節(jié)段梁應(yīng)力變化

圖9 收縮模型頂?shù)装鍛?yīng)變對(duì)比

3.3.2 徐變對(duì)比

存梁期的徐變應(yīng)變發(fā)展曲線(xiàn)如圖10所示。

圖10 存梁期徐變應(yīng)變發(fā)展曲線(xiàn)

由圖10可知：在存梁期，雙層堆放的節(jié)段梁改變了應(yīng)力狀態(tài)，致使徐變應(yīng)變發(fā)展呈現(xiàn)了不同的增長(zhǎng)速度；與單個(gè)堆放的節(jié)段梁相比，雙層堆放的節(jié)段梁早期徐變發(fā)展較快，90 d調(diào)離存放區(qū)后，底層節(jié)段梁的徐變應(yīng)變得到恢復(fù)，占徐變恢復(fù)總量的10%～30%，即產(chǎn)生了部分不可逆的徐變應(yīng)變；后期隨著徐變的進(jìn)行，發(fā)生加載卸載的節(jié)段梁與單層存放的節(jié)段梁之間應(yīng)變差值逐漸降低。

4 預(yù)應(yīng)力損失

4.1 拼裝階段預(yù)應(yīng)力損失

拼裝階段中預(yù)應(yīng)力損失的因素主要有預(yù)應(yīng)力摩阻損失和預(yù)應(yīng)力張拉不足等。

4.1.1 預(yù)應(yīng)力摩阻損失

對(duì)五峰山節(jié)段梁的預(yù)應(yīng)力摩阻損失進(jìn)行測(cè)試試驗(yàn)，主要包含預(yù)應(yīng)力錨圈口摩阻損失與孔道預(yù)應(yīng)力損失兩項(xiàng)。

孔道摩阻損失應(yīng)力：預(yù)應(yīng)力孔道兩端均不安裝工作錨、工作錨夾片，采用主動(dòng)、被動(dòng)2個(gè)千斤頂方式，分級(jí)張拉(50%，100%)直至張拉控制應(yīng)力；預(yù)應(yīng)力孔道主動(dòng)端安裝工作錨、工作錨夾片，被動(dòng)端不安裝，分級(jí)張拉(50%，100%)直至張拉控制應(yīng)力，得出孔道摩阻損失與錨圈口摩阻損失應(yīng)力之和；錨圈口摩阻損失應(yīng)力：用孔道摩阻損失與錨圈口摩阻損失應(yīng)力之和扣除孔道摩阻損失應(yīng)力后即為錨圈口摩阻損失應(yīng)力。

試驗(yàn)設(shè)備采用智能同步張拉系統(tǒng)，同時(shí)配套錨具，其目的在于使鋼絞線(xiàn)在同一軸線(xiàn)上，盡可能減少鋼絞線(xiàn)與錨具摩擦，影響數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性。

進(jìn)行孔道摩阻損失測(cè)定時(shí)，吊裝主動(dòng)端千斤頂，不安裝工作錨、工作錨夾片，千斤頂與梁體之間墊鋼墊板。

吊裝被動(dòng)端千斤頂，不安裝工作錨、工作錨夾片，千斤頂與梁體之間墊鋼墊板，油缸預(yù)先伸出10～18 cm。

該文選擇某中跨T1m鋼束進(jìn)行孔道摩阻及錨圈口摩阻測(cè)試試驗(yàn)，主動(dòng)端2#千斤頂分級(jí)張拉(50%，100%)至控制張拉力，被動(dòng)端1#千斤頂讀數(shù)，反復(fù)3次。調(diào)換主被動(dòng)端，重復(fù)以上步驟3次。

當(dāng)進(jìn)行孔道摩阻損失及錨圈口摩阻損失試驗(yàn)測(cè)定時(shí)，主動(dòng)端安裝工作錨、工作錨夾片，被動(dòng)端不安裝，其余步驟均和孔道摩阻損失測(cè)定相同。主動(dòng)端(1#千斤頂)分級(jí)張拉(50%，100%)至控制張拉力，被動(dòng)端(2#千斤頂)讀數(shù)，反復(fù)3次。

在計(jì)算μ、k時(shí)，進(jìn)行如下試驗(yàn)：主動(dòng)端被動(dòng)端均安裝上工作錨、工作錨夾片，其余步驟均和之前孔道摩阻損失測(cè)定相同；主動(dòng)端(1#千斤頂)分級(jí)張拉(50%，100%)至控制張拉力，被動(dòng)端(2#千斤頂)讀數(shù)，反復(fù)3次。按式(13)最小二乘原理計(jì)算孔道摩阻系數(shù)(μ)及孔道偏差系數(shù)(k)，其結(jié)果如表1所示。

(13)

由表1可知:實(shí)測(cè)值與設(shè)計(jì)值吻合度較好?？椎滥ψ柘禂?shù)μ取值0.17，孔道偏差系數(shù)k取值0.001 5。

4.1.2 預(yù)應(yīng)力張拉不足

根據(jù)規(guī)范，預(yù)應(yīng)力張拉應(yīng)滿(mǎn)足設(shè)計(jì)的要求，即0.75ftp，由于預(yù)應(yīng)力張拉不足，將直接影響施工過(guò)程中結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)。預(yù)應(yīng)力張拉不足工況統(tǒng)計(jì)見(jiàn)表2。

表2 預(yù)應(yīng)力張拉不足工況統(tǒng)計(jì)

4.2 運(yùn)營(yíng)階段預(yù)應(yīng)力損失

4.2.1 預(yù)應(yīng)力鋼筋松弛引起的預(yù)應(yīng)力損失

預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)力松弛引起的預(yù)應(yīng)力損失比例為3.5%，根據(jù)JTG 3362-2018《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》可知，約90%的應(yīng)力松弛損失發(fā)生在30 d以?xún)?nèi)，40 d以后預(yù)應(yīng)力損失穩(wěn)定不再增加(表3)。

表3 預(yù)應(yīng)力松弛系數(shù)

4.2.2 混凝土收縮、徐變引起的預(yù)應(yīng)力損失

根據(jù)已有后張拉試驗(yàn)結(jié)果，混凝土收縮、徐變引起預(yù)應(yīng)力損失的比例占11%，其中混凝土徐變約占5%，收縮約占6%?？紤]時(shí)間影響的混凝土收縮、徐變引起的預(yù)應(yīng)力損失值，由最終損失值乘以相應(yīng)的損失系數(shù)，可得對(duì)應(yīng)的時(shí)間損失值，其如表4所示。由表4可知：收縮、徐變10年的預(yù)應(yīng)力損失基本完成，即損失系數(shù)界定為1。

表4 混凝土收縮、徐變的預(yù)應(yīng)力損失系數(shù)

對(duì)于預(yù)制節(jié)段梁，在張拉預(yù)應(yīng)力時(shí)齡期已達(dá)到90 d，此時(shí)混凝土收縮、徐變完成終值的60%，則后期該部分引起的預(yù)應(yīng)力影響約占7%，且比例系數(shù)按照混凝土收縮、徐變90 d起換算比例。如表5所示。

表5 預(yù)制節(jié)段梁收縮、徐變的預(yù)應(yīng)力損失系數(shù)

4.3 預(yù)應(yīng)力損失對(duì)節(jié)段梁長(zhǎng)期變形的影響

4.3.1 預(yù)應(yīng)力損失部位及比例

由上述分析可得，預(yù)應(yīng)力損失影響因素眾多，施工方面的偏差及預(yù)應(yīng)力松弛和長(zhǎng)期收縮、徐變等不可準(zhǔn)確計(jì)算，此外預(yù)應(yīng)力鋼筋布置眾多，各部位鋼束損失及比例均不一致。

為此，該文取成橋20年為研究對(duì)象，考慮的損失比例為：0、10%、20%、30%，損失部位預(yù)應(yīng)力鋼筋分別取頂板束、底板束、體外束及所有束進(jìn)行對(duì)比分析。

4.3.2 損失對(duì)比分析

各部位預(yù)應(yīng)力損失及比例對(duì)成橋撓度的影響如圖11所示。圖中橫坐標(biāo)代表里程，與1聯(lián)內(nèi)5×30 m跨徑連續(xù)梁相對(duì)應(yīng)。

損失比例造成的成橋撓度下降比例如表6所示。

由圖11可知：撓度值考慮了施工階段中各支點(diǎn)臨時(shí)固結(jié)轉(zhuǎn)連續(xù)的體系轉(zhuǎn)換工藝，因此支點(diǎn)處節(jié)段梁下?lián)现翟谑┕み^(guò)程產(chǎn)生。

圖11 不同部位、不同預(yù)應(yīng)力損失比例下橋梁撓度對(duì)比

表6 預(yù)應(yīng)力損失對(duì)撓度的影響對(duì)比

頂板束、底板束、體外束預(yù)應(yīng)力損失造成的撓度值下降比例之和小于全部束損失造成的下降比例，這是由于不同部位的預(yù)應(yīng)力束之間，縱向存在相當(dāng)一部分的交叉布置區(qū)域，交叉區(qū)域的預(yù)應(yīng)力束對(duì)結(jié)構(gòu)的影響相互耦合。

此外，預(yù)應(yīng)力損失對(duì)節(jié)段梁撓度的影響非常大，損失越多節(jié)段梁下?lián)系迷娇?。其中，體外預(yù)應(yīng)力的損失占較大的影響比例，頂板預(yù)應(yīng)力束次之，底板束最小；預(yù)應(yīng)力的損失對(duì)邊跨撓度的影響較中跨大。

4.4 預(yù)應(yīng)力損失對(duì)收縮、徐變的影響

預(yù)應(yīng)力的損失使節(jié)段梁的應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生改變，進(jìn)而反過(guò)來(lái)影響節(jié)段梁的徐變、收縮。

在考慮收縮、徐變的前提下，計(jì)算無(wú)預(yù)應(yīng)力損失和預(yù)應(yīng)力損失比例為10%、20%、30%的情況下，節(jié)段梁在不同齡期時(shí)的最大應(yīng)力與最小應(yīng)力。

仍以中跨跨中截面為局部分析對(duì)象，在整體模型中，依次提取在不同大小的預(yù)應(yīng)力作用下該節(jié)段梁?jiǎn)卧某跏际芰顟B(tài)作為局部分析模型中齡期為90 d時(shí)該節(jié)段的荷載條件，而對(duì)對(duì)稱(chēng)軸所在截面進(jìn)行固結(jié)模擬。如圖12所示，給出預(yù)應(yīng)力損失不同比例下最小應(yīng)力變化。

圖12 預(yù)應(yīng)力損失不同比例下最小應(yīng)力變化

由圖12可以看出：預(yù)應(yīng)力在齡期90 d施加時(shí)，能夠減少收縮、徐變所造成的內(nèi)力損失，對(duì)混凝土起到約束作用，不同預(yù)應(yīng)力對(duì)收縮、徐變產(chǎn)生的作用效果不同。預(yù)應(yīng)力的大小與最小應(yīng)力成反比，即預(yù)應(yīng)力損失越大，該處節(jié)段最小應(yīng)力越大，反之，當(dāng)預(yù)應(yīng)力損失很小時(shí)，節(jié)段混凝土的最小應(yīng)力越小。

5 結(jié)論

(1) 存梁期間頂?shù)装宄尸F(xiàn)出不一致的收縮趨勢(shì)，在收縮后期，兩者的應(yīng)變值趨于一致；基于規(guī)范的模型對(duì)于收縮的預(yù)測(cè)偏保守，但對(duì)后期拼裝的線(xiàn)形造成的影響偏差不大。

(2) 在存梁期，多層堆放的節(jié)段梁改變了應(yīng)力狀態(tài)，致使徐變應(yīng)變發(fā)展呈現(xiàn)了不同的增長(zhǎng)速度；多層堆放的節(jié)段梁在調(diào)離存放區(qū)后，底層節(jié)段梁的徐變應(yīng)變可得到相應(yīng)的恢復(fù)。

(3) 拼裝和運(yùn)營(yíng)階段中預(yù)應(yīng)力損失的因素主要有預(yù)應(yīng)力摩阻損失和預(yù)應(yīng)力張拉不足、預(yù)應(yīng)力松弛及混凝土收縮、徐變等。

(4) 體外預(yù)應(yīng)力的損失對(duì)節(jié)段梁撓度的影響占較大比例，頂板預(yù)應(yīng)力束次之，底板束最小。預(yù)應(yīng)力的損失對(duì)邊跨撓度的影響較中跨大。預(yù)應(yīng)力施加能夠減少收縮、徐變所造成的內(nèi)力損失，對(duì)混凝土起到約束作用。