服役預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁抗剪承載性能

杜孟林 宗周紅,2 廖聿宸 李明鴻

(1東南大學(xué)土木工程學(xué)院， 南京 211189)(2東南大學(xué)爆炸安全防護(hù)教育部工程研究中心， 南京 211189)

預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁橋因構(gòu)造簡(jiǎn)單、施工便捷，廣泛應(yīng)用于公路橋梁尤其是平原區(qū)高速公路中.然而，由于早期設(shè)計(jì)與施工工藝的不足，以及長(zhǎng)期服役中受到車輛超載的影響，空心板梁橋易產(chǎn)生鋼筋銹蝕、鉸縫失效、梁體裂縫等病害[1-2].隨著運(yùn)營(yíng)時(shí)間的增長(zhǎng)，在日益增加的交通量影響下，病害進(jìn)一步加劇，對(duì)空心板梁橋的安全性能造成了極大的隱患[3-5].因此，探究預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁服役多年后的有效承載性能具有重要的意義.

為研究荷載作用下服役空心板梁的承載性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了一系列研究.Zhang等[6-7]通過對(duì)服役多年預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁開展抗彎承載力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)其抗裂性能顯著下降，剛度及應(yīng)力安全儲(chǔ)備均較小.黃平明等[8]研究表明，空心板梁橋的抗剪承載力比抗彎承載力安全冗余度小.Di等[9]對(duì)12片服役空心板進(jìn)行破壞性試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)10 m跨徑的空心板梁抗剪承載力安全富余量?jī)H為5.3%.石書卿[10]對(duì)服役多年的空心板梁進(jìn)行了單邊加載的破壞性試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)14 m跨徑的試驗(yàn)梁在正常使用狀態(tài)下裂縫寬度不滿足《公路橋涵養(yǎng)護(hù)規(guī)范》中的限值要求.由此說明，預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁橋在現(xiàn)行運(yùn)營(yíng)荷載下安全儲(chǔ)備較低，抗剪承載力安全隱患問題較為突出.

針對(duì)服役多年的13 m跨徑預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁橋，本文選取其拆除的一片單梁進(jìn)行抗剪承載力試驗(yàn)，并利用有限元分析軟件ABAQUS進(jìn)行非線性全過程分析，研究其在服役多年后的抗剪承載能力.研究結(jié)果可為同類型橋梁的安全評(píng)估和設(shè)計(jì)、檢修、加固提供科學(xué)依據(jù).

1 空心板梁抗剪試驗(yàn)

1.1 空心板梁試件

本文試驗(yàn)構(gòu)件為某高速公路改擴(kuò)建工程中拆除的13 m空心板梁，原橋自2002年建成通車，服役已近20 a.根據(jù)先期現(xiàn)場(chǎng)檢查結(jié)果，該橋部分板梁在運(yùn)營(yíng)中曾遭受重物撞擊，出現(xiàn)較為嚴(yán)重的損傷，為安全起見，拆除全部舊橋重建.橋梁拆除時(shí)，空心板梁沿企口縫切開，刨銑橋面瀝青鋪裝層，保留后澆層混凝土及鉸縫混凝土.選擇一片未受撞擊的中梁作為試驗(yàn)對(duì)象，進(jìn)行剪切破壞試驗(yàn).在其他空心板梁無明顯損傷處進(jìn)行取芯和破拆，得到混凝土芯樣和鋼筋樣本，開展材性試驗(yàn).

空心板預(yù)制梁、后澆層、鉸縫的混凝土等級(jí)均為C40，預(yù)應(yīng)力鋼筋為φs12.7 mm低松弛預(yù)應(yīng)力鋼絞線，縱向普通鋼筋為R335鋼筋，腹筋、鋪裝層鋼筋及構(gòu)造筋均為R225鋼筋.預(yù)應(yīng)力筋及普通鋼筋截面布置見圖1.

圖1 空心板梁橫截面鋼筋布置圖(單位:cm)

1.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)前，對(duì)試件進(jìn)行外觀檢查，未見明顯的混凝土裂縫和侵蝕等病害現(xiàn)象.記錄試件實(shí)際尺寸后對(duì)表面進(jìn)行打磨和粉刷處理，并繪制網(wǎng)格線，以便觀察記錄試驗(yàn)中梁體裂縫的開展情況.根據(jù)試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案布設(shè)應(yīng)變片、位移計(jì)等傳感器，并調(diào)試數(shù)據(jù)采集設(shè)備.正式加載前，各加載點(diǎn)預(yù)加10 kN作用力，消除試件及加載系統(tǒng)的非彈性應(yīng)變，核查傳感器及數(shù)據(jù)采集設(shè)備正常工作無異常后，卸載預(yù)壓荷載，對(duì)所有設(shè)備進(jìn)行平衡清零處理.

試驗(yàn)加載方案如圖2所示.利用2個(gè)MTS 1 000 kN電液伺服作動(dòng)器進(jìn)行兩點(diǎn)同步加載.試驗(yàn)過程中，依據(jù)兩加載點(diǎn)截面梁底豎向位移相同的原則進(jìn)行加載控制.具體加載過程如下：位移加載的速率為2 mm/min，混凝土開裂前每級(jí)加載位移為2 mm，持荷時(shí)間為5 min；混凝土開裂后每級(jí)加載位移為4 mm，持荷時(shí)間為5 min；試件進(jìn)入強(qiáng)非線性階段后，因變形發(fā)展迅速，每級(jí)加載位移保持4 mm不變，持荷時(shí)間調(diào)整為2 min.荷載連續(xù)3級(jí)不再增長(zhǎng)并呈現(xiàn)出下降趨勢(shì)后，停止加載，保存試驗(yàn)數(shù)據(jù)并卸載.

圖2 空心板梁試驗(yàn)加載方案及測(cè)點(diǎn)布置(單位：m)

1.3 試驗(yàn)結(jié)果

1.3.1 裂縫發(fā)展與破壞形態(tài)

加載終止時(shí)試驗(yàn)梁裂縫的分布情況見圖3，加載過程中裂縫寬度和高度的發(fā)展過程見圖4.圖中，h為斜裂縫高度；H為梁高；Ws為腹板裂縫最大寬度；Wf為底板裂縫最大寬度.由圖可知，加載至488.25 kN時(shí)，一側(cè)加載點(diǎn)截面梁底出現(xiàn)橫向裂縫(見圖3(b)中曲線①)，該側(cè)作動(dòng)器出現(xiàn)明顯卸載現(xiàn)象.繼續(xù)加載，橫向裂縫迅速發(fā)展貫穿梁底，加載點(diǎn)外側(cè)出現(xiàn)腹板斜裂縫(見圖3(a)中曲線②).加載至527.50 kN時(shí)，腹板斜裂縫開展高度超過梁高的65%，最大斜裂縫寬度達(dá)到1.3 mm，底板橫向裂縫寬度達(dá)到1.7 mm.荷載增大至607.54 kN時(shí)，梁端腹板主斜裂縫側(cè)出現(xiàn)新斜裂縫(見圖3(a)中曲線③)，主斜裂縫高度超過梁高的90%，裂縫沿后澆層與鉸縫接觸面水平發(fā)展(見圖3(a)中曲線④)，斜裂縫寬度達(dá)到3.5 mm；梁底沿預(yù)應(yīng)力失效部位連線出現(xiàn)八字形裂縫(見圖3(b)中曲線⑤)，底板裂縫寬度達(dá)到2.1 mm.繼續(xù)加載，斜裂縫高度緩慢發(fā)展，裂縫寬度迅速增大，達(dá)到極限荷載733.42 kN時(shí)，腹板斜裂縫最大寬度為15.0 mm，底板裂縫寬度為10.0 mm.終止加載時(shí)，主斜裂縫高度達(dá)到梁高的95%，最大斜裂縫寬度為25.0 mm，底板裂縫最大寬度為12.0 mm，梁端后澆層、鉸縫混凝土與預(yù)制梁明顯脫空.

(a) 腹板裂縫(側(cè)視圖)

(b) 底板裂縫(俯視圖)

圖4 試驗(yàn)梁裂縫發(fā)展規(guī)律

試驗(yàn)梁的最終破壞形態(tài)為加載點(diǎn)截面縱筋、腹筋、預(yù)應(yīng)力筋全部屈服，腹板斜裂縫基本貫穿至梁頂，加載點(diǎn)產(chǎn)生塑性鉸.

1.3.2 荷載-位移曲線

圖5給出了試驗(yàn)梁加載全過程的跨中截面荷載-位移曲線.由圖可知，在加載初期，試驗(yàn)梁跨中撓度隨荷載增加而線性增大，說明其處于彈性階段.加載至488.25 kN時(shí)，荷載-位移曲線斜率明顯減小，且不再呈線性變化，表明試驗(yàn)梁發(fā)生了塑性損傷，這與該荷載下試驗(yàn)梁出現(xiàn)第1條裂縫的試驗(yàn)現(xiàn)象相對(duì)應(yīng).試驗(yàn)梁開裂瞬間，觀察到梁端預(yù)應(yīng)力筋發(fā)生滑移，開裂側(cè)作動(dòng)器出現(xiàn)明顯卸載現(xiàn)象，表現(xiàn)為荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯波動(dòng).加載至730.12 kN時(shí)，試驗(yàn)梁撓度迅速增大而荷載基本不變，荷載-位移曲線進(jìn)入平直段，并達(dá)到極限荷載733.42 kN.隨后，荷載-位移曲線進(jìn)入下降段，位移急劇增大而荷載下降，試驗(yàn)梁?jiǎn)适С休d能力，加載隨即終止.

圖5 試驗(yàn)梁跨中荷載-位移曲線

1.3.3 抗剪承載性能分析

由試驗(yàn)結(jié)果可知，試驗(yàn)梁抗剪極限承載力為733.42 kN，加載點(diǎn)截面最大剪力值為369.25 kN；試驗(yàn)梁抗剪承載力設(shè)計(jì)值為324.04 kN，實(shí)測(cè)值與設(shè)計(jì)值之比為1.14；公路Ⅰ級(jí)(JTG D60—2015)[11]汽車荷載作用下，按實(shí)橋橫向分布計(jì)算得到的中梁最大剪力效應(yīng)值為347.39 kN，抗剪承載力實(shí)測(cè)值與最大剪力效應(yīng)值之比為1.06.由此表明，本文試驗(yàn)的預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁在服役近20 a后抗剪承載力仍滿足要求，但相較于按規(guī)范[11]計(jì)算所得的剪力效應(yīng)設(shè)計(jì)值，安全富余量?jī)H為6%.

試驗(yàn)梁開裂時(shí)，實(shí)測(cè)跨中撓度為11.10 mm，不到跨徑的1/1 150；達(dá)到極限荷載時(shí)，實(shí)測(cè)跨中撓度為62.13 mm，約為跨徑的1/200；極限荷載與開裂荷載之比為1.5，對(duì)應(yīng)跨中撓度之比為5.6.由此表明，該預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁在服役近20 a后仍具有良好的剛度和延性.

2 空心板梁有限元模擬

2.1 有限元模型

根據(jù)試驗(yàn)梁原設(shè)計(jì)圖紙和實(shí)測(cè)幾何尺寸，利用有限元分析軟件ABAQUS建立試驗(yàn)梁的三維精細(xì)有限元模型(見圖6).由于實(shí)際斜交角較小，且試驗(yàn)時(shí)斜交角位置已超出支座，故建模時(shí)予以忽略.混凝土采用C3D8單元，預(yù)應(yīng)力筋及普通鋼筋均采用T3D2單元，共計(jì)66 005個(gè)單元.針對(duì)試驗(yàn)梁受剪為主的受力特點(diǎn)，網(wǎng)格劃分時(shí)綜合考慮計(jì)算精度及成本，梁端4 m范圍內(nèi)網(wǎng)格尺寸取為0.05 m，跨中非剪跨區(qū)網(wǎng)格尺寸取為0.10 m.

(a) 混凝土單元圖

試驗(yàn)梁已服役多年，預(yù)應(yīng)力損失難以確定.文獻(xiàn)[5]指出，服役近20 a的既有預(yù)應(yīng)力空心板梁剩余有效預(yù)應(yīng)力值約為77%.通過降溫法施加鋼絞線預(yù)應(yīng)力，鋼絞線線膨脹系數(shù)為1.2×10-5，經(jīng)試算降溫值取485 ℃，加載點(diǎn)截面的有效預(yù)應(yīng)力約為張拉控制應(yīng)力的76%，與文獻(xiàn)[5]的研究結(jié)論基本一致.后續(xù)數(shù)值模擬得到的荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，進(jìn)一步驗(yàn)證了有效預(yù)應(yīng)力取值的合理性.

2.2 材料本構(gòu)

2.2.1 混凝土材料本構(gòu)

混凝土材料采用ABAQUS軟件中的塑性損傷模型(CDP模型)模擬，單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[12]確定(見圖7).依據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果，混凝土軸心抗壓、抗拉強(qiáng)度和初始彈性模量分別取值為29.60、2.51和3.45×105MPa.

圖7 混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線

CDP模型需輸入屈服準(zhǔn)則、流動(dòng)法則、滯回規(guī)則等對(duì)混凝土損傷進(jìn)行定義.參考文獻(xiàn)[13-15]，屈服面函數(shù)控制參數(shù)為0.667，膨脹角為30°，偏心距為0.1，雙軸、單軸極限抗壓強(qiáng)度之比為1.16，黏性系數(shù)為5×10-4.混凝土損傷因子取值見圖8.

圖8 混凝土損傷因子取值

2.2.2 鋼筋材料本構(gòu)

預(yù)應(yīng)力鋼絞線與普通鋼筋材料均采用雙折線彈塑性模型模擬.模型中考慮強(qiáng)化段，不考慮斷裂失效，屈服應(yīng)力、抗拉強(qiáng)度等材料參數(shù)依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[12]及材性試驗(yàn)取值.應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系和材料參數(shù)取值分別見圖9和表1.其中，σs,y、σs,u分別為鋼筋的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度；εs,y、εs,u分別為鋼筋的屈服應(yīng)變和峰值應(yīng)變.

圖9 普通鋼筋及預(yù)應(yīng)力鋼絞線應(yīng)力-應(yīng)變曲線

表1 鋼筋材料參數(shù)

2.3 邊界條件

邊界條件包括空心板梁的支承條件、鋼筋與混凝土的連接、后澆層及鉸縫混凝土與預(yù)制梁的連接以及施加的外荷載等.為減少支點(diǎn)及加載點(diǎn)應(yīng)力集中的現(xiàn)象，建立剛性墊塊模擬鉸支座和加載梁，墊塊可繞支點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)，墊塊與空心板梁采用Tie約束，不考慮相對(duì)滑動(dòng).鋼筋與混凝土之間采用Embedded約束，視為黏結(jié)良好，不考慮相對(duì)滑移.加載過程與試驗(yàn)情況一致，在Boundary Condition模塊中對(duì)加載點(diǎn)墊塊施加豎向強(qiáng)制位移，模擬位移控制加載.

后澆層、鉸縫混凝土與預(yù)制梁接觸面的黏結(jié)滑移和黏結(jié)失效行為通過Surface-based Cohesive Behavior模塊進(jìn)行模擬.參照文獻(xiàn)[16]，滑移行為關(guān)鍵參數(shù)的取值如下：接觸面法向、切向滑移剛度均為10 MPa/mm，總滑移值與塑性滑移值之比為2.參照文獻(xiàn)[17-18]，接觸面切向黏結(jié)強(qiáng)度fv=0.01fc，法向黏結(jié)強(qiáng)度fn=0.75ft，其中fc、ft分別為后澆層、鉸縫和空心板混凝土軸心抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值中的較小值.損傷準(zhǔn)則采用最大應(yīng)力準(zhǔn)則.黏結(jié)穩(wěn)定性系數(shù)取為0.001.

2.4 有限元計(jì)算結(jié)果

2.4.1 裂縫發(fā)展

ABAQUS軟件中CDP模型無法模擬裂縫的萌生和擴(kuò)展過程，但可以通過塑性應(yīng)變來識(shí)別裂縫位置及走向.圖10給出了有限元模擬的試驗(yàn)梁混凝土塑性應(yīng)變?cè)茍D.比較圖3和圖10可見，建立的有限元模型可以較好地模擬剪跨區(qū)的斜向裂縫、非剪跨區(qū)的豎向裂縫、后澆層與鉸縫交界處的裂縫、鉸縫與預(yù)制梁之間的裂縫、梁底加載點(diǎn)橫向裂縫和梁底剪跨區(qū)八字形裂縫等，且有限元計(jì)算的裂縫位置和開展情況與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合良好.

圖10 試驗(yàn)梁混凝土塑性應(yīng)變?cè)茍D

2.4.2 荷載-位移曲線

圖11給出了試驗(yàn)梁跨中荷載-位移曲線的實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬結(jié)果.可以看出，計(jì)算曲線與實(shí)測(cè)曲線在彈性階段和非線性階段均吻合良好，開裂荷載、極限荷載等特征荷載值及對(duì)應(yīng)位移值的計(jì)算誤差均在5%以內(nèi).在梁體開裂初期，觀察到預(yù)應(yīng)力筋發(fā)生了滑移，在有限元分析中未能考慮這一現(xiàn)象，導(dǎo)致該階段撓度實(shí)測(cè)值略大于有限元計(jì)算值.總體而言，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合良好，說明建立的精細(xì)化有限元模型能較好地分析預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁的非線性受力行為.

圖11 試驗(yàn)梁跨中荷載-位移實(shí)測(cè)值和計(jì)算值對(duì)比

2.4.3 鋼筋應(yīng)力-荷載曲線

因試驗(yàn)梁為服役橋梁拆除所得，內(nèi)部鋼筋無法布置應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，試驗(yàn)中無法測(cè)量加載過程中鋼筋的受力情況，故利用建立的有限元模型對(duì)內(nèi)部鋼筋應(yīng)力進(jìn)行分析.圖12給出了加載點(diǎn)截面的腹筋、縱筋和預(yù)應(yīng)力鋼絞線應(yīng)力與荷載的對(duì)應(yīng)關(guān)系.由圖可知，加載前，試驗(yàn)梁縱向鋼筋和腹筋均無應(yīng)力，預(yù)應(yīng)力鋼絞線最大應(yīng)力約1 100 MPa.加載初期，腹筋應(yīng)力基本無變化，縱向鋼筋應(yīng)力緩慢增長(zhǎng)，荷載主要由混凝土和預(yù)應(yīng)力鋼絞線承擔(dān)，表明腹筋對(duì)開裂荷載的控制作用很小.試驗(yàn)梁開裂時(shí)，預(yù)應(yīng)力鋼絞線最大應(yīng)力約1 238 MPa，縱向鋼筋最大應(yīng)力約54 MPa.試驗(yàn)梁開裂后，鋼筋應(yīng)力迅速增長(zhǎng)，總荷載達(dá)到611.36 kN時(shí)，加載點(diǎn)截面縱向縱筋受拉屈服；加載至622.36 kN時(shí)，加載點(diǎn)附近腹筋出現(xiàn)屈服；加載至691.35 kN時(shí)，加載點(diǎn)截面鋼絞線屈服；達(dá)到極限荷載時(shí)，加載點(diǎn)截面附近的鋼筋均已大面積屈服，表明試驗(yàn)梁為適筋梁，在剪切荷載下發(fā)生延性破壞，不會(huì)出現(xiàn)較危險(xiǎn)的脆性破壞.

圖12 鋼筋應(yīng)力-荷載關(guān)系

3 抗剪承載力影響因素分析

3.1 后澆層及鉸縫

空心板試驗(yàn)梁在拆除時(shí)沿企口縫切開，刨銑橋面瀝青鋪裝層，保留后澆層及鉸縫混凝土，這部分與預(yù)制梁之間實(shí)際形成了新舊混凝土黏結(jié)面.荷載較大時(shí)，黏結(jié)面將發(fā)生失效破壞，新舊混凝土界面產(chǎn)生相對(duì)滑移.本文建立的有限元模型考慮了后澆層、鉸縫與預(yù)制梁之間的黏結(jié)滑移行為.有限元計(jì)算結(jié)果表明：界面失效滑移主要集中在梁端剪跨區(qū)；加載至極限荷載時(shí)，最大相對(duì)滑移量達(dá)到2 mm；加載終止時(shí)，新舊混凝土界面的相對(duì)滑移情況見圖13.圖中變形比例因子為20倍，紅色框內(nèi)滑移現(xiàn)象明顯.

本文通過ABAQUS軟件中的Surface-based Cohesive Behavior模塊模擬鉸縫及后澆層與預(yù)制梁之間的黏結(jié)滑移行為，參數(shù)取值較為復(fù)雜，計(jì)算收斂存在難度.在實(shí)際工程中，為節(jié)省計(jì)算成本，往往對(duì)有限元模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理.常用的簡(jiǎn)化建模方式有2種：①不考慮鉸縫、后澆層與預(yù)制梁之間的滑移行為；②不考慮鉸縫和后澆層對(duì)空心板梁承載力的貢獻(xiàn).采用簡(jiǎn)化建模方式1，將原模型(記為模型1)中黏結(jié)界面的Cohesive Behavior接觸簡(jiǎn)化為Tie約束，得到模型2.采用簡(jiǎn)化建模方式2，在模型中刪去鉸縫、后澆層、后澆層鋼筋網(wǎng)和多余約束，將加載點(diǎn)相應(yīng)移至預(yù)制梁頂，得到模型3.

圖13 梁端后澆層、鉸縫與預(yù)制梁之間的相對(duì)滑移

采用3種有限元模型得到的抗剪極限承載力計(jì)算結(jié)果見表2.由表可知，后澆層及鉸縫對(duì)空心板梁抗剪承載力貢獻(xiàn)達(dá)15%以上，忽略該部分貢獻(xiàn)使計(jì)算結(jié)果偏于保守.忽略后澆層及鉸縫與預(yù)制梁黏結(jié)界面滑移的影響使抗剪承載力計(jì)算值偏高約5%，因此在簡(jiǎn)化計(jì)算時(shí)應(yīng)對(duì)結(jié)果進(jìn)行折減，折減幅度不小于5%.

表2 不同模型的抗剪極限承載力計(jì)算結(jié)果

3.2 預(yù)應(yīng)力損失

預(yù)應(yīng)力損失對(duì)空心板梁受力性能存在影響.可采用降溫法模擬不同的有效預(yù)應(yīng)力值，比較空心板梁在不同預(yù)應(yīng)力損失下的抗剪承載力.2.1節(jié)中試驗(yàn)梁的鋼絞線降溫幅值為485 ℃，加載點(diǎn)截面預(yù)應(yīng)力損失約為24%，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)梁實(shí)際狀態(tài)吻合.降溫幅值為450 ℃時(shí)，預(yù)應(yīng)力損失值L=30%；降溫幅值為550 ℃，L=14%；降溫幅值為611.84 ℃，L=4%.

圖14給出了不同預(yù)應(yīng)力損失情況下空心板梁的跨中荷載-位移曲線.由圖可知，不同預(yù)應(yīng)力損失工況下空心板梁開裂前剛度基本一致，開裂后剛度隨預(yù)應(yīng)力損失的增大而減小.表3列出了不同預(yù)應(yīng)力損失情況下空心板梁的開裂荷載、極限荷載及達(dá)到極限荷載時(shí)跨中撓度計(jì)算值相較于L=24%工況時(shí)的變化幅值.由表可知，各工況下極限荷載變化幅值小于2%，表明預(yù)應(yīng)力損失對(duì)空心板梁抗剪極限承載力影響較小.與L=4%的空心板梁相比，L=30%的空心板梁在極限荷載作用下跨中撓度增大60%以上，表明預(yù)應(yīng)力損失對(duì)空心板梁在極限荷載下的撓度影響較大.此外，空心板梁開裂荷載受預(yù)應(yīng)力損失影響較大，與L=4%的空心板梁相比，L=30%的空心板梁的開裂荷載減小約25%，開裂荷載值隨預(yù)應(yīng)力損失的增大而顯著減小.

圖14 不同預(yù)應(yīng)力損失下跨中荷載-位移曲線

表3 不同預(yù)應(yīng)力損失下梁關(guān)鍵響應(yīng)參數(shù)變化幅值

4 結(jié)論

1) 本文采用的預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁在服役近20 a后抗剪承載力仍滿足公路Ⅰ級(jí)汽車荷載作用下的剪力效應(yīng)設(shè)計(jì)值要求，但安全富余量?jī)H為6%.

2) 試驗(yàn)梁開裂時(shí)，實(shí)測(cè)跨中撓度為11.10 mm，小于跨徑的1/1 150.試驗(yàn)梁極限荷載與開裂荷載之比為1.5，對(duì)應(yīng)跨中撓度之比為5.6.由此表明，該預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁在服役多年后仍具有良好的剛度和延性.

3) 利用ABAQUS軟件建立的精細(xì)化有限元模型能夠較好地模擬預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁剪切破壞全過程非線性行為，可為同類空心板梁抗剪承載能力分析提供參考.

4) 后澆層及鉸縫對(duì)空心板梁抗剪承載力貢獻(xiàn)達(dá)15%以上，但其與預(yù)制梁間的黏結(jié)滑移行為對(duì)抗剪承載力影響較小.在空心板梁抗剪極限承載力計(jì)算中，可將后澆層、鉸縫與預(yù)制梁作為整體建模以簡(jiǎn)化計(jì)算，但需要對(duì)抗剪承載力計(jì)算結(jié)果考慮不小于5%的折減.

5) 預(yù)應(yīng)力損失對(duì)空心板梁的抗剪極限承載力影響較小，但對(duì)開裂荷載和極限承載力對(duì)應(yīng)撓度的影響顯著.預(yù)應(yīng)力損失越大，空心板梁裂縫出現(xiàn)越早，開裂后剛度損失越迅速.