方 志，唐盛華，何 鑫

(湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082)

1 前言

結(jié)構(gòu)破壞性試驗(yàn)可以真實(shí)地記錄全橋位移、應(yīng)變、裂縫等隨荷載的發(fā)展及結(jié)構(gòu)的破壞形式。混凝土作為一種復(fù)雜的復(fù)合工程材料，其力學(xué)行為和破壞規(guī)律尚需進(jìn)一步探索。足尺模型試驗(yàn)與縮尺模型試驗(yàn)相比，不存在相似比、材料和結(jié)構(gòu)的尺寸效應(yīng)等的影響，試驗(yàn)結(jié)果直觀可靠，但由于足尺模型試驗(yàn)難度大、成本高等原因，目前進(jìn)行的橋梁足尺模型試驗(yàn)研究還很少。迄今國(guó)內(nèi)外研究者結(jié)合一些橋梁的改建對(duì)幾座擬拆除橋梁進(jìn)行了破壞性的試驗(yàn)［1～3］，但鮮見對(duì)獨(dú)立的預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支箱梁進(jìn)行足尺試驗(yàn)的文獻(xiàn)報(bào)道［4］。

混凝土結(jié)構(gòu)受力變形存在較為明顯的非線性現(xiàn)象，目前，混凝土結(jié)構(gòu)的非線性分析主要有以下幾種方法。

1)通過現(xiàn)有大型通用有限元軟件實(shí)現(xiàn)［5～7］，例如ANSYS、ADINA等。由于這類通用軟件目前的非線性計(jì)算能力還很有限，因而在實(shí)際使用時(shí)，需要反復(fù)調(diào)整參數(shù)，以使計(jì)算收斂。

2)基于新單元的有限單元法。例如，采用三維實(shí)體退化虛擬層合單元的分析方法［8］，能反映預(yù)應(yīng)力鋼筋與混凝土間相對(duì)滑移和相互作用的單元模型［9］。此類方法較第一種有一定的改進(jìn)，但仍難以計(jì)算荷載－位移下降段曲線。

3)專業(yè)的程序進(jìn)行計(jì)算。使用TEXSLAB對(duì)兩跨連續(xù)后張法預(yù)應(yīng)力板橋模型進(jìn)行分析［10］，使用NONBAN對(duì)兩根預(yù)應(yīng)力組合梁及實(shí)橋進(jìn)行計(jì)算［11］，但均未提及荷載－位移曲線的下降段。

4)基于平截面假定的有限條帶法［12］。該方法基于截面的彎矩－曲率關(guān)系曲線計(jì)算結(jié)構(gòu)的荷載－位移曲線，因而可以直接對(duì)截面的承載力進(jìn)行驗(yàn)算，此外，還可以較好地實(shí)現(xiàn)荷載－位移曲線下降段的計(jì)算。

對(duì)一片30 m跨的預(yù)應(yīng)力混凝土小箱梁和一片20 m跨的預(yù)應(yīng)力混凝土空心板進(jìn)行了破壞性實(shí)驗(yàn)，完整記錄了試驗(yàn)過程中位移、應(yīng)變等隨荷載的變化情況。基于平截面假定，采用有限條帶法編制了非線性計(jì)算程序，可對(duì)包括卸載過程在內(nèi)的全過程受力性能進(jìn)行分析。

2 試驗(yàn)介紹

2.1 基本情況

試驗(yàn)以荊岳長(zhǎng)江公路大橋北岸引橋一片30 m跨的預(yù)應(yīng)力混凝土小箱梁和一片20 m跨的預(yù)應(yīng)力混凝土空心板為測(cè)試對(duì)象。荊岳長(zhǎng)江公路大橋北岸引橋?yàn)橄群?jiǎn)支后連續(xù)的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋，小箱梁和空心板的半立面分別如圖1和圖2所示。小箱梁跨中截面尺寸及配筋如圖3所示，試驗(yàn)梁計(jì)算跨徑為29.0 m，梁中心處高1.8 m，混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C50，普通鋼筋除圖3中①號(hào)鋼筋為φ16 HRB335鋼筋外，其他均為 φ10 R235鋼筋，預(yù)應(yīng)力筋采用公稱直徑為15.24 mm的高強(qiáng)、低松弛鋼絞線，其標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度fpk=1 860 MPa，張拉控制應(yīng)力為1 395 MPa，松弛率≤2.5%。箱梁共配8束，每束4根預(yù)應(yīng)力筋。空心板跨中截面尺寸及配筋如圖4所示，試驗(yàn)梁計(jì)算跨徑為19.0 m，梁高0.9 m，混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C40，普通鋼筋均為φ8 R235，預(yù)應(yīng)力筋的材料特性與小箱梁相同，共配4束，每束7根預(yù)應(yīng)力筋。

圖1 小箱梁半立面布置(單位:cm)Fig.1 Semi-elevation layout of box girder(unit:cm)

圖2 空心板半立面布置(單位:cm)Fig.2 Semi-elevation layout of hollow slab(unit:cm)

圖3 1－1截面(單位:cm)Fig.3 1 －1 section(unit:cm)

圖4 2－2截面(單位:cm)Fig.4 2 －2 section(unit:cm)

2.2 材料特性

混凝土的材料特性見表1，預(yù)應(yīng)力鋼筋和普通鋼筋的材料特性見表2，其中預(yù)應(yīng)力筋的屈服抗拉強(qiáng)度采用名義屈服強(qiáng)度σ0.2。

表1 混凝土材料特性Table 1 Material properties of concrete

表2 鋼筋材料特性Table 2 Material properties of reinforcement

2.3 加載裝置和測(cè)試方案

試驗(yàn)采用跨中反力架單點(diǎn)重復(fù)加載，在分配梁底部布置一對(duì)壓力傳感器以控制荷載大小。小箱梁試驗(yàn)加載裝置如圖5所示。試驗(yàn)主要測(cè)定箱梁的荷載－位移(P－Δ)曲線、截面應(yīng)變狀態(tài)以及裂縫特征等?？招陌宓募虞d裝置和測(cè)試方案同小箱梁。

圖5 試驗(yàn)加載裝置Fig.5 Test loading device

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 荷載－位移曲線

小箱梁和空心板跨中截面的荷載－位移曲線分別如圖6、圖7所示。由圖6可以看出，小箱梁跨中截面的荷載－位移曲線包絡(luò)線近似呈四折線，其折點(diǎn)分別是混凝土開裂(A點(diǎn))、普通鋼筋屈服(B點(diǎn))及預(yù)應(yīng)力鋼筋屈服(C點(diǎn))?？招陌蹇缰薪孛娴暮奢d－位移曲線包絡(luò)線近似呈三折線，其折點(diǎn)分別是混凝土開裂(G點(diǎn))和普通鋼筋屈服(H點(diǎn))。小箱梁和空心板均具有良好的變形能力，其跨中最大撓度分別達(dá)到了跨徑的1/99和1/104。

圖6 小箱梁跨中荷載－位移曲線Fig.6 Mid-span load －displacement curves of box girder

圖7 空心板跨中荷載－位移曲線Fig.7 Mid-span load －displacement curves of hollow slab

3.2 應(yīng)變分析

小箱梁和空心板跨中截面頂板混凝土荷載－應(yīng)變曲線分別如圖8、圖9所示。由圖8可知，小箱梁當(dāng)荷載達(dá)到1 872 kN時(shí)，跨中截面頂板混凝土壓應(yīng)變?yōu)? 520 με(με 為微應(yīng)變，即 10－6個(gè)應(yīng)變，無量綱)，與混凝土的極限壓應(yīng)變相差較遠(yuǎn)。由于荷載－位移曲線在加載過程中出現(xiàn)荷載下降現(xiàn)象，可以推斷如果繼續(xù)加載，結(jié)構(gòu)破壞將由預(yù)應(yīng)力鋼筋的拉斷引起，基于安全因素考慮，當(dāng)加載過程中出現(xiàn)荷載下降現(xiàn)象時(shí)應(yīng)終止試驗(yàn)。由圖9可知，空心板臨近破壞時(shí)，頂板混凝土的應(yīng)變?cè)黾雍芸?，荷載為900 kN和920 kN時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變分別為1 822 με和2 370 με，試驗(yàn)梁破壞荷載為954 kN，結(jié)構(gòu)的破壞由頂板混凝土壓碎引起。

圖8 小箱梁頂板混凝土荷載－應(yīng)變曲線Fig.8 Roof concrete load － strain curves of box girder

圖9 空心板頂板混凝土荷載－應(yīng)變曲線Fig.9 Roof concrete load － strain curves of hollow slab

3.3 延性分析

結(jié)構(gòu)破壞前所產(chǎn)生的大變形并不意味著結(jié)構(gòu)一定具有好的延性，或許僅有好的變形能力。結(jié)構(gòu)的延性僅取決于結(jié)構(gòu)的非彈性變形或耗能能力?；贜aaman和Jeong采用能量的觀點(diǎn)來定義延性指標(biāo)［13］

式(1)中，Etol為總能量，Etol=Eel+Epl;Eel為彈性能量;Epl為塑性能量，其值可借助圖10所示結(jié)構(gòu)的荷載－位移(P－Δ)曲線所包圍的相應(yīng)部分的面積確定，位移初始位置取試驗(yàn)加載前的位置。由式(1)及小箱梁和空心板跨中荷載－位移曲線可得其延性指標(biāo)分別為1.99和1.23。

4 數(shù)值分析

基于平截面假定，采用有限條帶法編制了預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支梁非線性分析程序［14］。

4.1 基本假定

1)梁正截面變形后仍保持為平面，截面應(yīng)變?yōu)橹本€分布;

2)鋼筋與混凝土黏結(jié)良好，不發(fā)生相對(duì)滑移;3)不考慮剪切變形的影響;

4)結(jié)構(gòu)的破壞指梁發(fā)生彎曲破壞，即梁頂緣混凝土壓碎或者預(yù)應(yīng)力鋼筋拉斷。

4.2 材料本構(gòu)關(guān)系

4.2.1 混凝土本構(gòu)關(guān)系

選用單軸作用下的受壓受拉本構(gòu)方程［15］

式(2)～(4)中，σc和εc分別為混凝土的壓應(yīng)力和壓應(yīng)變;fc和εcp分別為混凝土的棱柱體抗壓強(qiáng)度和剛好達(dá)到fc時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，取εcp=2 000 με，混凝土的極限壓應(yīng)變?chǔ)與u=3 300 με;αa和αd為參數(shù)，當(dāng) αa=2.0，αd=0 時(shí)，方程變?yōu)?Rusch建議的公式;Ec為混凝土的彈性模量;下標(biāo)t表示受拉，其參數(shù)含義同受壓參數(shù)，程序中混凝土抗拉強(qiáng)度采用標(biāo)準(zhǔn)值。

4.2.2 普通鋼筋本構(gòu)關(guān)系

普通鋼筋受拉受壓采用相同的本構(gòu)關(guān)系曲線，為彈性－強(qiáng)化模型［15］

式(5)中，σs和ε分別為鋼筋的應(yīng)力和應(yīng)變;fy和εy分別為鋼筋的屈服應(yīng)力和應(yīng)變;Es和Es2分別為鋼筋屈服前后的彈性模量。

4.2.3 預(yù)應(yīng)力鋼筋的本構(gòu)關(guān)系

預(yù)應(yīng)力鋼筋的受拉本構(gòu)方程如下［15］:

式(6)中，σp和εp分別為預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)力和應(yīng)變;Ep為預(yù)應(yīng)力鋼筋的彈性模量;f0.2為預(yù)應(yīng)力鋼筋的名義屈服應(yīng)力。實(shí)測(cè)小箱梁和空心板的預(yù)應(yīng)力鋼筋延伸率分別為3.1%和3.5%，有效預(yù)應(yīng)力均約為1 138 MPa。

4.2.4 卸載本構(gòu)曲線

卸載時(shí)，材料的應(yīng)力－應(yīng)變按線性關(guān)系處理，極限應(yīng)變時(shí)卸載彈性模量取E1，0～εu按線性插值進(jìn)行計(jì)算，如圖11所示，圖中E0為初始彈性模量，

圖11 應(yīng)力－應(yīng)變曲線Fig.11 Stress－strain curve

4.3 彎矩－曲率(M－φ)關(guān)系

構(gòu)件卸載時(shí)，各梁段的彎矩不同，因而截面的應(yīng)變分布也不同，小箱梁跨中截面加載至頂板應(yīng)變?yōu)棣舤op后進(jìn)行卸載，其彎矩－曲率關(guān)系如圖12所示。觀察發(fā)現(xiàn)其不同應(yīng)變卸載曲線基本平行，因而，程序計(jì)算時(shí)，只計(jì)算εtop=εu時(shí)的卸載曲線，然后將其平移，得到加載至任意應(yīng)變卸載的卸載曲線，如圖13所示，當(dāng)卸載曲率與加載曲線相交時(shí)，如圖中A點(diǎn)，卸載曲線取加載曲線的AO段。

圖12 小箱梁彎矩－曲率曲線Fig.12 Moment－curvature curves of box girder

圖13 彎矩－曲率曲線Fig.13 Moment－curvature curves

4.4 荷載－位移曲線計(jì)算

荷載－位移曲線采用共軛梁法進(jìn)行計(jì)算，小箱梁和空心板的分段數(shù)目分別為151和101，此時(shí)，梁段長(zhǎng)度約為0.2 m。材料本構(gòu)參數(shù)取值見表3。荷載－位移曲線數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值的比較如圖14、圖15所示，其中卸載曲線采用σ－ε、M－φ及P－Δ這3個(gè)層面進(jìn)行了計(jì)算。σ－ε層面卸載時(shí)，如4.3節(jié)所述。由圖14、圖15可以看出，程序計(jì)算的荷載－位移曲線的上升段與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)很接近，3種層面計(jì)算的卸載曲線也比較接近，與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)吻合較好，其中P－Δ層面計(jì)算的卸載曲線為直線。程序計(jì)算的小箱梁和空心板的延性指標(biāo)分別為1.73 和 1.23。

表3 本構(gòu)參數(shù)取值Table 3 Stress－strain parameters value

圖14 小箱梁荷載－位移曲線Fig.14 Load －displacement curves of box girder

圖15 空心板荷載－位移曲線Fig.15 Load － displacement curves of hollow slab

參考圖10，荷載－位移曲線的加權(quán)剛度定義如式(7)所示，式中上標(biāo)P表示P－Δ曲線的加權(quán)剛度，M表示M－φ曲線的加權(quán)剛度。

二是抓好研究選題。重點(diǎn)圍繞保障水安全、水利現(xiàn)代化、水生態(tài)文明建設(shè)等戰(zhàn)略問題，水資源管理、水利工程建設(shè)和管理、水利投入、水權(quán)水價(jià)水市場(chǎng)等體制機(jī)制問題，水利法制建設(shè)、水行政管理改革、水利行業(yè)能力建設(shè)、基層水利發(fā)展等管理問題，摸清情況，理出思路，尋找對(duì)策，提出方案。

彎矩－曲率曲線的加權(quán)剛度計(jì)算只需將式中的荷載和位移替換成彎矩和曲率即可。由截面彎矩－曲率關(guān)系曲線及荷載－位移曲線的上升段可以計(jì)算各段曲線的剛度如表4所示，表中“屈服”表示受拉區(qū)面積最大的一層普通鋼筋屈服。

表4 彎矩－曲率和荷載－位移曲線剛度Table 4 Stiffness of moment－curvature andload－displacement curves

觀察圖12可以看出，σ－ε層面計(jì)算的卸載曲線的第一段與開裂后至普通鋼筋屈服前的曲線基本平行，因而M－φ層面卸載時(shí)，使用彎矩－曲率關(guān)系曲線開裂至普通鋼筋屈服段的剛度BMcr－y作為卸載曲線的剛度。P－Δ層面卸載時(shí)，卸載曲線的剛度取的調(diào)和平均數(shù)，見式(8)。

實(shí)測(cè)P－Δ曲線數(shù)據(jù)點(diǎn)數(shù)相對(duì)較少，采用式(8)計(jì)算的卸載剛度偏小，文獻(xiàn)［16］采用P－Δ曲線從加載至極限荷載的全程加權(quán)剛度進(jìn)行計(jì)算，見式(9)。

式中，γ為加載方式影響因子，對(duì)于跨中單點(diǎn)加載，當(dāng)取γ=0.5時(shí)，小箱梁和空心板的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值都比較接近，如圖16、圖17所示，說明γ取值合理。

圖16 小箱梁卸載簡(jiǎn)化計(jì)算Fig.16 Simplified unloading curve of box girder

圖17 空心板簡(jiǎn)化計(jì)算卸載Fig.17 Simplified unloading curve of hollow slab

5 參數(shù)分析

基于非線性程序，對(duì)部分參數(shù)進(jìn)行了分析，卸載曲線均使用σ－ε層面卸載曲線進(jìn)行計(jì)算。

5.1 預(yù)應(yīng)力筋配筋量的影響

平衡配筋量是指預(yù)應(yīng)力筋斷裂的同時(shí)混凝土壓碎破壞所對(duì)應(yīng)的預(yù)應(yīng)力筋量，配筋率按 ρp=Ap/bwh0計(jì)算，通過改變每束預(yù)應(yīng)力筋中鋼鉸線的根數(shù)，由程序試算得到小箱梁和空心板平衡配筋量對(duì)應(yīng)的每束鋼絞線根數(shù)n分別為7.7和3.1(配筋率ρ為1.40%和0.67%)，實(shí)際配筋量為每束4根和7根。小箱梁和空心板不同配筋量下跨中截面的P－Δ曲線如圖18、圖19所示，延性指標(biāo)如圖20、圖21所示。

圖18 小箱梁預(yù)應(yīng)力筋不同配筋量荷載－位移曲線Fig.18 Load － displacement curves of box girder under different quantities of prestressed reinforcement

圖19 空心板預(yù)應(yīng)力筋不同配筋量荷載－位移曲線Fig.19 Load － displacement curves of hollow slab under different quantities of prestressed reinforcement

圖20 小箱梁延性指標(biāo)－配筋量曲線Fig.20 Ductility index and quantity of reinforcement curve of box girder

圖21 空心板延性指標(biāo)－配筋量曲線Fig.21 Ductility index and quantity of reinforcement curve of hollow slab

從圖18～圖21中可以看出如下幾點(diǎn)。

1)當(dāng)截面的配筋量小于平衡配筋量時(shí)，結(jié)構(gòu)的破壞由預(yù)應(yīng)力筋拉斷造成，此時(shí)，增加預(yù)應(yīng)力筋的數(shù)量不會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的最大變形造成影響，但殘余變形會(huì)減小。

2)當(dāng)截面的配筋量大于平衡配筋量時(shí)，結(jié)構(gòu)的破壞由混凝土壓碎造成，此時(shí)，增加預(yù)應(yīng)力筋的數(shù)量會(huì)使結(jié)構(gòu)的變形性能變差。

3)結(jié)構(gòu)的極限承載能力隨著配筋量的增加明顯增大，殘余變形和延性指標(biāo)隨著配筋量的增加而減小。當(dāng)配筋量小于平衡配筋量時(shí)，結(jié)構(gòu)延性指標(biāo)隨配筋量增加的下降速度較快，當(dāng)配筋量大于平衡配筋量時(shí)，下降速度變慢。

4)小箱梁和空心板配筋量每束分別為8根和3根時(shí)計(jì)算的延性指標(biāo)為1.455和1.410，此時(shí)的配筋量與平衡配筋量相近，延性指標(biāo)基本一樣，說明預(yù)應(yīng)力筋的配筋量是造成兩根試驗(yàn)梁受力性能差異較大的主要原因。

5.2 預(yù)應(yīng)力筋張拉系數(shù)的影響

定義預(yù)應(yīng)力筋張拉系數(shù)η為

式(10)中，fp和σeff分別為預(yù)應(yīng)力筋標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度及其有效預(yù)應(yīng)力。改變預(yù)應(yīng)力筋張拉系數(shù)η的大小，計(jì)算得到小箱梁和空心板的跨中荷載－位移曲線如圖22、圖23所示。

圖22 小箱梁不同張拉系數(shù)下荷載－位移曲線Fig.22 Load －displacement curves of box girder under different tension coefficients

圖23 空心板不同張拉系數(shù)下荷載－位移曲線Fig.23 Load － displacement curves of hollow slab under different tension coefficients

從圖22和圖23中可以看出:

1)張拉系數(shù)對(duì)于小箱梁極限承載力的大小沒有影響，而對(duì)空心板有一定的影響，張拉系數(shù)為0.1和0.8所對(duì)應(yīng)的極限荷載分別為901 kN和973 kN。由此可得出以下結(jié)論:對(duì)于以預(yù)應(yīng)力筋的拉斷造成破壞的構(gòu)件，張拉系數(shù)對(duì)承載力沒有影響，而對(duì)于以頂板混凝土的壓碎造成破壞的構(gòu)件，隨著張拉系數(shù)的增加，承載力會(huì)有所增加。因?yàn)轭A(yù)應(yīng)力筋張拉使截面上緣產(chǎn)生拉應(yīng)變?chǔ)?，構(gòu)件破壞時(shí)截面頂緣應(yīng)變?yōu)?εu，其增量為 εu－0= εu－ ε0，當(dāng)以混凝土壓碎造成破壞時(shí)，εu－0的值會(huì)增加，破壞時(shí)截面的受壓區(qū)高度也會(huì)相應(yīng)地增大，使得承載力增加。

2)隨著張拉系數(shù)的增加，結(jié)構(gòu)的最大變形和殘余變形均顯著減小，結(jié)合上述的分析結(jié)果，設(shè)預(yù)應(yīng)力筋有效預(yù)應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?yōu)棣舉ff，結(jié)構(gòu)破壞時(shí)預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變?yōu)?εpu，其應(yīng)變?cè)隽繛?εΔp= εeff－ εpu，即當(dāng)εΔp增加時(shí)，結(jié)構(gòu)的變形能力增加。當(dāng)預(yù)應(yīng)力筋張拉系數(shù)一定時(shí)，若構(gòu)件以預(yù)應(yīng)力筋拉斷造成破壞，由于此時(shí)εΔp均相同，因而盡管預(yù)應(yīng)力筋的配筋量不同，構(gòu)件破壞時(shí)的最大變形也相同。若構(gòu)件以混凝土壓碎造成破壞，此時(shí)，預(yù)應(yīng)力筋配筋量越大，εpu越小，使得εΔp減小，從而最大變形也變小。由于預(yù)應(yīng)力筋張拉系數(shù)直接決定εeff的大小，因而其對(duì)構(gòu)件變形性能的影響比預(yù)應(yīng)力筋配筋量的影響要大。

3)隨著張拉系數(shù)的增加，截面的軸壓比增加，結(jié)構(gòu)的延性指標(biāo)下降，但變化較小，小箱梁張拉系數(shù)從0.1 增加到0.7，延性指標(biāo)從1.837 下降到1.727;空心板張拉系數(shù)從0.1增加到0.8，延性指標(biāo)從1.231下降到 1.210。

6 結(jié)語

1)對(duì)一片30 m跨的預(yù)應(yīng)力混凝土小箱梁和一片20 m跨的預(yù)應(yīng)力混凝土空心板進(jìn)行了足尺模型試驗(yàn)，破壞模式分別為預(yù)應(yīng)力筋拉斷和頂板混凝土壓碎，按能量的觀點(diǎn)計(jì)算的延性指標(biāo)小箱梁和空心板分別為 1.99 和1.23。

2)編制了非線性計(jì)算程序，重點(diǎn)介紹了卸載曲線采用σ－ε、M－φ及P－Δ這3個(gè)層面是如何進(jìn)行計(jì)算的。3種層面計(jì)算的卸載曲線比較接近，與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)吻合較好，同時(shí)，對(duì)于實(shí)測(cè)的荷載－位移曲線，采用簡(jiǎn)化方法計(jì)算了其卸載曲線，效果良好。

3)承載力:結(jié)構(gòu)的極限承載能力隨著配筋量的增加明顯增大。對(duì)于以預(yù)應(yīng)力筋的拉斷造成破壞的構(gòu)件，預(yù)應(yīng)力筋張拉系數(shù)對(duì)承載力沒有影響，而對(duì)于以頂板混凝土的壓碎造成破壞的構(gòu)件，隨著張拉系數(shù)的增加，承載力會(huì)有所增加。

4)變形性能:預(yù)應(yīng)力筋從加載到破壞時(shí)的應(yīng)變?cè)隽吭酱?，?gòu)件的變形性能越好。預(yù)應(yīng)力筋張拉系數(shù)對(duì)構(gòu)件變形性能的影響比預(yù)應(yīng)力筋配筋量要大。

5)延性:延性指標(biāo)隨著預(yù)應(yīng)力筋配筋量的增加而降低，當(dāng)小箱梁和空心板均為平衡配筋量時(shí)，二者的延性指標(biāo)基本相同。延性指標(biāo)隨著預(yù)應(yīng)力筋張拉系數(shù)的增加而降低，其影響較預(yù)應(yīng)力筋配筋量的影響要小。

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