周凌宇，薛憲鑫,，尹國(guó)偉,

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410075；2.中設(shè)設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司，江蘇 南京，210014；3.中鐵工程設(shè)計(jì)咨詢集團(tuán)有限公司，北京，100000)

預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)在橋梁中得到廣泛應(yīng)用，隨著時(shí)間的推移，待拆除橋梁數(shù)目呈增長(zhǎng)趨勢(shì)。拆除錨具后，鋼束的黏結(jié)性能成為決定殘余預(yù)應(yīng)力的關(guān)鍵。人們針對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼束與混凝土或孔道灌漿的黏結(jié)性能進(jìn)行了很多研究，如：ROSE等[1-3]通過(guò)拉拔試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)鋼絞線端部滑移量可衡量預(yù)應(yīng)力黏結(jié)性能；徐有鄰等[4-5]通過(guò)拔出試驗(yàn)確定了不同標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度鋼絞線在不同混凝土強(qiáng)度等級(jí)下的錨固長(zhǎng)度；杜毛毛等[6-7]通過(guò)抗拔試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力鋼束試件的破壞形態(tài)，并推導(dǎo)了后張有黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋拉應(yīng)變滯后系數(shù)；王英等[8]通過(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)鋼絞線與孔道灌漿的黏結(jié)力隨著鋼絞線束的增大而減??；俞越隴[9]認(rèn)為鋼絞線與孔道灌漿的黏結(jié)系數(shù)與波紋管種類有關(guān)；陸蓮娣[10]對(duì)鋼絞線黏結(jié)機(jī)理進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)波紋管中心的鋼絞線黏結(jié)性能比邊緣位置的鋼絞線黏結(jié)性能優(yōu)；ORANGUN等[11]通過(guò)抗拔試驗(yàn)與數(shù)據(jù)分析得到預(yù)應(yīng)力鋼束與混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度公式；UNTRANER等[12]通過(guò)研究提出黏結(jié)錨固是剛度問題而非強(qiáng)度問題，認(rèn)為當(dāng)滑移量大于1 mm時(shí)，預(yù)應(yīng)力鋼束黏結(jié)失效；NILSON等[13-14]對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼束與混凝土黏結(jié)滑移本構(gòu)進(jìn)行了研究，取得了一定成果。雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)不同的試驗(yàn)方法探討了黏結(jié)性能影響因素以及黏結(jié)機(jī)理，推導(dǎo)了黏結(jié)強(qiáng)度公式以及黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系，但目前對(duì)拆除錨具后殘余預(yù)應(yīng)力對(duì)結(jié)構(gòu)貢獻(xiàn)的研究很少，為此，本文作者在總結(jié)前人研究的基礎(chǔ)上，針對(duì)后張法預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支梁橋在錨具失效后殘余預(yù)應(yīng)力對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)抗力的貢獻(xiàn)問題進(jìn)行試驗(yàn)研究。

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)制作

共制作3根預(yù)應(yīng)力混凝土梁，梁的設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，試驗(yàn)梁和對(duì)照梁構(gòu)造見圖1。水泥、水、砂、石和外加劑質(zhì)量配合比為 380:155:720:1 084:120；水泥為P.II42.5R級(jí)硅酸鹽水泥，粗骨料為石灰?guī)r碎石，最大粒徑≤20 mm；細(xì)骨料為天然河砂(中砂)，外加劑為S95礦粉和粉煤灰，采用 NoF-II減水劑，摻量為5.15 kg/m3；水為日常飲用水；波紋管為F-41扁形塑料波紋管；錨具為YMB15-2扁錨。正式試驗(yàn)時(shí)，混凝土抗壓強(qiáng)度平均值為50.85 MPa。

鋼筋拉伸試驗(yàn)依照GB 228—2002“金屬軸向拉伸試驗(yàn)方法”進(jìn)行，實(shí)測(cè)力學(xué)性能見表2。

圖1 試驗(yàn)梁和對(duì)照梁設(shè)計(jì)圖Fig.1 Layouts of test and contrast beams

預(yù)應(yīng)力鋼筋采用兩端端張拉(分 2次完成)，張拉時(shí)混凝土齡期為15 d，實(shí)測(cè)混凝土抗壓強(qiáng)度平均值為46.21 MPa，張拉控制應(yīng)力為1 302 MPa。張拉完畢后，采用二次壓漿法立即灌漿封閉。

表1 試驗(yàn)梁和對(duì)照梁設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of test and contrast beams

表2 鋼筋實(shí)測(cè)力學(xué)性能Table 2 Mechanics properties of steels and strands

3根梁的處理方式如表3所示，切除錨具的時(shí)間為灌漿完成后28 d。

表3 梁體處理方式Table 3 Beam treatment methods

1.2 加載方案

加載裝置由反力架、液壓千斤頂、壓力傳感器以及分配梁構(gòu)成，如圖2所示。試驗(yàn)采用500 kN液壓千斤頂，試驗(yàn)前先進(jìn)行預(yù)加載。預(yù)壓完成后，進(jìn)行正式加載。采用單調(diào)分級(jí)直接加載制，在0～60 kN加載區(qū)間，采用荷載控制，加載等級(jí)為15 kN；在60～140 kN加載區(qū)間，加載等級(jí)為10 kN；在140～200 kN加載區(qū)間，為捕捉開裂荷載和屈服荷載，加載等級(jí)為5 kN；當(dāng)梁頂部混凝土壓碎時(shí)，轉(zhuǎn)為位移控制加載，每級(jí)位移為3 mm。

圖2 試驗(yàn)裝置圖Fig.2 Test device diagram

1.3 測(cè)試內(nèi)容

本試驗(yàn)通過(guò)應(yīng)變片和百分表采集預(yù)應(yīng)力鋼束的應(yīng)變以及位移，通過(guò)裂縫觀察儀觀察記錄梁體開裂情況。在預(yù)應(yīng)力鋼束以及縱筋上選取5個(gè)截面布置電阻應(yīng)變片，在跨中位置頂面和底面分別布置2個(gè)應(yīng)變片，如圖3所示；在梁的支座以及1/4，1/2和3/4截面位置布置30 mm量程百分表，如圖4所示。每施加1級(jí)荷載，持荷2 min后，采用靜態(tài)應(yīng)變數(shù)據(jù)采集儀采集應(yīng)變，并人工讀取各百分表讀數(shù)以及記錄裂縫開展情況。

圖3 應(yīng)變片布置圖Fig.3 Arrangement of strain gauges

圖4 位移計(jì)布置圖Fig.4 Arrangement of displacement gauges

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 裂縫分布

3個(gè)模型梁在加載過(guò)程中，均首先在跨中純彎段出現(xiàn)裂縫，裂縫出現(xiàn)后向上、向兩邊穩(wěn)定發(fā)展。達(dá)到破壞時(shí)，對(duì)照梁和試驗(yàn)梁純彎段均出現(xiàn)約8條裂縫，彎剪段出現(xiàn)約14條斜裂縫。3根梁裂縫開展情況如圖5所示。

試驗(yàn)結(jié)果表明：在其他條件相同時(shí)，切除錨具只影響開裂荷載和裂縫開展寬度，并不影響梁體最后的裂縫分布形式。

2.2 破壞形態(tài)

開裂前試驗(yàn)梁與對(duì)照梁均表現(xiàn)為線彈性變形特征。當(dāng)試驗(yàn)梁荷載達(dá)到60 kN，對(duì)照梁荷載達(dá)到70 kN左右時(shí)，梁體跨中底面和側(cè)面開始出現(xiàn)裂縫，裂縫寬度很小，隨即預(yù)應(yīng)力鋼束和鋼筋的應(yīng)力迅速增大，荷載-撓度曲線出現(xiàn)第1個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn)(如圖6所示)。隨著荷載增加，純彎段裂縫逐漸增多，當(dāng)試驗(yàn)梁荷載達(dá)到100 kN，對(duì)照梁荷載達(dá)到110 kN時(shí)，斜裂縫開始出現(xiàn)，此后繼續(xù)增加荷載，裂縫長(zhǎng)度擴(kuò)展相對(duì)較慢，裂縫寬度發(fā)展迅速。當(dāng)試驗(yàn)梁荷載達(dá)到170 kN，對(duì)照梁荷載達(dá)到約180 kN左右時(shí)，縱向受拉區(qū)鋼筋屈服，預(yù)應(yīng)力鋼束還處于彈性階段，混凝土發(fā)出輕微“咔咔”的聲響，梁頂部混凝土剝落，撓度迅速增加，荷載撓度曲線進(jìn)入第2個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn)。此后進(jìn)行位移控制加載，混凝土破壞區(qū)域逐漸擴(kuò)大，當(dāng)跨中位移達(dá)到8 cm左右時(shí)停止加載，此時(shí)最大裂縫約為 4 mm。卸載后裂縫迅速閉合，試驗(yàn)梁跨中回彈約 4 cm，對(duì)照梁跨中回彈約4.8 cm。

3 結(jié)果分析

3.1 荷載-跨中撓度曲線

試驗(yàn)梁和對(duì)照梁的實(shí)測(cè)荷載-跨中撓度曲線如圖6所示。從圖6可看出梁的破壞過(guò)程可分為3個(gè)階段：1) 從加載到結(jié)構(gòu)開裂的彈性階段；2) 從結(jié)構(gòu)開裂到鋼筋屈服的開裂階段；3) 從鋼筋屈服到結(jié)構(gòu)破壞的破壞階段。

圖5 不同梁裂縫分布圖Fig.5 Crack distribution of different beams

在第1階段中，預(yù)應(yīng)力鋼束與孔道灌漿黏結(jié)良好，試驗(yàn)梁與對(duì)照梁的工作狀態(tài)一致，曲線基本重合，但由于經(jīng)過(guò)切除錨具處理，預(yù)應(yīng)力略有減小，所以，試驗(yàn)梁先出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，提前進(jìn)入第2階段。在第2階段，結(jié)構(gòu)處于帶裂縫工作狀態(tài)，截面剛度下降，荷載-撓度曲線偏離彈性階段曲線的切線方向，斜率逐漸變小，呈現(xiàn)非線性狀態(tài)，由于預(yù)應(yīng)力損失，試驗(yàn)梁豎向剛度比對(duì)照梁的小。在第3階段，結(jié)構(gòu)進(jìn)入屈服狀態(tài)，試驗(yàn)梁荷載撓度曲線陡降，然后趨于穩(wěn)定，說(shuō)明當(dāng)達(dá)到屈服時(shí)，預(yù)應(yīng)力鋼束與孔道灌漿之間黏結(jié)力達(dá)到上限，并出現(xiàn)滑移，此時(shí)，預(yù)應(yīng)力鋼束的拉應(yīng)力下降。對(duì)照梁中由于錨具的約束作用，預(yù)應(yīng)力鋼束仍能繼續(xù)承擔(dān)荷載，荷載撓度曲線呈現(xiàn)緩慢上升趨勢(shì)。

圖6 荷載-跨中撓度曲線Fig.6 Relationship between load and mid-span

3.1.1 承載能力分析

試驗(yàn)中測(cè)得試驗(yàn)梁BEAM-A和BEAM-B屈服荷載分別為176.0 kN和171.0 kN，平均為173.5 kN，對(duì)照梁 BEAM-C的屈服荷載為 180.0 kN，兩者相差3.6%。屈服后，試驗(yàn)梁的極限荷載為163.0 kN，對(duì)照梁極限荷載約為182.0 kN，相差約為10.4%，這說(shuō)明在標(biāo)準(zhǔn)灌漿方式下，切除錨具對(duì)梁體屈服荷載影響不大，梁體屈服后，極限荷載略降低。

3.1.2 抗裂性能分析

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果得到試驗(yàn)梁BEAM-A，BEAM-B和對(duì)照梁 BEAM-C的開裂荷載分別為 66.0，63.0和72.0 kN。取試驗(yàn)梁BEAM-A和BEAM-B的開裂荷載平均值作為試驗(yàn)梁的開裂荷載，開裂荷載為64.5 kN，比對(duì)照梁BEAM-C的開裂荷載低10.4%。開裂后，在同級(jí)荷載下，試驗(yàn)梁BEAM-A和BEAM-B梁的裂縫寬度約為對(duì)照梁BEAM-C的2.5倍，說(shuō)明拆除錨具后，預(yù)應(yīng)力梁的抗裂性能明顯降低。

3.1.3 豎向剛度分析

利用下式分別得到第1階段和第2階段的剛度K1和K2：

式中：Fe和fe分別為結(jié)構(gòu)開裂前荷載-位移曲線上各點(diǎn)對(duì)應(yīng)的加載荷載和跨中撓度；Fcr和fcr分別為結(jié)構(gòu)達(dá)到屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的加載荷載和跨中撓度；Fck和fck分別為結(jié)構(gòu)開裂時(shí)對(duì)應(yīng)的加載荷載和跨中撓度。計(jì)算結(jié)果如表4所示。

從表4可看出：在第1階段，試驗(yàn)梁的平均豎向剛度K1約為 11.7 kN/mm，對(duì)照梁的剛度為 12.09 kN/mm，兩者相差約為3%；第2階段試驗(yàn)梁的平均豎向剛度K2為 4.13 kN/mm，對(duì)照梁的剛度為 4.45 kN/mm，兩者相差為7.2%。試驗(yàn)梁的開裂撓度比對(duì)照梁增大 1.6%，極限撓度增大 6.8%，說(shuō)明切除錨具對(duì)開裂前梁體剛度影響微小，對(duì)開裂后梁體影響較顯著。

3.1.4 延性分析

延性是指工程結(jié)構(gòu)中，截面、構(gòu)件或結(jié)構(gòu)整體達(dá)到屈服后，在承載能力沒有顯著下降情況下所具有的后期變形能力，是結(jié)構(gòu)屈服后一項(xiàng)重要的力學(xué)性能，通常通過(guò)計(jì)算結(jié)構(gòu)位移延性系數(shù)和能量延性系數(shù)定量研究分析試件的延性性能。

出于安全考慮，本試驗(yàn)并未加載至斷裂，以結(jié)構(gòu)達(dá)到極限承載力后持荷能力下降10 kN時(shí)的狀態(tài)作為結(jié)構(gòu)極限狀態(tài)。3根梁的位移延性系數(shù)μΔ和能量延性系數(shù)μE見表5。

表5 梁體延性系數(shù)Table 5 Ductility of beams

從表5可見：對(duì)照梁BEAM-C的位移延性系數(shù)為1.72，能量延性系數(shù)為 2.09；試驗(yàn)梁 BEAM-A和BEAM-B的平均位移延性系數(shù)為1.53，平均能量延性系數(shù)為1.77。與對(duì)照梁BEAM-C相比，BEAM-A和BEAM-B的位移延性系數(shù)和能量延性系數(shù)分別降低11.0%和15.3%，故可以判斷錨具失效后結(jié)構(gòu)延性顯著降低。

3.2 荷載-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變曲線

在靜力荷載作用下，以未加載時(shí)的狀態(tài)作為應(yīng)變平衡狀態(tài)，定義拉應(yīng)力為正，壓應(yīng)力為負(fù)，模型梁荷載-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?cè)隽筷P(guān)系如圖7所示(由于試驗(yàn)梁BEAM-B的測(cè)點(diǎn)P1處應(yīng)變片被損壞，故未能測(cè)得相應(yīng)結(jié)果)。

圖7 預(yù)應(yīng)力鋼束荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Load strain curves of prestressed tendons

從圖7可看出：試驗(yàn)梁比對(duì)照梁先出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，說(shuō)明切除錨具會(huì)導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力損失，降低消壓荷載；預(yù)應(yīng)力損失從梁端到跨中遞減；出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)后，試驗(yàn)梁BEAM-A和 BEAM-B的曲線仍能繼續(xù)延伸，說(shuō)明孔道灌漿與鋼絞線的黏結(jié)牢固，試驗(yàn)梁仍能繼續(xù)承擔(dān)荷載。

達(dá)到消壓荷載后，外界荷載由混凝土、普通鋼筋以及預(yù)應(yīng)力鋼束共同承擔(dān)。對(duì)比圖7(a)和圖7(b)所示曲線斜率可以看出此階段試驗(yàn)梁的曲線斜率小于對(duì)照梁的曲線斜率，說(shuō)明在同樣荷載增量作用下，試驗(yàn)梁預(yù)應(yīng)力鋼束承擔(dān)的荷載增量也較大。

假設(shè)混凝土與普通鋼筋對(duì)結(jié)構(gòu)抗力的貢獻(xiàn)率為ρ，定義

其中：Δε1為同級(jí)荷載增量下試驗(yàn)梁預(yù)應(yīng)力鋼束應(yīng)變?cè)隽?；Δ?為同級(jí)荷載增量下對(duì)照梁預(yù)應(yīng)力鋼束應(yīng)變?cè)隽?。選取90～160 kN荷載區(qū)間的參數(shù)進(jìn)行分析，混凝土與普通鋼筋對(duì)結(jié)構(gòu)貢獻(xiàn)率如表6所示。

表6 混凝土與普通鋼筋對(duì)結(jié)構(gòu)貢獻(xiàn)率Table 6 Contribution ratio of concrete and steel to structure

由表6可以看出：貢獻(xiàn)率ρ隨著測(cè)點(diǎn)與錨固端距離的增大而減小。結(jié)合圖5以及2.2節(jié)可知，由于錨具在梁端對(duì)混凝土的壓縮作用，對(duì)照梁裂縫開展區(qū)域較短，所以，混凝土和鋼筋可以更多地為結(jié)構(gòu)提供抗力，且壓縮作用隨梁端到跨中遞減，故ρ逐漸減小；試驗(yàn)梁無(wú)錨具約束，故曲線斜率較小。

達(dá)到屈服荷載后，試驗(yàn)梁 BEAM-A和BEAM-B的荷載-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變關(guān)系上升區(qū)域平緩并部分出現(xiàn)下降趨勢(shì)，說(shuō)明此時(shí)試驗(yàn)梁的鋼束與孔道灌漿之間的黏結(jié)力達(dá)到上限。這種現(xiàn)象從梁端到跨中依次減弱，說(shuō)明從梁端到跨中黏結(jié)力逐漸增強(qiáng)，這與陸蓮娣[10]所得研究結(jié)果一致，此時(shí)，梁端預(yù)應(yīng)力鋼束與孔道灌漿逐漸開始脫離，鋼束回縮。

3.3 荷載-普通鋼筋應(yīng)變曲線

由于試驗(yàn)中梁端部位普通鋼筋應(yīng)變片被損壞，故只能測(cè)得跨中位置相關(guān)參數(shù)。圖8所示為普通縱向受力鋼筋荷載-應(yīng)變曲線。

從圖8(a)可知：在達(dá)到屈服荷載以前，試驗(yàn)梁與對(duì)照梁所示荷載-應(yīng)變曲線一致，切除錨具對(duì)頂部鋼筋受力沒有影響；達(dá)到屈服荷載后，對(duì)照梁曲線繼續(xù)延伸，試驗(yàn)梁鋼筋應(yīng)變下降，說(shuō)明此時(shí)結(jié)構(gòu)承載力開始下降(如圖6所示)。

由圖8(b)可知：在開裂之前，3條荷載曲線基本重合，開裂之后，曲線大致平行，說(shuō)明試驗(yàn)梁與對(duì)照梁的受力狀態(tài)相同；當(dāng)荷載達(dá)到140 kN左右時(shí)，試驗(yàn)梁荷載曲線出現(xiàn)上折。結(jié)合2.2節(jié)中的分析可知，由于跨中裂縫開展較大，導(dǎo)致普通鋼筋與混凝土黏結(jié)力下降，試驗(yàn)梁鋼筋應(yīng)變不再增加；當(dāng)荷載達(dá)到170 kN左右時(shí)，由于結(jié)構(gòu)承載力降低，試驗(yàn)梁荷載曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。

圖8 荷載-普通鋼筋應(yīng)變曲線Fig.8 Load strain curves of regular steel

3.4 荷載-混凝土應(yīng)變曲線

圖9所示為荷載-混凝土應(yīng)變曲線，跨中梁頂混凝土壓應(yīng)變?yōu)榛炷翂核榍八鶞y(cè)，梁底拉應(yīng)變?yōu)榛炷晾亚八鶞y(cè)。從圖9可以看出：在頂部混凝土壓碎前的整個(gè)加載過(guò)程中，試驗(yàn)梁 BEAM-A以及對(duì)照梁BEAM-C跨中截面頂部受壓區(qū)、底部受拉區(qū)混凝土的荷載-應(yīng)變曲線下降；與裂縫開展情況相同，拆除錨具并不影響混凝土破壞形態(tài)，但會(huì)降低極限荷載。

圖9 跨中混凝土荷載-應(yīng)變曲線Fig.9 Load strain curves of mid-span concrete

4 結(jié)論

1) 切除錨具后梁體承載能力略下降。與對(duì)照梁相比，試驗(yàn)梁屈服荷載降低3.6%，極限荷載降低10.4%。由于屈服荷載降低較小，在達(dá)到屈服荷載之前仍然可按正常狀態(tài)考慮預(yù)應(yīng)力鋼束對(duì)結(jié)構(gòu)的貢獻(xiàn)。

2) 試驗(yàn)梁的抗裂性能降低。在同級(jí)荷載下，裂縫寬度約為對(duì)照梁的2.5倍。切除錨具只影響開裂荷載和裂縫開展寬度，不影響梁體最后的裂縫分布形式。

3) 試驗(yàn)梁的豎向剛度略降低。與對(duì)照梁相比，試驗(yàn)梁開裂前的豎向剛度降低 3.0%，開裂撓度增大1.6%，開裂后豎向剛度降低7.2%，極限撓度增大6.8%。

4) 試驗(yàn)梁的延性降低。與對(duì)照梁相比，位移延性系數(shù)降低11.0%，能量延性系數(shù)降低15.3%。