资源描述：
《浅谈体外预应力在加固混凝土梁中的应用及应力松驰研究》由会员上传分享，免费在线阅读，更多相关内容在学术论文-天天文库。
河海大学硕士学位论文体外预应力在加固混凝土梁中的应用及应力松驰研究姓名：盛超申请学位级别：硕士专业：结构工程指导教师：卓家寿20070501 摘要摘要在工程中，体外预应力加固技术具有施工简单、结构可靠、易于维护、造价经济等优点，在各种新建的大型土木工程结构中得到了广泛的应用；同时，大量的在役的工程，如大跨度的梁、桥梁，由于结构老化、钢筋锈蚀及使用荷载变化等因素的影响，结构产生损伤或疲劳，采用体外预应力技术加固这些损伤或疲劳是十分有效的。体外预应力作为后张预应力体系的重要分支之一，在近20年来，其设计理论得到了极大的发展，但是有关预应力应力松驰效应的研究不多，尤其混凝土收缩、徐变及应力松驰之间的相互影响研究过少。本文针对体外预应力加固混凝土梁的体外预应力筋应力损失的计算、二次效应计算、加固设计及应力松驰的评价做了比较详尽的分析和研究。同时运用大型商用有限元软件ABAQUS对体外预应力梁的性能进行了深入的研究。具体内容如下：1．首先对预应力应力损失的影响因素、二次效应、预应力应力增量作了详细的介绍。运用等效荷载理论，对体外预应力筋与梁体的作用进行分析，初步研究分析了体外筋的加固机理，并对其加固效果进行系统的描述；2．基于ABAQUS，对体外预应力加固效果进行非线性有限元分析，并与规范计算结果对比。对某一采用体外预应力筋进行加固处理的混凝土简支梁，加固前后的应力、应变、挠度等情况进行了分析和研究；其次，对采用不同体外筋布筋方式加固简支梁的加固效应进行了比较；最后，对设一个转向块体外筋加固的简支梁受力全过程进行了详细的分析，并探讨了体外筋的作用机理。3．本文在ABAQUS商用限元软件基础上外加标准线性固体本构模型来模拟体外索的应力松驰效应。为更深入的研究体外应力松驰效应，预测由于应力松驰而带来的加固效果的变化提供了一个简单可行的模拟方法。关键词：体外预应力、工程加固、材料和几何非线性、加固效应、应力松驰 AbstractInengineeringreinforcement,Bccauseoftheadvantagesofsimpleconstruction．structuralsafety，easymaintenanceandeconomy,theexternalprestresingtechniquehasbeenwidelyusedinthenewconstructionoflargecivilengineeringstructures．Also，Manyellgineeringstructuresatservice，suchaslargespanbeamandbridges，aresufferingfrom’fatigueorstructuralharmduetostructureaging,corrosionofreinfor-reinfor-cementbarandoverweight．Itisveryeffectivetostrengthentheseharmedorfatiguestructuresusingtheexternallyprestressingtechnique．Intwodecades，astheimportantpartofpost-tensioned，thedesigningtheoryprogressrapidly,butthestudyofstressrelaxationisverylittle，especiallyeffectamongconcreteshrinkage．creepandstressrelaxation．Thecalculationofstress10ss，second-ordereffects，reinforcementdesignandstressrelaxationisstudiedatlargeinthepaper．Also，acomm四oalfiniteelementpro伊am,ABAQUS，wasnsedtoanalyseextemalprestressedconcretebeam．themostlyworkatefellow：Firstly,thefactorsofStreSSlOSS。second-ordereffects。theincrementofstresscalculationindetilsareintroduced．‰ughanalysethereeiprocityrelationofexternalpre-stressedcableandbeam,reinforeementmechanismofexternalpre-stressedcablebestudiedbyusingequivalentloadtheory．Secondly,fromtheviewofnumericalsimulation，usingABAQUStoanalyseexternalpre-stressedooncfetebeam．contrastanalysisresult．themechanismofactionofexternalpre-stressedcableisdiscussedbytheanalysisofstress、strain、deflectionandsoonwhichisfbfe-锄d．anerofconcretesimplysupportedbeamofextemalprestressedofreinforeement；andanalysethereinforcementeffectofexternalprestressedreinforcement，sothatdiscussthereinforcementmechanismofexternalpre-stressedtendons．Finally,OnbasisofABAQUS，DevelopingVolt-kelvinmodelsimulatetheeffectofStressrelaxation．Thatprovideafeasiblemethodfordeepstudyingtheeffectofstressrelaxationtosimulatingtheeffectofstressrelaxation，toforecastingtheehan西ngofreinforcementefrccLKeywords：Externalprestressingtendons，Engineeringreinforcement,materialandgeometricalnonlinearities，reinforcementeffect,StressrelaxationII 学位论文独创性声明：本人所呈交的学位论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果。与我一同工作的同事对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。如不实，本人负全部责任。论文作者(签名)：学位论文使用授权说明2007年5月28日河海大学、中国科学技术信息研究所、国家图书馆、中国学术期刊(光盘版)电子杂志社有权保留本人所送交学位论文的复印件或电子文档，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存论文．本人电子文档的内容和纸质论文的内容相一致。除在保密期内的保密论文外，允许论文被查阅和借阅。论文全部或部分内容的公布(包括刊登)授权河海大学研究生院办理。论文作者(签名)：2007年5月28日 河海大学硕士学位论文1．1选题的背景第一章绪论当前国内外发展生产、提高生产力的重心，己从新建工业企业转移到对已有企业的技术改造，以取得更大的投资效益。按统计资料，改建比新建工程节约投资约40％，缩短工期约50％，收回投资速度比新建厂房快3～4倍。世界上发达国家大体上都经过三个阶段，即大规模新建阶段、新建与维修并举阶段、重点转移向旧建筑维修改造为主的第三个发展时期【ll。目前，许多发达国家已先后步入第三发展时期。据统计，英国1980年建筑物维修改造工程占建筑工程总量的2／3121；瑞典1983年用于维修改造的投资占建筑业总投资的50％i3】；在美国，新建筑业开始萧条，而维修改造业兴旺发展，据美国劳工部对2000年热门行业预测，旧房维修改造业届时将是最受欢迎的九类行业之一。在我国，有关旧建筑物的调查工作已陆续开始，有关资料表明，“一五”期间，更新改造资金只相当于同期基本建设投资的4．2040，“三五”期问已达27％，“七五”期间为54％。这表明，在今后的若干年，国家用于旧建筑物维修、改造和加固的费用将逐步增加。另据调查，我国建国以来竣工的工业与民用建筑超过30亿平方米。再加上过去的建筑物，城镇现有房屋已超过50亿平方米，其中60年代建成的约占50％。相当多的房屋已进入中老年期，也就是说约有近25亿平方米的建筑物有可能出现工程质量事故问题【6】，需要鉴定、维修和加固。同时．由于超载、钢筋的锈蚀及服务期限等原因，世界各地的许多桥梁存在着不同程度的损伤，利用体外预应力技术加固这些既有的损伤结构，能有效恢复其工作性能和承载能力19|，这样既可避免损伤桥梁的推翻重建，又消除了事故隐患，具有巨大的经济和社会效益。目前，我国工程技术人员对建筑物的加固技术进行了大量的研究工作，并提出了许多切实可行的加固方法，如外包混凝土加固、粘钢加固、碳纤维加固、体外索加固、增焊型钢加固、粘合补筋加固等。这些方法各有利弊，且各自适应一定的条件。而体外索加固技术作为一种主动的加固方法，其实质是以租钢筋、钢绞线或高强钢丝等钢材作为施力工具，对结构施加体外预应力，以预加力产生的反弯矩抵消部分外荷载产生的内力，从而达到改善结构使用性能并提高其极限承载力的目的。采用此方法对 第～章绪论钢筋混凝土梁进行加固时特别适合以下几种情况f8I【9】flol：1)混凝土构件因设计失误、施工错误、材质不符合要求；2)结构负荷增加、使用功能的改变，需要提高结构构件的荷载等级；3)用于控制梁体裂缝及降低钢筋的疲劳应力幅度；4)因地震、火灾使结构或构件遭到损害，造成的结构承载力下降；5)施工过程中的临时加固。目前体外预应力加固技术已广泛运用于结构加固工程中，工程实践表明，体外预应力加固技术具有如下优点：在自重增加很小的情况下，能较大幅度地改善和调整原结构的受力情况，提高承重结构的刚度、抗裂性。一般情况下，可将原结构承载力提高30％～40％；体外预应力筋仅在转向块与结构相接触，摩擦损失小；体外预应力筋布置在截面外，孔道防腐材料灌注质量容易检查，防腐质量可以得到保证；应力加固技术所需设备简单，人力投入少，施工工期短，经济效益明显；由于承重结构自重增加小，故对墩台及基础受力情况影响很小，可节省对墩台及基础的加固且加固效果的力学关系明蒯¨】；对原结构损伤较小，不会使混凝土强度变低而性能变差，可以做到不影响桥下净空，且不增加路面标高；体外预应力筋布置灵活，可以根据需要布置线型，优化布筋，可以全梁加固，也可局部加固，对桥梁加固施工过程中，可以不封闭交通。因此，体外预应力技术是一种高效、经济且旄工方便的结构形式。它不仅可以用来改善梁的受弯性能，还可以用来改善构件抗剪性能。目前，体外预应力技术既可用在预应力混凝土桥梁和建筑结构工程的新建工程中，也可用在对既有混凝土及钢结构的重建加固及维修中，同时也可用于I临时性预应力混凝土结构或钢结构及旖工时的临时加固措施中。同时体外预应力加固技术也存在一定的缺陷：体外预应力筋因曝露在构件外，易损坏、着火及振动，因此要对其自由长度加以限制；锚固区和转向块处因承受着巨大局部集中力，结构特别笨重【lq；体外索的实际偏心较小，但在荷载作用过程中由于二次效应及应力松驰影响，其极限状态下的抗弯能力小于体内有粘结力筋【I"rl。2 河海大学硕士学位论文1．2体外预应力加固技术的研究进展体外预应力梁是指将预应力筋布置在结构构件的截面之外，与体内无粘结预应力技术相对而言的预应力技术，是后张法预应力体系中一个重要分支。体外预应力结构一般由预应力筋、管道、防腐材料、转向块、锚固系统等部件组成。早在1928年德国工程师FranzDischinger茸g先将外部配筋应用于桥梁中，设计Saale桥。此后一直到1950年的这段时间内，欧洲各国也建造了为数不少的体外力筋预应力混凝土桥。到20世纪70年代，相继发现用体内布筋建造的预应力混凝土桥梁，由于对摩擦造成的钢筋预应力损失及混凝土徐变、温度影响估计不足，桥梁破损严重，致使多数需要补强，而这时又出现了采用体外预应力筋补强技术，加上防腐技术取得了突破性进展，体外预应力技术再次引起人们的重视。1980年美国及法国建造了以LongKey／侨等为代表的一系列体外力筋桥梁。1985年后日本建成了以东北新干线目川桥及四万十川桥为代表的体外力筋预应力混凝土桥梁。尤其在1995年英国运输部取消暂停修建后张灌浆有粘结预应力混凝土桥梁决定后，国外对体外预应力技术的研究和应用更趋活跃。传统的结构修复加固技术很多，但是由于预应力技术的发展及其加固后取得的良好综合经济效益，使得运用体外预应力技术进行加固的工程越来越多。国内外对于体外预应力加固技术的研究状况如下：1992年，东南大学张继文作了题为《预应力加固梁(简支梁和连续梁)的性能研究与计算分析》的硕士论文，文中采用试验与理论研究相结合的方法，对采用预应力法加固的普通钢筋混凝土简支梁和连续梁的受力全过程进行了详细的研究。试验表明：梁的预应力加固是一种积极的加固法，它不但能大幅度提高被加固梁的极限荷载(抗弯和抗剪)，同时也可在很大程度上改善使用性能。1993年，Harajlit56】试验了16根矩形截面的体外预应力加固简支梁，所有的试验梁分为三分点加载。16根混凝土试件开始在一定的荷载范围内的循环疲劳荷载作用下产生疲劳变形，然后用体外预应力技术进行了加固，再单调加载直至构件的破坏。试验观察和结论：利用体外预应力筋加固后，混凝土梁的名义抗弯强度增加至146％，而疲劳变形降低至75％；折线形的体外预应力筋比直线预应力筋对于增加梁的抗弯强度更加有效；加固后混凝土梁的体内抗拉钢筋的应力范围和平均应力水平降低较多，梁的疲劳寿命有了明显的改善。 第一章绪论1993年，Tan和naamad'5墟立了一个支撑．系杆模型(strut-and．tiemodel)．此模型提供了四种体外梁的失效判别模式：压区混凝土或斜撑压碎；抗剪筋或箍筋屈服；体内有粘结筋屈服；体外筋屈服。1993年，杜世生、叶见曙、赖国麟等提出了体外预应力加固钢筋混凝土简支梁的抗弯极限强度的计算方法。该方法假设破坏阶段时，在最大弯矩截面附近形成一个塑性区，将这个塑性区理想化为一个铰，并以破坏截面中性轴位置做为铰的中心，把结构的变形看作是以此点为铰所联结的相邻两部分沿相反方向的转动产生的。从而可决定预应力筋的极限应力，计算结构的极限强度。1996年，房贞政和上官萍试验了2根体外预应力两跨连续梁，一根梁为三段干接缝预制拼装的体外预应力梁，另～根梁为整体浇筑体外预应力梁。试验结果表明；预制拼装预应力混凝土连续梁在混凝土梁体歼裂前，在外荷载作用下其结构性能与整体浇筑梁类似；预制拼装预应力混凝土连续梁，尤其是干接缝体系，在预应力被抵消后其受力性能与整体浇筑粱有较大差异，模型梁在承载极限阶段，产生在支座区域形成塑性铰而在两干接缝处形成转动铰的破坏机理；模型梁由于节段梁干接缝处的张开，形成转动铰使连续梁的极限承载力降低，但这可以通过更有利的的接缝形式与更适合的预应力筋布索方式来改善；在内支座处的节段梁设置一定量的有粘结非预应力钢筋对结构延性非常有利，在承载极限状态可以形成较理想的塑性铰。1997年，Tan和N9132】试验了6根体外预应力简支粱，其中三报为直线筋体外梁，另三根都在跨中设有一个转向块，试验梁三分点加载直至破坏。试验结果表明：在梁的最大挠度处设置一个转向块能使梁产生良好的工作性能(挠度、开裂和钢筋应力)，以及相对于没有设置任何转向块的体外梁具有更高的极限承载力；对于直线形体外筋，增加其偏心距会导致体内筋应力、裂缝宽度以及工作荷载下的挠度都增大，面对于折线形体外筋，增加其偏心距会导致更大的体外筋增量以及临近破坏时更高的塑性。1999年，Harajli掣”1基于增量变形法(incrementaldeformationmethod)建立了一个数值非线性模型，可用于预测利用体外预应力技术原始设计或加固混凝土构件的全过程荷载一挠度响应。认为二次效应主要取决于转向块的设置情况、体外筋的形式以及极限荷载下梁的非弹性挠度的大小。研究结果表明：体外预应力4 河海大学硕士学位论文是一种对于混凝土抗弯构件非常有效的加固技术，适宜的体外预应力筋能使构件的挠度迅速恢复到正常状况。1999年，铁道部科学研究院牛斌【19】通过对9片体外预应力混凝土梁静载试验的结构分析，基于混凝土塑性铰理论建立了体外预应力混凝土梁极限状态下弯矩、挠度和体外预应力筋应力增量的简化计算方法。2001年，哈尔滨工业大学的王宗林和王彤融1在分析体外预应力钢筋与混凝土主梁变形的基础上，通过截面内力平衡方程和变形协调关系，对体外预应力混凝土梁进行了从加载到破坏的全过程分析，得到了极限状态下体外筋的极限应力和混凝土梁的极限抗弯强度。2001年，同济大学的吴晓涵和吕西林提出了一种基于有限元方法的用于体外预应力混凝土结构非线性分析的模型，能模拟体外索在转向块处的滑移和摩擦作用。但是该分析模型没有考虑混凝土与体内普通钢筋之间的粘结滑移作用的影响。2002年，西南交通大学李方元等根据4片体外预应力高强度混凝土连续梁模型的静载试验，得出体外预应力连续梁的裂缝分布和发展规律与无粘结预应力梁相似；普通钢筋对分散裂缝和限制裂缝发展有利。2003年，哈尔滨工业大学王宗林、张树仁等【1刀通过对体外预应力混凝土简支梁中受拉区普通钢筋对结构工作性能的影响分析，明确了在体外索结构中普通钢筋的作用和截面的破坏机理。2005年，越Ⅱned和Beeb，31】通过对9根体外预应力混凝土梁静载试验的结构分析，试验表明：在荷载作用过程中，体外预应力应力增长缓慢，但是当梁体出现裂缝后应力增长突然加快，应力增长与作用的弯矩的关系曲线同挠度与作用弯矩的关系曲线类似，最终体外预应力筋应力增加量在0．20／o-0．55％。混合配筋的体外预应力结构的受弯性能国内外作了大量的理论分析和试验研究。由于影响体外预应力梁受弯承载力的因素太多，如梁的结构形式、截面类型、梁的跨高比、预应力筋及非预应力筋的配筋率、力筋布置线型、二次效应等原因的影响使得准确确定其承载力非常困难。这里的“二次效应”是指体外预应力粱在外荷载作用下发生变形时，相邻锚具或转向块之间体外预应力筋的偏心距会发生变化，致使体外预应力筋的有效偏心距减小、降低现象。另外还有转向块处5 第一章绪论的摩擦、滑动对体外预应力筋应力增量计算的影响，考虑上述几种影响的有限元方法能得到满足精度的数值解。目前还没有一个具有较高精度且比较简便实用的体外预应力筋极限应力的公式，体外预应力技术的许多方面设计还借鉴着体内无粘结预应力的理论公式。从抗弯性能分析和设计的角度讲，当忽略不计体外预应力筋的“二次效应”及转向块处的摩擦力，体外预应力筋按无粘结预应力筋来处理是合理的。但要想在工程加固中广泛推广应用体外预应力技术仍需解决以下几个方面的问题：1)体外预应力锚具系统及预应力损失，尤其是预应力筋应力松驰损失的研究。2)体外预应力梁动力问题的研究，包括加固梁动力特性和疲劳性能的研究。3)采用体外预应力技术加固局部结构时对整体结构和其它部分产生的影响。4)火灾环境下体外预应力混凝土梁的非线性分析模型及其性能的研究。本文主要研究第一问题，预应力筋应力松弛损失。1．3本课题研究意义与内容体外预应力是最早出现的预应力形式之一，与传统的体内有粘结预应力结构相比，体夕}预应力筋的应变与混凝土主梁的应变不协调。此外，在工程加固中，预应力索在高强度的应力作用下，应力松驰效应肯定是存在的，应力松驰对加固构件的长期挠度、承载力的影响程度的状态，至今还没有得到很好的解决。随着现代化建设的进行，体外预应力技术在各类工程中已广泛的运用。但是体外预应力的设计计算、加固机理、加固效果等理论的研究远远滞后于工程应用。目前在工程中运用体外预应力技术主要还是以专家和设计人员的经验判断为依据来进行的，因此对于理论的研究已经十分紧迫。本文将针对体外预应力加固技术的力学分析及体外预应力筋应力松驰效应进行探讨，旨在为工程师做出更合理的设计提供参考与借鉴。本文主要研究内容有以下几个方面：1．首先对预应力应力损失的影响因素、二次效应、预应力应力增量及加固理论进行详细的介绍。运用等效荷载理论，对体外预应力筋与梁体的作用进行分析，初步研究分析了体外筋的加固机理，并对其加固效果进行系统的描述。2．对体外预应力加固效果进行非线性有限元分析，并与规范计算结果对比，6 河海大学硕士学位论文揭示二次效应、转向块对加固效果的影响；对某一采用体外预应力筋进行加固处理的混凝土简支梁，加固前后的应力、应变、挠度等情况进行了分析和研究；其次，对采用不同体外筋布筋方式加固简支梁的加固效应进行了比较；最后，对设一个转向块体外筋加固的简支梁受力全过程进行了详细的分析，并探讨了体外筋的作用机理。3．对于加固工程，被体外预应力技术加固的混凝土构件的收缩业已在长期使用过程中基本完成，在长期恒载作用下的混凝土徐变也基本完成。此外，体外预应力加固体系并不会使桥梁恒载增加许多，且使原梁受压区的应力明显减小．因此，该混凝土构件的徐变也基本停止，即可近似认为在需要加固的混凝土构件的收缩和徐变已经基本完成，故在分析模型中不考虑徐变和收缩的影响，仅仅考虑应力松驰的影响。本文在ABAQUS商用限元软件基础上外加标准线性固体本构模型来模拟体外索的应力松驰效应。4．最后就一工程实例，初步介绍运用体外预应力加固技术加固一简支梁的具体步骤，先对原结构进行损伤检测，及结构复核，再选定一个加固方案，最后确定施工顺序。论证了这种加固方法施工简单易行，修复后的梁挠度和裂缝宽度均满足使用要求。7 第二章体外预应力技术与加固的基本原理2．1预应力混凝土的一般原理钢筋混凝土和预应力混凝土之问的主要区别在于钢筋混凝土系将混凝土和钢筋简单地结合在一起共同工作，而预应力混凝土是将高强度混凝土与高强度钢材“能动”地结合在一起，通过张拉钢筋并将其锚固于混凝土，从而使混凝土受压来实现。林同炎教授曾对预应力混凝土总结了三种不同的概念【I”。第一种概念—员加应力能使混凝土在使用状态下成为弹性材料。此概念把预应力混凝土看作是混凝土经过预压从原先抗拉弱抗压强的脆性材料变为一种既能抗拉又能抗压的弹性材料。按照弗氏(Freyssinet)的传统概念，预应力混凝土是一种新颖的、特殊的弹性材料，和钢筋混凝土是截然不同的两种结构材料。他认为预应力筋的作用不是配筋，而是施加预应力以改变混凝土性能的一种手段[231。采用无拉应力或零应力作为这种概念进行预应力混凝土设计。作为均质的弹性材料，就可以运用材料力学的理论公式来计算混凝土的应力。第二种概念——预加应力为了使高强钢材和混凝土结合。这种概念是将预应力混凝土看作高强钢材和混凝土两种材料的一种结合，它与钢筋混凝土一样，用钢筋承受拉力、混凝土承受压力以形成一抵抗外力弯矩的力偶。混凝土构件中所采用高强钢筋要使其强度充分发挥，就必须使其有很大的伸长变形。如果高强钢筋只是简单的浇筑在混凝土体内，那么在使用荷载作用下混凝土势必严重开裂和挠曲，构件将出现不能允许的宽裂缝和大挠度。预应力混凝土构件中的高强钢筋只有在与混凝土结合之前预先张拉，一方面使得高强钢筋具备了发挥其强度的条件，另一方面，使在使用荷载作用下受拉的混凝土预压、储备抗拉能力。因此，预加应力是一种充分利用高强钢材的能力、改变混凝土工作状态的有效手段。因此，预应力混凝土被看作为普通钢筋混凝土应用的扩展。第三种概念——预加应力实现荷载平衡。预加应力的作用可以认为是对混凝土构件预先施加与使用荷载(外力)方向相反的荷载，用以抵消部分或全部使用荷载效应的一种方法。预应力筋位置的调整可对混凝土构件产生与横向荷载相反 河海大学硕士学位论文的作用。如果外荷载恰好被预应力筋引起的反力所平衡，亦即外荷载对梁各截面产生的力矩均被预应力筋所产生的力矩抵消。此时，梁如轴心受压构件一样，只承受一个均匀压应力而不受弯矩作用。如外荷载超过预应力筋所产生的反向荷载，则可用荷载差值来计算梁截面增加的应力。预应力混凝土三个不同的概念，是从不同的角度来解释预应力混凝土的作用原理。第一种概念是预应力混凝土弹性分析的依据，指出了预应力混凝土的主要工作状态；第二种概念反映了预加应力对发挥高强钢材和混凝土潜力的必要性，也指出了预应力混凝土的强度界限；第三种概念则在揭示预加应力和外荷载效应相互关系的同时，也为预应力混凝土结构设计与分析提供了一种简捷的方法。从两个方面来分析体外预应力筋的作用：从张拉体外预应力筋到有效预应力口。，施加体外预应力产生的效应抵消一部分或全部恒载，这是体外预应力筋第一方面的作用。当体外预应力筋完全张拉以后，体外预应力筋一锚具所组成的体系对混凝土与非预应力筋形成的结构隔离体的作用可作为一系列的等效荷载来考虑。此时体外预应力筋作为能动的作用者作用于结构，将端部预应力和预应力引起的转向块处的等效荷载作为外荷载对待，对结构考虑了这一系列的等效荷载后，体外筋一锚具体系对结构隔离体以有效预应力合力形式所引起的作用已经全部发挥。体外预应力筋张拉结束后，在活载作用阶段，预应力筋中抗拉强度设计值厶中高于有效预应力D0的富余部分(厶一D■)又象普通钢筋一样被动地提供抗力，这是体外预应力筋第二方面的作用。2．2体外预应力梁应力损失计算由于体外预应力技术的新建结构和加固结构在结构体系、构造形式、施工方法等方面与常规的体内有粘结和无粘结预应力结构有较大差别，使体外预应力损失的计算方法与常规预应力结构有相应的差别。这在现行‘公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTGD62-2004)(以下简称‘桥规》(JTGD62))和‘混凝土结构设计规范》(GB50010-2002)6P有所体现。规范中指出在体外预应力加固结构中应考虑下列因素引起的预应力损失：9 第二章体外预应力技术与加固的基本原理1)锚具变形和预应力钢筋回缩引起的预应力损失q．2)预应力筋摩擦引起的预应力损失Dk’3)温差引起的损失q，4)分批张拉引起的混凝土弹性压缩损失q．5)预应力钢筋的松弛引起的预应力损失q，6)混凝土的收缩和徐变引起的预应力损失q。引起这些预应力损失的原因很多，影响因素复杂，一般应根据实验资料确定，如无可靠实验资料，可按以下方法进行估算。1)锚具变形引起的预应力损失q。当预应力筋张拉到规定应力后，预应力筋的拉力通过锚具传递到加固梁上，在这一传力过程中，锚具的各个部件都有应力并引起变形，因而使预应力筋有所回缩，这种由于锚具变形、预应力筋回缩或滑移引起的损失称为锚固损失。各种锚具的变形、回缩和滑移值都是通过实测得到的。当锚具变形值为已知时，预应力筋的锚固损失由下式求得：咿号廓式中：，一张拉端至锚固端之间力筋的有效长度，直线型布筋(包括通长布置和局部布置、水平布置和倾斜布置)时取张拉端至锚固端间直线距离，折线型布筋取各段力筋长度和；口一张拉端锚具变形和预应力筋回缩值；占，一预应力钢筋的弹性模量。2)摩擦引起的预应力损失由于体外预应力筋仅在锚固端与转向装置处与梁体接触，因此对于无转向块的直线型布置的体外预应力筋，该项损失为零。对于有转向块的体外预应力结构，力筋与转向装置之间的摩擦力大小取决于相互之间正压力的大小以及摩擦系数。体外预应力的摩擦损失主要为预应力筋纵向各转向装置处摩擦力之和。各转向装置处的摩擦力同样取决于各点的预应力筋与转向装置之间的摩擦系数以及对转10 河海人学硕士学位论文向装置的压力。摩阻力引起的预应力损失因体外索的构造形式不同分为两种情况【39】。第一种情况是在梁底张拉水平筋。这时斜筋和水平筋通过滑块相连．由于张拉力的读值是在滑块和垫板发生相对滑动之后读取的．且滑块上锚固孔道的长度很短，因此认为这时摩阻力引起的预应力损失仉，=0。●N‘r]1．．．．．．．．．．．。．．．．．．一图2．1斜筋张拉时的滑块平衡第二种情况是在梁顶张拉斜筋。这时斜筋和水平筋既可以通过滑块相连，又可以采用一根折线形钢筋、钢绞线或钢丝绳。在梁顶对斜筋施加预加力以．时，水平筋的力为M。如图2·1所示。由滑块水平向各力的平衡可有：以lcos口=M+正C=／iN=∥也lsina故^l=(cosa一∥sin口)MI(2—1)对于斜筋和水平筋由同一种钢材组成的情况，若以斜筋张拉端的控制应力o"k，为准，则水平筋的相应应力吒就是有效预加应力盯，，它们有如下的关系：令Nn=onAnNk=orAPott=o-k卢；％利用(2-1)可求出由摩擦力引起的水平筋的预应力损失如下；q2=[1一p(cosa—sina)]okl(2-2)为充分发挥水平筋的作用，斜筋与水平筋可采用不同钢种或不同截面积。若傻水平筋应力达到其容许限值，芦应满足的条件为：∥=％嘲so；-／usinu)_1．旦o'kt(2。)式中：口k、以分别为斜筋和水平筋的控制应力．其中摩擦系数∥值可参考表l。同时也应当考虑到由于力筋在弯折点对转向块作 第二章体外预应力技术与加固的摹本原理用力较大，造成转向块的局部变形，可能会增大摩擦系数。建议按表中的上限取值，如有条件，最好采用实测结果。表I摩擦系数p的取值I未经润滑的钢绞线对钢制转向块0．20～0．25涂抹油脂的钢绞线对钢制转向块0．16～O．20装在塑料管内的钢绞线对钢制转向块O．16～O．203)温差引起的损失盯，，由于体外预应力筋在梁体混凝土截面之外，当由于昼夜温差、季节温差等外界环境因素的影响导致在使用阶段中体外预应力梁的温度高于张拉旌工时的温度，钢材与混凝土的线膨胀系数的差异将引起一项应力损失。此项损失可按下式计算：oB=婶x一。c)&Ey(2-4)式中：△f为正常使用状态下的温度与张拉施工时温度的差值，当无实测资料时，＆可取年最高温度差：E为预应力筋的弹性模量：q，口，为体外预应力筋和混凝土的线膨胀系数，如无实测资料时，可取：q=1．2x10-’口，=1．OxlO-’由于体外预应力筋和混凝土的线膨胀系数相差较小，年最高温差一般也较小，因而该项损失较小。4)分批张拉；I起的混凝i弹性压缩损失q．在体外预应力加固施工中，当多根预应力筋依次张拉时，先张拉的预应力筋受后张拉预应力筋张拉所产生的混凝土压缩的影响，引起分批张拉应力损失。～般在工程上可以通过一定的施工工艺加以调整。例如，超张拉或重复张拉先张拉索等方法。对多根主梁组成的桥梁进行体外索加固，常采用分批张拉时，其分批张拉顺序可由中梁开始，逐步向两侧边梁对称张拉，亦可由一侧边粱开始，逐片张拉。无论采用哪种张拉顺序，张拉以后各梁通过横隔梁的传递作用，对先张拉各梁产生弹性压缩，引起先张拉各梁的体外预应力筋的预应力损失。工程上可采取对先张拉钢筋超张拉或重复张拉的方法，调整各梁的预加力，使得各梁最后12 河海大学硕上学位论文的实际有效预加力基本相等。经过超张拉或重复张拉工艺，可认为分批张拉损失q．近似为零。若要进行计算，q．也可以通过计算得到，先考虑混凝土由于预加应力而产生轴向缩短，则有单位长度的缩短是：万=_}(2-5)4E其中：‘为全部预应力筋产生的预应力水平处混凝土的总预压力：4为混凝土梁毛截面面积；匠为混凝土的弹性模量。预应力筋内的预应力损失为："陟羞cz石，其中E为预应力筋的弹性模量。5)钢筋松弛引起的损失q，体外预应力筋张拉后将发生松弛损失。该项损失可按《桥规》(JTGD62．2004)中规定计算：a)对预应力钢丝、钢绞线：q5=伊f(o．52孚一o．26)ty，,(2-7)，麻其中，矿为张拉系数，一次张拉时，伊=l；超张拉时，矿=0．9。f为钢筋松弛系数，I级松弛(普通松驰)，6-=1．O；Ⅱ级松驰(低松驰)，f=0．3．厶为预应力筋的标准抗拉强度；％为预应力钢筋的有效预应力，传力锚固时％2％一qt—q：一％，其中，‰为张拉控制应力。b)对于精轧螺纹钢筋；一次张拉：q52O．05cr一,超张拉：q520．0351ra．6)混凝土收缩与徐变引起的预应力损失％ 第二章体外预应力技术与加固的基本骧理新建体外预应力结构或新建结构因使用功能变更而需采用体外预应力技术加固，其徐变损失可以按规范中新建结构取值：矾。：!：!竖堡±堡垒”l+15p(2-8)式中：d0为受拉区力筋合力点处混凝土法向压应力：纯为混凝土徐变系数终极值；L为混凝土收缩应变终极值；占，为预应力筋的弹性模量；n为力筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值；P为受拉区力筋和非预应力筋的配筋率。一般认为5年以上的现有结构的混凝土收缩和徐变己基本完成【埘，即可近似取混凝土收缩、徐变损失qt20。因需体外预应力技术加固的混凝土构件的收缩在长期使用过程中已基本完成，在长期恒载作用下的混凝土徐变也基本完成。体外预应力加固体系并不会使桥梁恒载增加许多，且使原梁受压区的应力明显减小，因此，混凝土徐变也基本停止。即可近似取混凝土收缩、徐变损失q。=0。于是，在体外预应力加固体系中预应力钢筋总的应力损失一般取：dl=ofl+of2+oq+o皓(2-9)上述各项损失按其发生的时间亦可分为两组：I预施应力阶段发生的第一组损失：叫=qI+q2(2一lo)II使用荷载作用阶段发生的第二组损失：威=013+05(2-II)2．3体外预应力加固技术概要2．3．1加固方法对于需要加固的钢筋混凝土粱，常在梁底或梁侧下部增设预应力加劲钢丝14 河海大学硕士学位论文索或预应力粗钢筋补强，并分别锚固在梁的两端，通过设置一定的联结构件使预应力拉杆(钢丝索或粗钢筋)与梁体构成一个构架体系，成为一次或高次超静定结构，从而抵消部分恒载应力，起到卸载作用，可以较大幅度地提高桥梁的承载能力。体外预应力加固法与梁底增焊(或粘贴)钢筋(或钢板)的加固方法相比，不需清凿混凝土保护层，且损伤梁体程度小，加固时不影响或减少影响交通，能恢复或提高桥梁的承受荷载等级，经济效果明显l卯l。但对于梁体外的预应力筋和有关构件应采取切实有效的保护措施，否则在温度、腐蚀等外界条件作用下，容易造成预应力筋断裂而使加固工作失败。2．3．2加固类型与特性体外预应力技术加固梁，实际上亦是改变了梁体原有受力体系的加固方法。所以，根据加固对象的不同，该加固法又可分为预应力拉杆加固和预应力撑杆加固，如图2．2。其中，预应力拉杆加固主要用于受弯构件，而预应力撑杆加固法适用于提高轴心受压以及偏心受压钢筋混凝土柱的承载能力。根据被加固结构受力要求不同，预应力拉杆加固法又分为三种，即水平拉杆、下撑式拉杆和组合式拉杆，分别如图2-3(a)、(b)、(c)。图2-2预应力撑杆示意图图2．3(a)水平拉杆示意图1虱2-3(b)下撑式拉杆示意图图2．3Co)组合式拉杆示意图 第二章体外预应力技术与加固的基本原理水平拉杆适用于正截面受弯承载力不足的加固，同时，可减小梁的挠度，缩小原构件的裂缝宽度。下撑式拉杆适用于斜截面受剪承载力、正截面受弯承载力均不足的受弯构件加固，同时又可减小梁的挠度，缩小原构件的裂缝宽度。组合式拉杆一般用两根水平拉杆，四根下撑式拉杆，适用于正截面受弯承载力严重不足而斜截面受剪承载力略为不足的加固，同时亦可减小受弯构件的挠度、缩小裂缝的宽度。1)预应力水平拉杆加固补强方法对于钢筋混凝土T梁或I字梁，可采用在梁的受拉区，即在梁底增设水平的预应力拉杆的补强方法进行加固。当安装好拉杆并通过一定的装置进行收紧张拉，使得拉杆产生较大的纵向拉力并传至梁底，使梁底受拉区受到拉杆预压应力的作用，梁中拉应力也就相应减少。从上述加固原理来看，这种补强加固法可提高梁体的正截面抗弯承载力，但不能提高支座附近斜截面抗剪承载能力。2)预应力下撵式拉杆加固补强方法该加固法的主要特点是，将水平的补强拉杆在接近支座处向上弯起，然后将拉杆锚固于粱板支座的上部，弯起点处设置转向块，再施加预拉应力。补强拉杆一般用粗钢筋做成，亦有用型钢的。由于预应力下撑式拉杆补强布置较为合理，拉杆中旋加预应力后，通过拉杆弯起点的支托构件传力，对原梁结构产生作用力，起到卸载作用。这种加固方法的优点是对受弯构件正截面上的抗弯强度和斜截面上的抗剪强度同时起到补强作用，改造妥善时可将原结构的承载能力提高较大。3)预应力组合式拉杆加固补强方法该加固方法即布置有水平补强拉杆，又布置有下撑式补强拉杆，使之能够同时提高结构的抗弯和抗剪强度，从而可更大幅度地提高结构的承载能力。2．3．3规范中所录加固公式《混凝土结构加固技术规范》CECS25：90关于预应力加固主要收录了以下公式【51][521。1)水平式拉杆16 河海大学硕士学位论文AM=．4p厶九^叭(2—12)式中：AM为由计算得到的梁跨中截面处受弯承载力需要增加的量；以为预应力水平拉杆的总截面面积；厶为预应力钢筋抗拉强度设计值；％。为由被加固粱上缘到水平拉杆截面形心的垂直距离；力为经验系数，可取0．85。但要按下式验算下撑式拉杆施加的预加应力值：％+等<届厶瞎Ⅲ式中：．吒为水平拉杆施加的预应力值；以为实际选用的预应力水平拉杆总截面面积；△Ⅳ为预应力钢筋在承载后产生预拉力的增量；届为水平拉杆的协同工作系数，取0．85。2)预应力下撑式拉杆AM=4厶兄^呛(2·14)式中：一。为预应力下撑式拉杆的总截面面积；厶为下撑式钢拉杆抗拉强度设计值；k为由下撑式拉杆中部水平段截面形心到被加固梁上缘的垂直距离；尼为经验系数，可取0．80。但要按下式验算下撑式拉杆施加的预加应力值：咋+筹<屁厶(2-15)式中：压为下撑式拉杆的协同工作系数，取0．8。2．3．4加固原则和注意事项1)加固工程的实施不能影响加固物的正常使用：17 第二章体井预应力技术与加固的基奉原理2)体外预应力加固体系应作为永久结构考虑；3)加固工程不应使既有加固结构局部受损或变形过大[391：4)加固后的混凝土粱除应满足使用状态的要求外，还应进行极限承载力的校核，尽量防止结构发生超筋破坏，同时保证极限状态下体外预应力钢筋有足够的锚固强度；5)应对加固构件不同约束条件分剐作出不同的设计：6)验算保证梁的反拱度不可过大。体外预应力钢筋的锚固是加固设计的重点。在保证体外预应力钢筋有足够锚固强度的前提下，应尽量减小对原有结构的扰动，锚固块的位置应避开原梁钢筋密集和受力较大的区域，施工中严禁损伤原梁主筋，并通过合理的构造措施减小应力集中现象和锚固处的局部应力。2．3．5体外预应力加固结构的构造组成从加固所用主要材料看，有高强螺纹钢筋，预应力高强钢丝束、钢丝绳及型钢等，从构造形式主要有以下几个部分组成【331【38J：(1)水平筋：亦称水平拉杆，多由高强螺纹租钢筋、钢丝或钢丝绳组成。其作用是在梁底部位施加纵向预应力，从而对梁体产生反向弯矩，以抵消部分自重及活载产生的正弯矩、提高梁的承载能力。(2)斜筋：亦称斜杆，多由高强粗钢筋或槽钢做成，作用是提高梁端部的剪力，从而提高梁的承载能力。(3)锚固点：有梁顶锚固、腹板锚固和梁端锚固，根据主梁的特点及具体的施工情况而定。(4)转向块，又称滑块或竖向支承，当斜筋和水平筋不是同一根钢筋时，用转向块将其联结为一体。转向块的基本作用是完成斜筋和水平筋之间力的传递、固定折点位置并使斜筋的竖向分力位于梁底，与锚固点处的竖向力一起作用，使梁端部位形成负弯矩和负剪力，从而提高梁的承载能力。(5)U型承托：当采用型钢作为斜杆时，或以一根钢丝绳取代斜筋和水平筋时，利用距离梁端的第一个横隔板作为竖向支承，并兼作斜筋和水平筋的转折点。(6)水平筋固定支座：作用是减小水平筋的自由长度，从而起到水平筋的减振作用，该装置对于跨径较大的体外索加固技术尤为重要。 河海大学硕士学位论文2．4体外预应力梁的力学分析和计算方法2．4．1体外预应力筋的应力增量及二次效应体外预应力混凝土梁的弯曲性能和破坏形式与普通的部分预应力混凝土梁比较接近，主要差别体现在力筋的应力增量和二次效应的影响上。1)在体外索张拉阶段，体外预应力施加在梁体后，可以计算梁体混凝土截面应力。在使用阶段，由于活载作用，梁体产生下挠，将引起体外预应力筋伸长，即产生预应力的应力增量。目前，对于体外预应力的二次应力增量4乙计算在国内外尚未有统一的认识，尚无规范提出体外预应力筋在承载能力极限状态下的应力计算公式。在此情况下，往往借用无粘结筋的极限应力计算公式来估算体外筋的极限应力增量瓯。美国的规范ACBl8--89规定：以硼+岳协ts，其中：Z为混凝土的圆柱体抗压强度；岛为无粘结筋的配筋率·英国规范BS8110中：认为预应力筋极限应力主要受跨高比L／h和混凝土强度的影响。小嚣卜，等]沼m为考虑非预应力筋面积，规范建议将非预应力筋面积4等效为预应力筋面积4‘／厶，‘为非预应力筋的抗拉强度设计值，无』为混凝土轴心抗压强度标准值，厶为预应力筋的标准抗拉强度值，厶为预应力筋有效值，纬为预应力筋的配筋率，￡为计算跨度，以为预应力筋合力点至梁上部混凝土受压合力点的距离。19 第二章体外预应力技术与加固的基本原理我国的《PPc建议》Ⅲ1无粘结预应力钢索在极限状态下的应力增量吮按下表2．1取用：表2·1无粘结钢索的应力增量a厶(MPa)配筋指标L|h，p。七PI10兰20郢．10490O．1544l441O．20343294O．25245169表中，tit为跨高比。九为预应力钢筋重心至混凝土受压边缘的距离；纬=厶Ap／f。bt，只=X4／f。bt，‘为混凝土轴心抗压强度。2)“二次效应”是指体外预应力梁在外荷载作用下发生变形时，相邻锚具或转向块之间体外预应力筋的偏心距会发生变化，致使体外预应力筋的有效偏心距减小、降低现象(又叫偏心距损失)。如图2．4所示：体外预应力筋图2．4体外预应力混凝土梁但现有规范中尚未计入“二次效应”的影响。3)摩擦滑移体外预应力筋随着梁的变形增加而在转向块处可能出现相对滑移，从而影响体外索中的应力分布，发生了转向块之间有效预应力的所谓“二次分配”现象，导致非线性。这种摩擦效应，现行设计常用式(2．2)做近似计算。2．4．2体外预应力作用的分析计算方法目前，常用于预应力结构中对预加力进行分析计算和设计方法是采用林同炎 河海大学硕士学位论文教授提出的等效荷载法和荷载平衡法。等效荷载法的主要原理是：将预应力作为结构的外荷载，把预应力对结构的作用力用一相当的等效荷载代替，通过计算适当取值，使在等效荷载作用下结构的变形与预应力作用下的变形尽量相同，将预应力筋张拉时对结构产生的内力和变形用等效荷载对结构产生的内力和变形代替，即等效荷载代替预应力筋的作用进行计算[1射。在结构使用阶段的受力分析中，将等效荷载及构件外荷载均作为外荷载从而将预应力混凝土的计算转化为一般的混凝土结构计算。荷载平衡法是等效荷载在实际应用中的一种特殊情况。主要是在预应力混凝土结构设计中，通过设计合适的预应力筋形式和偏心距，使得预应力作用形成的等效荷载的分布形式与外荷载的分布形式类同，用以抵消部分或全部外荷载。当外荷载全部被预应力筋的作用平衡时，梁所承受的竖向荷载为零，即竖向荷载实现平衡，故称荷载平衡法。荷载平衡法的基础仍然是等效荷载法。2．4．3体外预应力梁加固计算方法分类采用体外预应力技术进行工程加固，其计算理论还很不成熟。目前，常采用以下三种方法进行设计计算[391140][53】：1)按偏心受压构件计算这种方法就是采用等效荷载法，认为张拉的预应力如同外力一样作用在原梁上，但在荷载作用过程中，不能考虑预应力筋应力增量，破坏时预应力筋的应力直接取控制应力以，按原梁尺寸及原梁配筋，内力按偏心受压构件验算原梁的承载力，正截面强度计算公式为：图2-5体外力筋加固梁截面图其计算应力图形见图2．5。N<0．9妒(z』+∥4)Ⅳesqz缸(^o一成)+∥4：(^o—Z)斜截面强度计算(折线布筋)公式为：2l(2．18)C2．19) 第二章体外预应力技术与加固的基本原理吒’=包+o．84‘sillq+o．05Ⅳj(2—20)式中：圪’为使用荷载作用下的计算剪力；Ⅳ为使用荷载作用下的纵向力；Ⅳ，为预应力纵向力；e为纵向力作用点至原梁受拉筋合力点之问的距离；包为原梁的抗剪承载力；以为弯起预应力筋与构件纵向轴线的夹角；O．05Ⅳ，为预应力纵向力Ⅳ，对原梁抗剪强度提高值；p为钢筋混凝土构件的稳定系数。其它符号的意义见图2．5。加固后梁的挠度等于张拉前的挠度减去预应力引起的反拱再加上加固后在后加荷载作用下的挠度。这种计算方法，由于原梁主要承受弯矩，与简化的数学模型还有一定的误差；实际的挠度应仍按梁计算，需求出加固后的内力，并重新进行内力组合，计算较复杂。2)按无粘结部分预应力混凝土结构计算此种方法是根据预应力度五确定预应力筋面积，认为截面受弯破坏时，梁内的非预应力筋能够达到屈服，而预应力筋达不到极限强度，所以按无粘结部分预应力混凝士结构计算是合理的。预应力度：五：丝式中：M为使用荷载(不包括预加力)作用下控制截面的弯矩；肘。为消压弯矩，即使构件控制截面受拉边缘应力(使用荷载作用时)抵消到零时的弯矩，M。=吒％，吒为受弯构件受拉边缘的有效预压应力，％为抗弯截面模量。吼=等(·+纠c：川 河海大学硕士学位论文式中r2；三巳为预应力筋合力点至截面重心轴的距离；％为梁底边缘至截面重心轴距离。由式2-2l求出吆，故预应力筋面积4为：4=等因原梁内有钢筋，注意判断是否为超筋梁。然后分别验算加固结构的承载能力、使用阶段应力以及结构的变形。按这种设计思想进行旧桥加固的计算，其优点是设计可直接套用现有公式，能够计算出预应力筋在极限荷载作用下的应力增量；然而实际结构不符合平截面假定，确定无粘结预应力筋的应力设计值多采用半理论半经验的、有时要通过多次试验建立的经验公式，计算较麻烦。另外，体外预应力筋的有效高度的减小量也不明确，引用无粘结预应力筋的计算公式也存在问题。采用体外预应力技术加固的结构，随着荷载的增加构件发生变形，由此产生的体外预应力筋中的应力增量以及体外预应力筋的位置变化均使预应力随之增减，精确计算时应进行非线性分析。3)按加劲梁组合结构计算认为原梁与预应力筋相结合，按组合结构分别对其受力和使用性能进行分析研究，按承载M力和正常使用极限状态进行计算；按承载力极限状态计算时，认为预应力筋为梁的一部分，可按适筋梁的破坏筋梁的破坏形式进行计算，其计算图形如图2．6所示。z值确定(假定梁为矩形截面)：工=(‘4+‘％鞘x=爿—_L‘4‘勺二图2-6正截面强度计算图虬矗’(2．22) 第二章体外预应力技术与加固的基本原理M≤÷[‘4(‰+^。一主]+‘4(‰一主)]c：之，，式中：肘为考虑了荷载安全系数后的计算弯矩。c为材料安全系数。其它符号的意义见图2．5、图2．6。正常使用极限状态的各项校核计算时，把预应力筋与梁组成的组合结构，按整体变形协调条件，计算预应力筋在活载作用下的应力增量。计算跨中挠度时，将预加力(含增量)引起的跨中上拱度与活载作用下的跨中挠度相叠加，即可进行跨中挠度验算。采用此方法计算，考虑了在使用荷载作用下预应力筋应力的变化，但对原梁计算时，未考虑预应力筋引起原梁的刚度变化，计算偏安全。2．5体外预应力加固简支梁设计如图2．7，某设备平台大梁，跨度L=9m，承受均布恒载19．7kN／m，均布活载14kN／m，在跨中承受设备荷重26kN。现需改换设备，跨中设备荷重增加至lOOkN。活载增加至20盘Ⅳ／坍，试对此梁进行核算加固【稍J。原梁的条件：受拉主筋为6Q22，4=2281mm2，屈服应力厂2310MPa，r}卜——磊H『r』皇＼IUM46@200M2o0n6口22∥7：o巨_2．0×105多二脚2，泊松比P=田．3，1虱2-7钢筋混凝土T型梁加固断面受压区按构造配筋却lOmm，受压筋及箍筋E=2．Ixl05^／：，泊松比l，=o．25，4／mm。屈服应力croj=210MPa；混凝土为c25，泊松比y卸．2，单轴抗拉强度Z=1．3MPa，轴心抗压强度厶=13．5MPa，E=2．8×104N／／mm2，％⋯70060640ram，截24 河海大学硕士学位论文面形心至下缘的距离：％=387．5mm，截面惯性矩：厶=7．3×109mm4。2,5．1内力计算加固前，在均布恒载19．7克Ⅳ／m，活载14七Ⅳ／m，跨中设备26kN作用F，产生的弯矩为：M=；×(1．2×19“1．4×14)×92+i1x1．2×26×9=508kN·m(2．24)原梁只在均布恒载19．7kN／m作用下产生的弯矩为：Me=三8。1．2x19．7x92=239·35kN·朋(2-25)加固后，在全部荷载<含恒载19．7kN／m，活载20删m，跨中设备loo埘)作用下，产生弯矩和剪力为：‰=否1x(1．2×19儿1．4x2。)×92+；×1．2x100×9=792．85肭(2-26)‰=j1×(1．2x19“1．4×20)×9+；x1．2×100=292．38柳(2讲)2,5．2体外预应力筋截面面积计算根据式(2—26)计算出总弯矩肘。，先按受弯构件估算受压区高度工值，再由J值求出梁跨中截面处需由加固筋承担的弯矩△膨，并用△M估算加固筋的截面面积以。1)估算受压区高度工值由‰=M+M2(2-28)即有：^，一=厶憾一6)I卜一譬]+厶k卜一主)=，92筋州·肘cz—z，，从而解得：X=388．5mm2)求体外索需要承担的弯矩△肼埘=肘一一4‘似-y；)(2-30)AM=453．87kN,m其中成为受压区形心至上边缘的距离； 第二章体外预应力技术与加同的基本原理3)估算体外加固筋的截面面积以42顽焉AM丽。445用用242顽磊习卅锄∥取3印5姗炭素钢丝作为预应力筋，则4=705．6mm2。采用图2·3(c)组合式拉杆加固法，T型梁加固示意图如图2．8所示：17005600。1700(2-31)∽卜、。0『广r于仁④图2-8T型粱加固布筋示意图体外索加固的构造参数如下：‘=1500ram，，2=5600ram，l}=1700ram，c=60ram‘为上锚固点至垫板中心的水平距离；易为两垫板中心之间的水平距离，‘为垫板中心至支座中心的距离；c为水平筋中心至梁下缘的距离；口为斜筋与水平筋的夹角，口=12。。2．5．3预应力作用下的内力及其效应计算以张拉控制应力为依据，T型梁在预应力作用下的内力及其效应计算。1)确定张拉控制应力，并计算预应力损失值：根据文献【档1，控制应力a．埘为：o。2码lln=0．7x1570=1099MPa其中正。为预应力筋标准抗拉强度。预应力损失值的计算：由于锚具采用钢丝的钢制锥形锚具锚固，故气=詈E-i14．5MPa(2．32)(2-33) 河海大学硕士学位论文式中：a为张拉处的锚具变形和钢筋的内缩值：，为预应力筋的有效长度。应力松弛引起的预应力损失：％=∥(o36嚣一o．-s]％“，(们6婴1570一o．，s卜螂，胁L，预应力损失总和呸=呸l+吆=201，5MPa。2)预应力作用下内力的计算Ⅳ，=(‰一q)×4=633．27kNMp=ⅣP×cos口x(yo+c)=272．05州-mVP=N，．sina--184kNT型梁在预应力作用下的内力如图2．9所示，其中轴力以拉力为正。绕微段隔离体顺时针转动为正，弯矩以使梁体下部受拉为正。184KN63327KN创}}⋯⋯．272．05KN·M(2．34)(2．35)(2．36)(2-37)剪力以匕图虬图图2-9体外预应力作用下粱体内力图3)挠度计算由于M，>Mo，因此在预应力施加过程中会产生反向弯矩。加固后梁的反拱挠度为：在张拉预应力筋时，梁加固前，在自重作用下的挠度可由下式求出：z=去口百M012一o．邮历(2-38) 第二章体外预应力技术与加固的基本原理BI=0．5E／o(2．39)其中，曩为梁加固前的截面刚度；口一卸除荷载的效应系数。即为原梁挠度随卸除荷载恢复不够的影响系数，一般可取1．1：预应力引起的反拱厶为：石=一坐12。￡B，=一。．。12历毋=O．75EJo式中：以为梁加固后的截面刚度5在外加荷载作用下梁的挠度Z为：．厶：一5X型：三X蝗二型生0一．0⋯235一m，1=———L=——l—o=L——=L=．。248Bo48Bo因此，加固梁的最后挠度厂为，=z+z一五-o．0295<志故挠度满足要求。2．5．4正截面承载力验算(2．41)(2_42)将预应力作为等效荷载作用在原梁上，按偏心受压构件验算原梁的正截面承载力。正截面承载力按下式计算：Ⅳ≤o．9伊(正爿+∥4)NeⅣ=608kN13．5x(400x100+288．5x200)x(640-164．鼢+210x314x(640—25)=666．9kNom>M=肘m—Mp故正截面承载力满足要求。2．5．5斜截面承载力计算截面尺寸复核：0．25p。‘6％=430kN>pr眦=228．5k．N(2-44)屈为混凝土强度影响系数：当混凝土强度等级不超过C50时，取屈；1．0：截面尺寸满足要求。验算加固梁的斜截面承载力：原梁箍筋为中6@200mm,弯筋为1m22，按下式进行验算。原梁斜截面抗剪承载力圪’为：屹’=0．7ftbho+1．25fy-争he+o．8厶‘sinp+0．84‘sinO,+0．05,v,(2-45)=236kN>‰=228．5k．N式中：S为箍筋间距，以为箍筋截面面积，如为弯起筋截面面积，Z为箍筋抗拉强度设计值，0、以为斜截面上非预应力弯起钢筋、预应力弯起钢筋的切线与构件纵向轴线的夹角。计算结果表明仅靠原梁的截面尺寸、箍筋和弯起筋，即可满足增载后的斜截 第二章体外预应力技术与加固的基车原理面抗剪承载力：否则，若吒’≤p，雎，就应该考虑预应力筋所提高的抗剪承载力％作用例：圪’=o．07f。bhe+1．5‘专％+o．8屯‘sin口+巧(2粕)％=O．05NPo其中‰一预应力筋的合力，但当Ⅳ，o>o·324时，取Ⅳ，。20．3Z．40，Ⅳm也可近似取用为心。2．6规范计算的缺陷由上节可知采用体外预应力加固技术进行的结构，其加固设计按照规范计算是简单方便的，是依照弹性分析方法，按照材料力学的方法进行简易的分析计算。但是该计算方法有以下几点缺陷：1)没有考虑混凝土、非预应力筋、体外预应力筋在加载过程中材料非线性的变化；2)在荷载的作用过程中没有很好考虑到体外预应力筋中的应力增量；3)随着荷载的增加，构件发生变形，体外预应力筋位置相对于原混凝土梁产生的变化没有考虑，即不能考虑“二次效应”；4)挠度并不是对各种荷载作用下产生的挠度进行简单叠加后的值。其实随着荷载的作用，构件发生变形，其挠度的变化是一个相互耦合的过程；5)规范计算模型中，体外筋只是作为等效荷载进行计算的，未计入体外预应力筋对结构整体的作用。由此可知：对于要求较高的工程加固项目，应对采用体外预应力加固的结构进行精确计算，仅仅运用规范的计算是不够的，也是不准确的。为了得到更准确、科学的数据必须进行结构非线性分析。本文在第三章就加固梁的非线性分析展开探讨。 河海大学硕士学位论文2．7小结首先对预应力应力损失的影响因素、二次效应、预应力应力增量、体外预应力加固技术、体外预应力梁加固计算理论进行详细的介绍。运用等效荷载理论，对体外预应力筋与梁体的作用进行分析，初步研究分析了体外筋的加固机理。并对其加固效果迸行系统的描述：并通过一算例对运用体外预应力加固技术加固简支梁的计算过程进行了较详细的论述。为工程加固设计人员提供一个较系统理论参考。 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析第三章混凝土梁非线性有限元程序模拟分析由于规范计算体外预应力加固梁存在诸多缺陷，为了得到更精确数值，本章运用大型商业非线性有限元计算软件ABAQUS建立体外预应力加固梁模型，进行体外预应力加固效果分析。该模型考虑了在荷载的作用过程中材料的非线性、体外预应力筋中的应力增量、“二次效应”、体外筋对结构整体的作用。3．1引言有限元法(FiniteElementMethod．FEA)是随着电子计算机的发展而迅速发展起来的一种现代计算方法，在几乎所有的工程领域都发挥着重要的作用。1960年Clough在处理弹性力学平面问题时，第一次提出了“有限单元法”的名称。有限元法的基本思想是将一个连续体离散化，变换成由有限数量的有限大的单元体的集合，这些单元体之间只是通过节点来连接和制约，进而把连续体的分析转化为单元集合体的分析，从而极大地简化了问题求解难度。事实证明，有限元法与计算机的结合，产生了巨大的威力，应用范围从简单的杆件、板结构很快推广到复杂的空间组合结构，使过去不可能进行的一些复杂结构的分析变成了常规的计算。有限元法在有粘结的混凝土和预应力混凝土工程中的应用非常普遍，钢筋和混凝土可采用整体式或分离式有限元计算模型，无论采用哪一种计算模型，有粘结钢筋和其周围混凝土之问一般假定为理想粘结，即认为钢筋和其周围的混凝土之间不发生相对的滑移。但是对于体外预应力混凝土梁，梁任一截面处的体外预应力筋与混凝土之间会发生相对滑动，这就大大增加了分析的难度，正因为此，目前有限元法在体外无粘结预应力混凝土工程中的研究和应用仍非常有限。本文基于大变形非线性有限元理论跚35】【43】㈣，利用大型商用有限元软件ABAQUS建立了一个运用体外预应力加固技术加固混凝土梁的三维有限元分析模型，把体外预应力混凝土梁离散为空间非线性块体单元，将体外预应力筋的作 河海大学硕士学位论文用效应转化为块体单元的节点荷载。3．2ABAQUS软件介绍【591DavidHibbitt博士是ABAQUS软件的奠基人，也是对有限元软件的杰出贡献者之一。Hibbitt与PedroMarcal教授合作到了1972年，后来与其它人合作建立了HKS公司，使ABAQUS商用软件进入市场。因为该程序是能够引导研究人员增加用户单元和材料模型的早期有限元程序之一，它对软件行业带来了实质性的冲击。ABAQUS软件包括下列程序：ABAQUS／CAE：这是用于建立ABAQUS模型的交互式前后处理程序，用以建模和监视分析，以及评估结果。ABAQUS／CAE包括具有特征参数的建模和强健地划分网格的能力，以及支持广泛的ABAQUS求解器功能。ABAQUSNicw盯作为一个后处理模块包含在ABAQUS／CAE之中，它提供变形图、等值线图和X-Y图，能轻而易举地生成动画。ABAQUS／Vicw盯支持所有ABAQUS功能。ABAQUS／Standard：这是有限元分析程序，具有几乎所有的线性和非线性分析功能，如静力、动力、热力耦合、刚体动力学、力电耦合。使用隐式时间积分的非线性动态响应分析。ABAQUS／Design是ABAQUS／Stand卸d附加的分析能力，允许用户迸行设计灵敏度分析(DSA)，计算特定设计参数相关的输出变量及其导数。ABAQus／Explidt：这一程序提供了固体及使用显式时问积分的结构非线性，瞬态动力响应分析，它的强大的接触能力、可靠性以及对特别大型问题的高计算效率也使它非常有效地应用于包含不连续非线性响应的准静态分析。ABAQUS／Aqua：这是一组波浪荷载、拖动和浮力计算功能的程序，与ABAQUS／Standard模块组合以模拟海洋石油平台管道和电缆系统。ABAQUS／Safe：这一产品计算有限元模型的疲劳寿命和疲劳强度储备因子以确定部件的疲劳寿命。在交互产品中有：ABAQUS／Adams这一产品允许ABAQUS有限元模型作为柔性部件加入MDIADAMS产品家族中。ABAQUS／CAT这一产品是ABAQUS和CATIA之间直接的、双向的交互界面。CATIA是DassaultSystems的CAD产品。ABAQUS／C-MOLD这一产品从塑性填充分析程序C．MOLD转换有限元网格、材料性能和初始应力数据到ABAQUS输入文件。ABAQUS／MOLDFLOW这 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析～产品从聚合物加工过程仿真程序MOLDFLOW转换有限元网格、材料性质和初始应力数据到ABAQUS输入文件。3．3有限元模拟利用ABAQUS程序对体外预应力混凝土梁进行大变形非线性分析。体外预应力梁的体外索和周围混凝土之间没有粘结，故其有限元分析模型难以按常规的有粘结预应力梁的常规建模方法建立。这里主要介绍商用有限元软件ABAQUS对体外预应力梁的建模方法与分析过程。3．3．1有限元模型体外预应力梁的有限元计算模型如图3．1所示。该有限元模型的主要单元为混凝土块体单元和体外预应力筋桁架单元。用命令*EMBEDDED把体内有粘结钢筋加入到混凝土梁的块体单元中。体外索每一段取为一个单元，相邻转向块之间为一个单元，锚固端与相邻的转换块之问为一个单元，体外索单元通过命令*EMBEDDED与混凝土梁的块体单元相联。而梁内有粘结钢筋应尽可能密些，因为命令*EMBEDDED，只在单元的节点处与混凝士梁体单元作用，混凝土和钢筋之间的相互作用效应比如粘结滑移等，通过在混凝土模型中引入“抗拉强化(tensionstiffening)'’来近似实现。转向块也由实体单元模拟。图3．I体外预应力混凝土粱计算模型图3．3．2桁架及实体单元钢筋混凝土有限元模型根据钢筋的处理方式主要分为三种，即分离式、整体式和组合式。本文在分析过程中对于加固前后的钢筋混凝土梁采用分离式模型，即把混凝土和钢筋作为不同的单元来处理，即混凝土和钢筋各自被划分为足够小 河海大学硕士学位论文的单元，两者的刚度矩阵分开来求解。桁架单元(trusselernent)oT用来模拟在平面或空间里的只承受轴向力作用的线状结构，不考虑弯矩或竖向荷载的作用。ABAQUS提供了两类基本的桁架单元：一类是二节点直线桁架((2．nodes蝴ttruss)，对于位置和位移采用线性内插法，沿单元的应力为常量，典型单元有平面单元T2D2和空间单元T3D2；另一类是三节点曲线桁架(3．nodecurvedtruss)，对于位置和位移采用两次插值法，沿单元的应变呈线性变化，典型单元有平面单元T2D3和空间单元T3D3。本文采用三维二节点线性桁架单元T3D2来模拟体外预应力筋，该单元的每个节点具有水平位移、垂直位移三个自由度，对于位置和位移采用线性内插法，沿单元的应力为常量。ABAQUS提供实体单元(continuumdement)很多，如一维实体单元(One-dimensionalsolid(1ink)dement)、二维实体单元(Two．dimensionalsolidelement)、三维实体单元(Three-dimemionalsolidelement)。本文为了提高计算精度，采用了三维实体单元C3D20。3．3．3混凝土属性及其参数定义混凝土是一种准脆性材料，即具有高抗压，低抗拉，易开裂性能。理解和定义混凝土的材料属性是分析混凝土构件的关键之一．ABAQUS提供了两种混凝土材料本构模型，一种是弥散裂缝模型(smearedcrackmodel)，另一种是损伤塑性模型(d锄agcdplasticitymodel)，可根据分析对象及要求进行选择·本文分析计算时采用弥散裂缝模型。％．2—裂缝检测面一1一一幺／／‘面，一123／P图3-2P—g的平面的屈服和破坏面 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析ABAQUS的弥散裂缝模型利用定向损伤弹性(甜enteddamagedel勰tici动以及各向等压塑性(im廿opiccompf鼯siveplastici助的概念来描述混凝土的非线性性能，该模型适用于分析承受单调加载的各种类型的钢筋混凝土结构，也可用于素混凝土的分析。混凝土的开裂是其最重要的特性，ABAQUS认为当混凝土应力到达一个叫作“裂缝检测面(crackdetectionsurface)”的破坏面时，裂缝开始出现。破坏面在等效压应力P和Mis鼯等效偏应力qZ间是线性关系，如图3．2所示。裂缝一旦被检测到，它的方位就为随后的计算所储存，随后出现的在同一点处的裂缝方位与之正交。ABAQUS认为混凝土的开裂过程是不可逆的，而且任意点处的裂缝不超过3条((2条为平面应力状况，l条为单轴应力状况)。ABAQUS假定混凝土的性能独立于其周围的有粘结钢筋，混凝土和钢筋之间的相互作用效应比如粘结滑移等，通过在混凝土模型中引入“抗拉强化(tellsionstiffening)”来近似实现，如图3．3所示。q．‘failureooint{t劢戈芝iurvff必图3-3混凝土的抗拉强化模型抗拉强化模拟混凝土单元内由于钢筋的存在，荷载在混凝土单元裂缝之间的传递。定义抗拉强化时，认为混凝土开裂后拉应力并未完全释放，仍滞留有一部分拉应力，由*t伽sionstiffening命令定义。抗拉强化和许多因素有关，比如配筋指标、钢筋和混凝上之间的粘结质量、混凝土骨料比之钢筋直径的相对尺寸以及网格划分等，因此分析时须根据实际情况合理估计混凝土的抗拉强化。对于正常配筋的钢筋混凝土梁，ABAQUS建议混凝土的拉应力到达极限拉(开裂)应力或抗拉强度后，拉应力线性降到零，此时对应的总拉应变取开裂应变的10倍。一般情况下，普通混凝土开裂应变的典型值为10。4，因此于拉应力为零的总拉应交取 河海大学硕士学位论文10"3是较为合理的。由*Failureratios命令定义混凝土的抗拉强度，定义的数据值为混凝土的抗拉强度与抗压强度的比值。混凝土的抗拉强度可由混凝土的劈裂试验德到，在缺乏试验数据的情况下，混凝土的抗拉强度一般可取混凝土抗压强度的7％-10％。混凝土开裂后其剪切刚度会有所降低，ABAQUS采用*Shearretention命令来定义剪切刚度的变化．该剪切命令在缺省情况下，ABAQUS则认为混凝土的开裂对其剪切刚度没有影响，也称“全剪切滞留(fullshearretention)"，这种假设是较为合理的，因为通常情况下混凝土开裂后剪切滞留的大小对混凝士的综合响应的影响并不十分明显。0图3-4受压混凝士单轴加／卸载的应力—癌变模型混凝土的抗压响应基于弹塑性理论，利用等效压应力P和Mises等效偏应力g表达的一个形式简单的屈服面来模拟，如图3-2所示。该抗压模型极大地简化了混凝土的实际抗压性能，计算效率较高。但在三轴抗压的情况下，由于缺乏第三非独立应力不变量，屈服面难以准确确定。ABAQUS里，受压混凝土单轴加载和卸载过程的应力—应变曲线如图3．4所示，曲线分线弹性阶段和非线性阶段，弹性极限值一般取混凝土抗压强度的40％-50％。由*Concrete命令定义单轴受压混凝土进入非线性阶段的应力—应变关系，本文采用Hognestad建议的受压区混凝土应力一应变关系，其上升段二次曲线由若干直线段来模拟，所有直线段顶点组成*Concrete命令的数据项。由于ABAQUS的弹塑性应力一应变定义时，最后给出的数据项的应力值在定义范围外保持为一个常数不变，所以在实际定义时，当混凝土的应变到达极限压应变之后，须把应力值强制性地降为零。ABAQUS的损伤塑性模型利用等向损伤弹性(isotropicdamagedelasticity)以 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析及各向等拉和等压塑性(isotropictensileandcompressiveplasticity)的概念来描述混凝土的非线性性能。该模型的适用范围比前述的弥散裂缝模型更广泛，它不仅可用于分析一般的承受单调加载的各类混凝土结构，也可用于重复荷载作用下以及动力荷载作用下的混凝土结构的分析。混凝上损伤塑性模型的主要两个破坏机制是混凝土的拉裂和压碎，与之对应的屈服(或破坏)面的形成分别由等效塑性拉应变(tensileequivalentplasticstrain)和等效塑性压应变(compressiveequivalentplasticstrain)这两个硬化变量控制。同时，该模型引入受拉、受压两个刚度损伤(降低)变量谚，以，分别反映受拉和受压区混凝土进入应变软化阶段任意点的卸载弱化响应，这两个变量分别由‘Concretetensiondamage和*Concretecompressiondamage定义。盯，JIZ硷八～一5易_2圈3-5混凝土的单轴循环过程在循环荷载作用下，混凝土的损伤机制相当复杂，包括已形成的细观裂缝的闭合和张开，以及它们之间的相互作用。试验研究表明，当循环荷载的符号发生改变时，混凝土的刚度能得到若干程度的恢复，也称“单向效应(unilateraleffect)”。单向效应在荷载从受拉改变到受压时尤为明显，这是由于混凝土从拉应力转变成压应力时，裂缝闭合，从而使抗压剐度得到恢复。刚度恢复是循环荷载作用下的混凝土的重要力学响应，ABAQUS通过*Concretetensiondamage命令的compressionrcc,overy参数设置抗压刚度恢复系数m，以及通过*Concretecompressiondamage命令的tensionrecovery参数设置抗拉刚度恢复系数w。混凝土的单轴循环过程如图3．5所示，对于包括混凝土在内的绝大多数准脆性材料，当荷载从拉变为压时，由于裂缝闭合使得抗压刚度迅速恢复，因此可取w。--1； 河海大学硕士学位论文另一方面，当荷载从压变为拉时，会产生很多细观裂缝，因此一般认为抗拉刚度没有恢复，即取w=o。单轴受压混凝土弹性区域以外的非线性应力一应变关系由*Concretecompressionhardening定义，其数据项的压应力为非线性压应变的制表函数，这里非线性压应变值为总的压应变值与弹性压应变值的差值。计算时，ABAQUS结合给出的受压刚度破坏变量值自动把非线性压应变值转换为等效塑性压应变值．3．3．4钢筋参数定义对预应力钢筋混凝土的分析方式有两种：即分离式(discrete)和弥散式(smeared)。分离式就是将混凝土和预应力筋分为两种作用分别建模，一起考察对整体的影响，以载荷的形式取代预应力钢筋的作用，如等效载荷法；弥散式就是将混凝土和钢筋的作用(对整体的影响)一块考虑，两种处理方式的优劣如下：1)分离式的特点优点：不必考虑预应力钢筋的位置而可直接建模，网格划分简单，程序收敛比较容易，预应力对结构的整体效应可以较为清楚地显现。缺点：不利于模拟力筋位置等因素对整体结构的影响情况，没有考虑力筋对混凝土的作用分布和方向，无法模拟张拉过程，不能方便地考虑其它外载的共同作用，不能模拟预应力钢筋在外荷载作用下的应力增量，无法模拟应力损失引起的力筋各处应力不等的因素。2)弥散式方法特点将混凝土和力筋划分为不同的单元一起考虑，降温法模拟预应力比较简单，同时可以模拟预应力的损失。采用初始预应变法模拟力筋各处不同的应力时，每个单元的实常数各不相等，工作量较大。优点：力筋的具体位置一定，可以比较真实地模拟预应力钢筋对结构的影响和作用；可以模拟张拉不同的力筋，以优化张拉顺序；可以得到力筋在任何外载下的应力和应变；可以模拟预应力钢筋的应力损失的影响。缺点：建模复杂，尤其是当力筋较多且曲线布筋时。 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析ABAQUS中，有两种方式可把非预应力钢筋定义到混凝土块体单元中，一种是运用*Rebar技术，一种是使用*Embeded命令。采用后一种方法易于观察混凝土梁中非预应力钢筋的应力情况，定义非预应力筋位置也更准确。故本文采用*Embeded命令来定义非预应力筋。定义预应力筋的方法有很多，如降温法，加初应变法，加初应力法，也可应用*Rebar技术使加预应力。本文采用降温法来施加预应力。所谓的“降温法”为结构施加预应力，就是为预应力钢筋单元设定一个初始温度，在旌加荷载时可对不同的钢筋分别、分步给定一个温降值，使之产生收缩变形，由于钢筋单元和端部混凝土单元的节点位移协调，从而对混凝土体产生预压应力，而钢筋产生预拉应力。其作用原理如下【删：，、删蝎=IIB7DBdV卜p7DewdV(3-1)＼y／V其中，F——单元节点力；置——单元刚度矩阵；E——由初始应变引起的节点力分量列阵；正——位移矩阵；岛——由温度变化产生的初始应交，eo=【1l0o】raaT．E是由温度变化引起的节点力，实际降温法还是把单元温度应力转化成了单元内能自平衡的节点力系，并作为已知量参与结构分析。降温值的计算如下。预应力筋伸长量：同时：故降温值：△￡=△豫三AL=％AT=‰(3-2)(3-3)(3．4)式中：t2"为钢筋线膨胀系数；P为预应力施加值；工为钢筋计算长度。需要注意的是：由于混凝土体会收缩，所以计算降温时应该计入混凝土弹性压缩损失，即(3-4)式中计算时P是大于实际张拉力的，根据经验，一般比实际张拉力增大5％左右。利用ABAQUS的弹塑性材料模型定义预应力筋和非预应力筋的材料参数。预应力筋采用三折线的应力—应变关系如图(3．6)；非预应力筋一般采用理想加 河海大学硕士学位论文弹塑性的应力一应变关系如图(3．7)，也可按实际情况考虑钢筋屈服后的应变强化效应。在弹塑性定义—应变定义时，当预应力筋或非预应力筋的应变到达极限应变之后，须把应力值强制性地降为零。盯，厶厶jltcfs02s”sP6rs|图3-6预应力筋的应力．应变关系图3．7非预应力筋的应力．应变关系图中：厶和占一分别为预应力筋极限抗拉强度和极限抗拉应变；厶z和气z分别为预应力筋条件屈服强度和条件屈服应变；Z和乞分别为预应力筋弹性应力极限和弹性应变极限。‘和S分别为非预应力筋的屈服屈服强度和屈服应变。3．4有限元计算结果用ABAQUS对2．5节设计的两个转向块的体外索加固的简支梁进行分析，其模型网格划分情况如图3．8所示。图3培网格划分示意图跨中挠度和规范计算值比较见表3．1：41 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析表3．1简支梁计算结果比较均布荷载跨中集中荷载跨中挠度工跨中挠度，施力阶段(埘)(mm)(kN／m)规范计算值ABAQUS值施加预应力后19．70．6．5．5525．11．9．9．8施加外荷10．50．17．8．15．11575．23．7．19．920100-29．5．24．6从分析结果可以看出：ABAQUS计算结果与理论计算结果有一定的差别，这是由于ABAQuS计算过程中考虑了几何与材料非线性，以及体外索应力的应力增量，综合分析可知ABAQus计算结果比规范计算略小是合理的，可见规范计算结果是偏于安全的。3．5体外索加固前后混凝土简支梁有限元分析3．5．1计算目的：根据受弯构件的受力特点，本文拟采用有限元模拟的方法，分析以下几种情况：1)分别模拟相同设计条件下，加固前梁与采用体外预应力技术加固后梁的受力特点；2)模拟不同体外筋布置方式情况下，结构的受力特点，并分析其加固效果；3)通过对某一特定布筋方式受力全过程的有限元分析，较深入地研究体外预应力对于混凝土这种非线性材料在张拉、受荷弹性、塑性等各个阶段的作用机理及作用效果。3．5．2加固前钢筋混凝土简支梁非线性有限元分析3．5．2．1建立模型模型为如图3．9所示，混凝土简支梁，跨长茭jsooomm，矩形截面，形式为300x500：截面上部配有受压区构造钢筋面积4=339埘册2，屈服强度g亍 河海人学硕士学位论文310MPa，弹性模量E=200GPa，受压区钢筋保护层厚度t=25mm。截i$-F部配置钢筋面积4=941mrtl2，屈服强度‘=310MPa，弹性模量E=200GPa，受压区钢筋保护层厚度as=35mm。c35混凝土的轴心抗压强度标准值Z=27MPa，混凝土抗拉强度标准值Z为2．8MPa，弹性模量丘=32．5GPa。采用体外预应力技术加固，预应力束面积4=280棚m2，抗拉强度厶=1860MPa，弹性模量E=195GPa。l8QQQJ3．5．2．2有限元计算结果图3-9原混凝土简支粱示意图依据建立的模型，利用ABAQus有限元软件，对混凝土梁分级施加跨中集中荷载，直至发生混凝土梁上部混凝土被压碎破坏。对不同跨中集中荷载作用下结构的受力进行了详细的计算，具体情况如下。考虑到结构的受拉特点，本论文给出的计算结果是沿梁长度方向的构件的应力，跨中挠度值向上为正、向下为负。1)简支梁计算结果表3一l加固前简支梁计算结果上部混凝土上部钢筋应下部钢筋应跨中挠度应力荷载(1甜)：0(Mi'a)力(ma)f(nun)(MPa)Q=0．23．1119．88．3．73．0．64Q寡25-42．5251．23．7．64．2．53Q=50．66．0386．33．11．23-4．75Q=75．88．42102．28．14．01．7．OlQ=100．118．23145．72．17．56．9．65Q=125．159．51179．71．20．86．12．14Q=150-198．85228．26．23．18．15．84Q=190．301．85311．28．27．53‘．23．23 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析2g辅柱哥撩《：辞注：·表示此值己超过混凝土轴心抗压强度值，粱破坏，咀下各表同。O51015202530跨中挠度(mm)图3一10加固前简支粱荷载一挠度曲线2)混凝土开裂情况表3—2梁下部混凝土拉应力(MPa)荷载(I舛)下部混凝土应力(MPa)O=oO．78Q巴252．884注：群表示此值己超过混凝土抗拉强度值，粱开裂，以下各表同．Q=25kNQ=75kNQ=150kNQ=190kN图3．11不同荷载作用下跨中混凝土开裂区域示意图当混凝土梁受集中荷载Q-25kN时，混凝土梁下部所受拉应力为2．88MPa赂大于混凝土抗拉强度，故此状况下，混凝土梁已有稍微的开裂，由图3．11也可看出。由表3．1可知，当混凝土梁受集中荷载Q=190kN时，混凝土梁上部所受压应05O5O5O5O加竹临屹m7同2． 河海大学硕士学位论文力已达到混凝土抗压强度，梁的上部混凝土被压碎，梁即宣告破坏。由图3—10加固前简支梁荷载一挠度曲线也可看出，当混凝土梁受集中荷载略小于Q=190kN时，挠度有突变(曲率有变化)，说明此时，梁上部混凝土被压碎。初步可认为原简支梁开裂荷载为Q=25kN。原简支梁极限荷载大约为Q=180kN。3．5．3加固后体外预应力混凝土简支梁非线性分析为研究转向块对体外预应力加固技术的加固效果的影响，设置了三种不同的转向块布置方式：跨中没有转向块如图3一12(a)；跨中设有一个转向块如图3—12(b)；设有两个转向块如图3—12(c)，分别设置于距两边支座l／3跨处。(a)没有转向块l8QQQ』(b)跨中设有一个转向块(c)三分点处设置转向块图3一12不同转向块的体外预应力混凝土梁3．5．3．1有限元计算结果1)设有一个转向块群∽ 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析表3—3一个转向块简支梁计算结果上部混凝土上部钢筋应下部钢筋应体外索应力跨中挠度应力荷载OaT)力(MPa)力(Ⅷa)(MPa)f(ram)(MPa)Q=257．29．7．591．171114．2o．48Q=50．1．651．35-0．45lll6．3-o．45Q=75．10．5910．7．2．9l1118．3-0．74Q=100-20．3221．24．4．3l1120．4．1．24Q=125．32．8333．48．7．971122．7．1．89Q=150—50．6454．59-9．971125．6-2．69Q=190．105．65122．38．12．661134．9．5．26Q=230．169．82181．15．19．21148．26-8．88Q=270．252．45253．62-21．51164．14．13．13Q=310-293．83lO．92．27．43*1182．3-24．952)设有两个转向块表3—4两个转向块简支梁计算结果上部钢筋应下部钢筋应上部混凝土体外索应力跨中挠度荷载(kN)应力，J(MPa)(MPa)f(m)(MPa)Q=253．29．3．3l2．781114．8O．12Q=50-5．565．37．1．451118．02m．55Q=75．14．3514．6l-3．621125．5．1．17Q=100．23．8624．96．6．021132．9．1．85Q=125．35．9536．95．9．231140．3-2．63Q=150-56．3262．13．12．031147．8．3．5lQ=190．112．2l123．3．16．961163．5-5．74Q=230．174．23185．03-22．Ol1183．9-9．24Q=270-259．02263．32．24．3l1208．8．14．26Q=310．301．23311．92-29．5’1241．3-25．3631没有转向块 河海大学硕t学位论文表3—5没有转向块简支梁计算结果上部钢筋应下部钢筋应上部混凝土体外索应力跨中挠度荷载渊)应力．：J(MPa)：J(MPa)(MPa)f(mm)(MPa)Q=25．21．3920．86．3．261112．3．0．13Q=50．30．4630．26-6．381114．3．1．320=75-46．0247．23-8．561116．4-2．8lQ=lOO-69．2371．36．10．231118．5-4．95Q=125．102．38112．3．13．2l1121．7-6．84Q=150．158．2164．26．16．051129．7．8．93Q=190．224．3l232．62．i8．341139．4．13．OlQ=230-286．2l298．23．20．8l1154．2-23．74Q=270-310．23311．67．24．6l1172．4．38．82注：当Q'=270kN时，粱端下部的混凝土压应力达到-29．8MPa，梁破坏．在不同的荷载下，梁下部混凝土所受拉力的情况如下表3—6：表3—6梁下部混凝±拉应力(MPa)设有一个转设有两个转荷载(klq)没有转向块向块Q岳25．1．21．O．820Q=500．451．461．49Q譬752．834在不同的荷载下，加固梁的偏心距损失值等于梁的跨中挠度减掉索中点处位移。偏心距损失值见下表3—6：表3--6偏心距损失值(mm)设有一个转向块设有两个转向块没有转向块荷载㈣索中点处位偏心距损失索中点处位偏心距损失索中点处位偏心距损失移(m)值(ram)移(nan)值(mm)移(ram)值(m)Q=25．o．5O．02-o．1_0．02O0．13Q=500．44O．0lO．5l0．04O1．32Q=750．73O．011．02O．15O2．8lQ=1001．25．o．Ol1．55O．3O4．95Q=1251．8902．13O．5O6．84Q=1502．67O．022．7lO．8O8．93Q=2005．26O3．821．92O13．OlQ=2508．86O．026．053．19O23．74Q=30013．120．019．524．74038．82Q=35024．93O．0217．238．1347 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析4035302520151050-5荷载(kN)公垒、-一R趟襁武蛙12501200115011001050图3一13加固前后简支梁荷载一挠度曲线050100150200250300350荷载(1(N)[]3-14体外索应力一荷载(仃一P)曲线(咖)罄碚廿留 河海大学硕士学位论文350-50050100150200250300350下部钢筋应力(MPa)图3一15荷载一下部钢筋主应力(o-p)．曲线苏一趣+1-／ff转向块一一2个转向块，多m无转向块一越∥4／／一AJ。。兰7．一．，_!∥一．荷载(kN)图3一16荷载一偏心距损失值关系曲线3．5．3．2有限元计算结果分析先比较跨中裂缝开裂荷载的大小，由表3-2、表3—6可以看出，无论采用哪种布筋形式，由跨中混凝土开裂情况可以看出体外筋作用下，跨中混凝土的开裂荷载明显提高。未加固时，开裂荷载Q=25kN，而加固后，无转向块时开裂荷载Q=60kN，一个转向块约为Q--75kN，两个转向块约为Q=70kN。此外，该梁的极限承载力也有大幅度地提高，未加固时，极限承载力Q=190kN，而加固后，49(}3赫稼0O0O0O0O0O0O5O5O5O5O54321一笛Ⅱ)姆水帑船石、睾 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析无转向块时极限承载力Q=260kN，一个转向块约为Q=310kN，两个转向块约为Q=300kN。图3一13加固后简支梁荷载一挠度曲线，当所加外荷载相同时，无转向块的体外梁的跨中挠度最大，设有一个转向块的体外梁和设有两个转向块的体外梁的响应曲线基本相同，当跨中挠度相同时，无转向块的所能承受的外荷载最小，设有一个及两个转向块的体外梁的响应曲线基本相同。3．5．4体外筋加固效应分析通过对表3．1～表3．7、图3．10、图3．1l及图3．13～图3．16进行分析可得出如下结论：1)利用体外预应力对既有混凝土梁进行加固，使梁的开裂荷载和极限荷载都有明显的提高；从根本上提高了梁的弯曲性能；能较大地减小梁的挠度，提高梁的抗弯强度，且并未使梁的延性降低。2)普通钢筋混凝土梁施加体外预应力进行加固后，由于体外预应力的作用，使梁的刚度增加，从而使梁体的挠度随荷载的增大而增加的幅度有所减小。3)图3．13中可以看出：设置了一个转向块和两个转向块的加固方案，这两种情况的荷载一挠度曲线很相近；其开裂弯矩和极限弯矩差别都不大，这表明设置一个转向块和设置两个转向块对体外预应力混凝土简支梁的极限弯矩影响不是很大，其加固后的效果基本一样。4)由图3．14预应力筋的应力变化曲线可以看出，在相同的外力作用下，设有两个转向块的体外梁的体外筋的应力变化比直线型预应力筋在和设有一个转向块的体外梁的应力变化来说要大一些，这主要是由于，体外筋在转向块处完全固结所致，其承载力也比体外筋在转向块处完全滑移大30％左右【47】。5)图3．16中可以看出：在集中荷载下，当采用两个转向块及没有转向块的加固方案，随着荷载的增加，偏心距损失严重，即受二次效应的影响也随着荷载的增大也加剧。当采用一个转向块时，偏心距基本上没有损失，说明只要在体外梁最大挠度处设置一个转向块就可以基本消除二次效应的不利影响；而通长直线布置且不设置转向块的体外预应力筋的加固方案，其加固效果是最小的，受二次效 河海大学硕士学位论文应影响也是最大的。6)值得注意的是，设有一个及两个转向块的体外梁破坏时，都是跨中上部混凝土被压碎，然而没有设置转向块的体外梁破坏时，跨中上部混凝土并没有被压碎。此例中，当跨中混凝土上部所受压应力为24．61MPa时，梁端下部混凝土所受压力则达到29．8MPa，梁端下部混凝土被压碎。梁端下部混凝土先于跨中混凝土被压碎，这主要是由于直线型预应力筋在梁端锚固，因此它的应力变化程度主要决定于梁端的变形，而在相同的外力作用下，直线型预应力筋简支梁在梁端的变形要大于折线型预应力筋简支梁在跨中转向块处的变形146]。7)通过本例中体外梁受力全过程分析可知，运用体外预应力加固技术方法进行工程加固，梁体破坏时，体外索远没有达到屈服状态。3．5．5体外索加固简支梁受力过程分析为了更好地了解体外索加固简支梁的作用机理，这里以一个转向块为例对体外筋简支梁的受力全过程进行分析。3．5．5．1不同荷载作用下粱体结构变形由于模型为对称的简支梁，所以在建模时采用了1／2对称模型。当施加外荷载Q=25kN时，施加预应力后，原混凝土梁出现反拱情况。其在不同荷载作用下粱体结构变形情况见图3．17(右端是跨中)．Q=25kNQ=190kN图3．17不同荷载作用下结构变形示意图 第三章混凝士粱非线性有限元程序模拟分析3．5．5．2混凝土的应力随荷载变化情况本文对于体外预应力筋作用下混凝土的应力随荷载的变化情况通过混凝土体应力云图的形式来表示，这种形式表现更为直观。图3．18不同荷载作用下混凝土轴向应力云图3．5．5．3钢筋受力随荷载变化情况 河海大学硕士学位论文1)体内非预应力筋图3．19不同荷载作用下非预应力筋应力图 第三章混凝土粱非线性有限元程序模拟分析Q=75kNQ=125kNQ=150kNQ2310kN图3-20不同荷载作用下跨中混凝土开裂区域示意图由图3．17、图3．18、图3．20及表3—3可知混凝土单元应力变化的过程如下：体外筋及自重作用下梁体混凝土单元的上部跨中一定区域内处于受压状态，而下部跨中一定区域内处于受拉状态。当荷载Q=310kN时，上部单元压应力值及下部单元拉应力值均超过了相应的抗压、抗拉强度，混凝土体出现裂缝和压碎现象。会g搦枢。。u300250200150100s0i^一50O50100150200250300350下部钢筋应力(MPa)图3—2l荷载一下部钢筋主应力(o'-p)．曲线2)体外索应力随荷载变化情况由图3—2l可知体外筋应力随着荷载的增加呈不断增长的趋势，这与理论分析相符合。有限元分析方法克服了等效荷载法把体外筋的作用看成固定值的缺陷。 河海大学硕士学位论文12001175帕皇1150-R毯1125奖1100犟10751050050100150200250300350荷载(kN)1913--22体外索应力一荷载(仃一p)曲线3．5．5．4受力全过程分析由图3．17～3．22可以看出，在预应力、自重及Q=25kN作用下，加固梁处于反拱状态。随着荷载的增加，由于预加力引起的反拱逐渐消失，梁体上部混凝土由受拉逐渐转入受压状态。下缘混凝土和非预应力钢筋开始出现拉应力，梁体挠度逐渐增大，体外索应力也随之增加。当外荷载继续增加时受拉区混凝土超过混凝土抗拉强度，开始出现裂缝。随着荷载的增加混凝土受拉区沿梁跨度及断面方向不断增大。裂缝不断扩展，梁的刚度开始减小，因而挠度增长的速率较开裂前加快。此后梁体内非预应力钢筋的应力首先达到屈服强度并进入塑性阶段，应力不再增加而应变继续增加，这与文献[47][48]--致，但此时体外筋中的应力均未屈服。荷载再继续增加，非预应力钢筋中的应变仍继续增长，梁的挠度剧增，上缘混凝土出现压碎现象，梁即破坏．3．6小结本章首先通过一算例对体外索加固简支梁全过程进行有限元分析，对体外筋加固简支梁的加固效应从开裂荷载、挠度、应力等几方面进行了分析，并对于不同的布筋方式的加固效应进行了比较。最后为了更好的了解体外筋的加固机理，对一个转向块加固简支梁的受力过程进行了详细的分析。结论如下：利用体外预应力技术对既有混凝土粱进行加固，使梁的开裂荷载及极限荷载 第三章混凝十粱非线性有限元程序模拟分析都有明显的提高；从根本上提高了梁的弯曲性能；较大地减小梁的挠度，提高梁的抗弯强度，且并未使梁的延性降低。设置了一个和两个转向块的加固方案，其加固后的效果基本一样；而通长直线布置且不设置转向块的体外预应力筋的加固方案，其加固效果是最小的。在不同荷载形式下预应力束布筋方式对梁性能的影响是不尽相同的。在实际工程加固中，应该考虑结构承受的荷载形式来决定采用何种形式。据本章分析，在单点集中荷载下，宜选用设置一个转向块的加固形式。体外预应力加固混凝土梁的机理可以这样描述：通过在梁体外布置体外索(钢材的拉杆或撑杆)，并与被加固的梁体锚固联结，然后施加预应力，强迫后加的体外索受力，从而改变原结构的内力分布，并降低原结构应力水平，使结构总承载力明显提高，且可减少结构的变形、裂缝宽度缩小甚至完全闭合。 河海大学硕上学位论文第四章应力松驰效应研究目前，国内外研究者对体外索与转向块粘结滑移和预应力松驰效应这两个问题研究较少。随着梁的变形预应力筋中的应力会发生变化，在转向块处可能出现相对滑移，从而影响体外预应力筋中的应力分布，导致非线性。体外索与转向块粘结滑移的模型如图4．1所示。在垂直于体外索和平行于体外索表面的方向设置互相垂直的一组弹簧。这组弹簧是假想的力学模型，具有弹性刚度，但并无实际几何尺寸，所以可以放置在需要设置联系的任何地方．平行于两种单元接触面的弹簧用以计算相对滑移和粘结应力。垂直于体外索的弹簧刚度为～，平行于体外索的弹簧刚度七t，当，<即，不产生滑一㈣—臀图4．1体外索与转向块粘结滑移模型移，当，。“一产生滑移，但由于时间有限，本文未能做深入研究。对于加固工程，被体外预应力技术加固的混凝土构件的收缩业已在长期使用过程中基本完成，在长期恒载作用下的混凝土徐变也基本完成。此外，体外预应力加固体系并不会使桥梁恒载增加许多，且使原梁受压区的应力明显减小。因此，该混凝土构件的徐变也基本停止，即可近似认为在需要加固的混凝土构件的收缩和徐变已经基本完成，故在分析模型中可不考虑原构件徐变和收缩的影响，而仅仅考虑体外预应力筋应力松驰的影响。本章主要研究预应力筋的应力松驰。在ABAQUS商用有限元软件基础上外加标准线性固体本构模型来模拟体外索的应力松驰效应。4．1体外索应力松驰效应工程加固对预应力钢筋总的要求是：强度高、较好的塑性、焊接性能及低松驰等。在预应力结构中，预应力钢筋性能中的徐变和松驰变形都是与时间有关的 第四章应力松驰效应研究函数。钢筋的徐变与混凝土的徐变一样，是在钢筋应力不变的情况下，其变形随着时间而增加；松驰则是在钢筋长度不变的情况下，其应力随着时间而降低。这两者都是钢材粘性性能的表现，是在条件不同的情况下的两种不同的物理现象【211。在体外预应力加固技术中，预应力钢筋的徐变发生在张拉至锚固的瞬间，可以通过适当的超张拉就可克服，因此影响不大。松驰是发生在钢筋张拉锚固以后，会引起预应力损失，影响较大。最初随着初始应力的增加，松弛率增加缓慢。随着初始应力的进一步增加，松弛率增大幅度加快1671。目前，由于应力松弛试验对许多试验条件非常敏感，所以要想得到较准确、科学的试验数据是非常困难的。根据长期的试验对比分析，发现影响试验结果的主要因素是试验机的类型和精度，试样的加载过程，试验温度及数据处理。实验往往精度不够，实验结果不理想，故有关应力松驰效应的研究甚少。本章通过在ABAQUS的二次开发的平台上，采用标准线性固体模型来简易的模拟应力松驰损失状态，为研究预应力筋应力松驰损失提供一个理论分析．4．2标准线性固体标准线性固体模型(三参量固体模型)如图4．2，该模型是由弹性元件和Kelvin元件相互串联而成的。其标准实验示意图见图4-3。【12】【6l】【62】E．图4．2标准线性固体模型对于这两个元件分别有：∥=蜀毛+一占l盯=易毛总的应变为：(4_I)(4．2)占=毛+毛(4-3)为了得到标准线性固体的本构关系，对(4_1)、(4．2)式和(4．3)式进行Laplace 河海大学硕J：学位论文变换，得：or=(E+Hs)占I盯=岛占2占=Sl+F2将(4．4)、(禾5)式代入(4-6)式，可得：【(巨十巨)+一J】盯=易(骂+Hj弦逆变换后得：置最占+巨一s=(巨+易)盯+H盯上式两端除以(E+易)可得标准线性固体的本构方程的标准形式：盯+PJ仃2qoo。+qls舯⋯南⋯南确2西1呖式中：；=d％，；=d‰分别为应力、应变率。r0JI—<<二二二一一一一一一ElEt￡～／／El+E2一t(44)(4．5)(4．6)(4．7)(4．8)(4．9)图4-3标准线性固体标准实验示意图由图4．3可知，三元件模型能反映材料的瞬态弹性响应(充分体现了材料的弹性)，此外还能很好的反映恒变状态下的应力松驰现象。材料中应力最终逐渐减小到吒。在各向同性线性粘弹体的小应变条件下，借鉴线弹性公式，把一维的推广到三维的本构关系：_-一●～●40"rt+V40rax=A4毛，+2p4E,。+五4占r+2p4占曩(x,y，：)(4-10) 第四章应力松驰效应研究_●一’40"xy+VAO"掣=∥4％+∥4y矽(x,y，z)(4-11)其中：白=气(f=l，2，3)五、／a、互、五、；为材料常数，五、／a为Lame系数。下面我们采用标准线性固体本构关系来探讨预应力松驰损失情况：第一阶段：张拉体外索施加预应力cro，体外索将产生应变q=瓦O"o·第二阶段：锚固体外索令锚固时时间为t=0，锚固后，即E保持不变，随着时间推移，体外索内的应力将有应力松驰损失。对于t≥0，我们可写出：占：cd(O；=丘方程(4．9)的Laplace变换为：孑+A(s孑一ao)=90；怕(s；一毛)=竽(4-12)由此解出苫为孑：』0玉一+皿(4-13)J‘l+As)1+pjs求L印lace变换的逆变换，可求得体外索中有效预应力为：一蜀[·一晰扑croexp(一々c州，这就是图4．3中的曲线，可以看出最终体外索中应力逐渐松驰到吒=吼q』岛％+巨·4．2．1标准线性固体模型的二次开发ABAQUS作为一个大型通用有限元软件，其中也可以直接定义材料的粘弹性行为，不过它是通过采用*SHEARTESTDATA、COMBINEDTESTDATA、CREEPTESTDATA，RELAXATIONTEsTDATA等这些实验数据，ABAQUS内部再采用拟合系数PRONY进行参数拟合，通过参量SHRINF60 河海大学硕士学位论文定义长期归一化后的剪切柔度五(呦，该值与长期、归一化后的剪切模量岛(m)成倒数关系，即工(。)=心(。o)·ABAQUS为了方便和鼓励用户开发自己研究或感兴趣的本构模型，采用FORTRAN语言接口方式，提供了若干用户子程序(UserSubroutines)和在编程时可以调用的实用工具(UtilityRoutines)，这些子程序和实用工具的具体作用与功能可参见文献。在ABAQUS提供的用户子程序中，与开发用户材料力学本构模型直接相关的子程序是UMAT。按照ABAQUS--次开发的约定：(1)文头部分。用户借助文头部分来说明子程序的体名、参数和变量，其一般格式为：SUBROUTINEUMAT(STRESS，STATEV，DDSDDE，SSE，SPD，SCD，1RPL,DDSDDT，DRPLDE，DRPLDT,2STRAN，DSTRAN，TIME,DTIME，TEMP，DTEMP，PREDEF，DPRED，CMNAME，3NDI,NSHR,NTENS,NSTATv，PROPS，NPROPS，COORDS，DROT，PNEWDT，4CELENT,DFGRD0,DFGRDl,NOEL,NPT，LAYER，KSPT，KSTEP，glNC)CINCLUDE'ABA_PARAM．INC’CCHARACTER’80～认TERLDIMENSIONSTRESS(NTENS)，STATEV(NS删n口1DDSDDE(NTENS,NTENS)，2DDSDDT(NTENS)，DRPLDE(NTENS)，3STRAN(NTENS)，DSTRAN(NTENS),TIME(2)，PREDEF(I)，DPRED(I),4PROPS(NPROPS)，COOP．DS(3)，DROT(3，3)，DFGRD0(3，3)，DFGRDI(3，3)DIMENSIONDSTRES(6)，D(3，3)(2)开发者需利用I『MAT子程序定义材料本构关系的刚度系数矩阵：J-丝(年15)6I 第四章应力松驰效应研究由于ABAQus属于通用性、基于几何、材料和接触问题的非线性有限元分析平台，式(4-15)中的应力盯．采用cauchy应力张量描述，即真应力，aO"是对应的应力增量；占是应变张量，-占是对应的应变增量。ABAQus中的应变描述可以是无限小应变或有限应变，依赖于用户问题的选择与定义；同时，ABAQUS约定剪应变分量白，按照工程剪应变％的定义存储。式(4—15)中的刚度矩阵lJl可以是对称矩阵、也可以是非对称矩阵，依赖于用户材料本构关系的需要和定义。取4为时间增量步步长，Z为增量步的初始值，-，为增量步中的改变值。则有：歹庐=譬(4-16)ft。堕=f|+兰}(4-17)把式(4-16)、(4-17)代入式(4-10)、(4-11)，整理后得：‘i,at+孑妒a％=(“鲁+互)-唧+(-≯+巧)a吒+-f@a唧+2∥a％一-吒)，(工，Y，z)(4-18)(詈+；)aa％=。f(考+互扣％+-础。％一-％)r(剐P，z)“-19)略去两个微小量：4f(A嘶+2∥-％一-D0)，和∥以4％一4％)f，化简后得到a4盯a4占。故刚度矩阵州中有：薏2麦阻(扣讯z互】c删㈤o)篝2麦阻扣∽"，㈤1)鼍2壶陋细(⋯㈤2)4．2．2子程序结构与编程概要根据ABAQus的约定，用户子程序体结构应至少包括六部分，分别是： 河海大学硕上学位论文ABAQUS约定的予程序题名说明、ABAQUS定义的参数说明表、开发者定义的局部变量说明表、开发者编写的程序代码段和子程序返回与结束语句等。现就标准线性固体模型为例，除必要的局部变量说明以外，最重要的编程代码段应包括：(1)调用外部参数。对标准线性固体模型需要输入的参数共有5个：彳、／．t、五、／t，v，其中五、∥为Lame系数；(2)计算当前应力水平，首先调用实用程序(utilityroutines)读取当前应力分量，然后求得各主应力：(3)求解刚度系数矩阵；(4)更新应力分量。ABAQUS是基于几何非线性、材料非线性和接触非线性的通用有限元分析平台，按照ABAQUSjIz线性增量加载技术和平衡迭代求解算法，如果ABAQUS在运行过程中发现UMAT模块的存在，则软件将在每个载荷增量步和迭代步中调用这个模块．需要注意的是，在每个增量步的首次迭代中，每个单元积分点都需要调用UMAT2次，以便形成正确的初始刚度矩阵。ABAQUS的脚本语言Python接口非常友好，是一种功能强大、具有良好开放性的面向对象程序设计语言，移植性也较强。但基于Fortran语言应用的广泛性，本文采用Fortran语言来编写UMAT模块。现对其中几个重要的数组变量作简要说明：(1)DDSDDE(NTENS,NTENS)为NTENSxNTENS维的数组，用于存放雅可比矩阵，其中NTENS=NDI+NSHR,NDI为直接分量数，NSHR为剪切分量数，按直接分量在前，剪切分量在后的规定存储。通常雅可比矩阵是一个对称矩阵，除非在输入文件的‘'USERMATERIAL"关键字中加入了"UNSYMM”参数。(2)PROPS(NPROPS)存放材料本构参数矩阵。本构参数的个数由输入文件中的关键字‘'USERMATERIALCONSTANTS=NPROPS”设定，具体参数值按序放置在数据行中。(3)sn匝ss(NTENS)存放应力矩阵增量步开始时，应力矩阵中的数值通过UMAT和主程序之间的接口传递到uMAT中，增量步结束时UMAT将对应力矩阵更新。(4)STRAN(NTENS)和DSTRAN(NTENS)分别存放应变矩阵和应变增量矩 第四章应力松驰效应研究阵。(5)STATEV0qSTATEV府放状态变量矩阵。在增量步开始时将数值传递到UMAT中，增量步结束时必须更新状态变量矩阵中的数据。由于I『MAT在单元的积分点上调用，增量步开始时，主程序路径将通过UMATA的接口进入UMAT，单元当前积分点必要变量的初始值将随之传递给UMAT的相应变量。在UMAT结束时，变量更新值将通过接口返回主程序。在ABAQUS中，可以通过两种方法接入UMAT子程序，一种是直接在INP文件中输入材料参数和子程序代码；另一种是，通过JOB模块中“SELETUSERSUBROUTINEFILE，’选择所编写的In订AT。4．3应力松驰效应分析目前体外预应力钢筋种类很多，有高强钢丝、钢铰线、高强度粗钢筋等。在某些环境下预应力构件对抗腐蚀性要求很高，如近海与港工结构，在这些环境直用钢材作预应力筋的预应力混凝土构件就不能很好地满足抗腐蚀性要求。因此，近年来非钢材的预应力筋得到了很大的发展。每一种预应力筋它的应力松驰性能是不同的，为此，为了更好的研究应力松驰效应，应该在预应力筋出厂时，同批次的做应力松驰试验，为工程长期性能的预测提供更科学的数据。由于有关的预应力钢筋的应力松驰试验较少，没有可供参考的数据，所以下面所做的应力松驰效应的分析旨在应用粘弹性理论模拟应力松驰现象，为研究预应力应力松驰效应的提出一个新的方法。预测体外预应力筋在加固后的应力变化情况，为工程长期的安全性做个评估，预测。本节单独对一根体外索的应力松驰现象进行分析，如图4-4所示，初步揭示运用粘弹性本构模型研究应力松驰现象的可行性，为研究预应力筋的应力松驰损失提供一个新的方法。图4-4计算模型取体外索长1m，A端固定，给B端施加一个向上5．7em的位移，索产生拉伸，移到c点，并保持在C点不动。由于体外索的粘弹性，索中将产生应力松驰现象， 河海大学硕士学位论文我们认为体外索粘弹性变形规律服从图4_l给出的标准线性固体模型。为了与前面所选用的体外索单元一致，本算例同样采用三维的杆单元T3D2模拟，初步取体外索的标准线性固体本构关系的相关参数为19．5Gpa、4．88GPa、0．3MPa+M、0．5MPa*M、0．1MPa+M。其中M表示月(Month)的意思。分析过程分两步进行：首先是*Static分析步，模拟体外预应力筋的张拉。在该步中在杆端B点施加一个5．7cm的位移，使索中产生0．057的应变。然后是*Visio准静态分析步，模拟体外预应力筋的应力松驰现象。在该步中保持B点的应变不变，即锚固后，晶保持不变，进行应力松驰分析。该步中采用0．05s步长，其精度由蠕变应变值允许变化值参数CETOL控制，本算例中该值取为0．01。体外索的轴向应力随时间变化的计算结果如图4．5所示．time(s)图4．5体外索的轴向应力随时间变化图由图可知，从第二个分析步开始，体外索出现明显的应力松驰，其松驰曲线与图4-3基本一致。在1．8(16M)秒后，应力基本上达到稳定值，表明采用标准线性固体模型模拟应力松驰效应是可行的。不足的是，数值分析应该与试验有机结合、渗透。让数值分析结果为试验提供更好的方法和指导，而试验也为数值分析提供更加可靠的基础数据，并对分析结果以合理的验证和解释，使得数学物理模型的仿真性更强。实际工程中，对应用到的不同的预应力材料，分别进行应力松驰试验，通过体外索应力松驰实验，以实验数据拟合应力松驰曲线，然后在拟合出上述的5个参数。这样应力松驰效应的研究才具有更实用性，准确性。 第四章应力松驰效应研究4．4控制应力松驰损失的措旌预应力使砼构件能承受巨大的外加载荷。人们希望预应力不随时间的推移而减小，但由于钢材产生松弛现象使构件预应力产生部分损失，松弛性能越差，预应力损失就越大，为了弥补就要增加钢绞线用量，有关资料介绍低松弛绞线比普通松弛线节省钢材14％，因此，应尽量使用低松弛预应力钢绞线。就BS5896．80的钢绞线，在70*／,的初载下，标准规定的1000h的松弛值对低松弛为2．5％，普通松弛为8％，相差3．2倍，对大型建筑物来说都是百年大计，实际上长期的应力损失会更大【751。日本专家对预应力钢丝进行松弛试验观察发现，温度每相差1℃平均影响松弛值O．25％～O．5％t761。当初始应力在O．500b～0．60吒时，应力松驰率变化不大，随着初始应力的进一步增大，当初始应力在0．600"b～O．75trb时，应力松驰变得越来越大【明。也就是说，应力松驰率与初始应力大小有关。为了控制应力松驰损失，应该注意以下几点：11尽量选用高强度低松弛预应力钢绞线。2)做好预应力筋的外防护措施，在高温环境下，做好隔热层。以防预应力钢筋表面温度过高。3)张拉预应力钢筋时，体外无粘结预应力筋的张拉控制应力不宜超过0．60吒，且不应小于O．40ctbf74】。4．5小结本章就预应力筋的应力松驰效应进行了探讨。在ABAQUS的基础上，外加标准线性固体粘弹性模型，很好地模拟了应力松驰现象，为今后预测、研究预应力应力松驰效应提供了一个新的数值方法，能有效的预测预应力工程长期的预应力变化情况。就如何控制预应力应力松驰损失，通过查阅相关文献，总结了几点有用的建议。 河海人学硕士学位论文第五章工程实例结构的加固改造修复是一项在工程上普遍应用的技术。混凝土构件因设计失误、施工错误、材质不符合要求；或因结构负荷增加、使用功能的改变；或因地震、火灾使结构或构件遭到损害，只要存在有修复的价值，都可以找到补救的办法。传统的结构修复加固技术很多，本文说明利用体外预应力加固技术对已损坏钢筋混凝土框架梁进行修复，重点介绍加固步骤和施工方法。5．1工程简介武汉市某邮电局办公楼，6层框架结构，建成于20世纪80年代中期。C25混凝土，因在顶层设置小灵通发射塔架，施工不慎，导致一跨度为7．2m的框架梁多处出现可见裂缝(见图5．1)．原框架梁截面为250咖×600nHn，配置有4±22的HRB级的受拉钢筋，2±12的受压钢筋，屈服强度为310MPa。应业主要求对该工程图纸进行复核，对受损构件进行结构检测，并根据具体情况对结构进行加固补强。图5．1粱裂缝测绘示意图1一预应力筋2一锚具3一垫块4一裂缝5一混凝土粱}2400【2400【2400‘图5-2梁受荷示意图671墨囫H 第五章工程实例5．2检测及复核1)梁的混凝土强度等级利用回弹法辅以拔出法进行测试，共检测30个点，测试结果均满足原设计承载力要求。2)梁损伤情况框架梁多处出现裂缝，裂缝大多出现在梁的跨中中部，裂缝宽度一般在0．2～O．6mm，底部宽上部窄，没有发现贯通裂缝。梁的最大挠度已达到31mm，受压区未发现异常。3)结构复核按本文2．5节方法进行复核计算：加固后，在全部荷载(含恒载20kN／m，活载5kN／m，梁三分点处小灵通小灵通发射塔架lOOkN)图5—3复核计算示意图作用下，产生弯矩和剪力为：M=402kN·m，V=196kN，受压区高度工=264mm，M>f,4h’=208．7kN·m，故增加荷载后，原配筋不足。要对结构进行加固补强。体外索需要承担的弯矩A肘=193．26kN·m。故体外加固筋的截面面积：4=aM／[1302x(600+50—132)】=286．5ram2选取两根直径15．20IIlm的钢绞线，以=280ram2。经验算，正截面承载力和斜截面抗剪承载力都满足要求。5．3加固方案根据结构复核及现场检测结果，需要解决以下两个问题：1)满足增加荷载后的使用要求，则需要补充受拉钢筋；2)减小梁的挠度和裂缝宽度。经对几个方案对比后，采用体外预应力加固技术，对该梁进行修复加固。具体方案如下： 河海大学硕士学位论文a)经计算采用直径15．20mm的钢绞线2根布置在梁的受拉区可满足承载力要求；b)对预应力张拉以减小裂缝宽度和梁的挠度，张拉时控制应力取仃o=1302MPa；曲张拉锚具：固定端采用OVMl5JT21，张拉端OVMl521。整个施工步骤流程框图如下：施工时注意事项：a)柱上钻孔，两孔须平行，孔净距100月聊；”采用一端张拉，张拉程序为：0—+o．12ao----,1．03a■；c)张拉过程中应有效控制梁的挠度和裂缝愈合程度，不应形成反拱值，避免产生新的破坏；d)张拉固定完毕后，应及时对锚固区进行保护，应使用手提式切割机或其它方法切割多余预应力钢筋，严禁采用电弧切割；c)施工完毕，支模、浇筑C30细石混凝土对预应力钢筋进行封闭处理，体外预应力钢束采用5层防护，主要包括钢绞线镀锌、钢绞线表面油脂、钢绞线PE套、钢束HDPE套及套内灌注的防腐油脂。5．4计算结果分析运用ABAQUS对混凝土梁在新增荷载作用下的结构性能进行有限元分析，加固前后的结果如表5．1：表5-1有限元计算结果荷载(自重+上部混凝土最大下部钢筋最大粱的跨中挠度体外索应力三分点荷载)压应力(MPa)应力(MPa)(mm)(M口a)P宣加固前一19．6191．3-16．68，100KN加固后．12．9574．64-8，641330．4 第五章工程实例图5_4加固前混凝土梁开裂区域示意图(左端为跨中)图5-5加固后混凝土梁开裂区域示意图(左端为跨中)图5-6混凝土被压碎区域示意图(左端为跨中)由表5．1可以看出，原混凝土梁，加固前，梁的跨中挠度为16．68mm，16．68／7200=1／427，接近1／427；而加固后梁的跨中挠度为8．64mm，经过挠度验算知8．64／7200=1／833<1／400，故加固后梁的挠度满足规范要求。加固后，梁的上部混凝土最大压应力为12．95MPa<17MPa(c25混凝土轴心抗压标准值)，故强度满足要求。由图5-4、图5．5及表5．1看出，利用体外预应力对既有混凝土梁进行加固，能较大地恢复梁的挠度，提高梁的抗弯强度，减小裂缝宽度，缩小受拉区混凝土的开裂区域。由图5．6看出，该加固梁没有设置转向块的体外梁破坏时，跨中上部混凝土并没有被压碎，只是梁端下部混凝土被压碎。这与文献【46】实验结果是一致的，这主要是由于直线型预应力筋在梁端锚固，因此它的应力变化程度主要决定于梁端的变形，而在相同的外力作用下，直线型预应力筋简支梁在梁端的变形要大于折线型预应力筋简支梁在跨中转向块处的变形。 河海大学硕士学位论文采用体外预应力加固技术进行，加固效果理想，梁的最大挠度较未加固梁明显减小，即结构在弯曲破坏之前，延性显著增加。由于梁底裂缝受到体外预应力的限制，增加了截面刚度，下部钢筋的最大应力也有明显的减小。从另一方面看，在挠度相同的情况下，结构所承担的外力也是明显增加的。本实例表明，用运用体外预应力加固技术，不仅较大幅度的提高了其承载能力，还可以明显地改善结构的使用性能。从结果可以看出在预应力张拉后，其有效预应力值仅为1330．4MPa，比1．03do略小。由于预应力受到几方面原因的影响，预应力是有点损失的，可见结果是合理的。该加固工程，在体外索锚固后，随着时间的推移，体外索内的应力产生了应力损失，其应力松驰损失情况如图5．7所示。可以看出，应力松驰主要发生在锚固后最初的5个月内，15月以后体外索应力松驰基本完成，即体外索应力值达到最终稳定值。O5101520松驰时间(M)图5—7体外索应力松驰示意图值得注意的是，在进行单个构件进行加固的同时，一定要注意对加固后的整体结构进行一次复核。因为施加预应力后，其预应力会对原加固构件的临近构件产生附加应力，有可能导致临近构件的受力变化，甚至影响整体结构的稳定。5．5小结本章就一工程实例，初步介绍运用体外预力加固技术加固一简支梁的具体步骤，先对原结构进行损伤检测、结构复核，再选定一个加固方案，最后确定施工O0O0O42O8642O32i}ll兮自6R毽强去撼 第五章工程实例顺序。论证了这种加固方法施工简单易行，修复后的梁挠度和强度均满足使用要求。并且获得了良好的经济效益。 河海大学硕士学位论文6．1总结第六章总结与展望随着社会发展，在今后的若干年里，会有越来越来多的旧建筑物有可能出现工程质量事故问题，需要鉴定、维修和加固。建筑物维修、改造和加固的费用将逐步增加．由于体外预应力加固技术，施工简单，加固效果良好，定能得到极大的应用与发展。本文系统地评述了已有的国内外研究者对体外预应力加固技术及体外预应力梁的试验和分析结果。对预应力应力损失的影响因素、二次效应、预应力应力增量进行详细的介绍。运用等效荷载理论，对体外预应力筋与梁体的作用进行分析，初步研究分析了体外筋的加固机理，并对其加固效果进行系统的描述。本文采用理论计算方法与数值模拟的方法，对体外预应力加固混凝土梁加固机理、加固设计及加固效果的评价做了详尽的分析和研究。这不仅有重要的理论意义，而且对采用体外预应力加固技术进行工程加固的工程师们提供一个很好参考价值．从数值模拟的角度，运用商用有限元分析软件ABAQUS，首先，对某一采用体外预应力筋进行加固处理的混凝土简支梁，加固前后的应力、应变、挠度等情况进行了分析和研究；其次，对采用不同体外筋布筋方式加固的简支梁的加固效应进行了比较；最后，对设一个转向块体外筋加固的简支梁受力全过程进行了详细的分析，从而探讨了体外筋的作用机理。分析结果更深入了对采用体外预应力加固技术加固混凝土梁的工作性能和加固机理的认识和了解，为体外预应力加固技术的推广应用打下良好的基础。最后，针对加固工程中，因需体外预应力技术加固的混凝土构件的收缩在长期使用过程中已基本完成，在长期恒载作用下的混凝土徐变也基本完成。体外预应力加固体系并不会使桥梁恒载增加许多，且使原梁受压区的应力明显减小。因此，混凝土徐变也基本停止，即可近似取混凝土收缩、徐变损失需要加固的混凝土构件的收缩已经基本完成，故在分析模型中不考虑徐变和收缩的影响，仅考虑应力松驰的影响。因此在ABAQUS商用限元软件基础上采用标准线性固体本构 第六章总结与展望模型来模拟体外索的应力松驰效应。为更深入的研究体外应力松驰效应，预测由于应力松驰而带来的加固效果的变化提供了一个简单可行的模拟方法。6．2展望由于时间和水平所限，本文的研究工作尚存在一些不足之处，以下几个方面有待于今后的科研工作进一步完善和深入：(1)考虑循环疲劳荷载、动力荷载或其它环境荷载比如地震、火灾环境下体外预应力加固技术加固混凝土梁的非线性分析模型及其性能研究。(2)制作较大数量的代表各种不同工况的体外预应力加固技术加固混凝土试验梁，通过对这些梁的试验研究并结合建立的分析模型达到对其性能做更进一步认识。(3)建立起一个考虑体外预应力筋与转向块之间的摩擦影响及体内有粘结钢筋与周围混凝土之间的粘结．滑移效应的有限元分析模型，则可更真实地模拟体外预应力梁的结构响应。(4)制作各种材料的预应力索应力松驰试验，拟合多种预应力松驰曲线，这样才能更准确地模拟不同材料的预应力应力松驰效应。(5)采用体外预应力技术加固局部结构时对整体结构和其它部分产生的影响。 河海大学硕士学位论文参考文献【l】李立．体外预应力法加固钢筋混凝土抗弯性能研究及其与粘钢法加固的对比试验研究[D]．北京：北京工业大学硕士学位论文，2003：15．18【2】谌润水，胡钊芳，帅长斌．公路旧桥加固技术与实例【M】．北京：人民交通出版社，2002：93-96【3】BilalEI-Ariss．Stiffnessofreinforcedconcretebeamswithexternaltendons[J]．JournalofStru-cl删Engineering，v234，n9，Aprit，2004，p2047．2051．【4lAngelC．Aparido，GonzaloRamo$，JuanRCasas，Testingofexternallyinestressedc．onlH'e-tebeams【J】．JournalofStructuralEngineering，v2，n6，January，2002，p73-84．【51Rain_oilQuintanilla，AnoteOliendectsforprestressedconstrainedelasticcylinders闭．InternationalJournalofEngineeringScience，v25，hi0，May，1999，p1481-1486．f6】周子兵，石春香．公路钢筋混凝土桥梁的体外预应力加周技术fJ】．森林工程，2000，16(3)：57．58．【刀邵旭东．桥梁工程[M】．北京：人民交通出版社，2004：53-69，31f8】赵人达．体外预应力混凝土连续粱的结构行为研究[D]．成都：西南交通大学硕士学位论文，2003：43．50【9】YoungHooaParka,CheolwooParkb,YongGulParkc，Thebehaviorof∞in-serviceplategirderbridgesUEngthenedwithextemalprestressingtendonstJl．InternationalJournalofEngineeringStructures，vlO，n6，FebrⅫy，2005，p379-386．【10]W．B．Kratziga，Y．S．Petrynaa，F．Stangenberg，Measuresofstructuraldamageforglobalfailureanalysis明．InternationalJournalofSolidsandStructures，v37，n15，February，2000，p7393-7407．f1l】牛斌．铁路澍凝土梁的体外预应力加固[J]．铁道建筑，199硝15)12：7-11【12】卓家寿．非线性固体力学基础[M】．中国水利水电出版社，1996：71-75【131卓家寿．弹性力学中的有限单元法【M】．北京：高等教育出版社，1986．【14】康清梁．钢筋混凝土有限元分析【M1，北京：中国水利水电出版社，1996．[151吕西林，金国芳等．钢筋混凝土非线性有限元理论与应用[M】，上海：同济大学出版社．1997：63-68【l6】李晨光刘航．体外预应力结构应用及相关工程技术发展【J】，建筑技术开发，1999，26(2)：44-45【17】张树仁王宗林．体外预应力混凝土技术在桥梁工程中的应用与发展明，广西交通科技。2003，28(3)：1-5【18]林同炎著．预应力混凝土结构设计【M】．北京：中国铁道出版社，1983：233-251【19】牛斌．体外预应力混凝土粱弯曲性能分析【J】，土木工程学报，1999，32(4)：37．“【20】何世铁．无粘结钢绞线体外预应力加固法的工程应用哪．建材技术与应用，2004。23(2)：23．24【21】房贞政编著。无粘结与部分预应力结构[MJ．北京：人民交通出版社，1999：2-5【22】丁大钧．结构机理与有限基本构件法[h叼．南京：河海大学出版社，1995【23】李国平．预应力混凝土结构设计原理[M】．北京：人民交通出版社，2000【24】朱伯龙，董振祥．钢筋混凝土非线性分析【M】．上海：同济大学出版社，1985：20-25【25】康清粱．钢筋混凝土有限元分析IM]．北京：中国水利水电出版杜，1996 参考文献【26】杜拱辰编著．现代预应力混凝土结构口吲．北京：中国建筑工业出版社，1986：224-226【271董毓利著．混凝土非线性力学基础[MI．北京：中国建筑工业出版社，1997：35-39【28】SadeghBabaiiKochekseraii．Finiteelementmodellingofplasticcollapseofmetallicsinglemitredpipebendssubjecttoin-planebendingmoments[J]．InternationalJournalofPressureVesselsandPiping(2004)81：75-81【29]GhaUab．Ahmed；Beeby．AndrewW．Calculatingstregsofexternalprestressingtendons阴．PmⅨ_dillgoftheIustimtionofCivilEngineers：StructuresandBuildings，w157,n4，August，2004：263-278．【30】Hyung-KeunRyu，Chang-SuShiln，Sung-PilChang,C'hul-HanChung．Inelasticbehaviourofexternallyprestressedcontinuouscompositebox-girderbridgewithprefabricatedslabs[J]．JournalofConstructionalSteelResearch(2004)60：989-1005【31]AhmedGhallab，A．W．Benby．Factorsaffectingtheexternalprestressingatre88inextemallystrengthenedprestressedconcretebeams[J]．Cement＆ConcreteComposites(2005)27：945_-957【32】TanKH,NgCkEffectsofdeviatorsandtendonconfigurationOrlbehaviorofexternallyprestressedbeams[J]．ACIstructuralJournal，1997，(94)1：13-2l[33】HarajliMN,NassifH．Externalprestressedmembers：evaluationofsecond-ordereffects一[f1．JournalofstrucmmlEngineering，ASSE，2000，126(9)：1033—1044【341王宗林，王彤，张树仁．体外预应力混凝土简支梁的极限强度分析明，哈尔滨建筑大学学报，200l，34(11：114-118【35】娄铁炯．无粘结预应力梁的有限元建模与性能分析研究[D]．浙江大学博士学位论文，2005【361MajtahediS，GambleWL．Ultimatesteelstressinunbondedprestressedconcrete[J]．JournalofTheStructuralDivision,ASCE，1978，(6)：1159·1165．【37】LeeLH，MoonJH，LimJH．Proposedmethodologyforcomputingofunbondedtendonstressatflexuralatflexuralfailure[J]．ACIstructuralJournal，1999，9“6)：1040—1048【38】帅兵．体外预应力结构加同设计方法探讨及应用[J】．安徽建筑，1999，15(4)：78-79【39】靳明君．体外预应力筋加固旧桥技术分析与探讨【J】．石家庄铁道学院学报，1999，12(1)：48-5l[40】艾军，史丽远．公路梁桥体外预应力加固设计与施工方法研究叨，东南大学学报，2002，32(孙：771-774【41】熊学玉．体外预应力结构设计【M】．北京：中国建筑工业出版社。2005：144—159【42】Aparicio,A．cRam∞．v．’GCasusJ．RTestingofexternallyprestrussedconcreteEngineeringbeams哪．Structures，v24,nl，January，2002，p73·84【43】蒋友谅．非线性有限元法【M】．北京：北京工业学院出版社，1988【44】任青文．非线性有限元法(I-册)【M】．南京：河海大学出版社，2003[45】TanKH,NaamanAE．Strut-and-fiemodelforexternallyprestressedconcretebeams[J]．ACIstructuralJournal，1993，90(6)：683-691【46】巢斯易发安孙海．体外预应力结构预应力筋在外力作用下的应力分析【J】，结构工程师，2000，36(1)：29-33【47】张耀辉舒玉毛学明．体外预应力混凝土粱非线性分析【J】，建筑结构，2001·2l(2)：37．39【48】美国后张预应力混凝土学会．后张预应力混凝土手册【hq．南京：东南大学出版社，1990；369．377 河海大学硕士学位论文f49J万胜武朱丽华。体外预应力在钢筋混凝土梁加固工程中的应用[JJ，建筑技术开发，2005，32(3)：90[50】美国后张预应力混凝土学会．后张预应力混凝土手册【M】．南京：东南大学出版社，1990：369-377【5l】康叶铭．体外预应力加固机理及应用[D]．南京：河海大学硕士学位论文，2006：9-II【52】娄廷会，易建国．活载作用下简支梁体外预应力内力增量的简化计算【D】，上海市公路学会第四届年会学术论文集．163．166【53】程志勇石国林覃禹铭．体外预应力技术的研究进展【J】．襄樊学院学报，2003，24(5)：84．87【54】陈进，杨家玉．体外预应力简支粱的力学分析fJ】．公路交通技术，2004，31(4)：75-77[55】沈殷李国平陈艾荣．体外预应力混凝土粱的非线性有限元分析【J】，同济大学学报。2003，3l(7)：803—807【56]HarajliMH．StrengtheningofconcretebeamsbyExternalprestresing[J]．PCIJoumal，1993，36(6)：76．88【57]‘建筑结构补强加固技术》编写组．建筑结构补强加固技术【M】．北京：中国铁道出版社，1987：46-49【58】颜志华．体外预应力加固旧桥设计与施工方法研究【J】，广西交通科技，2003，28(5)：42-45【59]郭乙木，陶伟明，庄茁．线性与非线性有限元及其应用口川．北京：机械工业出版社，2004：501-506【60】Hibbitte，Karlsson，Sorenson．INCABAQUS／StandardUsersManual【s】，2002．【6l】周光泉，刘孝敏．粘弹性理论嗍．合肥：中国科学技术大学出版社，1996．：20-23[62】杨挺青．粘弹性力学【M】．武昌：华中理丁大学出版社，1990：15-18【63】庄茁，张帆，岑松等．ABAQUS非线性有限元分析与实例【M】．北京：科学出版社，2005．【“】石亦平，周玉蓉．ABAQUS有限元分析实例详解【M】．北京：机械工业出版社。2006：25抛60【651徐远杰，王观琪，李健，唐碧华．在ABAQUS中开发实现D∞c∞．Chang本构模型阴，岩土力学，2004，25(7)；1032．1036[66】张欣，丁秀丽，李术才．ASAQus有限元分析软件中DIm∞n—Ch匝g模型的二次开发们，长江科学院院报，2005，22(4)：45-47【67】刘立军．初始应力对预应力钢绞线松弛率影响的试验研究叨，金属制品，2000，2“1)：4l-42【68】张秀凤．预应力钢材抗应力松驰性的研究与探讨m，2005，第二期：48．54【69】邵晓健，史凯。石辛扬．利用非线性有限元方法对预应力框架结构的混凝土徐变、收缩及预应力松驰进行分析们，四川建筑科学研究，2006，28(2)．40-42f701丁多文，白世伟，罗国煜．预应力索加固岩体的应力损失分析川，工程地质学报，1995，3(1)：67-69f7lJ王金昌，陈页开．ABAQUS在土未工程中的应用(M】，杭州：浙江大学出版社，2006．【72】陈国荣，姜弘道，池永斌．三维粘弹性参数反分析【J】，河海大学学报，1996，24(6)：25-28[73】AdaletZerena,MuzafferZerenb．Stressrelaxationpropertiesofprestressedsteelwires田-JournalofMaterialsProcessingTechnology141(2003)86-92【74】无粘结预应力混凝土结构技术规程【M】-北京：中国建筑工业出版社，2005，43【75】李志强．高强度低松弛预应力钢绞线的推广使用【J】，西部探矿工程，2005，第十二期 参考文献241．243【76】毛爱菊．预应力钢材的松弛试验m，金属制品，2000，26(5)：43-46 致谢本论文的工作是在恩师卓家寿教授的悉心指导下完成的。感谢恩师卓家寿教授在学术上给予的全面、耐心的指导，在生活上给予的无微不至的关心和爱护。他对学生要求严格、公平、公正从不偏袒，他能深刻发掘每个人在学术方面和生活方面的特长，因材施教，让学生自动认识到自己的错误和不足，自觉地去弥补和改正。近三年来，导师渊博的理论知识、丰富的工程经验、灵活的工作方法以及乐观的处世风格，使作者受益匪浅、终生难忘。值此文完成之际，谨向导师致以衷心的感谢和崇高的敬意!感谢师兄秦剑峰博士、师弟任宜滨硕士，感谢同窗七年好友王海’兵硕士，感谢陈洋硕士、王宜飞硕士、李建强硕士、葛风光硕士、孙峰硕士及其它好友在各个方面给予的支持乖帮助!感谢我的母亲、哥嫂多年来对我的培养，他们的爱护、教导、鼓励和支持将是作者终生难以报答的恩情，感谢女友赵玮、兄弟盛斌、吴继勇的支持与理解，愿学业的完成能给他们带来欣慰!愿远在天国的父亲开心!最后，感谢所有关心我的亲人、老师、同学和朋友，祝他们幸福、健康、一生平安!盛超2007年5月于南京
