劉 森

(黑龍江省大慶地區(qū)防洪工程管理處，黑龍江 大慶 163311)

無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力對(duì)簡(jiǎn)支梁自振頻率的試驗(yàn)研究

劉 森

(黑龍江省大慶地區(qū)防洪工程管理處，黑龍江 大慶 163311)

對(duì)4片不同形式布置的預(yù)應(yīng)力筋和混凝土強(qiáng)度的試驗(yàn)梁模型進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)研究，梁在不同預(yù)應(yīng)力等級(jí)和豎向荷載的條件下，進(jìn)行自振頻率數(shù)據(jù)采集，進(jìn)而找出自振頻率(動(dòng)剛度)與有效預(yù)應(yīng)力之間的內(nèi)在聯(lián)系，確定預(yù)應(yīng)力變化對(duì)不同預(yù)應(yīng)力筋布置形式和混凝土強(qiáng)度等級(jí)的梁的影響效果。

有效預(yù)應(yīng)力，頻率，試驗(yàn)，無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力

0 引言

目前，在橋梁設(shè)計(jì)時(shí)，有效預(yù)應(yīng)力的值僅僅是根據(jù)規(guī)范中的理論公式來估算各項(xiàng)預(yù)應(yīng)力損失后計(jì)算的[1]，同時(shí)在施工過程中，預(yù)應(yīng)力的控制也僅僅停留在施工張拉技術(shù)的基礎(chǔ)上。但在實(shí)際建設(shè)和運(yùn)營(yíng)中，許多因素是無法確定的，如施工誤差、施工錯(cuò)誤、混凝土收縮徐變、預(yù)應(yīng)力損失等，特別是在橋梁建成后的運(yùn)營(yíng)過程中，由于混凝土的老化及車輛荷載的重復(fù)作用和超載等原因造成混凝土的開裂，以及在施工和設(shè)計(jì)過程中的誤差等。上述原因都會(huì)使結(jié)構(gòu)中實(shí)際預(yù)應(yīng)力與設(shè)計(jì)值有一定的差距[2]。因此，預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)中有效預(yù)應(yīng)力的測(cè)試評(píng)估就顯得尤為必要。

國(guó)內(nèi)外許多研究工作者在預(yù)應(yīng)力橋梁動(dòng)力特性的理論研究和試驗(yàn)分析等方面做了大量工作，提出了各種分析理論，也獲得了大量研究數(shù)據(jù)。但是對(duì)于預(yù)應(yīng)力如何影響橋梁，各方面的觀點(diǎn)還存在較大的分歧，并未形成統(tǒng)一的理論。但有效預(yù)應(yīng)力的存在必將與結(jié)構(gòu)的某些力學(xué)參數(shù)有一定的關(guān)系，如結(jié)構(gòu)動(dòng)剛度(頻率、阻尼)[3]。本論文的目的就是通過分析有效預(yù)應(yīng)力與結(jié)構(gòu)自振頻率間的關(guān)系，以反映預(yù)應(yīng)力鋼筋的受力狀態(tài)。

1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

1.1 試驗(yàn)梁設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了4根結(jié)構(gòu)形式相同，但預(yù)應(yīng)力筋布置不同的試驗(yàn)梁，截面尺寸均為200 mm×200 mm，梁總長(zhǎng)為3 100 mm，計(jì)算跨徑為3 000 mm，預(yù)應(yīng)力筋采用1束7Φs15.2 mm的1860級(jí)鋼絞線，公稱截面面積為139 mm2，錨墊板采用200(100)mm×200 mm×10 mm的Q235鋼板，底部和頂部主筋分別采用2根直徑為12 mm的HRB335鋼筋，箍筋采用直徑為8 mm的R235鋼筋，設(shè)計(jì)混凝土標(biāo)號(hào)采用C30和C40，4根試驗(yàn)梁預(yù)留管道預(yù)應(yīng)力筋張拉后均不灌漿，確保預(yù)應(yīng)力筋處于無粘結(jié)狀態(tài)。P1梁的縱向預(yù)應(yīng)力筋為通過截面形心的直線預(yù)應(yīng)力筋，P2梁為存在5 cm偏心距的直線預(yù)應(yīng)力筋[4]，P3，P4梁為曲線配置預(yù)應(yīng)力筋，P3梁采用C30混凝土，P4梁采用C40混凝土，試驗(yàn)梁的構(gòu)造示意圖如圖1所示。

1.2 試驗(yàn)梁材料性質(zhì)

為確保試驗(yàn)和理論計(jì)算的準(zhǔn)確性，在進(jìn)行動(dòng)力試驗(yàn)前對(duì)材料性質(zhì)進(jìn)行試驗(yàn)，各試驗(yàn)材料參數(shù)見表1，表2。

表1 鋼材力學(xué)指標(biāo)

表2 混凝土力學(xué)指標(biāo)

1.3 動(dòng)力試驗(yàn)

本次試驗(yàn)的儀器設(shè)備有：DHDAS-5937動(dòng)力測(cè)試系統(tǒng)、壓力傳感器、穿心式千斤頂、位移計(jì)、應(yīng)變片、裂縫觀測(cè)儀和沖擊錘等。

混凝土梁中微小裂縫會(huì)對(duì)梁的動(dòng)力參數(shù)產(chǎn)生明顯的影響，因此明確預(yù)加力的大小將使梁中產(chǎn)生拉應(yīng)力及裂縫至關(guān)重要。本文張拉控制應(yīng)力的控制條件為梁不失穩(wěn)、出現(xiàn)反拱時(shí)受拉區(qū)不產(chǎn)生裂縫。試驗(yàn)時(shí)分級(jí)張拉預(yù)應(yīng)力筋，并逐級(jí)量測(cè)各試驗(yàn)梁的頻率，經(jīng)計(jì)算試驗(yàn)梁的最大張拉控制應(yīng)力為120 kN，每級(jí)預(yù)應(yīng)力筋的張拉力通過壓力傳感器進(jìn)行控制。

在試驗(yàn)梁的支點(diǎn)，L/8，L/4，3L/8，L/2截面以及對(duì)稱截面的頂面各布設(shè)一個(gè)加速度傳感器，共9個(gè)測(cè)點(diǎn)，如圖2所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

記錄在每級(jí)縱向荷載作用時(shí)試驗(yàn)梁自由振動(dòng)的頻率。對(duì)這四種無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力簡(jiǎn)支梁的前兩階自振頻率進(jìn)行計(jì)算，試驗(yàn)中不考慮混凝土材料的非線性特性。通過采用傅里葉變換(FFT)、頻率分析，得到試驗(yàn)梁的頻率、振型。

2.1 頻率隨預(yù)應(yīng)力大小變化

P1～P4梁前兩階頻率值與預(yù)應(yīng)力值的回歸方程見表3。

表3 P1～P4梁前兩階頻率值與預(yù)應(yīng)力值的回歸方程

P1～P4梁頻率隨預(yù)應(yīng)力變化曲線如圖3～圖10所示。

由表3的線性回歸方程知試驗(yàn)所選4片梁(P1，P2，P3，P4)的一、二階頻率變化均與預(yù)應(yīng)力變化有著較好的相關(guān)性，且效果較好。相關(guān)系數(shù)均為負(fù)數(shù)和圖3～圖10可以看出預(yù)應(yīng)力混凝土梁的實(shí)測(cè)頻率隨預(yù)應(yīng)力的增加而總體呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)。豎向加載后的試驗(yàn)梁的一、二階實(shí)測(cè)頻率也隨預(yù)應(yīng)力的增加而減小，且加載后的一、二階頻率均不大于豎向加載前試驗(yàn)梁的頻率。

在預(yù)應(yīng)力增加至120 kN左右時(shí)：P1梁加載前一階頻率減少0.44%、二階頻率減少0.56%，加載后一階頻率減少0.29%、二階頻率減少0.56%；P2梁加載前一階頻率減少5.77%、二階頻率減少5.52%，加載后一階頻率減少6.02%、二階頻率減少5.51%；P3梁加載前一階頻率減少5.03%、二階頻率減少4.52%，加載后一階頻率減少5.48%、二階頻率減少4.97%；P4梁加載前一階頻率減少6.00%、二階頻率減少5.42%，加載后一階頻率減少6.27%、二階頻率減少4.75%。

2.2 頻率隨預(yù)應(yīng)力筋布置變化

P1～P3梁不同預(yù)應(yīng)力筋布置對(duì)梁頻率影響的對(duì)比如圖11，圖12所示。

由圖11，圖12知，P2梁一、二階頻率變化最明顯，P1梁一、二階頻率變化較小，表明預(yù)應(yīng)力對(duì)通過截面形心的P1梁一、二階頻率影響要小于預(yù)應(yīng)力對(duì)其余兩片存在偏心距的梁(P2，P3)的影響。預(yù)應(yīng)力對(duì)偏心直線預(yù)應(yīng)力筋梁P2的一、二階頻率影響要大于其對(duì)偏心曲線預(yù)應(yīng)力筋梁P3的一、二階頻率影響。

2.3 動(dòng)剛度隨預(yù)應(yīng)力大小變化

根據(jù)理論計(jì)算公式計(jì)算動(dòng)剛度，動(dòng)剛度計(jì)算匯總表見表4。

表4 P1～P4梁動(dòng)剛度計(jì)算匯總表

由表4知，P1～P4梁的動(dòng)剛度均隨預(yù)應(yīng)力的增加而減小。在預(yù)應(yīng)力筋布置形式相同，混凝土強(qiáng)度不同時(shí)，預(yù)應(yīng)力對(duì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)高的P4的動(dòng)剛度影響最顯著。在同等級(jí)混凝土強(qiáng)度的情況下，預(yù)應(yīng)力對(duì)偏心直管道預(yù)應(yīng)力筋的P2梁影響最大，對(duì)預(yù)應(yīng)力筋通過截面形心的P1梁影響最小。

在預(yù)應(yīng)力增加至120 kN左右時(shí)：P1梁動(dòng)剛度減少0.83%；P2梁動(dòng)剛度減少11.11%；P3梁動(dòng)剛度減少9.72%；P4梁動(dòng)剛度減少11.54%。

3 結(jié)語(yǔ)

本文通過對(duì)4片不同形式布置的預(yù)應(yīng)力筋和混凝土強(qiáng)度的試驗(yàn)梁模型進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)研究，得到以下結(jié)論：

1)試驗(yàn)梁的實(shí)測(cè)頻率隨預(yù)應(yīng)力的增加而呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)；不同預(yù)應(yīng)力筋布置形式下，預(yù)應(yīng)力對(duì)通過截面形心的P1梁的頻率影響最小，對(duì)偏心直線預(yù)應(yīng)力筋的P2梁的頻率影響最大；不同混凝土強(qiáng)度梁的階頻率對(duì)比：P4梁的頻率均高于P3梁，說明混凝土強(qiáng)度越高其頻率越高，P4梁的頻率回歸曲線的斜率均大于P3梁，說明預(yù)應(yīng)力對(duì)混凝土強(qiáng)度高的梁的頻率的影響比混凝土強(qiáng)度低的梁顯著。

2)根據(jù)頻率值計(jì)算的動(dòng)剛度值也隨預(yù)應(yīng)力的增加而減小，在預(yù)應(yīng)力增加至120 kN左右時(shí)：P1梁動(dòng)剛度減少0.83%；P2梁動(dòng)剛度減少11.11%；P3梁動(dòng)剛度減少9.72%；P4梁動(dòng)剛度減少11.54%。

[1] 劉丹娜.利用鉆孔法對(duì)在役橋梁進(jìn)行有效預(yù)應(yīng)力的估計(jì)[D].武漢：武漢理工大學(xué),2008.

[2] 謝功元.在役混凝土梁永存預(yù)應(yīng)力試驗(yàn)研究[D].西安：長(zhǎng)安大學(xué),2004.

[3] 繆 偉.預(yù)應(yīng)力簡(jiǎn)支T梁有效預(yù)應(yīng)力評(píng)估研究[D].西安：長(zhǎng)安大學(xué),2005.

[4] 張冬久,孫全勝.預(yù)應(yīng)力對(duì)PC梁動(dòng)靜剛度影響的試驗(yàn)研究[J].低溫建筑技術(shù),2013(7):72-75.

Experimental research of unbounded prestressing to self-vibration frequency of the beam

Liu Sen

(DepartmentofFlood-ControlledManagementofDaqingDistrictinHeilongjiang,Daqing163311,China)

This article through to four slices of different arrangement forms of prestressed steel beam and concrete strength test beam model of indoor experimental study, the test beam under the condition of different prestress level and vertical load, collect natural frequency date of vibration, and then find out vibration frequency (dynamic stiffness) and the inner link between effective prestress, determine prestress change on different arrangement of prestressed steel beam and the influence of strength grade of concrete beam effect.

effective prestress， frequency， test， unbounded prestress

2015-01-04

劉 森(1964- )，男，高級(jí)工程師

1009-6825(2015)08-0173-03

U441.5

A