后张法下高强普通及自密实混凝土无粘结预应力筋应力计算

工程科学与技术，国际期刊21（2018）495完整文章后张法高强普通混凝土和自密实混凝土超Yousef Askari Dolatabada，Al-Akbar Maghsoudiba伊朗克尔曼锡尔詹理工大学土木工程系b伊朗克尔曼Shahid Bahonar大学土木工程系阿提奇莱因福奥文章历史记录：2017年1月30日收到2018年4月10日修订2018年4月10日接受2018年4月25日在线提供保留字：后张无粘结预应力筋应力增量高强普通自密实混凝土连续梁A B S T R A C T无粘结预应力筋在后张预应力混凝土结构中的应用非常普遍。后张法向（振动）混凝土受弯构件无粘结预应力筋的应力计算公式，在各种规范中都有给出。它们是基于经验，由于自密实混凝土（SCC）几乎是一种新的创新，因此，了解这种类型的非振动混凝土的实施对最终无粘结钢筋应力的影响至关重要。为此，本文介绍了两组六根无粘结预应力工字形连续梁的试验结果在第一试验组中，梁（UPN 1 -12、UPN 1 -18、UPN 1 -22）由高强度普通混凝土（HSNC）组成，而在第二试验组（UPS 1 -12、UPS 1 -18、UPS 1 -22）中，梁由高强度自密实混凝土（HSSCC）组成。变量包括混凝土的类型和有界非预应力钢筋的百分比。将无粘结预应力筋极限应力增量的试验监测结果与不同学者和标准的预测公式进行了比较结果表明，本文提出的公式与试验结果吻合较好估计标准误差Sy/x的结果表明，对于两种类型的HSC，ACI 318-2011提供了比AASHTO-2010模型更好的估计，而该模型提供了比BS 8110-97更好的估计©2018 Karabuk University. Elsevier B.V.的出版服务。这是CCBY-NC-ND许可证（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。1. 介绍由于应变协调理论不能应用于预应力混凝土梁中无粘结预应力筋在荷载作用下的应变，因此难以估算预应力筋在外部荷载作用根据应变协调分析，假定预应力钢筋与混凝土之间这一规则不适用于无粘结钢筋束，因为预应力钢筋和混凝土之间缺乏连续性。分析方法和经验公式可用于预测无粘结预应力筋在外部荷载作用下的应力变化许多研究人员已经开发了一些预测方程来计算*通讯作者。电 子 邮 件 地 址 ： y.sirjantech.ac.ir （ Y.A.Dolatabad ） ， maghsoudi.a.a@mail.uk.ac.ir（A.- A. Maghsoudi）。由Karabuk大学负责进行同行审查Harajli和Kanj[17]、Naaman和Alkhairi[28]、Ament等人已对极限钢筋束应力进行了评价和审查。[5]，Harajli[16]，Manisekar和Senthil[25]，Dall然而，所有提到的研究人员都是用振动的低强度混凝土工作的。除理论研究外，还对普通混凝土（振捣混凝土）进行了大量的研究数以百计的元素，板和梁正常（振动）混凝土浇筑进行了测试。通过这些研究，有分离的参数对无粘结筋的应力增量的影响它们是跨深比、混凝土抗压强度（正常强度和高强度混凝土）、屈服强度、钢筋束轮廓、抗拉强度和非预应力和预应力钢筋的数量、荷载类型（单点荷载、第三点荷载和均匀分布荷载）、连续构件中的荷载模式（均匀荷载、交替跨、相邻跨、外部跨或内部跨）以及时间相关损失后钢筋束中的应力https://doi.org/10.1016/j.jestch.2018.04.0062215-0986/©2018 Karabuk University.出版社：Elsevier B.V.这是一篇基于CC BY-NC-ND许可证的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。可在ScienceDirect上获得目录列表工程科学与技术国际期刊杂志主页：www.elsevier.com/locate/jestch496是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）495Warwaruk等人[41]进行了广泛的调查，包括82个简支部分预应力矩形梁的试验在这些梁中，有41根含有无粘结钢筋束。主要变量是钢筋数量、荷载类型他们报告称，不含补充钢筋的梁仅出现一个主要裂缝，而含补充钢筋的梁在失效前出现多个裂缝。未粘结钢中的应力保持在弹性范围内直至破坏。对于极限状态下预应力筋的应力计算，他们提出的公式过于保守Cooke等人[10]根据分析和实验数据进行了另一项研究，他们研究了无粘结钢筋束的极限应力如何随跨深比和预应力钢筋量他们测试了9块简支无粘结钢筋束的全预应力板，得出的结论是ACI 318-77[3]的fps，u（钢筋束在极限状态下的应力）方程在低配筋指数下高估了预应力钢筋Elzatany和Nilson[15]研究了不同预应力对无粘结部分预应力混凝土梁抗弯强度的影响。他们使用了两个系列的8个比例模型：不足加强（U系列）和过度加强（O系列）。结果表明：（1）U系列和O系列梁在破坏时均表现出较高的延性;（2）预应力的增加导致O系列梁具有较大的抗弯承载力，因为Dfps，u（极限状态下钢筋束应力的增加）保持不变;（3）ACI 318-77公式fps ，u对于O系列梁过于保守，而对于U系列梁则不保守;（4）粘结钢筋对裂缝分布有效;（5）ACI规范中预测fps，u的公式需要修改，以考虑影响f ps，u的所有重要因素，并根据有效惯性矩的概念制定了预测f ps，u的程序。Du和Tao[14]进行了一项试验研究，以研究非预应力钢筋的存在对fps，u值的影响。他们总共测试了22根部分预应力简支梁，无粘结钢筋束和第三点荷载。变量为预应力钢筋和普通钢筋的面积以及混凝土的抗压强度，而跨高比为常数。他们的结论是，无粘结梁，其中有足够数量的粘结非预应力钢筋的形式，中等等级的变形钢筋，分布裂缝和压缩混凝土应变几乎相同的粘结预应力混凝土梁。此外，他们指出，极限钢筋束应力fps，u可根据弯矩-曲率关系计算，但他 们 没 有 阐 明 分 析 中 使 用 的 基 本 假 设 以 及 如 何 获 得 该 关 系Chouinard[9]进行了一项试验研究，以研究不同数量的非预应力钢筋对6根部分预应力梁的影响，其中无粘结筋在第三点加载他的结论是，增加大量非预应力钢筋意味着fps，u的减少，他还观察到恒定弯矩区预应力筋水平的应变分布无附加钢筋的梁跨中应变分布均匀，仅形成1 ~ 2条较宽的裂缝，而无预应力钢筋的梁跨中出现多条裂缝裂纹的发展是塑性区沿梁的顶部纤维延伸的指示Harajli和Kanj[17]对26根部分预应力无粘结预应力混凝土梁进行了试验研究，目的是研究加固指标、跨高比和荷载类型等重要因素对此类梁性能的影响。结果表明，塑性铰长度对fps，u有重要影响。自密实混凝土，SCC是一种能够在自身重量下流动和压实的混凝土自20世纪86年代Okamura在日本首次开发以来，为了达到耐用的混凝土结构，这引起了极大的兴趣。SCC的良好和易性、高生产率和耐久性保证使其得到预应力和预制混凝土行业的广泛认可，在这些行业中，钢筋的密集是标准[34]。大量的研究工作都致力于研究SCC与NC（普通混凝土）相比的特性自密实混凝土的力学性能与普通混凝土的相应性能之间的比较由Frederson[35]完成。结果表明，自密实混凝土的弹性模量、徐变和收缩与普通混凝土的相应性能无显著差异对NC无箍筋受弯构件抗剪性能的研究表明，SCC和NC在裂缝模式、裂缝宽度和破坏模式方面没有显著差异[18]。Dolatabad和Maghsoudi[12]的研究表明，由HSSCC组成的梁的实验时间相关损失量略低于使用HSNC制备的梁，且混凝土强度几乎相同。许多预应力和预制混凝土生产商目前使用SCC占其生产的相当大一部分或100%[40]。SCC缩短了施工周期，并确保预应力混凝土结构中的受限区域充分压实，特别是预应力混凝土结构的端块，由于大量钢筋难以通过振动压实混凝土。随着混凝土技术的最新进步，以及各种类型的矿物和化学外加剂以及非常强大的超增塑剂的可用性，现在可以使用普通骨料以可接受的可变性水平商业生产抗压强度高达100 MPa的这些发展使得高强普通混凝土和自密实混凝土（HSNC、HSSCC）在全球范围内的应用日益增多。尽管HSC比常规混凝土具有许多优点，但随着混凝土强 度 的 增 加 ， 其 某 些 特 性 和 工 程 性 能 变 得 与 普 通 强 度 混 凝 土（NSC）不同[44，45]。材料性能可能对HSC构件的结构行为和设计产生重要影响[46，4，39]。Maghsoudi等人[21]研究了其中一些结构行为，如弯曲延性，但在无粘结预应力筋后张HSSCC中进行了非常有限的研究[38]和[22]。一些研究表明，HSSCC与HSNC混合物在55-103范围内的力学性能行为存在具体而言，Schindler et al.[36]和Naito等人[29]已经表明，与HSNC相比，HSSCC的弹性模量值较低。无粘结预应力筋后张法在混凝土桥梁加固中的应用越来越多，工程实践中的混凝土桥梁多为连续梁或板。为了合理设计这类结构，需要对无粘结预应力混凝土连续梁的受力性能有一个很好的了解。对无粘结预应力连续梁的弯曲性能进行了试验研究。由于连续性，连续梁的行为可能与简支梁不同。本文研究了连续梁极限状态下的十跨应力增量问题.此外，预应力混凝土连续梁还具有一些附加特性，如后弹性范围内的弯矩重分布和预应力引起的次弯矩，第二作者在其他已发表的论文[24，23]中提出了试验梁的预应力弯矩重分布和正常使用。是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）495497×由于高强混凝土在预应力混凝土中被广泛接受，因此有必要获得更多关于高强混凝土后张预应力混凝土中无粘结筋极限应力增加的由于高强自密实混凝土（HSSCC）是一种新的创新，因此，理解这种类型的非振动混凝土的实施及其与高强振动混凝土（HSNC）的极限无粘结应力的比较是至关重要的。为此，本文介绍了两组（HSNC）和（HSSCC）的这种I形梁的实验监测结果。变量包括混凝土的类型和有界非预应力钢筋的百分比验证了不同作者提出的高强混凝土浇筑构件的规范和理论2. 实验方案进行了6根连续无粘结后张高强在第一组中，梁（UPN 1 -12、UPN 1 -18、UPN 1 -22）由HSNC组成，而在第二组（UPS 1 -12、UPS 1 -18、UPS 1 -22）中，梁由HSSCC制成到目前为止，还没有任何用于预应力混凝土的SCC标准;后张梁是根据ACI318-08设计的，用于常规（振动）混凝土。以下两个重要的参数对无粘结预应力筋在后张超静定工字形梁的极限应力增加：i）的影响，非预应力钢筋的应力状态和ii）的类型和强度的混凝土被认为是本调查的主要变量。此外，为了清楚地了解HSSCC和HSNC梁的行为（即，从顶力到破坏荷载），对梁进行监测。2.1. 配合比设计和新拌混凝土性能实现混凝土自密实性能的关键是在保证混凝土流动性和变形性的同时，保持混凝土的抗离析和抗沉降性能。这可以通过组成材料之间的适当平衡来实现。Okamura等人[32，30，31]提出限制粗骨料的体积，同时使用大量的粉末，控制水-粉体积比，并使用适当的超增塑剂来实现SCC。Domone[13]通过对全世界68个商业产品的广泛统计分析，表明了这些混合规则在应用中的广泛使用。在他的研究中，实验计划涉及两种不同类型的混凝土（HSSCC和HSNC），具有相似的目标抗压强度90 MPa，第二作者设计了两种不同的混合物，具有几乎一种抗压强度（表1）。对照混合设计（HSNC、HSSCC）的抗压强度、劈裂抗拉强度和弹性模量见表1。水泥和微二氧化硅的化学分析见表2。波特兰水泥的比表面积（Blaine）为3100 cm 2/gr。然而，对于由普通混凝土组成的梁，获得的平均坍落度为6.5cm。对于由HSSCC组成的梁，表2水泥和微硅的化学分析组成水泥微娃粉的sio221.7493.86了al2o35.021.32Fe2 O34.050.87曹61.720.49MgO1.230.97所以32.880.10CL0.0350.04Na2 O +0.658K2 O0.60.974C3 S48.53–C2S25.12–C3 A5.52–C4 AF12.23–烧失量1.80–对新浇混凝土进行了必要的测试，混合料的自密实性能。包括J形环、V形漏斗、L形盒试验、坍落流径和流速T50。典型试验结果如图所示。1.一、2.2. 塑性阶段结果和讨论SCC塑性阶段的试验结果如表3所示，为了评价试验结果，SCC的预制/预应力混凝土协会（PCI）指南（2003年）被视为参考（表3），并得出结论，设计配合比可视为塑性阶段的SCC，因此用于（表1）工业浇筑第二组后张梁（UPS 1 -12、UPS 1 -18、UPS 1 -22）。在混凝土硬化阶段测定抗压强度对于每根梁，由每批用于制造测试梁的混凝土制成六个150 - 300 mm的混凝土圆柱体。在固化过程中，将试样保持在与梁相同的条件下。为了确定在转移年龄和28天的抗压强度，三个圆柱体进行了测试，在同一天的梁后张拉千斤顶操作（转移年龄）和三个圆柱体进行了测试，在28天。三个圆柱体的平均值表4列出了每根梁在转移龄期（f0ci）和28天（f0c;28）时的校准混凝土抗压强度。2.3. 混合方法使用标称容量为1000 L的双平面混合器。在校正骨料的水分含量后，所有组分自动称重。首先，将骨料和填料混合1分钟，然后在混合期间加入水泥和微粉二氧化硅并再混合2分钟。加入与超增塑剂混合的水，并将所有组分再混合约4分钟以获得表观适当的流动能力。然后关闭混合器两分钟，使骨料有足够的时间吸收水。接下来，再次打开混合器两分钟，如果观 察 到 流动性损 失 ，则 加 入 更多的 超增塑剂（图1B）。 2）的情况。表1研究了普通混凝土和自密实混凝土配合比（1m3）及硬化阶段混凝土性能混凝土配合比设计硬化阶段类型水水泥砾石砂微填料Sp*.抗压强度、劈裂抗拉强度、弹性模量（L）（公斤）（公斤）（公斤）二氧化硅（kg）（公斤）（L）28天（MPa）28天（M| Pa）28天（GPa）HSNC170575850800709.75693 8.0541.1HSSCC180612.58008006045890 7.5640.9*Sp：高效减水剂498是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）495(a) 滑塌流（b）J形环（c）L形盒（d）V形漏斗图1.一、在塑性阶段进行应力腐蚀开裂试验表3HSSCC新拌混凝土的试验结果。混合滑塌流直径（厘米）J形环L-BoxV形漏斗（秒）直径（厘米）DH（cm）T 50（秒））h2/h1T20（秒）T40（秒）UPS 1 -1270690.453.50.8231.536UPS 1 -1871700.453.20.8331.53.26.5UPS 1 -2272710.453.60.841.63.26.5PCI[34]85–55与坍落流1.5以上2–70.8-1––6–12表4试验参数总结。梁f0c;iMP af0c;28MPa钢筋预应力钢绞线e x（-0：027x3 0： 0822x2 0： 0265x 0： 002 06x6 2：175ð Þ ¼时间：2019- 06-22 00：00：00ð1Þ其中e（x）在（m）中。2.4.2.梁式样本试验梁和设计变量总结见表4。梁的典型尺寸和相关配筋详图如图所示。3.第三章。选取普通钢筋和预应力钢筋的面积，使加固指标在设计实用范围内。图二. SCC混合。2.4. 无粘结后张梁制作2.4.1. 肌腱准备将直径为13.9 mm的钢筋束（由7根钢丝组成）切割成10 m的所需长度。沿预应力筋的三个位置（指定为A、B、C）进行了平滑和清洁，并在此位置安装了电气应变计。图3显示了安装在钢筋束上的电子应变计。在A、B和C的每个位置上连接一个FLK-2-11-5LT型电阻应变计。由梁的可变钢筋束偏心率组成的钢筋束的钢筋束轮廓（铺设模式）由方程表示。（1）：2.5. 预应力梁的预应力方法、监测和测量本文所涉及的预应力方法为后张无粘结体系.混凝土浇筑后7天进行后张拉。安装在钢筋束上的电子应变计连接到数据采集系统。数据采集系统在顶升和加载过程中监测并记录预应力筋的应变，以供计算机系统进一步分析。使用22吨容量的液压千斤顶将梁中的钢筋束张紧到所需的顶推力。 预应力操作如图3所示。在每两跨的中间同时施加两个集中点荷载。根据直径三种不同类型的电应变计的钢筋，迁移年龄As中跨和内部支撑（mm2）A0s跨中和内部支撑（mm2）Ap（mm2）dpd p中跨（mm）内支撑（mm）UPN 1 -1280952U 12（2 2 6）2U 12（2 2 6）1（0.6英寸）140370370UPN 1 -1881942U 18（5 0 9）2U 18（5 0 9）1（0.6英寸）140370370UPN 1 -2279922U 22（7 6 0）2U 22（7 6 0）1（0.6英寸）140370370UPS 1 -1276902U 12（2 2 6）2U 12（2 2 6）1（0.6英寸）140370370是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）495499Cc图三. 试验梁的典型尺寸、钢筋详图和几何形状。安装在主要普通钢筋、箍筋和预应力钢筋束的特定位置，以监测整个加载历史中常规和预应力钢筋应变的发展混凝土表面不同位置的应变也通过电应变计和机械demec点（不锈钢盘）200 mm的间距进行监测（图1）。 3）。3. 试验梁的一般性能为了清楚地了解HSSCC和HSNC梁的行为（即，从顶力到破坏荷载），对梁进行监测。预应力钢筋应力随荷载增加的变化如图4所示。对于所有梁（HSSCC和HSNC），钢筋束中的初始测量应力（顶升操作时）为0.73fpu，在总应力损失（两个月后的即时损失和随时间变化的损失）后，作者在2014年进行了研究，UPN 1 -12中的测量应力量降至0.58fpu。在荷载试验过程中，钢筋束中的应力随着荷载的增加而增加，在极限荷载（即施加在每根梁上的最大总荷载）时达到0.91fpu。根据图4，在总应力损失后，UPS 1 -12梁中监测到的有效钢筋束应力记录为1082 MPa（0.6fpu）。在加载过程中，随着加载的进行，10 - 10 d内的应力逐渐增大，在极限载荷下达到0.92fpu.加载期间UPS 1 -12的钢筋束应力增加低于UPN 1 -12（另见第6节）。总应力损失后，UPN 1 -18的实测应力值为0.59fpu，然后随着荷载的增加，筋中的应力增加，并在极限荷载下达到0.87fpu。UPN 1 -18梁在荷载试验期间的钢筋束应力变化为495.3 MPa，增加了46%。另一方面，承受载荷的UPS 1 -18梁记录了钢筋束应力从1057 MPa增加到1499.3 MPa（增加1465 MPa （ 增 长 36% ） 。 有 人 指 出 ， 在 两 种 类 型 的 混 凝 土（HSSCC和HSNC）的非预应力钢筋的数量增加，减少了钢筋应力的增加另一方面，承受荷载的UPS 1 -18梁的钢筋束应力从1057MPa增加到1499.3 MPa（增加了42%）。总应力损失后，UPN 1 -22 梁 中 的 钢 筋 束 应 力 从 1068 MPa 增 加 到 1500.7 MPa （ 增 加41%），而UPS 1 -22梁中的钢筋束应力从1074 MPa增加到1465MPa（增加36%）。有人指出，在两种类型的混凝土（HSSCC和HSNC）的非预应力钢筋的数量增加，减少了钢筋应力的增加。图5所示为所施加的载荷与试验梁左右跨平均挠度的关系。正如所指出的，荷载-挠度响应包括一个刚性预开裂阶段，直到内部支撑处的第一个弯曲裂纹发展，一个几乎线性的后开裂阶段，直到普通粘结钢筋屈服，和一个后屈服阶段，直到发生倒塌机制。梁破坏后的弯曲裂纹模式如图6所示。在加载的早期阶段，裂纹在最大负弯矩或正弯矩区域都是垂直的。随着荷载的增加，弯曲裂纹的数量和宽度增加。具有较大面积的受拉非预应力粘结钢筋的梁，在靠近关键部分。4. 对杜、陶、王泽恒高强混凝土梁极限预应力在极限状态下，试验梁中无粘结钢筋束中的应力增加Dfps，u被认为是钢筋指数c0的函数，这是由Zheng和Wang[42]定义的：42%）。总应力损失后，UPN 1 -22中的钢筋束应力fyAsfpeAp梁从1068 MPa增加到1500.7 MPa（增加41%），而UPS 1 -22梁从1074 MPa增加到c0<$cscp<$bdsf0 pf0ð2Þ500是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）495ps;ups;ups;u见图4。 试验梁预应力筋应力随荷载的变化。式中，c0为配筋指数，cs为非预应力配筋指数，cp为预应力配筋指数，fy为非预应力钢筋屈服强度，fpe为预应力钢筋中的有效预应力，As和Ap为非预应力钢筋面积受拉区的应力钢筋和预应力筋，b为受压区截面或翼缘的宽度或有效宽度，f0c 是混凝土的抗压强度，ds，dp是从混凝土末端纤维到非预紧中心的深度张拉钢筋和预应力钢筋。杜和陶[14]根据他们对简单矩形截面梁的试验以及郑和王[42]根据他们对简单和连续梁的试验提出的Dfps，u的变化Dfps;u 1986-1920c0MPa式中Dfps ，u为极限状态下无粘结钢筋束的应力增量，c0为钢筋指数。利用杜和陶[14]提出的简支梁非连续性的应力增量Dfps，u来验证本文中的高强混凝土连续试验梁 请参照图 7，Dfps，u随非预应力钢筋量的增加而减小，用联合钢筋指数c0来衡量，也显示了Dfps，u的变化，如Du和Tao [14]所提出的。前-将试验梁的材料强度代入方程（1），求得Dfc（3）Df t从光束测试中获得。通讯器-用普通强度的混凝土浇筑杜和陶[14]提出的方程为。Dfc的平均值Dft也在图7中示出，其中值极限强度fpu =1811.9 MPaUPS 1 -18fps，u= 1499.3 MPa初始预应力F=1320MPaPJ有效预应力fpe=1057 MPa应力损失开裂载荷Pcr=146 KN梁上的载荷极限载荷Pu=536 KN（d极限强度fpu =1811.9 MPaUPN 1 -22极限强度fpu =1811.9 MPaUPS 1 -22fps，u= 1500.71 MPa初 始 预 应 力fpj=1320 MPa有 效 预 应 力 fpe=1068 MPa应力损失fps，u= 1465 MPa初 始 预 应 力fpj=1320 MPa有 效 预 应 力 fpe=1074 MPa应力损失开裂载荷Pcr=120 KN（e）梁上的载荷极限载荷Pu=655 KN开裂载荷Pcr=77 KN梁上的载荷（f极限载荷Pu=669 KN极限载荷Pu=516 KN梁上的载荷开裂载荷Pcr=96KN（c）第（1）款应力损失有效预应力fpe=1077 MPaUPN 1 -18极限强度fpu = 1811.9 MPafps，u = 1572.3 MPa初始预应力fpj=1320 MPa极限载荷Pu =365 KN梁上的载荷开裂载荷Pcr =110 KN（b）第应力损失fps，u = 1663.11 MPa初始预应力fpj=1320 MPa有效预应力fpe =1082 MPafpu = 1811.9 MPaUPS 1 -12极限强度极限载荷Pu =347 KNPcr = 110 KN（一）梁上的开裂荷载应力损失UPN 1 -12极限强度fpu =1811.9 MPafps，u = 1654.1 MPa初始预应力fpj=1320 MPa有效预应力fpe =1047 MPa无粘结预应力筋中的应力无粘结预应力筋无粘结预应力筋无粘结预应力筋无粘结预应力筋无粘结预应力筋中的应力ps;u是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）495501;普普ps;uCps;u5ps;uS;100qpp图五.总施加荷载与平均跨中挠度。案例2：HSSCC浇筑的连续梁：Dfps u-4389-5926cs3： 7× 105cp½0：8 2=L=h]MPa9案例3：高强混凝土连续梁Dfps;u¼1145：4- 6951： 9cs- 35979cp½0： 8 2=L=h]MPa10综合钢筋指数c0似乎是预测极限钢筋应力的合理参数，但应利用广泛的数据样本来建立模型，并考虑所有影响无粘结钢筋应力增量的参数。它们是跨高比、屈服强度、钢筋束剖面、抗拉强度、荷载类型（单点荷载、第三点荷载和均匀分布荷载）、连续构件中的荷载模式（均匀荷载、交替跨、相邻跨、外部跨或内部跨）以及钢筋束中的应力（在立即和随时间变化的损失之后）。为了得到更准确的预应力筋极限应力增长预测公式，需要更多的高强混凝土后张构件中无粘结预应力筋极限应力增长的数据和信息。cps;u 高于Dft在HSSCC和HSNC浇注梁中在集中的中跨荷载下原因是因为Eq。（3）由普通混凝土简支梁在三分之二点荷载作用下的试验数据得出，根据高强混凝土试验梁的试验结果，将极限状态下无粘结预应力筋的应力增量视为组合配筋系数c0的函数，并按下式进行预测：案例1：HSNC连续梁Dfps;u 16- 6946： 6c0MPa案例2：HSSCC浇筑的连续梁：Dfps;u 1/4748： 3- 7271： 4c0MPa案例3：高强混凝土连续梁Dfps;u 1/760：03 - 7229： 2c0MPa对于本报告的测试HSC梁，图。图8示出了由Zheng和Wang [42]提出的定义为非预应力钢筋指数cs、预应力钢筋指数cp和跨高比L/h的函数的D f ps，u的变化。单跨中荷载为：Dfps;u¼632-1408cp- 834cs5. 预测与试验结果对比为了解有关规范中推荐公式的精度，将高强混凝土浇筑梁的试验结果与ACI 318[2]、BS 8110 [6]和AASHTO[1]等规范中推荐的计算公式进行了比较。对于图9中代码中给出的所有方程，绘制了在极限状态比下钢筋束应力的预测-测量增量。高估值表现为预测值与测量值的比值大于1，低估值则小于1。5.1. ACI318（2011）[2]ACI 318建议使用以下公式来确定最终状态fps，u时钢筋束中的应力，该公式最初由Mattock 等人提出。 [26] 后来由Mojtahedi 和Gamble修改[27]为了说明跨深比的影响：对于L=dp635：f/fþ70 þf0c6架f或100000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000000对于L=dp>35：式中Dfps，u（MPa）为极限状态下无粘结钢筋束的应力增量，cs为非预应力钢筋指数，cp为预应力钢筋指数，L/h为跨深比。fps;u 1/4fpef0c70-300克6fpy 或夫佩 2000MPa2000MPa当量（6）对正常强度的现浇梁进行了推导，仅对跨高比为10，20，30，40的连续梁进行了预测。比较Dfc，由方程计算（6）与式中，Dfps，u为极限状态下钢筋束应力的增加，fpe为预应力钢筋中的有效预应力，f'为压缩应力混凝土强度，qp= Aps/bdps，Aps为预应力筋面积，b为截面或翼缘的宽度或有效宽度，不ps;u由梁试验得到的结果如图所示。 8、凡有...压缩区，dps是从混凝土末端纤维到中心的深度Dfc的使用明显高于Dft用于浇铸的梁，预应力钢绞线预应力屈服强度HSNC和HSSCC。根据高强混凝土试验梁的试验结果，将无粘结预应力筋在极限状态下的应力增量视为非预应力筋配筋率cs、预应力筋配筋率cp的函数，并进行了如下预测：案例1：HSNC连续梁Df1/2- 3345c-1： 4× 10c/1/20：8 MPa钢，L是跨度的长度。将试验梁材料强度的平均试验值代入方程：（11）和（12），并划分为实验结果如图所示。 ACI低估了除UPS 1 -22梁外的所有试验梁的极限应力f ps，u。这是因为Eqs。（11）和（12）是针对全预应力简支梁推导的，只考虑了跨高比、混凝土抗压强度和预应力-70065060055050045040035030025020015010050005 10 15 20 25 30 35 40 45 50平均跨中挠度（mm）UPN1-12UPN1-18UPN1-22UPS1-12UPS1-18UPS1-22总施加载荷（kN）Dfps;upDfps;u502是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）495a）UPN 1 -12d）UPS 1 -12c）UPN 1 -22b）UPN 1 -18f）UPS 1 -22e）UPS 1 -18见图6。 受试梁破坏时的裂纹模式;（a）UPN 1 -12;（b）UPN 1 -18;（c）UPN 1 -22;（d）UPS 1 -12;（e）UPS 1 -18;（f）UPS 1 -22。是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）4955039008508007507006506005505004504003503000.011920 - 1930年ps，u0ps，u09008508007507006506005505004504003501920 - 1930年ps，u0道与道提出的道与道提出的特里夫特= 763.16-特里夫特= 748.3-7271.4千克ps，u0实验室f为ps，uHSNC浇注梁HSSCC铸态梁的实验应力强度因子ps，u0.02 0.03 0.04 0.053000.010.020.030.040.050.06综合钢筋指数100（一）(a)高强普通混凝土综合钢筋指数100（b）第（1）款(b)高强自密实混凝土9008508007507006506005505004504003503000.01刚果f、c= 786-1920ps，u0道与道提出的特里夫特= 760.03-7229.2千克ps，u0高强混凝土浇筑梁的实验应力分布0.020.030.040.05 0.06综合钢筋指数100（c）第（1）款(c)高强混凝土‘2Ns;;根据MacGregor[19，20]和MacGregor等人的研究ps;uPEL=dpfcu bdpPU见图7。钢筋束应力随c0的增加而增加：（a）高强普通混凝土（HSNC）;（b）高强自密实混凝土（HSSCC）;（c）高强混凝土（HSC）。但忽略了非预应力筋和连续梁的多跨或加载方式的影响5.2. AASHTO（2010）[1]5.3. BS 8110（1997）[6]考虑到Pannell[33]以及Pannell和Tam[37]进行的研究，BS 8110采用了Eq. （14）预应力筋极限状态应力计算：f/f-是的1-1：7-60：7fMPa1.4MPa7000fpu Ap[20，19]AASHTO LRFD桥梁设计规范建议如下：下面的方程来确定fps，u：式中，fpu为钢筋束的极限强度，fcu为fps;u 1/4fpe6300美元。dp-cMPaand' e ¼.2'iΣð13Þ从立方体试验中取出的混凝土。与AASHTO相似，BS预测所有受试梁的保守值。而用BS方法得到的结果更为保守。为了比较上述斯坦提出的各种方程式中，c为极限中性轴深度，' e'和' i'分别为有效钢筋束长度和锚具之间钢筋束长度; Ns为形成钢筋束穿过的机构所采用试验梁中材料的试验强度的平均值，公式（13）并除以实验结果如图9所示，其中所有数据点都在相关线下;因此，公式（14）（13）预测所有测试梁dards，我们使用的标准误差估计Sy/x，建议由Chapra等人。[8]的一项建议。估计值的标准误差产生一个单一的数值，表示所有测试群体的分布（十五）：Sy=x¼½Sr=n-2]1=215哪里Sr1/2Xx钢绞线应力增加值Δps，u（MPa）钢绞线应力增加值Δps，u（MPa）钢绞线应力增加值Δps，u（MPa）py504是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）495(a) HSNC铸件(b) HSSCC铸件(c) HSC铸型见图8。试验连续梁的Dfps、u与cs和cp的拟合曲面;（a）HSNC浇筑;（b）HSSCC浇筑;（c）HSC浇筑。其中，fps ，uei和fps ，upi是fps ，u 的单个实验值和预测值，n是数据数量。估计值的标准误见表5。估算标准误差Sy/x的结果表明，ACI模型的估算标准误差最小，因此ACI模型的估算结果优于AASHTO模型和AASHTO是的 多拉塔巴德， 答：A. Maghsoudi /工程 科学 和 技术， 一个 国际 杂志 21 （2018）4955051.210.80.60.40.20见图9。不同标准的肌腱应力的实验和预测增加之间的比较。表5不同代码估计的标准误。[6]第二届中国国际汽车工业展览会SY/X130.4971 161.081 368.4615见图10。HSSCC和HSNC试验梁在极限状态下钢筋束应力的实验（监测）测量增加。模型提供了更好的估计比BS两种类型的高强度振动和非振动混凝土浇筑的试验梁6. 两种混凝土极限应力增量的试验比较图图10显示了HSSCC和HSNC在极限状态D f ps，u下试验监测的钢筋束应力增加的比较。HSSCC梁的实验（监测）极限钢筋应力增加低于HSNC梁。这可能是由于钢筋和自固化混凝土之间的粘结比普通混凝土更强[7]。如图4所示，UPN 1 -12梁中的钢筋束应力从1047 MPa增加到1654MPa（增加58%），而UPS 1 -12梁中的钢筋束应力从1082 MPa增加到1663 MPa（增加了53%）。在UPN 1 -18梁的情况下，钢筋束中的应力从1077增加到1572 MPa（增加46%），而UPS 1 -18梁的应力从1057增加到1499 MPa（增加42%）。UPN 1 -22梁的钢筋束应力增加了41%，而UPS 1 -22梁的钢筋束应力增加了36%。7. 结论本文通过对两组9m长的三根梁的试验和监测，对由两种不同类型的高强振动HSNC和非振动混凝土HSSCC组成的超静定（连续）后张无粘结工字形梁的预应力筋应力（Dfps，u）的增长获得了以下结果在极限状态下，随着高强混凝土连续梁中有粘结非预应力钢筋数量在极限状态下，HSSCC梁的预应力筋应力增量低于相同混凝土强度的HSNC梁。根据试验结果和模拟分析，合理考虑了非预应力配筋率cs和预应力配筋率cp的影响，建立了高强混凝土和高强混凝土连续梁极限状态下无粘结预应力筋应力增长的预测公式研究发现，杜陶和郑王提出的普通强度混凝土设计公式对于高强混凝土和高强混凝土连续梁是非常不保守的。然而，所提出的Eqs.（4）（8）结果表明，ACI模型的估算标准误差最小，因此，ACI模型的估算结果优于AASHTO模型，AASHTO模型的估算结果优于BS模型。致谢作者感谢Prifab公司的财政支持。感谢工程师S。