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1 预制预制 预应力桥梁结构性能双预应力桥梁结构性能双 T T 形梁采用高强度混凝土 焊形梁采用高强度混凝土 焊 钢丝加固 和钢丝加固 和1818毫米直径的毫米直径的钢绞钢绞 Marc Maguire A M ASCE1 George Morcous Ph D P E A M ASCE2 and Maher K Tadros Ph D P E M ASCE3 摘要摘要 本文介绍了桥梁施工中高强度预应力双 T 形梁的发展 这种梁使用 高强度混凝土 103兆帕 550级焊接钢丝加固 以及在51 51毫米间距中采用 18毫米直径的1860级预应力筋 双 T 形截面是用来简化梁的生产和安装 实现最 大跨度深度 提高了施工速度和经济 为了评估梁的效率 预制生产制造了两个 全尺寸的长15 24m 宽1 21m 和0 5m 深的单 T 形梁 并且在内布拉斯加大学结 构实验室进行测试 每一个样品进行了传输长度测量 开发测试 受弯承载力试 验 以及纵向和横向的剪切试验 试验结果表明 所提出的高强度双 T 梁桥可以 利用现有的 LRFD 桥梁设计规范的进行设计 初步设计图中不同尺寸的梁被提出 来演示这些梁的大 中 小跨度桥梁的效率 分类号 10 1061 ASCE BE 1943 5592 0000458 CE 数据库主题词 梁桥 预应力 高强混凝土 焊接 介绍介绍 最近 许多研究工作都集中在发展优化桥梁主梁断面和利用高性能材 料以提高经济性 耐久性和施工公路桥梁的速度 比如 型 Chen and Graybacl 2012 和 T 下 梁 Culmo and Seraderian 2010 梁截面是由发达国家在 麻省理工学院 MIT 开发 以优化超 性能用混凝土 UHPC 梁已被美国联 邦公路管理局 FHWA 在爱荷华州进行测试 Keierleber et al 2008 Bierwagen and Abu Hawash 2005 尽管高的材料和生产成本 型梁的主要优点是卓越的 机械性能 耐久性能和消除软钢加固的特点 接下来的梁是由预制制定 预应力 混凝土协会 PCI 的东北部制作 以简化生产 即使用自应力形式 和安装 即 无需现场制作 小 中等跨度桥梁桥面成形 这样的梁已与厚双 T 节杆 以适 2 应大预应力筋的数量 增加剪力和弯矩能力 Culmo and Seraderian2010 本文提出了一种桥梁梁段的发展 它结合了 型梁和下梁的优点 采用高强度 材料 实现促简单生产和安装 以最大限度地提高跨度与深度的比例及产品经济 所开发的主梁是一个非专有的统一高强度混凝土 NUHSC 与18毫米直径的七线 1860级预应力钢绞线及550级电焊钢筋 WWR 组合 如在表1中示出 高强度混 凝土使用常规混凝土的组成材料具有优化的比例 以产生一种经济的高强度混凝 土 释放和高强度混凝土混合物28天的优势已经达到了83和103兆帕 分别并表 现出显著强度增益后世 由 Morcous 发现并使用 2011B 许多国家 如德克萨斯 华盛顿 和内布拉斯加州 有研制了双 T 形梁用于 小中等跨度桥梁 采用这些国家专属的形状可以再创造从业主和预制的电阻 PC 生产商 研究团队选择标准的 PCI 重双通发展高效实用的预制 预应力混凝土梁 的中小跨径桥梁 双 T 最经常使用的建筑 车库施工 容易产生和广泛应用 通常为双 T 形式的自应力 易剥离 这样能够使得他们适合快速经济制作而出 使用木材堵塞在双 T 形阀杆底部是为了产生梁与深度较小的适应多种有效途径 桥梁跨越的范围利用 预制混凝土生产商正在慢慢实现18毫米1860直径七线绞线级预应力桥梁主 梁 Russelletal 1997 研究了18毫米的有效性在灯泡 T 恤 BT 主梁绞线 发现有18毫米绞线在51 51毫米的间距导致最经济的桥梁主梁 同样 另一项研 究由 Vadivelu 和 Ma 2008 提出 用18毫米直径的圆丝 BT 54可以实现相同的 容量为 BT 72具有15毫米直径的绞线 该18毫米直径的绞线表示在13一92 的面 积增加毫米直径的绞线 并在一个35 的面积增加了15毫米直径链 最近 一些 具有机械性能的18毫米直径的绞线已经被研究了 Morcous 等人2012 以往研 究表明 18毫米直径的绞线在51 51毫米的间距在103兆帕的混凝土是可行的 morcous 等人 2011A 提出的梁提出的梁 图1给出了原型桥梁双 T 梁的横截面 BDT 为15 24米长的单跨桥梁 该图显 示了用来降低结构的深度和宽度杆块输出图案当一个更深的形式被使用 这种做 法有助于减少材料成本及梁的重量 这开辟了中小跨度桥梁的招标承包具有较小 3 起重能力通常情况下 双主梁 T 梁绞线有压下的一两个点 使绞线互相接触之间 凹陷处点这种做法增加了钢绞线偏心距在跨中截面 提高了截面承载力使用创新 的横向连接在安装双主梁 T 梁时能够并排放置桥面来消除构成强制转换 CIP 这种宽 平 上翼缘提高了工人的安全性 并成为加速桥梁的理想之选 Badie 和 Tadros2008年 图1 预制 预应力混凝土协会标准重型双 T 梁与试样块 测试范围与设定测试范围与设定 目前使用的18毫米直径的钢绞线和 NUHSC 是在传统的材料逐步在桥梁建设中 改进的 因此 在研究它们的行为之前 重要的是实施 选定为双 T 系统 NUHSC 是自密实混凝土具有非常高的早期和最终强度 粗集料和较小的最大粗集料的含 量低在 NUHSC 用骨料降低骨料连锁和使得混凝土部分担心的抗剪承载力 此外 自 NUHSC 的巩固性避免立即耙 预制顶部凸缘和结果在一个光滑的表面变粗糙 面 这使得梁之间的界面剪切能力和桥面怀疑 另一方面 出现了有限包括18 毫米直径的绞线的研究和他们的传递和当51长度 51毫米的间距时 Morcous 等 2011A 此外 在此之前的实验表明这种压下大口径绞线在 折痕预应力偏心 尚未完成的任何预制生产者 因此 本研究进行了调查和验证所提出的问题 在梁的设计和生产 满量程 4 BDT 梁的制作是 Coreslab 结构 公司 Omaha 内布拉斯加州 为两个单 T 梁样 品铸在标准双 T 字形 A 102毫米厚的浇注现浇混凝土桥面倾在预制试样在测试 之前 一共有六个测试是进行到的 调查 NUHSCBDT 的弯曲和剪切能力 评估 NUHSCBDT 之间的接口剪力传递 和 CIP 桥面 并比较了18毫米 转让和开发长丝直径在 NUHSC 到预测值 梁设计与制作梁设计与制作 利用2008的 AASHTOLRFD 规范 AASHTO2008 被设计成的长15 24米简单跨度 BDT 如图2所示 图2 a 示出了中跨部分 而图2 b 示出的端部 预制截面 为501毫米深 加上一个102毫米的 CIP 复合桥面 因为在18毫米直径的钢绞线超 出孔的直径在所述锚定板 每个孔被扩大了从13到18毫米的直径 将该线也拉紧 以0 6fcp 以适应产床 被压抑在两个点在0 4L 图2还示出了钢绞线和凸缘加固 550级 MD71 在152毫米 的 WWR 提供终端区约束和抗剪钢筋贯穿了 MD52交叉线 来帮助锚固梁 三个19毫米的一线圈棒 焊接于钢底板 钢筋在端部区域 如图 2 b 所示 两地垫3053203 MD1293MD52被用于桥面加固 图 2 测试样品截面 一 跨细部 二 末端详细 在制造标准的双 T 梁的形式与 WWR 到位在图3和图4给出了大梁 为了便于 5 安装底部 WWR 垫 抗剪钢筋两端在铸造过程中保持垂直 根据图2前桥面的位置 加强了弯曲 该限制 WWR 具有的垂直切变 WWR 上纵向钢筋的顶部设置来限制的预 应力筋纵筋 整个跨度 这是在内布拉斯加州桥梁典型的做法是提供了股线 图 3显示了沿着与钢绞线下推位置突出抗剪钢筋的自应力双 T 梁的形式 自我整合 NUHSC 容易填充的形式 如图4所示和振动是没有必要的 使用单一的混凝土搅 拌每个单 T 梁梁中都填充 图 3 大桥双主梁 T 梁之前 混凝土浇筑 6 图 4 自密实 NUHSC 放置在双 T 梁形式 梁仪表和测试安装梁仪表和测试安装 决定提取长度 BDT 梁的每端被检测的与放置大约 100mm 相距 16 可拆卸机械 DEMEC 应变计 16DEMEC 仪表允许 14 表面应变读数沿主梁两端 因为在传统上 完成的双 T 梁形状使得杆无法存取释放前 DEMEC 应变片分别位于沿着顶部突缘 的中心线 而不是在链的形心 梁的端部是一个扰动区域 它具有传输距离较短 大量挤压力 因此 传统的梁理论不成立 与那些在底部突缘相比在顶部凸缘表 面张力可能会产生较长的传输长度估计 这是因为所传送的力将需要沿着梁较长 的距离影响到顶部凸缘的股线的质心相比较 30 分钟前立即和之后的 14 天内 表面应变读数均发布之后释放 图 5 显示了两种梁的测试计划和仪表布局 每个单 T 梁梁进行三次测试 第 一个测试放在负载在 AASHTOLRFD 规定的开发长度验证代码预测 第二个是一个 跨抗折试验失败了 最后测试是在剪切测试 其中从支承负载置于 1676 毫米 对于每个测试 偏转是使用位于直属加载点串电位器 S POTS 测试 线性电位 7 器 L POTS 测量钢绞线末端的防滑最接近负载的所有测试 电阻应变片 ERSGs 监测的 CIP 和 PC 梁之间的应变的差为每个测试 610 毫米的负载 每个 ESRG 是水平取向并位于 6 5 毫米垂直地从接口和远离其他 13mm 图 5 对 BDT 仪表规划 测试结果与讨论测试结果与讨论 材料特性材料特性 图 6 绘出了 NUHSC 抗压强度与年龄 两个大梁超过 103 兆帕的设计强度需要 28 天 然而 一个蒸养故障已导致慢强度增益和 83 兆帕释放强度按计划未在 18 小时达到 而是需要 3 天 应力 应变关系对一般的 BDT 混凝土在进行的第 28 天 当天进行了测定负 载测试 图 7 比较了应力 应变关系 在不同年龄段的 NUHSC 和桥面混凝土 请注意 以最小的刚度亏损较为成熟的混凝土的线性关系接近最大强度 更多关 于这些关系是呈现在其他地方详细 2009 年马奎尔 表 2 总结了 28 天梁测试 NUHSC 和桥面具体测量值抗压强度弹性 ASTM C39 ASTM2006 年 b 弹性模量 MOE 从应变仪 泊松比 从应变仪 抗折强度 MOR ASTM C78 ASTM2006 年 c 和劈裂抗拉强度 ASTM C496 ASTM2006D 图 8 显示了本研究中使用的 6 试验于 18 毫米直径的七线级 1860 股线的应力 应变关系 六链的应力 应变曲线几乎是相同的 几乎无法区别彼此 如图所 8 示 8 有关测试过程和结果的更多信息 请参阅马奎尔 2009 表 3 列出列的测 试结果 并与最低标准进行比较 该测试股线满足 ASTM A416 ASTM2006a 的 最低要求 除了最小负载 AT1 的应变 这是略低 这丝毫没有影响预测的抗弯 能力因为所测量的 真 的应力 应变关系被用于计算所述梁的容量 而不是 标称关系 图 6 抗压强度与年龄积为 BDT 混凝土 图 7 对于 BDT1 混凝土应力 应变比较 9 图 8 对于 18 毫米直径的七线的应力 应变关系钢绞线 传输长度传输长度 第一个 14 天的传送长度超过时间 Barnes 等人 2003 增加 10 20 其中大部分的延伸进来 Carroll 等人 2008 因此 释放以及 14 天测量被认 为是最初和最终的传输长度的分别 随着卡罗尔等人提出了一个修改 95 的平 均最大应变 AMS 传输长度计算的方法 2008 年 从梁端 南北 决定的 与随行美国混凝土协会 ACI 318 的传输长度值 08 2008 年 ACI 和 AASHTO LRFD AASHTO2008 预测 列于表 4 这些结果表明 又用上 18 毫米直径的钢 绞线在 51 的传送长度 51 毫米间距 张紧到 0 6fpu 在 NUHSC 比预测的码值显 著更低 这些结果比较以及与不同的研究方案进行的测试中 张拉 18MM 钢绞线 高达 0 75fpu 结果表明 以提供较低强度混凝土可接受的性能以及相似的传输长 度 Patzlaff 等人 2012 Morcous 等 2011A 长度测试长度测试的发展的发展 图 9 给出了荷载 挠度曲线 BDT1 以及 BDT2 在该试验中梁未加载 因为计 10 划 3 测试方案的每个梁都失败了 然而 最终的 423KN 预测施加负荷施加在理 论开发长度 4 572 毫米 采用极限负荷预测 与测量材料属性和底部应变兼容 性 这个荷载作用下的应力钢绞线估计为 1 806 兆帕 有通过 L POT 上测量在整 个负载没有显著滑移的梁 小于 0 25 毫米 这表明 AASHTO LRFD 发展长度公 式可用于 18 毫米的丝在 NUHSC 发展长度 图 9 荷载 挠度发展长度测试 最终抗折试验最终抗折试验 图 10 显示极限荷载下的最终偏转形状 BDT1 图 图 11 示出对于 BDT1 和 BDT2 载荷 挠度的关系 极限载荷 405KN 根据变形非常大 为梁近 300 毫米 集 中荷载下的挠度相当于对HL 93活荷载 74KN 分别为19和20毫米BDT1和BDT2 这些挠度值附近 AASHTO 标准限值活载挠度 L 800 AASHTO2008 建议在今 后的设计中使用全角干 以减轻任何偏转适用性问题 这两个大梁失败约为 405KN 无论是测试并没有显著防滑是衡量 在中跨部分预测的容量为 378KN 如图 11 虚线所示 这两个大梁显示整个测试类似的负载和偏转行为 从 NUHSC BDT 梁与重弹的 18 毫米直径预应力束的测试结果强度设计 采用惠特尼应力块 预应力束 Devalapura 和 1992 年 Tadros 和应变兼容性的功率公式 产生的值 11 非常相似 图 10 最终的变形形状 BDT1 弯曲试验 图 11 荷载 挠度积为跨弯曲试验 剪切试验剪切试验 12 图 12 示出了荷载 挠度曲线的剪切试验 应变兼容性是用来预测瞬间强度和 AASHTO LRFD 2010 直接计算 第 5 8 3 4 2 用于剪切的预测 每个测试表 现出类似的行为大部分的测试 两次测试之间的区别是增加了一个 CIP 膜片周边 延伸钢绞线 防止钢绞线滑脱 研究结果显示 标本兼顾突然失效 然而 在故 障模式中是截然不同的 这一点由图 12 所示 除了自重每个梁加载 800KN 的力