缓粘结低回缩预应力短索体系及计算、张拉方法与流程

本发明涉及土木工程设计和施工技术领域，尤其涉及预应力混凝土桥梁的横向和竖向预应力施加。

背景技术：

预应力混凝土桥梁的腹板裂缝集中在25°～45°之间，为结构性的主拉应力裂缝，主要出现在连续箱梁桥的边孔现浇段、l/4截面附近或者梁腹厚度变化区段。腹板斜裂缝随着时间的推移从支座附近不断向受压区发展，裂缝数不断增加，且裂缝区逐渐向跨中方向扩展。从裂缝的总体分布特征来看，此类裂缝多处于和腹板内主拉应力垂直的方向，基本可以确定为主拉应力超出混凝土抗拉极限强度导致的开裂。但从该类桥梁的检算结果来看，桥梁处于设计理想状态下，根据现行规范检算出的在最不利荷载组合效应下箱梁控制截面处的混凝土主拉应力值与混凝土的开裂强度还有一定差距。因此，预应力混凝土梁实际工作状态与理想设计状态的差别是箱梁腹板斜裂缝产生的主要原因。

此差别主要可分为两个方面：

(1)箱梁腹板竖向精轧螺纹钢锚固回缩损失过大

箱梁腹板产生斜裂缝最主要的原因在于竖向有效预应力不足，甚至在部分部位完全损失殆尽，与设计者期望达到的应力水平完全不符。目前在预应力混凝土箱梁桥中施加竖向预应力的方法主要为预应力用精轧螺纹钢。经过以预应力混凝土公路铁路桥为主的实际工程的使用、总结后发现，以精轧螺纹钢施加预应力的方法存在以下问题：

(a)精轧螺纹钢的强度较低，在控制应力不超过疲劳应力值的限制下，其可用预应力强度远不如钢绞线。

(b)精轧螺纹钢的螺距较大，在使用螺母锚固的过程中由于螺间咬合差较大、螺母垫板及垫板和砼体间缝隙压缩等原因，其放张后锚固回缩一般在3mm以上，相比于普通的预应力张拉虽有所减少，但其回缩绝对值仍不理想。

(c)综合以上两点原因还显现出螺纹钢在施加预应力后的伸长量较小，使得锚固回缩的长度在整根螺纹钢伸长量中占比较大的问题。

对此，有很多研究者做了精轧螺纹钢预应力损失的研究,研究者的重点放在通过加强施工管理和改进精轧螺纹钢的锚固方法上。另一些研究者给出了精轧螺纹钢预应力检测方法。

(2)竖向压浆质量不足

1985年l2月位于英国南威尔士ynys-ygwas桥发生倒塌，倒塌原因为预应力孔道灌浆质量不足，部分纵向钢绞线锈蚀。事后检查发现：38根纵向和横向预应力孔道中，有26根孔道符合设计标准，有12跟孔道存在不同程度的局部空洞或全空现象。

在国内，同样有预应力混凝土桥梁中灌浆不实的报道。钱江三桥发生事故后，国内研究人员对钱江三桥竖向预应力筋的压浆质量随机抽检了35根竖向预应力筋,结果表明:无浆71.42％；不饱满占11.42％；开孔流水的占40％。

近年来，真空灌浆技术虽然得到了一定程度的推广，但是由于一座预应力混凝土箱梁桥上存在的竖向孔道一般为数百孔，且竖向压浆的难度本来就相对较大，若存在现场施工人员责任心不足、过于追求工程进度，则仍旧很难保证竖向预应力孔道的压浆质量。

为了追求箱梁的稳定性，近年来的发展趋势以宽箱薄壁为主导。目前大部分跨径在100m以内的箱梁腹板厚度一般为从跨中40cm到支座处70cm左右，并配合横隔板以控制畸变。腹板的薄壁化趋势使得在竖向预应力筋存在的截面上由精轧螺纹钢及其孔道所占的比例增大。以一个50cm厚的腹板断面为例：若采用双排布置的d＝32mm的精轧螺纹钢施加竖向预应力，则需要两个至少为64mm的孔道，竖向孔道面积占截面面积的25％左右。若考虑到纵向孔道也会通过此截面，则该比例还会进一步增加。

由于竖向孔道压浆质量问题在全梁腹板共几百孔竖向孔道中是无法完全避免的，因此孔道中空会对薄壁腹板带来两个问题。其一是竖向孔道内压浆不密实(尤其是全空时)会减小有效受力面积，增大截面内的正应力和剪应力。其二是由于孔道压浆不密实造成孔道周围应力集中。当腹板厚度较大时，这两个问题都不显著，但对于薄壁腹板而言，这两个问题则是相当严重的。

箱梁腹板竖向精轧螺纹钢锚固回缩损失过大和竖向压浆质量不足这两个因素相结合，使得预应力混凝土箱梁腹板内的竖向预应力与设计存在严重的不符，目前《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》中的竖向预应力计算公式如下：

其已经是计入各项预应力损失后的有效竖向预应力，但是由于目前规范中规定的有效预应力计算方法都是针对纵向预应力筋确定的，故应用于短筋时无法确定其真正的有效预应力，因此不得不乘以0.6来进一步降低对有效预应力的估计，以期达到偏于安全的目的。在目前竖向预应力张拉中，张拉方法以“先拉后测”为主，施工人员在张拉过程中只能凭借经验进行张拉质量控制，然后再通过事后检测来评价张拉质量，当发现张拉质量不足时，只能重新返工或篡改检测数据。

中国专利cn1699709a公开了一种高强钢丝先张预应力锚固体系及其施工方法，锚固单元由固定端锚板、张拉端锚板、镦头螺母及预应力圆环形钢丝束构成，该预应力钢丝束由圆环形紧密排布的定长高强钢丝束的各根钢丝的一端通过镦头方式锚固在固定锚板上、另一端镦头在镦头螺母上构成。采用活动撑杆及在套管内灌注砂浆，可能会导致螺纹钢的螺距带来的回缩而产生的强度问题。而张拉方法中设置活动撑杆、套管及加强环等，导致施工难度大工序复杂。

中国专利cn103726447a公开了一种二次张拉低回缩锚固体系竖向预应力钢绞线方法及其系统，仅仅依靠二次张拉来解决低回缩问题，而没有解决压浆质量不足，钢筋与砼浆粘结造成应力集中等问题；另外，张拉方法中的参数靠经验确定，且范围值过大，无法根据实际情况作出精确调整。

中国专利cn205531024u公开了一种低回缩量精轧螺纹钢筋预应力锚固体系，采用螺纹钢筋及二次张拉工艺，其螺距带来的回缩及张拉的精确性问题都无法解决。

技术实现要素：

该发明正是针对以上两个在预应力混凝土箱梁腹板中存在的显著问题而提出的，采用低回缩锚固体系以减少锚固回缩损失，采用缓粘结预应力筋解决灌浆质量问题，具有很强的针对性。

一种缓粘结低回缩预应力短索体系，包括：夹片式锚具、锚杯、支承螺母、第一垫板以及缓粘结预应力筋，在张拉端使用夹片式锚具的夹片将缓粘结预应力筋和锚杯结合在一起，再通过支承螺母和锚杯之间的螺纹咬合将张拉后的预应力传递至第一垫板；锚固端采用挤压锚具和缓粘结筋相结合的锚固手段。.

进一步地，还包括千斤顶，通过千斤顶拉动锚杯向缓粘结预应力筋施加预应力，此时，锚杯和支承螺母同时离开垫板，当千斤顶加力完成后，向下旋进支承螺母至与垫板顶紧。

进一步地，所述支承螺母还可辅以扭力扳手使得二者之间更为紧密。

进一步地，所述千斤顶的活塞杆通过连接套与所述锚杯连接，所述缓粘结钢绞线穿过所述锚杯容纳于所述活塞杆之间。

进一步地，所述缓粘结预应力筋包括：缓粘结钢绞线、护套和螺旋筋，所述护套包裹在所述缓粘结钢绞线外部，所述螺旋筋围绕在所述缓粘结钢绞线周围。

进一步地，所述挤压锚具包括挤压套、压板和第二垫板

还提供一种如上所述的缓粘结低回缩预应力短索体系设计计算方法，

箱梁腹板的竖向压应力按式(a)计算：

σcy——由竖向缓粘结预应力筋的预加力对混凝土产生的竖向压应力；

σpe′——竖向缓粘结预应力筋扣除全部预应力损失后的有效预应力；

apv——缓粘结预应力筋的截面面积(mm²)；

b——计算主拉应力点处构件的腹板宽度(mm)；

sv——缓粘结预应力筋的间距(mm)；

在设计计算时，根据腹板所需的竖向压应力σcy和合理的力筋纵向间距sv确定一束缓粘结预应力筋所需的纵向预压应力大小：

n＝σcybsv＝apvσ′pe(b)

竖向缓粘结预应力筋的有效预应力计算：

σ′pe＝σcon-σl1-σl2-σl4-σl5-σl6(c)

上述式中：σcon——缓粘结预应力筋的张拉控制应力(mpa)；

σl1——缓粘结钢绞线与护套之间摩擦损失，其值约为(0.01～0.02)σcon；

σl2——力筋放张时因锚具变形，接缝压缩产生的应力损失(mpa)；

σl4——混凝土弹性压缩引起的预应力损失(mpa)；

σl5——力筋松弛引起的预应力损失终极值(mpa)；

σl6——混凝土收缩、徐变引起的预应力损失(mpa)；

δl——最终放张时，由于锚具变形、接缝压缩产生的力筋回缩长度(mm)，；

l——力筋受力长度(mm)；

ep——缓粘结预应力筋的弹性模量(mpa)；

在得到竖向预应力筋的有效预应力σ′pe后，将其带入式(b)，即知所需预应力筋总面积apv；

选定缓粘结预应力筋规格后，计算一侧腹板中所需的钢绞线根数：

上述式中：n——腹板截面内缓粘结钢绞线的根数；

apv——单束缓粘结预应力筋的截面面积(mm²)；

apk——单根缓粘结钢绞线的公称截面面积(mm²)；

当上述计算完成后，根据设计布置的预应力钢筋再次反算出腹板中的竖向预应力σcy，以确定其是否满足相关公路铁路行业规范的要求；若不满足则应调整钢绞线规格和根数，直至验算通过。

进一步地，对于同一梁段，当σcy在不同截面变化时，分段进行上述计算，以分别满足不同梁段的需求。

还提供一种上述缓粘结低回缩预应力短索锚固体系的张拉方法，缓粘结短索体系张拉的顺序是：张拉缓粘结预应力筋至设计的应力值0.8σcon→持荷2min→放张→夹片锚固力筋回缩2min→将同一缓粘结预应力筋的锚杯张拉至1.05σcon→锚杯离开垫板5～13mm，持荷2min→向垫板旋紧支承螺母至与垫板完全顶紧→千斤顶回油放张，力筋无回缩。

进一步地，张拉缓粘结预应力筋至设计的应力值0.8σcon→持荷2min→放张，为为初张拉过程，其后为正式张拉过程；所述初张拉过程的力筋伸长值满足下式：

(△l1-l7-l3)*ep>0.5σcon

式中：

△l1——初张拉实测伸长值(mm)；

l7——锚杯内夹片回缩长度经验值7mm，现场实测更精确；

l3——千斤顶内工作夹片滑移长度3mm，(在加力过程中千斤顶内部的工作夹片和钢绞线之间是存在错动的)实测更精确；

l——钢绞线有效张拉长度；

ep——钢绞线弹性模量。

正式张拉过程中持续测量张拉伸长值和张拉力。此时，测量公式如下：

△l＝△l1.05-l3’

式中：△l——张拉实测伸长值(mm)；

△l1.05——1.05σcon时位移传感器测距值值(mm)；

l3’——从0加载至1.05σcon时千斤顶内部滑移加放张回缩距离，实测更精确。

理论伸长量计算公式调整：

△l理＝(1.05σcon-σx)/ep

△l理——钢绞线理论伸长值(mm)；

σx——钢绞线在第二次张拉中开始伸长时的应力；

ep——钢绞线弹性模量。

σx可从数控主机的力—位移曲线中由计算机读取；

将实测伸长值与理论伸长值进行比较，其误差应在1mm之内，否则，应暂停张拉，待查明原因后方可继续张拉施工。

本发明的最突出的有益技术效果为可以大幅减少预应力钢绞线放张时的锚固回缩值，使得有效预应力达到比现有精轧螺纹钢体系更高的水平。

附图说明

图1为缓粘结低回缩预应力短索锚固体系的张拉端构造图；

图2为缓粘结低回缩预应力短索锚固体系的锚固端构造图；

图3为缓粘结低回缩预应力短索锚固体系的张拉端张拉安装构造图；

图4为第二次张拉荷载位移曲线图；

图中附图标记：

1-夹片，2-锚杯，3-支承螺母，4-第一垫板，5-缓粘结钢绞线，6-护套，7-螺旋筋，8-第二垫板，9-挤压套，10-压板，11-千斤顶，12-连接套，13-活塞杆，14-张拉支座。

具体实施方式

下面通过对最优实施例的描述，对本发明的具体实施方式作进一步详细的说明。

如图1-3所示，本发明提供的一种缓粘结低回缩预应力短索锚固体系，包括：夹片式锚具(附图中未完整示出)、锚杯2、支承螺母3、第一垫板4以及缓粘结预应力筋，在张拉端使用夹片式锚具的夹片1将缓粘结预应力筋和锚杯2结合在一起，再通过支承螺母3和锚杯2之间的螺纹咬合将张拉后的预应力传递至第一垫板4；锚固端采用挤压锚具和缓粘结预应力筋相结合的锚固手段。该系统还包括千斤顶11，所述千斤顶11还包括连接套12、活塞杆13和张拉支座14，所述活塞杆13通过连接套12与所述锚杯2连接，所述缓粘结钢绞线5穿过所述锚杯2容纳于所述活塞杆13之间。张拉支座14位于所述连接套12和活塞杆13的外部，张拉时与第一垫板4顶接，起到支撑作用。通过千斤顶11拉动锚杯2向缓粘结预应力筋施加预应力，张拉时，锚杯2和支承螺母3同时离开垫板，当千斤顶加力完成后，向下旋进支承螺母3至与第一垫板4顶紧。所述支承螺母3还可辅以扭力扳手使得二者之间更为紧密。所述千斤顶的活塞杆13通过连接套12与所述锚杯2连接，缓粘结钢绞线5穿过所述锚杯2容纳于活塞杆13之间。

所述缓粘结预应力筋包括：缓粘结钢绞线5、护套6和螺旋筋7，所述护套6包裹在所述缓粘结钢绞线5外部，所述螺旋筋7围绕在所述缓粘结钢绞线5周围；所述挤压锚具包括挤压套9、压板10和第二垫板8,所述挤压套9位于所述压板10和第二垫板8之间并紧密连接。

本发明提供的缓粘结低回缩预应力短索锚固系统构造如图所示，在张拉端使用夹片式锚具将缓粘结预应力筋和锚杯2结合在一起，再通过支承螺母3和锚杯2之间的螺纹咬合将张拉后的预应力传递至第一垫板4。锚固端采用挤压锚具和缓粘结筋相结合的锚固手段。所述锚杯2为台阶状的圆柱体，具有能够容纳所述缓粘结钢绞线5通过的通孔，所述通孔的上部还可容纳夹片1夹合。所述支承螺母3位于所述锚杯2和第一垫板4之间，所述支承螺母3的内螺纹可与所述锚杯2下部的外螺纹相配合。

张拉时千斤顶和锚具的构造关系如图所示，通过千斤顶11拉动锚杯2向缓粘结筋施加预应力，此时，锚杯2和支承螺母3同时离开垫板，当千斤顶11加力完成后，向下旋进支承螺母3至与第一垫板4顶紧，并可辅以扭力扳手使得二者之间更为紧密，然后放张千斤顶11，完成张拉。

如图所示的构造，可大幅减少预应力钢绞线放张时的锚固回缩值，使得有效预应力达到比现有精轧螺纹钢体系更高的水平。

本发明提供的设计计算方法如下：

箱梁腹板的竖向压应力宜按式(a)计算：

σcy——由竖向预应力钢筋的预加力对混凝土产生的竖向压应力；

σ′pe——竖向预应力钢筋扣除全部预应力损失后的有效预应力；

apv——缓粘结预应力钢筋的截面面积(mm²)；

b——计算主拉应力点处构件的腹板宽度(mm)；

sv——预应力钢筋的间距(mm)。

在设计计算时，一般可以根据腹板所需的竖向压应力σcy和合理的力筋纵向间距sv(一般宜取300mm—700mm，需要注意梁高度和竖向预应力扩散角两方面的影响，并照顾施工放样的便捷性取适当模数)确定一束预应力筋所需的纵向预压应力大小：

n＝σcybsv＝apvσ′pe(b)

竖向预应力筋的有效预应力计算：

σ′pe＝σcon-σl1-σl2-σl4-σl5-σl6(c)

上述式中：σcon——预应力筋的张拉控制应力(mpa)；

σl1——缓粘结钢绞线与护套之间摩擦损失，其值约为(0.01～0.02)σcon；

σl2——力筋放张时因锚具变形，接缝压缩产生的应力损失(mpa)；

σl4——混凝土弹性压缩引起的预应力损失(mpa)；

σl5——力筋松弛引起的预应力损失终极值(mpa)；

σl6——混凝土收缩、徐变引起的预应力损失(mpa)；

δl——最终放张时，由于锚具变形、接缝压缩产生的力筋回缩长度(mm)，一般取1mm；

l——力筋受力长度(mm)；

ep——预应力钢筋的弹性模量(mpa)。

在得到竖向预应力筋的有效预应力σ′pe后，可将其带入式(b)，即知所需预应力筋总面积apv。

选定缓粘结预应力筋规格后，计算一侧腹板中所需的钢绞线根数：

上述式中：n——腹板截面内缓粘结预应力筋钢绞线的根数，可取n＝1或n＝2；

apv——单肢(束)预应力钢筋的截面面积(mm²)；

apk——单根缓粘结预应力钢绞线的公称截面面积(mm²)。

当上述计算完成后，应根据设计布置的预应力钢筋再次反算出腹板中的竖向预应力σcy，以确定其是否满足相关公路铁路行业规范的要求；若不满足则应调整钢绞线规格和根数，直至验算通过。

对于同一梁段，当σcy在不同截面变化时，应分段进行上述计算，以分别满足不同梁段的需求。

本发明提供的张拉方法如下：

缓粘结短索体系张拉的顺序是：张拉钢绞线力筋至设计的应力值0.8σcon→持荷2min→放张→夹片锚固力筋回缩2min→将同一力筋锚杯张拉至1.05σcon→锚杯离开垫板5～13mm，持荷2min→向垫板旋紧支承螺母至与垫板完全顶紧→千斤顶回油放张，力筋无回缩。

其中，前三步为初张拉过程，其后为正式张拉过程。由于初张拉的过程主要作用是为正式张拉减少部分张拉伸长值，使得正式张拉时的伸长值可以被支承螺母的旋进彻底抵消。因此，不必过于关注该次张拉过程中的力与伸长值是否匹配的问题，只需要满足下式要求即可：

(△l1-7-3)*ep>0.5σcon

式中：

△l1——初张拉实测伸长值(mm)；

7——锚杯内夹片回缩长度经验值7mm，现场实测更精确；

3——千斤顶内工作夹片滑移长度3mm，(在加力过程中千斤顶内部的工作夹片和钢绞线之间是存在错动的)实测更精确；

l——钢绞线有效张拉长度；

ep——钢绞线弹性模量。

正式张拉过程中应持续测量张拉伸长值和张拉力。此时，测量公式如下：

△l＝△l1.05-3

式中：△l——张拉实测伸长值(mm)；

△l1.05——1.05σcon时位移传感器测距值(mm)；

3——从0加载至1.05σcon时千斤顶内部滑移2mm加放张回缩1mm，实测更精确。

但是，由于初张拉后钢绞线中已存在较高的预应力，理论伸长量计算公式应作出相应调整：

△l理＝(1.05σcon-σx)/ep

△l理——钢绞线理论伸长值(mm)；

σx——钢绞线在第二次张拉中开始伸长时的应力；

ep——钢绞线弹性模量。

σx可从数控主机的力—位移曲线中由计算机读取，见图4：

将实测伸长值与理论伸长值进行比较，其误差应在1mm之内，否则，应暂停张拉，待查明原因后方可继续张拉施工。

上面对本发明进行了示例性描述，显然本发明具体实现并不受上述方式的限制，只要采用了本发明的方法构思和技术方案进行的各种改进，或未经改进直接应用于其它场合的，均在本发明的保护范围之内。