斜拉橋索塔錨固區(qū)直向短束預(yù)應(yīng)力損失研究*

崔楠楠 賈布裕 余曉琳 楊錚 顏全勝

(華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣東 廣州510640)

目前，斜拉橋PC 箱形索塔大多采用大噸位、小半徑環(huán)形預(yù)應(yīng)力，但其普遍存在施工定位和控制困難的問(wèn)題，尤其是實(shí)際伸長(zhǎng)量與規(guī)范值相去甚遠(yuǎn)，預(yù)應(yīng)力損失難以計(jì)算，且常有斷絲現(xiàn)象［1-2］. 為避免上述缺陷，文獻(xiàn)［3］中提出一種新的索塔錨固區(qū)單向預(yù)應(yīng)力布置型式，僅在順橋向布置力筋，橫橋向依靠厚壁混凝土抗剪來(lái)抵抗斜拉索水平分力，與環(huán)形預(yù)應(yīng)力布置型式相比，直向預(yù)應(yīng)力使錨固區(qū)受力明確，施工方便.但該布置型式下預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉噸位大，長(zhǎng)度短，僅為5 ～7m，屬于大噸位短束預(yù)應(yīng)力，其損失規(guī)律和施工工藝與普通長(zhǎng)束預(yù)應(yīng)力有所不同，而預(yù)應(yīng)力對(duì)索塔錨固區(qū)受力模式起關(guān)鍵作用，因此有必要進(jìn)行理論與試驗(yàn)研究，定量分析預(yù)應(yīng)力損失，探討施工工藝，確保施工質(zhì)量.

文獻(xiàn)［4］中討論了錨具回縮對(duì)短束預(yù)應(yīng)力伸長(zhǎng)量控制的影響;文獻(xiàn)［5-6］中對(duì)箱梁腹板豎向短束預(yù)應(yīng)力的損失進(jìn)行了試驗(yàn)分析，得出各損失因素比例，但其對(duì)象為預(yù)應(yīng)力精軋螺紋鋼筋，而非橋塔使用的預(yù)應(yīng)力鋼絞線. 文獻(xiàn)［7-8］中對(duì)采用二次張拉的箱梁腹板豎向短束預(yù)應(yīng)力鋼絞線進(jìn)行了損失研究，但研究對(duì)象為每束單根鋼絞線，缺少對(duì)鋼絞線相互纏繞的考慮.文中依托廣中江高速公路西江水道橋(57.5 m+172.5 m+400 m+172.5 m+57.5 m)進(jìn)行索塔錨固區(qū)足尺模型試驗(yàn)，張拉每束為16 根的預(yù)應(yīng)力鋼絞線，研究大噸位直向短束預(yù)應(yīng)力的損失規(guī)律和施工工藝.

1 試驗(yàn)方案

廣中江高速公路西江水道橋索塔共31 對(duì)索，通過(guò)建立整個(gè)橋塔的有限元模型，得到各節(jié)段的應(yīng)力分布，據(jù)此選擇截面面積相對(duì)較小，索力較大的18號(hào)索節(jié)段作為試驗(yàn)節(jié)段.根據(jù)圣維南原理，將2.5 m的標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段分別向上向下延伸一定長(zhǎng)度進(jìn)行有限元分析和對(duì)比，確定最終的試驗(yàn)?zāi)Ｐ透叨葹?.4 m，此高度范圍內(nèi)有7 對(duì)單向預(yù)應(yīng)力筋. 為了實(shí)現(xiàn)斜拉索的斜向加載，本試驗(yàn)在模型底部設(shè)計(jì)了預(yù)應(yīng)力混凝土梯形臺(tái)座，作為張拉斜拉索的反力梁.模型的具體尺寸見(jiàn)圖1，預(yù)應(yīng)力鋼束的布置與編號(hào)見(jiàn)圖2. 模型所有材料參數(shù)均與實(shí)橋一致，采用C50 混凝土，預(yù)應(yīng)力鋼絞線公稱(chēng)直徑15.2 mm，抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fpk=1860 MPa，每束16 根，預(yù)應(yīng)力孔道為D104/90 mm 的塑料波紋管，預(yù)應(yīng)力單端張拉，張拉力P=3124.8 kN.為避免溫度對(duì)試驗(yàn)的影響，所有試驗(yàn)項(xiàng)目均在晚間20:00 至次日清晨6:00 的時(shí)間段進(jìn)行.

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ土⒚鎴D(單位:mm)Fig.1 Elevation of full-scale test model(Unit:mm)

圖2 模型預(yù)應(yīng)力布置(單位:cm)Fig.2 Layout of prestress tendons(Unit:cm)

1.1 預(yù)應(yīng)力筋孔道摩阻損失試驗(yàn)

為了研究預(yù)應(yīng)力塑料波紋管管道摩阻系數(shù)，模型試驗(yàn)中選取2#和2′#預(yù)應(yīng)力鋼束進(jìn)行孔道摩阻損失測(cè)試，在預(yù)應(yīng)力鋼絞線表面粘貼阻值為120 Ω、自帶溫度補(bǔ)償?shù)哪z基電阻應(yīng)變片，以此量測(cè)在預(yù)應(yīng)力張拉過(guò)程中鋼絞線的應(yīng)變(應(yīng)力)值.測(cè)點(diǎn)布置如圖3 所示，每個(gè)測(cè)點(diǎn)粘貼兩個(gè)應(yīng)變片相互校核.

圖3 鋼絞線應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置圖(單位:cm)Fig.3 Arrangement of measure points on a steel strand(Unit:cm)

預(yù)應(yīng)力鋼絞線偏軸應(yīng)變與軸向應(yīng)力的關(guān)系提前在試驗(yàn)室進(jìn)行標(biāo)定. 預(yù)應(yīng)力鋼絞線安裝到試驗(yàn)?zāi)Ｐ弯摻罟羌芎?，割開(kāi)塑料波紋管，粘貼應(yīng)變片，事后封好塑料波紋管，仔細(xì)檢查確保不漏漿. 試驗(yàn)時(shí)，通過(guò)測(cè)試不同位置上預(yù)應(yīng)力筋的拉力，求得拉力差，得出孔道摩阻損失.

1.2 錨圈口摩阻損失試驗(yàn)

預(yù)應(yīng)力張拉時(shí)，錨具與預(yù)應(yīng)力鋼束之間發(fā)生摩擦引起的預(yù)應(yīng)力損失稱(chēng)為錨圈口摩阻損失.選取4#和4′#預(yù)應(yīng)力鋼束作為試驗(yàn)對(duì)象，在預(yù)應(yīng)力鋼束張拉端安裝2個(gè)壓力傳感器，一個(gè)安置在錨具內(nèi)，一個(gè)在錨具外，張拉時(shí)錨具內(nèi)外傳感器測(cè)得的荷載差即為錨圈口摩阻損失.傳感器及千斤頂?shù)陌惭b簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖4，現(xiàn)場(chǎng)安裝照片見(jiàn)圖5.

圖4 錨圈口摩阻損失試驗(yàn)傳感器安裝圖Fig.4 Installation diagram of test for anchorage head friction loss

圖5 安裝傳感器現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.5 Press sensor installing photo

1.3 錨固回縮損失

在錨定預(yù)應(yīng)力筋時(shí)，鋼絞線端頭的拉力從千斤頂傳給錨具，不可避免地要引起鋼筋少量的回縮，承壓的錨墊板也可能被壓進(jìn)端部混凝土，這些原因引起鋼絞線縮短，預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生損失，稱(chēng)為錨固回縮損失.試驗(yàn)選取4#、4′#、6#和6′#預(yù)應(yīng)力鋼絞線作為測(cè)試對(duì)象，其中4#和6#不超張拉，4′#和6′#按1.05 P(P=3124.8kN)超張拉.試驗(yàn)時(shí)在張拉端的工作錨具與錨墊板之間安裝一個(gè)壓力傳感器，見(jiàn)圖6.分別測(cè)量錨固前和錨固后的荷載，其差值即為錨固回縮損失.

圖6 錨固回縮損失試驗(yàn)傳感器安裝圖Fig.6 Installation diagram of test for anchorage head friction los

1.4 由混凝土彈性壓縮引起的預(yù)應(yīng)力損失

實(shí)橋的預(yù)應(yīng)力施工將采用分批張拉，張拉后批預(yù)應(yīng)力筋時(shí)引起的混凝土彈性壓縮會(huì)使先張拉的預(yù)應(yīng)力筋產(chǎn)生損失［9-10］. 規(guī)范［11］中，彈性壓縮損失的計(jì)算沒(méi)有統(tǒng)一的公式，要通過(guò)彈性力學(xué)計(jì)算才能得出不同結(jié)構(gòu)與布置形式的損失結(jié)果.試驗(yàn)時(shí)，分別在后批預(yù)應(yīng)力張拉的前后，讀取前批預(yù)應(yīng)力的錨下傳感器數(shù)值，計(jì)算其差值，得到此部分預(yù)應(yīng)力損失.

1.5 鋼筋松弛引起的預(yù)應(yīng)力損失

在預(yù)應(yīng)力錨固后的3 天之內(nèi)，記錄實(shí)測(cè)錨下預(yù)應(yīng)力，將不同時(shí)間段的預(yù)應(yīng)力差值扣除由于混凝土彈性壓縮引起的預(yù)應(yīng)力損失，便可得到短期鋼筋松弛引起的預(yù)應(yīng)力損失.

1.6 預(yù)應(yīng)力鋼束伸長(zhǎng)量測(cè)試

伸長(zhǎng)量控制是預(yù)應(yīng)力施工控制的一個(gè)重要項(xiàng)目，文獻(xiàn)［12］規(guī)定:“預(yù)應(yīng)力筋采用應(yīng)力控制方法張拉時(shí)，應(yīng)以伸長(zhǎng)值進(jìn)行校核，實(shí)際伸長(zhǎng)值與理論伸長(zhǎng)值的差值應(yīng)符合設(shè)計(jì)要求，設(shè)計(jì)無(wú)規(guī)定時(shí)，實(shí)際伸長(zhǎng)值與理論伸長(zhǎng)值的差值應(yīng)控制在±6%以?xún)?nèi)，否則應(yīng)暫停張拉，待查明原因并采取措施予以調(diào)整后，方可繼續(xù)張拉.”短束預(yù)應(yīng)力筋在達(dá)到控制張拉力時(shí)的理論伸長(zhǎng)量本身很小(本試驗(yàn)為43.77 mm)，對(duì)施工誤差更加敏感，為了驗(yàn)證“伸長(zhǎng)量控制”在施工短束預(yù)應(yīng)力時(shí)是否依然可行、規(guī)范規(guī)定的控制誤差6%是否合理，試驗(yàn)中對(duì)鋼束在不同荷載下的伸長(zhǎng)量進(jìn)行了測(cè)試，并與理論伸長(zhǎng)量進(jìn)行了對(duì)比.

2 各項(xiàng)預(yù)應(yīng)力損失測(cè)試結(jié)果分析

2.1 孔道摩阻損失

孔道摩阻的計(jì)算原理如下所述.

根據(jù)文獻(xiàn)［11］，張拉時(shí)，預(yù)應(yīng)力鋼束距張拉端距離為x 的任意截面上有效拉力為

式中，Px為計(jì)算截面預(yù)應(yīng)力鋼束的拉力;Pk為張拉端預(yù)應(yīng)力索的拉力;θ 為從張拉端至計(jì)算截面的孔道彎角之和，以弧度計(jì);x 為從張拉端至計(jì)算截面的孔道長(zhǎng)度;μ 為預(yù)應(yīng)力索與孔道壁的摩阻系數(shù);k 為孔道對(duì)設(shè)計(jì)位置的偏差系數(shù).

由上式，有

則有

令Y= -lnA，對(duì)于不同位置的測(cè)量可得到一系列方程式:

由于存在測(cè)試上的誤差，上列方程式的右邊不等于0，假定

根據(jù)最小二乘法原理，有

時(shí)，∑(ΔFi)2取得最小值，由此可得

考慮到直線束θ=0，所以最后得

解等式(4)即可得k 值.

將預(yù)應(yīng)力鋼束各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變片測(cè)得的數(shù)據(jù)通過(guò)標(biāo)定曲線換算成對(duì)應(yīng)的荷載值后，即可計(jì)算得到各級(jí)荷載作用下張拉主動(dòng)端至各測(cè)點(diǎn)的有效系數(shù)A 及其相對(duì)應(yīng)的Y 值，試驗(yàn)中，因千斤頂油表精度不能達(dá)到試驗(yàn)的要求，因此選用測(cè)點(diǎn)5 的拉力為Pk，計(jì)算截面到測(cè)點(diǎn)5 的距離為x. 試驗(yàn)測(cè)得的實(shí)際荷載值與推算的影響系數(shù)列于表1.根據(jù)式(4)計(jì)算得出實(shí)測(cè)預(yù)應(yīng)力筋管道每米局部偏差對(duì)摩擦的影響系數(shù)k 為0.0059.

表1 孔道摩阻損失試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 1 Test data of ducts friction loss

文獻(xiàn)［11］中給出預(yù)埋塑料波紋管管道k =0.0015.對(duì)于直線型預(yù)應(yīng)力鋼絞線k 值的研究并不多，相關(guān)文獻(xiàn)［2-3］大多研究曲線形預(yù)應(yīng)力鋼筋孔道摩阻的摩擦系數(shù)μ，而k 值直接根據(jù)規(guī)范作為已知量給出.統(tǒng)計(jì)相關(guān)資料，杭州灣大橋:k =0.005;廣州大橋:k =0.006 9;武漢軍山大橋:k =0.003.本次試驗(yàn)結(jié)果k 值與以上述橋梁試驗(yàn)結(jié)果接近，但大于規(guī)范規(guī)定值.

本次試驗(yàn)預(yù)應(yīng)力根數(shù)較多，鋼絞線之間可能發(fā)生相互纏繞，使得鋼絞線與鋼絞線之間的摩擦?xí)S之增大，且造成局部橫截面增大，與孔道壁摩擦增大;施工中不確定因素較多，波紋管定位不可避免地會(huì)存在水平或垂直偏差，引起預(yù)應(yīng)力筋與管道壁的擠壓，產(chǎn)生較大摩阻.試驗(yàn)結(jié)果表明規(guī)范規(guī)定的預(yù)應(yīng)力筋管道每米局部偏差對(duì)摩擦的影響系數(shù)k 偏小.

本試驗(yàn)中，控制張拉力為3124.8kN，當(dāng)k=0.0015(規(guī)定值)時(shí)，預(yù)應(yīng)力固定端損失25.63 kN，占控制張拉力的0.8%;當(dāng)k=0.005 9(實(shí)測(cè)值)時(shí)，預(yù)應(yīng)力固定端損失99.59 kN，占控制張拉力的3.19%. 規(guī)范中給出的k 值偏不安全，建議計(jì)算時(shí)適當(dāng)增大k 值.

2.2 錨圈口摩阻損失

文獻(xiàn)［11］中沒(méi)有給出錨圈口摩阻損失的計(jì)算方法，僅提到“尚應(yīng)考慮預(yù)應(yīng)力鋼筋與錨圈口之間的摩擦”. 將試驗(yàn)測(cè)得的錨圈口摩阻損失值列于表2，此項(xiàng)損失占總控制張拉力的5%以上，計(jì)算時(shí)不應(yīng)忽略.

表2 錨圈口摩阻損失試驗(yàn)數(shù)據(jù)1)Table 2 Friction loss due to friction on anchorage head

2.3 錨固回縮損失

試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)及計(jì)算結(jié)果列于表3 中，可以看出，錨固回縮引起的預(yù)應(yīng)力損失相對(duì)較大. 一般地，此項(xiàng)損失應(yīng)考慮錨固后反摩阻的影響，損失在張拉端最大，隨離開(kāi)張拉端的距離而逐漸衰減，因此在長(zhǎng)束或者彎束中錨固回縮的損失并不是特別大，而對(duì)于直向短筋來(lái)說(shuō)，反摩阻的作用很小，錨固回縮產(chǎn)生的預(yù)應(yīng)力損失將存在于整條預(yù)應(yīng)力筋中.另一方面，短束達(dá)到控制張拉力時(shí)的伸長(zhǎng)量很小，而錨固回縮的距離幾乎為定值(規(guī)范規(guī)定6 mm)，因此相對(duì)伸長(zhǎng)量較大的長(zhǎng)束預(yù)應(yīng)力筋來(lái)說(shuō)，短束對(duì)錨固回縮更敏感.文獻(xiàn)［7］中提到二次張拉預(yù)應(yīng)力錨具可以顯著減少此項(xiàng)損失，建議本項(xiàng)工程采用二次張拉錨具.

表3 錨固回縮損失試驗(yàn)數(shù)據(jù)1)Table 3 Loss due to anchorage set retraction

2.4 混凝土彈性壓縮引起的預(yù)應(yīng)力損失

圖7 給出了其他鋼束張拉時(shí)，4#鋼束的預(yù)應(yīng)力損失，可以看出，預(yù)應(yīng)力張拉的影響范圍僅為上下1 m左右，即僅對(duì)相鄰的預(yù)應(yīng)力鋼筋影響較大(最大損失8kN)，對(duì)范圍外的鋼束影響較小(損失1 kN 左右).4#鋼束由混凝土彈性壓縮引起的預(yù)應(yīng)力損失共29.45kN，占控制張拉力的0.94%，另外測(cè)試了4′#、6#、6′#鋼束，分別損失20.90 kN(0.64%)、13.00 kN(0.42%)、12.73 kN(0.39%).

圖7 4#鋼束由混凝土彈性壓縮引起的損失Fig.7 Loss of tendon 4# due to concrete elastic shortening

由此可以得出，混凝土彈性壓縮引起的預(yù)應(yīng)力損失較小，占控制張拉力的0.4% ～1.0%左右，因此應(yīng)用在斜拉橋塔柱上的預(yù)應(yīng)力鋼束可以忽略此項(xiàng)損失，在安排張拉次序時(shí)，不必考慮這項(xiàng)損失的影響，在保證對(duì)稱(chēng)張拉的前提下，根據(jù)施工便利合理安排.

2.5 預(yù)應(yīng)力鋼筋松弛引起的預(yù)應(yīng)力損失

鋼筋松弛與張拉控制力有關(guān)，張拉控制應(yīng)力越高，預(yù)應(yīng)力損失越高.此外，預(yù)應(yīng)力松弛與時(shí)間有關(guān)，初期發(fā)展最快，第1 h 松弛大，24 ～48 h 內(nèi)可以完成50%，以后逐趨穩(wěn)定，在以后持續(xù)5 ～8年內(nèi)仍有影響［5］.

試驗(yàn)觀測(cè)到72 h 內(nèi)的鋼筋松弛損失，如圖8 所示.可以看出，張拉結(jié)束1 h 后，預(yù)應(yīng)力損失量占到張拉控制力的0.5%左右，48 h 后的預(yù)應(yīng)力損失量占到張拉控制力的1.5% ～2.3%左右.根據(jù)相關(guān)研究，鋼筋松弛在24 ～48 h 內(nèi)可以完成50%. 所以在文中的試驗(yàn)中，近似地取預(yù)應(yīng)力鋼筋張拉結(jié)束48h后的預(yù)應(yīng)力損失的2 倍作為此項(xiàng)預(yù)應(yīng)力損失的終值.

圖8 鋼筋松弛引起的損失Fig.8 Loss due to steel relaxation

2.6 預(yù)應(yīng)力鋼束總損失

將上述各項(xiàng)預(yù)應(yīng)力損失匯總于表4，從數(shù)據(jù)可以看出，在引起預(yù)應(yīng)力損失的各項(xiàng)因素中，錨固回縮所占的比例較大，占總損失的50%左右，這是直向短筋預(yù)應(yīng)力損失的一個(gè)重要特點(diǎn)，應(yīng)當(dāng)考慮采用可減少錨固回縮損失的二次張拉錨具，或者通過(guò)超張拉來(lái)補(bǔ)償損失，但超張拉容易引起斷絲，尤其當(dāng)預(yù)應(yīng)力鋼絞線根數(shù)較多相互纏繞時(shí)，因此采用超張拉當(dāng)持謹(jǐn)慎態(tài)度［13-14］.孔道摩阻損失和錨圈口摩阻損失占總損失的30%左右，直束預(yù)應(yīng)力筋的計(jì)算亦不應(yīng)當(dāng)忽略摩阻損失.彈性壓縮引起的損失所占比例最小，僅為總損失的1% ～3%.試驗(yàn)中，4#和6#不超張拉，4′#和6′#按1.05 P(P=3124.8 kN)超張拉，從損失數(shù)據(jù)來(lái)看，超張拉與不超張拉僅在鋼筋松弛損失這一項(xiàng)有較為規(guī)律的差異，超張拉的損失量略大.將4束預(yù)應(yīng)力鋼筋按控制張拉力扣除損失終值算，得到最終剩余有效預(yù)應(yīng)力分別為:4#，1052.13 MPa;6#，1020.27 MPa;4′#，1 063.38 MPa;6′#，1 087.20 MPa.超張拉的鋼束有效應(yīng)力比不超張拉大22 ～44 MPa.

表4 各項(xiàng)預(yù)應(yīng)力損失匯總1)Table 4 Collection of prestress losses

2.7 短束預(yù)應(yīng)力筋的伸長(zhǎng)量控制

表5 中給出了伸長(zhǎng)量測(cè)試的數(shù)據(jù)，可以看出，以0.2P 作為初始張拉力得出的伸長(zhǎng)量誤差普遍較0.1 P小，多數(shù)研究表明0.1 P 的荷載下并不能完全消除非彈性變形［15］.因此建議施工中采用0.2 P 作為初始張拉力.

鋼絞線在波紋管內(nèi)相互纏繞，導(dǎo)致個(gè)別根鋼絞線受力不均，產(chǎn)生附加伸長(zhǎng)量，在鋼絞線數(shù)量較多時(shí)，這種現(xiàn)象更為明顯，這種附加伸長(zhǎng)量帶有一定的偶然性，而索塔上這類(lèi)直向短束預(yù)應(yīng)力對(duì)于誤差十分敏感，從而使伸長(zhǎng)量誤差變化也具有一定的隨機(jī)性，但總體而言，可以滿(mǎn)足規(guī)范規(guī)定的誤差±6%以?xún)?nèi)，個(gè)別鋼束誤差在6% ～9%，亦可作為合理誤差考慮.建議此類(lèi)預(yù)應(yīng)力張拉仍采用“應(yīng)力控制為主，伸長(zhǎng)量控制為輔”的方針.

表5 伸長(zhǎng)量測(cè)試數(shù)據(jù)Table 5 Data of elongation test

另外，在試驗(yàn)之初張拉4#和5#預(yù)應(yīng)力時(shí)，雖然壓力傳感器顯示達(dá)到控制張拉力，但其伸長(zhǎng)量與理論相差60%以上，經(jīng)排查原因，發(fā)現(xiàn)主要是因?yàn)樵诎惭b工作錨夾片時(shí)，未將夾片楔緊，并且?jiàn)A片含有雜質(zhì)，各墊板之間亦未清理雜質(zhì)，使得消除墊板之間以及限位板與工作錨之間的非彈性變形需要較大的力，這種非彈性變形伴隨著整個(gè)張拉階段，0.1 P 或0.2 P 并不能消除;而且這亦會(huì)引起預(yù)應(yīng)力筋較大的回縮量.這種相對(duì)粗糙的施工工藝對(duì)于長(zhǎng)束預(yù)應(yīng)力鋼筋并無(wú)太大影響，但短束預(yù)應(yīng)力筋的理論伸長(zhǎng)量本身很小(試驗(yàn)中為43.77 mm)，對(duì)施工誤差更加敏感.所以，若要在短束預(yù)應(yīng)力施工中應(yīng)用“伸長(zhǎng)量控制”，必須做好錨墊板安放、鋼絞線及夾片清理等工作，確保預(yù)應(yīng)力張拉的工作質(zhì)量.

3 結(jié)論

(1)通過(guò)索塔錨固區(qū)足尺模型試驗(yàn)測(cè)試直向短束預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)應(yīng)力損失，結(jié)果表明:在引起預(yù)應(yīng)力損失的各項(xiàng)因素中，錨固回縮所占的比例較大，占總損失的50%左右，這是單向短束預(yù)應(yīng)力損失的一個(gè)主要特點(diǎn)，可以考慮采用減少錨固回縮損失的二次張拉錨具，亦可采用超張拉進(jìn)行補(bǔ)償，但超張拉容易引起斷絲，如無(wú)特殊原因不建議采用.

(2)試驗(yàn)得到的孔道摩阻占總損失的12%左右，并不是大多數(shù)文獻(xiàn)所提到的直向預(yù)應(yīng)力的孔道摩阻可以忽略，實(shí)測(cè)孔道摩阻影響系數(shù)k =0.005 9，大于規(guī)范規(guī)定值k =0.001 5. 錨圈口摩阻損失是另一項(xiàng)不可忽略的損失，大約占總損失的20%左右.

(3)彈性壓縮引起的損失所占比例最小，僅為總損失的1% ～3%，因此在安排張拉次序時(shí)，可以忽略對(duì)此項(xiàng)損失的影響，根據(jù)施工便利合理安排.

(4)在短束預(yù)應(yīng)力的施工中，“伸長(zhǎng)量控制”是可行的，建議采用0.2 P 作為初始張拉力，但其控制誤差可以放寬至±9%，且必須做好錨墊板精確安放、鋼絞線及夾片清理等工作，確保預(yù)應(yīng)力張拉的工作質(zhì)量，否則“伸長(zhǎng)量控制”失效.

［1］葉華文，李翠娟.獨(dú)斜塔斜拉橋預(yù)應(yīng)力索塔錨固區(qū)模型試驗(yàn)研究［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，49(1):52-58.Ye Hua-wen，Li Cui-juan. Full-scale model test of prestressed cable-pylon anchorage for single-oblique-pylon cable-stayed bridges ［J］. Journal of Southwest Jiaotong University，2014，49(1):52-58.

［2］曾永平，陳克堅(jiān)，袁明，等. 斜拉橋索塔低回縮環(huán)向預(yù)應(yīng)力錨固結(jié)構(gòu)研究［J］. 橋梁建設(shè)，2012，42(5):21-25.Zeng Yong-ping，Chen Ke-jian，Yuan Ming，et al.Study of low retractiong ring prestressed anchorage structure in pylon of cable-stayed bridge ［J］. Bridge Construction，2012，42(5):21-25.

［3］熊守富.天津南倉(cāng)斜拉橋索塔錨固區(qū)U 形環(huán)向預(yù)應(yīng)力施工控制研究［J］.橋梁建設(shè)，2011，22(2):71-75.Xiong Shou-fu.Research of construction control of u-shap loop prestressing in anchorage zone in pylon of nancang cable-stayed bridge in tianjin ［J］. Bridge Construction，2011，22(2):71-75.

［4］黃偉新.錨夾具回收量對(duì)短索鋼絞線伸長(zhǎng)量值的影響［J］.交通科技與經(jīng)濟(jì)，2006，37(5):25-26.Huang Wei-xin.The anchor holder yield influenced by elongation indicators of lanyard steel strand［J］.Technlolgy＆ Economy in Areas of Communications，2006，37(5):25-26.

［5］劉燦.橫向預(yù)應(yīng)力混凝土梁的抗剪性能及預(yù)應(yīng)力損失研究［D］. 廣州:華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，2010.

［6］黃豪，唐小兵，張開(kāi)銀，等. 豎向預(yù)應(yīng)力作用效果的數(shù)值模擬與預(yù)應(yīng)力損失的試驗(yàn)研究［J］.武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào):交通科學(xué)與工程版，2007，31(5):922-924.Huang Hao，Tang Xiao-bing，Zhang Kai-yin，et al.Numerical simulation on vertical prestressed effect and experimental studies on presstressed loss［J］.Journal of Wuhan University of Technology:Transportation Science ＆ Engineering，2007，31(5):922-924.

［7］Shao X，Pan R，Zhao H，et al.Prestress loss of a new vertical prestressing anchorage system on concrete box-girder webs［J］. Journal of Bridge Engineering，2013，19(2):210-219.

［8］張陽(yáng)，邵旭東，李斌.二次張拉鋼絞線箱梁腹板豎向預(yù)應(yīng)力損失研究［J］.湖南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2012，39(6):13-18.Zhang Yang，Shao Xu-dong，Li Bin. Study of the vertical prestress loss in box girder webs with twice-tension strand［J］.Journal of Hunan University:Natural Science，2012，39(6):13-18.

［9］施穎，唐蒼松，宣紀(jì)明，等. 混凝土箱梁腹板豎向預(yù)應(yīng)力分析［J］.橋梁建設(shè)，2006，47(1):8-11.Shi Ying，Tang Cang-song，Xuan Ji-ming，et al.Analysis of vertical prestress applied to webs of concrete box girder［J］.Bridge Construction，2006，47(1):8-11.

［10］李準(zhǔn)華，劉釗.大跨度預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋預(yù)應(yīng)力損失及敏感性分析［J］.世界橋梁，2009，33(1):36-39.Li Zhun-hua，Liu Zhao.Analysis of prestressing loss and sensitivity of long span prestressed concrete beam bridge［J］.World Bridges，2009，33(1):36-39.

［11］JTG D62—2004，公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.

［12］JTG/T F50—2011，公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范［S］.

［13］Shao X，Pan R，Zhao H，et al.Closure to“prestress loss of a new vertical prestressing anchorage system on concrete box-girder webs”by Xudong Shao，Rensheng Pan，Hua Zhao，and Zixuan Shao［J］.Journal of Bridge Engineering，2014:7014012.

［14］Martí-Vargas J，Navarro-Gregori J. Discussion of“prestress loss of a new vertical prestressing anchorage system on concrete box-girder webs”by Xudong Shao，Rensheng Pan，Hua Zhao，and Zixuan Shao［J］.Journal of Bridge Engineering，2014:7014011.

［15］胡益良，王步高，王衛(wèi)鋒. 斜拉橋錨固段環(huán)向預(yù)應(yīng)力鋼絞線伸長(zhǎng)量誤差分析［J］.科學(xué)技術(shù)與工程，2012，20(5):1199-1202.Hu Yi-liang，Wang Bu-gao，Wang Wei-feng.Error analysis of elongation on the annular prestressing steel strands of anchorage zone of the cable-stayed bridges［J］. Science Technology and Engineering，2012，20(5):1199-1202.