郭文龍 單成林 梁鵬

(1.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064；2.山西省交通科技研發(fā)有限公司 橋梁工程防災(zāi)減災(zāi)山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山西 太原 030032；3.華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640)

錨下張拉力作為體外預(yù)應(yīng)力橋梁施工中最重要的參數(shù)之一，對(duì)于保障橋梁安全和耐久具有重要的意義[1- 2]?！豆窐蚝┕ぜ夹g(shù)規(guī)范》中規(guī)定：同一斷面中的預(yù)應(yīng)力束其有效預(yù)應(yīng)力的不均勻度應(yīng)不超過(guò)±2%[3]，《公路工程質(zhì)量檢驗(yàn)評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)》中要求檢查鋼束中每根或每束鋼絞線的張拉應(yīng)力值[4]，但對(duì)于如何隨機(jī)抽檢施工過(guò)程中已錨固鋼絞線的張拉力及其不均勻度，并未給出明確方法。對(duì)于體外預(yù)應(yīng)力鋼束拉力的檢測(cè)，目前主要參考斜拉索索力檢測(cè)的動(dòng)測(cè)頻率法[5]，但由于體外預(yù)應(yīng)力鋼絞線一般索長(zhǎng)較短，頻率法對(duì)這種短索結(jié)構(gòu)測(cè)試誤差較大。文獻(xiàn)[6]、文獻(xiàn)[7]分別介紹了磁通量技術(shù)和聲發(fā)射技術(shù)，但由于受到試驗(yàn)環(huán)境條件的限制，測(cè)試精度離大規(guī)模推廣應(yīng)用還有一段距離。文獻(xiàn)[8]中提出了鋼束橫張?jiān)隽糠?，該技術(shù)是專利產(chǎn)品，目前商業(yè)化推廣應(yīng)用不多。文獻(xiàn)[9- 10]將反張法應(yīng)用在體內(nèi)預(yù)應(yīng)力鋼絞線錨下張拉力檢測(cè)中，介紹了一些定性的經(jīng)驗(yàn)和規(guī)律，但對(duì)于反張過(guò)程中錨具內(nèi)外側(cè)鋼絞線的應(yīng)變重分布問(wèn)題，以及測(cè)試誤差的定量分析等問(wèn)題并未作過(guò)多討論。文獻(xiàn)[11- 13]通過(guò)反張法測(cè)試了鋼絞線夾片與錨具的咬合力，并給出了簡(jiǎn)易估算公式，但該方法對(duì)于任意規(guī)格錨固系統(tǒng)的普適性還有待進(jìn)一步積累試驗(yàn)數(shù)據(jù)?？傊?，雖然目前體外預(yù)應(yīng)力鋼絞線錨下張拉力的檢測(cè)有一些相關(guān)的測(cè)試方法，但具體檢測(cè)機(jī)理和測(cè)試結(jié)果的定量判定準(zhǔn)則，及其嚴(yán)謹(jǐn)性仍有待進(jìn)一步驗(yàn)證。

文中從力學(xué)平衡和變形協(xié)調(diào)條件出發(fā)，從理論上推導(dǎo)了反張法測(cè)試體外束錨下張拉力的力學(xué)原理和誤差影響因素，并對(duì)其適用條件和最大理論測(cè)試誤差進(jìn)行了深入分析。最后，結(jié)合施工現(xiàn)場(chǎng)中最常用施工機(jī)具和設(shè)備，提出了一種非常實(shí)用的測(cè)試方法和系統(tǒng)組成，并結(jié)合室內(nèi)靜載錨固試驗(yàn)機(jī)對(duì)測(cè)試方法進(jìn)行了詳細(xì)驗(yàn)證。試驗(yàn)結(jié)果表明，本文中提出的測(cè)試分析原理和實(shí)用檢測(cè)技術(shù)穩(wěn)定性好，測(cè)試誤差能夠滿足工程精度的要求。

1 測(cè)試原理及適用條件

1.1 測(cè)試分析原理

鋼絞線與混凝土結(jié)構(gòu)的作用原理在教科書和有關(guān)文獻(xiàn)[14- 19]中已經(jīng)有詳細(xì)介紹，但由于反張法中千斤頂?shù)膹埨Πw外預(yù)應(yīng)力鋼絞線的錨下張拉力和錐形錨具與夾片的反向摩擦力，而錐形錨具與夾片的反向摩擦力目前還沒(méi)有可靠的計(jì)算方法。為了便于分析，根據(jù)文獻(xiàn)[20- 22]的有關(guān)基本概念，假定L內(nèi)為錨固點(diǎn)之間體外預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉變形后的長(zhǎng)度，L0內(nèi)為與L內(nèi)長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的鋼絞線的無(wú)應(yīng)力長(zhǎng)度，ΔL內(nèi)=L內(nèi)-L0內(nèi)，F(xiàn)內(nèi)為錨固點(diǎn)之間鋼絞線的錨下張拉力，ε內(nèi)為與F內(nèi)對(duì)應(yīng)的錨固點(diǎn)之間鋼絞線的平均應(yīng)變；L外為夾片即將拉脫臨界狀態(tài)時(shí)近端永久錨具外側(cè)與千斤頂夾持點(diǎn)之間鋼絞線張拉變形后的長(zhǎng)度，L0外為與L外長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的鋼絞線的無(wú)應(yīng)力長(zhǎng)度(即近端錨具外側(cè)鋼絞線張拉前，千斤頂夾持點(diǎn)到永久錨具外側(cè)之間的距離，也可以稱為千斤頂張拉時(shí)的有效工作長(zhǎng)度)，ΔL外=L外-L0外，F(xiàn)外臨界為夾片即將拉脫前臨界狀態(tài)時(shí)千斤頂?shù)膹埨χ?，ε外臨界為與F外臨界對(duì)應(yīng)的永久錨具外側(cè)與千斤頂夾持點(diǎn)之間鋼絞線張拉變形后的平均應(yīng)變；Fμ為錨具與夾片的反向摩擦力，F(xiàn)滑移穩(wěn)定為夾片與錨具拔脫后鋼絞線應(yīng)變重分布達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)刻千斤頂?shù)膹埨χ担呕品€(wěn)定為與F滑移穩(wěn)定對(duì)應(yīng)的錨具內(nèi)外側(cè)鋼絞線發(fā)生應(yīng)變重分布后的平均應(yīng)變，K為體外束錨下張拉力最大理論測(cè)試誤差，As為鋼絞線的面積，Es為鋼絞線的彈性模量。如圖1所示。

根據(jù)力學(xué)平衡和變形協(xié)調(diào)條件，由圖1可知。

圖1 夾片即將拉脫臨界狀態(tài)時(shí)鋼絞線受力示意圖

1)當(dāng)夾片與錨具之間即將拉脫前臨界狀態(tài)時(shí)

當(dāng)夾片與錨具即將拉脫前臨界狀態(tài)時(shí)，二者之間并未發(fā)生滑移，錨具內(nèi)外側(cè)鋼絞線之間存在較大的應(yīng)變差值，且二者應(yīng)變相互獨(dú)立，未發(fā)生應(yīng)變重分布現(xiàn)象，根據(jù)文獻(xiàn)[20- 22]的有關(guān)定義可得，

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

F外臨界=F內(nèi)+Fμ

(6)

F內(nèi)=F外臨界-Fμ

(7)

2)當(dāng)夾片與錨具之間拉脫后鋼絞線應(yīng)變重分布達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)

由無(wú)應(yīng)力狀態(tài)法可知，線彈性狀態(tài)下千斤頂夾持點(diǎn)與遠(yuǎn)端錨具之間鋼絞線的無(wú)應(yīng)力長(zhǎng)度在整個(gè)受力過(guò)程中是不變的，即L0=L0內(nèi)+L0外；但是夾片與錨具拉脫后千斤頂夾持點(diǎn)與遠(yuǎn)端永久錨具之間距離(即鋼絞線受力后的長(zhǎng)度L滑移穩(wěn)定)與近端錨具內(nèi)外側(cè)鋼絞線的應(yīng)變能重分布過(guò)程，以及千斤頂進(jìn)油速率和行程變化密切相關(guān)。由于千斤頂進(jìn)油速率涉及到機(jī)械控制和現(xiàn)場(chǎng)操作的復(fù)雜性，還無(wú)法簡(jiǎn)單地按經(jīng)典的力學(xué)平衡或應(yīng)變能守恒原理來(lái)求解精確的“鋼絞線受力變形后的長(zhǎng)度L滑移穩(wěn)定”。根據(jù)文獻(xiàn)[9]和文獻(xiàn)[11]的試驗(yàn)結(jié)論，以及作者多次試驗(yàn)結(jié)果(詳見(jiàn)圖4、圖7、圖10)發(fā)現(xiàn)：在夾片與錨具拉脫臨界狀態(tài)前后，千斤頂與永久錨具間的位移突變幅度一般都在毫米量級(jí)，這對(duì)于被測(cè)體外束長(zhǎng)度一般為米級(jí)(預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁的跨徑一般大于10 m)的鋼絞線來(lái)說(shuō)，夾片拉脫前后L滑移穩(wěn)定的突變?cè)隽坑绊憳O小。

為了便于得出能夠指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)的定量規(guī)律，本次分析時(shí)忽略?shī)A片拉脫前后千斤頂夾持點(diǎn)與遠(yuǎn)端永久錨具之間距離突變影響的次要矛盾，假定當(dāng)夾片與近端錨具之間拉脫后鋼絞線應(yīng)變重分布達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，千斤頂夾持點(diǎn)與遠(yuǎn)端錨具之間鋼絞線變形后的總長(zhǎng)度與臨界狀態(tài)時(shí)相等，即L滑移穩(wěn)定≈L內(nèi)+L外(本文中第4.1節(jié)將對(duì)L滑移穩(wěn)定取值的合理性展開(kāi)進(jìn)一步深入討論)。由于夾片拉脫前后千斤頂夾持點(diǎn)與遠(yuǎn)端永久錨具之間鋼絞線的無(wú)應(yīng)力長(zhǎng)度是不變的，即L0=L0內(nèi)+L0外，所以，ΔL滑移穩(wěn)定=L滑移穩(wěn)定-L0。根據(jù)線彈性狀態(tài)的疊加原理[21- 22]，夾片與錨具拉脫后鋼絞線應(yīng)變重分布穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)的平均應(yīng)變?yōu)?/p>

(8)

將式(2)、(3)代入式(8)得：

(9)

F滑移穩(wěn)定=ε滑移穩(wěn)定EsAs

(10)

由于反張時(shí)錨具與夾片的反向摩擦力缺乏有效的計(jì)算方法，還無(wú)法直接按式(7)得出鋼絞線的錨下張拉力。因此，須對(duì)夾片與錨具的反向摩擦力Fμ占錨具與夾片滑移穩(wěn)定時(shí)刻的千斤頂張拉力F滑移穩(wěn)定的比例開(kāi)展深入討論。

1.2 反張法測(cè)試體外束張拉力的適用條件

由于夾片是通過(guò)千斤頂反拉鋼絞線時(shí)，隨著鋼絞線從錐形錨具內(nèi)拔出的，所以?shī)A片與錨具的最小摩擦力為0 kN，最大摩擦力不超過(guò)鋼絞線的極限拉力Fμmax=σmaxAs=1 860As。鑒于不同橋梁的設(shè)計(jì)參數(shù)、材料，以及不同廠家千斤頂?shù)囊?guī)格均不完全相同，為了安全起見(jiàn)，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，取常規(guī)橋梁設(shè)計(jì)中鋼絞線張拉控制應(yīng)力σk=1 395MPa損失20%左右作為體外束錨下實(shí)際應(yīng)力，即F內(nèi)=0.8σkAs=1 116As，由式(1)和式(4)可知，當(dāng)Es=1.95×105MPa時(shí)，L0內(nèi)=0.994L內(nèi)，所以：

①當(dāng)夾片與錐形錨具之間拉脫后鋼絞線應(yīng)變重分布達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，且?jiàn)A片與錨具反向摩擦力最小為0時(shí)，F(xiàn)μ=0，F(xiàn)外臨界=F內(nèi)。此時(shí)，在夾片與錨具拔脫臨界狀態(tài)前后，永久錨具內(nèi)外側(cè)鋼絞線應(yīng)變相等，不存在應(yīng)變重分布效應(yīng)，即：F內(nèi)=F外臨界=F滑移穩(wěn)定，所以，結(jié)合式(7)可得：

F內(nèi)≤F滑移穩(wěn)定

(11)

②當(dāng)夾片與錐形錨具之間拉脫后鋼絞線應(yīng)變重分布達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，且?jiàn)A片與錨具摩擦力最大時(shí)，將Fμmax=1 860As、F內(nèi)=1 116As和L0內(nèi)=0.994L內(nèi)代入式(9)可得：

(12)

因此，當(dāng)夾片與錐形錨具之間拉脫后鋼絞線應(yīng)變重分布達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，千斤頂拉力與錨下張拉力的最大理論誤差K為

(13)

由①、②可見(jiàn)，雖然體外預(yù)應(yīng)力鋼束的錨下張拉力F內(nèi)無(wú)法直接按式(7)求得，但結(jié)合式(13)可知，當(dāng)夾片與錐形錨具之間拉脫后鋼絞線應(yīng)變重分布達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)刻，

F滑移穩(wěn)定≤(1+K)F內(nèi)

(14)

由式(11)和式(14)可知，當(dāng)夾片與錨具反向摩擦力最小時(shí)，F(xiàn)內(nèi)≤F滑移穩(wěn)定；當(dāng)夾片與錨具反向摩擦力最大時(shí)，F(xiàn)滑移穩(wěn)定≤(1+K)F內(nèi)。表明雖然F滑移穩(wěn)定的精確值還缺少可靠的計(jì)算方法，但是該參數(shù)在夾片與錨具摩擦力最不利條件下的上下極限值與體外束的錨下張拉力F內(nèi)之間存在密切的關(guān)系。因此，可根據(jù)高等數(shù)學(xué)中極限存在的夾逼準(zhǔn)則[23]的概念，建立起F滑移穩(wěn)定與F內(nèi)之間的相互關(guān)系，即

F內(nèi)≤F滑移穩(wěn)定≤(1+K)F內(nèi)

(15)

由式(15)可知，F(xiàn)滑移穩(wěn)定的大小是介于F內(nèi)和(1+k)F內(nèi)之間的物理量，當(dāng)K值足夠小時(shí)，可以得出能夠滿足工程精度要求的F滑移穩(wěn)定≈F內(nèi)。同時(shí)由式(12)、(13)可知，夾片與錨具拔脫滑移穩(wěn)定時(shí)刻鋼絞線的平均應(yīng)變?chǔ)呕品€(wěn)定主要與體外束兩端錨固點(diǎn)的距離L內(nèi)，以及鋼絞線反張前千斤頂夾持點(diǎn)到永久錨具外側(cè)之間的距離(即千斤頂實(shí)際工作長(zhǎng)度)L0外有關(guān)，最大理論測(cè)試誤差K與錨固點(diǎn)距離，以及千斤頂?shù)膶?shí)際工作長(zhǎng)度L0外[18]的變化規(guī)律如圖2所示。

圖2 錨固點(diǎn)距離-最大理論測(cè)試誤差變化曲線

圖2中方法一L0外取0.2 m時(shí)，是指千斤頂外伸活塞直接頂住永久錨具外側(cè)張拉時(shí)，該方法的L0外即為千斤頂?shù)膴A持點(diǎn)到近端永久錨具外側(cè)的距離(本文中取文獻(xiàn)[24]規(guī)定的L0外=0.2 m)；圖2中方法二L0外取0.3 m時(shí)，是指本文建議的千斤頂+測(cè)力環(huán)時(shí)(由圖3可知)，此時(shí)L0外為千斤頂實(shí)際的工作長(zhǎng)度+測(cè)力環(huán)和臨時(shí)錨具的厚度(本文中取L0外≈0.2 m+0.1 m=0.3 m)；圖2中方法三L0外取0.5 m，指的是按一般圖紙?jiān)O(shè)計(jì)的鋼絞線的預(yù)留工作長(zhǎng)度0.5 m，顯然L0外方法一

同時(shí)由圖2可發(fā)現(xiàn)，方法1中錨固點(diǎn)間距大于6.51 m時(shí)，最大理論測(cè)試估算誤差K不超過(guò)5%，但該方法需要千斤頂本身的張拉力和位移具有實(shí)時(shí)采集功能；方法2中錨固點(diǎn)間距大于9.76 m時(shí)，產(chǎn)生的最大理論測(cè)試估算誤差K不超過(guò)5%；方法3中體外束錨固端距離大于16.26 m時(shí)，最大理論測(cè)試估算誤差K不超過(guò)5%，由于任何規(guī)格穿心千斤頂?shù)膶?shí)際工作長(zhǎng)度都遠(yuǎn)小于0.5 m。所以，本文中推薦的測(cè)試方法適用于任意錨固點(diǎn)間距大于16.26 m的體外預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁，基本滿足錨固點(diǎn)間距大于9.76 m的體外預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁。即

F內(nèi)≤F滑移穩(wěn)定≤1.05F內(nèi)

(16)

顯然，式(13)中的最大理論測(cè)試誤差是根據(jù)一般工程設(shè)計(jì)和施工經(jīng)驗(yàn)，按各因素均最不利條件下可能產(chǎn)生的最大誤差結(jié)果，并不代表每次測(cè)試過(guò)程中實(shí)際發(fā)生的誤差。同時(shí)也表明，采用反張法測(cè)試體外束錨下張拉力的適用條件為主梁跨徑不宜小于16.26 m，特別是體外束錨固點(diǎn)間距不應(yīng)小于9.76 m。這對(duì)于絕大部分預(yù)應(yīng)力混凝土公路橋梁均可適用。

2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證與試驗(yàn)參數(shù)

為了驗(yàn)證反張法檢測(cè)體外束錨下張拉力的測(cè)試精度，了解該方法檢測(cè)過(guò)程中夾片與錨具拔脫臨界時(shí)刻對(duì)不同參數(shù)曲線的敏感性，本文中在室內(nèi)靜載錨固試驗(yàn)機(jī)一側(cè)錨固端處，利用平時(shí)施工梁廠中最常用的設(shè)備經(jīng)過(guò)組裝，進(jìn)行了3組試驗(yàn)，具體試驗(yàn)方法和設(shè)備組成如下(詳見(jiàn)圖3所示)。

1—鋼絞線原永久性錨具；2—夾片限位器，3—待測(cè)的單根鋼絞線；4—測(cè)力環(huán)；5—與永久錨具相同規(guī)格的臨時(shí)性錨具；6—穿心千斤頂；7—位移計(jì)；8—固定位移計(jì)的磁性表座；9—橋梁動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集儀

Fig.3 Test installation diagram of the single strand tension

試驗(yàn)過(guò)程中將永久性錨具外側(cè)的鋼絞線依次穿入限位器、測(cè)力環(huán)、臨時(shí)性錨具和千斤頂，安裝并固定磁性表座和位移計(jì)，最后接入橋梁動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，開(kāi)始測(cè)試。本次試驗(yàn)主要測(cè)試永久性錨具與臨時(shí)錨具之間的相對(duì)位移變化，以及測(cè)力環(huán)的受力變化規(guī)律。試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。

表1 試驗(yàn)參數(shù)

3 試驗(yàn)結(jié)果及夾片拔脫臨界狀態(tài)分析

本次在室內(nèi)靜載錨固試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行了3組單根張拉鋼絞線的反張?jiān)囼?yàn)，數(shù)據(jù)采集頻率為200 Hz，具體試驗(yàn)結(jié)果如圖4-圖12所示。測(cè)試誤差及夾片拔出臨界狀態(tài)判定難易程度分析如表2所示。

圖4 第1組位移時(shí)程曲線

圖5 第1組張拉力時(shí)程曲線

圖6 第1組力-位移曲線

圖7 第2組位移時(shí)程曲線

圖8 第2組張拉力時(shí)程曲線

圖9 第2組力-位移曲線

圖10 第3組位移時(shí)程曲線

圖11 第3組張拉力時(shí)程曲線

圖12 第3組力-位移曲線

由以上力和位移時(shí)程曲線，以及力-位移曲線可以看出，力-位移曲線的斜率對(duì)整個(gè)測(cè)試過(guò)程中力和位移變化最為敏感，曲線突變點(diǎn)更容易判斷。

其中第1組和第3組按力-位移曲線的判斷結(jié)果與張拉力時(shí)程曲線基本一致，第2組比按張拉力時(shí)程曲線的判斷結(jié)果小0.9%，這主要是由于本次實(shí)驗(yàn)的曲線突變特征點(diǎn)采用手工點(diǎn)擊鼠標(biāo)捕捉，若采用具有自動(dòng)捕捉疑似特征點(diǎn)功能的方法，同一組實(shí)驗(yàn)結(jié)果應(yīng)該完全一致。第1組實(shí)驗(yàn)的實(shí)測(cè)張拉力為85.09 kN，比靜載錨固試驗(yàn)機(jī)張拉力少6.6%；第2組實(shí)驗(yàn)的實(shí)測(cè)張拉力為183.49 kN，比靜載錨固試驗(yàn)機(jī)張拉力大0.7%；第3組實(shí)驗(yàn)的實(shí)測(cè)張拉力為171.22 kN，比靜載錨固試驗(yàn)機(jī)張拉力大1.2%。其中第1組試驗(yàn)結(jié)果誤差較大的主要原因是由于該組實(shí)驗(yàn)的鋼絞線張拉力過(guò)小，而且室內(nèi)靜載錨固試驗(yàn)機(jī)的有效工作長(zhǎng)度只有約4 m，測(cè)試誤差稍大；第2組和第3組實(shí)驗(yàn)測(cè)試誤差均小于5%，基本滿足工程精度要求。

表2 測(cè)試誤差及夾片拔出臨界狀態(tài)判定難易程度分析

4 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

4.1 千斤頂夾持點(diǎn)與遠(yuǎn)端錨具之間鋼絞線受力后長(zhǎng)度L滑移穩(wěn)定取值的合理性分析

由式(8)、(9)可知，文中在夾片與錨具拉脫后鋼絞線應(yīng)變重分布達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，體外束鋼絞線應(yīng)變重分布計(jì)算中，鋼絞線受力變形后長(zhǎng)度采用夾片與錨具即將拉脫前臨界狀態(tài)時(shí)的值，該取值方法是否合理關(guān)系到錨下張拉力的最大理論誤差K值分析的嚴(yán)謹(jǐn)性，因此有必要進(jìn)一步展開(kāi)深入分析。

文獻(xiàn)[9]中指出：當(dāng)千斤頂帶動(dòng)鋼絞線與夾片沿軸線移動(dòng)0.5 mm時(shí)，即測(cè)出錨下有效預(yù)應(yīng)力值；文獻(xiàn)[11]中的試驗(yàn)結(jié)果顯示當(dāng)永久錨具外側(cè)鋼絞線伸長(zhǎng)超過(guò)4.5 mm時(shí)，夾片會(huì)脫離原有咬痕拉脫。從本文中試驗(yàn)結(jié)果的圖4、圖7和圖10可以看出，夾片與錨具拉脫前后臨時(shí)錨具與永久錨具間的位移突變量均為毫米量級(jí)，最大未超過(guò) 10 mm。由于千斤頂、錨具、測(cè)力環(huán)、主梁(本次試驗(yàn)為靜載錨固試驗(yàn)機(jī))等整個(gè)測(cè)試系統(tǒng)自身軸向抗壓剛度相對(duì)于被測(cè)鋼絞線來(lái)說(shuō)是極其高的，測(cè)試系統(tǒng)自身彈性變形突變的細(xì)微影響幾乎可以忽略不計(jì)，因此，可以認(rèn)為千斤頂夾持點(diǎn)與遠(yuǎn)端永久錨具之間距離(即鋼絞線受力變形后的長(zhǎng)度L滑移穩(wěn)定)的突變量值基本為毫米量級(jí)。本次室內(nèi)試驗(yàn)時(shí)，千斤頂夾持點(diǎn)到靜載錨固試驗(yàn)機(jī)遠(yuǎn)端錨具的距離約為4 m，若假定L滑移穩(wěn)定的最大突變量值為10 mm，L滑移穩(wěn)定的突變誤差不超過(guò)0.25%；如果按本文要求的永久錨具錨固點(diǎn)間距必須大于9.76 m時(shí)，夾片與錨具拉脫臨界狀態(tài)前后，L滑移穩(wěn)定值的突變不超過(guò)0.1%，基本不影響錨下張拉力的最大理論誤差K值的估算精度。因此，采用反拉法測(cè)試體外束錨下張拉力時(shí)，夾片與遠(yuǎn)端錨具在拉脫前后的距離突變量可忽略不計(jì)，即L滑移穩(wěn)定≈L內(nèi)+L外。

4.2 夾片與錨具拔脫臨界時(shí)刻不同參數(shù)曲線的敏感性分析

4.3 錨下有效張拉力大小的取值時(shí)刻分析

當(dāng)主梁原有錨具中鋼絞線與夾片拔脫后，由于近端錨具內(nèi)外側(cè)鋼絞線的應(yīng)變有較大差異，二者的應(yīng)力水平會(huì)發(fā)生重分布而達(dá)到新的平衡狀態(tài)。具體突變段曲線(詳見(jiàn)圖13兩豎向光標(biāo)之間的部分)中哪個(gè)時(shí)刻的代表值能夠反映錨下鋼絞線拉力的真實(shí)值是一個(gè)需要思考的重要問(wèn)題。

由圖1和式(15)可知，當(dāng)夾片與錨具拔脫時(shí)刻，千斤頂張拉力的最小值不會(huì)低于體外束錨下張拉力的大小。同時(shí)根據(jù)圖2可知，當(dāng)體外束錨固端距離大于一定距離后，千斤頂?shù)膹埨εc體外束錨下張拉力的最大理論誤差不超過(guò)5%。所以，采用反張法測(cè)試體外束錨下張拉力時(shí)，千斤頂?shù)膹埨χ祽?yīng)取夾片與錨具拔脫臨界時(shí)刻的下限穩(wěn)定值。

4.4 突變曲線下限附近波動(dòng)現(xiàn)象分析

由圖13中張拉力時(shí)程曲線可知，在主梁錨具與夾片拔脫臨界時(shí)刻，大部分曲線中突變曲線下限穩(wěn)定值附近會(huì)先出現(xiàn)微小波動(dòng)現(xiàn)象，然后測(cè)試結(jié)果才趨于平衡，再繼續(xù)勻速穩(wěn)定變化。造成這一波動(dòng)現(xiàn)象的主要原因是由于鋼絞線與夾片從錨具內(nèi)側(cè)拔脫時(shí)，由于錨具內(nèi)外鋼絞線的應(yīng)變相差較大而發(fā)生應(yīng)變重分布現(xiàn)象，千斤頂會(huì)產(chǎn)生一個(gè)瞬時(shí)滑移，由于慣性的影響，千斤頂?shù)膹埨臀灰埔矊⒔?jīng)歷從靜平衡—?jiǎng)悠胶狻o平衡的過(guò)渡階段，造成千斤頂?shù)牧χ岛臀灰茰y(cè)試結(jié)果在時(shí)程曲線的下限穩(wěn)定值附近出現(xiàn)短暫的波動(dòng)現(xiàn)象。所以，突變曲線段下限穩(wěn)定值應(yīng)以波動(dòng)曲線之后達(dá)到另一穩(wěn)定階段初時(shí)刻的值為準(zhǔn)。

圖13 反張張拉力突變過(guò)渡階段

5 結(jié)論

本文中根據(jù)力學(xué)平衡和變形協(xié)調(diào)條件，推導(dǎo)了反張法檢測(cè)單根鋼絞線錨下張拉力的力學(xué)機(jī)理，并對(duì)其最大理論測(cè)試誤差進(jìn)行了深入分析，指出了該方法的適應(yīng)條件。最后結(jié)合施工現(xiàn)場(chǎng)的最常用施工機(jī)具和設(shè)備，提出了一種非常實(shí)用的測(cè)試方法和系統(tǒng)組成，并在室內(nèi)靜載錨固試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行了驗(yàn)證。主要研究結(jié)果如下：

(1)本文中提出的反張法測(cè)試體外束張拉力的方法力學(xué)概念清晰，設(shè)備系統(tǒng)組成簡(jiǎn)單，試驗(yàn)規(guī)律具有可復(fù)現(xiàn)性，適用于任意錨固點(diǎn)間距大于16.26 m的體外預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁，基本滿足錨固點(diǎn)間距大于9.76 m的體外預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁。

(2)夾片與錨具拔脫臨界時(shí)刻不同參數(shù)曲線的敏感性，依次是力-位移曲線>力時(shí)程曲線>位移時(shí)程曲線，其中以力-位移曲線最為敏感，宜優(yōu)先作為判斷依據(jù)。

(3)體外束錨下有效張拉力應(yīng)取主梁原有錨具與夾片拔脫臨界時(shí)刻，突變段曲線下限穩(wěn)定時(shí)刻的測(cè)力環(huán)測(cè)試結(jié)果。