طول انتقال و تلفات پیش تنیدگی تیر جعبه بتنی پیش تنیده با رشته های مستقیم 18 میلی متری

خلاص

علیرغم مزایای بالقوه رشته‌های 18 میلی‌متری، تحقیقات محدود در مورد رفتار تیرهای با رشته‌های با قطر بزرگ‌تر مانع از کاربرد در پل‌ها می‌شود. طول انتقال و تلفات پیش تنیدگی دو شاخص مهم هستند. در این تحقیق تیر جعبه ای بتنی پیش تنیده به طول 6/32 متر با رشته های راست 18 میلی متری و رشته های هارپ 15 میلی متری تولید شد و طول انتقال و تلفات پیش تنیدگی مورد بررسی قرار گرفت. طول انتقال بر اساس معادلات موجود در کدها و تحقیقات قبلی محاسبه شد. سه نمونه تیر ساخته شد و کرنش سنج ها بر روی سطح بتن چسبانده شدند تا طول انتقال رشته های 18 میلی متری اندازه گیری شود. نشان داد که میانگین طول انتقال اندازه گیری شده 700 میلی متر بود. این مقدار کمتر از طول های انتقال پیش بینی شده توسط AASHTO LRFD 2017 و ACI 318-19 بود. در حالی که معادله میچل نزدیک ترین پیش بینی را به میانگین طول انتقال اندازه گیری شده ارائه می دهد. علاوه بر این، تلفات پیش تنیدگی در مراحل مختلف مورد ارزیابی قرار گرفت. یک تست تنش یک طرفه برای تجزیه و تحلیل اثر هارپینگ رشته بر از دست دادن نیروی کششی انجام شد. در مقایسه با تلفات اندازه گیری شده واقعی بر اساس کرنش بتن و کوتاه شدن طولی، افت پیش تنیدگی لحظه ای محاسبه شده با استفاده از معادله جایگزین AASTHO LRFD 2017 مناسب بود. تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان ناشی از انقباض، خزش و آرامش با استفاده از دو روش مختلف در AASHTO LRFD 2017 پیش بینی شد. تلفات پیش بینی شده وابسته به زمان 69.2 مگاپاسکال در 28 روز با استفاده از روش تصفیه شده 37 درصد بیشتر از تلفات اندازه گیری شده بود. 47.4 مگاپاسکال در 28 روز، نشان دهنده برآورد بیش از حد AASHTO LRFD 2017 است. انباشت مجموع تلفات در طول زمان نشان داد که تلفات پیش تنیدگی توسعه یافته در دو ماه اول اکثریت کل تلفات را در بلندمدت به خود اختصاص داده است. این تحقیق ممکن است رهنمودهایی را برای طراحی یک تیر جعبه بتنی پیش تنیده با رشته های 18 میلی متری ارائه دهد.

کلید واژه ها:

تیر جعبه بتنی پیش تنیده ; رشته های 18 میلی متری ؛ طول انتقال ؛ تلفات پیش تنیدگی

1. معرفی

در بیشتر اعضای بتنی پیش تنیده در مهندسی پل، از رشته های پیش تنیده گرید 186015 میلی متر استفاده می شود. مهندسان در تلاش بوده اند تا ظرفیت رشته های پیش تنیدگی را افزایش دهند و به نیروهای پیش تنیدگی بزرگتر کمک کنند. در سال‌های اخیر رشته‌های 18 میلی‌متری تولید و در مهندسی پل به کار رفته‌اند. در مقایسه با رشته های 15 میلی متری، نیروی شکست اسمی رشته های 18 میلی متری بیش از 35 درصد افزایش یافت. با جایگزینی رشته های با ظرفیت کمتر با رشته های با ظرفیت بالاتر، نیروی پیش تنیدگی بسیار بزرگتر می شود یا می توان تعداد رشته ها را کاهش داد و طرح رشته ها انعطاف پذیرتر می شود. با کمتر بودن رشته های پیش تنید، زمان کمتری برای قرار دادن و فشار دادن رشته ها صرف می شود. بنابراین، راندمان تولید تیرهای بتنی پیش تنیده بهبود می یابد.

اولین پل در ایالات متحده که از رشته های 18 میلی متری استفاده کرد، پل خیابان پاسیفیک بود که در I-680 در اوماها قرار داشت [ 1 ]. ما و همکاران [ 2 ] تحقیقاتی را در مورد کاربرد رشته های 18 میلی متری در تیرهای AASHTO-PCI BT انجام داد و دستورالعمل های طراحی مربوطه را ارائه کرد. در سال 2015، یک بررسی سراسری در مورد استفاده از رشته‌های 18 میلی‌متری در تیرهای پیش‌تنیده در تمام بخش‌های حمل‌ونقل ایالتی انجام شد و تنها کاربرد آن در دو پل تیرچه‌ای پیش تنیده در نبراسکا گزارش شد [3 ] . AASHTO LRFD 2017 [ 4] فقط راهنمایی برای استفاده از رشته هایی با قطر نه بیشتر از 15 میلی متر ارائه می دهد. در مورد استفاده از رشته های با قطر بزرگتر، دو نگرانی اصلی در مورد ایمنی وجود دارد. یکی اینکه در حین ساخت آسیبی نمی بیند و دیگری دوام در دراز مدت. در واقع، کاربرد رشته های 18 میلی متری در تیرهای پل بتنی پیش تنیده هنوز بسیار محدود است. جیانگ و همکاران [ 5 ] فرآیند تولید دقیق تیر جعبه ای را با استفاده از رشته های 18 میلی متری معرفی کرد. بر اساس پایش و تجزیه و تحلیل اثر هیدراتاسیون بر ایجاد تنش های کششی رشته در طول زمان، زمان گیرش مناسب پیشنهاد شد.

طول انتقال محل بخش مهمی است که در آن تنش تیرهای پیش تنیده باید برای اطمینان از ایمنی و دوام بررسی شود. همانطور که توسط راسل و همکاران نشان داده شده است. [ 6 ]، پیش‌بینی نادرست طول انتقال ممکن است منجر به تخمین ضعیف پیش تنیدگی مؤثر شود، حتی باعث ایجاد ترک و شکست پیوند در نزدیکی انتهای تیر شود. سونگ و همکاران [ 7 ] طول انتقال رشته های 18 میلی متری را اندازه گیری کرد و مقادیر اندازه گیری شده را با نتایج محاسباتی بر اساس معادلات کدهای مختلف مقایسه کرد. جین و همکاران [ 8] اثرات چندین پارامتر را بر طول انتقال رشته‌های با استحکام بالا مورد مطالعه قرار داد و طول انتقال اندازه‌گیری شده رشته‌های با استحکام بالا با طول انتقال پیش‌بینی‌شده توسط معادلات پیشنهادی قبلی مقایسه شد. دانگ و همکاران [ 9 ، 10 ، 11 ] به طور سیستماتیک تعداد زیادی از طول های انتقال را هنگام مطالعه عملکرد پیوند رشته های 18 میلی متری اندازه گیری کرد. جیانگ و همکاران [ 12 و 13 ] مطالعه‌ای را بر روی طول انتقال رشته‌های 18 میلی‌متری با آزمایش‌های بیرون‌کشی انجام دادند که در آن حالت شکست، رابطه بین لغزش رشته و نیروی بیرون‌کشی، و رابطه بین طول جاسازی و طول انتقال مورد تجزیه و تحلیل قرار گرفت.

علاوه بر این، وقتی صحبت از رفتار بلند مدت تیر پیش تنیده می شود، درک تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان که تحت تأثیر عوامل متعددی قرار می گیرند ضروری است. اگرچه تلفات پیش تنیدگی ممکن است ظرفیت نهایی تیر پیش تنیده را تضعیف نکند، اما یک برآورد نامناسب می تواند منجر به وضعیت نامطلوب سرویس تیر یا طراحی غیراقتصادی شود. جیانگ و همکاران [ 14 ] عملکرد تیرآهن نوع I AASHTO را با استفاده از رشته های 18 میلی متری، با تمرکز بر تلفات پیش تنیدگی در طول زمان مورد مطالعه قرار داد. گاربر و همکاران [ 15 ] فرآیند تخمین تلفات پیش تنیدگی را بهینه کرد و روشی را برای پیش بینی تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان پیشنهاد کرد. محبی و همکاران [ 16] تغییر شکل‌های وابسته به زمان بتن با عملکرد فوق‌العاده را از طریق آزمایش‌های مقیاس کامل مورد مطالعه قرار داد و مدلی برای تلفات پیش تنیدگی پیشنهاد کرد. آل محمدی و همکاران [ 17 ] تلفات پیش تنیدگی را در تیرهای AASHTO نوع II، III، IV و VI بررسی کرد و تلفات پیش تنیدگی اندازه گیری شده را با تلفات پیش تنیدگی پیش بینی شده مقایسه کرد. در آزمایش میدانی، روش‌های غیرمخرب دینامیکی ممکن است نامناسب باشند، زیرا فرکانس پایه یک شاخص نامشخص از تلفات پیش تنیدگی است [ 18 ]. Bonopera و Chang [ 19 ] یک روش جدید برای شناسایی نیروی پیش تنیدگی باقیمانده در پل های تیرچه ای ساده پیشنهاد کردند. باگ و همکاران [ 20 ، 21] رویکردهای درجا در رابطه با تحلیل المان محدود برای پل تیرهای پیوسته چند دهانه معرفی شد. این مطالعات تفاوت بین تلفات پیش تنید اندازه گیری شده و تلفات پیش تنید طراحی را نشان داد.

در چین، تیرهای جعبه ای به طور گسترده در پل ها استفاده می شود. با این حال، تحقیقات کافی در مورد رفتار تیرهای جعبه ای با رشته های 18 میلی متری وجود ندارد که مانع از کاربرد این رشته های با ظرفیت بزرگتر می شود. در این مقاله، طول انتقال و تلفات پیش تنیدگی تیر جعبه ای بتنی پیش تنیده با استفاده از رشته های 18 میلی متری بررسی شد. سه نمونه تیر بتنی پیش تنیده ساخته شد و طول انتقال رشته‌های 18 میلی‌متری بر اساس توزیع کرنش‌های سطح بتن در انتهای تیر اندازه‌گیری شد. طول انتقال اندازه گیری شده با مقادیر پیش بینی شده با استفاده از معادلات موجود در کدها یا تحقیقات قبلی مقایسه شد. نتایج آزمایش تجربی طول انتقال رشته های 18 میلی متری ممکن است برای طراحی بعدی استفاده شود. علاوه بر این، یک تیر جعبه بتنی پیش تنیده غول پیکر با رشته های راست 18 میلی متری و رشته های هارپ 15 میلی متری در کارخانه تولید شد. تلفات پیش تنیدگی لحظه ای ناشی از کوتاه شدن الاستیک و تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان در عرض 28 روز پس از گیرکردن رشته ها بر اساس اندازه گیری کرنش های بتن در دو مقطع معمولی تجزیه و تحلیل شد. توسعه کل تلفات پیش تنید در طول زمان نیز مطابق با AASHTO LRFD 2017 پیش بینی شد. نشان داد که پیش بینی تلفات پیش تنیدگی لحظه ای با استفاده از AASHTO LRFD 2017 مناسب بود، در حالی که تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان را به دلیل انقباض و خزش بتن بیش از حد تخمین زد. تلفات پیش تنیدگی لحظه ای ناشی از کوتاه شدن الاستیک و تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان در عرض 28 روز پس از گیرکردن رشته ها بر اساس اندازه گیری کرنش های بتن در دو مقطع معمولی تجزیه و تحلیل شد. توسعه کل تلفات پیش تنید در طول زمان نیز مطابق با AASHTO LRFD 2017 پیش بینی شد. نشان داد که پیش بینی تلفات پیش تنیدگی لحظه ای با استفاده از AASHTO LRFD 2017 مناسب بود، در حالی که تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان را به دلیل انقباض و خزش بتن بیش از حد تخمین زد. تلفات پیش تنیدگی لحظه ای ناشی از کوتاه شدن الاستیک و تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان در عرض 28 روز پس از گیرکردن رشته ها بر اساس اندازه گیری کرنش های بتن در دو مقطع معمولی تجزیه و تحلیل شد. توسعه کل تلفات پیش تنید در طول زمان نیز مطابق با AASHTO LRFD 2017 پیش بینی شد. نشان داد که پیش بینی تلفات پیش تنیدگی لحظه ای با استفاده از AASHTO LRFD 2017 مناسب بود، در حالی که تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان را به دلیل انقباض و خزش بتن بیش از حد تخمین زد.

2. جزئیات تیرهای جعبه پیش تنیده و خواص مواد

2.1. ابعاد بخش

در این پروژه آزمایشی آزمایشی بر روی یک تیر جعبه ای به طول 32.6 متر ساخته شده در یک کارخانه انجام شد. ابعاد تیر جعبه در شکل 1 و شکل 2 نشان داده شده است . در طرح اولیه، از رشته های معمولی 15 میلی متری استفاده شد که از این تعداد 225 رشته مستقیم در فلنج پایین و 56 رشته هارپ در تار وجود داشت. با این حال، این طراحی منجر به ایجاد فاصله کمی بین رشته ها می شد که برای ساخت نامطلوب بود. با محاسبات متفکرانه، طراح تمام پایه های مستقیم 15 میلی متری را با پایه های 18 میلی متری جایگزین کرد. به این ترتیب، تعداد پایه های مستقیم به 162 کاهش یافت و حداقل فاصله 57 میلی متر بود که کمی بیشتر از فاصله رشته های 50 میلی متری معمولی بود.

2.2. خواص مواد

در این پروژه از رشته های درجه 186018 میلی متر به عنوان رشته های مستقیم استفاده شد. نیروی شکست رشته ها 353 کیلو نیوتن و مدول الاستیسیته 195000 مگاپاسکال بود. از بتن درجه C50 استفاده شد که مقدار مقاومت طراحی آن 50 مگاپاسکال و مدول الاستیسیته طراحی 34500 مگاپاسکال در 28 روز بود. حداکثر اندازه ذرات سنگدانه درشت 25 میلی متر بود. نسبت آب به چسب مخلوط بتن 0.3 بود و حاوی یک مخلوط کاهنده آب با برد بالا 3.9 کیلوگرم بر متر ^مکعب بود . نمونه های 150 × 150 × 150 میلی متر مکعب برای آزمایش مقاومت فشاری بتن و نمونه های منشوری 150 × 150 × 300 میلی متر برای آزمایش مدول الاستیسیته بتن بر اساس کد [22] ریخته گری شدند . همانطور که در جدول 1 نشان داده شده استمقاومت فشاری بتن در 3 روز به 32.0 مگاپاسکال رسید که 64 درصد مقاومت طراحی 50 مگاپاسکال است. قابل توجه است که مقاومت فشاری در هفته اول به سرعت افزایش یافت و در 6 روز به 50.1 مگاپاسکال رسید که کمی بیشتر از مقاومت طراحی بتن C50 بود. مدول الاستیک بتن در 3 روز 90 درصد ارزش طراحی را به دست آورد و مدول الاستیک در 6 روز به 35700 مگاپاسکال رسید.

3. طول انتقال 18 میلی متر رشته ها

طول انتقال فاصله از انتهای تیر تا یک بخش خاص است که در آن تنش رشته‌ها به تدریج تا تنش مؤثر افزایش می‌یابد. پیش بینی دقیق طول انتقال برای طراحی استحکام در مقاطع بحرانی ضروری است. محاسبه چک تنش بتن در مقطع طول انتقال طبق AASHTO LRFD 2017 و ACI 318-19 [ 23 ] مورد نیاز است. اگرچه تعریف طول انتقال در مشخصات مختلف مشابه است، اما اختلافات خاصی در معادلات محاسبه برای این پارامتر وجود دارد.

3.1. معادلات موجود طول انتقال

در AASHTO LRFD 2017، مقدار طول انتقال ساده شده تا متناسب با قطر رشته باشد و معادله

Lتی=60دب

(1)

جایی که:

دب= قطر رشته (mm).

در ACI 318-19، طول انتقال به صورت خطی به قطر رشته و تنش مؤثر وابسته است و معادله

Lتی=fببینید20.7دب

(2)

جایی که:

fببینید= تنش موثر در پیش تنیدگی رشته ها پس از تلفات (MPa).

در CEB-FIP 2010 [ 24 ]، عوامل بیشتری در معادله زیر در نظر گرفته شده است.

Lتی=αپ1αپ2αپ3لbpσپیfbpd

(3)

جایی که:

σپی= تنش رشته های پیش تنیدگی پس از گیرش (MPa)؛
لbp= طول پایه لنگر (میلی متر)؛
fbpd= استحکام باند طراحی (MPa)؛
αپ1= 1.0 برای انتشار تدریجی و 1.25 برای انتشار ناگهانی.
αپ2= 0.5 برای بررسی تنش عرضی ناشی از انتقال پیش تنیدگی در ناحیه لنگر.
αپ3= 0.5 برای رشته ها.

در واقع معادلات داده شده در کدها بر اساس میزان تحقیق در مورد طول انتقال است. در جدول 2 ، شش معادله دیگر فهرست شده است که نشان می دهد طول انتقال عمدتاً تحت تأثیر چندین عامل غالب است، از جمله قطر رشته ها، تنش رشته های پیش تنیده و مقاومت بتن. خاطرنشان می شود که این معادلات از تحلیل نظری و آزمایش تجربی رشته های معمولی با قطرهای بزرگتر از 15 میلی متر به دست آمده است.

3.2. مقایسه طول های انتقال پیش بینی شده و اندازه گیری شده

در این پروژه طول انتقال رشته های 18 میلی متری بر روی سه نمونه تیر بتنی (TL1, TL2, TL3) به ابعاد 150×150×3000 میلی متر اندازه گیری شد. همانطور که در شکل 3 نشان داده شده است، رشته های 18 میلی متری در داخل این نمونه ها قرار گرفتند . کرنش سنج ها به سطح بتن درجه C50 در انتهای زنده این نمونه ها چسبانده شدند و توزیع آنها در شکل 4 نشان داده شده است . اولین نقطه اندازه گیری کرنش در فاصله 150 میلی متری از انتهای تیر قرار گرفت و همه نقاط اندازه گیری به طور یکنواخت در فواصل 150 میلی متری قرار گرفتند.

در آزمایش، رشته نمونه TL1 به 71 درصد از استحکام نهایی نامی کشش داده شد، در حالی که رشته‌های TL2 و TL3 تا 77 درصد استحکام نهایی نامی کشش داده شدند. هنگامی که رشته فشرده شد، نیروی پیش تنیدگی به رشته پیش تنیدگی وارد شده و به بتن منتقل می شود. کرنش های سطح بتن در انتهای تیر اندازه گیری شد. از روش هموارسازی سه نقطه ای استفاده شد که در آن کرنش متوسط با سه مقدار کرنش مجاور محاسبه شد. مکان طول انتقال با استفاده از روش 95 درصد میانگین حداکثر کرنش (AMS) تعیین شد [ 6 ]. طول انتقال را می توان با اولین نقاط تقاطع منحنی های کرنش صاف و خطوط 95٪ AMS شناسایی کرد. همانطور که در شکل 5 نشان داده شده استطول انتقال اندازه گیری شده در سه نمونه 705، 818 و 578 میلی متر بود. میانگین مقادیر اندازه گیری شده 700 میلی متر بود.

علاوه بر این، طول انتقال رشته های 18 میلی متری بر اساس معادلات موجود فهرست شده در بخش 3.1 پیش بینی شد . طول انتقال اندازه گیری شده و پیش بینی شده در شکل 6 مقایسه شد . نشان می دهد که مقادیر طول های انتقال پیش بینی شده بسیار متفاوت است. نتایج محاسبه شده با CEB-FIP 2010 و معادله ضیا کمتر از سایرین است در حالی که طول انتقال پیش بینی شده با معادله راسل بزرگترین است. به خصوص، معادله میچل نزدیکترین مقدار را به مقدار متوسط اندازه گیری شده طول انتقال برای رشته های 18 میلی متری ارائه می دهد. این نشان می دهد که معادله ای که قطر رشته، تنش پیش تنیدگی، و مقاومت فشاری بتن را محاسبه می کند، پیش بینی دقیق تری از طول انتقال را ارائه می دهد.

4. تلفات پیش تنیده

برآورد دقیق تلفات پیش تنیدگی برای طراحی تیرهای پل بتنی پیش تنیده بسیار مهم است. برآورد بیش از حد تلفات در مرحله طراحی سازه ممکن است منجر به خمیدگی بیش از حد تیر بتنی پیش تنیده شود، در حالی که دست کم گرفتن ممکن است منجر به نیروی پیش تنیدگی ناکافی و تنش کششی نامطلوب در فلنج پایین تحت شرایط سرویس شود.

4.1. از دست دادن استرس به دلیل استرند هارپینگ

تارهای چنگ در نقاط چنگ خم می شدند و در نتیجه به دلیل اصطکاک بین رشته ها و نقاط هارپینگ از دست می رفتند. به منظور ارزیابی کاهش تنش ناشی از هارپینگ رشته‌ها، آزمایش‌های تنش یک طرفه رشته‌ها بر روی بستر تنش تیر جعبه قبل از ریخته‌گری بتن انجام شد. همانطور که در شکل 7 نشان داده شده است، شش رشته مستقیم (S1 تا S6) و شش رشته هارپ (H1 تا H6) برای آزمایش انتخاب شدند و یک استوانه توخالی برای تنش روی رشته ها استفاده شد. انتهای کنار سیلندر به عنوان انتهای زنده در نظر گرفته می شود در حالی که انتهای دیگر با استفاده از چاک بن بست است. لودسل ها در دو انتها نصب شدند تا نیروی تنش را ثبت کنند.

فرآیند تنش رشته در هشت مرحله انجام شد. رشته های مستقیم به 68 درصد از استحکام نهایی اسمی کشش داده شدند، در حالی که رشته های هارپ تا 61 درصد کشش داشتند. همانطور که در شکل 8 نشان داده شده است ، نیروی کششی بن بست به صورت خطی با نیروی کششی در انتهای زنده افزایش یافته است. نیروهای کششی انتهای زنده رشته های راست و هارپ به ترتیب 2% و 7% بزرگتر از نیروهای کششی بن بست مربوطه بود. متفاوت از آزمایش با استفاده از فناوری تنش یک طرفه، تنش دو رشته ای در طول تولید تیر جعبه بتنی پیش تنیده انجام شد. بنابراین، از دست دادن تنش کششی می تواند به نصف کاهش یابد، که 3.5٪ از نیروی کششی در انتهای زنده بود.

اثر اصطکاک در نقاط هارپینگ در شکل 9 نشان داده شده است . بر اساس مقادیر اندازه گیری شده نیروی تنش رشته، ضریب اصطکاک μنقاط هارپینگ را می توان با استفاده از رابطه (4) محاسبه کرد. در این پروژه زاویه هارپینگ 8 درجه بود. بر این اساس، ضریب اصطکاک μرا می توان 0.251 در نظر گرفت.

μ=0.5fL-fDfL·گناهθ

(4)

جایی که:

fL= نیروی پایان زنده (kN)؛
fD= نیروی بن بست (kN)؛
θ= زاویه تار (درجه) چنگ.

4.2. تلفات قبل از استرس در مراحل مختلف

(1): از دست دادن پیش استرس به دلیل کوتاه شدن الاستیک

در AASHTO LRFD 2017 5.9.3، تلفات پیش تنیدگی در اعضای پیش تنیده به تلفات ناشی از کوتاه شدن الاستیک و تلفات وابسته به زمان تقسیم می شوند. کاهش پیش تنیدگی ناشی از کوتاه شدن الاستیک ∆fEاسرا می توان با استفاده از رابطه (5) به طور مستقیم در صورتی که مقدار fجgپبحران شناخته شده است. در این پروژه یک کرنش سنج در مرکز ثقل رشته های پیش تنیدگی (cgp) تعبیه شد و نشان داد که fجgپپس از انقباض رشته های پیش تنیدگی به 15.67 مگاپاسکال رسید. با این حال، در بیشتر موارد، fجgپبه طور کلی نیاز به تکرار دارد. برای جلوگیری از تکرار، AASHTO LRFD 2017 یک معادله جایگزین نیز ارائه می دهد: معادله (C5.9.3.2.3a-1) همانطور که در معادله (6) نشان داده شده است.

ΔfES=EپEcifcgp

(5)

ΔfES=آpsfپیمنg+همتر2آg-همترمgآgآpsمنg+همتر2آg+آgمنgEciEپ

(6)

جایی که:

f _cgp = تنش بتن در cgp (MPa).
E _p = مدول الاستیسیته رشته (MPa).
E _ci = مدول الاستیسیته بتن در فشار (MPa)؛
آps= مساحت ناخالص رشته ها (mm2 ⁾ ؛
آg= مساحت ناخالص بخش تیر (mm ² )؛
همتر= میانگین خروج از مرکز رشته ها در فاصله میانی (میلی متر)؛
fپی= تنش در رشته ها بلافاصله قبل از انتقال (MPa)؛
منg= ممان اینرسی مقطع ناخالص تیر (mm ⁴ )؛
مg= لحظه وسط دهانه به دلیل وزن خود (N·mm).

در واقع، تلفات پیش تنیدگی ناشی از کوتاه شدن الاستیک ممکن است بر اساس مقدار کوتاه شدن طولی اندازه گیری شده محاسبه شود. تلفات پیش تنیدگی ناشی از کوتاه شدن الاستیک را می توان با استفاده از رابطه (7) تخمین زد.

ΔfES=EپΔLL

(7)

جایی که:

ΔL = کوتاه شدن طولی تیر (m)؛
L = طول تیر جعبه (m).

در این پروژه، گیرش رشته در 6 روز پس از اتمام بتن ریزی انجام شد. مبدل های جابجایی در دو سر تیر جعبه قرار داده شد که نشان می دهد متوسط کوتاه شدن تیر 14 میلی متر است. با استفاده از معادلات (5)-(7)، تلفات پیش تنیدگی ناشی از کوتاه شدن الاستیک به ترتیب 85.6، 80.2 و 83.7 مگاپاسکال بود. در بین سه مقدار محاسبه شده، افت پیش تنیدگی اندازه گیری شده با کرنش سنج در cgp از وسط دهانه حداکثر بود، در حالی که مقدار بر اساس کوتاهی تیر اندازه گیری شده، میانه بود، و تفاوت بین حداکثر/حداقل و میانه در 4 بود. ٪. این امر قابلیت اطمینان تخمین افت پیش تنیدگی ناشی از کوتاه شدن الاستیک را تأیید کرد.

(2): تلفات پیش استرس وابسته به زمان

به منظور اندازه گیری تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان ناشی از انقباض و خزش بتن، از کرنش سنج های سیم ارتعاشی برای اندازه گیری کرنش بتن در مقاطع L/2 و L/4 در 28 روز پس از گیرش استفاده شد، همانطور که در شکل 10 نشان داده شده است . . سویه های ناشی از کوتاه شدن الاستیک حذف شدند. همانطور که در شکل 11 نشان داده شده است، سه کرنش سنج به طور متقارن در فلنج بالایی، دو عدد در تار و سه عدد در فلنج پایین در هر بخش تعبیه شده است. توزیع سویه ها تقریباً خطی بود. کرنش بتن در cgp را می توان بر اساس کرنش های اندازه گیری شده بتن درون یابی کرد. همانطور که در شکل 11 نشان داده شده استکرنش های بتن در cgp در مقاطع L/2 و L/4 به ترتیب 250 و 237 με بود. بنابراین، متوسط کرنش بتن در cgp را می توان 243 μ در نظر گرفت که برای محاسبه تلفات پیش تنید وابسته به زمان استفاده شد. علاوه بر این، انحنا را می توان محاسبه کرد که شیب توزیع کرنش در امتداد عمق تیر است. بر این اساس، انحناها 52.6 بود × 10-6و 51.9 × 10-6 · متر-1به ترتیب در بخش های L/2 و L/4. کرنش های اندازه گیری شده و تلفات پیش تنیدگی در جدول 3 نشان داده شده است . در طی سه روز پس از بند، تلفات پیش تنیدگی به سرعت افزایش یافت و در 28 روز به 45 درصد تلفات پیش تنید رسید. این اثر انقباض و خزش بتن را در روزهای اولیه آشکار می کند.

علاوه بر این، AASHTO LRFD 2017 5.9.3 دو رویکرد را برای پیش بینی تلفات پیش تنید وابسته به زمان ارائه می دهد: روش تقریبی و روش تصفیه شده. تخمین تقریبی افت پیش تنیدگی وابسته به زمان ΔfتیDرا می توان با استفاده از رابطه (8) محاسبه کرد. در این پروژه، میانگین رطوبت نسبی سالیانه محیط بر اساس داده های هواشناسی 76 درصد و تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان پیش بینی شده با روش تقریبی 9/85 مگاپاسکال بود.

ΔfTD=(10آpsfپیآg+83)γساعتγخیابان+Δfآر

(8)

جایی که:

γساعت= ضریب تصحیح رطوبت نسبی.
γخیابان= ضریب اصلاح برای مقاومت مشخص شده بتن در زمان انتقال پیش تنیدگی به عضو بتنی.
∆fآر= ضرر ناشی از آرامش در اینجا 16.5 مگاپاسکال است.

همانطور که در مورد روش تصفیه شده در AASHTO LRFD 2017 5.9.3.4، اثرات انقباض، خزش، و آرامش بر تلفات پیش تنیدگی به ترتیب پیش بینی شده است. تلفات پیش تنید وابسته به زمان مجموع این سه تلفات است که در رابطه (9) نشان داده شده است.

ΔfTD=ΔfSR+ΔfCR+Δfآر

(9)

جایی که:

∆fSR= کاهش پیش تنیدگی به دلیل جمع شدگی بتن (MPa)؛
∆fCR= افت پیش تنیدگی در اثر خزش بتن (MPa).

تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان با روش تصفیه شده بیش از یک سال پس از گیرش پیش‌بینی شد. تلفات پیش تنیدگی پیش‌بینی‌شده 69.2 مگاپاسکال در 28 روز، 87.8 مگاپاسکال در 56 روز و 112.8 مگاپاسکال در 364 روز بود. در مقایسه با تلفات پیش تنیدگی اندازه گیری شده 47.4 مگاپاسکال در 28 روز، مقادیر پیش بینی شده مربوطه با استفاده از روش تصفیه شده 37 درصد بزرگتر بود. علاوه بر این، تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان ناشی از خزش و انقباض با روش تقریبی پیش‌بینی شد و مقدار 9/85 مگاپاسکال بود. این مقدار نزدیک به تلفات 87.8 مگاپاسکال در 56 روز بود و 76 درصد از تلفات 112.8 مگاپاسکال در 364 روز پیش بینی شده با روش تصفیه شده بود.

(3): مجموع تلفات پیش تنیدگی

مجموع تلفات پیش تنیدگی شامل تلفات لحظه ای پیش تنیدگی ناشی از کوتاه شدن الاستیک و تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان به دلیل انقباض، خزش و شل شدن رشته می شود. همانطور که در شکل 12 نشان داده شده استتوسعه تلفات پیش تنیدگی اندازه گیری شده و تلفات پیش تنیدگی پیش بینی شده در طول زمان مقایسه شد. در 28 روز پس از گیر کردن، کل تلفات پیش تنید اندازه گیری شده 133.0 مگاپاسکال بود در حالی که کل تلفات پیش بینی شده با استفاده از روش تصفیه شده 149.4 مگاپاسکال بود، که نشان می دهد پیش بینی تلفات پیش تنیدگی را تا 12 درصد بیش از حد برآورد کرده است. تلفات پیش‌تنیدگی پیش‌بینی‌شده با استفاده از روش تقریبی نزدیک به مقدار 56 روز با استفاده از روش تصفیه شده بود و مجموع تلفات در 56 روز 168.0 مگاپاسکال بود. اثر انقباض و خزش بتن به طور کلی در روزهای اولیه قابل توجه تر بود. بنابراین، نرخ فزاینده تلفات پیش تنیدگی در طول زمان کاهش می‌یابد. این روند با منحنی زیان های انباشته پیش بینی شده با روش تصفیه شده در شکل 12 آشکار می شود.. با روش تصفیه شده، مجموع تلفات پیش تنیدگی در 28 روز و در 56 روز به ترتیب به 77 درصد و 87 درصد از تلفات پیش تنیدگی 193.0 مگاپاسکال در 364 روز رسید. این نشان داد که تلفات پیش تنیدگی تیر جعبه به سرعت در دو ماه اول توسعه یافته است، که اکثریت را تشکیل می دهد.

5. نتیجه گیری و بحث

طول انتقال و تلفات پیش تنیدگی یک تیر جعبه بتنی پیش تنیده به طول 32.6 متر با رشته های مستقیم 18 میلی متر در این تحقیق مورد بررسی قرار گرفت. بر اساس آزمون های آزمایشی و محاسبات، نتایج زیر به دست آمد.

برای پیش‌بینی طول انتقال رشته‌های 18 میلی‌متری از معادلات مختلف استفاده شد و مقادیر پیش‌بینی‌شده بسیار متفاوت بود. میانگین طول انتقال اندازه‌گیری شده رشته‌های 18 میلی‌متری تقریباً 700 میلی‌متر بود که به طور قابل‌توجهی کوچک‌تر از طول انتقال پیش‌بینی‌شده توسط AASHTO LRFD 2017 و ACI 318-19 بود. در بین معادلات موجود، معادله میچل یک طول انتقال منطقی را پیشنهاد می‌کند که نزدیک‌ترین طول به مقادیر اندازه‌گیری شده بود.

افت پیش تنیدگی آنی تیر جعبه به دلیل کوتاه شدن الاستیک با معادله جایگزین AASHTO LRFD 2017 محاسبه شد. (C5.9.3.2.3a-1) نزدیک به تلفات واقعی بود که مستقیماً از کرنش بتن در مرکز ثقل رشته‌های پیش تنیدگی اندازه‌گیری شد یا بر اساس کوتاهی طولی اندازه‌گیری شده تیر آنالیز شد. از بین سه محاسبه، مقدار پیشنهاد شده توسط معادله جایگزین AASHTO LRFD 2017 معادله. (C5.9.3.2.3a-1) حداقل بود.

تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان با کرنش سنج‌های بتن تعبیه‌شده در دو بخش در عرض 28 روز پس از گیرکردن رشته کنترل شد. مجموع تلفات پیش تنش اندازه گیری شده در 28 روز 133.0 مگاپاسکال بود، در حالی که روش تصفیه شده در AASHTO LRFD 2017 تلفات را تا 12 درصد بیش از حد برآورد کرد. علی‌رغم تفاوت‌های بین پیش‌بینی و اندازه‌گیری، پیش‌بینی‌ها با روش‌های AASHTO LRFD 2017 هنوز معنادار هستند. مجموع تلفات پیش تنیدگی در 56 روز پیش بینی شده با روش تصفیه شده 168.0 مگاپاسکال بود که 87 درصد از کل تلفات 193.0 مگاپاسکال در 364 روز بود و نزدیک به تلفات پیش بینی شده با روش تقریبی بود. این نشان می‌دهد که تلفات پیش تنیدگی انباشته شده در دو ماه اول بیشترین کل زیان را در بلندمدت تشکیل می‌دهد.

مشارکت های نویسنده

مفهوم سازی، XJ، HC، YZ، LM، JD، WZ و YL. روش، XJ و HC. نرم افزار، HC و WZ؛ بررسی، XJ و HC. منابع، XJ، HC، YZ، JD، WZ و YL. نوشتن – آماده سازی پیش نویس اصلی، XJ و HC. نوشتن – بررسی و ویرایش: XJ، HC و WZ. همه نویسندگان نسخه منتشر شده نسخه خطی را خوانده و با آن موافقت کرده اند.

منابع مالی

این تحقیق توسط بنیاد آزمایشگاه کلیدی صنعت حمل و نقل فناوری تقویت کننده تشخیص پل (دانشگاه چانگان) (300102219526) حمایت شد. وزارت علوم و فناوری استان هوبی (2022CFB256); دفتر علم و فناوری Ezhou (EZ01-005-2022025)؛ صندوق نوآوری فارغ التحصیل موسسه فناوری ووهان (CX2022181)؛ پروژه تحقیقاتی بنیاد علمی موسسه فناوری ووهان (K2021035).

بیانیه در دسترس بودن داده ها

قابل اجرا نیست.

تضاد علاقه

نویسندگان هیچ تضاد منافع را اعلام نمی کنند.

نامگذاری

آg	مساحت ناخالص بخش تیرآهن	L	طول تیر جعبه
آps	مساحت ناخالص رشته ها	L _t	طول انتقال رشته ها
سی	فاصله از سطح بتن تا نزدیکترین مرکز رشته	مg	لحظه میانی به دلیل وزن خود
دب	قطر رشته	σپی	تنش رشته های پیش تنیده پس از گیرش
همتر	میانگین خروج از مرکز رشته ها در وسط دهانه	αپ1	1.0 برای انتشار تدریجی و 1.25 برای انتشار ناگهانی
E _p	مدول الاستیسیته رشته	αپ2	0.5 برای بررسی تنش عرضی ناشی از انتقال پیش تنیدگی در ناحیه لنگر
E _ci	مدول الاستیسیته بتن در زمان کشش	αپ3	0.5 برای رشته ها
fbpd	استحکام باند طراحی	μ	ضریب اصطکاک
fci”	مقاومت فشاری بتن در هنگام گیرش	θ	زاویه هارپینگ رشته
f _cgp	تنش بتن در cgp	γساعت	ضریب تصحیح رطوبت نسبی
fD	نیروی بن بست	γخیابان	ضریب اصلاح برای مقاومت مشخص شده بتن در زمان انتقال پیش تنیدگی به عضو بتنی
fL	نیروی پایان زنده	∆fES	از دست دادن به دلیل کوتاه شدن الاستیک
fپی	استرس در رشته ها بلافاصله قبل از انتقال	ΔfTD	تلفات پیش تنیدگی وابسته به زمان
fببینید	تنش موثر در پیش تنیدگی رشته ها پس از تلفات	∆fآر	از دست دادن به دلیل آرامش
fسی	استرس موثر در رشته پیش تنیده در گیر	∆fSR	کاهش پیش تنیدگی به دلیل جمع شدگی بتن
منg	ممان اینرسی مقطع تیر ناخالص	∆fCR	کاهش پیش تنیدگی در اثر خزش بتن
لbp	طول پایه لنگر

منابع

Schualer، G. تجربه تولید کننده با بتن 10000 psi و 0.7 اینچ. رشته های قطری HPC Bridge Views ، 1 مارس 2009; شماره 54. [ Google Scholar ]
Ma، ZJ; Burdette، طول انتقال EG و محصور شدن انتهای تیرآهن تیرهای AASHTO-PCI BT با رشته های پیش تنیدگی با ظرفیت بزرگتر. گزارش فنی: RES-2010-23 ; دانشگاه تنسی ناکسویل: ناکسویل، TN، ایالات متحده آمریکا، 2011. [ Google Scholar ]
سالازار، ج. یوسفی پور، ح. کاتز، آ. ابیانه، ر. کیم، اچ. گاربر، دی. هرینیک، تی. بایراک، O. مزایای استفاده از رشته های با قطر 0.7 اینچ (18 میلی متر) در تیرهای پیش ساخته و پیش تنیده: یک بررسی پارامتریک. PCI J. 2017 ، 62 ، 59-75. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
آشتو. AASHTO LRFD Bridge Specifications , 8th ed.; انجمن آمریکایی مقامات بزرگراه و حمل و نقل ایالتی: واشنگتن، دی سی، ایالات متحده آمریکا، 2017. [ Google Scholar ]
جیانگ، ایکس. Ban، XL; ما، ال. سو، YH; کائو، کیو. ژانگ، زی؛ Guo, JC تیر جعبه بتنی پیش تنیده با رشته های با ظرفیت بالا – نظارت و تجزیه و تحلیل در طول ساخت. Buildings 2022 , 12 , 911. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
راسل، BW; Burns, NH طول انتقال رشته های 0.5 و 0.6 اینچی در بتن پیش تنیده اندازه گیری شد. PCI J. 1996 ، 49 ، 44-65. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
آهنگ، WC; Ma، ZJ; Vadivelu, J. محاسبه طول انتقال و نیروی شکاف برای تیرهای بتنی پیش تنیده با رشته های با ظرفیت بالا. J. Bridge Eng. 2014 ، 19 ، 04014026. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
جین، KK; ژوئن، من؛ Hong, JY ارزیابی تجربی طول انتقال در تیرهای بتنی پیش تنیده با استفاده از رشته های پیش تنیده 2400 مگاپاسکال. جی. ساختار. مهندس 2016 , 142 , 04020186. [ Google Scholar ]
دانگ، CN; فلوید، RW; هیل، WM; Martí-Vargas, JR طول توسعه رشته های 0.7 اینچ (17.8 میلی متر) را برای تیرهای پیش تنیده اندازه گیری کرد. ساختار ACI. J. 2016 ، 113 ، 525-535. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
دانگ، CN; هیل، WM; Martí-Vargas, JR کمی سازی عملکرد اتصال فولاد پیش تنیدگی 18 میلی متری. ساخت و ساز ساختن. ماتر 2018 ، 159 ، 451-462. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
دانگ، CN; Martí-Vargas، JR; مکانیزم هیل، WM باند رشته‌های پیش تنیدگی 18 میلی‌متری: بینش‌ها و برنامه‌های طراحی جدید. ساختار. مهندس مکانیک. 2020 ، 76 ، 67-81. [ Google Scholar ]
جیانگ، ایکس. کلم، ج. جینگ، ی. جان، ز. Burdette، EG اثر طول جاسازی بر روی پیوند 18 میلی‌متری (0.7 اینچ) رشته با آزمایش خروج. ساختار ACI. J. 2017 ، 114 ، 707-717. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
جیانگ، ایکس. گی، س. Ma، ZJ تست کشش پیش تنیده رشته با قطر 18 میلی متر (0.7 اینچ) با طول های جاسازی متفاوت. ساختار. Concr. 2019 ، 20 ، 1842-1857. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
جیانگ، ایکس. تلفات Ma، ZJ Prestress برای تیرآهن نوع I AASHTO با رشته های ظرفیت بزرگتر. در مجموعه مقالات کنوانسیون PCI و کنفرانس پل ملی، تگزاس، تگزاس، ایالات متحده آمریکا، 21 تا 24 سپتامبر 2013. [ Google Scholar ]
Garber، DB; گالاردو، جی.ام. Deschenes، دی جی; Bayrak, O. محاسبات تلفات پیش تنیدگی: دیدگاه دیگری. PCI J. 2016 ، 61 ، 68-85. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
محبی، ع. Graybeal، B. مدل تلفات پیش تنیدگی برای بتن با عملکرد فوق العاده بالا. مهندس ساختار. 2022 ، 252 ، 113645. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
آل محمدی، ع. موری، سی دی; DANG، CN; Hale، WM بررسی تلفات پیش تنیدگی اندازه گیری شده در مقایسه با تلفات پیش تنیدگی طراحی در تیرهای پل AASHTO نوع II، II، IV و VI. PCI J. 2021 ، 66 ، 32-48. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
تدی، جی. لیائو، KW; Tseng، CC; Liu، CM Bridge نظارت بر سلامت از طریق فناوری NB-IoT مبتنی بر بازسازی جابجایی. Appl. علمی 2020 ، 10 ، 8878. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
بونوپرا، م. روش جدید Chang، KC برای شناسایی نیروی پیش تنیدگی باقیمانده در پل های تیر بتنی با تکیه گاه ساده. Adv. ساختار. مهندس 2021 ، 24 ، 3238-3251. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
باگ، ن. نیلیما، ج. بلانکسوارد، تی. Elfgren, L. ابزار دقیق و آزمایش کامل یک پل بتنی پس تنیده. نورد. Concr. Res. 2014 ، 51 ، 63-83. [ Google Scholar ]
باگ، ن. نیلیما، ج. Elfgren، L. روشهای درجا برای تعیین نیروهای پیش تنیدگی باقیمانده در پلهای بتنی. مهندس ساختار. 2017 ، 135 ، 41-52. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
GB/T 50081-2002 ; استاندارد روش آزمایش خواص مکانیکی روی بتن معمولی. China Architecture Publishing & Media Co., Ltd.: پکن، چین، 2002.
کمیته مؤسسه بتن آمریکا (ACI) 318. الزامات کد ساختمان برای بتن سازه (ACI 318-19) و تفسیر . ACI: Farmington Hills, MI, USA, 2019. [ Google Scholar ]
Comité Euro-International Du Beton و Federation Internationale de la Precontrainte (CEB-FIP). کد مدل 2010 ; CEB-FIP: لوزان، سوئیس، 2010. [ Google Scholar ]
مارتین، LD; اسکات، NL توسعه رشته پیش تنیدگی در اعضای Pretensioned. ACI J. 1976 ، 73 ، 453-456. [ Google Scholar ]
ضیاء، پ. مصطفی، تی. طول توسعه رشته های پیش تنیدگی. PCI J. 1977 ، 22 ، 54-65. [ Google Scholar ]
میچل، دی. کوک، WD; خان، ع.ا. Tham, T. تأثیر بتن با مقاومت بالا بر طول انتقال و توسعه رشته پیش تنیده. PCI J. 1993 ، 38 ، 52-66. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
Deatherage, JH; Burdette، EG; جویدن، CK نیازهای توسعه طول و فاصله جانبی رشته پیش تنیدگی برای تیرهای پل بتنی پیش تنیده. PCI J. 1994 ، 39 ، 70-83. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]
اوه، BH; لیم، SN; لی، MK; Yoo, SW تجزیه و تحلیل و پیش بینی طول انتقال در اعضای بتنی پیش تنیده و پیش تنیده. ساختار ACI. J. 2012 ، 111 ، 549-559. [ Google Scholar ] [ CrossRef ]

شکل 1. ابعاد مقطع انتهای تیر (واحد: سانتی متر).

شکل 2. ابعاد بخش میانی (واحد: سانتی متر).

شکل 3. نمونه های تیر بتنی. الف ) ریخته گری بتن. ( ب ) تنش رشته.

شکل 4. توزیع کرنش سنج در انتهای تیر (واحد: میلی متر).

شکل 5. طول انتقال اندازه گیری شده از رشته های 18 میلی متر.

شکل 6. طول انتقال رشته های 18 میلی متری [ 4 ، 6 ، 23 ، 24 ، 25 ، 26 ، 27 ، 28 ، 29 ].

شکل 7. تست تنش یک طرفه (واحد: سانتی متر).

شکل 8. نیروهای کششی در انتهای زنده و بن بست. ( الف ) رشته راست. ب ) رشته هارپ.

شکل 9. کاهش نیروی کششی به دلیل اصطکاک در نقاط هارپینگ.

شکل 10. چیدمان کرنش سنج های بتن تعبیه شده در تیر جعبه.

شکل 11. اندازه گیری تلفات پیش تنیدگی بر اساس کرنش های بتن (واحد: سانتی متر).

شکل 12. تجمع کل تلفات پیش تنیدگی در طول زمان پس از گیرش.

نظرات کاربران

چنانچه دیدگاهی توهین آمیز باشد و متوجه نویسندگان و سایر کاربران باشد تایید نخواهد شد.
چنانچه دیدگاه شما جنبه ی تبلیغاتی داشته باشد تایید نخواهد شد.
چنانچه از لینک سایر وبسایت ها و یا وبسایت خود در دیدگاه استفاده کرده باشید تایید نخواهد شد.
چنانچه در دیدگاه خود از شماره تماس، ایمیل و آیدی تلگرام استفاده کرده باشید تایید نخواهد شد.
چنانچه دیدگاهی بی ارتباط با موضوع آموزش مطرح شود تایید نخواهد شد.