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(1.桂林理工大學(xué)土木與建筑工程學(xué)院， 廣西桂林541004;2.賀州學(xué)院建筑工程學(xué)院， 廣西賀州542899)

0 引言

疊合梁是建筑工程中常見(jiàn)的一種結(jié)構(gòu)形式，與現(xiàn)澆梁相比，具有施工方便、節(jié)約模板、縮短工期等優(yōu)點(diǎn)；活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete，RPC)具有高強(qiáng)度、高體積穩(wěn)定性、高耐久性等優(yōu)良性能[1]，因此對(duì)活性粉末混凝土疊合梁構(gòu)件進(jìn)行研究，具有重要的實(shí)際意義。袁海梅[2]對(duì)新型疊合梁進(jìn)行抗彎性能研究，通過(guò)與普通混凝土疊合梁比較，新型疊合梁柱節(jié)點(diǎn)整體性更好，剛度更大，梁端塑性變形能力更強(qiáng)；朱智俊[3]通過(guò)對(duì)活性粉末混凝土無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力疊合梁進(jìn)行受彎性能分析及承載力計(jì)算，研究了部分因素對(duì)疊合梁抗彎性能的影響，并建立了活性粉末混凝土疊合梁的抗彎承載力計(jì)算公式；張多新等[4]著重分析了二次受力混凝土疊合梁在受力過(guò)程中受拉鋼筋“應(yīng)力超前”、后澆混凝土“受壓應(yīng)變滯后”和截面內(nèi)力轉(zhuǎn)移等的機(jī)理；王磊等[5]對(duì)6根混凝土疊合梁進(jìn)行了試驗(yàn)研究，試驗(yàn)研究表明，疊合層強(qiáng)度高一級(jí)別的疊合構(gòu)件基本性能與整體澆筑梁相近，其裂縫條數(shù)較多、寬度較大，但并不能明顯提高鋼筋混凝土梁的屈服彎矩和極限彎矩；胡楚紅[6]對(duì)普通混凝土和RPC的組合構(gòu)件進(jìn)行彎曲受力性能試驗(yàn)研究，推導(dǎo)了組合構(gòu)件在彎矩作用下的開(kāi)裂彎矩和正截面承載力計(jì)算公式；Hanson[7]試驗(yàn)證明通過(guò)對(duì)疊合面采取適當(dāng)?shù)臉?gòu)造措施，可以保證疊合梁的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

國(guó)內(nèi)外雖然對(duì)混凝土疊合梁展開(kāi)試驗(yàn)和理論研究，但對(duì)活性粉末混凝土疊合梁研究較少，需要進(jìn)一步完善。本文對(duì)活性粉末混凝土疊合面高度不同的疊合梁進(jìn)行抗彎承載力試驗(yàn)，旨在分析研究活性粉末混凝土疊合梁的受彎性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)制作1根活性粉末混凝土整澆梁和2根活性粉末混凝土疊合梁，梁長(zhǎng)均為3 400 mm，試驗(yàn)梁的主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示，梁的截面配筋如圖1所示。

(a) L1 (b) L2 (c) L3

試件編號(hào)截面尺寸/mm2箍筋受拉鋼筋受壓鋼筋預(yù)制高度h1/mm有效高度比αhL1150×2108@2502162101100.52L2150×2108@2502162101300.62L3150×2108@2502162102101.00

注：有效高度比αh指疊合梁預(yù)制截面高度h1與總截面高度h的比值，即αh=h1/h[8]。

1.2 材料性能

參考文獻(xiàn)[9]，分別在第一次澆筑試驗(yàn)梁和第二次澆筑試驗(yàn)梁的同時(shí)各澆筑6個(gè)100 mm×100 mm×100 mm立方體試塊和3個(gè)100 mm×100 mm×300 mm棱柱體試塊，與試驗(yàn)梁在同條件下養(yǎng)護(hù)28 d，分別測(cè)得立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu、軸心抗壓強(qiáng)度f(wàn)c和劈裂抗拉強(qiáng)度f(wàn)ts。其中軸心抗拉強(qiáng)度f(wàn)t= 0.75fts[10]進(jìn)行換算，其具體數(shù)值如表2所示。

表2 活性粉末混凝土力學(xué)性測(cè)試值Tab.2 Mechanical test value of reactive powder concrete

通過(guò)鋼筋拉伸試驗(yàn)，得到如表3所示鋼筋的力學(xué)性能參數(shù)。

表3 鋼筋力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of reinforcing bars

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及分析

2.1 破壞特征

疊合梁與整澆梁的整體破壞特征基本相同，均為適筋破壞，破壞主裂縫均位于純彎段內(nèi)。試驗(yàn)梁發(fā)生破壞時(shí)，縱向鋼筋屈服，受壓區(qū)混凝土未被壓碎，原因是疊合梁中縱向受拉鋼筋“應(yīng)力超前”[11]，后澆混凝土受壓“應(yīng)變滯后”[12]，受拉鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)的荷載較整澆梁顯著提前，疊合梁的承載力降低，另一方面活性粉末混凝土抗壓強(qiáng)度達(dá)到120 MPa以上，遠(yuǎn)大于試驗(yàn)梁的極限承載力，所以在試驗(yàn)梁破壞時(shí)，受壓區(qū)混凝土沒(méi)有被壓碎。

加載初期，疊合梁跨中區(qū)段出現(xiàn)多條豎向裂縫，其寬度和長(zhǎng)度都較小，隨著荷載的增加緩慢增長(zhǎng)；繼續(xù)加載，彎曲裂縫向上延伸穿過(guò)疊合面，并隨著荷載的增大不斷向上延伸，寬度緩慢增大；當(dāng)鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，基本不再出現(xiàn)新裂縫，裂縫寬度不斷增大，其中裂縫寬度較大的發(fā)展成為主裂縫，最后試件裂縫寬度超過(guò)極限值，試件破壞。

圖2 受拉鋼筋荷載—應(yīng)變曲線Fig.2 Tensile reinforcement load-strain curve

2.2 受拉鋼筋應(yīng)力分析

將試驗(yàn)中測(cè)量的受拉鋼筋應(yīng)變繪于圖2中。

由圖2可以看出，在荷載作用下，疊合梁中的受拉鋼筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)率顯著大于整澆梁，疊合梁中受拉鋼筋的應(yīng)力主要取決于截面有效高度比。由于疊合梁存在應(yīng)力“超前現(xiàn)象”，疊合梁中的受拉鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)比整澆梁顯著提前，疊合梁中受拉鋼筋屈服后，直至極限狀態(tài)，鋼筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)很快，使試件的變形和裂縫加快增長(zhǎng)。

2.3 裂縫分析

根據(jù)在各級(jí)荷載下得到各試驗(yàn)梁最大裂縫寬度和平均裂縫間距的數(shù)據(jù)，分別繪制出如圖3和圖4所示的曲線圖。

圖3荷載—最大裂縫寬度曲線圖
Fig.3Load-maximumcrackwidthcurve

圖4荷載—平均裂縫間距曲線圖
Fig.4Load-averagecrackspacingcurve

圖3反映了各試驗(yàn)梁在荷載作用下最大裂縫寬度的發(fā)展規(guī)律，可將試驗(yàn)梁主裂縫寬度發(fā)展情況分為穩(wěn)定發(fā)展階段和急速擴(kuò)張階段：在穩(wěn)定發(fā)展階段，最大裂縫寬度隨著荷載增大呈線性增長(zhǎng)，這是因?yàn)樵诹芽p截面分布大量的鋼纖維，鋼纖維起到“橋架”的作用，承擔(dān)裂縫截面上的部分拉應(yīng)力，抑制裂縫開(kāi)展和限制裂縫的產(chǎn)生；在急速擴(kuò)展階段，裂縫處的鋼纖維被拉斷或拔出，裂縫寬度迅速增大。各試驗(yàn)梁在裂縫穩(wěn)定發(fā)展階段，受截面有效高度的影響以及存在超應(yīng)力現(xiàn)象，疊合梁最大裂縫寬度顯著大于整澆梁的裂縫寬度，并隨著荷載的增大而擴(kuò)大其差值。

從圖4可以看出，各試驗(yàn)梁的平均裂縫間距變化趨勢(shì)相似，并且隨著荷載的增大而平均裂縫間距不斷減小，最后趨于定值。在裂縫發(fā)展前期，裂縫數(shù)量少，裂縫平均間距較大；在裂縫發(fā)展階段，由于鋼纖維的阻裂作用，新裂縫發(fā)展較穩(wěn)定，平均裂縫間距變化趨緩；在接近極限荷載時(shí)，裂縫基本“出齊”，不再出現(xiàn)新的裂縫，平均裂縫間距基本趨于定值。對(duì)比疊合梁與整澆梁，梁平均裂縫間距變化特征基本一致。

2.4 跨中撓度分析與計(jì)算

圖5 荷載—撓度曲線Fig.5 Load - deflection curve

根據(jù)各級(jí)荷載下試驗(yàn)梁跨中撓度數(shù)據(jù)繪制荷載—撓度曲線如圖5所示。

從圖5看出，整澆梁與疊合梁荷載—撓度曲線趨勢(shì)基本一致，混凝土開(kāi)裂前，荷載較小，試驗(yàn)梁處于彈性受力階段，RPC可以發(fā)揮較好的抗拉作用，跨中變形很小，3根試驗(yàn)梁的荷載—撓度曲線基本重合；隨著荷載的不斷增大，試件進(jìn)入裂縫穩(wěn)定發(fā)展階段，荷載—撓度曲線仍呈直線變化，但與第一階段相比曲線斜率變小，鋼纖維的“橋架”作用[13]延緩了裂縫的開(kāi)展，使得梁的剛度并沒(méi)有明顯減小；在破壞階段,荷載—撓度曲線有明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，荷載增加很小值，撓度值卻增加很大，在L1和L2中突變愈加明顯。相較于整澆梁，疊合梁縱向受拉鋼筋應(yīng)力超前，導(dǎo)致疊合梁的撓度增大，且撓度隨著截面的有效截面高度比的增大而減小。

根據(jù)平截面假定并結(jié)合材料力學(xué)的計(jì)算方法，計(jì)算截面的平均曲率φ和平均剛度Bs，如公式(1)所示，式中RPC的壓應(yīng)變、鋼筋的拉應(yīng)變和曲率均采用平均值。

(1)

式中：rm為平均曲率半徑；

Mk為荷載效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合下的彎矩；

Bs為荷載效應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)組合下的短期截面剛度；

受壓區(qū)邊緣混凝土和受拉區(qū)鋼筋平均應(yīng)變按式(2)和式(3)進(jìn)行計(jì)算：

(2)

(3)

取αE=Es/Ec,ρ=As/bh0并綜合式(1)～(3)可得：

(4)

式中:ψ為RPC疊合梁裂縫間縱向受拉鋼筋的應(yīng)變不均勻系數(shù)；

η為RPC疊合梁裂縫截面處內(nèi)力臂系數(shù)；

ξ為RPC疊合梁裂縫間混凝土應(yīng)變綜合系數(shù)；

裂縫間鋼筋平均應(yīng)變與裂縫截面鋼筋最大應(yīng)變的比值為鋼筋應(yīng)變不均勻系數(shù)[14]。鋼纖維跨越裂縫抑制裂縫產(chǎn)生和限制裂縫擴(kuò)展，承擔(dān)了鋼筋的部分拉力，使裂縫間鋼筋平均應(yīng)變與裂縫截面鋼筋最大應(yīng)變都相應(yīng)的減小，故對(duì)ψ的影響不大。因此，RPC疊合梁裂縫間縱向受拉鋼筋的應(yīng)變不均勻系數(shù)ψ采用與普通混凝土疊合梁相同的公式進(jìn)行計(jì)算：

(5)

式中：Mcr為試驗(yàn)梁開(kāi)裂彎矩；

M為試驗(yàn)梁正常使用極限彎矩。

考慮不同疊合梁預(yù)制高度的影響，參考文獻(xiàn)[15]，可得：

(6)

(7)

綜合各式，得到活性粉末混凝土疊合梁短期剛度計(jì)算公式為：

(8)

根據(jù)材料力學(xué)，可得三分點(diǎn)加載下RPC疊合梁撓度計(jì)算公式如(9)所示：

(9)

將試驗(yàn)所得的實(shí)測(cè)值ωt與通過(guò)式(9)計(jì)算所得的理論值ωc進(jìn)行對(duì)比，如下表4所示：

表4 試驗(yàn)梁跨中撓度值與理論值對(duì)比Tab.4 Comparison of deflection value and theoretical value of test beam span

注：F0.3為試驗(yàn)梁裂縫寬度達(dá)到0.3 mm時(shí)所對(duì)應(yīng)的荷載，即正常使用極限荷載。

由表4中疊合梁跨中撓度的試驗(yàn)值與計(jì)算值的對(duì)比結(jié)果分析可知，平均值為1.00，標(biāo)準(zhǔn)差為0.027，變異系數(shù)為0.027，計(jì)算所得的試驗(yàn)梁撓度值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值吻合較好，說(shuō)明用式(9)來(lái)計(jì)算RPC疊合梁撓度是可行的。

2.5 試件延性對(duì)比分析

延性是指材料的結(jié)構(gòu)、構(gòu)件或構(gòu)件的某個(gè)截面從屈服開(kāi)始到達(dá)最大承載能力或到達(dá)以后而承載能力還沒(méi)有明顯下降期間的變形能力[16]，構(gòu)件的延性取決于臨界截面的延性。本文采用位移延性系數(shù)μΔ來(lái)衡量疊合梁延性的大小，位移延性系數(shù)μΔ為構(gòu)件極限位移Δu與屈服位移Δy的比值，即：

(10)

各試驗(yàn)梁跨中位移延性系數(shù)計(jì)算結(jié)果如表5所示：

表5 試驗(yàn)梁位移延性系數(shù)計(jì)算結(jié)果Tab.5 Calculation result of displacement ductility coefficient of test beam

從上表5可以看出，整澆梁L3位移延性系數(shù)最高，說(shuō)明整澆梁整體性最好，延性也最好，疊合梁L1、L2的延性系數(shù)較整澆梁有所降低，并且隨著預(yù)制高度的降低延性系數(shù)也減小，表明疊合梁預(yù)制高度對(duì)延性有一定影響。

2.6 承載力對(duì)比分析

將試驗(yàn)梁的荷載特征值匯總?cè)缦卤?所示：

表6 試驗(yàn)梁荷載特征值Tab.6 Load characteristic value of test beam

注：Fcr為試驗(yàn)梁的開(kāi)裂荷載；Fu為試驗(yàn)梁對(duì)應(yīng)的極限荷載；ΔF為試驗(yàn)梁極限荷載與開(kāi)裂荷載的差值。

圖6 荷載—有效高度比曲線Fig.6 Load - Effective height ratio curve

將荷載特征值繪制成曲線如圖6所示。

從表6可以看出，ΔF為極限荷載與開(kāi)裂荷載的差值，體現(xiàn)了構(gòu)件開(kāi)裂后的能力儲(chǔ)備值即帶裂縫抗彎工作能力，可以發(fā)現(xiàn)隨著有效高度比的增大，帶裂縫抗彎工作能力有所增強(qiáng)。疊合梁較整澆梁抗彎承載力降低，一方面是疊合梁界面層的預(yù)壓力不同，即有效高度比大，預(yù)壓力就??；另一方面是由于疊合梁中存在“應(yīng)力超前”現(xiàn)象，疊合梁中受拉鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)的荷載比整澆梁顯著提前。

結(jié)合表6和圖6，疊合梁的開(kāi)裂荷載、正常使用極限狀態(tài)荷載以及承載能力極限荷載都隨著預(yù)制高度的提高而小幅增加，預(yù)制高度從110 mm提高到130 mm和210 mm，疊合梁的開(kāi)裂荷載分別提高了20 %和46 %，正常使用極限荷載分別提高19 %和25 %，極限荷載分別提高4 %和17 %。預(yù)制高度對(duì)特征荷載的影響程度從大到小依次為：開(kāi)裂荷載Fcr、正常使用極限荷載F0.3、極限荷載Fu。疊合梁因存在“應(yīng)力超前”現(xiàn)象，且有效截面高度比越小，應(yīng)力超前現(xiàn)象越明顯，導(dǎo)致開(kāi)裂荷載、正常使用極限荷載和極限荷載越小?？梢钥闯觯瑯?gòu)件在各階段的荷載值主要受截面有效高度比的影響。

3 結(jié)論

① 試驗(yàn)RPC梁在配筋合適的情況下均發(fā)生適筋破壞，表現(xiàn)出良好的塑性性能，疊合梁的延性較整澆梁有所降低，隨著預(yù)制高度的降低延性系數(shù)也減小。

② 在達(dá)到破壞荷載之前，疊合梁與整澆梁受拉鋼筋應(yīng)力、跨中撓度和裂縫寬度等均有相似的變化趨勢(shì)。受截面有效高度比的影響，疊合梁在荷載作用下產(chǎn)生的受拉鋼筋應(yīng)力、跨中撓度和最大裂縫寬度等都顯著大于整澆梁的相應(yīng)值。

③ 根據(jù)RPC材料的特性，考慮疊合梁不同預(yù)制高度的影響，推導(dǎo)出RPC疊合梁跨中撓度的計(jì)算建議式，經(jīng)試驗(yàn)梁驗(yàn)證，吻合度較好。

④ 受“應(yīng)力超前”和截面有效高度比的影響，疊合梁的開(kāi)裂荷載、正常使用極限荷載和極限荷載較整澆梁有所降低，且有效截面高度比越小，“應(yīng)力超前”現(xiàn)象越明顯，相應(yīng)的荷載特征值越小。