預應力陶粒混凝土與普通混凝土疊合梁受彎性能研究

肖自強, 諸成烽, 馮楚祥, 李鵬飛, 王建民

預應力陶粒混凝土與普通混凝土疊合梁受彎性能研究

肖自強, 諸成烽, 馮楚祥, 李鵬飛, 王建民*

（寧波大學 土木與環境工程學院, 浙江 寧波 315211）

為了研究短齡期疊合澆筑間隔時間變化和預應力對疊合梁受彎力學性能的影響, 制作了4根陶粒混凝土與普通混凝土疊合梁, 進行三等分點受彎試驗. 對正截面受彎承載力和開裂彎矩進行理論計算, 并與試驗結果進行對比. 結果表明: 在同一荷載水平下, 預應力疊合梁裂縫寬度小于非預應力疊合梁; 澆筑間隔時間的變化對預應力疊合梁承載能力的影響不明顯; 最大裂縫寬度和平均裂縫寬度隨著澆筑間隔時間的延長而增大; 施加預應力能有效抑制裂縫的生成和發展; 陶粒混凝土與普通混凝土疊合梁跨中的混凝土應變沿截面高度基本呈線性變化, 平截面假定依然成立; 隨著荷載增加, 預應力疊合梁剛度退化隨澆筑間隔時間延長而加快.

T形疊合梁; 受彎試驗; 陶粒混凝土; 后張預應力

混凝土結構的傳統現澆施工工藝在提供便利的同時也出現施工周期長、材料浪費等諸多弊端, 建筑施工技術的升級轉型是大勢所趨[1]. 預應力的應用使得混凝土材料能夠廣泛應用于大跨度、高層和復雜的結構中. 使用預應力混凝土結構既可以發揮高強度鋼筋的作用, 又可以利用高性能混凝土的強度, 因此預應力混凝土結構得到了廣泛應用[2]. 建筑裝配工業化具有耗能少、污染小、勞動力需求低、生產效率高以及質量高等優點[3]. 為提高結構的整體性, 裝配式混凝土結構中經常采用疊合梁構件, 用于框架梁和樓面梁板等[4]. 混凝土疊合構件由預制構件與后澆混凝土部分組成, 綜合了預制構件和現澆構件的優點. 與混凝土現澆結構相比, 疊合結構節省了腳手架和模板、縮短了施工周期、降低了綜合成本[5-7].

為滿足大跨度、高層以及復雜結構的需要, 在預制構件中施加預應力已很普遍. 預應力疊合構件可把2種具有一定性能差異的混凝土材料有機結合, 充分發揮2種材料各自優勢, 從而提高結構的綜合性能. 因此, 國內外學者對異性材料疊合梁進行了大量研究. Li等[8]研究表明, 預應力和超高性能混凝土疊高度的增加可以抑制裂紋的形成和擴展, 組合梁具有良好的整體性, 結合面沒有出現滑移和裂紋. 劉安慶等[9]研究表明, 配筋率的提高比疊合高度的改變對陶粒混凝土疊合梁的開裂彎矩影響更大, 各疊合梁的荷載應變曲線與理論假設吻合. 汪一鳴等[10]以配筋率和疊合澆筑間隔時間為變量, 研究陶粒混凝土疊合梁的抗剪性能; 結果表明, 配箍率增大, 跨中撓度和最大斜裂縫寬度減小, 極限承載力增大, 且疊合梁整體性能良好, 適當延長疊澆間隔時間, 能夠提高疊澆梁抗剪性能. Harbi等[11]將不同混凝土強度疊合的預應力混凝土組合梁置于高溫火焰中, 結果表明, 翼緣混凝土強度的增加對極限承載力的影響略有提高. Li等[12]提出一種新型鋼纖維高強混凝土疊合梁, 以鋼纖維混凝土截面高度、配筋率和混凝土強度等為影響因素, 研究其抗裂性能. Fang等[13]研究了用普通混凝土與輕質混凝土組合T梁的抗剪性能, 根據試驗結果提出了更準確的預測T形組合梁界面的剪切傳遞強度公式. 李旺旺[14]通過活性粉煤灰混凝土與普通混凝土預應力疊合構件的抗彎性能試驗, 得出了預應力增大開裂荷載和抗彎剛度增大的結果. 王秀格等[15]通過預應力疊合梁受彎試驗, 探討了二次受力對疊合梁結合面、裂縫和撓度的影響; 研究表明, 疊合梁裂縫的產生和分布主要由疊合構件預制高度與疊合后構件高度之比、疊合構件自重和施工荷載產生的彎矩與正常使用階段外力產生的彎矩之比及預應力大小決定. Xue等[16]通過循環載荷和單調載荷試驗發現改進的復合混凝土T型梁發生彎曲破壞時其整體性良好; 改進的組合T梁與對照梁的滯回曲線相似. 目前相關研究主要以配筋率、預應力、疊合高度和混凝土等級為影響因素探討異性材料疊合梁的力學性能, 而疊合澆筑間隔時間對輕骨料混凝土疊合梁的影響研究鮮見報道.

本文制作1根無預應力陶粒混凝土疊合梁和3根預應力陶粒混凝土疊合梁用以研究短齡期疊合澆筑間隔時間變化和預應力對疊合梁受彎力學性能的影響, 并將理論計算結果與實驗結果進行對比, 旨在為預應力陶粒混凝土疊合梁在實際工程中的應用提供參考.

1 試驗概況

1.1 材料及配合比

水泥采用積山牌P·O42.5普通硅酸鹽水泥; 陶粒采用寧波平海建材有限公司生產的橢球形淤泥陶粒, 筒壓強度為6MPa, 堆積密度為795kg·m-3, 表觀密度為1538kg·m-3, 陶粒24h吸水率為4.60%;試驗用砂為中砂; 用水為自來水; 粉煤灰采用Ⅱ級粉煤灰; 采用鍍銅高強度鋼纖維直徑0.22mm, 長度13mm, 長徑比60, 抗拉強度大于550MPa; 超高性能合成纖維采用寧波時科新材料科技有限公司生產的纖維, 直徑0.13mm. 此外, 還采用了減水劑及露骨料水洗劑等其他外加劑. 混凝土配合比及28d抗壓強度見表1.

表1 混凝土配合比 kg·m-3

1.2 試件的制作及加載

本試驗共制作了4根T形普通混凝土與陶粒混凝土疊合梁, 其中1根為無預應力疊合梁, 3根為后張預應力疊合梁. 疊合梁的幾何尺寸及配筋參數如圖1所示.

圖1 疊澆梁參數及加載方案

先按設計要求綁扎疊澆梁鋼筋籠骨架, 在鋼筋上貼應變片. 首先澆筑底部陶粒混凝土部分, 澆筑結束后在結合面噴灑露骨料水洗劑, 24h后用高壓水槍沖洗結合面; 待達到規定時間, 再澆筑上部普通混凝土; 自然條件下養護7d, 進行預應力張拉與孔道灌漿, 張拉預應力控制為70kN; 最后自然養護28d. 試驗梁分組參數見表2.

試驗梁達到28d標準齡期后, 按圖1(c)所示采用三等分點進行受彎加載試驗, 通過分配梁將荷載對稱分配到梁的2個三分點處, 中間為純彎曲區段. 試驗加載儀器為杭州邦威機電控制工程有限公司生產的結構疲勞試驗系統(PWS-250), 試驗開始前先預加載, 如無異常卸載到0kN再開始正式加載. 試驗加載采用分級加載, 在達到使用狀態試驗荷載值(s)前, 每級加載值不超過0.10s, 接近開裂荷載時, 每級加載值不超過0.05s. 開裂后每級加載控制為10kN, 無預應力疊合梁到80kN后改用速度2mm·min-1控制加載, 直至梁被破壞; 后張預應力疊合梁到120kN后, 改用速度2mm·min-1加載, 直至梁被破壞.

表2 試件分組及試驗參數

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現象及破壞過程

各疊合梁加載變形及破壞過程基本相似, 均表現為典型的適筋梁受彎破壞. 當試驗荷載小于開裂彎矩時, 疊合梁處于彈性工作階段; 達到開裂彎矩后, 梁中間純彎曲段底部首先出現豎直裂縫, 鋼筋應變開始明顯增大; 隨著荷載增大, 疊合梁處于帶裂縫工作階段, 受壓區混凝土壓應變隨之加大; 裂縫發展至澆筑結合面位置出現短暫的停滯, 部分主要裂縫穿過澆筑結合面繼續向上發展, 而部分裂縫則未繼續發展; 隨著荷載繼續增加, 受拉鋼筋屈服, 頂部普通混凝土受壓應變顯著增大, 最后疊合梁達到極限荷載而破壞. 各疊合梁破壞裂縫分布如圖2所示.

與預應力疊合梁相比, 無預應力疊合梁TB-2d的裂縫出現較早, 且裂縫發展速度較快; 翼緣部分有較多裂縫穿過澆筑結合面向上發展. 而預應力疊合梁翼緣上裂縫穿過結合面的較少, 主要集中在加載點附近, 剪跨區翼緣裂縫基本沒有穿過澆筑結合面.

由表3可知, 裂縫數量、最大裂縫寬度和平均裂縫寬度變化趨勢相同, 均隨著荷載的增大而增加; 相同荷載水平下, TB-2d最大裂縫寬度和平均裂縫寬度均大于預應力疊合梁; 隨著澆筑間隔時間的延長, 在同一荷載水平下, 平均裂縫寬度隨澆筑間隔時間增加而略有增加, 最大裂縫寬度也有相似的變化規律. CP-14d和CP-28d在100kN荷載下, 平均裂縫寬度分別比CP-2d大12.42%和18.01%.

表3 疊合梁最大裂縫寬度與平均裂縫寬度

注:u為極限彎矩試驗值;max為最大裂縫寬度;m為平均裂縫寬度.

2.2 跨中正截面應變分布

各疊合試驗梁沿跨中正截面高度布置混凝土應變片, 測量混凝土沿截面高度的應變變化(圖3).

由圖3可見, 疊合梁受疊澆間隔時間與預應力因素影響, 跨中正截面應變沿截面高度變化及發展存在一定差異. 開裂荷載前跨中混凝土應變基本呈線性分布與發展, 且開裂前中性軸位置保持不變; 開裂后隨著荷載增加, 中性軸位置逐漸上升,梁底部應變不再保持為平截面.

2.3 跨中彎矩—撓度曲線

4根試驗梁的跨中彎矩—撓度曲線如圖4所示.從圖4可見, 當彎矩小于開裂荷載彎矩(cr)時, 各疊合梁曲線無明顯差異. 當彎矩達到開裂彎矩后, 相比于CP-2d和TB-2d剛度明顯降低, 跨中撓度明顯增加. 這是由于疊合梁TB-2d配筋率較低, 開裂后疊合梁延性較好. 預應力疊合梁初始剛度隨疊合澆筑間隔時間的延長而降低. 隨著荷載逐漸增加, CP-2d荷載—跨中撓度曲線明顯偏離, CP-14d與CP-28d曲線趨勢基本一致, 表明隨著施加荷載逐步增大, 疊合梁CP-2d剛度退化比CP-14d和CP- 28d略微偏小. 由圖4(b)可見, 1/4跨與跨中撓度呈“低-高-低”變化趨勢; 在1/4跨長處, TB-2d與預應力疊合梁撓度相差不大, 但跨中撓度相差較大. 各疊合梁最終破壞彎矩見表4.

圖4 彎矩—撓度曲線

表4 試驗結果對比

注:cr1為開裂彎矩計算值;u1為極限彎矩計算值.

2.4 理論計算

疊合梁正截面受彎承載力參照《混凝土結構設計規范》, 按整澆T梁方法計算(圖5). 根據截面水平力和力矩平衡, 建立如下方程:

混凝土受壓區高度計算公式為:

式中: α1為系數, 取1.0; fc為混凝土軸心抗壓強度實測值; fy和分別為腹板和翼緣縱向鋼筋抗拉強度設計值; fpy為預應力筋抗拉強度設計值; 和分別為腹板和翼緣受拉縱向鋼筋截面面積; Ap為預應力筋截面面積; bf為翼緣計算寬度; x為受壓區高度; h0為截面有效高度; h1為翼緣高度; 為翼緣受拉區鋼筋合力點至邊緣距離.

參考文獻[17], 開裂彎矩根據截面應力分析法計算(圖6).

圖6 開裂彎矩計算簡圖

式中:t為陶粒混凝土抗拉強度;、c、s分別為陶粒混凝土、普通混凝土、鋼筋的彈性模量;c為混凝土應變;s為受拉縱筋應變;t為陶粒混凝土抗拉強度;c為混凝土受壓應力;s為鋼筋受拉應力;p為預應力筋合力點至邊緣距離;p為預應力筋受拉應力;c1、c1為混凝土上表面應力、應變;s為腹板縱筋合力點至邊緣距離;c2、c2為結合面處應力、應變;123為高度(圖6).

由表4可知, 疊合梁受彎承載能力和開裂彎矩計算值與試驗值吻合良好, 比值在0.99～1.18之間. 試驗結果表明, 規范中預應力梁的正截面承載能力的計算公式對陶粒混凝土與普通混凝土預應力疊合梁仍然適用; 由應力—應變關系推導的開裂彎矩公式應用在預應力陶粒混凝土疊合梁可行.

3 結論

(1)考慮短期澆筑間隔時間的變化及預應力的施加, 試驗所設計的陶粒混凝土與普通混凝土疊合梁均發生典型的受彎適筋梁破壞, 澆筑結合面未發生明顯剪切滑移及破壞; 試驗加載過程中, 裂縫發展到澆筑結合面處出現短暫停滯再發展現象, 施加預應力能有效提高構件的抗裂性, 抑制裂縫的生成與發展.

(2)澆筑間隔時間對疊合梁極限承載力影響不明顯; 荷載達到開裂彎矩前, 無預應力疊合梁初始剛度與同條件下預應力疊合梁初始剛度相差不大, 預應力疊合梁初始剛度隨著澆筑間隔時間延長而減小; 達到開裂彎矩后, 無預應力疊合梁剛度降低較快, 預應力疊合梁剛度退化隨著澆筑時間延長略有加快.

(3)與預應力疊合梁相比, 無預應力疊合梁的裂縫出現較早, 且裂縫發展速度較快; 翼緣部分有較多裂縫穿過澆筑結合面向上發展. 而預應力疊合梁翼緣上裂縫穿過結合面的較少, 主要集中在加載點附近, 剪跨區翼緣裂縫基本沒有穿過澆筑結合面.

(4)在試驗加載過程中, 各疊合梁跨中正截面混凝土應變與荷載基本成正比, 說明平截面的假定對施加預應力的陶粒混凝土與普通混凝土的疊合梁同樣成立. 通過應力—應變關系推導得出的開裂彎矩公式適用于預應力陶粒混凝土疊合梁; 預應力陶粒混凝土疊合梁的正截面承載力仍可以按規范計算.

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Flexural performance of prestressed ceramsite concrete and normal concrete composite beams

XIAO Ziqiang, ZHU Chengfeng, FENG Chuxiang, LI Pengfei, WANG Jianmin*

( School of Civil and Environmental Engineering, Ningbo University, Ningbo 315211, China )

In order to study the influence of the short-term aged casting interval time change and the prestress on the flexural mechanical properties of the composite beams, four composite beams of ceramsite concrete and normal concrete were designed for three equal point bending test analysis. The theoretical calculation of the flexural capacity and the cracking moment of the normal section were conducted, and the comparison and analysis with the test results were carried out. The test results showed that, at the same load level, the crack width of the prestressed composite beam is smaller than that of the non-prestressed composite beam. The change of the casting interval time has no obvious influence on the load-bearing capacity of the prestressed composite beam. The maximum crack width and average crack width increase with the casting interval time. Applying prestress can effectively restrain the formation and development of cracks. The mid-span concrete strain of the ceramsite concrete and normal concrete composite beam varies linearly along the section height, and the plain section assumption is still valid. As the load increases, the stiffness degradation of the pre-stressed composite beam increases with the prolonging of the casting interval.

composite T-girder; bending test; ceramsite concrete; post-tensioned prestressed

2021?06?10.

寧波大學學報（理工版）網址: http://journallg.nbu.edu.cn/

國家自然科學基金（51878360）; 寧波市自然科學基金（202003N4136）.

肖自強（1997－）, 男, 江西贛州人, 在讀碩士研究生, 主要研究方向: 混凝土結構. E-mail: 1355512087@qq.com

通信作者:王建民（1974－）, 男, 山西運城人, 博士/副教授, 主要研究方向: 結構抗震和防災減災. E-mail: wangjianmin@nbu.edu.cn

TU378.2

A

1001-5132（2022）03-0025-07

（責任編輯 史小麗）