預(yù)應(yīng)力鋼-混凝土連續(xù)組合梁抗彎性能試驗

胡少偉，葉祥飛

(南京水利科學(xué)研究院材料結(jié)構(gòu)研究所，江蘇南京 210024)

鋼材與混凝土作為目前土木工程中應(yīng)用最廣泛的兩種建筑材料，具有不同的力學(xué)性能特點，鋼-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)是基于鋼結(jié)構(gòu)和鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)發(fā)展起來的一種新型的橫向承重結(jié)構(gòu)，主要由鋼梁與混凝土翼板通過剪力連接件組合形成共同受力的整體，充分發(fā)揮鋼材受拉和混凝土受壓的力學(xué)性能［1-2］。隨著國民經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，對工程設(shè)計的要求也越來越高，逐步出現(xiàn)了預(yù)應(yīng)力鋼-混凝土簡支組合梁結(jié)構(gòu)和預(yù)應(yīng)力鋼-混凝土連續(xù)組合梁結(jié)構(gòu)，預(yù)應(yīng)力技術(shù)的出現(xiàn)緩解了普通鋼-混凝土組合梁負(fù)彎矩區(qū)開裂和剛度不足的問題，但目前對連續(xù)組合梁的抗彎性能研究并不充分［3-4］。本試驗設(shè)計9根預(yù)應(yīng)力鋼-混凝土組合梁(PCB-25 ～ PCB-28、PCB-30、PCB-31、PCCB-32～PCCB-34)進(jìn)行連續(xù)組合梁抗彎性能試驗，通過改變剪力連接程度、預(yù)應(yīng)力施加、荷載加載方式等試驗參數(shù)和條件分析預(yù)應(yīng)力組合梁受彎時的變形、截面應(yīng)變、界面滑移及破壞形態(tài);研究剪力連接程度對正彎矩簡支組合梁極限抗彎承載力的影響、翼板施加預(yù)應(yīng)力的負(fù)彎矩組合梁的抗彎性能及預(yù)應(yīng)力鋼-混凝土連續(xù)組合梁的內(nèi)力重分布情況，為實際工程中預(yù)應(yīng)力組合梁的設(shè)計提供參考。

1 試驗內(nèi)容

1．1 試驗梁設(shè)計

試驗設(shè)計4根正向加載的簡支組合梁(PCB-25～PCB-28)、3根反向加載的簡支組合梁(CB-29、PCB-30、PCB-31)、3根連續(xù)組合梁(PCCB-32 ～CCB-34)，同時，為更好地比較連續(xù)組合梁與連續(xù)純鋼梁受力性能的不同，還設(shè)計1根連續(xù)純鋼梁(SB-35)。試驗梁均采用?8@200的箍筋，翼板面積均為800 mm×130 mm，其他基本設(shè)計參數(shù)如表1所示。

組合梁的混凝土翼板采用強(qiáng)度等級為C60的高強(qiáng)混凝土，上下均勻配置5根熱軋光圓鋼筋HPB235，箍筋采用?8熱軋圓盤條，剪力連接件采用牌號為ML15AL的?16×100圓柱頭栓釘，普通平焊B1型瓷環(huán)，均沿梁長縱向雙排均勻布置，其中連續(xù)組合梁采用完全剪力連接，栓釘間距為140 mm，正彎矩簡支組合梁PCB-25、PCB 26與PCB-27、PCB 28的栓釘間距分別為280 mm、140 mm;負(fù)彎矩簡支組合梁CB-29、PCB-30、PCB-31的栓釘間距分別為 750 mm、180 mm、270 mm，預(yù)應(yīng)力筋采用?j15.2的鋼絞線。組合梁試件的截面構(gòu)造詳圖如圖1所示，各種材料的力學(xué)性能參數(shù)由材料力學(xué)性能試驗獲得，見表2～4。

表1 試驗梁的基本設(shè)計參數(shù)

圖1 組合梁截面構(gòu)造詳圖 (單位:mm)

表2 鋼板力學(xué)性能參數(shù)

表3 鋼筋、預(yù)應(yīng)力筋力學(xué)性能參數(shù)

表4 混凝土力學(xué)性能參數(shù)

鋼梁力學(xué)性能參數(shù)由生產(chǎn)廠家提供。由于試驗條件的限制，未對預(yù)應(yīng)力鋼絞線進(jìn)行材料力學(xué)性能試驗，在設(shè)計和計算過程中，根據(jù)混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范其極限強(qiáng)度取標(biāo)準(zhǔn)值1860MPa，彈性模量取195GPa。

1．2 試驗裝置及加載方案

試驗加載裝置采用八通道液壓伺服機(jī)，結(jié)合配套的伺服液壓計算機(jī)控制系統(tǒng)，使用其中一個通道，通過分油器使得兩個600 kN的千斤頂出力相等，實現(xiàn)同步加載，試驗加載裝置如圖2所示。試驗采用分級(每級8 kN)持續(xù)加載，在混凝土出現(xiàn)裂縫、鋼梁屈服及破壞階段則減小荷載等級，以確定組合梁的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載。

圖2 試驗加載裝置

預(yù)應(yīng)力筋采用體外直線形布置方式，在預(yù)應(yīng)力筋張拉中組合梁會出現(xiàn)“拱效應(yīng)”，為避免混凝土頂部開裂與破壞后預(yù)應(yīng)力筋不致被拉斷，將每根預(yù)應(yīng)力筋張拉至100kN。由于預(yù)應(yīng)力鋼絞線不能同時被張拉，為避免梁在偏心受力情況下發(fā)生開裂，每根預(yù)應(yīng)力鋼絞線分6級進(jìn)行張拉?？紤]到張拉端錨具的變形、錨具與端板之間的縫隙以及應(yīng)力松弛等造成的預(yù)應(yīng)力損失，試驗進(jìn)行一定程度的預(yù)應(yīng)力超張拉［5］，張拉值為控制應(yīng)力值的1.03倍。每級張拉后，通過布置在錨固端的壓力傳感器測量預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力大小，確保達(dá)到試驗所需的張拉應(yīng)力。

1．3 試驗儀器及測量內(nèi)容

試驗測量的主要內(nèi)容包括典型截面的鋼筋、鋼梁、混凝土、栓釘及預(yù)應(yīng)力鋼絞線等各種材料的應(yīng)變、跨中撓度、鋼與混凝土交界面的相對滑移及支座反力。

a．對于鋼和混凝土兩種材料，沿梁長方向在跨中截面、彎剪段中間截面以及距加載點一定距離截面分別布置型號為BF120-3AA、BF120-80AA的電阻應(yīng)變片，通過東華DH3816靜態(tài)應(yīng)變采集儀測量跨中截面和彎剪段中間截面的混凝土、鋼梁及鋼筋的應(yīng)變，以研究各截面的應(yīng)變分布;同時，沿混凝土翼板寬度方向布置3個應(yīng)變片，測量翼板的正向正應(yīng)力分布，以驗證混凝土翼板的剪力滯效應(yīng)。

b．在梁的支座處、加載點及跨中布置電子位移計測量試驗梁的撓度。

c．沿梁長方向從跨中到端支座均勻布置7個導(dǎo)桿引伸儀，引伸儀的兩端分別位于混凝土翼板和鋼梁上，以測量鋼與混凝土交界面在該區(qū)段內(nèi)的相對滑移。

d．在梁端的預(yù)應(yīng)力筋錨具上放置應(yīng)變式壓力傳感器，以控制預(yù)應(yīng)力張拉值及測量預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量。

e．在梁的左右支座處各設(shè)置一個滾動鉸支座反力測試裝置，以測量連續(xù)組合梁的內(nèi)力重分布情況。

2 試驗結(jié)果與分析

2．1 彎矩-撓度關(guān)系

正向、反向加載的簡支組合梁彎矩-撓度關(guān)系曲線如圖3所示。從圖3(a)可以看出，完全剪力連接的簡支組合梁PCB-27、PCB-28的抗彎剛度要大于部分剪力連接的簡支組合梁PCB-25、PCB-26，但剛度與剪力連接程度并不成正比例關(guān)系，而且無論是完全剪力連接還是部分剪力連接，預(yù)應(yīng)力簡支組合梁的彎矩-撓度特征曲線都大致可劃分為3個階段:從開始加載至0.6Mu(Mu為極限彎矩)，組合梁鋼梁底部開始屈服，此階段抗彎剛度基本保持不變，可稱為彈性工作階段;繼續(xù)加載彎矩從0.6Mu到極限彎矩Mu，組合梁中鋼梁的屈服范圍逐漸向上延伸，抗彎剛度逐步減小，變形及變形速率逐漸增大，此階段可稱為彈塑性階段;達(dá)到極限荷載后，鋼筋已達(dá)到屈服，混凝土開始壓碎，組合梁剛度迅速減小，跨中撓度迅速增長，組合梁已不能繼續(xù)承載?？紤]到試驗的安全因素，故沒有換用位移控制加載繼續(xù)加載，沒有測出荷載減小、變形增加的過程，即下降段。

圖3 簡支組合梁的彎矩-撓度關(guān)系曲線

從圖3(b)可以看出，預(yù)應(yīng)力簡支組合梁PCB-30、PCB-31的彎矩-撓度關(guān)系曲線比較一致，尤其是在彈性工作階段吻合良好;預(yù)應(yīng)力簡支組合梁相比普通簡支組合梁CB-29具有更大的剛度，當(dāng)荷載加至開裂彎矩30kN·m時，普通簡支組合梁的抗彎截面剛度逐漸減小，其彎矩-撓度關(guān)系曲線的斜率明顯開始偏離預(yù)應(yīng)力組合梁的，說明在混凝土翼板上施加預(yù)應(yīng)力，能明顯提高簡支組合梁的開裂彎矩，增大彈性工作區(qū)段。從圖3(b)可以看出，對于承受負(fù)彎矩的簡支組合梁，無論是否施加預(yù)應(yīng)力，其受力過程也可劃分為3個階段，這與文獻(xiàn)［6-7］的結(jié)論一致。

連續(xù)組合梁的彎矩-撓度關(guān)系曲線如圖4所示。PCCB-32、PCCB-33為兩根試驗參數(shù)完全相同的預(yù)應(yīng)力連續(xù)組合梁，但圖4中二者的彎矩-撓度關(guān)系曲線出現(xiàn)了一定的偏離，經(jīng)過試驗數(shù)據(jù)分析，主要有3個原因:一是在加載過程中，前者跨中鋼梁先出現(xiàn)屈服，而后者是中支座的鋼筋先出現(xiàn)屈服，可能在試件制作過程中PCCB-32混凝土澆注不均勻，跨中的剛度相對較小，因此其撓度較PCCB-33的大;二是預(yù)應(yīng)力的大小不同，PCCB-32的初始預(yù)應(yīng)力較PCCB-33的小，而試驗發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力的大小與跨中撓度的相關(guān)性較高;三是由于兩個千斤頂?shù)某隽臀恢糜姓`差，導(dǎo)致左跨的端支座反力值偏大，故而跨中鋼梁先于中支座鋼筋達(dá)到屈服，從而兩根試驗梁的彎矩-撓度曲線都出現(xiàn)了偏差。此外，根據(jù)圖4看出，在彈塑性階段的后期，PCCB-33的剛度較其他施加預(yù)應(yīng)力的連續(xù)組合梁小，變形更大，這與文獻(xiàn)［8-9］的結(jié)論一致。從圖4還可以看出，鋼-混凝土連續(xù)組合梁的抗彎剛度明顯高于連續(xù)純鋼梁。

圖4 連續(xù)組合梁的彎矩-撓度關(guān)系曲線

2．2 混凝土應(yīng)變

承受正彎矩的簡支組合梁及連續(xù)組合梁跨中截面的混凝土壓應(yīng)變與彎矩的關(guān)系曲線如圖5所示。從圖5可以看出，栓釘間距較大的組合梁與間距小的組合梁相比，前者的混凝土壓應(yīng)變隨荷載的增長較快;當(dāng)組合梁發(fā)生受彎破壞時，無論是簡支組合梁，還是連續(xù)組合梁，且不論是否施加預(yù)應(yīng)力，混凝土的壓應(yīng)變與彎矩的關(guān)系曲線均較為一致，且具有較長的線性增長段，其彈塑性工作區(qū)段較小，極限壓應(yīng)變均能達(dá)到2400×10－6以上，超過了混凝土棱柱體達(dá)到極限抗壓強(qiáng)度時的應(yīng)變值 2000×10－6。這說明混凝土材料的受壓性能比較穩(wěn)定，在組合梁中不受結(jié)構(gòu)形式的影響，為進(jìn)行組合梁計算時直接運(yùn)用小試件所得出的本構(gòu)關(guān)系提供了試驗依據(jù)。

圖5 組合梁混凝土壓應(yīng)變與彎矩的關(guān)系曲線

2．3 鋼筋應(yīng)變

試驗梁受力過程中鋼筋應(yīng)變與彎矩的關(guān)系曲線如圖6所示，應(yīng)變值為跨中截面翼板上層布置的縱筋應(yīng)變。從圖6可以看出，對于承受負(fù)彎矩的組合梁CB-29、PCB-31，其開裂彎矩分別為30 kN·m、85 kN·m，說明對混凝土翼板施加預(yù)應(yīng)力，可以明顯提高開裂彎矩，延長組合梁的彈性工作區(qū)段;各組合梁在極限狀態(tài)時，無論受壓還是受拉，鋼筋均達(dá)到屈服，并發(fā)生了一定程度的應(yīng)力強(qiáng)化。

2．4 彎矩-滑移關(guān)系

圖6 鋼筋應(yīng)變與彎矩的關(guān)系曲線

組合梁的彎矩-滑移關(guān)系曲線如圖7所示。每根組合梁分別給出了多個截面滑移與彎矩的關(guān)系曲線，每個截面位置以距跨中的距離表示。從圖7可以看出，所有組合梁的彎矩-滑移關(guān)系曲線均大致可劃分為4個階段:在加載初期，鋼與混凝土組合良好，滑移量基本為零;隨著荷載的增大，鋼與混凝土之間的黏結(jié)力開始發(fā)生破壞，交界面開始產(chǎn)生滑移，此時滑移與彎矩呈線性關(guān)系;隨后混凝土所承受的壓應(yīng)力逐漸增大，但還沒有達(dá)到極限抗壓強(qiáng)度，混凝土發(fā)生壓縮變形，滑移量增長開始加快;隨著荷載的繼續(xù)增加，混凝土開始被壓碎，栓釘也發(fā)生彎曲變形，交界面滑移迅速增加，直至組合梁破壞。上述4個階段的劃分與文獻(xiàn)［10-11］的結(jié)論一致。

2．4 預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量

對組合梁施加預(yù)應(yīng)力，無論預(yù)應(yīng)力筋布置在鋼梁上還是混凝土翼板中，預(yù)應(yīng)力筋與組合梁成為一個整體，隨著荷載的增加，預(yù)應(yīng)力筋會隨著組合梁的變形而變形，從而產(chǎn)生預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量。各組合梁的有效預(yù)應(yīng)力及預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量情況見表5，其中P0為有效預(yù)應(yīng)力，ΔPy為彈性狀態(tài)時的預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量，ΔPu為極限承載力狀態(tài)時的預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量。預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量與荷載、撓度的關(guān)系曲線如圖8、圖9所示。

表5 預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量 kN

根據(jù)表5并結(jié)合圖8、圖9可以看出，連續(xù)組合梁的預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量最小，這主要是因為連續(xù)組合梁的剛度較大，變形相對較小;栓釘間距小的組合梁的預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量較間距大的組合梁大，且在相同荷載下，后者產(chǎn)生的預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量大，說明栓釘間距小的組合梁具有更大的剛度;對于承受負(fù)彎矩的組合梁，開裂后混凝土退出工作，組合梁截面剛度減小，主要是縱向鋼筋承受拉應(yīng)力［12-14］，因此，承受負(fù)彎矩的組合梁變形較大，從而具有較大的預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量;無論是簡支組合梁或是連續(xù)組合梁，跨中撓度均與預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量呈現(xiàn)出較好的線性關(guān)系。

圖7 不同截面位置的彎矩-滑移關(guān)系曲線

圖8 預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量與荷載的關(guān)系曲線

圖9 預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力與撓度的關(guān)系曲線

2．5 連續(xù)組合梁的內(nèi)力重分布

在加荷的初期階段，連續(xù)組合梁各截面剛度一致，隨著荷載的增加，中支座混凝土發(fā)生開裂，從而使得中支座截面附近剛度降低，致使連續(xù)梁沿梁長的抗彎剛度不再相同，此外，隨著中支座處縱向鋼筋及鋼梁的屈服，產(chǎn)生塑性鉸，從而使得連續(xù)組合梁發(fā)生內(nèi)力重分配［15］，中支座反力向端支座轉(zhuǎn)移，使得跨中彎矩增大，中支座彎矩減小，這一現(xiàn)象也稱作彎矩調(diào)幅。4根連續(xù)試驗梁的荷載-彎矩關(guān)系曲線如圖10所示，其中Pu為預(yù)應(yīng)力筋極限狀態(tài)所承受的拉力。

圖10 荷載-彎矩關(guān)系曲線

從圖10可以看出，在加載初期，預(yù)應(yīng)力連續(xù)組合梁負(fù)彎矩區(qū)尚未開裂，各區(qū)段剛度一致，彎矩隨荷載呈線性增長;隨著荷載的增加，中支座開始出現(xiàn)裂縫，剛度降低，連續(xù)組合梁開始出現(xiàn)內(nèi)力重分布;當(dāng)荷載增至0.8Pu時，中支座處鋼筋、鋼梁均發(fā)生屈服，產(chǎn)生塑性鉸，中支座彎矩逐漸減小，跨中彎矩繼續(xù)增加，當(dāng)荷載增大至0.9Pu時，中支座也出現(xiàn)塑性鉸，連續(xù)組合梁達(dá)到極限承載力;對于純鋼梁，由于各區(qū)段的剛度基本一致，內(nèi)力重分布現(xiàn)象不明顯。

3 結(jié)論

a．對于承受正彎矩的簡支組合梁表現(xiàn)為受彎破壞;對于連續(xù)組合梁，中支座及跨中鋼梁均有可能先發(fā)生屈服，破壞時表現(xiàn)為跨中混凝土被壓碎。

b．完全剪力連接的組合梁的抗彎剛度大于部分剪力連接組合梁，但剛度與剪力連接程度并不成正比例關(guān)系;當(dāng)剪力連接程度為0.5時組合梁的抗彎極限承載力較完全剪力連接組合梁降低28%。

c．在混凝土翼板上施加預(yù)應(yīng)力，能明顯提高組合梁的開裂荷載，增大彈性工作區(qū)段，并且減小界面滑移，增強(qiáng)組合梁的協(xié)同工作;連續(xù)組合梁預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量較簡支組合梁小;在相同荷載下，栓釘間距小的組合梁預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量較間距大的組合梁大;對于承受負(fù)彎矩的組合梁，開裂后主要是縱向鋼筋承受拉應(yīng)力組合梁變形較大，從而具有較大的預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量;組合梁跨中撓度均與預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量呈現(xiàn)出較好的線性關(guān)系。

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