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    配置HRBF500鋼筋的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁受彎性能試驗研究

    2012-08-11 09:10:50鄭毅敏何禮東
    關(guān)鍵詞:承載力混凝土

    鄭毅敏,何禮東,趙 勇

    (同濟大學(xué)a.建筑設(shè)計研究院(集團(tuán))有限公司;b.建筑工程系,上海200092)

    采用500 MPa級鋼筋代替335或400 MPa級鋼筋作為混凝土梁的受拉縱筋后,在同樣的受彎承載力要求下,一般可以減少鋼筋的用量,具有較好的效益,值得推廣應(yīng)用。在新版中國國家標(biāo)準(zhǔn)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[1](GB 50010-2010)中已將 HRB500和HRBF500鋼筋納入,而且已有的試驗研究結(jié)果表明[2-4],規(guī)范 GB 50010-2010的正截面受彎承載力計算公式適用于配置500 MPa級鋼筋的非預(yù)應(yīng)力混凝土梁。由于規(guī)范GB 50010-2010中無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁的受彎承載力計算模式主要源自行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[5](JGJ 92-2004),且是建立在配置335 MPa級鋼筋的梁、板受彎性能試驗結(jié)果的基礎(chǔ)上的,是否仍適用于配置500 MPa級鋼筋的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁值得商榷。

    1 試驗方案

    1.1 試件基本情況

    試驗共設(shè)計了8根無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁和2根非預(yù)應(yīng)力梁,所配置的縱向非預(yù)應(yīng)力受拉鋼筋均為HRBF500鋼筋,且主要考慮了預(yù)應(yīng)力筋合力點位置ap、綜合配筋指標(biāo)ξp和預(yù)應(yīng)力筋分布形式等參數(shù)。試驗梁的橫截面為矩形,截面的寬b、高h(yuǎn)分別為250、450 mm(圖1),跨度為4 500 mm(凈跨l0為4 200 mm)。試驗梁中所配置的預(yù)應(yīng)力筋為1 860級?s15.2低松弛無粘結(jié)鋼絞線,純彎段的預(yù)應(yīng)力筋線形均為直線。試驗梁的基本情況見表1,表中f′cu為與試件同條件養(yǎng)護(hù)的立方體試塊抗壓強度,σpe為實測預(yù)應(yīng)力筋有效預(yù)應(yīng)力,λ和ξp分別為預(yù)應(yīng)力強度比和綜合配筋指標(biāo),按式(1)和(2)計算。

    式中:fpy為預(yù)應(yīng)力筋抗拉強度;Ap為預(yù)應(yīng)力筋的面積;fy為非預(yù)應(yīng)力筋抗拉強度;As為非預(yù)應(yīng)力筋的面積;fc為混凝土軸心抗壓強度;hp為預(yù)應(yīng)力筋合力點至受壓區(qū)頂面的距離。計算λ和ξp時,fc取0.76f′cu,fy取鋼筋實測屈服強度。

    圖1 試驗梁跨中截面

    試驗梁均為簡支梁,并分2批進(jìn)行試驗,其中第1批梁純彎段長度為2 100 mm,其間未配有箍筋;第2批梁純彎段長度為1 800 mm,其間配有箍筋φ12@300。

    1.2 加載方式

    試驗采用2點集中方式加載,其中第1批試驗梁采用反向加載,第2批試驗梁采用正向加載,加載簡圖見圖2,圖中P為千斤頂作用力。在非預(yù)應(yīng)力受拉縱筋屈服前,采用力控制分級加載,在試驗梁開裂之前,每級加載增量為10 k N;在試驗梁開裂之后,每級加載增量提高為30 k N。當(dāng)非預(yù)應(yīng)力受拉縱筋屈服之后,緩慢加載直至試驗梁破壞。

    表1 試驗梁基本情況

    圖2 加載簡圖

    1.3 量測內(nèi)容及方法

    試驗過程中量測的內(nèi)容及方法為:1)采用壓力傳感器量測每根無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋兩端的壓力。2)采用電子位移計量測梁的撓度,測點布置在梁兩端及跨中。3)采用鋼筋應(yīng)變片測量非預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變εs,每根梁選擇2根鋼筋各布置2個鋼筋應(yīng)變片,測點布置在距離梁中線各200 mm的位置處。

    2 主要試驗結(jié)果

    2.1 破壞特征

    對于無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土試驗梁,當(dāng)荷載加至0.3Pu(Pu為試驗梁的極限荷載)左右時,用肉眼可在試驗梁純彎段的底面及兩側(cè)表面發(fā)現(xiàn)一條或多條裂縫,裂縫寬度均很小,側(cè)表面的裂縫高度一般可達(dá)梁高的1/4。隨著荷載進(jìn)一步增加,純彎段裂縫逐漸增多,寬度也逐漸加大,且斜裂縫開始出現(xiàn)。當(dāng)荷載增至0.6Pu左右時,裂縫基本出齊。當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載Pu后,跨中區(qū)域裂縫迅速變寬,破壞較為突然,破壞時跨中受壓區(qū)邊緣混凝土嚴(yán)重壓碎,且第一批未配置箍筋的試驗梁的受壓鋼筋有明顯壓屈現(xiàn)象(圖3)。

    圖3 無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁的破壞特征

    2.2 跨中的彎矩與撓度

    各試驗梁跨中的彎矩M與撓度f的關(guān)系曲線如圖4所示。由圖4可看出:1)在達(dá)到極限狀態(tài)之前,M-f曲線仍大致呈3段折線,但與非預(yù)應(yīng)力梁相比,無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁的第3段折線明顯偏短,且梁達(dá)到極限狀態(tài)后的下降段較陡。2)與第2批梁比較,第1批梁的曲線的下降段更加陡,破壞更為突然。

    無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力試驗梁M-f曲線的第1個轉(zhuǎn)折點處相應(yīng)的彎矩Mf1約為極限彎矩的30%~40%,第2個轉(zhuǎn)折點處相應(yīng)的彎矩Mf2約為極限彎矩的87%~98%,而由文獻(xiàn)[6]可知,配置335 MPa級鋼筋的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁的Mf1、Mf2與極限彎矩之比分別為19%~29%、58%~98%,均比試驗結(jié)果偏小。

    圖4 試驗梁跨中的彎矩與撓度關(guān)系

    2.3 跨中彎矩與預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量

    各試驗梁跨中彎矩M與無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量Δσp的關(guān)系曲線如圖5所示,其中預(yù)應(yīng)力增量取為各壓力傳感器測試結(jié)果的平均值,由于采用人工讀數(shù),部分試件未能采到極限預(yù)應(yīng)力值。由圖5可看出:1)在達(dá)到極限荷載之前,除試驗梁UPC1和UPC2的M-Δσp曲線大致呈2段折線外,其他試驗梁的M-Δσp曲線大致呈3段折線。2)對比試驗梁UPC2和 UPC1、UPC4和 UPC3、UPC6和 UPC5、UPC8和UPC7可知,當(dāng)預(yù)應(yīng)力筋布置形式相同時,隨著ξp增大,Δσpu的增長速率減小。3)對比試驗梁UPC5和UPC7、UPC6和UPC8可知,當(dāng)ξp相同時,預(yù)應(yīng)力筋布置形式對Δσpu的增長速率影響不明顯。

    文獻(xiàn)[6-13]中試驗梁的極限預(yù)應(yīng)力增量Δσpu與ξp的關(guān)系如圖6(a)所示,可以看出,當(dāng)ξp≤0.30時,Δσpu與ξp基本成線性關(guān)系,但當(dāng)ξp>0.30時,二者的線性關(guān)系不明顯。試驗的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁的ξp為0.34~0.43,Δσpu與ξp的關(guān)系如圖6(b)所示,可見,對于配置HRBF500鋼筋的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁,Δσpu與ξp仍基本成線性關(guān)系,且隨ξp增大,Δσpu減小。

    2.4 跨中彎矩與受拉非預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)變

    各試驗梁的跨中彎矩M與非預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)變εs關(guān)系曲線如圖7所示,其中εs為裂縫附近測點的鋼筋應(yīng)變值。由圖7可見:1)在達(dá)到極限荷載之前,試驗梁的M-εs曲線基本呈2段或3段折線。2)在試驗梁達(dá)到極限狀態(tài)之前,受拉的HRBF500鋼筋均已屈服,即在無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁中,HRBF500級鋼筋的強度能夠充分發(fā)揮。

    圖5 試驗梁跨中彎矩與預(yù)應(yīng)力筋預(yù)應(yīng)力增量關(guān)系

    圖6 試驗梁極限預(yù)應(yīng)力增量與綜合配筋指標(biāo)關(guān)系

    3 試驗結(jié)果分析

    3.1 承載力結(jié)果分析

    3.1.1 M、f、Δεp、εs之間的關(guān)系 對無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力試驗梁的 M-f、M-Δεp、M-εs曲線進(jìn)行對比后可知(圖8):1)在達(dá)到極限狀態(tài)之前,M-εs曲線首先達(dá)到第1個轉(zhuǎn)折點,其次是M-Δεp曲線,最后是M-f曲線,即梁出現(xiàn)裂縫后,首先直接影響到的是非預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力值,然后影響到預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力值,而跨中撓度值的增量需要裂縫進(jìn)一步發(fā)展后才會出現(xiàn)改變。2)當(dāng)非預(yù)應(yīng)力筋達(dá)到屈服應(yīng)變時,M-f 曲線和M-Δεp曲線均未達(dá)到第2個轉(zhuǎn)折點。

    圖7 跨中彎矩與非預(yù)應(yīng)力受拉筋應(yīng)變關(guān)系

    圖8 無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁M、f、Δεp、εs之間的關(guān)系

    3.1.2 承載力影響因素分析 各試驗梁的跨中實測極限彎矩Mu與相關(guān)參數(shù)ap、ξp及預(yù)應(yīng)力筋布置形式見表2。由表可知:1)比較試驗梁UPC1和UPC2、UPC3和 UPC4、UPC5和 UPC6、UPC7和UPC8可知,當(dāng)預(yù)應(yīng)力筋布置形式相同時,隨著ξp增大,Mu減小。2)比較試驗梁UPC1和UPC3、UPC2和UPC4、UPC8和UPC6可知,當(dāng)ap相同時,預(yù)應(yīng)力筋分散布置會使Mu降低。

    表2 試驗梁的極限彎矩與相關(guān)參數(shù)

    3.2 延性分析

    采用跨中位移延性系數(shù)μΔ作為梁的延性評價指標(biāo),且位移延性系數(shù)μΔ按式(3)計算。

    式中:Δu為M-f曲線下降段上取85%極限彎矩對應(yīng)的跨中位移;Δy為非預(yù)應(yīng)力受拉縱筋屈服時對應(yīng)的跨中位移,非預(yù)應(yīng)力受拉縱筋屈服根據(jù)M-εs曲線判定。

    根據(jù)式(3)計算的試驗梁位移延性系數(shù)見表3。由表3可知:1)無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力試驗梁UPC1~UPC8的位移延性系數(shù)為1.30~1.99,平均為1.67,非預(yù)應(yīng)力試驗梁RC1、RC2的位移延性系數(shù)分別為4.68、3.43,平均為4.05,即與非預(yù)應(yīng)力梁相比,預(yù)應(yīng)力梁的位移延性系數(shù)明顯偏??;2)當(dāng)預(yù)應(yīng)力筋布置形式相同時,影響無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋混凝土梁位移延性的主要因素為綜合配筋指標(biāo)ξp,隨著ξp增大,位移延性系數(shù)減小。

    然而,文獻(xiàn)[14]中的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力試驗梁的位移延性系數(shù)為2.30~9.00,相應(yīng)的非預(yù)應(yīng)力筋屈服強度為265.0~477.5 MPa,ξp為0.08~0.23,位移延性系數(shù)明顯大于本次試驗梁的結(jié)果。由此可見,對于配置500 MPa級鋼筋的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁,由于鋼筋的屈服強度增大,相應(yīng)的Δy也增大,導(dǎo)致位移延性系數(shù)減小。

    4 承載力計算方法

    4.1 受彎承載力計算方法

    下按平截面假定建立的,因此,確定無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁的受彎承載力Mu的關(guān)鍵是確定Δσpu。

    式中:Δσpu為無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的極限預(yù)應(yīng)力增量,為與混凝土強度等級有關(guān)的計算系數(shù);x為受壓區(qū)高度。

    4.2 極限預(yù)應(yīng)力增量計算方法

    根據(jù)規(guī)范GB 50010-2010,矩形截面單筋正截面受彎承載力可按式(4)計算。式(4)是在已知Δσpu

    極限預(yù)應(yīng)力增量Δσpu是無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁受彎性能的一個重要指標(biāo),國內(nèi)外學(xué)者已對其進(jìn)行了大量的研究,提出了各種計算方法,而且相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)也給出了Δσpu的計算規(guī)定,但這些Δσpu計算公式形式多樣,未能統(tǒng)一。結(jié)合筆者及相關(guān)文獻(xiàn)中的試驗結(jié)果,對中國規(guī)范GB 50010-2010和美國規(guī)范ACI 318-08[15]進(jìn)行評估,并經(jīng)回歸分析得到了 Δσpu的建議公式。

    對于單跨梁,中國規(guī)范GB 50010-2010的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的極限應(yīng)力增量(記為Δσcp1u)的計算公式為式(5)。

    式中h為受彎截面高度。

    對于跨高比小于等于35的梁,美國規(guī)范ACI 318-08[15]的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的極限應(yīng)力增量(記為)計算公式為式(6)。

    式中f′c為混凝土圓柱抗壓強度標(biāo)準(zhǔn)值(當(dāng)混凝土強度等級小于C50時,取

    表3 試驗梁的位移延性系數(shù)

    本次試驗梁的極限預(yù)應(yīng)力增量的試驗值與按中、美規(guī)范的計算值見表4,表中為預(yù)應(yīng)力增量的試驗值。由表4可知,本次試驗梁的極限應(yīng)力增量試驗值比中、美規(guī)范的計算值明顯偏大,的平均值和變異系數(shù)分別為0.35和0.095的平均值和變異系數(shù)分別為0.39和0.090。

    表4 極限應(yīng)力增量試驗值與規(guī)范計算值比較

    筆者及文獻(xiàn)[6-13]的試驗結(jié)果與中、美規(guī)范中公式的計算結(jié)果比較見圖9。由圖9可看出,試驗梁的極限應(yīng)力增量試驗值比中、美規(guī)范中公式的計算值大,且試驗值越大,偏差越大,同時總體來看計算值與試驗值二者離散度較大,的平均值和變異系數(shù)分別為0.61和0.501的平均值和變異系數(shù)分別為0.68和0.456。

    為了得到與試驗結(jié)果較吻合的計算公式,參考文獻(xiàn)[16]的研究成果,建立了如式(7)所示的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力梁預(yù)應(yīng)力增量(記為)計算公式。按式(7)的計算值與試驗值的比較見圖10,其比值平均值為0.99,變異系數(shù)為0.490,當(dāng)極限預(yù)應(yīng)力增量試驗值小于450 MPa時,二者符合較好。

    4.3 承載力計算結(jié)果

    圖9 極限應(yīng)力增量試驗值與規(guī)范計算值比較

    圖10 極限應(yīng)力增量建議公式計算值與試驗值比較

    表5 受彎承載力計算值與試驗值比較

    5 結(jié) 論

    通過試驗研究及與相關(guān)文獻(xiàn)試驗結(jié)果對比,對配置HRBF500鋼筋的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁的受彎承載力性能,可以得到以下結(jié)論:

    1)在達(dá)到極限狀態(tài)之前,試驗梁M-f曲線仍大致呈三折線,且非預(yù)應(yīng)力受拉縱筋均能屈服,但梁的破壞較為突然。

    2)試驗梁的極限預(yù)應(yīng)力增量Δσpu試驗值與綜合配筋指標(biāo)仍基本成線性關(guān)系,而且隨ξp增大,Δσpu減小的試驗值與按中國規(guī)范GB 50010-2010和美國規(guī)范ACI 318-08中公式的計算值明顯偏大。

    3)根據(jù)筆者及相關(guān)文獻(xiàn)中的試驗結(jié)果,分析得到了Δσpu的計算建議公式,當(dāng)Δσpu試驗值小于450 MPa時,該式的計算值與試驗值符合較好。

    4)無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力試驗梁的跨中位移延性系數(shù)均較小,平均為1.67,且隨ξp的增大而減小。以延性為目標(biāo)的極限預(yù)應(yīng)力增量取值有待進(jìn)一步研究。

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