部分充填式鋼箱-混凝土組合梁裂縫特征試驗

李 勝，莫時旭，鄭 艷，李興科，羊海林

(1.廣西巖土力學與工程重點實驗室，廣西 桂林541004;2.桂林理工大學 土木與建筑工程學院，廣西 桂林541004)

組合結構因具有良好受力性能的創(chuàng)新結構形式日益受到關注。部分充填式鋼箱-混凝土組合梁是基于方鋼管混凝土和鋼箱梁的特性而提出來的一種新型組合截面梁，主要由鋼筋混凝土板、鋼箱內部分填充的混凝土和抗剪連接件三部分組成。目前，國內外對于部分充填式鋼箱-混凝土組合梁［1-5］的研究報道較少。莫時旭等［1-3］提出了鋼箱-混凝土組合梁這種新型鋼-混凝土組合截面梁，即在試驗梁的受壓部位填充核心混凝土的鋼箱-混凝土梁，并進行了大量試驗研究?；炷翗蛎姘迨芨鞣N力的作用下容易開裂，裂縫寬度在一定程度上會影響結構的承載能力和耐久性能，這就要求裂縫寬度必須限制在相對安全的范圍內。為此，許多學者提出了組合梁裂縫寬度計算的的修正參數，并分析其影響因素。1997年聶建國等［6］建議引入力比、連接件間距對鋼筋混凝土軸心受拉構件裂縫寬度計算進行修正;2004 年余志武等［7］將力比、連接件間距、鋼梁與混凝土板相對高度比作為主要參數來修正;2006 年季曉康［8］推薦了以彎曲曲率、裂縫間距、裂縫高度作為主要參數的經驗公式。2009 年張彥玲［9］在材料的創(chuàng)新上提出可以利用RPC 新材料優(yōu)越的抗拉性能來提高組合梁負彎矩區(qū)翼板的抗裂性，并進行了相關理論研究。但是對類似鋼箱-混凝土組合梁［10-16］負彎矩作用下混凝土橋面板裂縫的實驗數據還很有限。本試驗對2 根部分充填式鋼箱-組合梁進行了靜力加載試驗，通過對比分析在不同荷載下混凝土板裂縫寬度的試驗值和依照不同規(guī)范所得計算值之間的差別，重點研究不同配筋率下混凝土板的開裂特征、裂縫發(fā)展情況、裂縫寬度和裂縫間距，為部分充填式鋼箱-組合梁的裂縫寬度計算提供試驗依據。

1 試驗研究

1.1 試件設計

設計了2 根負彎矩加載的簡支組合梁(PSCB1、PSCB2)，試件截面尺寸設計圖和縱筋布置圖見圖1，2 根試件的截面尺寸和跨徑布置相同，只是配筋率不同，PSCB1 和PSCB2 板內配筋率分別為1%和2%。試件的鋼梁均為300 mm×120 mm 的箱形截面梁，試件梁全長均為4.4 m，計算跨徑為4.0 m，截面形式鋼筋布置均相同，均由截面尺寸為C40 的混凝土板和部分充填混凝土鋼箱組成。鋼箱梁頂板、腹板和底板設計厚度分別為10、4、10 mm，混凝土翼板截面為1000 mm×120 mm。PSCB1 和PSCB2 的栓釘間距分別為400 mm 和200 mm，橫向鋼筋的間距均為200 mm。

圖1 試件構造Fig.1 Construction of specimens

1.2 材料特性

試驗選用的主要材料:混凝土按C40 配制，鋼板型號為Q235，縱向受拉鋼筋為HRB335，箍筋為HPB300。試驗梁對比參數見表1 和表2。

表1 混凝土的力學性能Tab.1 Mechanical properties of concrete MPa

表2 鋼材的力學性能Tab.2 Mechanical properties of steel

1.3 加載裝置及數據收集

試驗梁加載方式和加載裝置如圖2 所示，加載方式為雙點反向對稱加載，加載點間距1.4 m，支撐底端跨中采用油壓千斤頂加載。試驗加載包括預加載和正式加載。設備和測試儀器調試完畢后先進行預加載，設備和測試應變箱運行是否正常由預加載數據來判斷。預加載荷載為50 kN，分5 級施加，每級荷載均為10 kN，每級荷載施加后穩(wěn)定3 min，然后記錄數據，最后卸載至0。正式加載從0 加載至試件極限荷載，每級荷載約為20 kN，每級荷載施加到位后持續(xù)5 min 后，記錄混凝土板裂縫發(fā)展情況，穩(wěn)定后再采集試驗數據。試驗加載至極限荷載，記錄鋼梁腹板屈曲情況后緩慢卸載至0，在加卸載的過程中用應變箱連續(xù)采集試驗數據。試件關鍵測試截面如圖3 所示。本試驗測量的主要內容包括典型截面的應變、位移值、裂縫位置及裂縫寬度。混凝土板的應變，鋼筋的應變，鋼梁翼緣板、腹板和底板各主要截面處的應變由應變箱采集測得，裂縫分布位置和寬度由裂縫觀測儀測得，試件撓度值、鋼箱與混凝土板間的相對滑移值均由百分表測得。

圖2 加載系統(tǒng)Fig.2 Loading system

圖3 試驗中關鍵測試截面位置Fig.3 Locations of critical sections at test

2 試驗結果與分析

2.1 鋼筋應變

試件PSCB1 和試件PSCB2 跨中部位鋼筋的應變隨荷載變化如圖4 所示。在彈性階段，應變與荷載均呈線性關系，2 個試件的鋼筋應變隨荷載增加而增加。從鋼筋的平均應變來看，兩根試驗梁PSCB1，PSCB2 應變都有一個較明顯的突變點，PSCB1 發(fā)生在120 kN 荷載左右，PSCB2 發(fā)生在150 kN 荷載左右。在這個荷載之前混凝土翼板參與抗拉，梁的抗彎剛度大，當混凝土翼板裂縫開展到底面，翼板完全退出工作時，拉應力全部由鋼筋承擔，導致鋼筋的應變發(fā)生突變。此后，由于中和軸位置穩(wěn)定，鋼筋和鋼箱頂板的應變值基本保持線性增長。在相同的條件下，配筋率越高，鋼筋應變對應的荷載越大。

2.2 混凝土應變

混凝土早期開裂承擔的拉應力主要由鋼筋承擔，加載后試驗梁跨中截面的混凝土板開裂較早，突然增大的鋼筋應力和應變促使初始裂縫寬度增大。開裂后測得的混凝土應變值波動較大，易發(fā)生顯著突變，不具代表性?；炷涟?截面2)裂縫開展相對較晚，其應變測試位置見圖5，其橫向不同位置的應變分布見圖6。

在加載的初始階段，混凝土板的應變值比較均勻。當荷載增大時翼板頂面裂縫出現并逐漸增長時，應變沿橫向的分布開始變得不穩(wěn)定，應變值出現顯著變化，在剪力釘附近位置出現峰值。產生該現象的原因，一方面是翼板在開裂后內力發(fā)生重分布，在裂縫附近的地方混凝土回縮。另一方面是由于混凝土開裂后構件變得對稱。此外，鋼箱附近混凝土板存在剪力滯效應，埋于混凝土中的剪力釘造成的應力集中和局部缺陷也是引起加載后期混凝土應變不均勻的因素。

圖4 鋼筋應變Fig.4 Strain of reinforcements

圖5 混凝土應變測點橫向位置Fig.5 Strain gauge location for concrete in transverse direction

圖6 沿橫向不同位置的混凝土應變Fig.6 Concrete strain in transverse direction

2.3 裂縫擴展特征

裂縫寬度的控制對于承受負彎矩的組合梁結構的耐久性是十分重要的。當荷載增加至90 kN 左右時，在跨中部位附近上翼緣混凝土板出現第一條橫向受拉主裂縫，試件PSCB1 和PSCB2 的初始開裂荷載分別為89 kN 和90 kN。荷載增至220 kN 左右，跨中混凝土頂面開始出現橫向貫通的主要裂縫，中支座混凝土板側面逐漸出現豎向裂縫。荷載增至400 kN 以后，隨著荷載的增加，在原裂縫的基礎上會有次生裂縫的產生，幾乎不再有新裂縫出現，裂縫的發(fā)展的過程如圖7 所示(混凝土板截面尺寸為4.4 m×1.0 m)。

本次試驗的試件PSCB1 和試件PSCB2 具有相同的截面尺寸，因此，二者初始裂縫的荷載近似相同但二者裂縫分布有所不同。這是由于配筋率的不同造成的。由圖7 可知，配筋率低的試件PSCB1 的裂縫分布較稀疏，其裂縫平均間距比配筋率高的試件PSCB2 的大。

由圖8 可知，兩根試件在不同荷載作用下裂縫最大寬度的發(fā)展趨勢大致相同，在鋼筋屈服之前，PSCB1 和PSCB2 的裂縫寬度發(fā)展比較緩慢。但由于配筋率的不同，試件PSCB1 各控制裂縫的寬度比試件PSCB2 各控制裂縫的寬度相對更寬，試件PSCB2 的裂縫擴展速率比PSCB1 號的裂縫擴展速率要緩慢。

圖7 試件的裂縫分布Fig.7 Cracks distribution of specimens

2.4 裂縫間距

用5 條虛線位置來統(tǒng)計混凝土板所有相鄰裂縫的間距，見圖9。由此統(tǒng)計混凝土翼板中裂縫間距的分布特征，統(tǒng)計結果如表3 所示。兩根試件裂縫的間距差別較大，試件PSCB1 和試件PSCB2 的平均裂縫間距分別為155 mm 和117.5 mm，裂縫間距分布統(tǒng)計結果如圖10 所示。由圖10 可知，試件PSCB1的裂縫間距主要集中在100 ～150 mm，對于試件PSCB2 而言，分布較多的裂縫間距依次為70 ～90 mm、50 ～70 mm 和90 ～110 mm。試件PSCB1 和試件PSCB2 主要控制裂縫間距基本是在180 ～220 mm，與橫向鋼筋間距(200 mm)十分接近，只是PSCB2 在各控制裂縫之間的斜裂縫或者衍生裂縫較多。

圖8 試件在不同荷載下的最大裂縫寬度Fig.8 Maximum cracking widths of specimens under different loads

圖9 裂縫間距統(tǒng)計位置Fig.9 Locations of cracking spacing statistics

混凝土構件受軸向拉力到達極限狀態(tài)的過程中要經歷3 個受力階段，即混凝土的初始裂縫階段、混凝土中裂縫的穩(wěn)定擴展階段、混凝土中裂縫的不穩(wěn)定擴展階段。鋼筋初始屈服時可認為是第二階段的末期，2 根試件在不同裂縫形成階段所對應的荷載如表4 所示。由于試件PSCB1 的鋼箱內核心混凝土填充相對稀疏且配筋率較小，混凝土一開裂則導致鋼筋發(fā)生突變、裂縫擴展迅速，試驗中記錄各個階段對應的準確荷載可能出現偏差，試件PSCB2 配筋率較合適，P2(0.2 mm 寬度裂縫)對應的荷載幾乎達到P1(初始開裂)荷載的4 倍。由表4 可知，混凝土板中配筋率的增加能有效提高組合梁正常使用極限狀態(tài)的剛度和承載能力，同時還能提高構件相對應的極限荷載和鋼筋屈服時對應的荷載。

表3 試件的裂縫間距Tab.3 Cracking Load of Specimens mm

表4 試件開裂荷載1Tab.4 Cracking load of Specimens kN

圖10 裂縫間距分布的統(tǒng)計Fig.10 Statistical results of crack spacings

現有組合梁混凝土的規(guī)范提出了裂縫寬度的簡化經驗公式，具體公式如下。

①規(guī)范CEB-FIP Model Code 1990

裂縫初始開裂階段和裂縫穩(wěn)定擴展階段的簡化公式分別如下:

式中，w 為最大裂縫寬度，εcs為混凝土的收縮應變;?s為受拉鋼筋直徑;Es為鋼筋的彈性模量;δs2為翼板開裂部位鋼筋的應力;εs2為翼板開裂部位鋼筋的應變;ρs，ef=As/Ac，As為鋼筋截面面積，Ac為混凝土截面面積;β1=0.6 為裂縫初始開裂階段與拉伸強化效應有關的系數，β2=0.6 為裂縫穩(wěn)定階段與拉伸強化效應有關的系數;τbk為鋼筋與混凝土的粘結應力;fctm為混凝土的平均抗拉強度;αe為鋼筋與混凝土彈性模量的比值。

②規(guī)范EN 2004-2:2005

式中，? 為鋼筋直徑;對粘結性較高的鋼筋k1=0.8;k2為與截面應力分布有關的系數，對受彎構件k2=0.5，對受拉構件k2=1.0;k3和k4均為固定系數，分別為3.4 和0.425;fct，eff為混凝土的平均抗拉強度;δs為開裂截面的鋼筋應力;ρp，eff為有效鋼筋配筋率;ρs為縱向鋼筋配筋率;kt為荷載持續(xù)時間系數，對于短期荷載kt=0.6。

③規(guī)范JTG D62-2004

式中，對帶肋鋼筋C1=1.0，C2為荷考慮載長期效應影響系數，C2=1.0;C3為構件受力性質系數，對組合梁受彎狀態(tài)C3=1.1;ρ 為受拉鋼筋配筋率;bf和hf分別為受拉翼板的寬度和厚度;δss為鋼筋應力;h0和b 分別為受拉翼板的有效高度和寬度;d 為受拉鋼筋直徑;As為受拉鋼筋截面積。

④規(guī)范DL/T5085-99

式中，υ 表示受拉鋼筋表面特征系數，υ=0.7;d 為受拉鋼筋直徑;φ 為考慮鋼筋中應變不均勻系數;c為縱向鋼筋保護層厚度;ρe為縱向鋼筋配筋率;ftk為混凝土的平均抗拉強度;σr為翼板開裂部位鋼筋的應力。

裂縫寬度計算結果見表5。對比上述規(guī)范所得計算值和試驗所得實測值發(fā)現:試件PSCB1 和試件PSCB2 的裂縫寬度的計算值與實測值差別較大，主要是由于2 個試件的配筋率不同造成的。由表5 可知，當配筋率適當時，與其他規(guī)范計算所得裂縫寬度相比，規(guī)范EN 2004-2:2005 的計算值更接近部分充填式鋼箱-混凝土組合梁裂縫寬度的實際值。

表5 裂縫寬度計算結果1Tab.5 Calculated crack width

3 結 語

①混凝土配筋率和鋼箱內充填混凝土的密實性對部分充填式鋼箱-混凝土組合梁開裂有影響。配筋率高的試件裂縫寬度小，衍生裂縫較多。在組合梁設計中可以提高配筋率以控制裂縫寬度。

②試驗表明，配筋率高的試件裂縫寬度隨荷載增大而發(fā)展的速率較緩慢，裂縫間距較小，裂縫間距與混凝土翼板中橫向鋼筋間距比較接近。

③配筋率的增加能提高部分充填式鋼箱-混凝土組合梁負彎矩鋼筋混凝土翼板的抗拉能力，從而提高其承載能力。適當提高配筋率，把混凝土裂縫寬度限制在一定的范圍內，有利于發(fā)揮材料的組合效應。

④當配筋率合理時，并在正常使用狀態(tài)下，部分充填式鋼箱-混凝土組合梁在負彎矩作用下混凝土板的裂縫寬度根據規(guī)范EN 2004-2:2005 來計算比較適合。

⑤本試驗進行的2 根簡支梁與負彎矩區(qū)未施加預應力的連續(xù)梁結構相似，該試驗結論適用于這類結構形式。

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