半預(yù)制HRB600級鋼筋鋼纖維高強(qiáng)混凝土梁受彎性能試驗研究*

張建偉，劉 嬌，蔡汝幸，張德利

(北京工業(yè)大學(xué)城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗室， 北京 100124)

0 引言

半預(yù)制半裝配式混凝土結(jié)構(gòu)由外殼預(yù)制、內(nèi)芯現(xiàn)澆的混凝土梁柱構(gòu)件以及現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)組成。梁柱預(yù)制外殼可在工廠規(guī)?；a(chǎn)成型，替代模板，減少模板和臨時支撐的使用，在施工現(xiàn)場吊裝后，再澆筑內(nèi)芯混凝土和節(jié)點(diǎn)。與裝配式混凝土結(jié)構(gòu)相比，半預(yù)制半裝配式混凝土結(jié)構(gòu)可節(jié)約成本、縮短工期，同時其整體性、抗震性優(yōu)于裝配式結(jié)構(gòu)[1-3]。

半預(yù)制梁作為半預(yù)制半裝配式混凝土結(jié)構(gòu)的重要組成部分，國內(nèi)學(xué)者已對其進(jìn)行過一些研究：吳方伯等[4]對預(yù)應(yīng)力預(yù)制疊合梁進(jìn)行了靜力加載試驗，結(jié)果表明疊合梁按整澆梁計算偏于安全；支正東等[5]、張大長等[6]對外殼預(yù)制、核心現(xiàn)澆混凝土梁進(jìn)行了靜力加載試驗，結(jié)果表明外殼預(yù)制、核心現(xiàn)澆混凝土梁受彎性能與現(xiàn)澆梁相同，預(yù)制外殼需配置預(yù)應(yīng)力鋼絲以避免施工中出現(xiàn)裂縫。但關(guān)于混凝土強(qiáng)度等級在C50以上的半預(yù)制混凝土梁研究較少。目前我國大力推廣高強(qiáng)混凝土和高強(qiáng)鋼筋，HRB600級鋼筋已被列入了國家標(biāo)準(zhǔn)《鋼筋混凝土用鋼第2部分：熱軋帶肋鋼筋》(GB/T 1499.2—2018)[7]。而高強(qiáng)混凝土脆性大的缺點(diǎn)限制了其推廣應(yīng)用，但加入鋼纖維可改善其變形能力[8-9]。全截面加入鋼纖維成本較高，且加入鋼纖維對混凝土抗壓強(qiáng)度影響較小，因此只在梁的受拉區(qū)加入鋼纖維能夠節(jié)約成本，同時對混凝土的抗裂性能和變形能力有一定的改善作用[10-11]。為此，本文進(jìn)行了5根半預(yù)制HRB600級鋼筋鋼纖維高強(qiáng)混凝土梁(簡稱半預(yù)制梁)的受彎力學(xué)性能試驗，試件先澆筑預(yù)制混凝土外殼，待預(yù)制混凝土外殼具備一定強(qiáng)度后澆筑混凝土內(nèi)芯。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

以預(yù)制外殼混凝土強(qiáng)度、預(yù)制外殼鋼纖維摻量以及鍵槽間距為變化參數(shù)，共設(shè)計5根半預(yù)制梁，具體參數(shù)見表1。

試件設(shè)計參數(shù) 表1

試件的箍筋為HPB300級鋼筋,底部受拉縱筋為HRB600級鋼筋，上部架立筋為HRB400級鋼筋，保護(hù)層厚度為30mm。按《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 1—2014)[12]的要求制作試件，預(yù)制外殼設(shè)置全截面鍵槽，鍵槽間距有3種：0，300，600mm。試件的配筋情況見圖1(陰影部分為現(xiàn)澆部分)。由于本試驗為單向受彎試驗，箍筋對試驗結(jié)果影響不大，為研究方便，采用開口箍筋。預(yù)制外殼設(shè)置鍵槽，以加大預(yù)制外殼和現(xiàn)澆混凝土之間的摩擦力，從而保證兩者共同工作。鍵槽設(shè)置情況見圖2。

圖1 試件幾何尺寸及配筋圖

圖2 預(yù)制外殼鍵槽設(shè)置情況

1.2 材料性能

制備高強(qiáng)混凝土所用水泥為P·O52.5水泥；鋼纖維選用長度35mm，等效直徑0.55mm，長徑比64的端鉤型鋼纖維。澆筑試件時，每批混凝土均制備3組尺寸為150mm×150mm×150mm的立方體試塊和3組尺寸為150mm×150mm×300mm(長×寬×高)的棱柱體試塊，與試件同條件養(yǎng)護(hù)，以便測定混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu、棱柱體抗壓強(qiáng)度fc和彈性模量Ec，測定結(jié)果見表2。HRB600級鋼筋實(shí)測力學(xué)性能見表3。

混凝土實(shí)測力學(xué)性能 表2

鋼筋實(shí)測力學(xué)性能 表3

1.3 加載方案

加載裝置及測點(diǎn)布置如圖3所示。試驗采用單調(diào)分級加載制度進(jìn)行加載，每次加載時間間隔為10min。加載前進(jìn)行預(yù)加載來檢查儀器儀表讀數(shù)是否正常，預(yù)加載荷載為40kN。加載初期，按計算開裂荷載的20%分級施加荷載；開裂后，每級加載不得超過計算極限荷載的10%；當(dāng)加載到縱向受拉鋼筋屈服后，按跨中位移控制加載，每級位移增量為4mm，直至受壓區(qū)混凝土被壓碎，承載力下降至極限承載力的85%時，停止加載，試驗結(jié)束。

圖3 試件加載裝置及測點(diǎn)布置示意

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

試件在持荷狀態(tài)下的破壞形態(tài)及裂縫分布如圖4所示。5根半預(yù)制梁均呈現(xiàn)適筋梁破壞特征，其破壞形態(tài)及裂縫分布與現(xiàn)澆梁相同。

圖4 試件破壞形態(tài)及裂縫分布

與試件PB-1相比，試件PB-2純彎段主裂縫發(fā)展速度較慢，裂縫密而細(xì)，屈服時主裂縫寬度較?。慌c試件PB-2相比，試件PB-5純彎段主裂縫發(fā)展速度略慢，但裂縫數(shù)量較多，屈服時主裂縫寬度略小；與試件PB-5，PB-4相比，試件PB-3純彎段主裂縫發(fā)展速度較快，裂縫數(shù)量較少，屈服時主裂縫寬度較大；與試件PB-5相比，試件PB-4純彎段主裂縫發(fā)展速度較快，裂縫數(shù)量較少，屈服時的最大裂縫寬度較大，說明減小鍵槽間距能有效控制裂縫發(fā)展速度。

持荷狀態(tài)下典型試件頂面混凝土結(jié)合面處裂縫分布如圖5所示。加載到極限荷載的22%～30%時，在頂面混凝土結(jié)合面處的彎剪段靠近加載點(diǎn)處出現(xiàn)裂縫，設(shè)置鍵槽的試件彎剪段裂縫寬度基本無發(fā)展，裂縫長度增大，但未延伸至純彎段，裂縫寬度最寬為0.03mm，說明分兩次澆筑的混凝土之間變形協(xié)調(diào)，能夠共同工作。但試件PB-3頂面混凝土結(jié)合面處裂縫隨荷載增大而擴(kuò)展，加載到極限荷載的87%時，頂部混凝土結(jié)合面處由于擠壓有微量混凝土脫落，受彎破壞時，裂縫基本沿頂面混凝土結(jié)合面處貫通，最大裂縫寬度為1.2mm，說明混凝土結(jié)合面為光滑面時，在荷載較大的情況下，會產(chǎn)生滑移。

圖5 典型試件頂面混凝土結(jié)合處裂縫分布

2.2 截面應(yīng)變規(guī)律

典型梁跨中截面應(yīng)變實(shí)測情況如圖6所示。半預(yù)制HRB600級鋼筋鋼纖維高強(qiáng)混凝土受彎梁在荷載較小情況下，中和軸在梁截面的中線附近；隨著荷載增加，受壓區(qū)高度減小，中和軸逐漸上移。截面應(yīng)變基本成線性變化，符合平截面假定。

圖6 試件PB-2跨中截面應(yīng)變發(fā)展規(guī)律

2.3 彎矩-跨中撓度曲線

圖7為彎矩-跨中撓度曲線對比圖，對彎矩做歸一化處理，以便比較。其中B2和B3為縱筋配筋率1.09%、混凝土強(qiáng)度等級分別為C60和C80、其余設(shè)計參數(shù)均與本試驗相同的現(xiàn)澆HRB600級鋼筋高強(qiáng)混凝土梁(簡稱現(xiàn)澆梁)[13]。由圖7可知，半預(yù)制梁與現(xiàn)澆HRB600級鋼筋高強(qiáng)混凝土梁的彎矩-跨中撓度曲線變化趨勢基本一致，兩者表現(xiàn)出相同的受力特點(diǎn)和變形特征。與現(xiàn)澆梁相比，半預(yù)制梁的屈服荷載、屈服位移與其接近，達(dá)到峰值位移時，半預(yù)制梁位移小于現(xiàn)澆梁；由于鋼纖維的摻入，半預(yù)制梁的前期剛度退化較慢，達(dá)到峰值荷載后，半預(yù)制梁下降曲線較緩，極限位移較大，說明鍵槽間距為300mm和600mm時，鋼纖維摻量為1.5%的半預(yù)制梁與相同等級混凝土強(qiáng)度的現(xiàn)澆梁力學(xué)性能相近，其延性、剛度滿足正常使用的要求。

圖7 不同強(qiáng)度等級的混凝土現(xiàn)澆梁與半預(yù)制梁對比

圖8為不同參數(shù)下的半預(yù)制梁的彎矩-跨中撓度(M-Δ)曲線。由圖8(a)可知，試件PB-1與試件PB-2的受彎剛度、屈服荷載、極限荷載均相近，但屈服后的試件PB-2曲線下降較緩，極限位移較大，說明加入鋼纖維能明顯提高半預(yù)制梁的延性，但對半預(yù)制梁的受彎剛度和屈服后承載力影響不大。由圖8(b)可知，與試件PB-2相比，試件PB-5的極限承載力明顯提高，受彎剛度退化較慢，屈服后曲線下降趨勢略快，說明提高半預(yù)制梁的外殼混凝土強(qiáng)度可提高梁的承載力，但延性略有降低。由圖8(c)可知，與試件PB-3相比，試件PB-4，PB-5承載力明顯提高，受彎剛度退化明顯減慢，屈服后試件PB-5，PB-4曲線下降趨勢相差較小且較緩，其中試件PB-5曲線下降最緩慢，可見適當(dāng)減小鍵槽間距，可提高半預(yù)制梁的承載力，減慢受彎剛度的退化，改善延性；試件PB-3屈服后曲線下降較快，其承載力相對較低，延性、受彎剛度、整體工作性能相對較差。

圖8 彎矩-跨中撓度曲線對比

2.4 等效應(yīng)力圖系數(shù)理論計算

在實(shí)際計算中，受壓區(qū)混凝土應(yīng)力分布一般取等效矩形應(yīng)力圖，由此引出等效矩形應(yīng)力圖系數(shù)α1，β1，其中α1為等效應(yīng)力圖應(yīng)力與混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線峰值應(yīng)力的比值，β1為等效應(yīng)力圖高度與中和軸到受壓邊緣距離的比值，應(yīng)力和應(yīng)變分布圖見圖9，10。

圖9 高強(qiáng)混凝土矩形截面應(yīng)力和應(yīng)變分布圖

對于普通高強(qiáng)混凝土，采用現(xiàn)行《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)[14](簡稱混凝土規(guī)范)中的混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如下式：

σ=(1-dc)Ecε

(1)

(2)

(3)

圖10 鋼纖維高強(qiáng)混凝土矩形截面應(yīng)力和應(yīng)變分布圖

(4)

(5)

αc=0.157fc,r0.785-0.905

(6)

(7)

式中：Ec為混凝土彈性模量；dc為混凝土單軸受壓損傷演化參數(shù)；αc為混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段參數(shù)值；fc,r為混凝土單軸抗壓強(qiáng)度代表值，此處為試驗實(shí)測的棱柱體抗壓強(qiáng)度；εc,r為與fc,r對應(yīng)的混凝土軸向應(yīng)變。

對于鋼纖維高強(qiáng)混凝土，根據(jù)文獻(xiàn)[15]對混凝土規(guī)范中的混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線的下降段參數(shù)αc、峰值應(yīng)變εc，r進(jìn)行修正：

(8)

(9)

式中：lf為鋼纖維長度；df為鋼纖維等效直徑；Vf為鋼纖維體積率。

不同外殼、內(nèi)芯截面面積比下的等效矩形應(yīng)力簡化系數(shù)各不相同。假設(shè)在合理鍵槽間距設(shè)置情況下，同一截面高度處外殼與內(nèi)芯混凝土保持應(yīng)變一致。由于鋼纖維對混凝土延性有較好的提高作用，故認(rèn)為當(dāng)內(nèi)芯混凝土達(dá)到極限壓應(yīng)變時，半預(yù)制梁達(dá)到極限承載力。為簡化計算，可采用外殼混凝土強(qiáng)度作為全截面的混凝土計算強(qiáng)度。在此基礎(chǔ)上，運(yùn)用MATLAB軟件編程計算混凝土受壓區(qū)外殼、內(nèi)芯面積比K為1∶1與1∶2情況下的等效矩形應(yīng)力圖系數(shù)α1，β1，計算結(jié)果分別見表4，5。由計算結(jié)果可得，α1，β1的變化規(guī)律與現(xiàn)澆梁相近。內(nèi)芯強(qiáng)度的提高對截面受彎性能有較好的提高作用。

等效矩形應(yīng)力圖系數(shù)α1 表4

2.5 承載力計算

我國《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38∶2004)[16](簡稱CECS 38∶2004規(guī)程)關(guān)于鋼纖維混凝土受彎梁正截面極限承載力計算式為：

(13)

使用公式(10)～(13)對相應(yīng)試驗梁進(jìn)行計算，α1，β1分別按混凝土規(guī)范、理論計算取值計算的極限彎矩MuX，MuX1見表6。由表6可見，MuX1/MuX比值均為0.98。為統(tǒng)一計算方法，簡化計算，結(jié)合面設(shè)置鍵槽的半預(yù)制梁可按現(xiàn)澆梁計算。

等效矩形應(yīng)力圖系數(shù)β1 表5

承載力計算值 表6

試驗梁的承載力實(shí)測值見表7。其中Mcr為開裂彎矩，My為屈服彎矩，Mu為極限彎矩。由表7可見：

承載力實(shí)測值 表7

(1)與試件PB-1相比，試件PB-2的開裂彎矩高36.02%。由于試件澆筑時鋼纖維攪拌不均勻的原因，試件PB-2的極限彎矩比試件PB-1低6.89%，可見加入鋼纖維能有效提高混凝土的開裂荷載。與試件PB-2相比，試件PB-5與其開裂彎矩相近，極限彎矩提高10.56%，可見提高預(yù)制外殼混凝土的強(qiáng)度可提高梁的承載力，對開裂彎矩影響較小。試件PB-4的開裂彎矩比試件PB-3略有提高，而試件PB-5的開裂彎矩比其提高28.2%，試件 PB-4， PB-5的極限彎矩分別比試件PB-3提高18.4%，8.4%，說明設(shè)置鍵槽可提高梁的開裂彎矩與極限彎矩。由于試件PB-5鍵槽間距較小，考慮混凝土振搗原因，試件PB-5比試件PB-4的極限彎矩稍低。根據(jù)《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 1—2014)[12]要求，梁疊合層之間，鍵槽深度為30mm時，鍵槽寬度最多為300mm，鍵槽間距宜等于鍵槽寬度，由于本次試驗采用U形梁，疊合面面積較大，增大了疊合面之間的黏結(jié)力。故鍵槽間距為600mm時，分兩次澆筑的混凝土結(jié)合面處連接較好，承載力、開裂荷載明顯提高，延性也得到了較大改善，故可認(rèn)為鍵槽間距為600mm的梁，即試件PB-4基本滿足工程要求。

(2)Mu/MuX均值為1.12，變異系數(shù)為0.119?？梢姲碈ECS 38∶2004規(guī)程計算的試驗梁極限彎矩與實(shí)測值符合較好，實(shí)際工程中在進(jìn)行半預(yù)制梁承載力計算時，可根據(jù)CECS 38∶2004規(guī)程計算。

2.6 裂縫分析

混凝土規(guī)范中短期荷載作用下最大裂縫寬度計算公式如下：

(14)

CECS 38∶2004規(guī)程中鋼纖維混凝土受彎構(gòu)件最大裂縫寬度計算公式如下：

wfmax=wmax(1-βcwλf)

(15)

根據(jù)準(zhǔn)永久組合計算的試驗梁正常使用極限彎矩為0.66Mu。表8為試驗梁純彎段在正常使用極限狀態(tài)下的平均裂縫間距與最大裂縫寬度。lcr，w分別是荷載為0.66Mu時實(shí)測純彎段平均裂縫間距和最大裂縫寬度，wG，wX分別是荷載為0.66Mu時按公式(14)，(15)計算的最大裂縫寬度。

裂縫計算 表8

由表8可見，wG/w均值為1.158，變異系數(shù)為0.115；wX/w均值為0.995，變異系數(shù)為0.108?？梢姲碈ECS 38∶2004規(guī)程計算的試驗梁最大裂縫寬度與實(shí)測值符合較好，實(shí)際工程中在進(jìn)行半預(yù)制梁最大裂縫寬度計算時，可根據(jù)CECS 38∶2004規(guī)程計算。

2.7 撓度分析

混凝土規(guī)范中受彎構(gòu)件的撓度計算公式如下：

(16)

(17)

CECS 38∶2004規(guī)程中鋼纖維混凝土受彎構(gòu)件的撓度計算公式如下：

ffs=kMl02/Bfs

(18)

Bfs=Bs(1+βBλf)

(19)

撓度實(shí)測值與計算值見表9。fs為梁截面彎矩達(dá)0.66Mu時的實(shí)測撓度值，fcc為梁截面彎矩達(dá)0.66Mu時按公式(16)，(17)計算的撓度值，fcx為梁截面彎矩達(dá)0.66Mu時按公式(18)，(19)計算的撓度值。

由表9可見，fcc/fs均值為1.514，變異系數(shù)為0.007；fcx/fs均值為1.14，變異系數(shù)為0.067?？梢姲碈ECS 38∶2004規(guī)程計算的撓度與實(shí)測值符合較好，半預(yù)制梁進(jìn)行撓度計算時，可根據(jù)CECS 38∶2004規(guī)程計算。

撓度計算 表9

3 結(jié)論

(1)半預(yù)制梁與現(xiàn)澆梁的裂縫開展規(guī)律、變形特征、最終破壞形態(tài)均相同。但預(yù)制外殼與現(xiàn)澆內(nèi)芯混凝土結(jié)合面為光滑面時，整體工作性能稍差，前期剛度退化較快，承載力較低，工程中宜采用結(jié)合面設(shè)置鍵槽的半預(yù)制梁。

(2)預(yù)制外殼中加入鋼纖維可提高半預(yù)制梁的開裂荷載，改善其延性；提高外殼混凝土強(qiáng)度，試件承載力相應(yīng)提高，達(dá)到最大承載力峰值前受彎剛度退化稍有減慢，延性略有降低；在半預(yù)制梁中設(shè)置鍵槽，可提高梁的極限承載力，剛度退化減慢，改善梁的延性。

(3)結(jié)合面設(shè)置鍵槽的半預(yù)制梁，可采用現(xiàn)行CECS 38∶2004規(guī)程計算其極限承載力、裂縫寬度和撓度，其全截面混凝土強(qiáng)度可近似取外殼混凝土強(qiáng)度。