预应力混凝土叠合梁u形与倒形叠合梁的对比试验研究

预应力混凝土叠合梁u形与倒形叠合梁的对比试验研究

0应用程序结构设计方法及应用问题重叠梁是建筑物的一种常见的预制结构。施工方便，节约模型，缩短施工时间，降低成本（与当前梁相比），完整性强，抗疲劳性好（与预制安装梁相比）。国内对混凝土叠合结构的研究始于上世纪50年代。过镇海提出了普通钢筋混凝土叠合梁二阶段受力的正截面配筋计算方法,即折算弯矩法,分析了叠合梁二阶段受力特性。GBJ10—89《混凝土结构设计规范》提出了有关叠合结构正截面、斜截面、叠合面强度以及使用阶段的计算公式,统一了该结构的设计方法,GBJ50010—2010《混凝土结构设计规范》基本沿用了该成果。长期工程实践证明:混凝土结构工程中采用叠合结构可以取得显著的经济效益。但在应用的过程中也暴露出一些问题:预制构件多采用矩形截面,自重较大,运输及吊装困难;施加在预制构件断面上的高预应力容易导致延性较差;使用过程中外荷载较小时反拱值过大等。为此,部分预应力混凝土技术被应用到混凝土叠合结构中,王秀格等通过试验研究,建议在进行裂缝和刚度计算时考虑预制构件断面上残留的“荷载预应力”对叠合梁初期抗弯刚度的影响,通过合理选择h1/h、M1/M和预应力值解决应力超前问题。近年来,新型材料被广泛应用于预制构件:如纤维增强复合材料(FRP)混凝土叠合梁、纤维增强水泥(FRC)混凝土叠合梁、活性粉末混凝土(RPC)叠合梁、钢纤维混凝土叠合梁、钢-混凝土叠合梁、橡胶集料混凝土(CRC)叠合梁、木混凝土叠合梁。本文提出U形与倒T形预应力预制叠合梁两种构造形式。为了解其受弯性能及破坏特征,设计制作了相同截面尺寸与配筋情况的3根U形、3根倒T形预应力预制叠合梁及1根整浇梁。通过静力试验,对比分析了叠合梁和整浇梁的受弯性能及破坏特征;通过有限元程序ANSYS10.0的模拟计算,分析其力学性能。1试验总结1.1预应力弯边挡土墙的制作试验设计了3根U形(试件编号DH-U1、DH-U2、DH-U3)、3根倒T形(试件编号DH-T1、DH-T2、DH-T3)预应力预制叠合梁及1根整浇梁(试件编号ZJ)。叠合梁为二次浇筑一次受力的简支梁试件,预制构件及叠合层混凝土强度等级均为C50;整浇梁为一次浇筑简支梁试件,混凝土强度等级C50。所有试件长度均为3.2m,计算跨度为3.0m。预制构件下部配高强预应力螺旋肋钢丝4ΦH5,保护层厚度为25mm。箍筋Φ6@200,在预制构件底板上,即叠合面上加配2Φ18,梁上部设架立筋2Φ10,整浇梁与叠合梁配筋相同。叠合面采用自然粗糙面。所有试件均在同一张拉台座上制作,台座长50m。张拉控制应力σcon=0.5fptk。试验梁设计见图1。实测预制构件、试件基本参数分别见表1、2,实测钢筋力学性能见表3。1.2试验加载的极限荷载采用杠杆进行四点加载,在分配梁上采用油压千斤顶施加荷载,其值由压力传感器控制。试验加载装置见图2,加载装置现场照片见图3。试验前计算试件的开裂荷载及极限荷载,以便试验过程中进行控制和比较。预加载分3级加载,3级卸载,每级荷载取计算开裂荷载的20%。正式加载在试件开裂前每级荷载取计算开裂荷载的20%;达到计算开裂荷载的80%后,每级荷载取计算开裂荷载的10%;至开裂荷载的90%后,每级荷载取计算开裂荷载的5%并缓慢加载。开裂后,每级荷载取计算极限荷载的15%;达到该值的90%后,每级荷载取该值的5%并结合位移控制法加载至试件出现典型的破坏征兆为止。每级加载完毕后的级间停留时间取15min。1.3试件结构的分析和应变片的安装为便于荷载与测点准确定位、记录裂缝的产生和发展过程以及描述试件的破坏形态,对混凝土表面进行刷白和分区划分,网格尺寸取50mm×50mm。在试件的跨中底面粘贴1个应变片,跨中侧面沿梁高粘贴5个应变片,以量测梁的纵向变形,应变测点布置见图4;在跨中、三分点和支座处安装百分表,以量测跨中挠度,挠度测点布置见图2。2试验结果及分析2.1叠合梁破坏情况对比叠合梁与整浇梁的跨中弯矩-挠度实测曲线基本呈三折线(图5、6),两者表现出相同的受力特点和变形特征。从开始加载到破坏的全过程可划分为三个阶段。混凝土开裂前,当弯矩较小时,混凝土和钢筋处于弹性受力阶段,工作特点是试验梁尚未出现裂缝,荷载作用下各试件跨中变形很小,弯矩-挠度曲线基本呈线性关系。随着荷载的不断增大,当对应的跨中弯矩达到极限弯矩的30%~40%时,在试件跨中最薄弱截面出现第1条裂缝,试件开始进入弹塑性阶段,弯矩-挠度曲线近似呈直线变化。达到极限荷载后,非预应力受拉钢筋屈服,试件的挠度突然增大,裂缝宽度也随之增大且沿截面高度向上延伸,中和轴继续上移,受压区高度进一步减小,最终由于非预应力受拉钢筋屈服、受压区混凝土压碎而破坏,破坏时跨中最大挠度基本未超过计算跨度的1/50。对比试件DH-U1、DH-U2、DH-U3与DH-T1、DH-T2、DH-T3,虽然在预制构件的截面形式上存在差异,但两种不同构造形式的叠合梁表现出相同的受弯性能。当跨中弯矩施加到29kN·m左右时,首先在纯弯段内的最薄弱截面出现第1条裂缝,并随着荷载的不断增大向上延伸。同时,高强预应力螺旋肋钢丝与非预应力钢筋应力迅速上升,位于跨中截面梁底的应变急剧增大。随着跨中弯矩不断增大,达到60kN·m左右时,纯弯段内的所有裂缝延伸至叠合面并继续向上扩展,当跨中弯矩达到75kN·m左右时,非预应力受拉钢筋进入屈服阶段,跨中变形增加较快,纯弯段内全部弯曲裂缝迅速上移至受压区,裂缝宽度不断增加。当试件DH-U1、DH-U2、DH-U3与DH-T1、DH-T2、DH-T3的跨中弯矩分别达到74.59kN·m、77.20kN·m、80.40kN·m与74.30kN·m、77.84kN·m、69.60kN·m时,非预应力受拉钢筋屈服,受压区混凝土被压碎,试件达到破坏状态。此时试件DH-U1、DH-U2、DH-U3与DH-T1、DH-T2、DH-T3的跨中挠度分别为50.147mm、40.009mm、40.800mm与47.644mm、53.977mm、22.58mm,均未达到计算跨度的1/50。ZJ为全现浇结构,与U形试件和倒T形试件相比,在结构构造及施工方法上存在较大差别,但与叠合梁在受弯性能方面极为相似。当跨中弯矩施加到21kN·m左右时,开始出现第1条裂缝,其开裂荷载明显低于叠合梁。同时,高强预应力螺旋肋钢丝与非预应力钢筋应力迅速上升,位于跨中截面梁底的应变急剧增大。随着荷载的不断增大,当跨中弯矩分别达到77.7kN·m时,非预应力受拉钢筋屈服,受压区混凝土被压碎,试件达到破坏状态。此时跨中挠度分别为63.995mm,约为计算跨度的1/50。对比叠合梁试件与整浇梁试件,可以得出,由于在试件受拉区配有非预应力钢筋,所有试件的破坏均表现为首先纵向非预应受拉钢筋屈服,随后受压区混凝土被压碎;在钢筋应力达到屈服强度之初,混凝土受压区边缘纤维小于极限压应变,且在混凝土被压碎前,钢筋经历了较大的塑性变形,随之引起裂缝的急剧开展和挠度的快速增大,破坏征兆明显,具有典型的适筋梁延性破坏特征。达到承载能力极限状态,叠合梁和整浇梁的受拉区非预应力钢筋均屈服,试件最终由于受压区混凝土被压碎而宣告破坏。试件典型裂缝开展及混凝土被压碎现场照片见图7、8,典型试件裂缝分布见图9。2.2试验结果比较图5为U形预应力预制叠合梁与整浇梁跨中弯矩-挠度实测曲线对比,图6为倒T形预应力预制叠合梁与整浇梁跨中弯矩-挠度实测曲线对比。从图5、6可以看出,所有试件跨中弯矩-挠度实测曲线都有两个明显的转折点,叠合梁与整浇梁表现出相同的受弯性能。表4给出了各试件跨中开裂弯矩、极限弯矩实测值与按GB50010—2010《混凝土结构设计规范》(以下简称《规范》)计算值的比较结果。从表4可以看出,叠合梁的实测开裂弯矩高于整浇梁的实测结果,按《规范》计算的开裂弯矩与实测结果吻合较好,误差不超过17%。叠合梁的开裂弯矩参照《规范》按整浇梁计算时结果偏于安全。叠合梁在正截面受弯破坏之前,均未出现叠合面剪切破坏及斜截面剪切破坏。叠合梁在达到承载能力极限状态时,其破坏特征与整浇梁基本相同,因此可参照整浇梁的计算方法,对叠合梁的正截面受弯承载力进行计算。表4列出了叠合梁与整浇梁按《规范》计算极限弯矩和实测极限弯矩对比,结果表明:按《规范》计算结果低于实测值,实际工程在进行叠合梁的承载力极限状态设计时,可按整浇梁进行计算,结果偏于安全。2.3混凝土应力与应变的关系初始加载,叠合梁试件跨中截面高度方向上的纤维应变很小,应变沿截面高度的分布基本符合平截面假定(图10),叠合梁试件的工作情况与整浇梁试件相似,混凝土基本处于弹性工作阶段,应力与应变呈线性关系,受压区与受拉区混凝土应力分布图形呈三角形。当荷载增大,试验测点应变随之增大,其变化规律仍符合平截面假定。随着荷载的进一步增大,梁底混凝土由受压状态转变为受拉状态,受压区与受拉区混凝土应变实测值亦不断增大,当荷载尚未加载至开裂弯矩(表4)之前,拉应变尚未达到混凝土极限拉应变εtu,测点应变沿截面高度的变化规律仍能较好的符合平截面假定(图10)。2.4短期刚度(1)叠合梁实测刚度bs根据挠度实测数据,各试件在开裂前的刚度变化很小,基本处于弹性工作阶段。通过计算,可以得到试验梁开裂前在各级荷载下的荷载与挠度的比值P/f,进而求得梁的实测刚度,各试件开裂前实测刚度与理论值对比见表5所示。从图5、6可以看出:各试件在正常使用阶段,由于受拉区混凝土的塑性变形,其刚度有所降低。由表5可以看出,叠合梁试件的实测刚度Bs与弹性理论刚度Ec1I0相比均有一定的折减,但差别不大。基于本文试验结果,对弹性阶段受力的U形、倒T形预应力预制叠合梁,当要求叠合梁在使用阶段不开裂时,建议短期刚度的折减系数取0.85,即Bs=0.85Ec1I0。(2)截面刚度计算方法钢筋混凝土梁在开裂后的截面刚度Ec1Icr计算方法主要有:①美国ACI318采用的有效惯性矩法;②我国现行《规范》采用的刚度解析法;③欧洲模式规范CEB-FIPMC90给出的受拉刚度效应修正法。从图5、6可以看出:试验叠合梁与整浇梁开裂后的截面刚度较为接近,所有试件的截面刚度或惯性矩随弯矩值的增大而减小,混凝土开裂前的刚度Ec1I0为其上限值,钢筋屈服、受拉混凝土完全退出工作后的刚度Ec1Icr为其下限值,在计算叠合梁变形的使用阶段(跨中弯矩M为极限弯矩Mu的0.5~0.7),弯矩-挠度关系比较稳定,刚度值变化幅度小,实际工程可取近似值进行计算。为此参照《规范》规定,对于施工阶段设有可靠支撑的叠合梁,截面刚度按整浇梁取值。表6分别采用美国ACI318有效惯性矩法、我国《规范》刚度解析法及欧洲模式规范CEB-FIPMC90受拉刚度效应修正法进行了跨中弯矩为60kN·m的截面刚度计算,从表中可以看出:三种规范的截面刚度计算结果相对实测值偏小。其中,按我国《规范》计算得到的截面刚度与实测结果最为接近,误差在10%以内,按欧洲模式规范CEB-FIPMC90得到的结果次之,误差在12%以内,按美国ACI318得到的结果误差最大,接近15%。2.5叠合梁裂缝发展高度图9给出了典型试验梁在正常使用极限状态下的裂缝高度及裂缝间距分布。从图中可以看出,叠合梁与整浇梁的裂缝分布相似。试验过程中叠合梁试件的裂缝发展高度并未被限制在叠合面以下,而是随着荷载增大,延伸至叠合面并向上发展。表7给出了各试件纯弯段内的平均裂缝间距lcr实测值与按《规范》计算值的比较,可以看出二者吻合较好。3正截面破坏分析为进一步研究U形与倒T形预应力预制叠合梁的受力性能,采用有限元程序ANSYS10.0分析了各试件。由于试件在正截面受弯破坏之前,均未出现叠合面破坏和斜截面受剪破坏的情形,为准确模拟试件,假定:①混凝土处于平面应力状态,不考虑混凝土收缩和徐变影响;②叠合层后浇混凝土与预制构件混凝土成为整体,不考虑叠合面相对滑移。3.1材料结构关系(1)割线弹性模量式中:E0为初始弹性模量;Es为应力达到峰值时的割线弹性模量;σ0为峰值应力;ε0、εcu分别为应力达到峰值时和破坏时混凝土应变,分别取0.002、0.0033。(2)应力-应变关系对于非预应力筋,采用理想弹塑性模型,其应力-应变关系为:式中:E为初始弹性模量;fy为屈服应力;εy、εu分别为屈服应变、极限拉应变。对于预应力筋,采用Ramberg-osgood模型,其应力-应变关系:式中:Es为初始弹性模量;σe、εe为弹性比例极限应力、应变;σp、εp为参考点应力、应变,取εp=σp/Es+ep,ep=εe;参数n=7~30,取决于钢材的种类。3.2有限元模拟方法采用分离式模型将试件中钢筋和混凝土作为不同的单元进行处理。由于试验模型结构和荷载均对称,为节省机时,取有限元模型1/2跨进行计算(图11),在跨中截面输入正对称边界条件。(1)单元类型的选择和单元特性。混凝土选用SOLID65八节点三维实体单元,反映混凝土压碎和开裂,模拟基于William-Warnke的5参数强度理论的混凝土三向受力的非线性响应。钢筋选用LINK8二节点三维杆单元,可以承受单向拉伸或压缩。刚性垫块采用SOLID45单元。(2)预应力筋模拟方法。先建立实体模型,根据钢筋布置的位置和间距设定网格密度,划分混凝土单元网格,然后在实体单元节点之间直接创建钢筋单元。(3)为避免支座、加载位置产生应力集中导致混凝土突然破坏造成求解失败,建模中加一刚性垫块。(4)非线性求解采用逐步增加荷载直至有限元模型失效的方法。考虑后期模型进入塑性段后切线刚度较小,故结合位移控制法作为收敛准则,即当迭代计算得到的位移误差小于模型最大位移的5%时,计算收敛。如果迭代次数超过25次仍不收敛,则将加载步长折半,如重复折半超过1000次