預應力RPC-NC疊合梁抗彎延性試驗分析

季文玉，李旺旺，王 玨

(交通基礎設施安全風險管理交通運輸部重點實驗室(北京交通大學)，北京 100044)

預應力RPC-NC疊合梁抗彎延性試驗分析

季文玉，李旺旺，王 玨

(交通基礎設施安全風險管理交通運輸部重點實驗室(北京交通大學)，北京 100044)

為有效推動高性能材料在現代橋梁結構中的應用以滿足快速發展的高速鐵路技術，本文設計并制作了10根預應力活性粉末混凝土(RPC)-普通混凝土(NC)疊合梁和1根預應力純NC梁，通過試驗方法研究了高性能材料RPC在梁結構中應用后疊合梁的抗彎延性性能，并以疊合梁跨中位移延性系數進行描述.試驗主要考慮了RPC高度、預應力比率、NC等級等因素對疊合梁抗彎延性的影響.研究結果表明：隨著RPC高度的增加，疊合梁截面配筋指數降低，抗彎位移延性系數增大；隨著鋼絞線根數的增多，預應力比率增大，位移延性系數相應增大；疊合梁上部NC等級提高后，脆性破壞特征并不明顯，抗彎位移延性系數增大.由于RPC材料優異的力學性能以及鋼纖維的作用提高了疊合梁在出現峰值荷載后的變形能力，使得其抗彎位移延性要明顯優于純NC梁，可見RPC材料在擁有高強度的同時具有良好的延性特征.同時以試驗數據為基礎，擬合出適用于預應力RPC-NC疊合梁抗彎位移延性系數的計算公式.

活性粉末混凝土；普通混凝土；疊合梁；配筋指數；預應力比率；位移延性

隨著中國經濟迅猛發展，高速與重載鐵路逐漸成為交通運輸發展的兩大方向，這就對橋梁工程建設的要求愈加嚴格.近年來，橋梁跨度不斷增大，鐵路列車軸重也不斷增加，新型高性能材料的合理應用成為解決工程難題的關鍵.

活性粉末混凝土(RPC)是一種新型高性能材料[1-2]，自其出現便引起了工程界研究人員的關注[3-5].RPC有著超高的力學性能和耐久性，是現代橋梁結構理想的工程材料，被陸續應用于眾多鐵路、公路項目中[6-7].但由于其制作工藝相對復雜，大部分構件仍處于工廠預制階段，另一方面，由于其造價相對較高，導致RPC尚未被大規模應用.

高韌性工程水泥復合材料(ECC)被徐世烺等[8]進一步發展為超高韌性復合材料(UHTCC)，并深入研究了其基本力學性能和在工程結構中的應用.Maalej等[9]首次提出將鋼筋混凝土結構鋼筋兩側各一倍保護層厚度范圍內替換為UHTCC這一理念，并對一根功能梯度復合梁進行了研究.然而該種復合梁的最優組合形式、設計理論及受力性能尚未進行深入研究.文獻[10-11]在對UHTCC材料性能充分研究基礎上實現了多重微細裂縫的穩態開裂，對于結構非線性變形、提高韌性和抵抗裂縫有著顯著貢獻.為控制鋼筋混凝土結構裂縫寬度，提高其在惡劣環境下的耐久性，并獲得較高的性能成本比，使用UHTCC替代鋼筋混凝土受拉區的部分混凝土，并針對其受力性能進行了深入的理論和試驗研究.試驗結果表明，該疊合梁不僅能夠提高承載力，而且能夠有效控制裂縫寬度，極大提高結構的耐久性.

由于RPC材料的高強度，高彈模以及內部結構致密的特性，在梁結構中應用能夠在提高結構的強度、剛度、減小結構截面的同時提高梁的抗裂性和耐久性.本文在梁結構的受拉區應用RPC，充分發揮RPC良好的力學性能和抗裂性，將普通混凝土(NC)應用于梁的上部，發揮其良好的抗壓性能.該新型結構形式在充分發揮二者優勢的同時降低了造價，并且充分利用了二者同為混凝土基材的粘結性能[12]，將原光圓箍筋替換為具有抗剪和抗拉拔能力的螺紋鋼筋，以滿足疊合面抗剪和撕裂的要求.該新型結構整體受力性能好，克服了預制裝配式結構整體性不強，抗震性能受到影響的問題.由于RPC材料的加入可大大提高疊合梁抵抗開裂的能力，更加有效保護梁底鋼筋，從而延長構件的使用壽命.疊合梁預制部分在工廠預制，機械化程度高，工藝完善，有利于提高結構質量和節約材料成本，對于建筑結構的環保節能有重要意義.疊合結構下部預制完成后，在施工過程中可兼做模板使用，減少支模工作量，提高施工效率，降低施工成本，對于高空作業施工尤為重要.

但是隨著新型材料強度的提高，其脆性破壞特征愈加顯著，不符合當前結構設計延性破壞的理念.橋梁結構在實際使用過程中不僅要有足夠的強度和剛度，在遇到碰撞、超載和地震等偶然荷載時還要具備足夠的變形能力以滿足必要的延性要求[13].本文擬對預應力RPC-NC疊合梁的抗彎延性性能進行試驗研究.針對提出的新型RPC-NC疊合梁的抗彎延性性能，共制作了11根試驗梁，其中9根試驗梁主要研究RPC高度和預應力比率的影響，其余2根為對照梁，用于對照不同NC強度和純NC梁與疊合梁的區別.本文擬通過靜載試驗研究RPC高度、預應力比率、NC強度等因素對疊合梁延性性能的影響，在試驗基礎上探究預應力RPC-NC疊合梁抗彎延性計算方法.

1 試驗概況

1.1 模型梁設計

本文以鐵路標準2101號跨度32 m T形梁為原型進行縮尺設計，依據相似理論模擬原型梁應力狀態，模型梁全長4.4 m，試驗跨度4.0 m，剪跨段長度1.5 m，中間純彎段1.0 m.模型梁均采用后張法預應力施工，在梁的一端預埋振弦穿心式壓力傳感器，全程監測鋼絞線張拉力的變化.模型梁設計主要考慮RPC高度、配筋指數、預應力比率、NC強度等級等因素的影響，試驗梁參數見表1，其中，配筋指數w=(Apfpy+Asfy)/fcbh0，預應力比率i=Apfpy/(Apfpy+Asfy)，其中fpy取鋼絞線實測屈服強度，fy取鋼筋實測屈服強度，見表3. 圖1展示了模型梁截面，試驗梁截面具體尺寸見圖1(a)，鋼絞線在模型梁梁底通長布置，鋼筋及鋼絞線布置見圖1(b)，其中預應力鋼絞線孔道直徑為50 mm.

圖1 模型梁截面(mm)

1.2 模型梁制作及材性試驗

模型梁在中鐵六局豐臺橋梁廠內施工完成.施工過程中先進行鋼模板制作和模型梁鋼筋籠綁扎，然后澆筑RPC并進行高溫蒸汽養護，RPC養護完成后澆筑NC，之后進行整體澆水養護7 d，最后進行自然養護，見圖2.

圖2 自然養護中的模型梁

試件編號NC等級縱向鋼筋RPC高度/mm預應力比率i配筋指數w有效張拉應力σpe/MPaS50-2-290C50225+1222900．4570．2421353S50-2-360C50225+1223600．4570．2141411S50-2-430C50225+1224300．4570．1951350S50-3-290C50220+1162900．6690．2761162S50-3-360C50220+1163600．6690．2621136S50-3-430C50220+1164300．6690．2451175S50-4-290C501162900．9140．3231230S50-4-360C501163600．9140．2791208S50-4-430C501164300．9140．2421226S70-3-360C70220+1163600．6690．2301171SNC50-3-0C50220+11600．6690．5051118

注：試件編號中間數字代表鋼絞線根數，末尾數字代表RPC高度.

模型梁制作過程中，預留每根梁的RPC與NC立方體抗壓試塊、軸心抗壓試塊和抗折試塊，與模型梁同條件養護.不同直徑的梁底縱向鋼筋和鋼絞線預留相應的軸拉試件.材性試驗結果總結于表2、3.

表2 RPC和NC實測力學性能

表3 鋼筋及鋼絞線實測力學性能

1.3 試驗加載方案

試驗采用四點對稱彎曲分級加載，荷載通過2 000 kN千斤頂施加，由位于分配梁下的壓力傳感器測量施加荷載的大小，采用逐級加載方式，加載速度為4 kN/s，每級持荷時間為10 min，直至模型梁破壞.跨中梁底設置位移傳感器測量模型梁在試驗過程中的撓度值，加載裝置見圖3.

1.4 試驗結果

圖4為典型疊合梁與NC對照梁荷載-位移曲線對比，由圖4可知疊合梁與NC梁發展趨勢相似，在受彎過程中開裂、屈服特征明顯，普通鋼筋屈服后進入屈服階段，隨后由于鋼絞線應力繼續增大，模型梁承載力繼續增大，最終由于梁頂的混凝土壓碎破壞荷載出現驟減.模型梁破壞后，鋼絞線并未斷裂，在減荷過程中，梁體均有明顯回彈現象，疊合梁在破壞后仍具有一定殘余承載能力.11根模型梁的屈服荷載Py、屈服位移Δy、極限荷載Pu、極限位移Δu、位移延性系數μΔ總結于表4.

表4 疊合梁抗彎延性試驗參數

Tab.4 Experimental parameters of flexural ductility of composite beams

試件編號Py/kNPu/kNΔy/mmΔu/mmμΔS50-2-290607．48845．6117．3542．522．451S50-2-360605．21867．3018．4449．652．693S50-2-430610．57866．7019．5058．913．021S50-3-290608．37849．3019．8755．512．795S50-3-360606．42873．6017．8451．972．913S50-3-430600．28851．0018．8857．223．031S50-4-290573．31790．0017．3548．482．794S50-4-360567．20774．1018．9557．833．052S50-4-430575．21787．4019．3366．743．453S70-3-360614．00816．4017．6455．093．123SNC50-3-0594．74731．2023．2844．231．900

圖3 模型梁加載裝置(mm)

圖4 典型疊合梁荷載-位移曲線

2 試驗結果與分析

2.1 抗彎位移延性系數

構件的延性是指在承受荷載或其他作用下進入非線性狀態后，在承載力沒有明顯降低情況下的變形能力[14]，抗彎構件通常采用跨中位移延性系數來描述.由于梁底受拉區同時配有預應力鋼絞線和普通鋼筋，因此選用普通鋼筋達到屈服強度時梁的跨中撓度作為屈服位移；由于試驗梁破壞后鋼絞線并未斷裂，在減荷過程中存在明顯回彈力，因此取用抗彎承載力下降至極限承載力80%時對應的跨中撓度作為極限位移[15]，見圖5.

圖5 疊合梁荷載-位移曲線

2.2 配筋指數對位移延性系數的影響

相同鋼絞線根數，不同RPC高度情況下疊合梁荷載-撓度曲線及相應位移延性系數見圖6.

圖6 配筋指數與位移延性系數關系

Fig.6 The relationship of reinforced index and displacement ductility ratio

鋼絞線和普通鋼筋配筋率相同的情況下，隨著RPC高度的增加，由配筋指數計算公式w=(Apfpy+Asfy)/fcbh0可知，其梁截面配筋指數降低.試驗得出各疊合梁抗彎延性系數，見圖6(b)，可知隨著RPC高度的增加，配筋指數降低，延性系數增大.由圖6(a)可明顯看出，隨著RPC高度的增加，疊合梁在屈服之前各階段位移相差不大；RPC具有極高抗壓強度和一定的抗拉強度，在屈服之后的階段隨著RPC高度的增加，疊合梁中和軸以上材料的抗拉和變形能力也有所增加，疊合梁延性位移增大.由以上試驗結果可知，隨著RPC高度的增加，疊合梁的延性得到了提高.

2.3 預應力比率對位移延性系數的影響

相同RPC高度，不同鋼絞線根數情況下疊合梁荷載-撓度曲線及相應位移延性系數見圖7.

Fig.7 The relationship of prestress ratio and displacement ductility ratio

由圖7(a)可知，預應力比率對疊合梁極限撓度影響不大；在達到極限破壞荷載之后，隨著預應力比率的增大，下降段位移增大.模型梁總體配筋率基本一致，隨著鋼絞線根數增多，鋼絞線面積增大，普通鋼筋面積減小，普通鋼筋達到屈服后，鋼絞線應力繼續增大，梁頂NC被壓碎，梁底普通鋼筋和鋼絞線并未斷裂，梁體中鋼絞線作用增大，梁體在破壞后減荷階段變形能力增加.如圖7(b)所示，隨著預應力比率的增大，普通鋼筋面積減小，在破壞后減荷階段梁體變形能力增大，位移延性系數增大.

2.4 對照組對位移延性系數的影響

對照組疊合梁荷載-撓度曲線及相應位移延性系數見圖8.由圖8(a)給出的對照組模型梁荷載-撓度曲線可知，隨著NC強度的提高，極限破壞荷載對應的撓度降低，但極限位移有所提高.可見疊合梁中NC等級提高后，脆性破壞特征并不明顯，疊合梁的抗彎延性反而增加了；與純NC梁相比，疊合梁不僅提高了極限荷載和極限撓度，普通鋼筋屈服后的延性階段也明顯優于純NC梁.對照組模型梁位移延性系數結果見圖8(b)，可見NC等級提高后，延性系數有所增加；由于RPC良好的力學性能和抗裂能力，RPC的加入使得疊合梁的抗彎延性要明顯優于純NC梁.

圖8 對照組與位移延性系數關系

Fig.8 The relationship of control specimens and displacement ductility ratio

2.5 本文試驗與現有相關文獻結果對比

將本文試驗得出的結果與國內外最新相關文獻的結果進行對比分析.文獻[16]研究了不同種類鋼纖維對超高強混凝土(UHPC)梁延性的影響，其延性系數試驗結果為4.04～10.34，比本文試驗結果要大，是由于其配置的普通鋼筋延性要優于鋼絞線；文獻[17]將玻璃纖維增強塑料(GFRP)作為普通混凝土梁的鋼筋并研究其延性性能，由于GFPR筋基本處于線彈性階段，該文獻計算得出極限位移與使用荷載下位移的比值并定義其為延性變形系數，由試驗結果計算得出延性變形系數為5.30～5.37，比本文試驗結果要大；文獻[18]研究了不同預應力等級情況下以碳纖維增強塑料(CFRP)為預應力筋的鋼筋混凝土梁的延性，延性系數為1.90～4.10，其中系數1.9對應張拉應力為40%屈服應力情況，系數4.1對應無張拉應力情況，其低應力情況下延性系數與本文結果接近；文獻[19]對HRB500鋼筋預應力UHPC梁延性進行了研究，其中HRB500鋼筋預應力梁延性系數為3.02～3.70，對照組HRB335鋼筋預應力梁延性系數為4.87.其試驗組結果與本文結果基本一致，是由于全截面UHPC比疊合梁延性好，同時HRB500鋼筋較本文HRB335鋼筋延性差，二者效應相互抵消的結果.其對照組的結果比本文延性系數大，與本文得出的隨著RPC高度增加延性系數增大的結論一致；文獻[20]對CFRP配筋的RPC梁的延性進行了研究，由于CFRP筋為線彈性材料延性較差，其延性系數試驗結果為1.36～1.93，遠小于本試驗結果.

3 位移延性系數計算

3.1 位移延性系數影響因素

由本文第2部分分析可知，疊合梁抗彎位移延性系數與配筋指數(RPC高度)和預應力比率密切相關.各試驗梁配筋指數與位移延性系數的關系見圖9，由圖9可知在相同預應力比率下的位移延性系數與配筋指數呈線性關系.由以上分析可以確定疊合梁抗彎延性系數的計算應基于配筋指數和預應力比率兩個因素.

圖9 配筋指數與位移延性系數關系

Fig.9 The relationship of reinforced index and displacement ductility ratio

3.2 位移延性系數計算

由上文分析可知，疊合梁抗彎延性系數與配筋指數和預應力比率相關.因此，根據疊合梁抗彎延性系數與二者之間的關系，首先確定公式為式(1)形式.其中ki、bi是關于預應力比率的系數，bw是關于配筋指數的系數，i為預應力比率，w為配筋指數.

μΔ=(ki×i+bi)w+bw.

(1)

基于數理方法和試驗結果對式(1)進行擬合，經計算得出ki=14.320，bi=-19.229，bw=5.191.將試驗梁及對照梁的相關計算參數帶入式(1)，得出的計算值與試驗值及其比值見表5.

由表5可知，試驗組和對照組疊合梁計算誤差均在15%以內，S70-3-360計算誤差為4.8%，對于高NC等級的疊合梁該公式依然適用.疊合梁抗彎延性系數計算值與試驗值之比的平均值為0.975，標準差為0.104，計算結果與試驗結果吻合良好.但是對于純NC梁，計算值與試驗值比值僅為0.169，可見該公式不適用于純NC梁延性的計算.

表5 抗彎位移延性系數計算結果與試驗值對比

Tab.5 Comparison of calculation and testing results of flexural displacement ductility ratio

試件編號iwμΔtμΔcμΔc/μΔtS50-2-2900．4570．2422．4512．1250．867S50-2-3600．4570．2142．6932．4810．922S50-2-4300．4570．1953．0212．7160．899S50-3-2900．6690．2762．7942．5300．906S50-3-3600．6690．2622．9132．6660．915S50-3-4300．6690．2453．0312．8250．932S50-4-2900．9140．3232．7943．2061．147S50-4-3600．9140．2793．0523．4781．140S50-4-4300．9140．2423．4533．7061．073S70-3-3600．6690．2303．1232．9720．952SNC50-3-00．6690．5051．9000．3220．169平均值————0．975標準差————0．104

4 結 論

1)本文對10根預應力RPC-NC疊合梁和1根預應力純NC梁荷載-撓度曲線及相應的抗彎位移延性系數進行了分析.試驗結果表明，由于RPC材料優異的力學性能提高了疊合梁在出現峰值荷載后的變形能力，使得抗彎位移延性明顯優于純NC梁.說明RPC的加入不僅能夠提高梁的承載能力和耐久性，對于梁體延性的提高也有著十分重要的作用.

2)預應力RPC-NC疊合梁抗彎位移延性系數與配筋指數和預應力比率有明顯的相關性.隨著RPC高度增加，梁截面配筋指數降低，抗彎位移延性系數增大；鋼絞線根數增多，預應力比率增大，位移延性系數增大；與S70-3-360結果比較得出，上部NC等級提高，疊合梁抗彎位移延性系數增大.

3)疊合梁抗彎位移延性系數的計算與配筋指數和預應力比率密切相關.以二者為變量，以試驗數據為基礎，通過數理方法擬合出預應力RPC-NC疊合梁抗彎位移延性系數的計算公式.將公式計算值與試驗值進行了比較，計算值與試驗值之比的平均值為0.975，標準差為0.104，計算結果與試驗結果吻合良好.

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Experiment alanalysis on flexural ductility of prestressed RPC-NC composite beam

JI Wenyu，LI Wangwang，WANG Jue

(Security Risk Management of Transportation Infrastructure (Beijng Jiaotong University)， Beijing 100044，China)

Promoting the application of high performance material in modern bridge structures in order to meet the rapid development of high-speed railway technology, 10 pre-stressed reactive powder concrete (RPC)-normal concrete (NC) composite beams and 1 pre-stressed pure NC beam were designed and fabricated to investigate the flexural ductility of composite beams with the high performance material RPC, which was evaluated by the displacement ductility ratio at mid-span of composite beam. In this paper the effect of the height of RPC, the pre-stress ratio and degree of NC were mainly considered on the flexural ductility of composite beam. The results show that the sectional reinforced index decreases and the flexural displacement ductility ratio increases with the increasing height of RPC. Both the pre-stress ratio and flexural ductility increase with the increasing of steel strand number. The flexural ductility increases with the grade of upper NC as the brittle failure feature is not obvious. The deformation capacity of composite beam after the appearance of peak load increase, and the flexural ductility is significantly better than NC beam because of the excellent mechanical properties of RPC and the effect of steel fibers. It can be observed that the RPC has both high strength and good ductility. The fitting formula to calculate the flexural ductility of composite beams was proposed simultaneously based on the test results.

reactive powder concrete; normal concrete; composite beam; reinforced index; pre-stress ratio; displacement ductility

(編輯 趙麗瑩)

10.11918/j.issn.0367-6234.201606036

2016-06-12

國家自然科學基金(51278040)； 教育部中央高校基本科研業務費(2014YJS106)

季文玉(1960—)，男，教授，博士生導師

李旺旺，wangwangli@bjtu.edu.cn

TU378.2

A

0367-6234(2017)06-0021-07