預應力部分外包組合梁抗裂性能試驗

張 鵬， 桂金洋， 鄧 宇, 趙曉冬, 孫 飛

(廣西科技大學土木建筑工程學院，柳州 545006)

預應力部分外包組合梁是在預應力鋼-混凝土組合梁和部分外包組合梁前期研究和應用基礎上提出的新型組合結構形式，主要構成方式是采用H形鋼或熱軋薄壁鋼板組合而成具有腹板形式的截面，腹板兩側張拉預應力鋼絞線，在翼緣板與腹板之間配置適量的抗剪件并填充混凝土。預應力部分外包組合梁結合了預應力構件和部分外包組合構件的優點，一是鋼梁腹部被混凝土包裹，形成良好的約束作用，具有較大承載力和剛度，整體穩定性好；二是施加預應力可以節省鋼材，減輕結構自重，降低結構高度,增大承載力，更重要的是由于預應力的存在，提高了構件的開裂和屈服荷載，在相同荷 載作用下減小了變形，非常適用于大跨結構[1-4]。

現階段，預應力部分外包組合梁在中國工程實踐中應用很少，但是隨著社會的發展迫切需要這種具有自重輕、跨度大、截面尺寸小和節約材料等特性的新結構形式的出現[5-6]。中外研究工作者對部分外包組合結構已進行了一系列試驗研究，形成了比較豐富的理論成果[7-9]，但是這些工作尚未涉及關于預應力引入、抗裂性能和開裂荷載計算等方面的研究。因此，對預應力部分外包組合進行試驗分析，重點研究預應力部分外包組合梁的抗裂性能及裂縫規律，為今后預應力部分外包組合結構在工程領域的應用提供計算理論指導。

1 試驗概況

1.1 試驗目的和內容

試驗重點研究預應力部分外包組合梁的抗裂性能及裂縫開展機理，分析預應力水平和截面寬高比對構件開裂荷載、裂縫特征及承載力的影響，基于試驗提出開裂彎矩的計算方法。

試驗內容包括：預應力對組合梁受力性能及抗裂的影響；組合梁腹部混凝土開裂機理和裂縫的發展；不同截面寬高比和預應力水平的組合梁抗裂性能和承載力；驗證組合梁開裂荷載計算方法。

1.2 試件的設計

試驗設計2組共8根試驗梁，包括6根預應力部分外包組合梁(L1-3P～L1-5P、L2-4P～L2-6P)，2根為非預應力對比梁(L1、L2)。為避免加載過程中剪彎段產生剪切破壞和增強混凝土的包裹效果，所有試件的上下翼緣板之間均焊接直徑8 mm的HPB400級橫筋，間距200 mm，沿梁全長布置，試驗中發揮替代箍筋的作用。考慮到型鋼與其所包裹的混凝土接觸面易產生黏結滑移，所有型鋼腹板中部兩側每間隔300 mm焊接一個φ19 mm(φ為鋼筋等級符號)的完全抗剪連接栓釘，栓釘間距根據塑性理論確定，滿足完全抗剪連接要求[10]。C30混凝土、試驗梁截面尺寸和詳細配筋分別如表1、圖1所示，鋼材性能指標如表2所示。

表1 試驗梁設計參數Table 1 Design parameters of test beams

圖1 試驗梁(L2-4P)截面尺寸及配筋Fig.1 Section reinforcement and dimension of L2-4P

表2 鋼材力學性能Table 2 The mechanics properties of steel

1.3 預應力鋼絞線張拉錨固

預應力筋采用直徑為15.2 mm的1860級鋼絞線，試驗采用一端張拉一端錨固的張拉方式，錨具一端固定在構件端部的承壓鋼板后，將張拉端錨具與前卡式千斤頂的端部連接。鋼絞線張拉至預定位置后，通過設置在千斤頂端部的局部壓縮裝置將錨具夾片向內頂進，夾片在頂壓作用下擠壓套筒，產生握裹力，最后卸載，即完成錨固。因張拉端錨具采用頂壓時不允許夾片隨鋼絞線移動，最大限度地減少錨具回縮量，同時形成更大握裹力，可有效控制加載時荷載增大和錨具變形引起的梁端滑移。

1.4 試驗裝置和加載方案

試驗采用量程1 000 kN的液壓千斤頂，荷載通過分配梁傳遞，三分點加載，裝置如圖2所示。正式開始前先預加載，消除連接裝置間隙，觀測儀器數據是否正常。開裂前，每級荷載增量為3 kN，以保證開裂荷載和裂縫的量測，開裂后每級荷載增量為10%的計算極限荷載，當荷載降至極限荷載的85%時卸載。每個加載步勻速進行，且持荷10 min。

圖2 試驗裝置Fig.2 Test setup

2 試驗結果和分析

2.1 試驗結果

試件的主要試驗數據如表3所示。

表3 主要試驗結果Table 3 Main test results

2.2 荷載-撓度曲線

圖3為截面寬高比不同的2組試驗梁的荷載-撓度曲線。由圖3可以看出，試驗梁在施加預應力后，開裂荷載均有不同程度的提高，承載力得到提升；隨著預應力水平提高，對寬高比為1.0的組合梁影響更明顯，因而極限承載力提升幅度更大；從屈服至破壞階段，高持荷能力強，相較于非預應力梁，其破壞時的撓度增大，且卸載后有較好回彈量。

圖3 不同截面寬高比試驗梁荷載-撓度曲線Fig.3 Load-deflection curve of test beam with different section height-width ratio

2.3 跨中截面型鋼和混凝土應變

圖4為第1組試驗梁混凝土應變分布，Pu為峰值荷載。由圖4可以得出，非預應力組合梁先于預應力梁開裂，開裂前符合平截面假定。混凝土開裂后，非預應力組合梁曲線出現折線，不再滿足線性關系；預應力組合梁從開裂至0.7Pu，由于鋼絞線對彈性階段的剛度貢獻較大，其應力-應變曲線一直為直線或近似直線。說明部分外包組合梁中引入預應力，一方面利用預壓力增大了開裂彎矩，延緩裂縫；另一方面增大了截面剛度，使其在開裂后的一定范圍內保持較好的彈性工作性能，承擔更大荷載。

圖4 試驗梁混凝土應變Fig.4 Test beam concrete strain

圖5為第1組試驗梁的型鋼腹板的應變分布，由圖5可以看出，當腹板受拉區混凝土開裂后，其截面應力-應變曲線仍具有較好的線性關系，基本與混凝土截面應力-應變曲線保持協調。將圖4、圖5的試件應變圖進行一一對照分析后，得出在相同荷載作用條件下，型鋼與混凝土截面普遍存在一定的截面應變差，表明型鋼與混凝土的連接即使是按照規范采用的完全抗剪連接，仍存在相對滑移現象，難以避免。但是考慮到兩者的截面應變差較小和加勁肋構造的增強作用，在進行相關的抗裂和抗彎等理論分析時，可忽略相對滑移，對結果影響很小[7]。

圖5 試驗梁型鋼應變Fig.5 Test beam steel strain

2.4 開裂荷載曲線

圖6為試驗梁的開裂荷載-預應力水平曲線，可以得出以下結果。

圖6 開裂荷載-預應力水平圖Fig.6 Cracking load-prestressed horizontal diagram

(1)將非預應力梁L1和L2與預應力梁對比，預應力施加提高了開裂荷載，對第1組寬高比0.77的效果優于寬高比為1.0的試驗梁，但預應力水平越高，影響效果減弱。

(2)對于第1組試驗梁，一定范圍內，開裂荷載與預應力水平成正比，但預應力達到40%左右后開裂荷載略微降低，說明試驗梁已經接近最佳預應力水平。

(3)對于第2組試驗梁，開裂荷載與預應力水平正相關，始終保持較穩定的增長態勢。

綜合來看，一定范圍內，預應力部分外包組合梁的開裂荷載與預應力水平成正比，且寬高比為0.77的組合梁在較低預應力水平時更易于達到最佳抗裂性能；其他條件相同時，寬高比為1.0的組合梁的抗裂度大于寬高比為0.77的組合梁，但預應力的引入明顯減小了寬高比不同所引起的開裂荷載差值。

2.5 裂縫特征及機理分析

圖7為2組試驗梁主裂縫寬度曲線。由圖7可以得出以下結果。

圖7 試驗梁主裂縫寬度Fig.7 Main crack width of test beam

(1)將L1-3P～5P、L2-4P～6P分別與L1、L2對比，預應力施加后試驗梁的主裂縫開展比較緩慢，破壞時的主裂縫寬度顯著減小，承載能力得到大幅提升。

(2)將L1-3P～5P及L2-4P～6P分別對比，隨著預應力水平的提高,2組試驗梁的主裂縫寬度均有比較明顯改善，對裂縫發展速度影響較小。

(3)將2組試驗梁對比，第2組截面寬高比為1.0的試驗梁加載階段的主裂縫寬度和發展速度明顯小于第1組，特別是從開裂至0.35Pu左右時裂縫寬度幾乎沒有發展；從裂縫出現至急劇增大階段，寬高比為1.0的預應力梁和非預應力梁的曲線相較于寬高比為0.77的更分散，說明預應力對截面寬高比相對較大的試驗梁抗裂性能影響更明顯，在工程實踐中控制裂縫延伸開展、提高抗裂能力會更加理想。

圖8為所有試驗梁的整體裂縫形態圖，結合試驗現象，可以得出以下結果。

圖8 裂縫分布Fig.8 Fracture distribution

(1)試驗梁的初始裂縫沒有出現在純彎段，均發生在梁中間的加勁肋與型鋼下翼緣板連接處。隨著加載進行，裂縫緩慢向上發展至1/3梁高后停止延伸，純彎段裂縫相繼出現，其原因有：一是加勁肋處截面幾乎全部由型鋼組成，截面剛度大，與橫筋、腹部混凝土組成的截面剛度差較大，導致加載初期截面的應變差大、變形不協調；二是因為試驗采用三分點加載，經分配梁傳遞的集中力直接作用在左右側的加勁肋上部，裂縫易在集中荷載作用處產生。

(2)預應力和非預應力組合梁的平均裂縫間距比較接近，但預應力組合梁的主裂縫間衍生裂縫較多且寬度稍大。說明預應力筋增大了截面剛度，改變了組合梁受力性能，在較高荷載水平下，持荷能力好，材料強度得到充分利用。

(3)將L1-3P～5P、L2-4P～6P分別與L1、L2對比，預應力和非預應力組合梁的最終裂縫分布形態差別不大，其中最顯著的區別是預應力組合梁純彎段受壓區混凝土裂縫比較集中，沿梁長度方向連通，破壞時壓碎區面積較大且特征明顯，型鋼上翼緣起皮現象更嚴重。

(4)L1-3P～5P以及L2-4P～6P對比，隨著預應力水平提高，裂縫數量變化不大，但在承載力大幅提升情況下其延伸高度顯著降低。說明預應力增大，截面的預壓力隨之增大，不僅提高了開裂荷載，而且使開裂后鋼絞線分擔更大的彎矩作用，其抗拉強度高、抵抗變形能力強的特點得以有效發揮，從而抑制了鋼絞線上部的裂縫延伸，體現預應力大小對預應力部分外包組合梁阻裂性能的重要作用。

3 開裂荷載的計算

預應力部分外包組合梁在外荷載的作用下，鋼梁腹部受拉邊緣混凝土拉應力與預壓應力相互抵消，此時組合梁處于消壓狀態。在混凝土拉應力增大至開裂期間，預應力部分外包組合梁的受力與非預應力組合梁相似。因此，預應力部分外包組合梁的開裂荷載可認為由相同條件下的非預應力組合梁開裂彎矩和消壓彎矩兩者疊加得到。其中預應力部分外包組合梁混凝土在受拉區應力達到混凝土 抗拉強度標準值ftk時，混凝土應變為εtk，此時組合梁處于彈性階段，沿截面高度方向變形協調，開裂時其截面應力和應變分布如圖9所示。

x、hs和tw依次為截面受壓區高度、腹板高度和厚度；bs、tf為翼緣寬度和厚度；ε1和ε2、ε3、εtk及ε4分別為型鋼上翼緣的上下表面、鋼絞線重心、型鋼下翼緣的上下表面位置處的應變；和ftf、ftw及f3分別為型鋼上下翼緣合力點、腹板和鋼絞線重心處的應力圖9 截面應力和應變分布Fig.9 Cross section stress and strain distribution

利用換算截面法，將腹板和翼緣分別換算為混凝土面積，則部分外包組合梁換算截面面積A0為

(1)

式(1)中：Ec、Ey分別為混凝土和型鋼彈性模量。

根據面積矩相等得到受壓區高度x：

(2)

由式(2)受壓區高度x計算截面慣性矩I0：

(3)

W0=I0/(hs-x)

對照組患者并發癥檢出率是25.81%,與研究組的3.23%相比高出許多,統計學存在差異(P<0.05),詳情如下表2:

(4)

σpe=Npe/A0+Npeep/W0

(5)

式(5)中：W0為受拉邊緣截面抵抗矩；σpe為預應力鋼絞線的有效預拉力；ep為偏心距；Npe為有效預應力。

消壓階段彎矩Mcr1為

Mcr1=σpeW0

(6)

由圖9得到型鋼上翼緣上下表面應變ε1、ε2和鋼絞線重心應變ε3：

(7)

(8)

(9)

由∑X=0得出：

(10)

由∑M=0得到非預應力梁開裂彎矩Mcr2：

(11)

將兩者疊加，得到預應力組合梁開裂彎矩Mcr：

Mcr=Mcr1+Mcr2

(12)

利用式(6)～式(12)計算出試驗梁的開裂荷載，并與試驗值進行對比，結果如表4所示。

表4 試驗值與計算值比較Table 4 Comparison of calculated results with test results

(1)相較于非預應力組合梁L1、L2，2組預應力組合梁開裂荷載均值分別提高42%和23%，說明預應力的存在有效抑制了裂縫開展，極大提升了梁的抗裂性能。

(2)試驗梁截面寬高比增大，提高開裂彎矩的效果減弱，主要是因為加大截面寬高比會引起截面剛度的增大，抵抗變形的能力增強，相同條件下，自身抗裂性能得到提高，預應力的影響相對削弱。

(3)彎矩計算法的開裂荷載與試驗值非常接近，平均誤差在5%左右，證明公式的適用性良好。

4 結論

通過2組試驗梁的靜力加載試驗，對預應力部分外包組合梁的抗裂性能及裂縫規律進行了探究，并提出開裂荷載的計算方法，得到以下主要結論。

(1)未施加應力的部分外包組合梁開裂荷載較小，預應力的施加對提高開裂彎矩有較大作用，但達到一定預應力水平后，效果不明顯。適當增大截面寬高比對提高開裂彎矩和承載力有較大影響，且預應力的引入會減弱寬高比對抗裂度的影響。

(2)預應力筋除了可以施加有效預壓力外，還能增大截面剛度，使組合梁在開裂后的一定范圍內仍能保持較好的彈性工作性能，承擔更多的荷載，但增大截面寬高比后，效果會有一定程度削弱。

(3)加載過程中型鋼與混凝土存在截面應變差，說明型鋼與混凝土的連接存在相對滑移現象，但是截面應變差較小，而且加勁肋有增強作用，可不考慮黏結滑移對組合梁受力分析的影響。

(4)給出的部分外包組合梁開裂荷載計算公式適用性良好，經試驗驗證是可行的。