胡少偉，葉祥飛

(南京水利科學研究院材料結構研究所，江蘇南京 210024)

鋼材與混凝土作為目前土木工程中應用最廣泛的兩種建筑材料，具有不同的力學性能特點，鋼-混凝土組合梁結構是基于鋼結構和鋼筋混凝土結構發(fā)展起來的一種新型的橫向承重結構，主要由鋼梁與混凝土翼板通過剪力連接件組合形成共同受力的整體，充分發(fā)揮鋼材受拉和混凝土受壓的力學性能［1-2］。隨著國民經(jīng)濟的快速發(fā)展，對工程設計的要求也越來越高，逐步出現(xiàn)了預應力鋼-混凝土簡支組合梁結構和預應力鋼-混凝土連續(xù)組合梁結構，預應力技術的出現(xiàn)緩解了普通鋼-混凝土組合梁負彎矩區(qū)開裂和剛度不足的問題，但目前對連續(xù)組合梁的抗彎性能研究并不充分［3-4］。本試驗設計9根預應力鋼-混凝土組合梁(PCB-25 ～ PCB-28、PCB-30、PCB-31、PCCB-32～PCCB-34)進行連續(xù)組合梁抗彎性能試驗，通過改變剪力連接程度、預應力施加、荷載加載方式等試驗參數(shù)和條件分析預應力組合梁受彎時的變形、截面應變、界面滑移及破壞形態(tài);研究剪力連接程度對正彎矩簡支組合梁極限抗彎承載力的影響、翼板施加預應力的負彎矩組合梁的抗彎性能及預應力鋼-混凝土連續(xù)組合梁的內力重分布情況，為實際工程中預應力組合梁的設計提供參考。

1 試驗內容

1．1 試驗梁設計

試驗設計4根正向加載的簡支組合梁(PCB-25～PCB-28)、3根反向加載的簡支組合梁(CB-29、PCB-30、PCB-31)、3根連續(xù)組合梁(PCCB-32 ～CCB-34)，同時，為更好地比較連續(xù)組合梁與連續(xù)純鋼梁受力性能的不同，還設計1根連續(xù)純鋼梁(SB-35)。試驗梁均采用?8@200的箍筋，翼板面積均為800 mm×130 mm，其他基本設計參數(shù)如表1所示。

組合梁的混凝土翼板采用強度等級為C60的高強混凝土，上下均勻配置5根熱軋光圓鋼筋HPB235，箍筋采用?8熱軋圓盤條，剪力連接件采用牌號為ML15AL的?16×100圓柱頭栓釘，普通平焊B1型瓷環(huán)，均沿梁長縱向雙排均勻布置，其中連續(xù)組合梁采用完全剪力連接，栓釘間距為140 mm，正彎矩簡支組合梁PCB-25、PCB 26與PCB-27、PCB 28的栓釘間距分別為280 mm、140 mm;負彎矩簡支組合梁CB-29、PCB-30、PCB-31的栓釘間距分別為 750 mm、180 mm、270 mm，預應力筋采用?j15.2的鋼絞線。組合梁試件的截面構造詳圖如圖1所示，各種材料的力學性能參數(shù)由材料力學性能試驗獲得，見表2～4。

表1 試驗梁的基本設計參數(shù)

圖1 組合梁截面構造詳圖 (單位:mm)

表2 鋼板力學性能參數(shù)

表3 鋼筋、預應力筋力學性能參數(shù)

表4 混凝土力學性能參數(shù)

鋼梁力學性能參數(shù)由生產(chǎn)廠家提供。由于試驗條件的限制，未對預應力鋼絞線進行材料力學性能試驗，在設計和計算過程中，根據(jù)混凝土結構設計規(guī)范其極限強度取標準值1860MPa，彈性模量取195GPa。

1．2 試驗裝置及加載方案

試驗加載裝置采用八通道液壓伺服機，結合配套的伺服液壓計算機控制系統(tǒng)，使用其中一個通道，通過分油器使得兩個600 kN的千斤頂出力相等，實現(xiàn)同步加載，試驗加載裝置如圖2所示。試驗采用分級(每級8 kN)持續(xù)加載，在混凝土出現(xiàn)裂縫、鋼梁屈服及破壞階段則減小荷載等級，以確定組合梁的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載。

圖2 試驗加載裝置

預應力筋采用體外直線形布置方式，在預應力筋張拉中組合梁會出現(xiàn)“拱效應”，為避免混凝土頂部開裂與破壞后預應力筋不致被拉斷，將每根預應力筋張拉至100kN。由于預應力鋼絞線不能同時被張拉，為避免梁在偏心受力情況下發(fā)生開裂，每根預應力鋼絞線分6級進行張拉?？紤]到張拉端錨具的變形、錨具與端板之間的縫隙以及應力松弛等造成的預應力損失，試驗進行一定程度的預應力超張拉［5］，張拉值為控制應力值的1.03倍。每級張拉后，通過布置在錨固端的壓力傳感器測量預應力筋的應力大小，確保達到試驗所需的張拉應力。

1．3 試驗儀器及測量內容

試驗測量的主要內容包括典型截面的鋼筋、鋼梁、混凝土、栓釘及預應力鋼絞線等各種材料的應變、跨中撓度、鋼與混凝土交界面的相對滑移及支座反力。

a．對于鋼和混凝土兩種材料，沿梁長方向在跨中截面、彎剪段中間截面以及距加載點一定距離截面分別布置型號為BF120-3AA、BF120-80AA的電阻應變片，通過東華DH3816靜態(tài)應變采集儀測量跨中截面和彎剪段中間截面的混凝土、鋼梁及鋼筋的應變，以研究各截面的應變分布;同時，沿混凝土翼板寬度方向布置3個應變片，測量翼板的正向正應力分布，以驗證混凝土翼板的剪力滯效應。

b．在梁的支座處、加載點及跨中布置電子位移計測量試驗梁的撓度。

c．沿梁長方向從跨中到端支座均勻布置7個導桿引伸儀，引伸儀的兩端分別位于混凝土翼板和鋼梁上，以測量鋼與混凝土交界面在該區(qū)段內的相對滑移。

d．在梁端的預應力筋錨具上放置應變式壓力傳感器，以控制預應力張拉值及測量預應力筋內力增量。

e．在梁的左右支座處各設置一個滾動鉸支座反力測試裝置，以測量連續(xù)組合梁的內力重分布情況。

2 試驗結果與分析

2．1 彎矩-撓度關系

正向、反向加載的簡支組合梁彎矩-撓度關系曲線如圖3所示。從圖3(a)可以看出，完全剪力連接的簡支組合梁PCB-27、PCB-28的抗彎剛度要大于部分剪力連接的簡支組合梁PCB-25、PCB-26，但剛度與剪力連接程度并不成正比例關系，而且無論是完全剪力連接還是部分剪力連接，預應力簡支組合梁的彎矩-撓度特征曲線都大致可劃分為3個階段:從開始加載至0.6Mu(Mu為極限彎矩)，組合梁鋼梁底部開始屈服，此階段抗彎剛度基本保持不變，可稱為彈性工作階段;繼續(xù)加載彎矩從0.6Mu到極限彎矩Mu，組合梁中鋼梁的屈服范圍逐漸向上延伸，抗彎剛度逐步減小，變形及變形速率逐漸增大，此階段可稱為彈塑性階段;達到極限荷載后，鋼筋已達到屈服，混凝土開始壓碎，組合梁剛度迅速減小，跨中撓度迅速增長，組合梁已不能繼續(xù)承載?？紤]到試驗的安全因素，故沒有換用位移控制加載繼續(xù)加載，沒有測出荷載減小、變形增加的過程，即下降段。

圖3 簡支組合梁的彎矩-撓度關系曲線

從圖3(b)可以看出，預應力簡支組合梁PCB-30、PCB-31的彎矩-撓度關系曲線比較一致，尤其是在彈性工作階段吻合良好;預應力簡支組合梁相比普通簡支組合梁CB-29具有更大的剛度，當荷載加至開裂彎矩30kN·m時，普通簡支組合梁的抗彎截面剛度逐漸減小，其彎矩-撓度關系曲線的斜率明顯開始偏離預應力組合梁的，說明在混凝土翼板上施加預應力，能明顯提高簡支組合梁的開裂彎矩，增大彈性工作區(qū)段。從圖3(b)可以看出，對于承受負彎矩的簡支組合梁，無論是否施加預應力，其受力過程也可劃分為3個階段，這與文獻［6-7］的結論一致。

連續(xù)組合梁的彎矩-撓度關系曲線如圖4所示。PCCB-32、PCCB-33為兩根試驗參數(shù)完全相同的預應力連續(xù)組合梁，但圖4中二者的彎矩-撓度關系曲線出現(xiàn)了一定的偏離，經(jīng)過試驗數(shù)據(jù)分析，主要有3個原因:一是在加載過程中，前者跨中鋼梁先出現(xiàn)屈服，而后者是中支座的鋼筋先出現(xiàn)屈服，可能在試件制作過程中PCCB-32混凝土澆注不均勻，跨中的剛度相對較小，因此其撓度較PCCB-33的大;二是預應力的大小不同，PCCB-32的初始預應力較PCCB-33的小，而試驗發(fā)現(xiàn)預應力的大小與跨中撓度的相關性較高;三是由于兩個千斤頂?shù)某隽臀恢糜姓`差，導致左跨的端支座反力值偏大，故而跨中鋼梁先于中支座鋼筋達到屈服，從而兩根試驗梁的彎矩-撓度曲線都出現(xiàn)了偏差。此外，根據(jù)圖4看出，在彈塑性階段的后期，PCCB-33的剛度較其他施加預應力的連續(xù)組合梁小，變形更大，這與文獻［8-9］的結論一致。從圖4還可以看出，鋼-混凝土連續(xù)組合梁的抗彎剛度明顯高于連續(xù)純鋼梁。

圖4 連續(xù)組合梁的彎矩-撓度關系曲線

2．2 混凝土應變

承受正彎矩的簡支組合梁及連續(xù)組合梁跨中截面的混凝土壓應變與彎矩的關系曲線如圖5所示。從圖5可以看出，栓釘間距較大的組合梁與間距小的組合梁相比，前者的混凝土壓應變隨荷載的增長較快;當組合梁發(fā)生受彎破壞時，無論是簡支組合梁，還是連續(xù)組合梁，且不論是否施加預應力，混凝土的壓應變與彎矩的關系曲線均較為一致，且具有較長的線性增長段，其彈塑性工作區(qū)段較小，極限壓應變均能達到2400×10－6以上，超過了混凝土棱柱體達到極限抗壓強度時的應變值 2000×10－6。這說明混凝土材料的受壓性能比較穩(wěn)定，在組合梁中不受結構形式的影響，為進行組合梁計算時直接運用小試件所得出的本構關系提供了試驗依據(jù)。

圖5 組合梁混凝土壓應變與彎矩的關系曲線

2．3 鋼筋應變

試驗梁受力過程中鋼筋應變與彎矩的關系曲線如圖6所示，應變值為跨中截面翼板上層布置的縱筋應變。從圖6可以看出，對于承受負彎矩的組合梁CB-29、PCB-31，其開裂彎矩分別為30 kN·m、85 kN·m，說明對混凝土翼板施加預應力，可以明顯提高開裂彎矩，延長組合梁的彈性工作區(qū)段;各組合梁在極限狀態(tài)時，無論受壓還是受拉，鋼筋均達到屈服，并發(fā)生了一定程度的應力強化。

2．4 彎矩-滑移關系

圖6 鋼筋應變與彎矩的關系曲線

組合梁的彎矩-滑移關系曲線如圖7所示。每根組合梁分別給出了多個截面滑移與彎矩的關系曲線，每個截面位置以距跨中的距離表示。從圖7可以看出，所有組合梁的彎矩-滑移關系曲線均大致可劃分為4個階段:在加載初期，鋼與混凝土組合良好，滑移量基本為零;隨著荷載的增大，鋼與混凝土之間的黏結力開始發(fā)生破壞，交界面開始產(chǎn)生滑移，此時滑移與彎矩呈線性關系;隨后混凝土所承受的壓應力逐漸增大，但還沒有達到極限抗壓強度，混凝土發(fā)生壓縮變形，滑移量增長開始加快;隨著荷載的繼續(xù)增加，混凝土開始被壓碎，栓釘也發(fā)生彎曲變形，交界面滑移迅速增加，直至組合梁破壞。上述4個階段的劃分與文獻［10-11］的結論一致。

2．4 預應力筋內力增量

對組合梁施加預應力，無論預應力筋布置在鋼梁上還是混凝土翼板中，預應力筋與組合梁成為一個整體，隨著荷載的增加，預應力筋會隨著組合梁的變形而變形，從而產(chǎn)生預應力筋內力增量。各組合梁的有效預應力及預應力筋內力增量情況見表5，其中P0為有效預應力，ΔPy為彈性狀態(tài)時的預應力筋內力增量，ΔPu為極限承載力狀態(tài)時的預應力筋內力增量。預應力筋內力增量與荷載、撓度的關系曲線如圖8、圖9所示。

表5 預應力筋內力增量 kN

根據(jù)表5并結合圖8、圖9可以看出，連續(xù)組合梁的預應力筋內力增量最小，這主要是因為連續(xù)組合梁的剛度較大，變形相對較小;栓釘間距小的組合梁的預應力筋內力增量較間距大的組合梁大，且在相同荷載下，后者產(chǎn)生的預應力筋內力增量大，說明栓釘間距小的組合梁具有更大的剛度;對于承受負彎矩的組合梁，開裂后混凝土退出工作，組合梁截面剛度減小，主要是縱向鋼筋承受拉應力［12-14］，因此，承受負彎矩的組合梁變形較大，從而具有較大的預應力筋內力增量;無論是簡支組合梁或是連續(xù)組合梁，跨中撓度均與預應力筋內力增量呈現(xiàn)出較好的線性關系。

圖7 不同截面位置的彎矩-滑移關系曲線

圖8 預應力筋內力增量與荷載的關系曲線

圖9 預應力筋內力與撓度的關系曲線

2．5 連續(xù)組合梁的內力重分布

在加荷的初期階段，連續(xù)組合梁各截面剛度一致，隨著荷載的增加，中支座混凝土發(fā)生開裂，從而使得中支座截面附近剛度降低，致使連續(xù)梁沿梁長的抗彎剛度不再相同，此外，隨著中支座處縱向鋼筋及鋼梁的屈服，產(chǎn)生塑性鉸，從而使得連續(xù)組合梁發(fā)生內力重分配［15］，中支座反力向端支座轉移，使得跨中彎矩增大，中支座彎矩減小，這一現(xiàn)象也稱作彎矩調幅。4根連續(xù)試驗梁的荷載-彎矩關系曲線如圖10所示，其中Pu為預應力筋極限狀態(tài)所承受的拉力。

圖10 荷載-彎矩關系曲線

從圖10可以看出，在加載初期，預應力連續(xù)組合梁負彎矩區(qū)尚未開裂，各區(qū)段剛度一致，彎矩隨荷載呈線性增長;隨著荷載的增加，中支座開始出現(xiàn)裂縫，剛度降低，連續(xù)組合梁開始出現(xiàn)內力重分布;當荷載增至0.8Pu時，中支座處鋼筋、鋼梁均發(fā)生屈服，產(chǎn)生塑性鉸，中支座彎矩逐漸減小，跨中彎矩繼續(xù)增加，當荷載增大至0.9Pu時，中支座也出現(xiàn)塑性鉸，連續(xù)組合梁達到極限承載力;對于純鋼梁，由于各區(qū)段的剛度基本一致，內力重分布現(xiàn)象不明顯。

3 結論

a．對于承受正彎矩的簡支組合梁表現(xiàn)為受彎破壞;對于連續(xù)組合梁，中支座及跨中鋼梁均有可能先發(fā)生屈服，破壞時表現(xiàn)為跨中混凝土被壓碎。

b．完全剪力連接的組合梁的抗彎剛度大于部分剪力連接組合梁，但剛度與剪力連接程度并不成正比例關系;當剪力連接程度為0.5時組合梁的抗彎極限承載力較完全剪力連接組合梁降低28%。

c．在混凝土翼板上施加預應力，能明顯提高組合梁的開裂荷載，增大彈性工作區(qū)段，并且減小界面滑移，增強組合梁的協(xié)同工作;連續(xù)組合梁預應力筋內力增量較簡支組合梁小;在相同荷載下，栓釘間距小的組合梁預應力筋內力增量較間距大的組合梁大;對于承受負彎矩的組合梁，開裂后主要是縱向鋼筋承受拉應力組合梁變形較大，從而具有較大的預應力筋內力增量;組合梁跨中撓度均與預應力筋內力增量呈現(xiàn)出較好的線性關系。

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