姚大立，賈金青，余 芳

(1．大連理工大學(xué) 港口和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024；2．沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110178)

有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁受剪承載力試驗(yàn)研究

姚大立1,2，賈金青1?，余 芳2

(1．大連理工大學(xué) 港口和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024；2．沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110178)

為揭示有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁受剪性能，通過11根預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁和4根預(yù)應(yīng)力普通混凝土梁受剪性能試驗(yàn)，對(duì)比分析了不同參數(shù)對(duì)試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)、荷載-撓度曲線、承載能力和鋼筋應(yīng)變的影響.結(jié)果表明：預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的破壞形態(tài)與預(yù)應(yīng)力普通混凝土梁相似，且預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁具有更好的剛度、承載能力和剪切延性.增大剪跨比和箍筋間距均可降低極限承載力，另外，當(dāng)預(yù)應(yīng)力度大于0.34時(shí)，提高預(yù)應(yīng)力度對(duì)極限承載力才有積極貢獻(xiàn).建立了有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁斜截面受剪承載力的計(jì)算公式，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.此外，利用現(xiàn)行規(guī)范(GB 50010-2010)計(jì)算有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁受剪承載力的計(jì)算結(jié)果離散性較大，計(jì)算結(jié)果不穩(wěn)定.

剪跨比；預(yù)應(yīng)力；受剪承載力；破壞形態(tài)

隨著橋梁工程技術(shù)的不斷發(fā)展，大跨度、高強(qiáng)裝配式后張法預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁被廣泛應(yīng)用于公路工程建設(shè)項(xiàng)目中[1-2]，高強(qiáng)高性能混凝土作為一種新型混凝土，其在強(qiáng)度、耐久性、工作性能及體積穩(wěn)定性等方面均優(yōu)于普通混凝土，但同時(shí)也存在脆性大、延性差等弱點(diǎn).現(xiàn)有規(guī)范適用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C15～C80，然而隨著混凝土技術(shù)的發(fā)展，比文獻(xiàn)[3]混凝土強(qiáng)度等級(jí)更高的超高強(qiáng)混凝土在實(shí)際工程中也得到廣泛應(yīng)用.目前，國(guó)內(nèi)智菲[4]等已對(duì)8根預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土(C70)梁的抗剪強(qiáng)度進(jìn)行了試驗(yàn)研究，觀察了裂縫開裂特點(diǎn)和破壞形態(tài)，并給出受剪承載力建議性公式.Graybeal對(duì)預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的彎曲性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究[5].但是，目前尚無學(xué)者對(duì)預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土(C100)梁的剪切性能進(jìn)行理論或試驗(yàn)方面的研究，使得相關(guān)理論和研究成果嚴(yán)重滯后于工程實(shí)踐.

本文通過有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土簡(jiǎn)支梁受剪試驗(yàn)，揭示了梁的受剪機(jī)理，系統(tǒng)研究了影響試驗(yàn)梁受剪性能的主要因素，并結(jié)合我國(guó)現(xiàn)行《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)和《高強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 104—99)，提出了有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁斜截面受剪承載力計(jì)算公式.

1 試驗(yàn)概況

共設(shè)計(jì)了11根有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土和4根預(yù)應(yīng)力普通混凝土簡(jiǎn)支梁，截面尺寸為160 mm×340 mm.試驗(yàn)梁長(zhǎng)為1 200 mm, 1 400 mm, 1 600 mm，其中剪跨區(qū)段長(zhǎng)為840 mm, 1 120 mm, 1 400 mm，分別對(duì)應(yīng)的剪跨比為1.5, 2.0和2.5.試件的混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)分別為C40, C70和C100，試驗(yàn)梁的受拉鋼筋為3根直徑20 mm的HRB335級(jí)鋼筋，屈服強(qiáng)度為370 N/mm2，箍筋為直徑6.5 mm的HPB235級(jí)鋼筋，屈服強(qiáng)度為335 N/mm2，預(yù)應(yīng)力筋采用1860級(jí)鋼絞線，張拉控制應(yīng)力為σcon=0.75fptk(fptk為抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值)，直徑分別為15.2 mm和12.7 mm，屈服強(qiáng)度分別為1 815 N/mm2和1 798 N/mm2，采用有黏結(jié)預(yù)應(yīng)力工藝.為降低張拉階段的預(yù)應(yīng)力損失，本次試驗(yàn)采用低回縮預(yù)應(yīng)力錨具，主要試驗(yàn)變量為剪跨比λ, 箍筋間距s, 混凝土強(qiáng)度fcu和預(yù)應(yīng)力度λp.根據(jù)文獻(xiàn)[6]，預(yù)應(yīng)力度λp定義為式(1).試驗(yàn)梁參數(shù)和主要試驗(yàn)結(jié)果列于表1，混凝土材料力學(xué)性能見表2.

λp=(Apsfps)/(Apsfps+Asfy).

(1)

式中：Aps為預(yù)應(yīng)力鋼筋總面積;As為縱向受拉鋼筋總面積;fps為預(yù)應(yīng)力筋的屈服強(qiáng)度;fy為縱向受拉鋼筋的屈服強(qiáng)度.

表1 試驗(yàn)梁參數(shù)和試驗(yàn)結(jié)果匯總

表2 混凝土力學(xué)性能

2 測(cè)點(diǎn)布置及加載方案

在加載點(diǎn)和支座范圍的箍筋上均粘貼有電阻應(yīng)變片，梁跨中的受拉鋼筋和預(yù)應(yīng)力筋表面粘貼電阻應(yīng)變片.將LVDT置于梁跨中底部和支座處，以測(cè)得梁的整體變形.采用單調(diào)靜力加載制度，正式加載時(shí)，每級(jí)荷載約為預(yù)估極限荷載的10%，每加一級(jí)荷載，持載10 min.接近預(yù)估開裂荷載時(shí)，適當(dāng)降低每級(jí)荷載增量以期較準(zhǔn)確地獲取實(shí)際開裂荷載.加載至極限荷載85%時(shí)則以位移控制加載，加載速率為0.02 mm/min.所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)均通過IMC數(shù)據(jù)采集儀全自動(dòng)采集.試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容：試件開裂荷載、極限荷載；鋼筋及混凝土應(yīng)變；荷載-撓度曲線及裂縫開展情況等.試驗(yàn)裝置及混凝土測(cè)點(diǎn)布置見圖1，典型試件的應(yīng)變片布置見圖2.

圖1 試驗(yàn)裝置及測(cè)點(diǎn)布置圖

圖2 部分試件的應(yīng)變片布置圖

3 主要試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 破壞形態(tài)

預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁破壞形態(tài)與預(yù)應(yīng)力普通混凝土梁基本相似.加載初期，試驗(yàn)梁處于彈性階段，加載至極限荷載的17%～32%時(shí)，梁跨中加載點(diǎn)的正下方出現(xiàn)豎向裂縫，隨著荷載的增大，在剪跨區(qū)內(nèi)也出現(xiàn)高度略低于受拉鋼筋中心的豎向裂縫，且斜向加載點(diǎn)方向發(fā)展.當(dāng)加載到極限荷載的36%～53%時(shí)，剪跨區(qū)內(nèi)預(yù)應(yīng)力鋼筋位置處出現(xiàn)斜裂縫，且斜裂縫出現(xiàn)很突然，荷載繼續(xù)增加，豎向裂縫發(fā)展緩慢，斜裂縫寬度加大.當(dāng)荷載接近試驗(yàn)梁斜截面的極限承載力時(shí)，試驗(yàn)梁撓度增長(zhǎng)加快，斜裂縫向上延伸至集中荷載作用點(diǎn)處，向下延伸至受拉鋼筋位置，并沿著受拉鋼筋向支座發(fā)展.此時(shí)荷載已達(dá)到試驗(yàn)梁的斜截面承載能力.預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的斜裂縫面較普通強(qiáng)度混凝土梁光滑平整，破壞面沿裂縫的粗骨料大部分被劈開，這表明與普通強(qiáng)度混凝土相比，超高強(qiáng)混凝土骨料咬合作用有所降低.在試驗(yàn)加載的過程中，所有的試驗(yàn)梁都是箍筋首先屈服，受拉鋼筋未屈服而發(fā)生剪壓破壞.預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的開裂荷載和極限荷載見表1，破壞形態(tài)如圖3所示.

圖3 試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)

3.2 荷載-撓度曲線分析

圖4給出了試驗(yàn)梁的荷載-撓度曲線.

從圖4中可看出預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的受力大致可分為3個(gè)階段：1)從開始加載至試驗(yàn)梁斜截面開裂屬于彈性階段.在此階段，試驗(yàn)梁表現(xiàn)出整體工作性能，荷載-撓度曲線呈線性; 2)彈塑性階段.從斜截面開裂至極限承載力為彈塑性階段.在此階

撓度/mm

撓度/mm

撓度/mm

撓度/mm

段，撓度發(fā)展顯著加快，試驗(yàn)梁的荷載-撓度曲線呈非線性，剛度明顯降低.3)破壞階段.從極限承載力至卸載階段為試驗(yàn)梁的破壞階段.圖4(a)示出了剪跨比對(duì)試驗(yàn)梁荷載-撓度曲線的影響.由圖可見：預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的斜裂縫出現(xiàn)后，試驗(yàn)梁的剛度隨剪跨比增加而逐漸減小，因?yàn)榧艨绫圈?M/V反映了試驗(yàn)梁破壞截面的彎矩與剪力的相對(duì)比值，在剪力水平相同的情況下，對(duì)于剪跨比較大的試驗(yàn)梁，斜裂縫形成后的截面有效慣性矩減小，因此導(dǎo)致試驗(yàn)梁的剛度顯著降低.圖4(b)示出了不同預(yù)應(yīng)力度對(duì)試驗(yàn)梁荷載-撓度曲線的比較.由圖可見：預(yù)應(yīng)力度增加，荷載-撓度曲線的上升段斜率增大.這是由于增大預(yù)應(yīng)力度提高了試驗(yàn)梁的剛度.圖4(c) 示出了混凝土強(qiáng)度對(duì)荷載-撓度曲線的影響，由圖可見：試驗(yàn)梁的初始剛度隨著混凝土強(qiáng)度的增加而增大，這是因?yàn)榛炷翉椥阅Ａ侩S著抗壓強(qiáng)度的提高而增大.然而，混凝土抗壓強(qiáng)度的增加并沒有致使試驗(yàn)梁的剪切延性降低，反而增大.根據(jù)剪切延性系數(shù)的計(jì)算理論[7]，試驗(yàn)梁PRC-3的剪切延性系數(shù)為1.73，而試驗(yàn)梁PRC-13的剪切延性系數(shù)為1.36，同理，試驗(yàn)梁PRC-07和PRC-15的剪切延性系數(shù)分別為2.12和1.52.這是由于超高強(qiáng)混凝土與普通強(qiáng)度混凝土相比具有更小的水灰比，因此鋼筋與超高強(qiáng)混凝土間具有更大的黏結(jié)力，從而導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁具有更好的變形能力.圖4(d)表明了箍筋間距只影響試驗(yàn)梁的斜截面承載力，對(duì)試驗(yàn)梁的剛度無作用.

3.3 荷載-應(yīng)變曲線分析

3.3.1 荷載-箍筋應(yīng)變曲線

圖5給出了部分試件的荷載-箍筋應(yīng)變曲線，相應(yīng)的箍筋應(yīng)變片布置見圖1.可以看出：預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁與預(yù)應(yīng)力普通混凝土梁相似，在斜向裂縫出現(xiàn)瞬間，荷載-箍筋應(yīng)變曲線出現(xiàn)突變點(diǎn).斜裂縫出現(xiàn)前，箍筋應(yīng)變很小，以梁PRC-10和PRC-14為例，當(dāng)荷載達(dá)到梁的斜截面開裂荷載時(shí)，箍筋應(yīng)變值分別為9.81 με和61.03 με.由此看出，箍筋對(duì)試驗(yàn)梁的斜截面開裂荷載幾乎沒有任何作用.這是因?yàn)楣拷钪睆捷^小且表面光滑.因此，斜裂縫形成以前，箍筋對(duì)混凝土的約束能力不顯著.

箍筋應(yīng)變/με

箍筋應(yīng)變/με

3.3.2 荷載-縱筋應(yīng)變曲線

為使試件發(fā)生剪切破壞，本次試驗(yàn)的所有試驗(yàn)梁縱筋配筋率較大，從試驗(yàn)結(jié)果看，最終破壞時(shí)全部試件的受拉鋼筋均未屈服.圖6給出了部分試件的荷載-受拉鋼筋應(yīng)變曲線.可以看出：隨著荷載的增加，僅在彎曲裂縫出現(xiàn)瞬間，荷載-受拉鋼筋應(yīng)變曲線出現(xiàn)1次突變.而主斜裂縫是從梁腹分別向加載點(diǎn)和支座方向發(fā)展，斜截面開裂瞬間，斜裂縫還沒有到達(dá)受拉鋼筋截面處，因此，無法從荷載-受拉鋼筋應(yīng)變曲線觀測(cè)到斜向裂縫出現(xiàn)點(diǎn).

受拉鋼筋應(yīng)變/με

受拉鋼筋應(yīng)變/με

3.3.3 荷載-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變曲線

圖7給出了荷載-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變曲線.可以看出：預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的荷載-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變發(fā)展規(guī)律與預(yù)應(yīng)力普通混凝土梁相似.在整個(gè)加載過程中，試驗(yàn)梁彎曲裂縫和斜向裂縫出現(xiàn)的2個(gè)時(shí)刻，荷載-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變曲線出現(xiàn)了2次比較明顯的突變.最后，隨著荷載的增加，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變隨之增大，直至應(yīng)變片脫落或拉斷.

3.4 承載能力影響因素分析

3.4.1 不同剪跨比影響

剪跨比是影響預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁受剪承載能力的主要因素.由圖8(a)試驗(yàn)梁的荷載-剪跨比的關(guān)系曲線可以看出：隨著剪跨比的增大，試驗(yàn)梁的極限荷載減小.剪跨比較小時(shí)，剪跨比與極限荷載的關(guān)系曲線較陡，隨著剪跨比的增大，曲線趨向平緩.這是由于在支座和集中荷載作用處產(chǎn)生豎向壓應(yīng)力σy，σy的存在減小了混凝土的主拉應(yīng)力值，提高了極限承載能力.當(dāng)剪跨比較小時(shí)，剪跨區(qū)段較短，σy在整個(gè)剪跨區(qū)的作用較為明顯；當(dāng)剪跨比較大時(shí)，剪跨區(qū)段較長(zhǎng)，而σy的影響只存在于支座及集中荷載附近，所以，σy在整個(gè)剪跨區(qū)段的作用較弱.

預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變/με

預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變/με

3.4.2 不同箍筋間距影響

箍筋間距是影響預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁受剪承載能力的另一個(gè)重要因素，從圖8(b)試驗(yàn)梁的荷載-箍筋間距的曲線可以看出：試驗(yàn)梁的極限荷載隨著箍筋間距的減小而增大.但是對(duì)于剪跨比不同的試驗(yàn)梁，極限荷載隨著箍筋間距減小而增大的程度并不相同，剪跨比為1.5時(shí)的極限荷載隨箍筋間距減小而增大的趨勢(shì)較剪跨比為2.0時(shí)更明顯.

3.4.3 不同混凝土強(qiáng)度影響

預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的斜截面剪切破壞是由于混凝土達(dá)到相應(yīng)受力狀態(tài)下的極限強(qiáng)度而發(fā)生的，故混凝土強(qiáng)度對(duì)斜截面的承載能力影響很大.由圖8(c)試驗(yàn)梁的荷載-混凝土強(qiáng)度的關(guān)系曲線可以看出：其他條件均相同，僅混凝土強(qiáng)度不同的情況下，試驗(yàn)梁的極限荷載隨著混凝土強(qiáng)度的提高而增大，并且這種趨勢(shì)隨著剪跨比的增加而逐漸減弱.

3.4.4 不同預(yù)應(yīng)力度影響

增大預(yù)應(yīng)力度不僅可以提高試驗(yàn)梁的剛度，減小破壞時(shí)的變形，而且也可以顯著提高試驗(yàn)梁的斜截面承載能力，因?yàn)樵龃箢A(yù)應(yīng)力度可以提高骨料的咬合作用，從而對(duì)斜裂縫的產(chǎn)生和開展具有一定的抑制作用.同時(shí)，增大預(yù)應(yīng)力度也可以增大試驗(yàn)梁的剪壓區(qū)高度.但是從圖8(d)試驗(yàn)梁的荷載-預(yù)應(yīng)力度的關(guān)系曲線可以看出：當(dāng)預(yù)應(yīng)力度λp≤0.34時(shí)，預(yù)應(yīng)力度的增加對(duì)試件的承載能力幾乎沒有作用；當(dāng)λp>0.34時(shí)，極限荷載隨著預(yù)應(yīng)力度增加而顯著增大.這可能因?yàn)轭A(yù)應(yīng)力度取值過小會(huì)導(dǎo)致試驗(yàn)梁截面的有效預(yù)壓應(yīng)力過小，進(jìn)而預(yù)應(yīng)力對(duì)試驗(yàn)梁斜截面承載能力的積極作用減弱.

λ(a)

s/mm(b)

fcu/MPa(c)

λp(d)

4 受剪承載力分析

依據(jù)預(yù)應(yīng)力混凝土梁受剪機(jī)理[8]可知：當(dāng)混凝土梁施加預(yù)應(yīng)力后，其內(nèi)部的應(yīng)力狀態(tài)將發(fā)生改變，斜裂縫與試驗(yàn)梁軸線的夾角減小，剪壓區(qū)高度增大，另外預(yù)應(yīng)力能有效阻止斜裂縫的開展，增強(qiáng)斜裂縫面上骨料咬合力，從而提高試驗(yàn)梁的受剪承載力.根據(jù)前面的試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)剪跨比改變時(shí)，預(yù)應(yīng)力度對(duì)受剪承載力的影響程度也隨之發(fā)生變化.根據(jù)文獻(xiàn)[9]，建議預(yù)應(yīng)力提供的受剪承載力Vp如式(2)所示，其中Np0為計(jì)算截面上混凝土法向預(yù)應(yīng)力等于零時(shí)的縱向預(yù)應(yīng)力鋼筋及非預(yù)應(yīng)力鋼筋的合力，采用試驗(yàn)方法求得，計(jì)算結(jié)果如表3所示，其實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和計(jì)算方法見文獻(xiàn)[10]和[11].

(2)

表3 受剪承載力計(jì)算結(jié)果

注：V為受剪承載力試驗(yàn)值；VT1為參照規(guī)范GB 50010—2010計(jì)算的受剪承載力；VT2為參照本文提出的式(6)計(jì)算的受剪承載力.

試驗(yàn)研究表明：箍筋對(duì)受剪承載力的貢獻(xiàn)主要靠本身所能承擔(dān)的剪力和提高斜裂縫間的咬合及縱筋的銷栓作用，且隨著箍筋間距s的減小，這些作用越明顯.根據(jù)文獻(xiàn)[12]和[13]可知，在s一定，且剪跨比1.0≤λ≤3.0時(shí)，箍筋對(duì)試驗(yàn)梁的受剪強(qiáng)度隨

剪跨比的增大而增強(qiáng).且箍筋的受剪強(qiáng)度與剪跨比成正比關(guān)系，根據(jù)上述分析，建議Vs如式(3)所示：

(3)

通過文獻(xiàn)[14]中的關(guān)于高強(qiáng)高性能混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)研究的相關(guān)測(cè)試數(shù)據(jù)可以看出：混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高，其抗壓強(qiáng)度的提高遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于混凝土抗拉強(qiáng)度的提高，對(duì)于超高強(qiáng)混凝土，該現(xiàn)象將更為突出，鑒于材料的破壞由較低指標(biāo)來控制，并且參考文獻(xiàn)[11]，本文仍用混凝土抗拉強(qiáng)度ft作為控制指標(biāo).因此，建議Vc如式(4)所示：

Vc=αftbh0.

(4)

根據(jù)以上分析，則預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁斜截面受剪承載力的計(jì)算通式可表達(dá)如式(5).

(5)

式中：α,β和γ分別為混凝土、箍筋和預(yù)應(yīng)力筋項(xiàng)的抗力系數(shù).

根據(jù)本文所完成的15根試驗(yàn)梁受剪試驗(yàn)的測(cè)試數(shù)據(jù)，如表1所示，擬合出各項(xiàng)抗力系數(shù)，并將擬合結(jié)果代入式(5)，即得有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁斜截面受剪承載力的計(jì)算公式：

(6)

式中：剪跨比λ<1.0時(shí)，取λ=1.0，剪跨比λ>3.0時(shí)，取λ=3.0.

參照規(guī)范和式(6)對(duì)表1中的15根試驗(yàn)梁受剪承載力進(jìn)行計(jì)算，并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行比較分析，計(jì)算結(jié)果見表3.分析表3可以得出：

1)有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁試驗(yàn)值與文獻(xiàn)[11]中的公式計(jì)算值相比較，均值為1.95，方差為0.44；將本試驗(yàn)中預(yù)應(yīng)力普通混凝土梁和文獻(xiàn)[15]中10根試驗(yàn)梁的試驗(yàn)值與文獻(xiàn)[11]中的公式計(jì)算值相比較，均值分別為2.00和1.92，方差為0.07和0.05，由此看出：文獻(xiàn)[11]公式計(jì)算有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁與計(jì)算預(yù)應(yīng)力普通混凝土梁具有同樣的安全性，剪跨比越小，安全程度越大，剪跨比相同時(shí)，隨著預(yù)應(yīng)力度的提高，試驗(yàn)值與計(jì)算值的比值越大.對(duì)比分析方差可以得出：利用文獻(xiàn)[11]中的公式計(jì)算預(yù)應(yīng)力普通混凝土梁(混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40～70)的受剪承載力的計(jì)算結(jié)果離散性較小，計(jì)算結(jié)果可靠，但是計(jì)算有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁時(shí)離散性較大，計(jì)算結(jié)果不穩(wěn)定．

2)本文提出的有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁受剪承載力計(jì)算公式的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，能夠客觀地反映預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的受剪性能.

5 結(jié) 論

1) 預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁的破壞形態(tài)與預(yù)應(yīng)力普通混凝土梁相似，均為初裂、裂縫開展和破壞3個(gè)階段，在剪跨比1.5≤λ≤2.5時(shí)，破壞形態(tài)均為剪壓破壞.

2) 極限承載力隨著剪跨比和箍筋間距的增大而降低，提高混凝土強(qiáng)度，試驗(yàn)梁的剪切延性和極限承載力均有提高.當(dāng)預(yù)應(yīng)力度λp≤0.34時(shí)，預(yù)應(yīng)力度對(duì)試驗(yàn)梁的極限承載力幾乎無影響，當(dāng)λp>0.34時(shí)，極限承載力隨預(yù)應(yīng)力度的增加而增大.

3) 建立了預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁受剪承載力簡(jiǎn)化計(jì)算公式.計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析表明，本文提出的計(jì)算公式具有較高的精度，可供進(jìn)一步研究參考.利用現(xiàn)行規(guī)范(GB 50010—2010)計(jì)算有腹筋預(yù)應(yīng)力超高強(qiáng)混凝土梁受剪承載力的計(jì)算結(jié)果離散性較大，計(jì)算結(jié)果不穩(wěn)定.

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Experimental Study of the Shear Capacity of Prestressed Ultra-high Reinforced Concrete Beams with Stirrups

YAO Da-li1, 2, JIA Jin-qing1?, YU Fang2

(1．State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering, Dalian Univ of Technology, Dalian, Liaoning 116024, China;2．School of Architecture and Civil Engineering, Shenyang Univ of Technology, Shenyang, Liaoning 110178, China)

In order to investigate the shear behavior of prestressed ultra-high reinforced concrete beams, a total of 11 prestressed ultra-high reinforced concrete beams and 4 prestressed ordinary reinforced concrete beams were tested. The experimental study addressed failure mode, load-delfection curve, ultimate load capacity and the steel strain. The test results have shown that failure mode of prestressed ultra-high reinforced concrete beams is similar with that of prestressed ordinary reinforced concrete beams. Generally, prestressed ultra-high reinforced concrete beams have better higher stiffness and ultimate load capacity, as well as shear ductility. An increase in the shear span-depth ratio or space of stirrups decreases ultimate load capacity. In addition, it has positive effect on the ultimate load capacity for degree of prestress of more than approximately 0.34. A calculating formula for shear capacity of prestressed ultra-high reinforced concrete beams with stirrups was offered. The calculation results agree well with the test conclusions. The current China code (GB 50010-2010) used for the design of prestressed ultra-high reinforced concrete beams is very unstable and the dispersion ratio is high.

shear span-depth ratio; prestressing; shear capacity; failure model

1674-2974(2015)03-0023-08

2013-08-21

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51078059),National Natural Science Foundation of China(51078059); 遼寧省教育廳科學(xué)技術(shù)研究項(xiàng)目(L2014043)；科技部“863”計(jì)劃重大交通基礎(chǔ)設(shè)施核心技術(shù)項(xiàng)目(2007AA11Z133)

姚大立(1982-)，男，遼寧鐵嶺人，大連理工大學(xué)博士研究生，沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)講師

?通訊聯(lián)系人，E-mail: keyknown@163.net

TU378．8

A