無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力活性粉末混凝土簡(jiǎn)支梁剛度分析

無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力活性粉末混凝土簡(jiǎn)支梁剛度分析

0預(yù)應(yīng)力rpc梁1993年，法國(guó)bouigues公司首次開發(fā)出了一種新的超級(jí)高性能和高耐性水泥基材料。由于它的添加量和反應(yīng)能力，它被稱為活性粉末混凝土。自出版以來，這種新材料在加拿大、美國(guó)、法國(guó)、澳大利亞、韓國(guó)等發(fā)達(dá)國(guó)家得到了廣泛的研究和應(yīng)用。1996年，杜加圖等人試驗(yàn)了rpc200和epc80的力學(xué)，并研究了rpc的應(yīng)力適應(yīng)曲線、彈性模型、泊松比、輪廓電壓、彎曲強(qiáng)度和平均誤差性能。同時(shí)，強(qiáng)調(diào)鋼纖維的最佳用量為2%3%。如果重量超過300mm，測(cè)試人員應(yīng)通過顯微鏡無孔橋的張力測(cè)試，以研究鋼纖維的混合，以顯著提高梁的整體剛性和輪廓變形能力。鄭文忠、李莉通過六位矩形格柵的張力試驗(yàn)，研究了活動(dòng)混凝土彎張的張力變形性能。準(zhǔn)分析表明，考慮到橫截面的張力變形性能。在這項(xiàng)工作中，一些我國(guó)的研究人員和大學(xué)進(jìn)行了大量研究。其中，劉蘭、盧宇軒在六年內(nèi)研究了活動(dòng)混凝土彎張的性能，并研究了鋼纖維支架的張力變形的一般方法。陸建峰、姜永勝通過對(duì)高速鋼筋混凝土支架和普通鋼筋混凝土支架的張力力學(xué)，探討了張力變形的特點(diǎn)，并介紹了計(jì)算高速鋼筋混凝土支架的剛度計(jì)算方法。然而，到目前為止，很少有研究關(guān)于高粘度彎曲t梁的剛性和剛性測(cè)試的方法。本工作根據(jù)實(shí)際設(shè)計(jì)的需要，對(duì)活動(dòng)室內(nèi)t梁的葉片橫截面的變形和剛性進(jìn)行了研究，分析了梁破壞的整個(gè)過程以及葉片和剛度的變形，并對(duì)支架的葉片和剛度進(jìn)行了分析。結(jié)果表明，rpc和鋼纖維對(duì)葉片的葉片和總硬度有很大影響。1錨固結(jié)構(gòu)工程構(gòu)件養(yǎng)護(hù)及性能測(cè)試(1)試件配比見表1.(2)RPC力學(xué)性能.通過RPC力學(xué)性能試驗(yàn),得到RPC的力學(xué)性能(表2).(3)試件制作.本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了2根配比相同的活性粉末混凝土無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力吊車梁,梁長(zhǎng)7.1m,按2∶1縮尺模型試件取4.05m,采用2根直線型預(yù)應(yīng)力筋鋼絞線,直徑為15.2mm,fptk=1860N/mm2,詳見圖1.(4)構(gòu)件制作過程及養(yǎng)護(hù)方法.將各種材料按配合比進(jìn)行稱量,將水泥、石英砂、硅微粉、石英粉、硅粉、小組分倒入強(qiáng)制式攪拌機(jī),干拌3min;倒入全部用水量,攪拌至細(xì)骨料全部變成漿體;分幾次摻入鋼纖維,繼續(xù)攪拌直至鋼纖維全部均勻散落在漿體內(nèi);澆入試模內(nèi),振搗棒振搗,使?jié){體充分充填模具;成型后用浸泡在水中已充分飽和的鋸末鋪在混凝土上,以防止失水;構(gòu)件在常溫下養(yǎng)護(hù)28d.(5)加載方法及測(cè)試內(nèi)容.本試驗(yàn)采取如圖2所示的加載方式及測(cè)試方法.預(yù)應(yīng)力筋張拉端、錨固端的拉力由穿心式傳感器測(cè)得,試驗(yàn)參照GBJ50152—92《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》進(jìn)行.在荷載加至開裂荷載計(jì)算值的90%之前,每級(jí)荷載取標(biāo)準(zhǔn)荷載的10%,當(dāng)荷載加至開裂荷載計(jì)算值的90%后,每級(jí)加載取標(biāo)準(zhǔn)荷載的5%,直至第一條裂縫出現(xiàn).開裂后,每級(jí)加載取為標(biāo)準(zhǔn)荷載的10%;加載到達(dá)承載力實(shí)驗(yàn)荷載計(jì)算值的90%后,每級(jí)加載值取標(biāo)準(zhǔn)荷載值的5%,每級(jí)荷載加載或卸載后的持續(xù)時(shí)間均為10min.利用百分表測(cè)得撓度,每根試件共有5個(gè)測(cè)點(diǎn),分別在大小輪壓受力處及兩端支座處各布置一個(gè),加載過程中(張拉過程)記錄下各級(jí)百分表所示讀數(shù).2拉拔試驗(yàn)構(gòu)件的構(gòu)造階段3本文以L1-1梁為例分析其試驗(yàn)現(xiàn)象,該梁屬于無黏結(jié)部分預(yù)應(yīng)力RPC簡(jiǎn)支梁,由試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以得到荷載-撓度曲線圖(圖3),其受力變形過程則大致可劃分為3個(gè)階段.(1)彈性工作階段.截面尚未開裂時(shí),構(gòu)件所受彎矩很小,預(yù)應(yīng)力平衡了部分荷載,撓度也比較小,此階段彎矩-撓度曲線近似為直線,鋼筋及混凝土的應(yīng)變穩(wěn)定增長(zhǎng);隨著荷載的增大,撓度增長(zhǎng)速度加快,此時(shí)預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力增量很少(Δσp≈50kN/mm2),當(dāng)荷載達(dá)到計(jì)算極限荷載的45%左右時(shí),構(gòu)件處于即將開裂狀態(tài).(2)帶裂縫工作階段.試驗(yàn)梁受拉邊緣出現(xiàn)的裂縫,隨著荷載的增加而逐漸加寬、加長(zhǎng),中和軸不斷上移,原來由RPC承受的拉力,全部轉(zhuǎn)給鋼筋和鋼纖維共同承擔(dān),鋼纖維的阻裂作用使裂縫向上發(fā)展較緩慢,使梁的整體剛度明顯提高,彎矩-撓度曲線較平緩,撓度增長(zhǎng)速度較快,這時(shí)受拉區(qū)的鋼纖維阻裂作用發(fā)揮到了極限,鋼纖維開始被拔出.(3)破壞階段.隨著荷載繼續(xù)增大,此時(shí)鋼絞線產(chǎn)生一定的應(yīng)力增量(Δσp≈290kN/mm2),受拉主筋屈服;隨著裂縫的不斷發(fā)展,中性軸繼續(xù)上升,受壓區(qū)高度降低,跨中撓度急劇增加,鋼纖維繼續(xù)拔出或拉斷;裂縫發(fā)展很快,撓度突然增大,1號(hào)裂縫超過控制值達(dá)到2.5mm,試件宣告破壞,這時(shí)荷載值p=136kN,但荷載撓度曲線并沒有出現(xiàn)明顯的下降段.通過以上試驗(yàn)現(xiàn)象分析,無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力RPC簡(jiǎn)支梁的受彎性能與普通部分預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支梁有相似的受力過程和機(jī)理,不同的是在受力初期,RPC可以發(fā)揮較好的抗拉作用,其抗彎強(qiáng)度明顯提高.隨著荷載的增加,鋼纖維的阻裂增強(qiáng)作用延緩了裂縫的開展,在破壞階段預(yù)應(yīng)力鋼絞線產(chǎn)生了較大的應(yīng)力增量,荷載撓度曲線沒有明顯的下降段,構(gòu)件基本屬于延性破壞.3試驗(yàn)結(jié)果的分析3.1預(yù)應(yīng)力張拉階段本次試驗(yàn)采用分段張拉預(yù)應(yīng)力鋼絞線,先張拉上部第一根鋼絞線至張拉控制力值的50%,再張拉下部第二根鋼絞線至張拉控制力值的50%;然后,張拉第一根鋼絞線到張拉控制力值,最后再拉完第二根鋼絞線,這樣可以有效減少預(yù)應(yīng)力損失.假定設(shè)預(yù)應(yīng)力損失為25%,張拉系數(shù)取0.7,試驗(yàn)梁每根預(yù)應(yīng)力張拉控制力為:Fl=σconAp=0.7×1860×139=182kN.在張拉階段,試件在預(yù)應(yīng)力作用下產(chǎn)生將反拱,通過百分表測(cè)量各級(jí)反拱值,L1-1張拉力-反拱曲線見圖4.從圖4中可以看出,兩根預(yù)應(yīng)力筋在剛開始張拉階段,曲線都有一些彎折,這是由于鋼絞線的位置偏差引起的摩擦力的差異,或錨具和鋼絞線還沒相互擠壓而產(chǎn)生細(xì)微的滑移,使得反拱值還不穩(wěn)定.當(dāng)張拉力加載到一定值后,曲線呈現(xiàn)明顯的線性增長(zhǎng),這說明在試驗(yàn)張拉階段,預(yù)拉區(qū)混凝土沒有出現(xiàn)裂縫,構(gòu)件還處于彈性工作狀態(tài),與試驗(yàn)現(xiàn)象比較相符.從圖4中還可以看出,兩根預(yù)應(yīng)力筋張拉力-反拱曲線較為接近,說明梁內(nèi)2根預(yù)應(yīng)力鋼絞線的損失較為接近,而下一根因?yàn)槭艿缴弦桓鶑埨瓡r(shí)梁彈性壓縮的影響,其有效預(yù)應(yīng)力稍小,其反拱值見下文.3.2活性粉末混凝土構(gòu)件反拱的計(jì)算以上所述預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件的向上反拱,是由預(yù)加力引起的,它與荷載引起的向下?lián)隙确较蛳喾?可以起到平衡部分荷載,延緩裂縫開展,減小撓度的作用.對(duì)于彈性變形的構(gòu)件在預(yù)應(yīng)力作用下的反拱,可用下列公式計(jì)算,即fp=Νpepl208B0.(1)fp=Npepl208B0.(1)本試驗(yàn)公式中剛度按《無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ92—2004)取,其反拱的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比較見表3.從表3可以看出,計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比較吻合.在預(yù)應(yīng)力施加階段,活性粉末混凝土梁處于彈性階段,由于RPC較高的抗拉強(qiáng)度,預(yù)拉區(qū)沒有裂縫的發(fā)生.按《無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ92—2004),取剛度為0.85B0計(jì)算張拉階段的反拱值是比較合理的.3.3剛性分析3.3.1as-x0p-1的合成構(gòu)件在出現(xiàn)裂縫之前,全截面混凝土受力,拉區(qū)鋼筋面積As和Ap的換算面積為αsAs和αpAp,其中,αs=Es/Ec和αp=Ep/Ec為彈性模量比.RPC受彎構(gòu)件受拉區(qū)開裂前換算截面見圖5.換算截面的總面積為A0=(b′f-b)h′f+bh+(αp-1)Ap+(αs-1)As.(2)A0=(b′f?b)h′f+bh+(αp?1)Ap+(αs?1)As.(2)受壓區(qū)高度x0由拉壓區(qū)對(duì)中和軸的面積矩相等的條件確定,即12(b′f-b)h′2f+12bx20=12b(h-x0)×(h-x0β)+(αs-1)As(h-as-x0)+(αp-1)Ap(h-ap-x0)?(3)12(b′f?b)h′2f+12bx20=12b(h?x0)×(h?x0β)+(αs?1)As(h?as?x0)+(αp?1)Ap(h?ap?x0)?(3)整理后得12(1+1/β)b20+[12(1/β+1)bh+(αs-1)As+(αp-1)Ap]x0+12(b′f-b)h′2f-12bh2-(αs-1)As(h-αs)-(αp-1)Ap(h-ap)=0,(4)12(1+1/β)b20+[12(1/β+1)bh+(αs?1)As+(αp?1)Ap]x0+12(b′f?b)h′2f?12bh2?(αs?1)As(h?αs)?(αp?1)Ap(h?ap)=0,(4)化簡(jiǎn)后得x20+μ1x0+μ2=0,(5)x20+μ1x0+μ2=0,(5)式中:μ1=[12(1/β+1)bh+(αEs-1)As+(αEΡ-1)Ap/12(1+1/β)b];μ2=[12(b′f-b)h′2f-12bh2-(αs-1)As(h-as)-(αp-1)Ap(h-ap)/12(1+1/β)b].換算為截面慣性矩,即Ι0=b3[x30+(h-x0)3]+112(b′f-b)h′3f+(b′f-b)h′f(x0-12′f)2+(αs-1)As(h-as-x02)+(αp-1)Ap(h-ap-x0)2.(6)開裂前的截面剛度為B0=EcΙ0?(7)式中:Ec為混凝土彈性模量.將以上計(jì)算的開裂前剛度值與試驗(yàn)時(shí)得到的實(shí)測(cè)值記入表4.由表4知,比較實(shí)測(cè)開裂彎矩與理論計(jì)算值,實(shí)測(cè)值大于理論值.樣本均值ˉx=4.09,樣本方差S2=1n-1Σ(xi-ˉx)2,且Ρ(|(ˉx-u)s/√n|＜t(n-1)1-0.5α)=0.95,假設(shè)檢驗(yàn)在置信區(qū)間范圍內(nèi),從而知公式(6)開裂彎剛度符合實(shí)際試驗(yàn)測(cè)試值,公式成立.3.3.2xcr+1xcr+2構(gòu)件出現(xiàn)裂縫后,假設(shè)裂縫截面上拉區(qū)的混凝土完全退出工作,只有鋼筋承擔(dān)拉力,將鋼筋的換算面積置于相同的截面高度,得到的換算混凝土截面如圖6所示.受壓區(qū)高度xcr由拉壓區(qū)對(duì)中和軸的面積矩相等的條件確定,即12(b′f-b)h′2f+12bx2cr=αsAs(h-as-xcr)+αpAp(h-ap-xcr).(8)即x2cr+2(αsAs+αpAp)bxcr+′f-bbh′2f-2αsAs(h-as)-2αpAp(h-ap)b=0.化簡(jiǎn)后得x2cr+μ1xcr+μ2=0.(9)式中:μ1=2(αsAs+αpAp)b;μ2=(b′f-b)bh′2f-2αsAs(h-as)-2αpAp(h-ap)b.換算截面的慣性矩,得Ιcr=b3x3cr+112(b′f-b)h′3f+(b′f-b)h′f(xcr-12h′f)2+αsAs(h-as-xcr)2+αpAp(h-ap-xcr)2.(10)故開裂后的截面剛度為Bcr=EcΙcr.(11)顯然,這即是沿構(gòu)件軸線各截面慣性矩中的最小值,也是鋼筋屈服前裂縫截面慣性矩中的最小值.開裂后剛度計(jì)算值與實(shí)測(cè)值見表5.從表5可知,對(duì)于無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力活性粉末混凝土梁,若采用上述開裂后剛度計(jì)算模型,不考慮RPC抗拉強(qiáng)度、鋼纖維的拉結(jié)作用以及預(yù)應(yīng)力的提高剛度效應(yīng),開裂后的實(shí)測(cè)剛度較計(jì)算值偏大,且平均偏大0.98×1013N·mm2,實(shí)測(cè)值大致為計(jì)算值的1.7倍.可見,對(duì)于預(yù)應(yīng)力活性粉末混凝土受彎構(gòu)件,預(yù)應(yīng)力效應(yīng)、RPC抗拉強(qiáng)度和鋼纖維的拉結(jié)作用對(duì)提高構(gòu)件的剛度有不可忽視的影響.因此,對(duì)于活性粉末混凝土構(gòu)件開裂后的剛度計(jì)算,建議在式(11)的基礎(chǔ)上,乘以一個(gè)α=1.7左右的放大系數(shù),以考慮活性粉末混凝土的抗拉作用和鋼纖維拉結(jié)作用對(duì)預(yù)應(yīng)力活性粉末混凝土受彎構(gòu)件剛度的有利影響,即式(11)可以寫為Bcr=αEcΙcr=1.7EcΙcr.(12)3.4試驗(yàn)梁的響應(yīng)分析根據(jù)《無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ92—2004),取B0=0.85EcI0,正常使用階段撓度按材料力學(xué)的公式進(jìn)行計(jì)算,f=5Μkl2048B0.(13)試驗(yàn)梁跨中測(cè)點(diǎn)撓度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值見表6,開裂后的剛度按公式(12)計(jì)算.即由表6可知,在開裂前階段,即第7級(jí)前撓度的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值相差不大,第8級(jí)出現(xiàn)第一批裂縫,撓度急劇變化.因此,在計(jì)算梁開裂后撓度時(shí),剛度取值可按式(12)進(jìn)行計(jì)算更符合實(shí)際,進(jìn)一步佐證RPC梁開裂后的剛度計(jì)算公式乘以α=1.7左右折減系數(shù)的合理性,以考慮活性粉末混凝土的抗拉作用和鋼纖維拉結(jié)作用對(duì)預(yù)應(yīng)力活性粉末混凝土受彎構(gòu)件剛度的有利影響.4預(yù)應(yīng)力鋼絞線的應(yīng)力增量(1)無黏結(jié)部分預(yù)應(yīng)力RPC梁,在受力初期由于預(yù)應(yīng)力效應(yīng)和RPC的抗拉作用,梁處于彈性工作階段,其抗彎強(qiáng)度明顯提高,彎矩-撓度曲線近似為直線,預(yù)應(yīng)力和RPC是保持其剛度恒定的主要原因.隨著荷載的增加,鋼纖維的阻裂增強(qiáng)作用延緩了裂縫的開展,預(yù)應(yīng)力鋼絞線的應(yīng)力增量比較小;隨著撓度的增長(zhǎng),梁開裂直至破壞,RPC逐漸退出工作,鋼纖維發(fā)揮橋接作用,預(yù)應(yīng)力鋼絞線應(yīng)力增量越來越大.因此,鋼纖維及預(yù)應(yīng)力筋面積