预应力RPC-NC叠合梁抗弯延性试验分析

季文玉，李旺旺，王 珏

(交通基础设施安全风险管理交通运输部重点实验室(北京交通大学)，北京 100044)

预应力RPC-NC叠合梁抗弯延性试验分析

季文玉，李旺旺，王 珏

(交通基础设施安全风险管理交通运输部重点实验室(北京交通大学)，北京 100044)

为有效推动高性能材料在现代桥梁结构中的应用以满足快速发展的高速铁路技术，本文设计并制作了10根预应力活性粉末混凝土(RPC)-普通混凝土(NC)叠合梁和1根预应力纯NC梁，通过试验方法研究了高性能材料RPC在梁结构中应用后叠合梁的抗弯延性性能，并以叠合梁跨中位移延性系数进行描述.试验主要考虑了RPC高度、预应力比率、NC等级等因素对叠合梁抗弯延性的影响.研究结果表明：随着RPC高度的增加，叠合梁截面配筋指数降低，抗弯位移延性系数增大；随着钢绞线根数的增多，预应力比率增大，位移延性系数相应增大；叠合梁上部NC等级提高后，脆性破坏特征并不明显，抗弯位移延性系数增大.由于RPC材料优异的力学性能以及钢纤维的作用提高了叠合梁在出现峰值荷载后的变形能力，使得其抗弯位移延性要明显优于纯NC梁，可见RPC材料在拥有高强度的同时具有良好的延性特征.同时以试验数据为基础，拟合出适用于预应力RPC-NC叠合梁抗弯位移延性系数的计算公式.

活性粉末混凝土；普通混凝土；叠合梁；配筋指数；预应力比率；位移延性

随着中国经济迅猛发展，高速与重载铁路逐渐成为交通运输发展的两大方向，这就对桥梁工程建设的要求愈加严格.近年来，桥梁跨度不断增大，铁路列车轴重也不断增加，新型高性能材料的合理应用成为解决工程难题的关键.

活性粉末混凝土(RPC)是一种新型高性能材料[1-2]，自其出现便引起了工程界研究人员的关注[3-5].RPC有着超高的力学性能和耐久性，是现代桥梁结构理想的工程材料，被陆续应用于众多铁路、公路项目中[6-7].但由于其制作工艺相对复杂，大部分构件仍处于工厂预制阶段，另一方面，由于其造价相对较高，导致RPC尚未被大规模应用.

高韧性工程水泥复合材料(ECC)被徐世烺等[8]进一步发展为超高韧性复合材料(UHTCC)，并深入研究了其基本力学性能和在工程结构中的应用.Maalej等[9]首次提出将钢筋混凝土结构钢筋两侧各一倍保护层厚度范围内替换为UHTCC这一理念，并对一根功能梯度复合梁进行了研究.然而该种复合梁的最优组合形式、设计理论及受力性能尚未进行深入研究.文献[10-11]在对UHTCC材料性能充分研究基础上实现了多重微细裂缝的稳态开裂，对于结构非线性变形、提高韧性和抵抗裂缝有着显著贡献.为控制钢筋混凝土结构裂缝宽度，提高其在恶劣环境下的耐久性，并获得较高的性能成本比，使用UHTCC替代钢筋混凝土受拉区的部分混凝土，并针对其受力性能进行了深入的理论和试验研究.试验结果表明，该叠合梁不仅能够提高承载力，而且能够有效控制裂缝宽度，极大提高结构的耐久性.

由于RPC材料的高强度，高弹模以及内部结构致密的特性，在梁结构中应用能够在提高结构的强度、刚度、减小结构截面的同时提高梁的抗裂性和耐久性.本文在梁结构的受拉区应用RPC，充分发挥RPC良好的力学性能和抗裂性，将普通混凝土(NC)应用于梁的上部，发挥其良好的抗压性能.该新型结构形式在充分发挥二者优势的同时降低了造价，并且充分利用了二者同为混凝土基材的粘结性能[12]，将原光圆箍筋替换为具有抗剪和抗拉拔能力的螺纹钢筋，以满足叠合面抗剪和撕裂的要求.该新型结构整体受力性能好，克服了预制装配式结构整体性不强，抗震性能受到影响的问题.由于RPC材料的加入可大大提高叠合梁抵抗开裂的能力，更加有效保护梁底钢筋，从而延长构件的使用寿命.叠合梁预制部分在工厂预制，机械化程度高，工艺完善，有利于提高结构质量和节约材料成本，对于建筑结构的环保节能有重要意义.叠合结构下部预制完成后，在施工过程中可兼做模板使用，减少支模工作量，提高施工效率，降低施工成本，对于高空作业施工尤为重要.

但是随着新型材料强度的提高，其脆性破坏特征愈加显著，不符合当前结构设计延性破坏的理念.桥梁结构在实际使用过程中不仅要有足够的强度和刚度，在遇到碰撞、超载和地震等偶然荷载时还要具备足够的变形能力以满足必要的延性要求[13].本文拟对预应力RPC-NC叠合梁的抗弯延性性能进行试验研究.针对提出的新型RPC-NC叠合梁的抗弯延性性能，共制作了11根试验梁，其中9根试验梁主要研究RPC高度和预应力比率的影响，其余2根为对照梁，用于对照不同NC强度和纯NC梁与叠合梁的区别.本文拟通过静载试验研究RPC高度、预应力比率、NC强度等因素对叠合梁延性性能的影响，在试验基础上探究预应力RPC-NC叠合梁抗弯延性计算方法.

1 试验概况

1.1 模型梁设计

本文以铁路标准2101号跨度32 m T形梁为原型进行缩尺设计，依据相似理论模拟原型梁应力状态，模型梁全长4.4 m，试验跨度4.0 m，剪跨段长度1.5 m，中间纯弯段1.0 m.模型梁均采用后张法预应力施工，在梁的一端预埋振弦穿心式压力传感器，全程监测钢绞线张拉力的变化.模型梁设计主要考虑RPC高度、配筋指数、预应力比率、NC强度等级等因素的影响，试验梁参数见表1，其中，配筋指数w=(Apfpy+Asfy)/fcbh0，预应力比率i=Apfpy/(Apfpy+Asfy)，其中fpy取钢绞线实测屈服强度，fy取钢筋实测屈服强度，见表3. 图1展示了模型梁截面，试验梁截面具体尺寸见图1(a)，钢绞线在模型梁梁底通长布置，钢筋及钢绞线布置见图1(b)，其中预应力钢绞线孔道直径为50 mm.

图1 模型梁截面(mm)

1.2 模型梁制作及材性试验

模型梁在中铁六局丰台桥梁厂内施工完成.施工过程中先进行钢模板制作和模型梁钢筋笼绑扎，然后浇筑RPC并进行高温蒸汽养护，RPC养护完成后浇筑NC，之后进行整体浇水养护7 d，最后进行自然养护，见图2.

图2 自然养护中的模型梁

试件编号NC等级纵向钢筋RPC高度/mm预应力比率i配筋指数w有效张拉应力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：试件编号中间数字代表钢绞线根数，末尾数字代表RPC高度.

模型梁制作过程中，预留每根梁的RPC与NC立方体抗压试块、轴心抗压试块和抗折试块，与模型梁同条件养护.不同直径的梁底纵向钢筋和钢绞线预留相应的轴拉试件.材性试验结果总结于表2、3.

表2 RPC和NC实测力学性能

表3 钢筋及钢绞线实测力学性能

1.3 试验加载方案

试验采用四点对称弯曲分级加载，荷载通过2 000 kN千斤顶施加，由位于分配梁下的压力传感器测量施加荷载的大小，采用逐级加载方式，加载速度为4 kN/s，每级持荷时间为10 min，直至模型梁破坏.跨中梁底设置位移传感器测量模型梁在试验过程中的挠度值，加载装置见图3.

1.4 试验结果

图4为典型叠合梁与NC对照梁荷载-位移曲线对比，由图4可知叠合梁与NC梁发展趋势相似，在受弯过程中开裂、屈服特征明显，普通钢筋屈服后进入屈服阶段，随后由于钢绞线应力继续增大，模型梁承载力继续增大，最终由于梁顶的混凝土压碎破坏荷载出现骤减.模型梁破坏后，钢绞线并未断裂，在减荷过程中，梁体均有明显回弹现象，叠合梁在破坏后仍具有一定残余承载能力.11根模型梁的屈服荷载Py、屈服位移Δy、极限荷载Pu、极限位移Δu、位移延性系数μΔ总结于表4.

表4 叠合梁抗弯延性试验参数

Tab.4 Experimental parameters of flexural ductility of composite beams

试件编号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

图3 模型梁加载装置(mm)

图4 典型叠合梁荷载-位移曲线

2 试验结果与分析

2.1 抗弯位移延性系数

构件的延性是指在承受荷载或其他作用下进入非线性状态后，在承载力没有明显降低情况下的变形能力[14]，抗弯构件通常采用跨中位移延性系数来描述.由于梁底受拉区同时配有预应力钢绞线和普通钢筋，因此选用普通钢筋达到屈服强度时梁的跨中挠度作为屈服位移；由于试验梁破坏后钢绞线并未断裂，在减荷过程中存在明显回弹力，因此取用抗弯承载力下降至极限承载力80%时对应的跨中挠度作为极限位移[15]，见图5.

图5 叠合梁荷载-位移曲线

2.2 配筋指数对位移延性系数的影响

相同钢绞线根数，不同RPC高度情况下叠合梁荷载-挠度曲线及相应位移延性系数见图6.

图6 配筋指数与位移延性系数关系

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

钢绞线和普通钢筋配筋率相同的情况下，随着RPC高度的增加，由配筋指数计算公式w=(Apfpy+Asfy)/fcbh0可知，其梁截面配筋指数降低.试验得出各叠合梁抗弯延性系数，见图6(b)，可知随着RPC高度的增加，配筋指数降低，延性系数增大.由图6(a)可明显看出，随着RPC高度的增加，叠合梁在屈服之前各阶段位移相差不大；RPC具有极高抗压强度和一定的抗拉强度，在屈服之后的阶段随着RPC高度的增加，叠合梁中和轴以上材料的抗拉和变形能力也有所增加，叠合梁延性位移增大.由以上试验结果可知，随着RPC高度的增加，叠合梁的延性得到了提高.

2.3 预应力比率对位移延性系数的影响

相同RPC高度，不同钢绞线根数情况下叠合梁荷载-挠度曲线及相应位移延性系数见图7.

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

由图7(a)可知，预应力比率对叠合梁极限挠度影响不大；在达到极限破坏荷载之后，随着预应力比率的增大，下降段位移增大.模型梁总体配筋率基本一致，随着钢绞线根数增多，钢绞线面积增大，普通钢筋面积减小，普通钢筋达到屈服后，钢绞线应力继续增大，梁顶NC被压碎，梁底普通钢筋和钢绞线并未断裂，梁体中钢绞线作用增大，梁体在破坏后减荷阶段变形能力增加.如图7(b)所示，随着预应力比率的增大，普通钢筋面积减小，在破坏后减荷阶段梁体变形能力增大，位移延性系数增大.

2.4 对照组对位移延性系数的影响

对照组叠合梁荷载-挠度曲线及相应位移延性系数见图8.由图8(a)给出的对照组模型梁荷载-挠度曲线可知，随着NC强度的提高，极限破坏荷载对应的挠度降低，但极限位移有所提高.可见叠合梁中NC等级提高后，脆性破坏特征并不明显，叠合梁的抗弯延性反而增加了；与纯NC梁相比，叠合梁不仅提高了极限荷载和极限挠度，普通钢筋屈服后的延性阶段也明显优于纯NC梁.对照组模型梁位移延性系数结果见图8(b)，可见NC等级提高后，延性系数有所增加；由于RPC良好的力学性能和抗裂能力，RPC的加入使得叠合梁的抗弯延性要明显优于纯NC梁.

图8 对照组与位移延性系数关系

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

2.5 本文试验与现有相关文献结果对比

将本文试验得出的结果与国内外最新相关文献的结果进行对比分析.文献[16]研究了不同种类钢纤维对超高强混凝土(UHPC)梁延性的影响，其延性系数试验结果为4.04～10.34，比本文试验结果要大，是由于其配置的普通钢筋延性要优于钢绞线；文献[17]将玻璃纤维增强塑料(GFRP)作为普通混凝土梁的钢筋并研究其延性性能，由于GFPR筋基本处于线弹性阶段，该文献计算得出极限位移与使用荷载下位移的比值并定义其为延性变形系数，由试验结果计算得出延性变形系数为5.30～5.37，比本文试验结果要大；文献[18]研究了不同预应力等级情况下以碳纤维增强塑料(CFRP)为预应力筋的钢筋混凝土梁的延性，延性系数为1.90～4.10，其中系数1.9对应张拉应力为40%屈服应力情况，系数4.1对应无张拉应力情况，其低应力情况下延性系数与本文结果接近；文献[19]对HRB500钢筋预应力UHPC梁延性进行了研究，其中HRB500钢筋预应力梁延性系数为3.02～3.70，对照组HRB335钢筋预应力梁延性系数为4.87.其试验组结果与本文结果基本一致，是由于全截面UHPC比叠合梁延性好，同时HRB500钢筋较本文HRB335钢筋延性差，二者效应相互抵消的结果.其对照组的结果比本文延性系数大，与本文得出的随着RPC高度增加延性系数增大的结论一致；文献[20]对CFRP配筋的RPC梁的延性进行了研究，由于CFRP筋为线弹性材料延性较差，其延性系数试验结果为1.36～1.93，远小于本试验结果.

3 位移延性系数计算

3.1 位移延性系数影响因素

由本文第2部分分析可知，叠合梁抗弯位移延性系数与配筋指数(RPC高度)和预应力比率密切相关.各试验梁配筋指数与位移延性系数的关系见图9，由图9可知在相同预应力比率下的位移延性系数与配筋指数呈线性关系.由以上分析可以确定叠合梁抗弯延性系数的计算应基于配筋指数和预应力比率两个因素.

图9 配筋指数与位移延性系数关系

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

3.2 位移延性系数计算

由上文分析可知，叠合梁抗弯延性系数与配筋指数和预应力比率相关.因此，根据叠合梁抗弯延性系数与二者之间的关系，首先确定公式为式(1)形式.其中ki、bi是关于预应力比率的系数，bw是关于配筋指数的系数，i为预应力比率，w为配筋指数.

μΔ=(ki×i+bi)w+bw.

(1)

基于数理方法和试验结果对式(1)进行拟合，经计算得出ki=14.320，bi=-19.229，bw=5.191.将试验梁及对照梁的相关计算参数带入式(1)，得出的计算值与试验值及其比值见表5.

由表5可知，试验组和对照组叠合梁计算误差均在15%以内，S70-3-360计算误差为4.8%，对于高NC等级的叠合梁该公式依然适用.叠合梁抗弯延性系数计算值与试验值之比的平均值为0.975，标准差为0.104，计算结果与试验结果吻合良好.但是对于纯NC梁，计算值与试验值比值仅为0.169，可见该公式不适用于纯NC梁延性的计算.

表5 抗弯位移延性系数计算结果与试验值对比

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

试件编号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标准差————0．104

4 结 论

1)本文对10根预应力RPC-NC叠合梁和1根预应力纯NC梁荷载-挠度曲线及相应的抗弯位移延性系数进行了分析.试验结果表明，由于RPC材料优异的力学性能提高了叠合梁在出现峰值荷载后的变形能力，使得抗弯位移延性明显优于纯NC梁.说明RPC的加入不仅能够提高梁的承载能力和耐久性，对于梁体延性的提高也有着十分重要的作用.

2)预应力RPC-NC叠合梁抗弯位移延性系数与配筋指数和预应力比率有明显的相关性.随着RPC高度增加，梁截面配筋指数降低，抗弯位移延性系数增大；钢绞线根数增多，预应力比率增大，位移延性系数增大；与S70-3-360结果比较得出，上部NC等级提高，叠合梁抗弯位移延性系数增大.

3)叠合梁抗弯位移延性系数的计算与配筋指数和预应力比率密切相关.以二者为变量，以试验数据为基础，通过数理方法拟合出预应力RPC-NC叠合梁抗弯位移延性系数的计算公式.将公式计算值与试验值进行了比较，计算值与试验值之比的平均值为0.975，标准差为0.104，计算结果与试验结果吻合良好.

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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

(编辑 赵丽莹)

10.11918/j.issn.0367-6234.201606036

2016-06-12

国家自然科学基金(51278040)； 教育部中央高校基本科研业务费(2014YJS106)

季文玉(1960—)，男，教授，博士生导师

李旺旺，wangwangli@bjtu.edu.cn

TU378.2

A

0367-6234(2017)06-0021-07