超高性能混凝土的單軸受壓試驗(yàn)研究

減少結(jié)構(gòu)負(fù)擔(dān)和提高結(jié)構(gòu)耐久性是引起人們注意的一本書(shū)。因此采用具有優(yōu)異性能的新型建筑材料對(duì)于提高結(jié)構(gòu)的有效性和耐久性極具意義,如纖維增強(qiáng)塑料(fiberreinforcedpolymer)和超高性能混凝土(ultrahighperformanceconcrete)。碳纖維增強(qiáng)聚合物CFRP(carbonfiberreinforcedpolymer)具有優(yōu)異的性能,如比強(qiáng)度(強(qiáng)度/單位體積的重力)大、免銹蝕、抗疲勞性能好和低松弛等,成為目前解決普通預(yù)應(yīng)力鋼筋耐久性問(wèn)題最具潛力的選擇之一。國(guó)際上對(duì)FRP筋的研究已取得大量研究成果并已實(shí)際應(yīng)用,且已編制相應(yīng)規(guī)范。我國(guó)對(duì)FRP筋增強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)特別是預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的受力性能的研究也已起步。UHPC源于活性粉末混凝土(reactivepowderconcrete,RPC),是一種具有韌性高、抗壓強(qiáng)度高和耐久性能好等優(yōu)異性能的材料,且UHPC的徐變和收縮現(xiàn)象極微小,熱養(yǎng)護(hù)后UHPC的徐變系數(shù)不到0.2,基本沒(méi)有收縮。目前國(guó)內(nèi)外在UHPC的組成材料和配比、制作和養(yǎng)護(hù)及其物理力學(xué)性能方面的研究較多,但對(duì)配筋UHPC結(jié)構(gòu)構(gòu)件的基本力學(xué)性能、設(shè)計(jì)計(jì)算理論和工程應(yīng)用方面的研究較少,UHPC的工程應(yīng)用研究尚處于起步階段,Sherbrook人行橋(加拿大,1997)、ShepherdsBridge(澳大利亞,2002)和WapelloCountyMarsHillBridge(美國(guó),2006)已成為UHPC應(yīng)用進(jìn)展的標(biāo)志性建筑。鑒于UHPC和CFRP的優(yōu)異性能,CFRP預(yù)應(yīng)力UHPC結(jié)構(gòu)將成為一種具有優(yōu)異性能的新型配筋混凝土結(jié)構(gòu)。本文介紹配置CFRP預(yù)應(yīng)力筋UHPC梁的受力性能的試驗(yàn)研究。1試驗(yàn)梁的設(shè)計(jì)及參數(shù)試驗(yàn)梁為6根配置碳纖維CFRP預(yù)應(yīng)力筋簡(jiǎn)支T梁。梁長(zhǎng)4800mm,計(jì)算跨度為4500mm,跨高比為15∶1。試驗(yàn)梁具體截面尺寸及配筋見(jiàn)圖1。試驗(yàn)梁的參數(shù)選取為張拉控制應(yīng)力、翼緣寬、預(yù)應(yīng)力度和預(yù)應(yīng)力筋黏結(jié)方式,見(jiàn)表1。其中部分黏結(jié)梁跨中無(wú)黏結(jié)長(zhǎng)度為3400mm。1.1減水劑、水泥、鋼纖維UHPC的配制原理是基于最大密實(shí)度理論,提高材料勻質(zhì)性及顆粒密實(shí)度是UHPC材料設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)。試驗(yàn)中UHPC材料配比為水泥∶硅灰∶石英粉∶石英砂∶減水劑=1∶0.25∶0.3∶1.1∶0.025,其中水膠比為0.21,鋼纖維體積摻量為1.5%。水泥為42.5級(jí)普通硅酸鹽水泥;減水劑為可溶性樹(shù)脂型高效減水劑;石英砂粒徑為0.4～0.6mm;石英粉平均粒徑為50×10-6mm。鋼纖維采用鍍銅光面平直鋼纖維,其直徑為0.16±0.005mm,長(zhǎng)度為12±1mm,抗拉強(qiáng)度>2000MPa。UHPC試件成型后24h拆模,再在養(yǎng)護(hù)池內(nèi)80±2℃的熱水中養(yǎng)護(hù)48h后冷卻至室溫。1.2試驗(yàn)裝置與數(shù)據(jù)采集采用剛性輔助架增加試驗(yàn)機(jī)剛度的方法測(cè)定UHPC軸心受壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€。試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖2。試驗(yàn)試件為4個(gè)100mm×100mm×400mm的棱柱體。試驗(yàn)數(shù)據(jù)由DH5937應(yīng)變采集系統(tǒng)自動(dòng)采集。傳感器為2000kN力傳感器,4個(gè)5mm引伸儀。引伸儀測(cè)量標(biāo)距為300mm。1.2.1試驗(yàn)結(jié)果分析UHPC受壓全曲線見(jiàn)圖3。由圖3可見(jiàn),UHPC的應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段可描述為:σ≤0.75fc,應(yīng)力-應(yīng)變曲線近似呈直線變化;σ>0.75fc,應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈曲線變化。在接近峰值應(yīng)力時(shí),可聽(tīng)見(jiàn)輕微的鋼纖維拔出聲,裂縫寬度極其微小;4個(gè)試件(P1、P2、P3、P4)峰值應(yīng)力時(shí)的應(yīng)變分別為3550×10-6、3346×10-6、3419×10-6和3588×10-6,平均值為3475.8×10-6;相應(yīng)的軸心抗壓強(qiáng)度為114.7MPa,109.7MPa,112.2MPa,111.3MPa。在下降段,4個(gè)試件的應(yīng)變分別達(dá)到4645×10-6、4563×10-6、4437×10-6和4616×10-6時(shí),平均值為4565×10-6,試件出現(xiàn)明顯可見(jiàn)的貫通裂縫,試件被裂縫分割成兩個(gè)或多個(gè)小柱體,并伴隨清脆的開(kāi)裂聲,部分鋼纖維被拉斷。但由于鋼纖維的作用,混凝土并沒(méi)有潰散且能承受較高的荷載,此時(shí)相應(yīng)的應(yīng)力為102.2MPa、89.8MPa、93.3MPa、90.1MPa,相應(yīng)于峰值應(yīng)力為:0.89、0.82、0.84、0.81,平均值為0.84。隨著應(yīng)變繼續(xù)增大,裂縫不斷擴(kuò)展直至鋼纖維被拉斷。基于以上試驗(yàn)及分析結(jié)果,可取UHPC峰值應(yīng)變?yōu)?500×10-6;試件出現(xiàn)明顯可見(jiàn)貫通裂縫認(rèn)為達(dá)到破壞時(shí),其極限應(yīng)變?yōu)?500×10-6。1.2.2uhpc曲線上升段試驗(yàn)結(jié)果根據(jù)UHPC單調(diào)加載應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€上升段和下降段的試驗(yàn)結(jié)果,采用分段方程擬合,在峰值點(diǎn)符合連續(xù)條件。其本構(gòu)方程為σc={fcnξ-ξ21+(n-2)ξε≤ε0fcξ2(ξ-1)2+ξε＞ε0(1)式中,上升段采用CEB-FIP(1993)模型,ε0=3500,ξ=ε/ε0;n=E0/Es;E0為初始彈性模量;Es為峰值點(diǎn)的割線模量。采用式(1)擬合試件全曲線結(jié)果見(jiàn)圖3。由圖3可見(jiàn),本文采用的CEB-FIP(1993)的模型與UHPC曲線上升段試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。試件當(dāng)ε<7500×10-6時(shí)吻合較好,當(dāng)ε>7500×10-6時(shí)差異較大。但式(1)仍能反映曲線的基本趨勢(shì)。1.3uhpc的材料配比UHPC的抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu、初裂劈裂抗拉強(qiáng)度f(wàn)t、峰值劈裂強(qiáng)度f(wàn)tu均采用100mm的立方體試塊測(cè)試,UHPC劈裂強(qiáng)度與軸心抗拉強(qiáng)度的換算系數(shù)取0.75。用100mm×100mm×400mm棱柱體試塊測(cè)得混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度f(wàn)c及彈性模量Ec。試驗(yàn)梁的材料力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表2。由表2可見(jiàn),UHPC具有較高的抗壓強(qiáng)度,初裂抗拉強(qiáng)度、極限抗拉強(qiáng)度也遠(yuǎn)高于普通高強(qiáng)混凝土。對(duì)比測(cè)量結(jié)果發(fā)現(xiàn),鋼纖維體積摻量為1.5%時(shí)UHPC強(qiáng)度存在以下近似關(guān)系:fc=0.89fcu,fc=0.89fcu。本文中UHPC的組分為常用材料,其配比對(duì)實(shí)際工程中大規(guī)模應(yīng)用UHPC具有參考價(jià)值。如果優(yōu)化UHPC的材料可得到更高強(qiáng)的混凝土。1.4試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置和加載試驗(yàn)梁采用先張法工藝,預(yù)應(yīng)力張拉及UHPC養(yǎng)護(hù)裝置見(jiàn)圖4。預(yù)應(yīng)力由兩個(gè)千斤頂施加并通過(guò)力傳感器測(cè)量力的大小,同時(shí)測(cè)量粘貼于CFRP筋表面應(yīng)變計(jì)的應(yīng)變,計(jì)算出CFRP筋的彈性模量Ef。UHPC養(yǎng)護(hù)完成后放張預(yù)應(yīng)力;放張時(shí),通過(guò)測(cè)量粘貼于CFRP筋表面的應(yīng)變計(jì)的應(yīng)變得出預(yù)應(yīng)力損失;并用百分表測(cè)量放張時(shí)梁的反拱值。試驗(yàn)主要測(cè)定試件的荷載-撓度曲線、CFRP預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?cè)隽?、截面?yīng)變狀態(tài)和裂縫寬度,其測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖5。試驗(yàn)荷載采用千斤頂加載,由力傳感器測(cè)定其荷載值,位移傳感器和百分表測(cè)定試驗(yàn)梁的變形,裂縫放大鏡觀測(cè)裂縫發(fā)展情況。試驗(yàn)采用三分點(diǎn)加載,分級(jí)單調(diào)加載至混凝土開(kāi)裂后采用循環(huán)加、卸載直至梁破壞。2試驗(yàn)結(jié)果2.1uhpc梁破壞模式變形能力試驗(yàn)梁跨中截面的荷載P-撓度f(wàn)曲線見(jiàn)圖6,測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表3。文中的極限荷載和極限位移(圖6中點(diǎn)C)指梁破壞前瞬間的荷載值及相應(yīng)位移。荷載-撓度曲線近似呈三折線。其折點(diǎn)分別由混凝土開(kāi)裂(圖6中點(diǎn)A)、非預(yù)應(yīng)力筋屈服(圖6中點(diǎn)B)引起的?；炷灵_(kāi)裂后至非預(yù)應(yīng)力筋屈服前,由于非預(yù)應(yīng)力鋼筋和CFRP筋均保持線彈性且UHPC本構(gòu)關(guān)系上升段接近線彈性,因此卸載后梁的殘余變形較小,均小于極限撓度的9.6%。CFRP預(yù)應(yīng)力筋UHPC梁表現(xiàn)出良好的變形能力,極限變形為梁跨徑的1/30.1～1/71.8。隨翼緣的增加,CFRP預(yù)應(yīng)力筋UHPC梁表現(xiàn)出更好的延性。普通UHPC梁FB-00-R-F30具有更好的變形能力,其極限變形比預(yù)應(yīng)力UHPC梁FB-45-R-F30大52.1%,而二者極限荷載相近。因此降低CFRP預(yù)應(yīng)力筋UHPC梁的有效預(yù)應(yīng)力能獲得良好的變形能力。當(dāng)有效預(yù)應(yīng)力相近及破壞模式相同時(shí),完全黏結(jié)梁FB-45-R-F20的極限荷載比部分黏結(jié)梁PB-45-R-F20的稍大,約高9.4%,但部分黏結(jié)梁的極限變形比完全黏結(jié)梁的高12.0%。這是由于部分黏結(jié)梁內(nèi)CFRP筋的部分無(wú)黏結(jié)使梁的轉(zhuǎn)動(dòng)能力增大,從而增大梁的撓度?；炷翂核槠茐臅r(shí),UHPC梁的破壞區(qū)首先位于翼緣上,此時(shí)破壞后的梁仍具有較高的承載力,梁FB-45-R-F20、PB-45-R-F20、FB-40-R-F18和FB-40-R-F18-NS的殘余荷載分別約為其極限荷載的79.8%、90.7%、83.0%和89.2%(圖6中點(diǎn)D);隨著荷載的繼續(xù)增加,梁的破壞區(qū)逐漸進(jìn)入腹板,梁PB-45-R-F20和FB-40-R-F18梁的荷載增加微小,而撓度增幅較大,分別為16.1%和10.4%。此時(shí)梁PB-45-R-F20、FB-40-R-F18和FB-40-R-F18-NS的最后殘余荷載分別為57.9%、54.8%和41.3%(圖6中點(diǎn)R)。而最下層CFRP預(yù)應(yīng)力筋拉斷破壞將會(huì)導(dǎo)致頂部混凝土折斷使梁失去絕大部分承載能力,因此,由梁的破壞模式及荷載撓度關(guān)系可見(jiàn),對(duì)于CFRP預(yù)應(yīng)力筋混凝土結(jié)構(gòu),期望發(fā)生的破壞模式是混凝土被壓碎而不是CFRP筋拉斷破壞,這樣能保證結(jié)構(gòu)在破壞時(shí)不會(huì)由于坍塌而完全喪失承載能力。2.2cfrp預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增長(zhǎng)圖7為跨中截面預(yù)應(yīng)力筋實(shí)測(cè)應(yīng)力增量Δσ與荷載關(guān)系圖,預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力增量以有效預(yù)應(yīng)力為基點(diǎn)增加。CFRP預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量-荷載曲線近似呈三折線?；炷灵_(kāi)裂前,圖7中折線的斜率較大,CFRP預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增長(zhǎng)較慢。隨著混凝土的開(kāi)裂(點(diǎn)A),CFRP預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增長(zhǎng)較快;圖7(a)、圖7(b)中非預(yù)應(yīng)力筋屈服(點(diǎn)B)后折線趨近平緩,此階段CFRP預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增長(zhǎng)很快。梁FB-40-R-F18-NS梁荷載-應(yīng)力增量見(jiàn)圖7(c)。由于非預(yù)應(yīng)力筋量很小(PPR=0.977),荷載-應(yīng)力增量圖沒(méi)有明顯出現(xiàn)因非預(yù)應(yīng)力屈服表現(xiàn)出的折點(diǎn)。混凝土開(kāi)裂前,圖中折線的斜率較大,表現(xiàn)為CFRP預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增長(zhǎng)較慢。隨著混凝土的開(kāi)裂,CFRP預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增長(zhǎng)較快。相近條件時(shí)(同截面、相近有效預(yù)應(yīng)力和相同的破壞模式),部分黏結(jié)梁PB-45-R-F20與完全黏結(jié)梁FB-45-R-F20的應(yīng)力增量比較見(jiàn)圖7(d)。由圖7(d)可見(jiàn),部分黏結(jié)梁PB-45-R-F20的應(yīng)力增量小于完全黏結(jié)梁,混凝土開(kāi)裂、非預(yù)應(yīng)力筋屈服和極限狀態(tài)時(shí),前者的應(yīng)力增量分別約為后者的81.6%、87.2%和77.8%。這是由于無(wú)黏結(jié)筋內(nèi)應(yīng)力的增量由整個(gè)無(wú)黏結(jié)長(zhǎng)度段共同承擔(dān),部分黏結(jié)梁內(nèi)CFRP筋的部分無(wú)黏結(jié)減緩CFRP筋應(yīng)力的增長(zhǎng)。2.3離梁底高度比較梁截面應(yīng)變分布圖見(jiàn)圖8。由圖8可見(jiàn),UHPC梁的截面混凝土應(yīng)變基本符合平截面假定。梁FB-45-R-F30、PB-45-R-F20和FB-40-R-F18-NS在混凝土開(kāi)裂前梁截面中和軸離梁底高度分別約為168mm、158mm和149mm;與計(jì)算值(翼緣寬300mm、200mm和180mm的梁截面中和軸分別為177.9mm、162.5mm和152.2mm)相近。截面開(kāi)裂后,隨著荷載的增加,梁中性軸上升。2.4梁fb-200-r-3g0試驗(yàn)中觀測(cè)到3種破壞模式:預(yù)應(yīng)力筋拉斷破壞(梁FB-45-R-F30和梁FB-00-R-F30);梁頂部受壓區(qū)混凝土被壓碎,預(yù)應(yīng)力筋隨之發(fā)生脆斷(梁FB-45-R-F20)和頂部混凝土壓碎(梁PB-45-R-F20、FB-40-R-F18和FB-40-R-F18-NS)。2.5部分黏結(jié)梁pb-45-r-木梁的裂縫分析見(jiàn)表4。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)》(GB50152—92)取正常使用極限荷載為承載力極限荷載的1/1.4。由表4可見(jiàn),完全黏結(jié)CFRP預(yù)應(yīng)力UHPC梁的平均裂縫間距以及最大裂縫間距均較小,這是由于亂向短鋼纖維提供開(kāi)裂基體的抗拉強(qiáng)度、阻礙裂縫的開(kāi)展,使UHPC的裂縫分布更均勻。部分黏結(jié)梁PB-45-R-F20的裂縫間距最大,這是由于該梁的無(wú)黏結(jié)長(zhǎng)度為3400mm,因此部分黏結(jié)梁PB-45-R-F20的裂縫分布特征與無(wú)黏結(jié)梁類(lèi)似,即裂縫數(shù)目少、間距大、裂縫寬度大。但梁PB-45-R-F20由于非預(yù)應(yīng)力筋和鋼纖維的約束,其裂縫間距已明顯得到改善,其平均裂縫間距為75.5mm。因此非預(yù)應(yīng)力筋能改善部分黏結(jié)CFRP預(yù)應(yīng)力筋梁的開(kāi)裂特征。盡管UHPC內(nèi)鋼纖維對(duì)裂縫的開(kāi)展具有一定的約束作用,但普通CFRP筋UHPC梁(FB-00-R-F30)在正常使用極限狀態(tài)時(shí)的裂縫寬度仍達(dá)到2.8mm。雖然CFRP具有免銹蝕的性能以及UHPC具有優(yōu)異的耐久性,過(guò)寬的裂縫對(duì)于美學(xué)和心理等都是不希望的。而在相同配筋條件時(shí),預(yù)應(yīng)力UHPC梁(FB-45-R-F30)的平均裂縫間距、裂縫寬度均比普通UHPC梁的大;因此為了滿足正常使用性能以及充分利用CFRP和UHPC的優(yōu)異性能,CFRP筋UHPC梁的預(yù)應(yīng)力不宜施加過(guò)大,建議比相關(guān)設(shè)計(jì)指南要求的取值要低。與配置非預(yù)應(yīng)力筋的梁(FB-40-R-F18)相比,梁FB-40-R-F18-NS的裂縫間距、裂縫寬度均大于前者,后者的最大裂縫寬度達(dá)1.83mm,是前者的約11倍。因此非預(yù)應(yīng)力筋能明顯改善UHPC梁的開(kāi)裂性能,對(duì)抑制UHPC梁極限狀態(tài)時(shí)的裂縫發(fā)展具有重要意義。3cfrp預(yù)應(yīng)力筋梁的延性由于CFRP筋直到破壞仍表現(xiàn)為線彈性的力學(xué)性能,且在CFRP筋斷裂時(shí)的極限應(yīng)變較小,因此CFRP配筋混凝土結(jié)構(gòu)中反映結(jié)構(gòu)延性或耗能能力的非彈性殘余變形比普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)要小得多。實(shí)際上結(jié)構(gòu)的延性?xún)H取決于結(jié)構(gòu)的非彈性變形或耗能能力,因此基于能量的觀點(diǎn)來(lái)定義CFRP配筋的混凝土結(jié)構(gòu)延性指標(biāo)更為適宜。延性指標(biāo)μ可定義為μ=0.5(Ut/Uc+1)(2)式中,Ut、Uc分別為根據(jù)荷載-撓度曲線計(jì)算的構(gòu)件破壞時(shí)的總能量和彈性能量。當(dāng)荷載-撓度曲線表現(xiàn)出理想的彈塑性且卸載剛度與初始加載剛度取值相同時(shí),根據(jù)式(2)可求得此時(shí)相應(yīng)的延性指標(biāo)μ=Δu/Δy,其中,Δu、Δy分別為極限撓度和屈服撓度。這與普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中延性指標(biāo)的定義相同,但式(2)的定義更具有一般性。梁FB-45-R-F30、FB-00-R-F30、FB-45-R-F20、PB-45-R-F20、FB-40-R-F18和FB-40-R-F18-NS的延性指標(biāo)分別為1.470、1.770、1.468、1.669、1.371和1.302。CFRP預(yù)應(yīng)力筋UHPC梁的延性指標(biāo)為1.3～1.8。與普通鋼筋混凝土的延性指標(biāo)3～4相比,CFRP配筋混凝土結(jié)構(gòu)的延性較差。這主要是由于CFRP配筋UHPC梁的延性幾乎完全取決于UHPC的受壓塑性,這與普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的延性主要取決于受拉鋼筋的塑性不同。當(dāng)CFRP預(yù)應(yīng)力UHPC梁破壞模式相同時(shí),有效預(yù)應(yīng)力越低,延性越好,因?yàn)閁HPC的強(qiáng)度很高、極限壓應(yīng)變較大,隨著有效預(yù)應(yīng)力的降低能充分利用UHPC的塑性,且隨著預(yù)應(yīng)力的降低梁裂縫開(kāi)展較快耗散了更多的塑性能,因此梁延性增大。非預(yù)應(yīng)力筋對(duì)CFRP預(yù)應(yīng)力筋UHPC梁的延性影響較大,梁FB-40-R-F18的延性指標(biāo)比沒(méi)有非預(yù)應(yīng)力筋梁FB-40-R-F18-NS的大5.3%。因此非預(yù)應(yīng)力筋能提高CFRP預(yù)應(yīng)力筋UHPC梁的延性性能。部分黏結(jié)梁PB-45-R-F20的延性指標(biāo)比完全黏結(jié)梁FB-45-R-F20的大13.6%。這是由于CFRP預(yù)應(yīng)力筋的部分無(wú)黏結(jié)導(dǎo)致梁內(nèi)CFRP筋應(yīng)力增加緩慢,受壓區(qū)混凝土在破壞前可以經(jīng)歷較大的變形過(guò)程,從而梁的延性增大。因此部分黏結(jié)能提高發(fā)生混凝土壓碎破壞梁的延性性能。4彎壓臂的計(jì)算在CFRP配筋UHPC梁彎曲性能試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,本文提出CFRP預(yù)應(yīng)力筋UHPC梁的受彎承載力計(jì)算方法。4.1減少cfrp預(yù)應(yīng)力筋壓碎,保證混凝土結(jié)構(gòu)由于CFRP筋直到破壞仍表現(xiàn)為線彈性的力學(xué)性能,因此期望配置CFRP預(yù)應(yīng)力筋混凝土梁的破壞模式是混凝土被壓碎而不是CFRP筋被拉斷,這樣能保證結(jié)構(gòu)破壞不致太突然。且UHPC的強(qiáng)度較高,為了使CFRP預(yù)應(yīng)力筋UHPC梁能發(fā)生混凝土壓碎破壞,其張拉控制應(yīng)力應(yīng)適當(dāng)降低。此外,由于UHPC具有良好的耐久性和較高的抗拉強(qiáng)度,使得采用較低的張拉控制應(yīng)力成為可能。對(duì)配置CFRP預(yù)應(yīng)力筋的UHPC結(jié)構(gòu),建議CFRP預(yù)應(yīng)力筋的張拉控制應(yīng)力控制在σcon≤0.45ffp的范圍內(nèi),其中ffp為廠家指定的CFRP筋抗拉強(qiáng)度。4.2cfrp配筋率由于CFRP筋線彈性的力學(xué)性能,且在CFRP筋斷裂時(shí)其應(yīng)變相對(duì)較小,使得其配筋混凝土結(jié)構(gòu)的破壞表現(xiàn)為脆性破壞。為了使CFRP配筋混凝土結(jié)構(gòu)具有足夠的安全保證,因而期望破壞模式為受壓區(qū)混凝土壓碎。為了預(yù)測(cè)CFRP配筋混凝土結(jié)構(gòu)的破壞模式,本文引入平衡配筋率的概念,這里平衡配筋率是指CFRP筋斷裂的同時(shí)混凝土也壓碎破壞所需要的CFRP配筋量。T梁的平衡配筋率ρb可用下式計(jì)算ρb=fcft(β(εcuεcu+εfe)+(bbw-1)th0)-fyffρy(3)式中,εfe=(ff-fe)/Ef,Ef為CFRP筋彈性模量;fy為非預(yù)應(yīng)力鋼筋屈服強(qiáng)度;bw為腹板寬;b為T(mén)梁翼緣寬;t為翼緣板厚度;h0為截面有效高度;ρy=Ay/(bwh0)。正截面承載力計(jì)算時(shí)UHPC的受壓本構(gòu)關(guān)系見(jiàn)圖9,受拉本構(gòu)關(guān)系簡(jiǎn)化為兩折線,取峰值應(yīng)變?chǔ)?=0.035;極限壓應(yīng)變?chǔ)與u=0.045;根據(jù)文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果取εtu=30ft/Ec;α、β為等效矩形應(yīng)力圖系數(shù),根據(jù)合力大小不變、作用點(diǎn)位置不變的原則,可計(jì)算得α=0.92、β=0.74。試驗(yàn)梁的實(shí)際CFRP配筋率ρf=Af/(bwh0)和平衡配筋率見(jiàn)表5。比較表3和表5的實(shí)際破壞模式和預(yù)測(cè)破壞模式,可見(jiàn)通過(guò)比較實(shí)際配筋率與平衡配筋率的大小,能有效地預(yù)測(cè)CFRP配筋梁的破壞模式。因此,CFRP配筋混凝土梁要發(fā)生受壓區(qū)混凝土壓碎的期望破壞模式,其實(shí)際配筋率要大于平衡配筋率。4.3拉拔受力分析UHPC梁受拉區(qū)混凝土在出現(xiàn)裂縫以前實(shí)際上已進(jìn)入塑性階段,因此梁受拉區(qū)一定范圍內(nèi)發(fā)生塑性變形,應(yīng)力分布呈拋物線型,見(jiàn)圖10。由于鋼纖維的增強(qiáng)作用,拉區(qū)鋼纖維混凝土塑性發(fā)展較普通混凝土充分,開(kāi)裂時(shí)的極限拉應(yīng)變提高。軸心抗拉強(qiáng)度時(shí),取切線模量Et為鋼纖維混凝土開(kāi)裂時(shí)的彈性模量Etc的2倍,并假設(shè)Et=Ec。為簡(jiǎn)化計(jì)算將受拉區(qū)曲線分布應(yīng)力(圖10(b))等效為梯形分布(圖10(c))。由試驗(yàn)梁截面尺寸和圖9及圖10(a)、圖10(c),根據(jù)靜力平衡條件可得h2=0.692h(4)由圖10(c)可得截面開(kāi)裂彎矩Μcr=0.0578fth2(5)由圖10(d)可得截面開(kāi)裂彎矩Μcr=0.0381fcrh2(6)聯(lián)立式(5)和式(6)可得fcr=1.52ft(7)由以上分析可知,在保持初裂彎矩相等的條件下,將受拉區(qū)曲線分布的彈塑性應(yīng)力圖形(圖10(b))換算為直線分布彈性應(yīng)力圖形(圖10(d)),受拉邊緣拉應(yīng)力折算為式(7)。因此,基于彈性應(yīng)力圖形的預(yù)應(yīng)力UHPC梁的開(kāi)裂彎矩Μcr=(σ+γmft)Ι/y(8)式中,σ為有效預(yù)應(yīng)力引起的梁底面壓應(yīng)力;y為梁底到中和軸的距離;ft為鋼纖維UHPC初裂抗拉強(qiáng)度;取I為毛截面慣性矩;γm=1.52。同理,當(dāng)圖10(e)為矩形截面時(shí),塑性系數(shù)為γm=1.54(9)以上分析表明,UHPC梁的開(kāi)裂彎矩取決于其初裂抗拉強(qiáng)度,鋼纖維的影響已隱含在其中。4.4梁破壞截面的應(yīng)力狀態(tài)完全黏結(jié)梁內(nèi)CFRP筋的極限應(yīng)力可由截面的應(yīng)變協(xié)調(diào)相容條件確定(圖11),見(jiàn)式(10)。配置有足夠數(shù)量的有黏結(jié)非預(yù)應(yīng)力鋼筋的部分黏結(jié)混凝土梁,除無(wú)黏結(jié)筋與其周?chē)炷烈蛳鄬?duì)滑移而應(yīng)變不一致外,其受彎工作性能仍然具有鋼筋混凝土梁的一般特性,本文對(duì)無(wú)黏結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土梁破壞截面取圖11的應(yīng)力狀態(tài)。為方便確定無(wú)黏結(jié)筋內(nèi)的應(yīng)力,假定無(wú)黏結(jié)筋處混凝土的應(yīng)變?cè)隽颗c梁的彎矩增量具有相同的分布規(guī)律(圖12)。這一假定對(duì)于在線彈性范圍內(nèi)工作且無(wú)黏結(jié)預(yù)應(yīng)力束為直線配置的梁無(wú)疑是正確的。分析結(jié)果表明,這一假定用于FRP配筋的部分黏結(jié)、部分預(yù)應(yīng)力混凝土梁的整個(gè)受力過(guò)程時(shí),由此帶來(lái)的誤差是可以接受的。完全黏結(jié)和部分黏結(jié)梁內(nèi)CFRP筋的極限應(yīng)力計(jì)算式為完全黏結(jié)ffu=fe+Efεcu(βhf/x-1)(10)部分黏結(jié)ffu=fe+ΩuEfεcu(βhf/x-1)(11)式中,ffu為CFRP筋極限應(yīng)力;x為等效受壓區(qū)高度;fe為有效預(yù)應(yīng)力;hf為CFRP筋到受壓區(qū)頂部距離;Ωu為應(yīng)變降低系數(shù),可根據(jù)不同的加載方式取值為Ωu={1-(a-b)2/(alu)兩點(diǎn)對(duì)稱(chēng)加載(a2-b2)/(alu)跨中一點(diǎn)加載1-(lu/l)3/3均布加載(12)式中,a為剪跨;b=(l-lu)/2;l為跨徑;lu為無(wú)黏結(jié)長(zhǎng)度。4.5極端曲線的限制承載力極限狀態(tài)時(shí),假設(shè)中性軸位于T型截面的腹板上,此時(shí)截面的應(yīng)力及應(yīng)變狀態(tài)見(jiàn)圖11。其極限承載能力計(jì)算如下。(1)afff-fcbw的應(yīng)力取值由截面靜力平衡狀態(tài)可得fc(b-bw)t+fcbwx=Afff+Ayfy+fftbwxt(13)則跨中彎矩計(jì)算式為Μ=Afffhf-fc(b-bw)t2/2-fcbwx2/2+fftxtbw(h-xt/2)(14)式中,ff為預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力,對(duì)于CFRP筋應(yīng)力取值見(jiàn)式(10)、式(11);fy為非預(yù)應(yīng)力筋屈服強(qiáng)度;Af、Ay分別為預(yù)應(yīng)力筋和非預(yù)應(yīng)力筋面積。假定