【正文】 220240260280300320340360 0?p0= 4 8 3 5 6 2???? ?2p N / m m?? 圖 19 p?? — 0? 關(guān)系曲線圖 無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力型鋼混凝 土梁 (USRCB)達(dá)到極限承載力時(shí)應(yīng)力增量的實(shí)測值 tpu?? 以及理論計(jì)算值 cpu?? 如下表 10 所示 : 表 10 試驗(yàn)梁的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋極限應(yīng)力分析 試件編號 0? pe? 2N/mm tpu?? 2N/mm cpu?? 2N/mm tpu? 2N/mm cpu? 2N/mm tcpu pu/?? UPRCB USRCB1 USRCB2 USRCB3 USRCB4 USRCB5 十 . 試驗(yàn)梁的正截面承載力 本次 試驗(yàn)梁極限彎矩的試驗(yàn)值和理論計(jì)算值如下表 11 所示： 表 11 正截面承載力計(jì)算 試件編號 tP (t) tuM (kNm) cx (mm) cuM (kNm) tcuu/MM USRCB1 USRCB2 USRCB3 USRCB4 USRCB5 UPRCB SRCB 。 即： p e p y s a a f0cpA f A f Af b h?? ??? 利用試驗(yàn)實(shí)測的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量 p?? ，通過線性回歸的方法，可以得到試件達(dá)到極限承載力時(shí)的應(yīng)力增量 p?? 與 USRCB 的綜合配筋指標(biāo) 0? 的關(guān)系： p048 3 56 2??? ? ? 圖 19 給出了試驗(yàn)梁達(dá)到極限承載力時(shí)實(shí)測的 p?? 和綜合配筋指標(biāo) 0? 的散點(diǎn)分布以及按照線性回歸方法得到的公式直線。 無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土梁達(dá)到極限承載力時(shí)應(yīng)力增量 p?? 的 實(shí)測值和計(jì)算值 均列于表 10 所示，無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的極限應(yīng)力 pu? 的實(shí)測值 tpu? 和理論值 cpu? 的比值為 。由試驗(yàn)結(jié)果可以看出，無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁的混凝土極限壓應(yīng)變?nèi)钥砂丛撘?guī)范取為 3000???，并且是偏安全的。 由圖 18 可以看出，試件達(dá)到極限承載力時(shí)，對于無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁，純彎 段受壓區(qū)上表面混凝土極限壓應(yīng)變?yōu)?2505~3976??，平均值為 3095???。由圖 18 可以看出，試件屈服以前，純彎段受壓區(qū)上表面混凝土的應(yīng)變分布比較均勻，反映在圖上為一條近似水平的直線，這和純彎段裂縫間距較大和混凝土應(yīng)變片標(biāo)距較大也有一定的關(guān)系。 八 ．混凝土壓應(yīng)變 分布 本次試驗(yàn)在試件設(shè)計(jì)時(shí)將純彎段混凝土上表面基本布滿了標(biāo)距為 100mm 的混凝土應(yīng)變片，故試驗(yàn)結(jié)果基本可以反映整個(gè)純彎段混凝土壓應(yīng)變的分布情況。由各試驗(yàn)梁的彎矩 — 跨中撓度曲線可以得到各個(gè)試驗(yàn)梁的位移延性系數(shù)。 3. 由 PSRCB1 至 PSRCB5 可以看出，隨著預(yù)應(yīng)力度的提高， 綜合配筋指標(biāo) ξ 0 相應(yīng)提高， 在單調(diào)荷載作用下， 跨中純彎段處預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁的曲率延性系數(shù)呈減小的趨勢，即 綜合配筋指標(biāo)ξ 0 越高 曲率延性越差。經(jīng)計(jì)算，各個(gè)階段的曲率延性系數(shù)如下表 9 所示： 表 9 試件曲率延性系數(shù)表 試件編號 PSRCB1 PSRCB2 PSRCB3 PSRCB4 PSRCB5 PRCB SRCB ?y（ 106/mm） ?u（ 106/mm） 曲率延性系數(shù) 由表 9 可以看出： 1. 由 PRCB 和 PSRCB2 對比可以看出，在單調(diào)荷載作用下，跨中純彎段處預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁比預(yù)應(yīng)力混凝土梁的曲率延性系數(shù)更大，即曲率延性更好。極限曲率為受壓區(qū)混凝土被壓碎時(shí)的跨中純彎段的曲率，屈服曲率 ?y 為構(gòu)件屈服時(shí)跨中純彎段的曲率，試驗(yàn)梁的彎矩 曲率關(guān)系圖如下圖 17所示。衡量延性的量化設(shè)計(jì)指標(biāo)中，最常用的為曲率延性系數(shù)和位移延性系數(shù)。 圖 16 彎矩 預(yù) 應(yīng)力增量關(guān)系曲線 七 ．延性分 析 所謂延性是指材料、構(gòu)件和結(jié)構(gòu)在荷載作用或其他間接作用下，進(jìn)入非線性狀態(tài)后在承載能力沒有顯著降低的情況下承受變形的能力。可以看出，達(dá)到極限承載力時(shí) PRCB 的鋼絞線應(yīng)力增量要大于 PSRCB。無粘結(jié)鋼絞線應(yīng)力的增長主要就產(chǎn)生在這個(gè)階段。由圖 10 可以看出，對于預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁，隨著預(yù)應(yīng)力度的增大，極限承載力時(shí)無粘結(jié)鋼絞線的應(yīng)力增量呈減小的趨勢。這時(shí)無粘結(jié)鋼絞線的應(yīng)力增長速度明顯加快， M–Δ ?p 曲線圖的斜率明顯減小，無粘結(jié)鋼絞線應(yīng)力的增長速度比彎矩的增長速度快得多。可以看出，構(gòu)件屈服時(shí) PSRCB 無粘結(jié)鋼絞線的應(yīng)力增 量比 PRCB 屈服時(shí)的無粘結(jié)鋼絞線的應(yīng)力增量要大。由于和混凝土 的共同工作，有粘結(jié)鋼筋和型鋼的應(yīng)力增長要大于無粘結(jié)鋼絞線的，這一階段的彎矩增量由三者共同抵抗， M–Δ ?p 曲線在這個(gè)階段的斜率有所減小，但無粘結(jié)鋼絞線的應(yīng)力增量 Δ ?p 相對于有效預(yù)應(yīng)力 ?pe來說仍然是一個(gè)較小的值。試件開裂以后，由于受拉區(qū)混凝土退出工作，試件的剛度下降，跨中撓度增長加快，相應(yīng)的無粘結(jié)鋼絞線的應(yīng)力增長也加快。這說明無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線的應(yīng)力增長與梁的撓度發(fā)展密切相關(guān)。試件梁的極限承載力也隨著預(yù)應(yīng)力度的提高而增大。由于其非預(yù)應(yīng)力筋的配筋率相同，故其綜合配筋指標(biāo) ξ 0 越大第二段直線的斜率就越大。 3. 不同預(yù)應(yīng)力度的 PSRC 梁相比，預(yù)應(yīng)力度越高，施加預(yù)應(yīng)力后的反拱越大，開 裂荷載 也 越高 。 2. PSRC 梁與 PRC 梁相比，試件開裂前二者剛度相近，由于型鋼的存在，試件開裂后 PRC 梁的剛度明顯更小，即 M― af曲線圖上的斜率更小。 圖 15 M― af關(guān)系曲線 從以上分析可以看出： 1. PSRC 梁與 SRC 梁相比，開裂荷載更高，開裂前 M― af曲線圖的斜率更大，即剛度更大。峰值點(diǎn)后，加載方式由力控制改為位移控制。 第四段從承載力的峰值點(diǎn)至構(gòu)件完全破壞。在 這個(gè)階段內(nèi)，構(gòu)件撓度的增長速度明顯加快，增大的速度大于彎矩的增長速度。 第三段從型鋼下翼緣屈服至到達(dá)極限荷載。預(yù)應(yīng)力度大的梁的剛度比預(yù)應(yīng)力小的梁略大，相差不多。 第二段從受拉區(qū)混凝土開裂開始至型鋼屈服。預(yù)應(yīng)力度越高，開裂荷載值就越大。 第一段從開始加載經(jīng)歷截面受拉邊消壓至受拉區(qū)混凝土開裂，為未開裂彈性階段。圖 14 給出了本次 7 根梁的 M― af關(guān)系曲線。同時(shí)，預(yù)應(yīng)力度越高，達(dá)到極限承載力時(shí)的撓度就越小，卸載后的跨中殘余撓度也越小。 2. 由 PSRCB 和 SRCB 的對比可以看出，加載的各個(gè)階段前者比后者的裂縫寬度明顯減小，卸載后的殘余裂縫寬度更小，跨中殘余撓度也更小。 圖 13 完全卸載后 從以上描述可以得到以下結(jié)論： 1. 由 PSRCB2 和 PRCB 的對比可以看出，預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土梁比預(yù)應(yīng)力混凝土梁的裂縫寬度更均勻，裂縫高度更小，殘余裂縫寬度也更小。試驗(yàn)結(jié)束后，純彎段裂縫有 10 條，彎剪段裂縫共有 7 條 。繼續(xù)按位移加載，直到梁完全破壞，此時(shí)跨中撓度增加到 。加載到 120kN 左右時(shí)，跨中混凝土受壓區(qū)突然發(fā)出聲響，混凝土被壓碎，并伴有少量混凝土剝落，試件達(dá)到極限承載力。當(dāng)加載到 110kN 時(shí)，純彎段又有一條裂縫發(fā)展為主裂縫，寬度達(dá)到 ，高度達(dá)到受壓鋼筋高度處，另一條主裂縫的寬度達(dá)到