基于微观力学的uhcc拉应力应变曲线研究

基于微观力学的uhcc拉应力应变曲线研究

新型超高韧性水泥基材料的研发混凝土结构的耐久性是当前土木工程领域面临的一个全球问题。它具有普遍性和科学性，与经济和可持续发展密切相关。据美国ASCE2005年统计,就仅仅桥梁工程一项,每年将花费的维修或更新费用就高达9亿美元,车辆业主由此而追加的车辆维修费占总花费(54亿美元)的六分之一;而且预算在未来的20年里,为了改善道路桥梁的运营状况将至少需投资627亿美元。为了提高混凝土结构的耐久性,一个重要的措施就是限制最大裂缝宽度。已有研究表明,在起裂混凝土中,当裂缝宽度小于100μm时,水渗流可以忽略不计;而当裂缝宽度大于100μm时,水渗流速度与裂缝宽度的三次方成比例。通常,大多数混凝土结构在外界作用下,裂缝宽度大于100μm,过大的裂缝加速了有害物质的渗透,严重劣化了钢筋的性能,极大地缩短了结构的使用寿命。为了有效地限制裂缝宽度,除了对结构进行优化设计外,材料的选取也是一个非常活跃的研究热点。一些新材料如高强混凝土、FRP布材、板材和各种纤维混凝土相继涌现而出。使用这些材料可提高结构的承载能力和延性,并延缓裂缝的发展,但由于这些材料或属于脆性材料或属于准脆性材料,结构破坏的主要形式仍然表现为单一裂缝的开裂模式,因此裂缝的宽度并没有从本质上得到有效的控制,结构耐久性仍然没有寻找到一个较为满意的解决方法。针对这一现状,近年来一些学者指出:应该抛弃以往结构设计过分注重材料抗压强度的思想,应把材料的韧性作为今后耐久性结构设计选材的重点,即裂缝宽度的控制不应仅依赖于结构设计中正常使用状态的验算,而应作为结构设计中材料选取的主要依据。否则,结构耐久性问题不可能得到很好的解决。近年来,一种宏观极限拉应变高达3%以上的新型超高韧性水泥基材料由美国密执安大学的VictorLi教授等研发,并将其命名为ECC(英文Engineeredcementitiouscomposites)。该材料依据两个基本设计准则即第一起裂应力准则和裂缝稳态扩展准则,从脆性水泥基体中缺陷增长的微观力学出发,通过考虑基体、纤维、界面性能以及三者之间的相互影响,克服了传统水泥基材料在抗拉荷载下的软化性能,体现了类似金属材料的伪硬化特征,实现了传统水泥基材料单一裂纹发展的宏观开裂模式向多重微细裂纹的稳态开裂模式的转化,具有非常显著的非线性变形、优良的韧性和高的能量吸收能力。而且,最为值得一提的是:该材料在极限荷载时的平均裂缝宽度仅为60～80μm,裂缝间距仅为1～2mm,具有高的裂缝分散能力,且稳定的裂缝宽度(约60～80μm)是该材料的固有属性,与作用的荷载、ECC试件的大小和几何形式无关。近四五年来,该材料在美国和日本得到了飞速的发展,先后成功应用到桥面板、挡土墙、渡槽以及大坝等表面裂缝的修补和桥梁伸缩缝、连梁阻尼器等结构关键部位,取得了良好的社会效益和经济效益。在国内,大连理工大学、香港科技大学、清华大学以及东南大学也相继开始了这方面的研究。目前,结合我国实际使用的材料特性,我们已掌握了稳定成功制备该材料的关键技术,为了便于工程技术人员对该材料的性能有更直观的理解,取名为UHTCC。对钢筋混凝土梁来说,受拉区混凝土的开裂及裂缝发展是导致构件性能劣化的主要原因。本文使用UHTCC材料来代替受拉区的部分混凝土,主要目的是利用UHTCC超高的韧性和卓越的控裂能力来提高普通钢筋混凝土梁的耐久性。MaalejM&LiVC通过一根复合梁的弯曲试验对其进行了初探。文献对UHTCC材料增强普通钢筋混凝土受弯构件的基本理论进行了详细的推导并验证了公式正确性。本文主要进行了受弯梁的试验研究。其目的有两点,之一是为了进一步验证文献理论公式,同时也为了观察使用UHTCC后对钢筋混凝土受弯梁整个破坏过程中裂缝发展模式及裂缝宽度的影响;另外是为了说明在解决耐久性问题中,以裂缝宽度控制这一功能要求为设计原则的材料性能与结构一体化的设计思想。1试验总结1.1uhtcc梁破坏时的最大拉应变图1给出了本文试验梁的几何形式。在该梁中,UHTCC代替了部分受拉区的混凝土,为了保证UHTCC和钢筋有好的黏结,UHTCC层厚度f设定为钢筋形心到梁下端外边缘距离的2倍。在本试验材料的选取中,贯彻了结构性能一体化的设计思想,即以结构的耐久性即裂缝宽度控制这一性能要求来确定UHTCC材料需满足的基本性能,进而选取合适的材料。为了提高RC梁的耐久性,UHTCC材料必须满足两个基本条件:①在正常使用状态,UHTCC/RC复合梁的最大拉应变应小于UHTCC材料本身的极限拉应变;②UHTCC材料在极限拉应变时的裂缝宽度应小于构件在某一服役环境下允许的最大裂缝宽度。第一条件保证了结构不会出现应变集中,避免了单个裂缝快速张开造成的过大裂缝;第二条件可保证结构的裂缝宽度在限制值内。根据文献所推导的公式可知,UHTCC梁在破坏时的最大拉应变与混凝土的抗压强度、极限压应变、UHTCC的起裂强度以及钢筋的面积和截面大小相关。因此,在假定梁断面尺寸为b×h=120mm×150mm,钢筋As=157mm2(两根直径10mm)的情况下,计算了3组不同的混凝土抗压强度30MPa、40MPa和50MPa,两组不同的混凝土极限压应变εcu为0.0033和0.005(考虑到设计值通常低于实际试验值)以及3个不同的UHTCC起裂强度3.0MPa、4.0MPa和5.0MPa耦合下UHTCC/RC梁在破坏时的最大拉应变,结果见图2。从图2可以看出:①混凝土的极限压应变对最大拉应变的影响程度最显著,极限压应变越大最大拉应变也越大;②在同一极限压应变下,混凝土的强度越小,拉应变越小;③当混凝土的强度和极限压应变相同时,UHTCC的起裂强度越大,拉应变越小。进一步结合图2计算的结果,同时考虑到UHTCC/RC梁试件和直接拉伸试件尺寸大小的差异,我们初步设计本试验混凝土的抗压强度为30MPa,UHTCC的起裂强度为4.0MPa或5.0MPa。对UHTCC材料而言,获得伪应变硬化的两个设计基本准则表明,当起裂强度较大时,UHTCC的非线性变形性能相对较小,即UHTCC的极限拉应变能力较低。我们所配制的UHTCC直接拉伸试验结果也证实了这一结论。相比于起裂强度为4.0MPa的配比,起裂强度为5.0MPa时,极限拉伸应变明显有所降低,且破坏时平均裂缝宽度也较大,普遍接近100μm。如果我们考虑结构处于最恶劣的环境,结合表1列出的我国《混凝土结构耐久性设计与施工指南》(CCES01—2004)的2005年修订版中对钢筋混凝土表面裂缝计算宽度的允许值,最后确定本次试验选用的混凝土强度大致为30MPa,UHTCC材料直接拉伸性能为起裂强度为4.0MPa,极限拉伸应变为4.2%,最大裂缝宽度大约为60μm的配比。图3给出了试验采用的UHTCC直接拉伸获得的应力应变曲线和极限拉应变时裂缝的分布情况。1.2试验梁的结构参数在设计了试验梁的材料后,下面设计梁的配筋。首先根据平截面假设,并假定混凝土的极限压应变为0.0033,推导了UHTCC/RC复合梁界限配筋率的计算式:式中:fc、fy、Es、σtc分别为混凝土的轴心抗压强度、钢筋的屈服强度、钢筋的弹性模量和UHTCC的起裂拉强度;f、h0是UHTCC层厚度和梁的有效高度。特殊的,令f=0,式(1)就变成普通钢筋混凝土梁界限配筋率的计算式:ρb≈0.8fc11+fy0.0033Es×1fyρb≈0.8fc11+fy0.0033Es×1fy(2)在式(1)和式(2)的基础上,根据配筋率的不同,本试验设计了5组共15个梁试件,见表2。其中RCon10和RCon16是两组普通钢筋混凝土梁对比试件,其他三组为UHTCC/RC复合梁试件,用ESRCon#来表示,#代表钢筋的直径。根据上文设计的混凝土抗压强度和UHTCC起裂拉强度,表3给出了本次所有试验梁可能的破坏模态。梁全长为1200mm,跨度S为1050mm,剪跨长a为450mm,截面宽度b为120mm。为了防止梁发生剪切破坏,在大约剪跨长的范围内配置了Φ8@50mm的箍筋。为了在计算中忽略梁受压区架立筋对截面压力的贡献,采用了直径为4mm的光圆钢筋。纵向受拉钢筋均采用HRB335钢筋。1.3试件的浇筑及养护试验使用的混凝土配比为:水泥∶水∶砂子∶粗骨料=1∶0.62∶1.81∶3.36。水泥为大连小盐田生产的325号普通硅酸盐水泥;粗骨料为青碎石,最大粒径10mm;细骨料为河砂,最大粒径为5mm。在搅拌好UHTCC基体后,加入适当的减水剂,使基体呈流状,接着加入2%体积的PVA纤维,再搅拌3～5min使纤维均匀分散。表4列出了使用的PVA纤维的基本性能。在本次试验中所有试件采用木模分批浇筑。其中钢筋混凝土梁对比件一次浇筑完成,三组UHTCC/RC复合梁分三次浇筑完成。在浇筑钢筋混凝土梁对比件时,同时浇筑了3个100mm×100mm×100mm的混凝土立方体块和3个500mm×100mm×100mm的混凝土梁测定抗压强度和弯折强度;在浇筑UHTCC复合梁对比件时,为了使混凝土和UHTCC有好的黏结,尽可能避免沿着两者的交界面发生界面破坏,采用倒式浇筑,即先浇筑混凝土,大约半小时后浇筑UHTCC。每次浇筑UHTCC梁,除混凝土抗压强度和弯折强度伴随件外,对UHTCC材料,还浇筑了3个尺寸为70mm×70mm×70mm的立方体和500mm×20mm×100m的薄板分别来测定UHTCC的抗压强度和弯曲强度。为了防止水分损失,所有试件每次浇筑完后用塑料薄膜密封,两天后拆模,在室外隔天养护洒水。养护的龄期为40～60d,此时测定的材料基本力学性能见表5。1.4试验方法与数据采集在试验的过程中,使用了4个LVDT来测定梁跨中的挠度。其中,两个安放在梁的跨中,另外两个安放在左右两支座位置处,用以消除支座位移对跨中挠度造成的影响。由于本试验设计的梁纯弯段长度较小仅为150mm,固定了3个最大量程为4mm的夹式引伸仪,代替LVDT来测定梁的应变。其中,在梁纯弯段内梁顶面和底面标距分别为100mm和120mm位置处,黏贴了两对刀口来安放夹式引伸仪分别测定梁的最大压应变和最大拉应变;为了测定钢筋位置处梁表面的应变,在钢筋的高度位置处固定了一对刀口,标距为150mm。为了测定钢筋的应变,进而计算在不同加载时刻钢筋承担的拉力,在纯弯段内,每根钢筋上对称黏贴了两个1mm×2mm的应变片。为了确定起裂弯矩,对UHTCC/RC复合梁,根据理论推导需测定UHTCC层的起裂应变和混凝土层与UHTCC层交界处混凝土的起裂应变,因此在混凝土层和UHTCC层均布置了电阻应变片。其中,在混凝土层采用了5cm长的电阻应变片;在UHTCC层,考虑到UHTCC材料不同与混凝土材料应力软化的伪应变硬化特征,为了更准确地捕捉UHTCC层的起裂应变,采用了2cm长的电阻应变片,具体的布置见图4(a)。在图4(a)中,沿着梁底面中央黏贴了7个长为2cm的应变片,在混凝土和UHTCC的交界面处黏贴了3个长为5cm的应变片,这里除1#和8#应变片采用半桥接法,标记为HB2、HB5;2#和5#、3#和6#、4#和7#以及9#和10#应变片采用全桥接法,标记为FB12、FB22、FB32和FB45。对钢筋混凝土对比梁,如图4(b)所示,仅在梁底布置了3个5cm长电阻应变片,1#是半桥线路,记为HB5,2#和3#是全桥线路,记为FB45。所有试验均以位移控制的加载方式在MTS材料试验机上进行,加载速率为0.2mm/min。30t荷载传感器测定竖向荷载。所有测点测定的数据由3台8通道IMC动静态数据采集系统来采集,直到梁受压区的混凝土压碎荷载开始下降为止。图5是试验的加载图。2试验结果的分析2.1应变值的绘制根据在梁底、钢筋高度位置梁表面以及梁顶固定的3个夹式引伸仪量测的变形值得到了这些测点的应变值,并绘制成图6。从图6可以看出,对试验的三种不同配筋率的UHTCC增强钢筋混凝土RC梁,在加载的整个过程中沿着梁高应变的变化基本上为线性分布,表明文献理论计算采用的平截面假设是合理的。2.2通过钢筋应变片直接量测的uhtcc与梁表面钢筋应变值的比较在文献中,认为钢筋与UHTCC能一致协调变形,忽略它们之间的相对滑动。为了证明该假设的合理性,图7以ESRCon10-2和ESRCon14-3为例画出了通过钢筋应变片直接量测的应变值与梁表面钢筋同高度处通过夹式引伸仪量测的UHTCC应变值的比较图。从这幅图中可以看出,与普通的钢筋混凝土梁不同,在屈服前钢筋的应变没有因UHTCC的起裂和裂缝发展出现突然增大的现象,且随着载荷增加钢筋拉应变变化曲线与梁表面UHTCC的拉应变变化曲线几乎重合。这表明,UHTCC材料显著的拉应变能力使得其与钢筋能够一起很好地协调变形。2.3试验结果和讨论采用图4布置的应变片,可测定梁的起裂荷载Pcr,进而确定起裂弯矩Mcr-e。确定起裂载荷的主要方法如下。刚开始加载时,梁最大拉应力区即纯弯段底面材料将不断聚集能量,此区域内黏贴的应变片的应变值基本呈线性增长趋势。继续增加荷载,如果梁纯弯段内布置的某一应变片测量的应变突然迅速增大,就表明该测点为梁最薄弱的位置,在该位置出现了一条裂缝,或者如果梁纯弯段内某一应变片测量的应变出现了回缩现象,就表明该测点附近一定出现了裂缝,从而使得该测点材料聚集的能量得到了部分释放,此时对应的荷载就认为是起裂荷载。图8画出了不同组典型试件的荷载应变曲线(P-ε)。从图8可以看出,对两种不同配筋的钢筋混凝土对比梁,起裂荷载大致相同,平均大约为7kN左右;而对三种不同系列的UHTCC/RC复合梁,在UHTCC层底面黏贴的应变片应变出现回缩现象之前,在混凝土层黏贴的应变片的应变值一直增大,因此可以判断对本文设计的UHTCC复合梁,起裂发生在梁的底面而不是两种材料的交界面。从图8还可以发现,不同配筋率的UHTCC/RC复合梁的起裂荷载略小于参考的钢筋混凝土梁,普遍为5kN左右。表6列出了从试验获得的P-ε曲线的变化规律确定的每一系列试件的平均起裂弯矩。在表6第{3}列,列出了由文献计算的起裂弯矩。对混凝土梁的弯曲强度,ACI和欧洲规范分别使用混凝土的破坏模量fr如式(3)和单轴拉伸强度fct如式(4)来评定。并使用式(5)来计算钢筋混凝土梁的起裂弯矩。式中:fc是材料的抗压强度;Ig是截面惯性距;yb是截面的形心轴到梁最下层外边缘的距离。对普通的钢筋混凝土梁,联立式(3)～式(5)分不考虑钢筋增强作用对截面形心轴影响和考虑钢筋增强作用对截面形心轴影响两种情况计算了起裂弯矩,分别标记为M#-1、M#-2,#代表使用的规范。计算的结果列入了表6。而对UHTCC/RC复合梁,在计算截面惯性距Ig时还应考虑UHTCC层对截面惯性距的影响。其中不考虑钢筋影响的计算结果列在表6的第{4}列和第{5}列中;考虑钢筋影响的计算结果列在表6的第{6}列和第{7}列。从表6不难看出,无论是普通钢筋混凝土梁还是UHTCC/RC复合梁,采用两规范计算结果普遍低于实测结果,考虑钢筋增强影响后,起裂弯矩大于没有考虑钢筋增强影响的计算值。对UHTCC/RC复合梁,使用文献给出的理论解析公式计算的结果略高于实测值,主要原因可能是试件制作时从梁纯弯段区引出的钢筋电阻应变片导线造成了较大缺陷的引入,导致了UHTCC层过早开裂。为了方便于实际工程使用,可采用式(6)代替文献给出的理论公式来估算。Mcr=σcrIgybΜcr=σcrΙgyb(6)式中:σcr为UHTCC材料的起裂拉强度;Ig为考虑钢筋和UHTCC影响后的截面惯性矩;yb为考虑钢筋和UHTCC影响的截面形心轴到梁最外层边缘的距离,可根据受压区和受拉区面积矩相等来计算。2.4uhtcc/rc复合梁的屈服荷载对UHTCC/RC复合梁,图9和图10分别绘出了钢筋应变随载荷的变化曲线和每一组典型试件的梁位移-钢筋应变以及位移-弯矩变化曲线。由于普通钢筋混凝土梁在本试验中没有黏贴钢筋应变片,所以在图9和图10中没有绘出这些梁钢筋应变的变化规律。从图9可以看出,随着载荷的增加,钢筋的应变大致经历两个阶段,先线性增加,接着在载荷几乎不变的情况下大幅度增加。在线性增加阶段,同一载荷下,钢筋的应变随配筋率的增大而减小,曲线光滑上升,没有出现突然增大的现象;在曲线的明显拐点处,钢筋的应变较为接近,大致为2500～3000;当进入水平阶段到极限破坏时,钢筋应变随配筋率的增大而大幅度下降,从14000降低到4000,这与梁的受弯理论相一致。从图10可以看出,对UHTCC/RC复合梁,钢筋应变-弯矩曲线的转折点即钢筋屈服点与实测梁跨中挠度-弯矩曲线明显的转折相对应,因此认为该转折点即为梁的屈服点。表7列出了试验梁的屈服荷载及对应的变形和曲率的实测值,表中数据均为同组试件的平均值。从表7可以得到,UHTCC代替普通混凝土后,梁的屈服承载力增加,配筋面积As=157mm2的梁大约提高了14%,但随配筋面积的增加,提高幅度减小,配筋面积As=402mm2的梁提高了不到5%。与随配筋率增加承载力提高的变化规律相同,跨中挠度与截面曲率也呈现了相同的变化趋势,其中配筋面积As=157mm2的梁挠度和曲率分别提高了71%和39%,而配筋面积As=402mm2的梁仅提高了4%和15%。因此可得出结论,小配筋率梁更有利于UHTCC材料韧性的发挥,承载力和变形提高的幅度将更加明显。2.5混凝土验算及结果分析为了根据文献给出的理论公式准确地计算M-φ曲线和P-f曲线,需要准确地知道梁最上层边缘混凝土的最大压应变值。从每一系列试件中挑选了一个试件后,画出了量测的最大压应变曲线如图11所示。在同一幅图中,除了绘出采用固定夹式引伸仪测量的压应变曲线外,还画出了通过电阻应变法量测的曲线。从图中可知,在电阻应变片没有损坏前,两种量测方法吻合很好;压应变曲线相继经历线性和非线性两个阶段,大致可用双线性分布来近似,但无论是线性进入非线性阶段处对应的压应变εc0-con还是峰值荷载时对应的极限压应变εcu-con均远远大于规范建议0.002和0.0033。因此在本文的理论分析中,在混凝土的受压模型中均输入实测的混凝土压应变值。根据文献的理论计算公式,编制了相应的计算程序,输入试件的几何尺寸以及材料参数(UHTCC:起裂拉应变0.015%,起裂抗拉强度4.0MPa,极限拉应变4.2%,极限抗拉强度5.98MPa;混凝土:起裂拉应变0.012%,实测的压应变值以及表5测定的混凝土抗压强度;钢筋:Ф10为310MPa,Ф14为335MPa,Ф16为400MPa)获得了弯矩-曲率曲线和荷载-位移曲线,见图12。在图中也画出了试验测量的结果,可以看出理论与试验吻合很好。图13是每一组试验梁实测的平均弯距-曲率曲线以及平均荷载-跨中位移曲线。从这幅图可清楚地看到,复合梁屈服后,曲线几乎为水平直线,变形迅速增加,极限承载力比屈服荷载略有增加。对不同配筋率的复合梁,配筋率越大,屈服后钢筋承担的拉力就越大,因而UHTCC承担的拉力占截面总拉力的比例相对越小,因此无论是对承载力还是变形能力的主要贡献者是钢筋,而不是UHTCC。相反,当配筋率较小时,UHTCC的贡献和钢筋的贡献比例相当,换句话说,梁的承载力和变形能力由UHTCC和钢筋两大部分贡献组成。因此,相对于高配筋率梁,少配筋率越有利于UHTCC性能的发挥,与普通的钢筋混凝土梁相比,承载力提高程度增加明显,尤其是变形以及延性指数提高的幅度更为突出。表8列出了梁极限破坏时荷载、变形和曲率,并结合表7计算了延性指数。可看到,ESRCon16较Con16略有提高,但ESRCon10较Con10承载力和变形分别提高了7%和73%,延性指数也从6.13增大到7.17。随着配筋率增大,钢筋屈服时对应的屈服曲率φy–e增大,极限破坏时对应的极限曲率φu–e降低,延性降低。2.6钢筋截面面积对钢筋强度的影响UHTCC最出色的优点就是能够把宏观裂缝分散成无数细小微细裂缝,从而达到限裂防裂的目的。在试验过程中,我们采用手握式显微镜仔细观察了裂缝的发展,并在试验结束后用裂缝测宽仪定量了最大裂缝宽度。下面将通过一些图片来展示UHTCC/RC复合梁较普通钢筋混凝土梁表现出的优异控裂能力。对普通的钢筋混凝土梁,第一条裂缝基本上出现在梁的中央,随着载荷的增加,接着在梁的纯弯区段陆续又出现了2～4条裂缝;在某一荷载时,裂缝的数量不再增加,裂缝开始逐渐变宽,最后破坏时在跨中出现的第一条裂缝往往就是最宽的裂缝。图14是RCon10-3和RCon16-3在接近屈服时拍摄到的裂缝。可以看到,虽然加大钢筋配筋率限制了裂缝宽度,但屈服时两组试件的裂缝宽度仍然很大,均已超过了0.5mm。对普通的钢筋混凝土梁,规范给出了最大裂缝宽度的计算式为:wmax=2.1φσssEs(1.9c+0.08deqρte)wmax=2.1φσssEs(1.9c+0.08deqρte)(7)式中:c为最外层纵向受拉钢筋外边缘至受拉区底边的距离;d为纵向受拉钢筋直径,mm;σss是受拉钢筋等效应力,可通过式(8)来计算;Es是受拉钢筋弹性模量,MPa;ρte是按有效受拉混凝土截面面积计算的受拉钢筋配筋率,当小于0.01时,取0.01;φ为裂缝间纵向受拉钢筋应变的不均匀系数。σss=M0.87Ash0σss=Μ0.87Ash0(8)这里M=0.5P×0.45。根据本文的试验设计,试验梁服役于最恶劣的工作环境。在这种情况下,表1给出了其最大允许的裂缝宽度是0.1mm。令wmax=0.1mm代入到式(7)和式(8),有表9。此外,表9也列出了wmax=0.3mm的计算结果。比较表9的结果和表8RC梁的极限承载力可表明,当构件处于最恶劣的工作环境,最大裂缝宽度被限制在0.1mm时,RCon10和RCon16可使用的载荷仅仅为极限载荷的30%左右,即使假设环境的作用等级为B级(允许的最大裂缝宽度0.3mm),能正常使用的荷载也低于极限荷载。从表9数据还可以看到,当假定最大裂缝宽度为0.3mm,钢筋应力刚刚屈服或接近屈服,可以想象,在最后破坏时最大裂缝宽度将远远大于0.3mm。图15给出了梁达到极限荷载并卸载到零后拍摄的梁破坏形态和钢筋高度水平量测的最大裂缝宽度照片。从图中可清楚地看到,低配筋率的RCon10-3裂缝最大宽度大约为1.4mm,配筋率增加大约1.5倍后裂缝宽度有所缩小,但仍然较大,大约为0.8mm。如果我们把结构耐久性功能控制认为是梁正常使用状态设计的第一要素,在最恶劣环境下构件需要在远低于其极限承载力(大约50%Pu,考虑规范公式安全系数对计算结果的保守估计)的载荷范围工作,显然,此时钢筋和混凝土的材料性能并没有充分发挥,浪费了材料。增大钢筋配筋率可限制裂缝宽度,但在某些实际情况下给定的截面尺寸并不允许配筋面积的增大。对本文设计的UHTCC/RC复合梁而言,裂缝首先在纯弯段UHTCC层最薄弱的位置出现,不一定在梁的中央出现。继续加载,间隔第一条裂缝一定位置处出现其他若干裂缝,增加载荷,发现围绕这些裂缝附近滋生出许多微细的小裂缝,通常肉眼无法注意到这些微细裂缝,在试验中使用了手握式显微镜才观察到了这些裂缝,同时部分裂缝向上延伸,当裂缝延伸进入混凝土层之后,由于混凝土应力软化的力学特性使得裂缝随着进一步载荷的增加迅速变宽,与此同时,由于UHTCC可承担拉力并不退出工作,围绕着混凝土中出现的宏观裂缝在UHTCC层呈树枝状滋生出很多裂缝。图16给出了UHTCC/RC复合梁典型的破坏形态。可以看到,比混凝土层中少而宽的宏观可见裂缝,在UHTCC层中的裂缝大多肉眼无法观察,经表面处理后发现多条微细裂缝。图17给出了混凝土层裂缝根部最大裂缝宽度,可以看到UHTCC优越的限裂作用使得裂缝宽度明显减小,大约为0.24mm,远远小于图15给出的RCon10的最大裂缝宽度。可见,UHTCC能够有效地分散混凝土中的宏观裂缝,从而约束混凝土裂缝的张开,达到限裂的目的。图18给出了ESRCon14-2复合梁试件在屈服时捕捉到的裂缝。可以看到,在屈服时,对该配筋率的UHTCC/RC复合梁,UHTCC的使用