活性粉末混凝土基本力学性能试验研究

活性粉末混凝土基本力学性能试验研究

0活性粉末混凝土配合比活性粉末混凝土（rcc）是一种优良的环保材料，具有中等强度、抗逆性和耐候性。目前,国内外对RPC的材料、配合比、养护、耐久性和强度等进行了大量的试验研究。谢友均等通过掺入超细粉煤灰,采用湿热养护可配制出抗压强度达到200MPa的活性粉末混凝土。Roux等对RPC耐久性进行了研究,发现其耐久性是普通C30混凝土的70倍;文献初步提出了活性粉末混凝土配合比计算方法;在国外的相关试点工程中也有所应用;文献在试验研究基础上建立了活性粉末混凝土梁抗裂计算模型,提出了正截面抗裂计算公式,将截面抵抗矩塑性影响系数取为1.65(矩形截面)和1.90(T形截面);文献以3根钢筋RPC梁的受弯试验为基础,提出了钢筋RPC梁正截面承载力计算公式,截面受压区应力图形借鉴普通混凝土的方法等效为矩形应力图形计算,受拉区活性粉末混凝土的拉应力合力通过试验值反推获得;文献采用有限元模型建立了活性粉末混凝土梁的正截面承载力计算公式,将受压区混凝土应力近似为三角形分布,截面受拉区RPC合力的取值与配筋率有关。本文基于试验结果建立了钢筋RPC梁的正截面受弯承载力、刚度、裂缝宽度的计算方法。基于RPC应力-应变全曲线方程,将梁截面受压区和受拉区应力图简化为等效矩形应力图,推导求得受压区矩形应力图的应力值与RPC轴心抗压强度的比值α和矩形应力图受压区高度与实际受压区高度的比值β的取值,以及受拉区RPC应力折减系数k的取值,进而得到钢筋RPC梁正截面承载力计算公式;基于试验梁的变形、裂缝分布及开展的实测结果,提出了钢筋RPC梁刚度和裂缝宽度的计算公式。1试验总结1.1试验构件参数配筋率是影响梁承载力、刚度和裂缝分布与开展的主要因素,因此试验主要参数为配筋率。根据试验用RPC和钢筋材性以及试件截面计算得到最小配筋率为0.31%,界限配筋率为10.00%。试验设计了1个少筋梁和1个界限配筋梁,以考察其与普通钢筋混凝土少筋梁和超筋梁的区别,其余4个试件的配筋率在0.31%～10.00%之间分布。各试件长均为1800mm,为了防止锚固破坏,支座两边各留出300mm,因此计算跨度为1200mm,截面尺寸为150mm×200mm。梁几何尺寸及配筋如图1所示。试件基本参数如表1所示,表1中s1、as1和as2的意义如图2所示。钢筋力学性能如表2所示。1.2硅灰的fd复合膜配制RPC的材料如下:P.O42.5硅酸盐水泥,85.72%SiO2含量的硅灰,比表面积为4200cm2/g的S75型矿渣粉,FDN浓缩型高效减水剂,40～70目和70～140目石英砂,直径为0.22mm,长径比为59.1的平直钢纤维。纵筋和箍筋采用HRB400和HPB235钢筋。1.3rc合作比根据试验优选了一组强度较高、流动度较好的配合比,具体见表3。1.4结构参数t通过材料性能试验以及理论分析,得到RPC的受压和受拉应力-应变关系见式(1)和式(2),受压和受拉力学性能指标见表4。σfc={1.55εε0-1.20(εε0)4+0.65(εε0)5(0≤εε0<1)εε06(εε0-1)2+εε0(εε0≥1)(1)σtft={1.17εtεt0+0.65(εtεt0)2-0.83(εtεt0)3(0≤εtεt0<1)εtεt05.5(εtεt0-1)2.2+εtεt0(εtεt0≥1)(2)其中:σ为RPC棱柱体压应力;ε为RPC棱柱体压应变;fc为RPC棱柱体抗压强度;ε0为RPC棱柱体峰值压应力对应的应变;σt为RPC棱柱体拉应力;εt为RPC棱柱体拉应变;ft为RPC抗拉强度;εt0为RPC棱柱体峰值拉应力对应的拉应变。1.5试验梁加载制度试验采用如图3所示四分点加荷,所施加的荷载通过布置于千斤顶上的压力传感器测得。试验参照GBJ50152—92《混凝土结构试验方法标准》进行,对试件进行预加载,预加载不超过试验梁极限荷载预估值的5%(小于试验梁计算开裂荷载值),确认加载设备工作正常后卸载,开始正式加载。试验梁加载采用分级制,每级荷载为预估试验梁极限荷载的5%。加载到达试验梁开裂荷载预估值的80%以后,每级加载值为2.0kN。当试验梁开裂以后,恢复正常加载。加载达到试验梁跨中控制截面钢筋屈服荷载预估值的80%以后,每级荷载增量为5.0kN。在确认跨中受拉纵筋达到屈服后,恢复正常加载。加载达到试验梁极限荷载预估值的90%后,每级荷载增量为2.0kN。此后缓慢加载直至试验梁发生破坏。试件开始出现随变形增大荷载减小现象即宣告试件破坏。梁的挠度通过布置于两支座和跨中的位移计测得,纯弯区段的裂缝宽度通过读数放大镜量测。纯弯区段沿梁高的应变通过均匀布置于梁顶至梁底的的5个应变引伸计测得。2试验构件破坏特征6个试件均属于受弯破坏。L-1为少筋破坏,受拉区RPC开裂后不久试件即宣告破坏。该试件破坏时纯弯段钢筋屈服,受压区RPC未压碎,挠度达26.6mm,裂缝宽度达10mm。L-6为超筋破坏,纯弯段钢筋未屈服,受压区RPC突然被压碎,拉区裂缝宽度较小且分布比较细密,破坏时挠度为9.4mm。其余4个试件为适筋破坏,纯弯段纵向受拉钢筋先屈服,随后受压区RPC压碎。试件纯弯区段受压边缘RPC极限压应变实测值为5500×10-6,纯弯区段受拉边缘RPC开裂应变实测值为750×10-6。各试件的开裂弯矩Mt,cr及极限弯矩Mt,u见表5,在40%～65%极限弯矩作用下平均裂缝宽度及平均裂缝间距见表6,各试件裂缝开展和破坏特征见图4(图中裂缝附近所注的数值为裂缝开展过程中由千斤顶上施加的集中荷载F,单位:kN)。图5给出了各试件的荷载-挠度关系曲线,纵轴为千斤顶所施加的集中荷载。3试验结果的分析3.1拉应力大,裂裂断裂强由于RPC具有相对较高的抗拉强度,开裂截面的裂缝顶端至中和轴的RPC拉应力较大,开裂部分的RPC由于钢纤维的存在,仍然具有拉应力。进行RPC梁正截面承载力计算时,宜考虑RPC受拉的贡献。根据试验数据,试件从开始加载到纵向受拉钢筋屈服,截面近似保持为平面。3.1.1受力区应变梯度根据合力大小和作用点不变的原则、RPC受压和受拉应力-应变关系曲线以及试件受压边缘的实测极限压应变,将RPC梁正截面受压区应力图形等效为矩形应力图,以便进行受弯承载力计算。图6为适筋RPC梁在极限荷载作用下截面应力分布图和等效后的截面应力分布。Mu为RPC试件承担的极限弯矩,α、β为受压区等效矩形应力图系数,根据RPC应力-应变关系和截面平衡条件,基于合力大小和合力点不变的原则,得到α=0.9,β=x/x0=0.77;x0为实际压区高度,等效后受压区RPC应力为αfc,压区高度为x。xt为受拉区高度,等效后受拉区RPC应力为kft,其中,k为受拉区等效系数。这里需指出,由于受压区压应变分布不均匀,存在压应变的应变梯度,通常α值应不小于1,TJ10—74《钢筋混凝土结构设计规范》中α=1.25,GBJ10—89《混凝土结构设计规范》中α=1.1,GB50010—2002《混凝土结构设计规范》中α均取1.0。至于本文中对RPC梁α取0.9的内在本质原因,尚需深入研究。3.1.2等效系数k的求解为简化计算,用等效矩形拉应力图6b与实际的曲线拉应力分布图6a抗力等效,等效系数可基于平衡条件和试验结果反算得到。如图6所示,根据力平衡和力矩平衡可得式(3)和式(4)。αfcbx=fyAs+kftb(h-xβ)(3)Μu=αfcbx(h0-x2)-kftb(h-xβ)[0.5(h-xβ)-as](4)式中:b为试件截面宽度;h为截面高度;as为受拉钢筋形心至截面受拉边缘的距离;h0为截面有效高度,其余符号含义如前述。联立式(3)和(4),由实测的极限弯矩Mt,u,可得到等效系数k的值,见表7。综合4个试件的计算结果,偏安全取k=0.25。对于少筋梁,由于达到极限荷载时的裂缝宽度较大,因此不考虑受拉区RPC的作用,其承载力计算方法同普通混凝土少筋梁。虽然超筋梁破坏时裂缝开展宽度不大,但由于RPC具有较高的抗拉强度,计算其承载力时仍考虑RPC的受拉作用,近似取k=0.25,计算按式(5)进行。Μu,max=αfcbh20ξb(1-0.5ξb)-0.25bft(h-xβ)[12(h-xβ)-as](5)式中,Mu,max为RPC超筋梁的受弯承载力,ξb为相对界限受压区高度。各试件按式(3)、(4)、(5)得到的受弯承载力计算值Mc,u,并与试验值Mt,u进行比较,Mc,u/Mt,u平均值为0.95,均方差为0.010,变异系数为0.106。可见计算结果偏于安全。具体结果见表7。3.1.3计算公式开裂荷载作用下,受压边缘RPC的压应力相对较小,处于弹性阶段,应力分布近似为三角形。此时受拉区RPC应力分布为曲线,为简化计算,近似为三角形分布和梯形分布。根据各试件在开裂荷载下受压边缘的RPC压应变和截面力平衡条件确定受拉边缘RPC的拉应力近似为0.1ft。应力和应变分布如图7所示。根据RPC的应力-应变关系曲线,RPC受拉区峰值拉应力对应的应变εt0(表4中εt0=249×10-6)与试验梁纯弯区段RPC受拉边缘开裂应变实测值εtu(εtu=750×10-6)的比值即受拉区弹性部分与塑性部分的比值为:εt0εtu=249750=13.03=0.33(6)由力平衡条件D=T1+T2+Ts,得到:1.515Ecbx0x0h-x0εt0=5.43b(h-x0)+3.03EsAsεt0h0-x0h-x0(7)x0=-(10.873bh+3.03EsAsεt0)+√(10.873bh+3.03EsAsεt0)2+4(1.515Ecbεt0-5.43b)(5.43bh2+3.03EsAsεt0h0)2(1.515Ecbεt0-5.43b)(8)解得受压区高度为:根据截面力矩平衡:Μcr=1.515×23×Ecbx30h-x0εt0+2.524b(h-x0)2+3.03EsAsεt0(h0-x0)2h-x0=ftWs(9)Ws=[1.01Ecbx30h-x0εt0+2.524b(h-x0)2+3.03EsAsεt0(h0-x0)2h-x0]/ft(10)开裂弯矩也可按式(11)计算。Μcr=γmftW0(11)其中:γm为截面抵抗矩塑性影响系数;W0为将钢筋折算为活性粉末混凝土后换算截面对截面受拉边缘的弹性抵抗矩。将受拉区纵向钢筋换算为RPC的面积,钢筋与RPC弹性模量之比为:αE=Es/Ec=200000/41237=4.85(12)换算后的截面面积为:A0=bh+(αE-1)As(13)截面几何形心距受压区边缘的距离为:x1=12bh2+(αE-1)Ash0bh+(αE-1)As(14)换算截面对形心主轴的惯性矩为:Ιy=112bh3+bh(x1-h2)2+(αE-1)As(h0-x1)2(15)W0=Ιyh-x1=bh3+3bh(2x1-h)2+12As(αE-1)(h0-x1)212(h-x1)(16)联立式(9)和(11),得到:γm=Ws/W0(17)基于式(17)得到6个试件的γm计算值,将γm计算值和配筋率ρ的关系点列于图8,取其下包线(由于试件数量有限,下包线的拐点暂取为4.3%),拟合得到钢纤维(直径为0.22mm,长径比为59.1的平直钢纤维)体积掺量为2%、棱柱体平均抗压强度为102.28MPa的RPC矩形截面梁(截面高度为200mm)的γm计算式为:γm={1.1+18.4ρ(ρ<4.3%)1.89(ρ≥4.3%)(18)式中:ρ为纵向受拉钢筋配筋率。各试件的开裂弯矩计算值见表7。3.1.4rpc梁的最小配筋率及弯矩根据平截面假定、界限相对受压区高度的定义以及试验数据,可求得钢筋RPC梁的界限相对受压区高度系数为:ξb=β1+fyεcuEs(19)当ξ=ξb时,构件相对应的配筋率为界限配筋率。联立式(3)和式(19),得到:ξb=xh0=fyAs+kftbhbh0(αfc+kft/β)最大配筋率为:ρmax=Asbh0=ξb(αfc+kft/β)fy-kfthfyh0(20)为防止少筋破坏,规定钢筋RPC梁的最小配筋率ρmin,配有最小配筋率的钢筋RPC受弯构件在破坏时所能承担的弯矩Mu等于相同截面的素RPC受弯构件所能承担的弯矩Mcr。Μu=fyAs(h0-x2)+kftb(h-xβ)(h2-x2β+x2)(21)令式(21)和式(11)相等,得到最小配筋面积为:As,min=γmftW0-kftb(h-xβ)(h2-x2β+x2)fy(h0-x2)(22)暂取x=0.05h0。本文试件最小配筋率为0.31%。3.2试验结果分析在使用阶段荷载作用下活性粉末混凝土梁截面应力分布如图9所示,且应考虑受拉区混凝土参与工作。图中受拉区RPC应力示意为矩形分布。受压区混凝土平均应力为ωσck,压区高度ξh0,压区合力作用点到受拉钢筋面积形心的力臂为ηh0。根据实测混凝土压应变和钢筋拉应变可推算截面受压区高度ξh0,从而有ηh0≈(h0-ξh0)+yc,其中yc为受压区曲线应力图形的合力D到中和轴的距离,可通过积分得到。普通混凝土的内力臂系数计算式为:η=1-0.4√αEρ1+2γ´f(23)经统计分析,各试件内力臂系数η计算值与试验值的比值为1.01,因此,η仍按式(23)计算。对受压区合力点取矩,截面弯矩表达式为:Μ=ΜΤ+σsAsηh0(24)对纵向受拉钢筋合力点取矩,截面弯矩表达式为:Μ=ξηh0ωσckbh0-Μ´Τ(25)式(24)中,MT为截面拉区RPC的拉应力合力T对压区RPC应力合力点的力矩。由粘贴在试验梁纵向受力钢筋的应变片,根据钢筋本构关系得到其应力,截面纵向受拉钢筋合力乘以内力臂ηh0,得到钢筋所承担的弯矩,截面承担的总弯矩M与其差值为拉区RPC的拉应力合力对压区RPC应力合力的力矩。各试件在40%～65%极限弯矩作用下的MT/M值列于表8。将各级荷载下的MT/M取平均值,根据各试件的MT/M平均值拟合得到:ΜΤ/Μ=0.228-2.05ρ(26)MT/M的计算值与MT/M实测值的比值平均值为1.01,均方差为0.08,变异系数为0.08。活性粉末混凝土中纤维(直径为0.22mm,长径比为59.1的平直钢纤维)体积含量为2%时,可使用式(26)计算MT/M。式(25)中,M′T为截面拉区RPC的拉应力合力T对纵向受拉钢筋应力合力点的力矩。令Δ1为拉区RPC应力合力作用点至纵向受拉钢筋合力点的距离,Δ2为拉区RPC应力合力点至压区RPC应力合力点的距离。则M′T/MT=Δ1/Δ2,根据试验数据反推得到在40%～65%极限弯矩作用下的Δ1/Δ2值列于表8。将各试件在各级荷载下的Δ1/Δ2取平均值,根据各梁的Δ1/Δ2平均值拟合得到:Μ´Τ/ΜΤ=2.85-2.03(3.35×10-13)ρ(27)M′T/MT的计算值与M′T/MT实测值的比值平均值为0.99,均方差为0.038,变异系数为0.038。因此,在使用阶段弯矩作用下裂缝截面处钢筋应力和受压边缘RPC应力由式(28a)、(28b)计算。σs=Μ-ΜΤAsηh0(28a)σc=Μ+Μ´Τξηωbh20(28b)假定γ为RPC变形模量E′c与弹性模量Ec之比值,可令受压区边缘平均应变综合系数ζ=γωηξ。根据式(24),得ζ计算式为:ζ=Μ+ΜΤˉεcEcbh20(29)式(29)中,ζ值可由试验结果求得,其中M、MT和ˉεc均由试验数据得到。与普通混凝土的计算式相协调,并结合式(29)求得的试验值,取ζ为:ζ=0.62αEρ0.2+6αEρ(30)裂缝间受拉钢筋应变不均匀系数ψ计算式为:ψ=1.1(1-0.8ΜcrΜ-ΜΤ)(31)当ψ<0.2,取ψ=0.2;当ψ>1,取ψ=1。曲率ϕ计算式见式(32),刚度B计算式见式(33)。ϕ=εsm+εcmh0=ψΜ-ΜΤEsAsηh0+Μ+Μ´ΤζEcbh20h0(32)B=Μϕ=Μh0εsm+εcm=h0ψΜ-ΜΤEsAsηh0+Μ+Μ´ΤζEcbh20(33)根据结构力学,四分点加载试验梁的挠度计算式为:δ=11Ρl3384B(34)按式(34)的挠度计算值与试验值对比见表9。3.3缝合线和宽度3.3.1混凝土梁平均裂缝间距对于普通混凝土梁,GB50010—2002《混凝土结构设计规范》中给出平均裂缝间距计算式为:lm=1.9c+0.08deqρte(35)将平均裂缝间距的试验值lt,m与按式(35)的平均裂缝间距计算值lc,m进行比较,具体见表10,可见两者较为吻合,因此钢筋活性粉末混凝土梁的平均裂缝间距仍采用式(35)进行计算。在使用阶段,钢筋和普通混凝土之间的粘结锚固是化学胶结作用和机械咬合作用并存,临近裂缝处钢筋与骨料咬合作用较大,远离裂缝处钢筋与骨料化学胶结作用相对较大,而钢筋与活性粉末混凝土之间的粘结锚固在使用阶段同样由两部分组成,只是由于活性粉末混凝土不含粗骨料,机械咬合是在钢筋的表面凹凸处和超高强的活性粉末混凝土之间发生,从普通混凝土梁的平均裂缝间距计算式适用于钢筋活性粉末混凝土梁的裂缝计算结果说明,钢筋在活性粉末混凝土中粘结锚固性能和在普通混凝土中的粘结锚固性能相似。3.3.2阶段荷载作用下裂缝扩大系数平均裂缝宽度wm等于构件裂缝