吳方伯+劉彪+鄧?yán)?李鈞+邱祺媛

文章編號：6732049(2014)02002606

收稿日期：20140322

基金項目：國家自然科學(xué)基金項目（51278179）；長沙市科技計劃重點項目（K120522911）

摘要：通過新型疊合梁、傳統(tǒng)矩形疊合梁及現(xiàn)澆對比梁在單調(diào)荷載下的足尺模型試驗，對試件梁端的破壞形態(tài)、整體受力性能、斜截面抗剪承載力與位移延性等進(jìn)行了研究。結(jié)果表明：新型疊合梁與現(xiàn)澆對比梁均發(fā)生了剪切破壞；在受力全過程中，新型疊合梁的裂縫特征和破壞形態(tài)都與現(xiàn)澆對比梁類似，沒有出現(xiàn)沿疊合面發(fā)展的水平裂縫；新型疊合梁的傾斜疊合面上預(yù)埋抗剪連接件后能進(jìn)一步提高試件的整體受力性能；新型疊合梁的抗剪承載力比傳統(tǒng)矩形疊合梁提高了約12%，與現(xiàn)澆對比梁相當(dāng)；新型疊合梁的位移延性系數(shù)較現(xiàn)澆對比梁的低9%~13%，比傳統(tǒng)矩形疊合梁的高8%~13%；所提出的新型疊合梁與現(xiàn)澆對比梁的整體性能較為接近，可滿足工程設(shè)計要求。

關(guān)鍵詞：疊合梁；抗剪承載力；位移延性系數(shù)；抗剪連接件

中圖分類號：TU378.2 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experiment on Shearing Performances of New Type of Composite Beams Ends

WU Fangbo1, LIU Biao1, DENG Libin1,2, LI Jun1,2, QIU Qiyuan3

Abstract: Fullscale model test under monotonic load was conducted on a new type of composite beam, a traditional composite beam and a castinplace contrast beam to investigate the failure pattern and the overall mechanical behavior of the composite beams ends, the diagonal shear capacity and displacement ductility of the specimens, etc. The results indicate that both of the composite beam and the castinplace contrast beam are failed by shear. The crack features and failure modes of the new type of composite beams are similar to the castinplace contrast beam throughout the testing process, no horizontal cracks appear along the combined interface. The overall mechanical behavior of the new type of composite beams can be further increased after putting the preembedded shear connector inside the inclined lamination. The diagonal shear capacity of the new style composite beams is about 12% higher than that of the traditional rectangle composite beams, as same as the castinplace beam. the displacement ductility of the composite beams is about 9%13% lower than that of the castinplace contrast beam, and 8%13% higher than that of the traditional rectangle composite beams. In general, the overall behaviors of the new types of composite beams are similar to those of the castinplace contrast beam, and can meet the engineering design requirement.

Key words: composite beam; shear capacity; displacement ductility coefficient; shear connector

0引 言

混凝土疊合梁是在預(yù)制梁上后澆混凝土而形成的一種裝配整體式混凝土梁，它具有整體性好、施工速度快、綜合經(jīng)濟(jì)效益顯著等優(yōu)點，近年來在工業(yè)與民用建筑、水利水電工程、道橋及港口工程等領(lǐng)域的應(yīng)用日益廣泛。

自20世紀(jì)50年代以來，各國學(xué)者都對疊合梁的抗彎強(qiáng)度、斜截面抗剪性能及疊合面抗剪強(qiáng)度進(jìn)行了大量的研究。結(jié)果表明：一次受力疊合梁的正截面受力性能與現(xiàn)澆梁的接近，二次受力疊合梁的變形和裂縫寬度有較明顯的增加，但是正截面抗彎承載力受到的影響較小，可按現(xiàn)澆梁的公式計算［1］；二次受力疊合梁具有剪應(yīng)力超前現(xiàn)象，提高了疊合梁的抗剪承載力，且箍筋對抗剪的貢獻(xiàn)值大于規(guī)范中的計算數(shù)值［2］；疊合面抗剪強(qiáng)度主要與疊合面粗糙程度、配箍率、混凝土強(qiáng)度等級以及剪跨比等因素有關(guān)，其中疊合面粗糙程度和配箍率的影響最為明顯［36］?？傮w而言，迄今各國對鋼筋混凝土疊合梁進(jìn)行了較多的研究，但是仍存在以下問題：已有的研究成果大部分都是針對矩形截面預(yù)制構(gòu)件疊合梁，對U形截面預(yù)制構(gòu)件疊合梁的研究很少；對于U形截面預(yù)制構(gòu)件疊合梁的斜截面抗剪性能和剪應(yīng)力較大的梁端整體受力性能研究很少等。因此，本文中筆者先提出了改進(jìn)后的新型鋼筋混凝土疊合梁（以下簡稱新型疊合梁），并且開展了3種鋼筋混凝土疊合梁和現(xiàn)澆對比梁在單調(diào)荷載作用下的梁端抗剪試驗，對疊合梁的破壞形態(tài)、整體協(xié)同受力性能、斜截面抗剪承載力及位移延性等進(jìn)行了較系統(tǒng)的研究。

1試驗概況

1.1試件設(shè)計

本文中筆者在結(jié)合U形槽預(yù)制構(gòu)件和矩形預(yù)制構(gòu)件優(yōu)點的基礎(chǔ)上,提出了改進(jìn)后的新型疊合梁(圖1)，其主要特點在于：該疊合梁的預(yù)制構(gòu)件由2個部分構(gòu)成，預(yù)制構(gòu)件中部為矩形實心或預(yù)埋芯模形成空心結(jié)構(gòu)，強(qiáng)度、剛度較大，吊裝施工過程中不易破損，施工時只需要在預(yù)制梁下部支設(shè)少量支撐或不設(shè)支撐，提高了施工速度；預(yù)制梁端部開有U形槽，為改善連接效果，槽內(nèi)設(shè)垂直、前傾式或后仰式〖]圖1 新型疊合梁

Fig.1 New Type of Composite Beam

傾斜面，且可在傾斜面上預(yù)埋抗剪構(gòu)造鋼筋，以保證梁柱節(jié)點處整體有效連接。

試驗設(shè)計了2個由端部開U形槽預(yù)制構(gòu)件疊合而成的梁式試件(以下簡稱新型疊合試件DHU1，DHU2)、1個由端部不開槽的矩形截面預(yù)制構(gòu)件疊合而成的梁式試件(以下簡稱傳統(tǒng)矩形疊合試件DHT)及1個現(xiàn)澆梁式對比試件(以下簡稱現(xiàn)澆試件ZJ)。疊合梁為二次澆筑一次受力的簡支試件，預(yù)制構(gòu)件及疊合層混凝土強(qiáng)度等級均為C30；現(xiàn)澆梁為一次澆筑簡支試件，混凝土強(qiáng)度等級C30。澆筑預(yù)制梁時留置第1批混凝土試塊；澆筑疊合層、柱頭及現(xiàn)澆梁時留置第2批混凝土試塊，試塊均為150 mm×150 mm×150 mm的立方體。預(yù)制構(gòu)件及疊合梁縱向受力鋼筋為HRB400級，箍筋選用HPB300級，配箍率為0.27%?，F(xiàn)澆梁與疊合梁配筋相同，所有試件長度均為1.55 m，計算跨度為1.35 m，箍筋保護(hù)層厚度為15 mm，縱筋保護(hù)層厚度為35 mm，疊合面采用自然粗糙面。試件跨中設(shè)置短柱，以模擬框架梁柱節(jié)點處梁端受力情況。試驗試件設(shè)計見圖2，預(yù)制構(gòu)件和現(xiàn)澆混凝土的實測力學(xué)性能見表1，鋼筋力學(xué)性能實測結(jié)果見表2。

1.2加載方案與測量方案

試驗在湖南大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)實驗室進(jìn)行，試驗加載裝置及測點布置見圖3，其中，G1~G8，S1~S7均為鋼筋應(yīng)變測點，M1，M2均為錨固鋼筋應(yīng)變測點，N1，N2均為混凝土內(nèi)埋式應(yīng)變計。為模擬實際受力情況，采用如圖3(a)所示的加載方案，將試件旋轉(zhuǎn)180°進(jìn)行跨中集中加載。在試件的短柱上放置螺旋千斤頂和力傳感器，試驗采用集中加載方式，剪跨比為1.83，具體加載步驟按照《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50152—2012）［7］中的加載程序[CM（22]執(zhí)行。力傳感器連接靜態(tài)電阻應(yīng)變儀，整個裝置通

圖2 試件設(shè)計（單位:mm）

Fig.2 Design Details of Specimens (Unit:mm)

表1 混凝土立方體試塊抗壓強(qiáng)度實測結(jié)果

Tab.1 Measured Strength Results of Compressive of Concrete Cubes

試塊類型 抗壓峰值荷載/kN fcu/MPa fc/MPa ft/MPa

[BHD]預(yù)制構(gòu)件混凝土 770.87 34.26 30.15 2.18

疊合層混凝土 699.98 31.11 27.38 2.05

注：fcu為立方體抗壓強(qiáng)度；fc為棱柱體抗壓強(qiáng)度；ft為劈裂強(qiáng)度。[ZK）]表2 鋼筋力學(xué)性能實測結(jié)果

Tab.2 Measured Results of Mechanical Properties of Steels

鋼筋直徑/mm 鋼筋強(qiáng)度等級 屈服荷載/kN 屈服強(qiáng)度/MPa 峰值荷載/kN 極限強(qiáng)度/MPa

8 HPB300 15.2 302.19 241 479.13

22 HRB400 [KG*2]175.6 462.11 226 594.74

過錨固在剛性地面上的反力門架施加力，通過靜態(tài)電阻應(yīng)變儀來控制加載值。

試件兩側(cè)刷白，一側(cè)繪制50 mm×50 mm的網(wǎng)格，便于在試驗時觀測并追蹤裂縫的出現(xiàn)和開展。用放大鏡觀測試件開裂情況并記錄試件實際開裂荷載Pcr，開裂后用裂縫測寬儀重點測量箍筋與斜裂縫交接處的斜裂縫寬度，并繪制裂縫分布圖。[HJ2mm]在試件DHU1，DHU2短柱兩側(cè)凹槽內(nèi)的傾斜疊合面上各預(yù)埋1個內(nèi)埋式應(yīng)變計，用于測量在疊合面位置的混凝土內(nèi)部應(yīng)力、應(yīng)變，了解疊合面上新老混凝土的受力狀態(tài)，內(nèi)埋式應(yīng)變計和鋼筋及混凝土的應(yīng)變測點布置如圖3(b)所示；試驗試件的現(xiàn)場加載如圖4所示。

圖3 加載裝置及測點布置（單位:mm）

Fig.3 Loading Equipment and Arrangements of Measuring Points (Unit:mm)

圖4 試件現(xiàn)場加載

Fig.4 Field Loading of Specimen

2試驗結(jié)果與分析

2.1裂縫特征與破壞形態(tài)

在單調(diào)荷載作用下，試件DHU1，DHU2，ZJ的破壞均表現(xiàn)出典型的剪切破壞特點，裂縫特征和破壞形態(tài)相差不大。加載過程中，第1條彎剪型斜裂縫通常首先出現(xiàn)在短柱側(cè)梁的側(cè)面彎剪區(qū)底部，隨著荷載的增加，多條斜裂縫出現(xiàn)，均位于彎剪區(qū)中間偏下位置，彎剪區(qū)彎曲正裂縫也持續(xù)發(fā)展，有些垂直正裂縫斜向逐漸發(fā)展成為彎剪斜裂縫。隨著荷載繼續(xù)增加，斜裂縫穿越疊合層向加載點發(fā)展，并逐漸形成一條臨界斜裂縫。[HJ]加載后期，新增裂縫數(shù)量較少，只是斜裂縫寬度的發(fā)展，直至箍筋與斜裂縫交接處的斜裂縫寬度超過1.5 mm而達(dá)到承載能力的極限狀態(tài)。嘗試?yán)^續(xù)加載，斜裂縫貫通嚴(yán)重，剪壓破壞特征已非常明顯，試件加載點兩側(cè)頂部混凝土被壓碎而終止加載。試件的裂縫示意和最終破壞形態(tài)分別如圖5和圖6所示，其中，P為荷載。

圖5 試件裂縫示意

Fig.5 Crack Sketches of Specimens

圖6 試件最終破壞形態(tài)

Fig.6 Final Failure Patterns of Specimens

試件DHT裂縫特征有一些特殊。加載過程中第1條斜裂縫同樣出現(xiàn)在剪跨段梁底部，并斜向朝加載點發(fā)展。區(qū)別于其他試件，試件DHT初始斜裂縫傾角較小，裂縫到達(dá)疊合層后，沿疊合面出現(xiàn)約4 cm的水平裂縫［圖6(c)］，再繼續(xù)朝加載點發(fā)展。箍筋與斜裂縫交接處的斜裂縫寬度超過1.5 mm而達(dá)到承載能力的極限狀態(tài)，繼續(xù)加載到由于加載點附近受壓區(qū)混凝土被壓碎而終止。

2.2荷載跨中撓度曲線

試件在單調(diào)荷載作用下的荷載跨中撓度曲線見圖7,其主要包括開裂、屈服、峰值3個特征點。

圖7 試件荷載跨中撓度曲線

Fig.7Load Midspan Deflection Curves of Specimens

由圖7可見:

(1)開裂前，試件的跨中撓度很小，荷載跨中撓度曲線近似呈線性關(guān)系。

(2)加載至開裂荷載時，4條曲線均出現(xiàn)第1個拐點，試件的剛度有所下降。屈服前，4個試件的荷載跨中撓度曲線很接近。

(3)進(jìn)入屈服階段后，試件的剛度明顯下降，其中試件DHU1，DHU2的剛度略大于試件DHT及試件ZJ的。

(4)矩形疊合梁式試件的峰值荷載均低于其他試件，而試件DHU1，DHU2，ZJ的峰值荷載十分接近；從對應(yīng)的撓度來看，現(xiàn)澆試件ZJ的峰值撓度要比新型疊合試件DHU1，DHU2的大，傳統(tǒng)矩形疊合試件DHT的峰值撓度最小。

2.3荷載特征值與位移延性

表3為試件在開裂、屈服、峰值時的荷載特征值與位移延性，采用能量法確定初始屈服點位置［8］，經(jīng)計算初始屈服點對應(yīng)的荷載在(0.7~0.8)Pmax，為了計算方便，本文中統(tǒng)一取荷載跨中撓度曲線上升段0.75Pmax對應(yīng)的點為初始屈服點。由于未得到荷載跨中撓度曲線的下降段，取峰值撓度與屈服撓度的比值作為試件的位移延性系數(shù)μ。

表3 試件的荷載特征值與位移延性

Tab.3 Characteristic Loads and Displacement Ductilities for Specimens

特征值 DHU1 DHU2 DHT ZJ

開裂荷載Pcr/kN 121.40 101.40 81.40 91.40

開裂撓度Δcr/mm 0.23 0.23 0.19 0.25

屈服荷載Py/kN 421.05 421.05 376.05 428.55

屈服撓度Δy/mm 2.03 2.19 2.07 2.33

峰值荷載Pmax 561.40 561.40 501.40 571.40

峰值撓度Δmax/mm 4.44 5.01 4.21 5.86

極限荷載Pu 506.40 516.40 461.40 511.40

極限撓度Δu 3.21 3.39 2.99 3.71

PyP-1cr 3.47 4.15 4.62 4.69

PuP-1y 1.20 1.23 1.23 1.19

μ 2.19 2.29 2.03 2.52

ΔmaxL-1/10-3 3.29 3.71 3.12 4.41

注：L為試件的計算跨度；μ=ΔmaxΔ-1y。

從表3可以看出：

(1)由試件DHU1，DHU2，DHT，ZJ的屈服荷載Py與開裂荷載Pcr的比值可知，疊合梁的開裂遲于相應(yīng)的現(xiàn)澆試件ZJ，這可能與預(yù)制構(gòu)件的混凝土實際抗壓強(qiáng)度大于現(xiàn)澆層強(qiáng)度有關(guān)。

(2)新型疊合試件DHU1，DHU2與現(xiàn)澆試件的斜截面抗剪極限承載力相差很小，比傳統(tǒng)矩形疊合梁提高了約12%。傳統(tǒng)矩形疊合試件DHT在剪應(yīng)力較大的梁腹疊合面部位出現(xiàn)的水平裂縫明顯降低了其極限抗剪承載力。

(3)新型疊合試件DHU1的位移延性系數(shù)比試件DHU2的低4%，說明試件DHU2端部U形槽內(nèi)傾斜疊合面上預(yù)埋的抗剪連接件對試件延性有一定的提高作用；試件DHU1，DHU2的位移延性系數(shù)與現(xiàn)澆試件ZJ的分別相差13%和9%，比傳統(tǒng)矩形疊合梁的高8%~13%，表明疊合試件的延性普遍低于現(xiàn)澆試件，但是新型疊合試件的延性比傳統(tǒng)矩形疊合試件的延性更好。

(4)由于試驗設(shè)計為斜截面破壞，故所有試件的極限撓跨比Δu/L均較??；現(xiàn)澆試件的變形能力較新型疊合試件的約提高19%，而比傳統(tǒng)矩形疊合試件的要提高40%左右。

2.4整體工作性能

混凝土疊合結(jié)構(gòu)應(yīng)用中的關(guān)鍵問題是如何保證預(yù)制構(gòu)件與現(xiàn)澆混凝土共同工作。在新型疊合試件DHU1，DHU2左右2個端部U形槽內(nèi)的傾斜疊合面上各布置1個內(nèi)埋式混凝土應(yīng)變計，用于研究疊合面位置兩側(cè)的預(yù)制構(gòu)件和疊合層混凝土的荷載應(yīng)變關(guān)系，測試疊合面上新老混凝土的受力狀態(tài)，了解疊合試件的整體工作性能。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，繪制出端部U形槽內(nèi)傾斜疊合面處新老混凝土荷載應(yīng)變關(guān)系曲線（圖8）及試件DHU2傾斜疊合面內(nèi)抗剪連接件荷載應(yīng)變關(guān)系曲線（圖9）。

圖8 端部U形槽內(nèi)傾斜疊合面處新老混凝土的荷載應(yīng)變關(guān)系

Fig.8 Loadstrain Curves Between New and Old Concretes of Inclined Lamination in Ends Ulag

]圖9 試件DHU2傾斜疊合面內(nèi)抗剪連接件的荷載應(yīng)變關(guān)系

Fig.9 Loadstrain Curves of Shear Connectors in Inclined Lamination of Specimen DHU2

由圖8，9可以看出：

(1)預(yù)留在預(yù)制構(gòu)件內(nèi)的抗剪錨固筋都發(fā)揮了作用且已屈服，傾斜疊合面處的新老混凝土發(fā)生了相對變形，且左右U形槽內(nèi)的傾斜疊合面上混凝土應(yīng)變變化趨勢基本同步，加載到極限荷載的38%（試件DHU2為極限荷載的35%）附近時，應(yīng)變發(fā)生較大突變，試驗觀測到此階段恰好是斜裂縫延伸至疊合面附近，疊合面附近混凝土受到拉應(yīng)力的作用，拉應(yīng)變增加非常明顯。此后應(yīng)變隨荷載的發(fā)展相對穩(wěn)定，新老混凝土的相對變形表現(xiàn)為線性發(fā)展的趨勢，當(dāng)達(dá)到抗剪極限承載力時，傾斜疊合面上新老混凝土相對變形依舊穩(wěn)定。

(2)在同一荷載水平時，傾斜疊合面上配有抗剪錨固連接件DHU2的混凝土應(yīng)變明顯小于未設(shè)置疊合面抗剪連接件DHU1的混凝土應(yīng)變，表明疊合面新老混凝土的相對變形得到了較為有效的抑制；試件DHU1的混凝土最大應(yīng)變明顯大于試件DHU2，測得的最大應(yīng)變約為圖9中試件DHU2的抗剪鋼筋應(yīng)變與圖8中試件DHU2的內(nèi)埋應(yīng)變計的最終應(yīng)變之和。上述試驗結(jié)果均表明，抗剪連接件在抑制疊合面滑移或相對變形方面發(fā)揮了較為重要的作用，有利于在剪應(yīng)力較大的梁端位置的新老混凝土協(xié)同受力，提高梁端的整體工作性能。

3結(jié)語

(1)在剪力流較大的梁端抗剪性能試驗中，本文中提出的新型疊合梁與現(xiàn)澆梁表現(xiàn)出相同的受力性能，并且未出現(xiàn)沿疊合面滑移的現(xiàn)象，兩者的抗剪承載力比沿疊合面局部滑移開裂的傳統(tǒng)矩形疊合梁高約12%。

(2)在受力全過程中，2個新型疊合梁的裂縫特征、破壞形態(tài)、峰值荷載、斜截面抗剪承載力等都與現(xiàn)澆對比梁相差不大，其整體受力性能優(yōu)于傳統(tǒng)矩形疊合梁。

(3)新型疊合試件DHU2設(shè)置的抗剪連接件對斜截面抗剪承載力和疊合試件的位移延性都有一定的提高作用，對位移延性的提高作用更為明顯。

[CM(20]([KG-*9]4)本文中研究的新型疊合試件與現(xiàn)澆對比試[CM)][LL]件總體性能較為接近，均可滿足工程設(shè)計要求。2種疊合梁的綜合受力性能指標(biāo)基本一致，考慮到在端部U形槽內(nèi)設(shè)置抗剪連接件后性能更為可靠，工程中可優(yōu)先采用設(shè)置抗剪連接件的新型疊合試件。

參考文獻(xiàn)：

References:

［1］李樹瑤,趙順波,王運霞.鋼筋混凝土迭合梁受力試驗研究［J］.水利發(fā)電學(xué)報,1994(3):3747.

LI Shuyao,ZHAO Shunbo,WANG Yunxia.Experimental Research on the Mechanical Properties of Reinforced Concrete Composite Beam［J］.Journal of Hydroelectric Engineering,1994(3):3747.

［2］洪炳欽,楊俊杰,楊 遒,等.疊合梁斜截面抗剪性能的試驗研究［J］.浙江工業(yè)大學(xué)學(xué)報,2007,35(4):464468.

HONG Bingqin,YANG Junjie,YANG Qiu,et al.Experimental Research on the Shearing Resistance Strength of Oblique Section of Composite Beam［J］.Journal of Zhejiang University of Technology,2007,35(4):464468.

［3］[KG-*9]SAEMANN J C,WASHA G W.Horizontal Shear Connections Between Precast Beams and Castinplace Slabs［J］.ACI Journal,1964,61(11):13831408.

［4］謝 漢,汪聲瑞.二次受力鋼筋混凝土迭合梁迭合面抗剪強(qiáng)度試驗研究［J］.武漢工業(yè)大學(xué)學(xué)報,1988(4):477486.

XIE Han,WANG Shengrui The Research on the Interface Shear Resistance of Reinforced Concrete Composite Beam in Twostage Loading［J］.Journal of Wuhan University of Technology,1988(4):477486.

［5］[KG-*3]GOHNERT M.Horizontal Shear Transfer Across a Roughened Surface［J］.Cement and Concrete Composites,2003,25(3):379385.

［6］LAWRENCE F K,ADAM S.Interface Shear in High Strength Composite Tbeams［J］.PCI Journal,2004,49(4):102110.

［7］GB/T 50152—2012,混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)［S］.

GB/T 50152—2012,Standard for Test Method of Concrete Structures［S］.

［8］過鎮(zhèn)海,孫 禮.鋼筋混凝土原理［M］.北京:清華大學(xué)出版社,1999.

GUO Zhenhai,SUN Li.Reinforced Concrete Theory［M］.Beijing:Tsinghua University Press,1999.

ΔmaxL-1/10-3 3.29 3.71 3.12 4.41

注：L為試件的計算跨度；μ=ΔmaxΔ-1y。

從表3可以看出：

(1)由試件DHU1，DHU2，DHT，ZJ的屈服荷載Py與開裂荷載Pcr的比值可知，疊合梁的開裂遲于相應(yīng)的現(xiàn)澆試件ZJ，這可能與預(yù)制構(gòu)件的混凝土實際抗壓強(qiáng)度大于現(xiàn)澆層強(qiáng)度有關(guān)。

(2)新型疊合試件DHU1，DHU2與現(xiàn)澆試件的斜截面抗剪極限承載力相差很小，比傳統(tǒng)矩形疊合梁提高了約12%。傳統(tǒng)矩形疊合試件DHT在剪應(yīng)力較大的梁腹疊合面部位出現(xiàn)的水平裂縫明顯降低了其極限抗剪承載力。

(3)新型疊合試件DHU1的位移延性系數(shù)比試件DHU2的低4%，說明試件DHU2端部U形槽內(nèi)傾斜疊合面上預(yù)埋的抗剪連接件對試件延性有一定的提高作用；試件DHU1，DHU2的位移延性系數(shù)與現(xiàn)澆試件ZJ的分別相差13%和9%，比傳統(tǒng)矩形疊合梁的高8%~13%，表明疊合試件的延性普遍低于現(xiàn)澆試件，但是新型疊合試件的延性比傳統(tǒng)矩形疊合試件的延性更好。

(4)由于試驗設(shè)計為斜截面破壞，故所有試件的極限撓跨比Δu/L均較?。滑F(xiàn)澆試件的變形能力較新型疊合試件的約提高19%，而比傳統(tǒng)矩形疊合試件的要提高40%左右。

2.4整體工作性能

混凝土疊合結(jié)構(gòu)應(yīng)用中的關(guān)鍵問題是如何保證預(yù)制構(gòu)件與現(xiàn)澆混凝土共同工作。在新型疊合試件DHU1，DHU2左右2個端部U形槽內(nèi)的傾斜疊合面上各布置1個內(nèi)埋式混凝土應(yīng)變計，用于研究疊合面位置兩側(cè)的預(yù)制構(gòu)件和疊合層混凝土的荷載應(yīng)變關(guān)系，測試疊合面上新老混凝土的受力狀態(tài)，了解疊合試件的整體工作性能。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，繪制出端部U形槽內(nèi)傾斜疊合面處新老混凝土荷載應(yīng)變關(guān)系曲線（圖8）及試件DHU2傾斜疊合面內(nèi)抗剪連接件荷載應(yīng)變關(guān)系曲線（圖9）。

圖8 端部U形槽內(nèi)傾斜疊合面處新老混凝土的荷載應(yīng)變關(guān)系

Fig.8 Loadstrain Curves Between New and Old Concretes of Inclined Lamination in Ends Ulag

]圖9 試件DHU2傾斜疊合面內(nèi)抗剪連接件的荷載應(yīng)變關(guān)系

Fig.9 Loadstrain Curves of Shear Connectors in Inclined Lamination of Specimen DHU2

由圖8，9可以看出：

(1)預(yù)留在預(yù)制構(gòu)件內(nèi)的抗剪錨固筋都發(fā)揮了作用且已屈服，傾斜疊合面處的新老混凝土發(fā)生了相對變形，且左右U形槽內(nèi)的傾斜疊合面上混凝土應(yīng)變變化趨勢基本同步，加載到極限荷載的38%（試件DHU2為極限荷載的35%）附近時，應(yīng)變發(fā)生較大突變，試驗觀測到此階段恰好是斜裂縫延伸至疊合面附近，疊合面附近混凝土受到拉應(yīng)力的作用，拉應(yīng)變增加非常明顯。此后應(yīng)變隨荷載的發(fā)展相對穩(wěn)定，新老混凝土的相對變形表現(xiàn)為線性發(fā)展的趨勢，當(dāng)達(dá)到抗剪極限承載力時，傾斜疊合面上新老混凝土相對變形依舊穩(wěn)定。

(2)在同一荷載水平時，傾斜疊合面上配有抗剪錨固連接件DHU2的混凝土應(yīng)變明顯小于未設(shè)置疊合面抗剪連接件DHU1的混凝土應(yīng)變，表明疊合面新老混凝土的相對變形得到了較為有效的抑制；試件DHU1的混凝土最大應(yīng)變明顯大于試件DHU2，測得的最大應(yīng)變約為圖9中試件DHU2的抗剪鋼筋應(yīng)變與圖8中試件DHU2的內(nèi)埋應(yīng)變計的最終應(yīng)變之和。上述試驗結(jié)果均表明，抗剪連接件在抑制疊合面滑移或相對變形方面發(fā)揮了較為重要的作用，有利于在剪應(yīng)力較大的梁端位置的新老混凝土協(xié)同受力，提高梁端的整體工作性能。

3結(jié)語

(1)在剪力流較大的梁端抗剪性能試驗中，本文中提出的新型疊合梁與現(xiàn)澆梁表現(xiàn)出相同的受力性能，并且未出現(xiàn)沿疊合面滑移的現(xiàn)象，兩者的抗剪承載力比沿疊合面局部滑移開裂的傳統(tǒng)矩形疊合梁高約12%。

(2)在受力全過程中，2個新型疊合梁的裂縫特征、破壞形態(tài)、峰值荷載、斜截面抗剪承載力等都與現(xiàn)澆對比梁相差不大，其整體受力性能優(yōu)于傳統(tǒng)矩形疊合梁。

(3)新型疊合試件DHU2設(shè)置的抗剪連接件對斜截面抗剪承載力和疊合試件的位移延性都有一定的提高作用，對位移延性的提高作用更為明顯。

[CM(20]([KG-*9]4)本文中研究的新型疊合試件與現(xiàn)澆對比試[CM)][LL]件總體性能較為接近，均可滿足工程設(shè)計要求。2種疊合梁的綜合受力性能指標(biāo)基本一致，考慮到在端部U形槽內(nèi)設(shè)置抗剪連接件后性能更為可靠，工程中可優(yōu)先采用設(shè)置抗剪連接件的新型疊合試件。

參考文獻(xiàn)：

References:

［1］李樹瑤,趙順波,王運霞.鋼筋混凝土迭合梁受力試驗研究［J］.水利發(fā)電學(xué)報,1994(3):3747.

LI Shuyao,ZHAO Shunbo,WANG Yunxia.Experimental Research on the Mechanical Properties of Reinforced Concrete Composite Beam［J］.Journal of Hydroelectric Engineering,1994(3):3747.

［2］洪炳欽,楊俊杰,楊 遒,等.疊合梁斜截面抗剪性能的試驗研究［J］.浙江工業(yè)大學(xué)學(xué)報,2007,35(4):464468.

HONG Bingqin,YANG Junjie,YANG Qiu,et al.Experimental Research on the Shearing Resistance Strength of Oblique Section of Composite Beam［J］.Journal of Zhejiang University of Technology,2007,35(4):464468.

［3］[KG-*9]SAEMANN J C,WASHA G W.Horizontal Shear Connections Between Precast Beams and Castinplace Slabs［J］.ACI Journal,1964,61(11):13831408.

［4］謝 漢,汪聲瑞.二次受力鋼筋混凝土迭合梁迭合面抗剪強(qiáng)度試驗研究［J］.武漢工業(yè)大學(xué)學(xué)報,1988(4):477486.

XIE Han,WANG Shengrui The Research on the Interface Shear Resistance of Reinforced Concrete Composite Beam in Twostage Loading［J］.Journal of Wuhan University of Technology,1988(4):477486.

［5］[KG-*3]GOHNERT M.Horizontal Shear Transfer Across a Roughened Surface［J］.Cement and Concrete Composites,2003,25(3):379385.

［6］LAWRENCE F K,ADAM S.Interface Shear in High Strength Composite Tbeams［J］.PCI Journal,2004,49(4):102110.

［7］GB/T 50152—2012,混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)［S］.

GB/T 50152—2012,Standard for Test Method of Concrete Structures［S］.

［8］過鎮(zhèn)海,孫 禮.鋼筋混凝土原理［M］.北京:清華大學(xué)出版社,1999.

GUO Zhenhai,SUN Li.Reinforced Concrete Theory［M］.Beijing:Tsinghua University Press,1999.

ΔmaxL-1/10-3 3.29 3.71 3.12 4.41

注：L為試件的計算跨度；μ=ΔmaxΔ-1y。

從表3可以看出：

(1)由試件DHU1，DHU2，DHT，ZJ的屈服荷載Py與開裂荷載Pcr的比值可知，疊合梁的開裂遲于相應(yīng)的現(xiàn)澆試件ZJ，這可能與預(yù)制構(gòu)件的混凝土實際抗壓強(qiáng)度大于現(xiàn)澆層強(qiáng)度有關(guān)。

(2)新型疊合試件DHU1，DHU2與現(xiàn)澆試件的斜截面抗剪極限承載力相差很小，比傳統(tǒng)矩形疊合梁提高了約12%。傳統(tǒng)矩形疊合試件DHT在剪應(yīng)力較大的梁腹疊合面部位出現(xiàn)的水平裂縫明顯降低了其極限抗剪承載力。

(3)新型疊合試件DHU1的位移延性系數(shù)比試件DHU2的低4%，說明試件DHU2端部U形槽內(nèi)傾斜疊合面上預(yù)埋的抗剪連接件對試件延性有一定的提高作用；試件DHU1，DHU2的位移延性系數(shù)與現(xiàn)澆試件ZJ的分別相差13%和9%，比傳統(tǒng)矩形疊合梁的高8%~13%，表明疊合試件的延性普遍低于現(xiàn)澆試件，但是新型疊合試件的延性比傳統(tǒng)矩形疊合試件的延性更好。

(4)由于試驗設(shè)計為斜截面破壞，故所有試件的極限撓跨比Δu/L均較?。滑F(xiàn)澆試件的變形能力較新型疊合試件的約提高19%，而比傳統(tǒng)矩形疊合試件的要提高40%左右。

2.4整體工作性能

混凝土疊合結(jié)構(gòu)應(yīng)用中的關(guān)鍵問題是如何保證預(yù)制構(gòu)件與現(xiàn)澆混凝土共同工作。在新型疊合試件DHU1，DHU2左右2個端部U形槽內(nèi)的傾斜疊合面上各布置1個內(nèi)埋式混凝土應(yīng)變計，用于研究疊合面位置兩側(cè)的預(yù)制構(gòu)件和疊合層混凝土的荷載應(yīng)變關(guān)系，測試疊合面上新老混凝土的受力狀態(tài)，了解疊合試件的整體工作性能。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)，繪制出端部U形槽內(nèi)傾斜疊合面處新老混凝土荷載應(yīng)變關(guān)系曲線（圖8）及試件DHU2傾斜疊合面內(nèi)抗剪連接件荷載應(yīng)變關(guān)系曲線（圖9）。

圖8 端部U形槽內(nèi)傾斜疊合面處新老混凝土的荷載應(yīng)變關(guān)系

Fig.8 Loadstrain Curves Between New and Old Concretes of Inclined Lamination in Ends Ulag

]圖9 試件DHU2傾斜疊合面內(nèi)抗剪連接件的荷載應(yīng)變關(guān)系

Fig.9 Loadstrain Curves of Shear Connectors in Inclined Lamination of Specimen DHU2

由圖8，9可以看出：

(1)預(yù)留在預(yù)制構(gòu)件內(nèi)的抗剪錨固筋都發(fā)揮了作用且已屈服，傾斜疊合面處的新老混凝土發(fā)生了相對變形，且左右U形槽內(nèi)的傾斜疊合面上混凝土應(yīng)變變化趨勢基本同步，加載到極限荷載的38%（試件DHU2為極限荷載的35%）附近時，應(yīng)變發(fā)生較大突變，試驗觀測到此階段恰好是斜裂縫延伸至疊合面附近，疊合面附近混凝土受到拉應(yīng)力的作用，拉應(yīng)變增加非常明顯。此后應(yīng)變隨荷載的發(fā)展相對穩(wěn)定，新老混凝土的相對變形表現(xiàn)為線性發(fā)展的趨勢，當(dāng)達(dá)到抗剪極限承載力時，傾斜疊合面上新老混凝土相對變形依舊穩(wěn)定。

(2)在同一荷載水平時，傾斜疊合面上配有抗剪錨固連接件DHU2的混凝土應(yīng)變明顯小于未設(shè)置疊合面抗剪連接件DHU1的混凝土應(yīng)變，表明疊合面新老混凝土的相對變形得到了較為有效的抑制；試件DHU1的混凝土最大應(yīng)變明顯大于試件DHU2，測得的最大應(yīng)變約為圖9中試件DHU2的抗剪鋼筋應(yīng)變與圖8中試件DHU2的內(nèi)埋應(yīng)變計的最終應(yīng)變之和。上述試驗結(jié)果均表明，抗剪連接件在抑制疊合面滑移或相對變形方面發(fā)揮了較為重要的作用，有利于在剪應(yīng)力較大的梁端位置的新老混凝土協(xié)同受力，提高梁端的整體工作性能。

3結(jié)語

(1)在剪力流較大的梁端抗剪性能試驗中，本文中提出的新型疊合梁與現(xiàn)澆梁表現(xiàn)出相同的受力性能，并且未出現(xiàn)沿疊合面滑移的現(xiàn)象，兩者的抗剪承載力比沿疊合面局部滑移開裂的傳統(tǒng)矩形疊合梁高約12%。

(2)在受力全過程中，2個新型疊合梁的裂縫特征、破壞形態(tài)、峰值荷載、斜截面抗剪承載力等都與現(xiàn)澆對比梁相差不大，其整體受力性能優(yōu)于傳統(tǒng)矩形疊合梁。

(3)新型疊合試件DHU2設(shè)置的抗剪連接件對斜截面抗剪承載力和疊合試件的位移延性都有一定的提高作用，對位移延性的提高作用更為明顯。

[CM(20]([KG-*9]4)本文中研究的新型疊合試件與現(xiàn)澆對比試[CM)][LL]件總體性能較為接近，均可滿足工程設(shè)計要求。2種疊合梁的綜合受力性能指標(biāo)基本一致，考慮到在端部U形槽內(nèi)設(shè)置抗剪連接件后性能更為可靠，工程中可優(yōu)先采用設(shè)置抗剪連接件的新型疊合試件。

參考文獻(xiàn)：

References:

［1］李樹瑤,趙順波,王運霞.鋼筋混凝土迭合梁受力試驗研究［J］.水利發(fā)電學(xué)報,1994(3):3747.

LI Shuyao,ZHAO Shunbo,WANG Yunxia.Experimental Research on the Mechanical Properties of Reinforced Concrete Composite Beam［J］.Journal of Hydroelectric Engineering,1994(3):3747.

［2］洪炳欽,楊俊杰,楊 遒,等.疊合梁斜截面抗剪性能的試驗研究［J］.浙江工業(yè)大學(xué)學(xué)報,2007,35(4):464468.

HONG Bingqin,YANG Junjie,YANG Qiu,et al.Experimental Research on the Shearing Resistance Strength of Oblique Section of Composite Beam［J］.Journal of Zhejiang University of Technology,2007,35(4):464468.

［3］[KG-*9]SAEMANN J C,WASHA G W.Horizontal Shear Connections Between Precast Beams and Castinplace Slabs［J］.ACI Journal,1964,61(11):13831408.

［4］謝 漢,汪聲瑞.二次受力鋼筋混凝土迭合梁迭合面抗剪強(qiáng)度試驗研究［J］.武漢工業(yè)大學(xué)學(xué)報,1988(4):477486.

XIE Han,WANG Shengrui The Research on the Interface Shear Resistance of Reinforced Concrete Composite Beam in Twostage Loading［J］.Journal of Wuhan University of Technology,1988(4):477486.

［5］[KG-*3]GOHNERT M.Horizontal Shear Transfer Across a Roughened Surface［J］.Cement and Concrete Composites,2003,25(3):379385.

［6］LAWRENCE F K,ADAM S.Interface Shear in High Strength Composite Tbeams［J］.PCI Journal,2004,49(4):102110.

［7］GB/T 50152—2012,混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)［S］.

GB/T 50152—2012,Standard for Test Method of Concrete Structures［S］.

［8］過鎮(zhèn)海,孫 禮.鋼筋混凝土原理［M］.北京:清華大學(xué)出版社,1999.

GUO Zhenhai,SUN Li.Reinforced Concrete Theory［M］.Beijing:Tsinghua University Press,1999.