有粘结预应力混凝土强度利用率较高, 理论上耐腐蚀、耐疲劳性能较好, 但预应力筋孔道设置麻烦, 孔道位置难以保证, 且灌浆作业质量难以保证, 带来了许多安全隐患。而无粘结预应力混凝土的应用, 减少了预应力筋孔道设置和灌浆作业的一些隐患, 且该工艺中预应力筋所占的空间较小, 布筋作业可以确定其在结构中所占的位置, 可满足在较狭窄的空间中布筋的要求, 施工较为方便。但无粘结预应力构件在极限强度上稍弱, 且预应力筋可以自由滑移使应变沿构件全长大体相等, 易造成预应力筋和端锚的疲劳, 混凝土构件开裂时的裂缝数量少且裂缝宽度大。基于有粘结体系和无粘结体系的特性, 20世纪80年代, 日本从施工方便和传力合理的角度出发, 研发了一种新型预应力混凝土, 即缓粘结预应力混凝土体系。在这种体系中预应力筋周围包裹一种缓粘结材料, 前期预应力筋与这种缓粘结材料间几乎没有粘结力, 与无粘结体系相同;后期缓粘结材料固化, 固化后强度高于混凝土, 将预应力筋与混凝土粘结在一起, 形成有粘结体系。缓粘结预应力混凝土体系将有粘结体系与无粘结体系的优点相结合, 扬长避短, 利用较简单的工艺方法, 优良的力学性能, 使结构的受力状态良好, 抗震性能得到改善。日本在1987年开始研制缓粘结预应力钢筋, 并于1996年开始应用于桥梁的横向预应力部位, 2001年应用于桥梁的纵向预应力部位。我国于1995年左右开始研究缓粘结预应力技术, 并逐渐将其运用于实际工程中, 但研究主要集中于以缓凝砂浆为缓粘结材料的缓粘结预应力混凝土^[1,2,3,4,5], 然而缓凝砂浆保存困难, 无法实现工业化生产;而环氧树脂是较为理想的缓粘结材料, 然而以环氧树脂为缓粘结材料的缓粘结预应力混凝土的研究^[6,7,8,9]较少, 受力性能尚不非常明确。

　　 基于上述情况, 本课题组进行了4根试验梁的静载试验, 其中3根为缓粘结部分预应力混凝土梁, 1根为作为对照的有粘结部分预应力混凝土梁。研究目的在于掌握缓粘结部分预应力混凝土梁的受力性能, 为缓粘结预应力技术的推广应用提供参考。

　　 4根试验梁尺寸相同, 具体如下:试验梁全长4.1m, 净跨3.9m, 截面尺寸350mm×200mm。试验梁全部采用C50混凝土, 纵筋和架立筋均采用HRB400级钢筋, 所有试验梁架立筋均配置212。预应力筋采用1860级^s15.2钢绞线;箍筋采用HPB300级钢筋, 试验梁全长范围内箍筋配6@60。每组试验梁采用相同的配筋形式, 试验梁配筋情况见表1、截面见图1, 与试验梁同时浇筑同条件养护的试块测定的混凝土立方体抗压强度f_cu、轴心抗压强度f_c、弹性模量E_c如表2所示, 实测钢筋力学性能见表3, 4。

　　 为观察试验梁的纯弯曲性能, 采用三分点对称加载, 在跨中形成纯弯段, 试验装置如图2所示。试验量测内容有:荷载、纯弯区钢筋应变及钢绞线应力增量、跨中截面混凝土应变、支座处位移、跨中挠度、裂缝分布及宽度, 应变片布置见图3, 具体加载程序如下:

　　 静载试验开始前, 先试加20k N的初始荷载两次, 目的是检查仪器是否正常工作, 保证试验梁和支座、作动器接触紧密, 荷载无偏心和减小测试误差。检查无误后, 进入正式试验阶段。

　　 荷载的施加以试验梁纯弯段的计算控制弯矩为参照, 每加一级荷载后, 持荷10min, 荷载稳定后采集数据。当变形较大, 加载后变形继续增长时, 对本级加载进行补载, 当本级荷载下降值不超过本级荷载值的5%时认为荷载稳定, 再加下一级荷载, 直至混凝土被压碎。试件开裂前, 每级所加荷载为10k N, 试件开裂后每级加荷载20k N。每级加载稳定后观察平均裂缝和最大裂缝。接近计算控制弯矩时将加载幅度恢复至10k N, 以便于观测试验梁的极限状态。根据试验梁的裂缝分布情况, 每根试验梁的加载过程中均观察并记录基本等距分布的12条裂缝的开展高度和钢筋位置处裂缝宽度以统计平均裂缝和最大裂缝。钢筋、混凝土应变和各位移计示数由采集仪自动采集。

　　 各试验梁的荷载-跨中挠度曲线见图4, 图中纵坐标为各试验梁两个加载点所施加荷载的合力值, 横坐标为各试验梁的挠度值 (不包含预应力产生的反拱值及梁自重产生的挠度) 。各试验梁的关键点荷载值 (开裂荷载、钢筋屈服荷载、极限荷载) 及破坏形式见表5。

　　 试验梁的荷载-跨中挠度曲线是反映受弯构件总体工作性能的重要指标。由图4可见, 缓粘结部分预应力混凝土梁与有粘结部分预应力混凝土梁的荷载-跨中挠度曲线线形类似, 总体可以分为以下三个阶段。

　　 第一阶段是混凝土开裂前的未裂阶段。从表5中可得到, 缓粘结部分预应力混凝土梁的开裂荷载约占极限荷载的32.8%~37.4%。加载初期, 试验梁所受荷载较小, 整个梁体的受力特性与弹性体相似, 构件的挠度随着荷载的增加而增长, 但增长速率很小, 荷载-跨中挠度曲线大致呈直线。当荷载接近于开裂荷载时, 受拉区混凝土逐渐进入塑性状态, 荷载-跨中挠度曲线开始偏离原直线, 出现第一个拐点。在图4中, 4根不同配筋的部分预应力混凝土梁在开裂前的荷载-跨中挠度曲线近乎完全重合, 部分预应力混凝土构件开裂前的刚度主要由混凝土决定, 与配筋情况关系不大。

　　 第二阶段是混凝土开裂后至试验梁底受拉普通钢筋屈服前的带裂缝工作阶段。从表5中可得到, 缓粘结部分预应力混凝土梁的钢筋屈服荷载约占极限荷载的70.0%~74.8%。构件开裂后, 受拉区混凝土逐渐退出工作, 截面的拉应力完全由普通钢筋和缓粘结预应力筋来承担, 构件的截面刚度明显减小, 挠度增长速率加快, 此后的曲线斜率相对开裂前要小许多, 但曲线大体仍呈直线状态。

　　 第三阶段是从试验梁底受拉普通钢筋屈服到试验梁顶混凝土被压碎的破坏阶段。普通钢筋屈服以后, 钢筋所承受的应力不再增加, 裂缝剧烈开展并向试验梁顶蔓延, 混凝土受压区高度不断减小, 导致构件截面的刚度大幅下降, 挠度增长速率加快, 荷载-跨中挠度曲线出现第二个拐点。之后曲线斜率继续减小, 此阶段挠度随荷载快速增长。荷载增加到试验梁顶混凝土被压碎时, 宣告构件破坏。除S2梁外, 其余梁卸载后变形恢复性能良好。

　　 在图4中, S2梁和S2B梁的荷载-跨中挠度曲线近乎重合, S2梁的开裂荷载比S2B梁大16.7%, S2梁的极限荷载比S2 B梁大2.7%, 而据计算, S2B梁的有效预应力比S2梁大将近10%。可见缓粘结部分预应力混凝土梁的抗裂性能和极限承载能力与有粘结部分预应力混凝土梁相近, 甚至略优于后者。

　　 根据试验梁的裂缝分布情况, 每根试验梁的加载过程中均观察并记录基本等距分布的12条裂缝的开展高度和普通钢筋位置处裂缝宽度, 统计得各试验梁平均裂缝宽度和最大裂缝宽度随荷载变化情况如图5所示, 各试验梁裂缝分布情况如图6和表6所示。

　　 由4根试验梁的裂缝宽度发展图 (图5) 可见, 构件开裂后的初期, 所有构件的裂缝宽度增长速度较慢, 但当构件所配置的普通受拉钢筋屈服后, 裂缝宽度迅速增加, 很快导致构件破坏。由于临近破坏时测量裂缝较危险且裂缝宽度早已超过限值, 故图6中未给出临近破坏阶段的裂缝宽度值。

　　 S2B梁的开裂荷载比S2梁小, 二者最大裂缝宽度曲线接近, 在普通钢筋屈服前, 二者的平均裂缝宽度也几乎一致, 而普通钢筋屈服以后, S2梁的平均裂缝宽度比S2B梁略大。

　　 由各裂缝分布 (图6) 和平均裂缝间距 (表6) 可以看出, 对于缓粘结部分预应力混凝土梁, 裂缝可以发展得较为理想。各试验梁裂缝数量较多, 发展均匀, 说明缓粘结预应力筋内缓粘结材料和钢绞线之间共同工作性能良好。

　　 S1梁只配置了一根钢绞线, 且配筋率较低, 故裂缝条数较少, 裂缝间距较大, 裂缝宽度较宽;S2梁裂缝分布较密且均匀, 呈现出良好的受弯部分预应力混凝土梁裂缝分布情况;S3梁裂缝条数和间距介于S1梁和S2梁之间, 虽然S3梁与S2梁配置了相同数量的预应力筋, 但其普通钢筋配筋量少于S2梁, 故裂缝间距较大, 裂缝条数较少。S2B梁与S2梁相比, 虽同样呈现出较为细密的裂缝分布情况, 但裂缝条数略少, 平均裂缝间距略大。值得一提的是, S2B梁的有效预应力比S2梁高出将近10%, 而有效预应力的提高会使试验梁抗裂性能提升, 裂缝宽度减小, 所以缓粘结部分预应力混凝土梁的抗裂性能是优于相同配筋的有粘结部分预应力混凝土梁的。

　　 可见, 预应力筋的存在使得试验梁抗裂性能大大提高, 构件配筋率对裂缝间距的影响也十分明显;缓粘结部分预应力部分混凝土梁具有与有粘结部分预应力部分混凝土梁相似甚至更为优越的使用性能。

　　 试验测得各试验梁的受拉区普通钢筋应变随外荷载变化曲线见图7。由图7可见, 各构件的荷载-受拉区钢筋应变变化曲线在构件加载初期呈直线状态, 钢筋的应变增长较慢, 钢筋的拉应变和钢筋周围混凝土的拉应变保持大小一致, 而混凝土的拉应变较小, 所以此阶段钢筋拉应变较小, 其应力相应也很小。构件开裂后, 混凝土退出工作, 构件截面上的拉力几乎全部由钢筋和预应力筋来承担, 所以所有受拉钢筋的荷载-应变曲线都在开裂荷载附近出现明显拐点, 此阶段钢筋拉应变增长迅速, 荷载-受拉区钢筋应变曲线的斜率明显要比第一阶段小很多, 但仍然可近似看作直线。当非预应力受拉钢筋屈服以后, 其所承担的应力不再增加, 外荷载引起的截面拉力增加需由预应力筋来承担, 其应变忽然增长, 根据平截面假定, 受拉钢筋的应变也会忽然增加, 而应变片的测量量程有限, 故普通钢筋屈服后不久, 所测得的应变值便大多失效。

　　 S2梁与S2B梁相比, 相同荷载下S2B梁的受拉区普通钢筋应变较大, 若排除应变片的个体差异因素, 可以推论, 在相同荷载下, 有粘结部分预应力混凝土梁的普通受拉钢筋承受更多的拉应力, 这又证明了缓粘结预应力筋良好的粘结性能。

　　 试验采集了试验梁中一部分预应力筋端部索力传感器示数随荷载的变化。虽不能完全反映预应力筋有效预应力在整个梁长度范围内变化的情况, 却可以从侧面体现出缓粘结预应力筋的粘结性能。试验过程中端部索力变化情况如图8所示。

　　 理论上, 预应力筋粘结良好的情况下, 试验过程中两端有效预应力不会发生变化。由图8可见, 缓粘结部分预应力混凝土梁与有粘结部分预应力混凝土梁类似, 梁端索力随荷载变化很小, S2, S2B梁极限荷载时的梁端索力增量均为试验前测得索力值的1.7%。证明缓粘结部分预应力混凝土梁的粘结性能良好。

　　 根据混凝土跨中沿梁高等距离布置的应变片的读数, 可验证平截面假定。跨中梁侧不同高度处混凝土应变在不同荷载下的应变变化情况如图9所示。S2B梁在180k N以后应变片损坏严重, 故后期梁侧混凝土应变未采集到。

　　 由图9可见, 同有粘结部分预应力混凝土梁类似, 缓粘结部分预应力混凝土梁在各级荷载下的混凝土应变变化沿梁高基本呈直线状态。在构件受载初期, 截面转角很小, 后期转角很大, 中和轴不断上升。

　　 根据上文对于S2梁和S2B梁试验现象的描述, 下文对缓粘结部分预应力混凝土梁和有粘结部分预应力混凝土梁进行静载下受弯性能的对比分析。

　　 在图4中, S2梁和S2B梁的荷载-跨中挠度曲线近乎重合, S2梁极限荷载比S2B梁大2.7%, 可以认为, S2梁和S2B梁的极限承载能力几乎相同。即相同配筋的缓粘结部分预应力混凝土梁的极限承载能力和有粘结部分预应力混凝土梁的极限承载能力相近, 在本文的一次试验中, 前者略高于后者。所以本文建议, 可以按照有粘结部分预应力混凝土梁的计算方法对缓粘结部分预应力混凝土梁的极限承载力进行设计计算。

　　 规范^[10,11,12]规定允许出现裂缝的预应力混凝土构件, 其最大裂缝宽度限值如表7所示。

　　 按照表7的规定, 根据本文的试验, 缓粘结部分预应力混凝土梁在加载至180k N时, 最大裂缝宽度达到0.1mm, 即在破坏荷载的46.63%时, 达到二a类环境类别最大裂缝宽度限值;加载至240k N时, 最大裂缝宽度达到0.2mm, 即在破坏荷载的62.18%时, 达到一类环境类别最大裂缝宽度限值。有粘结部分预应力混凝土梁在加载至170k N时, 最大裂缝宽度达到0.1mm, 即在破坏荷载的45.21%时, 达到二a类环境类别最大裂缝宽度限值;在加载至240k N时, 最大裂缝宽度达到0.2mm, 即在破坏荷载的63.83%时, 达到一类环境类别最大裂缝宽度限值。可见, 就最大裂缝宽度来看, 缓粘结部分预应力混凝土梁与有粘结部分预应力混凝土梁有相似的规律, 几乎同时达到限值。

　　 根据《混凝土结构设计规范》 (GB 50010—2010) ^[10]预应力混凝土受弯构件, 其最大挠度限值如表8所示。

　　 对于预应力混凝土构件, 挠度值应扣除反拱值。则根据本文试验数据, 缓粘结部分预应力混凝土梁和有粘结部分预应力混凝土梁达到挠度限值的对应荷载值如表9所示, 从表中可以看出, 相对来说, 缓粘结部分预应力混凝土梁比有粘结部分预应力混凝土梁更早达到正常使用极限挠度, 这主要是由于有粘结部分预应力混凝土梁内预应力筋有效预应力更高, 反拱值更大。

　　 由以上分析可以看出, 缓粘结部分预应力混凝土梁的正常使用性能与有粘结部分预应力混凝土梁相似。

　　 本文介绍了3根缓粘结部分预应力混凝土梁在静力荷载作用下的受弯性能研究, 详细记录了试验过程中试验梁混凝土应变、非预应力筋应变、缓粘结预应力筋应力增长、挠度以及裂缝开展情况, 并做了1根有粘结部分预应力混凝土梁静载下受弯性能的对比研究。结合所记录的试验数据及现象, 分析了试验梁受力全过程中混凝土应变、非预应力筋应变及缓粘结预应力筋应力增量与荷载值的关系, 以及试验梁挠度发展规律、受弯破坏特点及裂缝开展特点, 可得到以下结论:

　　 (1) 对于所有的试验梁, 破坏模式均为非预应力钢筋屈服后混凝土压坏的适筋破坏模式。

　　 (2) 缓粘结部分预应力混凝土梁的静力荷载下受弯过程可分为以下三个阶段:第一阶段自受载开始至构件截面开裂, 此阶段构件处于弹性阶段, 截面刚度较大;第二阶段自截面开裂至受拉区非预应力钢筋屈服, 此阶段构件的截面刚度明显减小, 挠度增长速率加快, 新裂缝不断开展;第三阶段自非预应力钢筋屈服至构件破坏, 此阶段构件的截面刚度进一步降低, 缓粘结预应力筋对新增加的竖向荷载起主要作用。除S2梁外 (预应力筋断裂) , 其余试验梁在卸载后都展现了良好的变形恢复性能。

　　 (3) 从试验数据来看, 缓粘结部分预应力混凝土梁的抗裂性能和极限承载能力与有粘结部分预应力混凝土梁相近, 甚至略优于后者。

　　 (4) 缓粘结部分预应力混凝土梁的裂缝发展较为理想, 各试验梁裂缝数量较多, 发展均匀。从裂缝条数和间距来看, 缓粘结部分预应力混凝土梁比有粘结部分预应力混凝土梁的裂缝条数更多, 间距更小, 说明缓粘结部分预应力混凝土梁具有良好的使用性能。

　　 (5) 从部分缓粘结预应力筋端部的传感器示数来看, 梁端索力随荷载变化很小, S1~S3梁达到极限荷载时的梁端索力增量也只有试验之前测得索力值的1%~5%。证明缓粘结部分预应力混凝土梁的粘结性能良好。

　　 (6) 加载各阶段, 各试验梁跨中截面沿高度方向近似符合平截面假定。