随着现代建筑结构不断朝着高耸大跨方向发展, 普通混凝土自重大的缺点愈加明显, 严重限制它在工程中的应用。与普通混凝土相比, 陶粒混凝土具有轻质高强的优点, 在土木工程中的应用日益普遍^[1]。对于钢筋混凝土梁构件, 上部主要承受压力作用, 下部主要承受拉力作用, 如果在梁构件非受压区采用陶粒混凝土代替普通混凝土, 则可有效减轻结构自重, 还能发挥陶粒混凝土良好的延性和抗拉性能, 在高层和大跨度结构中更能体现出其优点。

　　 文献[2]研究表明, 均布荷载作用下钢筋混凝土叠合梁破坏形态与普通钢筋混凝土梁基本相同。文献[3]对高强混凝土与普通混凝土叠浇梁的受力性能进行研究, 提出裂缝宽度计算表达式, 说明了该类型叠浇梁的可行性。而针对陶粒混凝土与普通混凝土叠浇梁抗剪性能的试验和研究仍属于空白。

　　 本文设计制作了上部受压区采用普通混凝土、下部受拉区采用陶粒混凝土的叠浇钢筋混凝土梁构件, 这样可充分利用普通混凝土的高抗压性能及陶粒混凝土良好延性及自重轻的优点, 实现二者的有机结合, 对叠浇梁进行抗剪性能试验, 研究不同配箍率和叠浇时间间隔对叠浇梁极限承载力、挠度、最大斜裂缝宽度和箍筋应变的影响, 分析叠浇梁的整体工作性能和破坏形态以及叠浇梁的可行性。

　　 陶粒混凝土粗骨料为椭球形高强陶粒, 堆积密度为850kg/m³;普通混凝土粗骨料为普通碎石, 堆积密度为1 323kg/m³;细骨料为中砂, 堆积密度为 1 450kg/m³;采用P.O42.5普通硅酸盐水泥。按照表1设计的配合比进行制作, 为提高底部陶粒混凝土的抗拉性能, 在陶粒混凝土中掺入聚丙烯腈纤维, 掺入量为1 kg/m³。

　　 试验共制作6根简支梁构件:1根为全陶粒混凝土梁;5根为陶粒混凝土与普通混凝土叠浇梁, 梁对比情况见表2。由于叠浇梁下部陶粒混凝土主要承受拉力作用, 陶粒混凝土的抗压强度对其影响不大, 又考虑到要使得两种不同材料混凝土叠浇梁工作具有整体性, 设计上部普通混凝土强度为C50, 下部陶粒混凝土强度为LC30。根据计算求得的叠浇梁相对受压区高度确定叠浇梁普通混凝土浇筑高度, 叠浇高度为165 mm。保护层厚度为25mm, 梁底纵向受拉钢筋为单排布置3■25, 纵筋配筋率ρ=2.78%;架立筋采用2■10;箍筋设置不同配筋梯度;叠浇梁尺寸及配筋见图1, 应变片和位移计布置见图2。叠浇梁由两台搅拌机浇筑完成, 先浇底部陶粒混凝土, 后浇上部普通混凝土。根据混凝土初凝时间不早于45min和终凝时间不迟于10h, 及养护14d的混凝土强度基本达到100%, 取浇筑陶粒混凝土后0.5h, 10h和14d叠浇普通混凝土, 先浇筑完陶粒混凝土后, 用细钢筋将陶粒混凝土表面刮动至无规则凹凸状, 以增加两种混凝土结合面咬合力^[4]。混凝土预留试块力学性能和钢筋力学性能测试值见表3, 4。

　　 加载试验前, 在叠浇梁表面均匀涂抹一层薄白石灰, 以便加载过程中观测裂缝的发展, 使用5 000kN四柱同步压力试验机和分配梁施加竖向荷载, 剪跨比为1.9, 加载点到支座处距离为494mm。采用两点静力分级加载方式, 加载装置见图2。按照《混凝土结构试验方法标准》 (GB 50152—2012) ^[5]的要求进行加载试验, 正式加载前先进行预加载, 正式加载按照开裂前10kN每级加载, 开裂后20kN每级加载。待加载稳定后由静态应变测试采集系统自动采集数据, 记录21个钢筋应变片, 13个混凝土应变片和6个位移计数值读数, 并用裂缝观测仪读取每级荷载下裂缝出现的数量和剪跨区主斜裂缝最大宽度变化, 整体分析叠浇梁的破坏过程。

　　 本试验主要分析叠浇梁各项力学性能以及减轻自重情况。叠浇梁相对于全普通混凝土梁可以减轻自重15.13%。

　　 本试验以叠浇梁斜裂缝宽度达到1.5mm或斜裂缝端部受压区混凝土发生剪压破坏来判定梁达到承载力极限状态, 6根梁均发生剪切破坏。梁裂缝分布见图3。

　　 图3 梁裂缝分布

　　 D-11标准梁试验破坏过程:荷载达到80kN时, 跨中梁底出现第一条竖直裂缝;荷载达到140kN时, 纯弯段竖向裂缝突然增多, 剪跨区开始出现细微斜裂缝;当荷载达到180kN, 斜裂缝发展至截面叠浇高度处, 随后缓慢向上发展;荷载加至582kN, 裂缝宽度达到1.5mm, 剪跨区截面在压应力和剪应力联合作用下发生破坏。

　　 与D-11对比, L-11出现初始跨中裂缝的荷载为70kN, 裂缝发展较快, 破坏瞬间斜截面突然出现多条斜裂缝, 剪跨区有明显的压溃特征, 这可能是由陶粒混凝土强度低所致。

　　 D-11, D-12出现初始跨中裂缝荷载均为80kN, 而D-13出现初始跨中裂缝荷载为90kN, 说明初始裂缝的产生基本不受配箍率的影响, 只与梁底部混凝土抗拉强度有关。其中D-12裂缝发展最快, 当荷载为400kN时, D-11, D-12, D-13三根梁的最大斜裂缝宽度分别为0.58, 0.71, 0.32mm。可见, 随着配箍率的增大, 达到破坏, 即裂缝宽度限值1.5mm所需的荷载值越大。

　　 D-11, D-21, D-31出现初始裂缝时的荷载分别为80, 80, 90kN。D-11与D-21的裂缝发展情况相似, 斜裂缝在叠浇结合面未出现横向发展, 而D-31在荷载加至160kN时, 剪跨区斜向裂缝由底部发展到叠浇高度处, 不再向上发展, 而是沿着叠浇结合面横向发展了约6cm (图4) , 当荷载加至240kN, 裂缝停止横向发展, 突破叠浇高度向上发展。分析其原因:一方面, 两类混凝土粘结界面作用力主要包括机械咬合力、范德华力和化学作用力, 由于浇筑间隔时间较大, 两类混凝土中的水泥不能完全相互水化融合, 形成整体结构, 使得化学作用力减小;另一方面, 由于先浇底部陶粒混凝土的化学收缩和失水收缩已基本完成, 后浇普通混凝土才开始发生化学收缩和失水收缩, 则不可避免会在粘结界面出现微裂缝。因此使得结合面粘结强度降低, 形成一个薄弱层, 裂缝在叠浇位置处沿着结合面有一段水平发展。

　　 从图5可以看出, 荷载作用力为约85%极限荷载值之前, 挠度变化接近线性;接近极限荷载时, 梁的刚度下降较快, 挠度增长加快。对比L-11和D-11, 加载前期, 同一级荷载作用下, 全陶粒混凝土梁挠度略大于叠浇梁, 这是由于陶粒混凝土弹性模量较小, 抵抗荷载变形能力较小所致。对比D-11, D-12, D-13, 同一级荷载作用下, 梁的挠度随着配箍率的增大而减小, 当荷载为300kN时, D-11, D-12, D-13的跨中挠度分别为5.13, 6.40, 4.40mm, 这是因为箍筋有较大的抗拉能力, 承担叠浇梁竖向作用力, 使得相同荷载作用下, 叠浇梁整体变形较小。对于不同叠浇间隔时间, 同一级荷载作用下挠度值相近, 在荷载为400kN时, D-11, D-21, D-31的跨中挠度分别6.84, 6.82, 6.13mm。随着叠浇间隔时间的增长, 叠浇梁最终的挠度值越大。

　　 从图6中分析可知, 6根试验梁出现初始斜裂缝荷载值均为180kN左右。总体来说, 加载前期, 斜裂缝宽度发展缓慢, 随着荷载增大斜裂缝宽度增大变快, 极限荷载时的最大裂缝宽度都接近1.5mm, 达到梁的破坏标准。对比L-11与D-11曲线可以看出, 相同荷载作用下全陶粒混凝土梁剪跨区斜裂缝宽度较大, 这是由于陶粒混凝土抗拉强度低, 裂缝发展较快。对比D-11, D-12, D-13, 同一级荷载作用下, 随着配箍率的增大, 叠浇梁剪跨区最大斜裂缝宽度越小, 这是因为箍筋不仅可以直接承受部分剪力, 还能提高纵筋的销栓作用, 从而抑制斜裂缝的开展和延伸。剪跨区斜裂缝的最大宽度基本不受叠浇间隔时间的影响, 同一级荷载作用下, D-21, D-31叠浇梁的斜裂缝宽度略小于D-11。

　　 图6 荷载-最大斜裂缝宽度曲线

　　 试验所测出的箍筋应变表明, 箍筋应变值的大小与斜截面出现裂缝的相对位置有关, 靠近斜裂缝位置处的箍筋应变最大, 反之则较小, 图7为各梁靠近斜裂缝处箍筋应变, 能更好地反映出箍筋受力情况。由图可知, 在荷载值为200kN左右时, 各试验梁箍筋才开始出现明显应变, 这与剪跨区出现斜裂缝荷载值相吻合, 说明加载初期, 主要由混凝土承担剪应力。在加载前期, 箍筋应变有正有负, 说明部分受拉部分受压, 这可能与混凝土内部微裂缝有关^[6]。随着荷载的增大, 斜裂缝宽度增大, 在斜裂缝位置处混凝土失去抗拉能力, 这时箍筋应变增长加快, 箍筋逐渐承担更多的荷载作用。其中配箍率最小的D-12, 箍筋开始承担作用力后, 箍筋应变大幅度增长, 箍筋屈服时的荷载值较其他试验梁要小。

　　 叠浇梁由两种不同类型材料混凝土共同承担荷载作用, 叠浇结合面上两类混凝土是否满足工作协同性, 关乎叠浇梁的整体性和推广可行性。图8 (a) 为D-21在不同荷载作用下, 沿梁等高度处混凝土应变值, 图8 (b) 为荷载100kN时, 6根梁沿截面高度165mm处混凝土应变值。

　　 由图8可知, 在截面高度165mm处应变值接近零, 且上部压应变与下部拉应变数值绝对值相近, 与整浇梁截面应变情况相同, 说明上下两部分混凝土变形与整浇梁一致, 具有同步承受荷载的能力, 叠浇梁具有良好的整体性。随着荷载的增大, 下部拉应变数值增长幅度比上部压应变快, 一方面是因为下部陶粒混凝土弹性模量低所致, 另外是因为随着下部混凝土开裂影响, 混凝土应变也快速增大。

　　 本文试验主要研究不同配箍率和叠浇间隔时间下纤维陶粒混凝土叠合梁抗剪性能, 试验梁出现初始微裂缝的荷载为开裂荷载, 构件破坏时的荷载为极限荷载。试验设计制作的叠浇梁整体工作性能良好, 未在叠浇结合面处出现破坏, 因此不考虑叠浇结合面的影响^[7], 根据《混凝土结构设计规范》 (GB 50010—2010) ^[8]中梁抗剪承载力计算公式, 考虑到叠浇梁中两种混凝土强度差异, 按照下式计算叠浇梁抗剪承载力。根据本课题研究成果, 叠浇间隔时间为先浇混凝土达到初凝即10h的叠浇梁抗剪承载力乘以系数1.05, 先浇混凝土基本达到强度要求后的叠浇梁抗剪承载力乘以系数1.1。

　　 $V{}_{\text{C}\text{S}}=\frac{1.75}{\lambda +1}b(f{}_{\text{t}1}h{}_{01}+f{}_{\text{t}2}h{}_{02})+f{}_{\text{y}\text{v}}\frac{A{}_{\text{s}\text{v}}}{s}h{}_0(1)$

　　 式中:f_t1, h₀₁分别为叠浇梁下部陶粒混凝土抗拉强度和浇筑高度;f_t2, h₀₂分别为叠浇梁上部普通混凝土抗拉强度和浇筑高度。

　　 将计算结果与试验结果列入表5。分析表5中数据, 对比L-11与D-11, 相同的配箍率和叠浇时间间隔, 叠浇梁的极限承载力比全陶粒混凝土要高13.2%, 这是由于试验配制的陶粒混凝土抗拉强度低于普通混凝土, 由文献[9]可知, 集中荷载作用下的叠合梁发生剪压破坏, 斜截面抗剪承载力主要由叠合层混凝土强度决定。对比D-11, D-12, D-13三根叠浇梁抗剪承载力, D-13的抗剪承载力要比D-11大24.1%, 说明提高箍筋配筋率能有效提高抗剪承载力。从D-11, D-21, D-31抗剪承载力分析可知, 随着叠浇间隔时间的增长, 叠浇梁的极限承载力呈增大趋势, 这可能是因为叠浇间隔时间因素, 在叠浇结合面上发生应力重分布, 应力重分布过程延缓混凝土内部微裂纹的发展, 能相对提高构件承荷能力, 能够提高梁的抗剪性能。另外, 在先浇混凝土收缩变形完全后, 再叠浇普通混凝土, 相当于先浇陶粒混凝土有一个预应力, 预应力的作用使得叠浇梁的抗剪性能有所提高。

　　 6根梁的试验值均比理论值大36%左右, 一方面是因为试验设计为保证构件梁抗剪破坏而不发生抗弯破坏, 保证纵筋配筋量, 纵向钢筋对梁的抗剪有销栓作用, 从而能够提高梁的抗剪承载力。另外一方面是因为理论计算抗剪承载力有一定的安全储备。总体分析, 叠浇梁受力作用下整体性一致, 抗剪性能良好, 具有良好的可行性。

　　 (1) 陶粒混凝土与普通混凝土叠浇梁在有效减轻构件自重的条件下, 可提高构件抗剪承载力, 且叠浇梁能够整体变形, 共同承受荷载作用, 具有良好的整体性。

　　 (2) 叠浇间隔时间对叠浇梁斜截面最大裂缝宽度和梁的挠度基本无影响。在一定范围内, 增大叠浇间隔时间, 有利于叠浇梁的抗剪承载力。

　　 (3) 陶粒混凝土与普通混凝土叠浇梁在相同荷载作用下, 增大配箍率, 能够有效抑制斜截面裂缝发展和梁的整体变形, 提高叠浇梁抗剪承载力。抗剪破坏时, 剪跨区部分箍筋屈服, 纵筋均未屈服。