第 1 期 金凌志, 等 : 配箍率对不同剪跨比 RPC 梁受剪性能的影响分析 39 basedonthemodifiedcompressionfieldtheory,thecalculatedvaluesagreewelwiththetestresults. 犓犲狔狑狅狉犱狊 : reactive

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1 第 38 卷第 1 期华侨大学学报 ( 自然科学版 ) Vol.38 No 年 1 月 JournalofHuaqiaoUniversity(NaturalScience) Jan.2017 犱狅犻 : /ISSN 配箍率对不同剪跨比犚犘犆梁受剪性能的影响分析 金凌志, 周家亮, 蒋春松, 梅臣, 陈璇 ( 桂林理工大学广西岩土力学与工程重点实验室, 广西桂林 ) 摘要 : 为了探究不同剪跨比下配箍率对高强钢筋活性粉末混凝土 (RPC) 简支梁受剪性能的影响, 对两组剪跨比 (2.25,3.0) 共 6 根不同配箍率的 HRB500 级钢筋 RPC 梁进行受剪性能试验. 验证试验梁截面应变平截面假定, 分析斜裂缝形态 开裂荷载与配箍率及剪跨比的关系, 并提出基于修正压力场理论的 HRB500 级钢纤维 RPC 梁抗剪承载力的计算程序. 研究表明 : 两组不同剪跨比下的试验梁在加载初始阶段均符合平截面假定, 但达到 40.4% 极限荷载后, 这种假定将不再满足 ; 高强钢筋 RPC 梁的斜裂缝形态主要以腹剪型斜裂缝为主, 其产生与配箍率及剪跨比相关, 配箍率和剪跨比越大越不易产生主斜裂缝, 但剪跨比的影响明显大于配箍率 ; 基于修正压力场理论的计算程序比较适用于钢纤维高强钢筋 RPC 梁抗剪承载力的计算, 其计算值与试验值吻合良好. 关键词 : 活性粉末混凝土 ; 简支梁 ; 剪跨比 ; 配箍率 ; 修正压力场理论中图分类号 : TU375.1 文献标志码 : A 文章编号 : (2017) ?07 犐狀犳犾狌犲狀犮犲狅犳犛犻狉狉狌狆犚犪犻狅狅狀犛犺犲犪狉犅犲犺犪狏犻狅狉狅犳犚犘犆犅犲犪犿狊犝狀犱犲狉犇犻犳犳犲狉犲狀犛犺犲犪狉犛狆犪狀犚犪犻狅 JIN Lingzhi,ZHOUJialiang,JIANGChunsong, MEIChen,CHEN Xuan (KeyLaboratoryofGuangxiGeotechnicalandGeotechnicsEngineering, GuilinUniversityofScienceandTechnology,Guilin541004,China) 犃犫狊狉犪犮 : Inordertodiscusstheinfluenceofstirrupratioonshearbehaviorofreactivepowderconcrete (RPC)simplysupportedbeamswithhigh?strengthstirrupsunderdiferentshearspanratio,sixRPCbeams withdiferentstirrupratioundertwodiferentshearspanratio(2.25and3.0)wereexperimentedtoverifythe plane?sectionassumptionofstrain,toanalyzetherelationshipamongtheshapeoftheinclinedcrack,thecrack load,theshearspanratioandthestirrupratio,thenthecalculationprogramofshearcapacityofthesteelfiber RPCbeamswithHRB500stirrupswereproposedbasedonthemodifiedcompressionfieldtheory(MCFT).It isshowedthatthetwogroupsoftestbeamswithdiferentshearspanratioareinagreementwiththeplane?sec tionassumptionattheinitialstageofloading,butthisassumptionisnotvalidwhentheloadisover40.4% of theultimatevalue.theobliquecracksofrpcbeamswithhigh?strengthstirrupsaremainlytheweb?shear crack,whichisrelatedtothestirrupratioandshearspanratio.astheshearspanratioandstirrupratioin crease,themaindiagonalcracksoccurseldom,theinfluenceofshearspanratioisgreaterthanstirrupratio. ThiscalculationprogramissuitablefortheshearcapacityofsteelfiberreinforcedhighstrengthRPCbeams 收稿日期 : 2016?07?17 通信作者 : 金凌志 (1959?), 女, 教授, 主要从事新型材料混凝土结构的研究.E?mail:jlz?5904@163.com. 基金项目 : 国家自然科学基金资助项目 ( ); 广西重点实验室科研基金资助项目 (2015?A?02)

2 第 1 期 金凌志, 等 : 配箍率对不同剪跨比 RPC 梁受剪性能的影响分析 39 basedonthemodifiedcompressionfieldtheory,thecalculatedvaluesagreewelwiththetestresults. 犓犲狔狑狅狉犱狊 : reactivepowderconcrete;simplysupportedbeams;shearspanratio;stirrupratio;modifiedcom pressionfieldtheory 自活性粉末混凝土 (reactivepowderconcrete,rpc) 问世以来, 国内外学者始终在探究其材料乃至 [1?2] 构件的力学性能.VOO 等通过 7 根预应力 RPC 无腹筋梁的受剪性能试验研究, 认为预应力变化 钢 [3] 纤维种类及掺量的变化对受剪承载力的影响显著 ; 徐海斌等通过对超高性能混凝土梁抗剪承载力计算方法的对比分析, 对修正压力场理论的相关方程进行了修正, 从而得到了适合计算超高性能混凝土梁 [4] 抗剪承载力的相关方程, 但修正压力场理论的计算结果相对比较保守. 金凌志等对 4 根 HRB500 级钢筋 RPC 简支梁进行受剪性能试验, 并基于试验数据建立了高强钢筋 RPC 简支梁抗剪承载力计算公式. 但目前专门针对不同剪跨比条件下的高强钢筋 RPC 梁受剪性能的研究还比较少. 因此, 本文选取两种剪跨比条件下, 以配箍率为主要参数, 进行 6 根高强钢筋 RPC 简支梁的受剪性能试验研究, 并提出基于修正压力场理论的钢纤维高强钢筋 RPC 梁受剪承载力的计算方法. 1 试验概况 1.1 试验设计 共设计 6 根 2 组剪跨比 HRB400 级高强箍筋简支梁, 一组剪跨比 λ=2.25, 另一组 λ=3.0, 主要研究对象为配箍率. 截面形状均为矩形, 犫 犺 =150 mm 250 mm, 梁长为 2200 mm, 计算跨度为 1800 mm. 为了保证剪跨区的剪切破坏先于跨中弯曲破坏, 在梁底部配置了 5 根直径为 25mm 的 HRB500 级纵筋. 试件配筋图, 如图 1 所示, 试件 L5 配筋与试件 L2 相同. 试件主要参数, 如表 1 所示. 其中 :λ 为剪跨比 ; 犺 0 为有效高度 ; ρ f 为钢纤维体积掺量 ; ρ sv 为配箍率 ; ρ s 为纵筋率. (a) 试件 L1 (b) 试件 L2,L5 (c) 试件 L3 (d) 试件 L4 (e) 试件 L6 ( ρ sv=0%) ( ρ sv=0.252%) ( ρ sv=0.503%) ( ρ sv=0.126%) ( ρ sv=0.377%) 图 1 试件配筋图 ( 单位 :mm) Fig.1 Reinforcementdetailofspecimen (unit:mm) 表 1 试验梁主要参数 Tab.1 Mainparametersoftestbeams 试验分组 试件编号 犺 0/mm λ ρ/% f 箍筋 ρ /% sv 纵筋 ρ/% s L 无腹筋 第 1 组 L @ L @ L @ 第 2 组 L @ L @ 试验材料 原材料 RPC 主要原材料 :42.5 硅酸盐水泥 ; 石英砂, 粒径范围为 0.36~0.60mm; 石英粉, 平 均粒径为 40μm; 微硅粉, 比表面积为 m 2 kg -1, 平均粒径范围为 0.1~0.2μm; 硅微粉, 粒径 在 2μm 以下, 平均粒径为 0.31μm; 镀铜光面平直钢纤维, 长径比为 64, 抗拉强度大于 1.2GPa;C900 聚羧酸高效减水剂, 减水率为 25% 试验配比 经筛选多组配比, 选择的 RPC 配合比, 如表 2 所示. 表 2 中 : 钢纤维为体积分数, 其 他均为质量分数. 犺狆 : 狑狑狑. 犺犱狓犫. 犺狇狌. 犲犱狌. 犮狀

3 华 侨 大 学 学 报 自 然 科 学 版 40 2017 年 表 2 活性粉末混凝土配合比 Tab 2 M x u a oo f a c vpowd c onc 材料 42 5 普通硅盐水泥 石英砂 微硅粉 石英粉 硅微粉 钢纤维 小组分 水 配合比 000 900 350 200 350 2 000 125 250 3 材料力学性能 3 1 混凝土力学性能 参照 GB T50081 2002 普通混凝土力学性能试验方法标准 测得 RPC 试 块的立方体 100mm 和棱柱体 100mm 100mm 300mm 的抗压强度犳cu和犳c 分别为15 8 144 5 55 MPa 棱柱体 100mm 100mm 400mm 的劈裂强度 犳ca为 7 96 MPa MPa 弹性模量 犈c 为 4 钢筋力学性能 参照 金 属材 料室温 拉伸试 验方 法 进 行 测 试 3 2 GB T228 2002 HRB500 级 受 力 纵筋和 HRB400 级箍筋的力学性能 如表 3 所示 表 3 中 犱 为直径 犳y 犳u 分别为屈服强度和极限强 表 3 钢筋拉伸试验结果 度 犈c 为弹性模量 4 测点布置 Tab 3 Tns l s su l so fs lba 测点布置图 如图 2 所示 测点采用 强度等级 犱 mm 犳y MPa 犳u MPa 犈c TPa 四分点单调 静 态 加 载 试 验 梁 的 加 载 在 HRB500 25 548 728 2 裂缝宽度小于 3 mm 前 按 10 极 限 HRB400 6 472 663 2 荷载分级加载 裂缝即将出现时 按 5 加载 裂缝出 现 后 再 按 10 加 载 裂 缝 宽 度 临 近 承 载 力 极 限 状 态下所允许的 5mm 时 再按 5 加载 直至破坏 每级荷载的加载间歇时间 15 m n 使各 仪表 读数趋 于稳定 以便读取记录数据 在箍筋 纵筋及 RPC 的剪跨 段 均 粘 贴 电 阻 应 变 片 通 过 静 态 应 变 测 试 系 统 采集应变数据 支座及跨中均布置位移计量测试验梁的挠度 图 2 测点布置图 F 2 T s po n a angmn g 2 试验结果及分析 2 1 平截面假定分析 部分试验梁的跨中正截面混凝土应变分布情况 如图 3 所示 图 3 中 犺 为距梁底的距 离 ε 为应变 a L1 ρsv 0 b L5 0 252 λ 3 ρsv 图 3 部分试验梁的跨中截面应变 F 3 M d spans c ons a no fs omsp c mns? g 犺 犺犱狓犫 犺狇狌 犲 犱狌 犮狀 狆 狑狑狑

4 第1期 金凌志 等 配箍率对不同剪跨比 RPC 梁受剪性能的影响分析 41 由图 3 可知 在加载初始阶段均符合平截面假定 但 RPC 开 裂 后 由 于 位 于 构 件 底 端 的 应 变 迅 速 增 大 应变很快超出量程而无法测得 普 通 钢 筋 混 凝 土 梁 没 掺 入 钢 纤 维 开 裂 后 混 凝 土 裂 缝 处 的 应 力 为 0 5 梁发生内力重分布 平截面假定失效 6 RPC 试验梁达到一定 荷载后 产生弯 剪裂缝 位于底 端的 混凝土 首先开裂 开裂处钢纤维应力突增 钢纤维逐渐被拔出 微裂缝继续向上发展 钢纤维一旦屈服该处混凝 土的应力也趋于 0 其平截面假定不再成立 但这种现象明显晚于普通钢筋混凝土梁 由图 3 还可知 试块截面的混凝土上下应变相差不大 说明 在 荷 载 较 小 时 所 有 试 验 梁 均 基 本 符 合 平截面假定 但 是加 载到 极限 荷载的 2 5 4 4 时 混凝土 应变 不再保 持平 面 平截 面 假 定 失 效 由于试验构件数量有限 这种平截面假定失效的加载值有待进一步界定 2 2 斜裂缝形成及发展 试验梁的破坏形态 如图 4 所示 由图 4 可知 所有试验梁均产生斜裂缝 其中 L1 L4 的主斜裂缝 比较明显 试验梁之所以产生具有一定间距的斜裂缝 主要是由于梁中箍筋与纵筋的作用 5 a L1 ρsv 0 裂缝形态 c L3 503 裂缝形态 ρsv L5 252 裂缝形态 λ 3 ρsv b L2 252 裂缝形态 ρsv d L4 126 裂缝形态 λ 3 ρsv f L6 377 裂缝形态 λ 3 ρsv 图 4 试验梁破坏形态 F 4 Fa l u f o mo fb ams g 钢筋混凝土受力单元体的受力分析 如图 5 所示 由图 5 可 知 垂 直 于 钢 筋 方 向 的 混 凝 土 受 到 正 应 力和剪应力 从而使单元体受力达到 平 衡 当 混 凝 土 应 力 超 过 其 开 裂 荷 载 对 应 的 开 裂 应 力 后 即 出 现 裂 缝 斜向裂缝的发展具有一定的间距 可从钢筋纵 横方 向应 力角度 分 析 若 试 件 只 受 纵 向 水 平 应 力 则 产生的平行箍筋分部竖向裂缝 若试件只受横向应力 则 产 生平 行于纵 筋 的 水 平 裂 缝 两 种 钢 筋 应 力 及 混凝土应力的叠加最后形成 图 5 所 示 的 斜 裂 缝 6 根 试 验 梁 受 力 后 均 首 先 在 剪 跨 区 中 部 出 现 腹 剪 裂 缝 而后裂缝向两端发展 犺 犺犱狓犫 犺狇狌 犲 犱狌 犮狀 狆 狑狑狑

5 42 华侨大学学报 ( 自然科学版 ) 2017 年 高强钢筋 RPC 梁的斜裂缝形态以腹剪型斜裂缝为主, 主要是由于 RPC 具有较高的抗压强度, 纵筋率较大, 试验梁底部的纵筋产生了较强的销栓作用, 明显增大了梁的底部刚度, 故裂缝率先从刚度较为薄弱的梁腹部产生. 临界主斜裂缝的形成与剪跨比和配箍率均相关, 剪跨比为 2.25 的 L1~L3, 配箍率分别为 0%,0.252%,0.503%, 均产生主斜裂缝. 剪跨比为 3.0 的试验梁, 只有配箍率为 0.126% 的 L4 产生主斜裂缝, 而配箍率较高的 L5,L6( ρ sv 为 0.252%,0.377%) 并没有形成主斜裂缝. 上述两组试验梁表明, 剪跨比和配箍率越大都越不容易产生主斜裂缝, 但是相对配箍率而言, 剪跨比的影响更大. 2.3 配箍率? 开裂荷载曲线 剪跨比 λ 为 2.25 和 3.0 的配箍率 ( ρ sv)? 开裂荷载 ( 犳 cr) 影响曲 线, 如图 6 所示. 由图 6 可知 : 剪跨比为 2.25 的试验梁, 开裂荷载曲线近似为一条水平直线, 变化幅度很小, 而剪跨比为 3.0 的曲线变化幅度相对稍大, 但二者的开裂荷载基本接近. 表明配箍率对两组剪跨比下, 试验梁的开裂荷载影响甚微. 究其原因是斜裂缝出现前, 拉应力主要由 RPC 承担, 箍筋受力很小, 甚至可以忽略 ; 但裂缝发展到与箍筋相切的位置时, 箍筋的应力突然增大, 开始承担大部分拉应力, 使得混凝土所受的应力大为减小, 因而抑制了斜裂缝的发展. 3 受剪承载力计算 图 6 图 5 试验梁受力分析 Fig.5 Forceanalysisofbeams 配箍率对斜截面开裂荷载的影响 Fig.6 Influenceofstirrupratioon crackloadininclinedsection 研究表明, 将经典的修正压力场理论直接应用于 RPC 梁计算将导致受剪承载力的计算值与试验值相差较大 [7]. 这主要由于普通混凝土的本构模型并不适用于 RPC, 普通混凝土强度相对较低, 且未加入钢纤维, 其本构关系过于保守, 低估了 RPC 的抗拉和抗剪承 [8] 载力.RPC 具有较高的强度, 且掺入的钢纤维能有效提高梁的受剪承载力, 因此, 需要将 RPC 主拉 主压应力? 应变的本构关系进行修正. 主拉应力? 应变的本构关系为 烄犈 cε1, 犳 1 = 烅 ( 犳 cr+φ 犳 ) tp 1+φ = ( 1+ 犽 φ ) 犳 cr 烆 1+φ 主压应力? 应变的本构关系为 ε1 <εcr,, ε1 >εcr 式 (1),(2) 中 : 犳 1 为 RPC 主拉应力 ; 犈 c 为 RPC 弹性模量 ; 犳 cr 为 RPC. (1) 犳 2 = 犳 2max[2( ε2 )- ( ε2 ) 2 ]. (2) ε0 ε0 抗拉初裂强度 ; φ =槡 ε1-εcr 0.005, εcr 为 RPC 抗拉初裂应变,εcr= 犳 cr/ 犈 c, 初裂强度取试验值 7.96 MPa;ε1 为 RPC 主拉应变 ; 犳 tp 为 RPC 开裂后钢纤维的有效拉应力, 为简化计算, 设犳 tp= 犽犳 cr, 取犽 =0.5. 箍筋 纵筋的本构关系均采用弹性? 全塑性曲线, 如图 7 所示, 其表达式为犈 sε, ε<εs, σs1 = (3) { σs, ε εs. 将式 (1)~ (3) 代入编制的修正压力场理论计算程序, 运行流 [9] 程如下 : 1) 读取试验梁各参数 ; 图 7 钢筋应力应变曲线 Fig.7 Stress?strain curveofsteelbar 犺狆 : 狑狑狑. 犺犱狓犫. 犺狇狌. 犲犱狌. 犮狀

6 第 1 期 金凌志, 等 : 配箍率对不同剪跨比 RPC 梁受剪性能的影响分析 43 2) 选择初始主拉应变 ε1( 一般取 0.001); 3) 选择合适的斜裂缝倾角 θ 值 ; 1 4) 由式狊 m,θ= 和 ω=ε1 狊 m,θ 求得 ω; sinθ/ 狊 m, 狓 +cosθ/ 狊 m, 狔 5) 选择箍筋应力犳 v; 6) 当 ε<εcr 时取犳 1< 犈 cε1, 当 ε1>εcr 时取犳 1= ( 1+ 犽 φ ) 犳 cr 1+φ ; 犃 v 犳 v 7) 由狏 = ( 犺 0- 犪 s)cotθ+ 犳 1 犫 w( 犺 0- 犪 s)cotθ 求出剪力狏 ; 狊 8) 由犳 2,max 1 = 1 求出犳 2,max; 犳犮 ε1 9) 判断是否满足犳 2 犳 2,max, 是则继续运算, 否则混凝土被压碎, 结束程序 ; 10) 由 ε2=εc[1- 槡 1- 犳 2/ 犳 max ] 求出 ε2; 11) 由 ε 狓 = ε1tan2 θ+ε2 1+tan 2 θ 和 ε 狔 = ε2tan2 θ+ε1 求出 ε 1+tan 2 狓和 ε 狔 ; θ 12) 判断是否满足犳 v= 犈 sε 狔 犳 sy, 是则继续进行构件受弯阶段的计算, 否则返回步骤 5) 重取犳 v; 13) 计算犕 = 犞 犪 ; 14) 根据混凝土平截面假定选择合适的混凝土压应变 ε ( 从 0 开始叠代计算 ); 15) 由 β 1=4-ε /ε 犮 6-2ε /ε 犮 求得 β 1, 由 α1 β 1= ε 16) 由狓 c= 犺 ε /(2εt+2εc) 求得狓 c; ε 犮 (ε ) 2 求得 α1 ε 犮 β 1; 17) 由犕 1=α1 β 1 犳 c 狓 c 犫 w( 犺 0-β 1 犮狓 /2)+ 犈 s 犃 s ( 犺 0- 犪 s)(1- 犪 s/ 狓 c)εt 求出弯矩 ; 18) 判断外力产生的弯矩犕是否等于犕 1, 满足则继续运算, 不满足则返回步骤 14) 重新取 εt; 19) 验证轴力犖 = 犖 p-( 犞 cotθ- 犳 1 犫 w 犺 0) 是否满足犖 =0, 满足则结束程序, 不满足则返回步骤 3) 重新选定斜裂缝倾角 θ 值 ; 20) 输出承载力等各计算参数. 以上公式中, 无腹筋梁 L1 按有腹筋程序进行计算, 箍筋间距取剪跨长 450 mm; 狊 m,θ 为斜裂缝间长度 ; 狊 m, 狓, 狊 m, 狔分别代表水平 竖直方向的裂缝间长度 ; 狊 m, 狓取为箍筋间距 ; 狊 m, 狏取上部纵筋到分布钢筋间的距离 ; 犺 0 为截面有效高度, 犫 w 为试件宽度 ;εc 为 RPC 极限压应变, 取 ;εt 为假定的混凝土压应变 ;ε 狓,ε 狔为试件水平 竖直方向的平均应变 ; 犳 sy 为箍筋屈服强度, 取实测值 472 MPa; 狓 c 为 RPC 截面受压区高度 ; 犕 1, 犕分别为内 外力产生的力矩 ; 犖 p 为弯矩产生的轴力 ; 其他参数同上. 考虑到程序的收敛性, 在验证轴力犖及内外弯矩犕 1- 犕是否为 0 时, 取相对误差足够小即满足要求. 将试验梁数据及文献 [10] 数据代入编写的 Fortran 程序, 计算结果如表 4 所示. 表 4 中 :MCFT 为按以上程序计算的修正压力场理论计算值 ; 犞 cr, 犞 ex 分别为开裂荷载 抗剪承载力的试验值. 表 4 修正压力场理论程序计算值与试验值对比一览 Tab.4 ShearbearingcapacitycomparisonbetweenprogramcalculationvalueofMCFTresultsandtestresults 来源试件编号犫 犺 /mm mm 剪跨长 /mm 犞 cr/kn MCFT/kN 犞 ex/kn 犞 ex/mcft L L 文中 L L L L JZL? 文献 [10] JZL? JZL? JZL? 犺狆 : 狑狑狑. 犺犱狓犫. 犺狇狌. 犲犱狌. 犮狀

7 4 华侨大学学报 ( 自然科学版 ) 2017 年 续表 Continuetable 来源 试件编号 犫 犺 /mm mm 剪跨长 /mm 犞 cr/kn MCFT/kN 犞 ex/kn 犞 ex/mcft 均值 均方差 变异系数 由表 4 可知 : 试验值与按照修正压力场理论程序计算的理论值对比均值为 1.042, 均方差 0.105, 变 异系数 0.100, 吻合良好. 这说明基于修正压力场理论且考虑钢纤维作用的计算程序比较适用于高强钢 筋 RPC 简支梁抗剪承载力的计算, 可为工程应用提供参考. 4 结论 1) 剪跨比为 2.25 和 3.0 而配箍率不同的两组试验梁, 在受荷初始阶段均符合平截面假定, 但加载到极限荷载的 24.5%~40.4% 时, 这种假定将不再满足. 2) 两组不同剪跨比参数为配箍率的试验梁研究表明, 高强钢筋 RPC 梁的斜裂缝形态主要以腹剪型斜裂缝为主, 主斜裂缝的产生与配箍率和剪跨比有关, 配箍率和剪跨比越大越不容易产生主斜裂缝, 但剪跨比对主斜裂缝形成的影响程度明显大于配箍率. 3) 对于相同剪跨比的试验梁, 配箍率对试验梁的剪切开裂荷载影响并不明显, 开裂荷载的产生主要取决于 RPC 的抗拉强度, 所以 RPC 的抗拉强度不容忽视. 4) 所编制的基于修正压力场理论且考虑钢纤维作用的计算程序可用于 HRB500 级 RPC 简支梁受剪承载力的计算, 其理论值计算值与实际值吻合良好, 对实际工程的应用有一定的借鉴作用. 参考文献 : [1] VOO YL,FOSTERSJ,GIBERT RI.Shearstrengthoffiberreinforcedreactivepowderconcreteprestressedgird erswithoutstirrups[j].journalofadvancedconcretetechnology,2006,4(1):123?132. [2] VOOYL,POON W K,FOSTERSJ.Shearstrengthofsteelfiber?reinforecedultrahigh?performanceconcretebeams withoutstirrups[j].journalofstructuralengineering,2010,136(11):1393?1400. [3] 徐海宾, 邓宗才. 超高性能混凝土梁抗剪承载力计算方法 [J]. 华中科技大学学报 ( 自然科学版 ),2015,43(7):24?28, 71. [4] 金凌志, 张猛, 李丽. 高强钢筋活性粉末混凝土梁受剪承载力公式浅析 [J]. 郑州大学学报 ( 工学版 ),2015,36(5):92? 95. [5] 魏巍巍. 基于修正压力场理论的钢筋混凝土结构受剪承载力及变性研究 [D]. 大连 : 大连理工大学,2011:139?159. [6] 吕艳梅. 高强箍筋高强混凝土梁抗剪性能试验研究与理论分析 [D]. 长沙 : 湖南大学,2007:81?82. [7] 邓宗才, 周冬至, 程舒. 配筋活性粉末混凝土梁抗剪承载力 [J]. 哈尔滨工程大学学报,2014,35(12):1512?1518. [8] 邓宗才, 王海忠, 刘少新, 等. 基于修正压力场理论的活性粉末混凝土梁抗剪承载力计算 [J]. 河北工业大学报, 2014,43(6):22?25. [9] 徐东坡. 基于修正压力场理论的混凝土梁抗剪研究 [D]. 大连 : 大连理工大学,2006:30?34. [10] 金凌志, 梅臣. 配箍率对高强钢筋 RPC 梁抗剪性能影响研究 [J]. 铁道科学与工程学报,2016,13(4):711?716. ( 责任编辑 : 黄晓楠英文审校 : 方德平 ) 犺狆 : 狑狑狑. 犺犱狓犫. 犺狇狌. 犲犱狌. 犮狀

第 4 期 李月霞, 等 : 高强钢筋活性粉末混凝土梁的抗剪承载力试验 465 活性粉末混凝土 (RPC) 是一种力学性能长期保持稳定, 早期强度高 韧性高和体积稳定性好, 在恶 [14] 劣条件下寿命长的高性能混凝土. 近年来, 国内外对高强钢筋 RPC 构件斜截面抗剪性能等问题已有 [5] 一定

第 4 期 李月霞, 等 : 高强钢筋活性粉末混凝土梁的抗剪承载力试验 465 活性粉末混凝土 (RPC) 是一种力学性能长期保持稳定, 早期强度高 韧性高和体积稳定性好, 在恶 [14] 劣条件下寿命长的高性能混凝土. 近年来, 国内外对高强钢筋 RPC 构件斜截面抗剪性能等问题已有 [5] 一定 第 38 卷第 4 期华侨大学学报 ( 自然科学版 ) Vol.38 No.4 2017 年 7 月 JournalofHuaqiaoUniversity(NaturalScience) Jul.2017 犱狅犻 : 10.11830 /ISSN.1000 5013.201704005 高强钢筋活性粉末混凝土梁的抗剪承载力试验 李月霞 1, 刘超 2, 金凌志 3 (1. 桂林理工大学博文管理学院,

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