部分充填式钢箱-混凝土组合梁裂缝特征试验

李 胜，莫时旭，郑 艳，李兴科，羊海林

(1.广西岩土力学与工程重点实验室，广西 桂林541004;2.桂林理工大学 土木与建筑工程学院，广西 桂林541004)

组合结构因具有良好受力性能的创新结构形式日益受到关注。部分充填式钢箱-混凝土组合梁是基于方钢管混凝土和钢箱梁的特性而提出来的一种新型组合截面梁，主要由钢筋混凝土板、钢箱内部分填充的混凝土和抗剪连接件三部分组成。目前，国内外对于部分充填式钢箱-混凝土组合梁［1-5］的研究报道较少。莫时旭等［1-3］提出了钢箱-混凝土组合梁这种新型钢-混凝土组合截面梁，即在试验梁的受压部位填充核心混凝土的钢箱-混凝土梁，并进行了大量试验研究。混凝土桥面板受各种力的作用下容易开裂，裂缝宽度在一定程度上会影响结构的承载能力和耐久性能，这就要求裂缝宽度必须限制在相对安全的范围内。为此，许多学者提出了组合梁裂缝宽度计算的的修正参数，并分析其影响因素。1997年聂建国等［6］建议引入力比、连接件间距对钢筋混凝土轴心受拉构件裂缝宽度计算进行修正;2004 年余志武等［7］将力比、连接件间距、钢梁与混凝土板相对高度比作为主要参数来修正;2006 年季晓康［8］推荐了以弯曲曲率、裂缝间距、裂缝高度作为主要参数的经验公式。2009 年张彦玲［9］在材料的创新上提出可以利用RPC 新材料优越的抗拉性能来提高组合梁负弯矩区翼板的抗裂性，并进行了相关理论研究。但是对类似钢箱-混凝土组合梁［10-16］负弯矩作用下混凝土桥面板裂缝的实验数据还很有限。本试验对2 根部分充填式钢箱-组合梁进行了静力加载试验，通过对比分析在不同荷载下混凝土板裂缝宽度的试验值和依照不同规范所得计算值之间的差别，重点研究不同配筋率下混凝土板的开裂特征、裂缝发展情况、裂缝宽度和裂缝间距，为部分充填式钢箱-组合梁的裂缝宽度计算提供试验依据。

1 试验研究

1.1 试件设计

设计了2 根负弯矩加载的简支组合梁(PSCB1、PSCB2)，试件截面尺寸设计图和纵筋布置图见图1，2 根试件的截面尺寸和跨径布置相同，只是配筋率不同，PSCB1 和PSCB2 板内配筋率分别为1%和2%。试件的钢梁均为300 mm×120 mm 的箱形截面梁，试件梁全长均为4.4 m，计算跨径为4.0 m，截面形式钢筋布置均相同，均由截面尺寸为C40 的混凝土板和部分充填混凝土钢箱组成。钢箱梁顶板、腹板和底板设计厚度分别为10、4、10 mm，混凝土翼板截面为1000 mm×120 mm。PSCB1 和PSCB2 的栓钉间距分别为400 mm 和200 mm，横向钢筋的间距均为200 mm。

图1 试件构造Fig.1 Construction of specimens

1.2 材料特性

试验选用的主要材料:混凝土按C40 配制，钢板型号为Q235，纵向受拉钢筋为HRB335，箍筋为HPB300。试验梁对比参数见表1 和表2。

表1 混凝土的力学性能Tab.1 Mechanical properties of concrete MPa

表2 钢材的力学性能Tab.2 Mechanical properties of steel

1.3 加载装置及数据收集

试验梁加载方式和加载装置如图2 所示，加载方式为双点反向对称加载，加载点间距1.4 m，支撑底端跨中采用油压千斤顶加载。试验加载包括预加载和正式加载。设备和测试仪器调试完毕后先进行预加载，设备和测试应变箱运行是否正常由预加载数据来判断。预加载荷载为50 kN，分5 级施加，每级荷载均为10 kN，每级荷载施加后稳定3 min，然后记录数据，最后卸载至0。正式加载从0 加载至试件极限荷载，每级荷载约为20 kN，每级荷载施加到位后持续5 min 后，记录混凝土板裂缝发展情况，稳定后再采集试验数据。试验加载至极限荷载，记录钢梁腹板屈曲情况后缓慢卸载至0，在加卸载的过程中用应变箱连续采集试验数据。试件关键测试截面如图3 所示。本试验测量的主要内容包括典型截面的应变、位移值、裂缝位置及裂缝宽度。混凝土板的应变，钢筋的应变，钢梁翼缘板、腹板和底板各主要截面处的应变由应变箱采集测得，裂缝分布位置和宽度由裂缝观测仪测得，试件挠度值、钢箱与混凝土板间的相对滑移值均由百分表测得。

图2 加载系统Fig.2 Loading system

图3 试验中关键测试截面位置Fig.3 Locations of critical sections at test

2 试验结果与分析

2.1 钢筋应变

试件PSCB1 和试件PSCB2 跨中部位钢筋的应变随荷载变化如图4 所示。在弹性阶段，应变与荷载均呈线性关系，2 个试件的钢筋应变随荷载增加而增加。从钢筋的平均应变来看，两根试验梁PSCB1，PSCB2 应变都有一个较明显的突变点，PSCB1 发生在120 kN 荷载左右，PSCB2 发生在150 kN 荷载左右。在这个荷载之前混凝土翼板参与抗拉，梁的抗弯刚度大，当混凝土翼板裂缝开展到底面，翼板完全退出工作时，拉应力全部由钢筋承担，导致钢筋的应变发生突变。此后，由于中和轴位置稳定，钢筋和钢箱顶板的应变值基本保持线性增长。在相同的条件下，配筋率越高，钢筋应变对应的荷载越大。

2.2 混凝土应变

混凝土早期开裂承担的拉应力主要由钢筋承担，加载后试验梁跨中截面的混凝土板开裂较早，突然增大的钢筋应力和应变促使初始裂缝宽度增大。开裂后测得的混凝土应变值波动较大，易发生显著突变，不具代表性。混凝土板(截面2)裂缝开展相对较晚，其应变测试位置见图5，其横向不同位置的应变分布见图6。

在加载的初始阶段，混凝土板的应变值比较均匀。当荷载增大时翼板顶面裂缝出现并逐渐增长时，应变沿横向的分布开始变得不稳定，应变值出现显著变化，在剪力钉附近位置出现峰值。产生该现象的原因，一方面是翼板在开裂后内力发生重分布，在裂缝附近的地方混凝土回缩。另一方面是由于混凝土开裂后构件变得对称。此外，钢箱附近混凝土板存在剪力滞效应，埋于混凝土中的剪力钉造成的应力集中和局部缺陷也是引起加载后期混凝土应变不均匀的因素。

图4 钢筋应变Fig.4 Strain of reinforcements

图5 混凝土应变测点横向位置Fig.5 Strain gauge location for concrete in transverse direction

图6 沿横向不同位置的混凝土应变Fig.6 Concrete strain in transverse direction

2.3 裂缝扩展特征

裂缝宽度的控制对于承受负弯矩的组合梁结构的耐久性是十分重要的。当荷载增加至90 kN 左右时，在跨中部位附近上翼缘混凝土板出现第一条横向受拉主裂缝，试件PSCB1 和PSCB2 的初始开裂荷载分别为89 kN 和90 kN。荷载增至220 kN 左右，跨中混凝土顶面开始出现横向贯通的主要裂缝，中支座混凝土板侧面逐渐出现竖向裂缝。荷载增至400 kN 以后，随着荷载的增加，在原裂缝的基础上会有次生裂缝的产生，几乎不再有新裂缝出现，裂缝的发展的过程如图7 所示(混凝土板截面尺寸为4.4 m×1.0 m)。

本次试验的试件PSCB1 和试件PSCB2 具有相同的截面尺寸，因此，二者初始裂缝的荷载近似相同但二者裂缝分布有所不同。这是由于配筋率的不同造成的。由图7 可知，配筋率低的试件PSCB1 的裂缝分布较稀疏，其裂缝平均间距比配筋率高的试件PSCB2 的大。

由图8 可知，两根试件在不同荷载作用下裂缝最大宽度的发展趋势大致相同，在钢筋屈服之前，PSCB1 和PSCB2 的裂缝宽度发展比较缓慢。但由于配筋率的不同，试件PSCB1 各控制裂缝的宽度比试件PSCB2 各控制裂缝的宽度相对更宽，试件PSCB2 的裂缝扩展速率比PSCB1 号的裂缝扩展速率要缓慢。

图7 试件的裂缝分布Fig.7 Cracks distribution of specimens

2.4 裂缝间距

用5 条虚线位置来统计混凝土板所有相邻裂缝的间距，见图9。由此统计混凝土翼板中裂缝间距的分布特征，统计结果如表3 所示。两根试件裂缝的间距差别较大，试件PSCB1 和试件PSCB2 的平均裂缝间距分别为155 mm 和117.5 mm，裂缝间距分布统计结果如图10 所示。由图10 可知，试件PSCB1的裂缝间距主要集中在100 ～150 mm，对于试件PSCB2 而言，分布较多的裂缝间距依次为70 ～90 mm、50 ～70 mm 和90 ～110 mm。试件PSCB1 和试件PSCB2 主要控制裂缝间距基本是在180 ～220 mm，与横向钢筋间距(200 mm)十分接近，只是PSCB2 在各控制裂缝之间的斜裂缝或者衍生裂缝较多。

图8 试件在不同荷载下的最大裂缝宽度Fig.8 Maximum cracking widths of specimens under different loads

图9 裂缝间距统计位置Fig.9 Locations of cracking spacing statistics

混凝土构件受轴向拉力到达极限状态的过程中要经历3 个受力阶段，即混凝土的初始裂缝阶段、混凝土中裂缝的稳定扩展阶段、混凝土中裂缝的不稳定扩展阶段。钢筋初始屈服时可认为是第二阶段的末期，2 根试件在不同裂缝形成阶段所对应的荷载如表4 所示。由于试件PSCB1 的钢箱内核心混凝土填充相对稀疏且配筋率较小，混凝土一开裂则导致钢筋发生突变、裂缝扩展迅速，试验中记录各个阶段对应的准确荷载可能出现偏差，试件PSCB2 配筋率较合适，P2(0.2 mm 宽度裂缝)对应的荷载几乎达到P1(初始开裂)荷载的4 倍。由表4 可知，混凝土板中配筋率的增加能有效提高组合梁正常使用极限状态的刚度和承载能力，同时还能提高构件相对应的极限荷载和钢筋屈服时对应的荷载。

表3 试件的裂缝间距Tab.3 Cracking Load of Specimens mm

表4 试件开裂荷载1Tab.4 Cracking load of Specimens kN

图10 裂缝间距分布的统计Fig.10 Statistical results of crack spacings

现有组合梁混凝土的规范提出了裂缝宽度的简化经验公式，具体公式如下。

①规范CEB-FIP Model Code 1990

裂缝初始开裂阶段和裂缝稳定扩展阶段的简化公式分别如下:

式中，w 为最大裂缝宽度，εcs为混凝土的收缩应变;øs为受拉钢筋直径;Es为钢筋的弹性模量;δs2为翼板开裂部位钢筋的应力;εs2为翼板开裂部位钢筋的应变;ρs，ef=As/Ac，As为钢筋截面面积，Ac为混凝土截面面积;β1=0.6 为裂缝初始开裂阶段与拉伸强化效应有关的系数，β2=0.6 为裂缝稳定阶段与拉伸强化效应有关的系数;τbk为钢筋与混凝土的粘结应力;fctm为混凝土的平均抗拉强度;αe为钢筋与混凝土弹性模量的比值。

②规范EN 2004-2:2005

式中，ø 为钢筋直径;对粘结性较高的钢筋k1=0.8;k2为与截面应力分布有关的系数，对受弯构件k2=0.5，对受拉构件k2=1.0;k3和k4均为固定系数，分别为3.4 和0.425;fct，eff为混凝土的平均抗拉强度;δs为开裂截面的钢筋应力;ρp，eff为有效钢筋配筋率;ρs为纵向钢筋配筋率;kt为荷载持续时间系数，对于短期荷载kt=0.6。

③规范JTG D62-2004

式中，对带肋钢筋C1=1.0，C2为荷考虑载长期效应影响系数，C2=1.0;C3为构件受力性质系数，对组合梁受弯状态C3=1.1;ρ 为受拉钢筋配筋率;bf和hf分别为受拉翼板的宽度和厚度;δss为钢筋应力;h0和b 分别为受拉翼板的有效高度和宽度;d 为受拉钢筋直径;As为受拉钢筋截面积。

④规范DL/T5085-99

式中，υ 表示受拉钢筋表面特征系数，υ=0.7;d 为受拉钢筋直径;φ 为考虑钢筋中应变不均匀系数;c为纵向钢筋保护层厚度;ρe为纵向钢筋配筋率;ftk为混凝土的平均抗拉强度;σr为翼板开裂部位钢筋的应力。

裂缝宽度计算结果见表5。对比上述规范所得计算值和试验所得实测值发现:试件PSCB1 和试件PSCB2 的裂缝宽度的计算值与实测值差别较大，主要是由于2 个试件的配筋率不同造成的。由表5 可知，当配筋率适当时，与其他规范计算所得裂缝宽度相比，规范EN 2004-2:2005 的计算值更接近部分充填式钢箱-混凝土组合梁裂缝宽度的实际值。

表5 裂缝宽度计算结果1Tab.5 Calculated crack width

3 结 语

①混凝土配筋率和钢箱内充填混凝土的密实性对部分充填式钢箱-混凝土组合梁开裂有影响。配筋率高的试件裂缝宽度小，衍生裂缝较多。在组合梁设计中可以提高配筋率以控制裂缝宽度。

②试验表明，配筋率高的试件裂缝宽度随荷载增大而发展的速率较缓慢，裂缝间距较小，裂缝间距与混凝土翼板中横向钢筋间距比较接近。

③配筋率的增加能提高部分充填式钢箱-混凝土组合梁负弯矩钢筋混凝土翼板的抗拉能力，从而提高其承载能力。适当提高配筋率，把混凝土裂缝宽度限制在一定的范围内，有利于发挥材料的组合效应。

④当配筋率合理时，并在正常使用状态下，部分充填式钢箱-混凝土组合梁在负弯矩作用下混凝土板的裂缝宽度根据规范EN 2004-2:2005 来计算比较适合。

⑤本试验进行的2 根简支梁与负弯矩区未施加预应力的连续梁结构相似，该试验结论适用于这类结构形式。

［1］ 莫时旭，郑艳，钟新谷，等.钢箱-混凝土组合梁受力性能有限元分析［J］.广西大学学报:自然科学版，2010，35(4):543-548.

［2］ 莫时旭，钟新谷，舒小娟，等.钢箱-混凝土组合梁试验研究与承载能力计算［J］.工业建筑，2008，36(z1):499-503.

［3］ 莫时旭，钟新谷，郑艳，等.钢箱-混凝土组合梁力学性能分析与试验研究［J］.哈尔滨商业大学学报:自然科学版，2008，23(6):707-713.

［4］ LEBET J P.Influence of concrete cracking on composite bridge behaviour［C］//Proceedings of the 5th International Conference on Composite:Construction in Steel and Concrete V.New York:ASCE，2006:77-86.

［5］ NAKAMURA S，MORISHITA H.Bending strength of concrete-filled narrow-width steel box girder［J］.Journal of Constructional Steel Research，2008，64(1):128-133.

［6］ 聂建国，张眉河.钢-砼组合梁负弯矩区板裂缝的研究［J］.清华大学学报:自然科学版，1997，37(6):95-99.

［7］ 余志武，郭凤琪.部分预应力钢-砼连续组合梁负弯矩区裂缝宽度试验研究［J］.建筑结构学报，2004，25(4):55-59.

［8］ 季晓康.钢-砼组合梁裂缝宽度计算研究和合理截面形式探讨［D］.长沙:湖南大学土木工程学院，2006.

［9］ 张彦玲.钢-混凝土组合梁负弯矩区受力性能及开裂控制的试验及理论研究［D］.北京:北京交通大学土木工程学院，2009.

［10］苏田庆，杨国涛，吴冲.钢箱组合梁混凝土裂缝特征试验［J］.中国公路学报，2012，25(5):74-81.

［11］胡少伟，胡汉林.预应力钢-混组合箱梁抗弯试验研究［J］.建筑结构学报，2013，43(6):58-63.

［12］段树金，牛润明，王文超，等.双面组合连续梁裂缝扩展机理与裂缝宽度研究［J］.铁道学报，2012，34(12):96-101.

［13］聂建国，陶慕轩，吴丽丽，等.钢-混凝土组合结构桥梁研究新进展［J］.土木工程学报，2012，45(6):110-122.

［14］张彦玲，樊健生，李运生.连续组合梁桥裂缝发展规律分析及裂缝宽度计算［J］.工程力学，2011，28(7):84-90.

［15］胡少伟，叶祥飞.预应力连续组合梁负弯矩区抗弯承载力分析［J］.工程力学，2013，30(11):160-165.

［16］苏田庆，杨国涛，吴冲.斜腹板钢箱组合梁负弯矩区非线性受力性能［J］.同济大学学报:自然科学版，2012，40(11):1589-1595.