足尺T形梁弯剪耦合性能试验研究

张 娟

（上海浦东工程建设管理有限公司 上海 201210）

0 引言

在桥梁设计中，板梁结构的抗裂性、刚度、使用阶段的应力状况，对应设计承载力极限状态时结构受力状况，以及其最终的极限承载力皆是关键性技术指标。许多学者对各种板梁结构的受力特性进行了研究。

郑文忠等人［1-2］开展了静力试验研究，在考虑活性粉末混凝土受拉区对承载力贡献的前提下，建立了钢筋活性粉末混凝土梁的正截面承载力计算公式。姚贤华等人［3］为研究配置600 MPa高强钢筋混凝土梁的裂缝分布与宽度的变化规律及平均裂缝间距与最大裂缝宽度的计算方法，进行了多组梁受弯加载对比试验，提出了2 种最大裂缝宽度的验算模式。在上述研究中，大多针对钢筋混凝土梁的抗裂性能进行了试验，而在解决实际工程问题时，单单一个抗裂性能指标并不太充足。

因此，在此基础之上，学者GAO 等人［4-5］开展了配筋与不配筋的活性粉末混凝土梁的静力性能对比试验，探讨了两种活性粉末混凝土梁的裂缝分布、破坏特征以及极限承载力的变化。在研究钢筋混凝土梁承载能力时，抗弯、抗剪能力是最重要的技术指标之一。RODRIGUEZ 等人［6］对钢筋混凝土梁进行了抗弯试验，以此来研究钢筋锈蚀率对钢筋混凝土梁破坏形态的影响。高金东等人［7］对圆钢管自密实混凝土梁与空钢管进行了抗弯承载力对比试验，研究了二者的抗弯性能以及抵抗变形能力。达波等人［8］通过对不同混凝土强度的钢筋珊瑚混凝土（CAC）梁进行正截面抗弯性能试验，研究了钢筋CAC梁的变形性能及承载能力，并建立了弯矩-跨中挠度、相对弯矩-最大裂缝宽度等关系，提出了钢筋CAC梁的相对界限受压区高度、极限弯矩和最大裂缝宽度的计算模型。袁爱民等人［9］以剪力键健齿深度、健齿齿距作为影响因素，进行了体外预应力节段胶接缝混凝土桥梁抗剪试验，研究了节段式预应力桥梁在直剪状态下力学性能。SAAFI［10］针对受火灾作用后FRP 钢筋混凝土梁的抗弯及抗剪性能进行研究，分析了FRP 钢筋混凝土梁受火灾作用影响的抗弯及抗剪承载性能。

以上学者们所研究的钢筋混凝土梁的工程技术指标，实际上与梁的形状息息相关，针对现在工程中常用的T 形梁，ZHANG 等人［11］研究了NSM FRP 筋加固RC T 形截面梁在单调受弯荷载作用下的受力性能。NAYAK 等人［12］研究了BFRP 两种缠绕方式对RC T 形截面梁极限承载力、挠度、应变和破坏模式的影响，得出表面粘贴BFRP 能够显著增强梁的抗弯能力，减小梁的挠度。

从以上的研究中可以发现，针对双T 形梁弯剪耦合性能的试验研究较为匮乏。基于此，本文通过对双T 形梁足尺模型构件进行弯剪耦合性能试验，研究预应力钢绞线折线张拉时的双T 形梁的应力分布，探究各级工况荷载条件下双T 形梁的抗裂性能和极限承载性能，为工程实践提供参考。

1 试验设备与方案

1.1 试验设备

试验T 梁取至龙东大道改建工程项目中，试验采用的加载试验装置如图1所示。试验梁采用T梁足尺模型构件，梁长21.96 m，梁高0.95 m，梁宽2.40 m。试验梁混凝土设计强度等级为C60。试验装置下方布置地梁和抗拔桩基础，采用千斤顶进行加载。

图1 加载试验装置Fig.1 Loading Test Device

1.2 试验方案

分别对梁东、西段进行了弯剪耦合加载试验，研究了T 梁受弯剪共同作用时的正截面抗裂性能、斜截面抗裂性能、极限承载性能，各加载试验条件如图2 所示。参照《混凝土结构试验方法标准：GB 50152—92》，梁东、西段的试验剪跨分别为2 425 mm、2 575 mm。设置测点研究钢筋应变、混凝土应变、混凝土裂缝开展形态，测试截面范围如表1所示，测点布置情况如图3所示。裂缝宽度测试采用可自动读数和对准的裂缝宽度测试设备，在各级荷载下描黑标记裂缝的开展形态。

图2 加载试验条件Fig.2 Conditions of Loading Test

表1 测试截面范围Tab.1 Test Range of Section

图3 试验梁测点布置情况Fig.3 Arrangement of Measuring Points of Test Beam（mm）

2 试验结果分析

2.1 破坏过程及破坏形态

对梁东、西段进行弯剪耦合加载试验，各级加载工况的荷载及试验梁东、西段的内力如图4 所示。测得弯剪耦合性能试验对应的原型梁在自重及二期结构重力共同作用下加载截面剪力VG=214 kN，相应弯矩MG=602 kN·m；在汽车荷载作用下加载截面剪力VQ=180 kN，相应弯矩MQ=304 kN·m。等效频遇组合效应值VS=340 kN，MS=815 kN·m。梁东、西段开裂时加载截面总剪力分别为790 kN、868 kN，支点截面总剪力分别为823 kN、903 kN。梁东、西段施加的最大荷载值分别为2 127 kN、2 042 kN。

图4 加载工况及对应内力Fig.4 Loading Conditions and Internal Forces

2.2 抗裂性分析

加载试验时，采用肉眼观测加载点下缘附近区域，测得梁东、西段初始开裂荷载分别为768 kN、865 kN，初始开裂区域及试验段裂缝分布如图5 所示。对梁西段试验段在等效频遇组合效应荷载作用下的梁底混凝土拉应变进行抗裂性分析。取图4⒝中的加载工况3（379 kN）作为结构抗裂性分析工况。此时，加载工况3 对应的剪力效应为441 kN，剪力加载效率为1.297；对应的弯矩效应为1 181 kN·m，弯矩加载效率为1.449，弯矩加载效率大于1，加载工况3 偏于安全。梁西段试验段梁底混凝土在各加载工况下的正应变如图6 所示，测试位置如图3⒜所示。在加载工况3 时，测得梁西段梁底混凝土的最大正应变增量为228 με（9.55 MPa），出现在S24a 截面，该截面梁底在构件自重和0.85 倍预应力荷载共同作用下的正应力为-12.69 MPa，即σst-0.85σpc≤0，满足正截面抗裂性要求。

图5 初始开裂区域及裂缝分布Fig.5 Initial Cracking Area and Fracture Distribution

图6 西段梁底混凝土正应变Fig.6 Normal Strain of Concrete at the Bottom of Beam in the West Section

计算了梁西段试验段在加载工况3时的主拉应力增量，取表1中28 d混凝土龄期的弹性模量41 900 MPa，泊松比取规范建议值0.2。按照弹性理论计算，在s22截面、s23截面的主拉应力增量实测值大于计算值，校验系数最大为1.99。计算得到s22 截面测点的主拉应力为0.241 MPa，S23 截面的最大主拉应力为0.474 MPa，均小于C60混凝土主拉应力限值。因此加载工况3时，梁西段试验段截面各测点处的主拉应力没有超过规定值。梁西段试验段在加载工况3时的截面最大主拉应力分布如图7 所示，最大主拉应力为0.338 MPa，小于C60混凝土主拉应力限值，斜截面抗裂性满足要求。

图7 西段截面最大主拉应力分布Fig.7 Maximum Principal Tensile Stress Distribution in the Western Section

2.3 承载力分析

试验梁东、西段对应的原型梁在自重及二期结构重力共同作用下的跨中截面剪力VG分别为215 kN 和214 kN，相应弯矩MG分别为563 kN·m 和602 kN·m，在汽车荷载作用下跨中截面剪力VQ分别为210 kN 和218 kN，相应弯矩MQ分别为404 kN·m 和367 kN·m。计入结构重要性系数（Cs=1.1）、构件截面强度相关的材料分项系数（Cm=1.25），得到等效基本组合效应值Vuk分别为759 kN 和773 kN，Muk分别为1 707 kN·m 和1 670 kN·m。取加载工况6（743kN）和加载工况9（768 kN）分别作为梁东、西段的承载力分析工况，对应的剪力效应分别为769 kN和783 kN，剪力加载效率均为1.013，对应的弯矩效应分别为1 904 kN·m 和2 060 kN·m，弯矩加载效率分别为1.115 和1.234，相应弯矩加载效率均大于1，试验结果有效。

测得截面s21～s25 范围内的梁顶缘混凝土应变。梁东段顶缘混凝土的最大应变为-298 με（-12.5 MPa）；梁西段顶缘混凝土的最大应变为-250 με（-10.5 MPa）。在等效基本组合效应荷载作用下，顶缘混凝土的最大应变小于C60混凝土的等效换算抗压强度33.2 MPa。

截面ps21～ps24范围内的梁底预应力钢绞线应变如图8所示，测试位置如图3⒝所示。梁东段梁底预应力钢绞线在加载工况6 条件下的最大拉应变增量为353 με（68.8 MPa）；梁西段梁底预应力钢绞线在加载工况9条件下的最大拉应变增量为376 με（73.3 MPa）。考虑弯剪试验前各预应力钢绞线的实际应力状态，得到梁东段梁底预应力钢绞线的最大合计应力1 277 MPa，梁西段梁底预应力钢绞线的最大合计应力1 281 MPa，均小于钢绞线名义屈服强度1 585 MPa，梁底预应力钢绞线未屈服。

图8 预应力钢绞线应变Fig.8 Strain of Prestressed Steel Strand

截面ss1～ss4范围内的梁底纵向钢筋应变如图9所示，测试位置如图3⒞。梁东段纵向钢筋在加载工况6条件下的最大拉应变增量为415 με（83 MPa）；梁西段纵向钢筋在加载工况9 条件下的最大拉应变增量为367 με（73.4 MPa）。在等效基本组合效应荷载作用下，梁底纵向钢筋应力均远小于其屈服强度（400 MPa）。

图9 纵向钢筋应变Fig.9 Strain of Longitudinal Reinforcement

测得截面gs1～gs4 范围内的箍筋应变。梁西段箍筋在加载工况9 条件下的最大拉应变增量为34 με（7.14 MPa），最大压应变为-71 με（-14.9 MPa）；梁东段箍筋在加载工况6 条件下的最大拉应变增量为23 με（4.83 MPa），最大压应变为-50 με（-10.5 MPa）。在等效基本组合效应荷载作用下，箍筋应力远小于其屈服强度（300 MPa）。

综上所述，试验梁在等效基本组合效应荷载作用下，梁东、西段顶缘混凝土压应力（-12.5 MPa、-10.5 MPa）小于C60混凝土的等效换算抗压强度（33.2 MPa）；梁东、西段的梁底预应力钢绞线最大合计应力（1 277 MPa、1 281 MPa），小于其名义屈服强度（1 585 MPa）；梁东、西段的梁底纵向钢筋应力（83.0 MPa、73.4 MPa），均小于其屈服强度（400 MPa）。极限状态剪力大于设计值，承载力满足要求。试验最终加载效应及其与等效基本组合效应的比值如表2 所示，试验荷载时截面总剪力值达到等效基本组合剪力效应的2.962 倍时，结构尚未破坏。

表2 试验最终加载效应及其与等效基本组合效应的比值Tab.2 The Final Loading Effect of the Test and Its Ratio to the Equivalent Basic Combination Effect

3 结语

⑴梁东、西段初始开裂时，加载点截面的总剪力分别为等效频遇组合效应值的2.553倍和2.324倍。

⑵取加载工况3进行梁正截面抗裂性分析，测得梁西段梁底混凝土最大正应变增量截面在构件自重和0.85倍预应力荷载共同作用下的正应力小于0，在等效频遇组合效应荷载的作用下满足正截面抗裂性要求。

⑶取加载工况3进行梁斜截面抗裂性分析，测得梁西段最大主拉应力截面小于C60 混凝土主拉应力限值，满足斜截面抗裂性要求。

⑷取加载工况17 和24 进行梁承载力分析，测得梁东、西段试验最终加载效应与等效基本组合效应的比值分别为2.623 倍和2.463 倍，结构尚未破坏，承载力满足要求。