喻志剛，單德山

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院, 四川 成都 610031)

0 引言

曲線斜拉橋是在受到復(fù)雜的地質(zhì)、地形、地貌條件下發(fā)展起來(lái)的一種斜拉橋。與直線斜拉橋相比，曲線斜拉橋主梁受拉索曲率半徑和徑向力分量的影響，不僅要承受軸向力和剪力，還要承受扭矩和豎向彎矩的作用。國(guó)外學(xué)者[1-5]對(duì)復(fù)合受力進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和理論研究，并提出了相應(yīng)的計(jì)算方法和設(shè)計(jì)方法。Ersoy等[1]得到了25根無(wú)腹筋的RC梁的剪力和扭矩能力相關(guān)關(guān)系的1/4圓弧曲線。Elfgren[3]和Badawy等[4]分別使用來(lái)自多個(gè)試驗(yàn)的數(shù)據(jù)擬合了彎曲-剪力-扭矩相互作用曲線。Hsu[6]發(fā)現(xiàn)鋼筋混凝土梁結(jié)構(gòu)與彎扭相關(guān)，相關(guān)模型可簡(jiǎn)化為三折線。在此基礎(chǔ)上，Lampert[7]通過(guò)對(duì)前人的試驗(yàn)和理論研究，認(rèn)為鋼筋混凝土梁的彎矩和扭轉(zhuǎn)是相互影響的，并提出了鋼筋混凝土矩形截面梁彎矩和扭轉(zhuǎn)的兩個(gè)相關(guān)方程。此外，Hsu等[8]總結(jié)了拉-剪-彎相互作用的公式。國(guó)內(nèi)學(xué)者陳溪[9]從理論的高度統(tǒng)一分析了鋼筋混凝土構(gòu)件在復(fù)合受力情況下的破壞行為，對(duì)矩形截面鋼筋混凝土構(gòu)件受拉壓彎時(shí)的剪力和扭矩相互作用達(dá)到極限狀態(tài)的情況進(jìn)行了分析。Wang等[10]使用試驗(yàn)研究和理論推導(dǎo)的方法對(duì)受到壓-彎-剪-扭復(fù)合受力的矩形構(gòu)件進(jìn)行了極限承載力的研究，得出了矩形截面的鋼筋混凝土構(gòu)件四相關(guān)性的壓-彎-剪-扭承載能力計(jì)算關(guān)系式。因此，就復(fù)合受力相互作用而言，鋼筋混凝土構(gòu)件在組合受力作用下的強(qiáng)度承載力相關(guān)性一直是一個(gè)重要的研究課題。

通過(guò)以上文獻(xiàn)仔細(xì)研究發(fā)現(xiàn)，對(duì)壓-彎-剪-扭組合受力的研究在截面形式上局限于矩形截面，而未對(duì)T形截面進(jìn)行研究。另一方面，即使關(guān)于T形截面梁的力學(xué)行為研究，以前學(xué)者[11-16]的工作只集中在純剪力、純彎曲、純扭矩、組合剪力和彎矩、或組合彎矩和扭矩下的T形截面梁研究。到目前為止，在壓-彎-剪-扭復(fù)合受力情況下在抗壓的分析方法和設(shè)計(jì)規(guī)范中還沒(méi)有充分考慮相互作用。特別是對(duì)T形截面鋼筋混凝土在壓-彎-剪-扭復(fù)合受力作用下的抗壓研究更是少之又少。1991年至1994年，Mallikarjunal[17]對(duì)T形、L形截面雙向偏壓鋼筋混凝土異形柱的力學(xué)性能進(jìn)行了研究，提出了異形柱的設(shè)計(jì)方法。2001 年以來(lái)，郭棣等[18]編制了適用于任意截面的鋼筋混凝土壓彎構(gòu)件截面數(shù)值程序, 研究了翼緣、軸壓比等因素對(duì)T形柱強(qiáng)度和延性的影響。雖然我國(guó)出臺(tái)了行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《混凝土異形柱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)程》(JGJ149—2006)，但是正如Kaminski等[19]指出的那樣，梁柱在復(fù)合受力作用下的許多問(wèn)題仍未得到解決，對(duì)于非矩形橫截面的梁柱復(fù)合受力研究仍有待探索。

此外，Kaminski等[19]指出對(duì)于受到壓-彎-剪- 扭復(fù)合受力的鋼筋混凝土T形截面梁柱在設(shè)計(jì)上沒(méi)有統(tǒng)一方法。在達(dá)到統(tǒng)一方法以前，首先要進(jìn)行試驗(yàn)研究來(lái)確定復(fù)合受力相互作用對(duì)極限承載能力的影響程度。因?yàn)閷?duì)比于數(shù)值模型分析，試驗(yàn)仍然是最可靠的研究方法[19]。試驗(yàn)測(cè)試可以提供被研究系統(tǒng)行為的物理知識(shí)和有關(guān)信息[20-21]，試驗(yàn)結(jié)果對(duì)于驗(yàn)證有限元和有限差分?jǐn)?shù)值模型等解析模型是必不可少的[22-25]。

鑒于上述文獻(xiàn)研究的空白和試驗(yàn)測(cè)試的重要性，本研究采用試驗(yàn)測(cè)試的方法，對(duì)鋼筋混凝土T形柱在壓-彎-剪-扭組合作用下的抗壓性能進(jìn)行研究。試驗(yàn)分為4組，其中包含12根混凝土柱，對(duì)其進(jìn)行不同剪力或扭矩情況下的抗壓試驗(yàn)。采用混凝土和鋼筋的應(yīng)變分析和裂縫觀測(cè)方法，分析組合荷載作用下鋼筋混凝土柱的抗壓強(qiáng)度和破壞模式。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析，拓展T形鋼筋混凝土構(gòu)件在復(fù)合受力作用下的抗壓強(qiáng)度計(jì)算公式和相互作用關(guān)系圖。

1 試驗(yàn)概況

1.1 T形混凝土柱的選取

基于以往復(fù)合受力模型[11-16,26]幾何尺寸和混凝土強(qiáng)度的分析而選擇本試驗(yàn)鋼筋混凝土柱的強(qiáng)度和尺寸。由于本研究的重點(diǎn)是剪力、彎矩和扭矩的變化下的抗壓承載能力，因此根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[27]和《結(jié)構(gòu)混凝土建筑規(guī)范要求及說(shuō)明》(ACI 318-08)[28]設(shè)計(jì)了縱向鋼筋和箍筋。所有的12個(gè)鋼筋混凝土柱的混凝土尺寸和鋼筋強(qiáng)度都保持在不變的狀態(tài)。

1.2 鋼筋混凝土柱的尺寸和配筋圖

整個(gè)鋼筋混凝土柱由固定底座、T形柱身和柱帽3部分組成，其中柱帽的作用主要是為了避免頂部在加載時(shí)發(fā)生局部破損和保障千斤頂和頂部完全接觸。表1為鋼筋混凝土柱的鋼筋設(shè)計(jì)參數(shù)，未考慮固定底座的參數(shù)，其中直徑為8 mm和6 mm的鋼筋均為帶肋鋼筋。圖1(a)所示為試驗(yàn)柱、固定底座和柱帽的高度。每根柱的總高度為1 000 mm，柱身高度為800 mm。固定底座高度為400 mm，柱帽高度為200 mm。箍筋在柱身和柱帽中的間距分別為60 mm 和70 mm。圖1(b)為柱身的截面尺寸和縱向鋼筋配置。縱向鋼筋直徑為8 mm，在腹板上間距為42 mm，翼緣板上間距為32 mm。所有鋼筋混凝土柱的截面翼緣板長(zhǎng)度為300 mm，翼緣寬度為90 mm，腹板寬度為120 mm，腹板長(zhǎng)度為210 mm。腹板和翼緣板的混凝土覆蓋層為29 mm。圖1(c)為柱帽的外形尺寸及鋼筋配筋圖。

表1 鋼筋設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 鋼筋混凝土柱尺寸和配筋圖 (單位：mm)

1.3 材料特性

試驗(yàn)中的12根鋼筋混凝土柱用C30商用混凝土澆注而成，并分成4組，分別為T1～T4?；炷恋妮S壓抗壓強(qiáng)度按照要求在28 d對(duì)T1～T4組進(jìn)行測(cè)試。混凝土標(biāo)準(zhǔn)抗壓強(qiáng)度結(jié)果為3個(gè)立方體混凝土樣本的平均值，如表2所示?？v筋和箍筋的性能如表3所示。每個(gè)強(qiáng)度和應(yīng)變都是3個(gè)試驗(yàn)樣品試驗(yàn)結(jié)果的平均值。本研究通過(guò)試驗(yàn)記錄的屈服應(yīng)變來(lái)確定試驗(yàn)中鋼筋是否達(dá)到最大屈服。

1.4 試驗(yàn)裝置和儀器設(shè)備

在試驗(yàn)之前，根據(jù)試驗(yàn)需求專門設(shè)計(jì)了一個(gè)可以提供壓-彎-剪-扭復(fù)合受力的試驗(yàn)裝置，如圖2

表2 混凝土性能指標(biāo)

表3 鋼筋力學(xué)性能

圖2 加載裝置

所示。所有荷載由液壓千斤頂實(shí)現(xiàn)，千斤頂-1施加壓力，千斤頂-2同時(shí)施加彎矩和剪力，千斤頂-3和千斤頂-4施加扭矩。為了保證測(cè)試柱的自由移動(dòng)和旋轉(zhuǎn)，在千斤頂-1頂部安裝了活動(dòng)鉸支座。根據(jù)混凝土應(yīng)變計(jì)算結(jié)果，安裝在腹板中心到底部和翼緣板底部位置的應(yīng)變片如圖 3所示。應(yīng)變片位于縱向鋼筋和箍筋上，用于測(cè)量縱向鋼筋和箍筋在不同位置的應(yīng)變，如圖 4所示。圖5顯示了位移計(jì)在測(cè)試柱上的位置。所有應(yīng)變儀和位移計(jì)都安裝在所有測(cè)試柱的同一位置。

圖3 柱身上的應(yīng)變片(單位：mm)

圖4 鋼筋上的應(yīng)變片(單位：mm)

圖5 位移計(jì)的布置

1.5 加載方案

鋼筋混凝土柱在復(fù)合受力情況下的加載方案如表 4所示。在荷載控制模式下進(jìn)行了壓-彎-剪-扭復(fù)合受力試驗(yàn)，直至混凝土應(yīng)變達(dá)到峰值應(yīng)變。首先，根據(jù)軸壓比先期施加軸向壓力。其次，施加剪力和彎矩，再施加扭矩。最后，逐步施加壓力，保持彎矩、剪力和扭矩不變，直至構(gòu)件破壞。在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，未考慮其他加載路徑對(duì)抗壓承載力的影響。壓力荷載按照100 kN分級(jí)進(jìn)行施加，最后達(dá)到預(yù)估抗壓承載力的80%后，按照50 kN施加豎向荷載。在加載5 min后的每個(gè)加載步驟中，觀察并記錄混凝土和鋼筋的應(yīng)變、測(cè)試點(diǎn)的位移和裂縫的發(fā)展情況。

表4 加載方案

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 抗壓承載能力

當(dāng)混凝土達(dá)到峰值應(yīng)變2 000 μs時(shí)，可以找出所施加在相應(yīng)鋼筋混凝土柱上的軸力，即T形混凝土柱在復(fù)合受力情況下的抗壓承載能力。表5給出了鋼筋混凝土柱的測(cè)試結(jié)果，其中包括組數(shù)、荷載類型、每組混凝土達(dá)到峰值應(yīng)變時(shí)的抗壓承載力。圖6為T1～T4的荷載-應(yīng)變曲線。

表5 測(cè)試結(jié)果

圖6 荷載-應(yīng)變曲線

2.2 裂縫的發(fā)展和破壞形態(tài)描述

為了便于描述裂縫，對(duì)每個(gè)柱的表面進(jìn)行編號(hào)，如圖 7所示。因?yàn)槊拷M構(gòu)件的加載荷載和方式一樣，裂縫的發(fā)展過(guò)程基本一致，因此每組取1個(gè)構(gòu)件為代表進(jìn)行裂縫描述和破壞模式分析。

圖 7 T形柱表面編號(hào)

2.2.1混凝土柱T1-2

先對(duì)試件施加252 kN的軸壓力、14 kN的剪力、3.1 kN·m的扭矩，隨后試驗(yàn)進(jìn)入力控階段，然后按每級(jí)100 kN施加豎向荷載，最后達(dá)到預(yù)估抗壓承載力的80%后，按照50 kN施加豎向荷載。圖8(a)為軸力施加到1 100時(shí)的試件裂縫圖。當(dāng)軸力施加到600 kN時(shí), 表面①上出現(xiàn)兩條裂縫。其中第1條裂縫距離左邊緣15 mm，方向?yàn)樨Q直方向，寬度為1 mm，長(zhǎng)度為150 mm；第2條裂縫距離左邊緣81 mm，豎直方向，寬度為1 mm，長(zhǎng)度為120 mm。當(dāng)軸力施加到950 kN時(shí)，表面①上的第1條裂縫寬度延伸至1.1 mm；第2條裂縫寬度延伸至1.2 mm，長(zhǎng)度延伸至150 mm。當(dāng)軸力加載到1 100 kN時(shí)，表面①裂縫寬度都有所增大；表面④上距底部420 mm處出現(xiàn)新的裂縫，寬度為0.3 mm，長(zhǎng)度為50 mm；表面③上距離底部450 mm處也出現(xiàn)新的裂縫；表面⑧上左下角混凝土被壓潰，同時(shí)伴隨劈裂聲，構(gòu)件被壓壞。

2.2.2混凝土柱T2-1

先對(duì)試件施加324 kN的軸壓力、18 kN的剪力、5.8 kN·m的扭矩，隨后試驗(yàn)進(jìn)入力控階段，然后按每級(jí)100 kN施加豎向荷載,最后達(dá)到預(yù)估抗壓承載力的80%后，按照50 kN施加豎向荷載。圖8(b)為軸力施加到1 150 kN時(shí)的試件裂縫圖。當(dāng)軸力施加到500 kN時(shí)，表面①上出現(xiàn)兩條裂縫。其中，第1條裂縫距離左邊緣10 mm，方向?yàn)樨Q直方向，寬度為0.08 mm，長(zhǎng)度為120 mm；第2條裂縫距離左邊緣80 mm，方向?yàn)樨Q直方向，寬度為0.12 mm，長(zhǎng)度為100 mm。表面④上出現(xiàn)4條裂縫。其中，第1條裂縫距底部180 mm，方向?yàn)樗椒较?，寬度?.1 mm，長(zhǎng)度為220 mm；第2條裂縫距底部330 mm，方向?yàn)樗椒较?，寬度?.1 mm，長(zhǎng)度為150 mm；第3條裂縫距底部70 mm，方向?yàn)樗椒较?，寬度?.15 mm，長(zhǎng)度為70 mm；第4條裂縫距底部550 mm，方向?yàn)樗椒较?，寬度?.05 mm，長(zhǎng)度為140 mm。當(dāng)軸力施加到1 150 kN時(shí)，表面④上形成多條貫穿整個(gè)腹板的橫向裂縫，并且表面①翼緣底部和表面⑧翼緣板底部混凝土被壓潰，同時(shí)伴隨有劈裂聲，隨后構(gòu)件破壞，呈現(xiàn)出典型的偏壓破壞。

2.2.3混凝土柱T3-3

先對(duì)試件施加391 kN的軸壓力、21.7 kN的剪力、5.8 kN·m的扭矩，隨后試驗(yàn)進(jìn)入力控階段，然后按每級(jí)100 kN施加豎向荷載，最后達(dá)到預(yù)估抗壓承載力的80%后，按照50 kN施加豎向荷載。圖8(c)為軸力施加到1 100 kN時(shí)的試件裂縫圖。當(dāng)軸力施加到600 kN時(shí)，表面①上出現(xiàn)兩條裂縫。其中，第1條裂縫距離左邊緣30 mm，方向?yàn)樨Q直方向，寬度為0.2 mm，長(zhǎng)度為120 mm；第2條裂縫距離左邊緣90 mm，方向與水平方向夾角80°，寬度為0.12 mm，長(zhǎng)度為120 mm。表面④上出現(xiàn)5條裂縫。其中，第1條裂縫距底部180 mm，方向?yàn)樗椒较?，寬度?.16 mm，長(zhǎng)度為100 mm；第2條裂縫距底部350 mm，方向?yàn)樗椒较颍瑢挾葹?.15 mm，長(zhǎng)度為140 mm；第3條裂縫距底部100 mm，方向?yàn)樗椒较?，寬度?.15 mm，長(zhǎng)度為80 mm；第4條裂縫距底部510 mm，方向與水平方向夾角20°，寬度為0.2 mm，長(zhǎng)度為240 mm；第5條裂縫距底部720 mm，方向?yàn)樗椒较?，寬度?.13 mm，長(zhǎng)度為160 mm。表面⑦上出現(xiàn)兩條裂縫。其中，第1條裂縫距離左邊緣20 mm，方向?yàn)樨Q直方向，寬度為0.12 mm，長(zhǎng)度為120 mm；第2條裂縫距離左邊緣40 mm，方向?yàn)樨Q直方向，寬度為0.15 mm，長(zhǎng)度為120 mm。表面⑧上底部出現(xiàn)數(shù)條細(xì)微裂縫。當(dāng)軸力施加到1 100 kN時(shí)，表面①，⑦，⑧上底部裂縫寬度不斷擴(kuò)展，且表面④上形成數(shù)條貫穿腹板的橫向裂縫，最后構(gòu)件呈現(xiàn)壓彎破壞形態(tài)。

圖8 試件裂縫圖(單位：mm)

2.2.4混凝土柱T4-2

先對(duì)試件施加391 kN的軸壓力、21.7 kN的剪力、8.8 kN·m的扭矩，隨后試驗(yàn)進(jìn)入力控階段，然后按每級(jí)100 kN施加豎向荷載，最后達(dá)到預(yù)估抗壓承載力的80%后，按照50 kN施加豎向荷載。圖8(d)為軸力施加到1 000 kN時(shí)的試件裂縫圖。當(dāng)剪力和扭矩施加完成后，首先在表面④上出現(xiàn)兩條裂縫。其中第1條裂縫距離底部80 mm，方向?yàn)樗椒较?，寬度?.08 mm，長(zhǎng)度為130 mm；第2條裂縫距離底部200 mm，方向?yàn)樗椒较?，寬度?.1 mm，長(zhǎng)度為80 mm。當(dāng)軸力施加到600 kN時(shí)，表面④上的裂縫繼續(xù)擴(kuò)展，表面③，⑥，⑦，⑧均出現(xiàn)新的裂縫。特別是表面③上出現(xiàn)3條斜向裂縫，具體如下：第1條裂縫距底部130 mm，方向與水平方向夾角30°，寬度為0.2 mm，長(zhǎng)度為150 mm；第2條裂縫距底部250 mm，方向與水平方向夾角45°，寬度為0.2 mm，長(zhǎng)度為170 mm；第3條裂縫距底部450 mm，方向與水平方向夾角45°，寬度為0.12 mm，長(zhǎng)度為230 mm。當(dāng)荷載達(dá)到1 000 kN，表面③上形成數(shù)條貫穿整個(gè)腹板的斜裂縫，表面④上形成數(shù)條貫穿整個(gè)腹板的橫向裂縫，表面⑦上底部混凝土被壓潰，構(gòu)件呈壓彎扭組合破壞形態(tài)。

所有混凝土柱在壓-彎-剪-扭組合受力作用下的抗壓試驗(yàn)中，首先翼緣板底部附近出現(xiàn)受壓裂縫，然后隨著荷載的增大向兩側(cè)發(fā)展。由于受到彎矩和扭矩的作用，隨著壓力的增大，在腹板上也出現(xiàn)受拉裂縫。并且，在彎矩和扭矩增大的情況下，在彎矩和扭矩加載完成后，腹板上就出現(xiàn)受拉裂縫和斜裂縫。從裂縫的發(fā)展來(lái)看，這說(shuō)明整個(gè)破壞形態(tài)由受壓破壞向受壓彎扭組合破壞發(fā)展。

2.3 混凝土和鋼筋應(yīng)變

為準(zhǔn)確描述構(gòu)件在復(fù)合受力狀態(tài)下鋼筋受拉和混凝土受壓在隨著荷載增大情況下的受力狀態(tài)，取構(gòu)件柱體底面截面的關(guān)鍵點(diǎn)進(jìn)行分析。對(duì)于關(guān)鍵點(diǎn)而言，取應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)最快點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比，試件鋼筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)最快點(diǎn)發(fā)生在G1點(diǎn)上，受壓混凝土應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)最快點(diǎn)發(fā)生在C7點(diǎn)上。圖9展示了隨著荷載增大，混凝土和鋼筋關(guān)鍵點(diǎn)應(yīng)變的變化情況?？梢钥闯?，當(dāng)混凝土受壓應(yīng)變達(dá)到2 000 μs時(shí)，鋼筋應(yīng)變小于屈服應(yīng)變2 026 μs，說(shuō)明了混凝土柱是受壓破壞。

圖9 混凝土和鋼筋關(guān)鍵點(diǎn)荷載-應(yīng)變曲線

3 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的對(duì)比

3.1 有限元模型建立和參數(shù)設(shè)定

基于彈塑性損傷法[29-30]采用ABAQUS中的C3D8R實(shí)體單元和T3D2桁架單元對(duì)混凝土和鋼筋進(jìn)行了模擬，并通過(guò)嵌入約束對(duì)鋼筋和混凝土的共同作用進(jìn)行了模擬。有限元模型的尺寸設(shè)計(jì)只考慮了柱的有效高度，如圖10所示。

圖10 有限元模型

有限元計(jì)算參數(shù)需要輸入損傷因子，因此根據(jù)損傷因子的計(jì)算方法[27,31]，分別計(jì)算出受壓和受拉的損傷因子，如圖11所示。

圖11 混凝土損傷因子曲線

3.2 抗壓承載能力的對(duì)比

從表 6可以看出，計(jì)算得到的抗壓承載力與試驗(yàn)得到的承載力標(biāo)準(zhǔn)差為0.12，兩者的變異系數(shù)為11%，進(jìn)一步驗(yàn)證了塑性損傷模型的可靠性，同時(shí)也說(shuō)明了試驗(yàn)值的可靠性。

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 抗壓承載能力分析

根據(jù)各柱的試驗(yàn)值，得到各組抗壓承載力平均值，如表 6所示。根據(jù)設(shè)計(jì)規(guī)范分別計(jì)算得到單一壓力N0、單一純彎矩M0、單一純剪力V0和單一純扭矩T0的值。并結(jié)合表 5得到壓-彎-剪-扭復(fù)合受力狀態(tài)下，各力與單獨(dú)純單一受力狀態(tài)的無(wú)量綱比值，如表7所示?？梢钥闯觯傮w來(lái)說(shuō)，在壓-彎-剪-扭復(fù)合受力情況下，相對(duì)于純受壓，抗壓承載能力均減小。在T1～T3工況下，抗壓承載能力隨著剪力或彎矩的增大而減小，從T1～T3工況1 076 kN 到792 kN，抗壓承載能力相對(duì)減小了24%。

表6 計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

將T3與T4相比較，剪力和彎矩保持不變，但扭矩增加，抗壓承載力相對(duì)降低4%，說(shuō)明扭矩對(duì)壓力影響不大。

表7 壓-彎-剪-扭力的無(wú)量綱值

4.2 破壞過(guò)程和模式分析

根據(jù)以上2.2節(jié)和2.3節(jié)中裂縫的觀察和破壞形態(tài)描述及應(yīng)變的結(jié)果，混凝土首先到達(dá)受壓峰值應(yīng)變，而鋼筋并未達(dá)到屈服應(yīng)變。結(jié)合表7可知，M/M0為0.59，V/V0為0.25，T/T0為0.62時(shí)，混凝土開始出現(xiàn)斜向裂縫，破壞形態(tài)受到明顯影響。當(dāng)?shù)?組試驗(yàn)M/M0為0.59，V/V0為0.25，T/T0為0.93時(shí)，出現(xiàn)明顯的斜裂縫，最后混凝土被壓潰，構(gòu)件呈壓彎扭組合破壞形態(tài)?？梢缘贸觯篗/M0為0.59時(shí)為受壓破壞模式向壓彎破壞模式轉(zhuǎn)變點(diǎn)；T/T0為0.62時(shí)為受壓破壞向扭曲破壞轉(zhuǎn)變點(diǎn)。

4.3 復(fù)合受力相互作用關(guān)系

根據(jù)文獻(xiàn)[8-32]中的一些公式，本研究中T形截面構(gòu)件在壓-彎-剪-扭轉(zhuǎn)復(fù)合受力作用下的抗壓承載力公式為:

(1)

式中，M，N，V，T分別為構(gòu)件在復(fù)合受力作用下所承受的彎矩、壓力、剪力、扭矩；M0，N0，V0，T0分別為純彎矩、純壓力、純剪力、純扭矩；R1～R4分別為抗壓承載力公式中壓、彎、剪、扭無(wú)量綱比值的系數(shù)。

根據(jù)表 7中的數(shù)據(jù)，將數(shù)據(jù)代入式(1)進(jìn)行擬合，得到式(2):

(2)

由式(2)得出式(3)：

(3)

本試驗(yàn)主要目的是研究T形截面在壓-彎-剪-扭復(fù)合受力作用下的抗壓承載能力。由以上分析可知，抗壓承載能力隨著彎矩的增大而減小，隨著扭矩的增加而減小。T形鋼筋混凝土柱在復(fù)合受力情況下的抗壓承載能力隨著扭轉(zhuǎn)的增大而減小，且T/T0為0.62是復(fù)合受力作用下受壓彎模式向壓彎扭模式的轉(zhuǎn)折點(diǎn)；M/M0為0.59為受偏心受壓破壞模式向壓彎破壞模式的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。根據(jù)復(fù)合受力相互影響性，結(jié)合轉(zhuǎn)折點(diǎn)，分別做出壓-彎-扭、壓-彎-剪形式下的相互作用圖，如12所示。

圖12 相互作用

5 結(jié)論

本研究對(duì)T形混凝土構(gòu)件在壓-彎-剪-扭復(fù)合受力作用下進(jìn)行了抗壓性能試驗(yàn)研究。對(duì)試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證了模擬值的準(zhǔn)確性和可靠性。根據(jù)本研究的發(fā)現(xiàn)，得出以下結(jié)論:

(1)在受壓破壞的情況下，抗壓承載力隨著彎矩、剪力和扭矩的增大而減小。

(2)在受壓-彎-剪-扭復(fù)合受力情況下，通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到T形截面的抗壓承載力公式，它能為復(fù)合受力的抗壓強(qiáng)度計(jì)算提供參考。

(3)在受壓-彎-剪-扭復(fù)合受力情況下，T/T0為0.62是復(fù)合受力作用下受壓彎模式向壓彎扭模式的轉(zhuǎn)折點(diǎn)；M/M0為0.59是受偏心受壓破壞模式向壓彎破壞模式的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。

(4)彈塑性損傷模型能夠在合理的建模和參數(shù)設(shè)置下準(zhǔn)確地模擬混凝土的力學(xué)行為。