張 娟

（上海浦東工程建設(shè)管理有限公司 上海 201210）

0 引言

在橋梁設(shè)計中，板梁結(jié)構(gòu)的抗裂性、剛度、使用階段的應(yīng)力狀況，對應(yīng)設(shè)計承載力極限狀態(tài)時結(jié)構(gòu)受力狀況，以及其最終的極限承載力皆是關(guān)鍵性技術(shù)指標。許多學(xué)者對各種板梁結(jié)構(gòu)的受力特性進行了研究。

鄭文忠等人［1-2］開展了靜力試驗研究，在考慮活性粉末混凝土受拉區(qū)對承載力貢獻的前提下，建立了鋼筋活性粉末混凝土梁的正截面承載力計算公式。姚賢華等人［3］為研究配置600 MPa高強鋼筋混凝土梁的裂縫分布與寬度的變化規(guī)律及平均裂縫間距與最大裂縫寬度的計算方法，進行了多組梁受彎加載對比試驗，提出了2 種最大裂縫寬度的驗算模式。在上述研究中，大多針對鋼筋混凝土梁的抗裂性能進行了試驗，而在解決實際工程問題時，單單一個抗裂性能指標并不太充足。

因此，在此基礎(chǔ)之上，學(xué)者GAO 等人［4-5］開展了配筋與不配筋的活性粉末混凝土梁的靜力性能對比試驗，探討了兩種活性粉末混凝土梁的裂縫分布、破壞特征以及極限承載力的變化。在研究鋼筋混凝土梁承載能力時，抗彎、抗剪能力是最重要的技術(shù)指標之一。RODRIGUEZ 等人［6］對鋼筋混凝土梁進行了抗彎試驗，以此來研究鋼筋銹蝕率對鋼筋混凝土梁破壞形態(tài)的影響。高金東等人［7］對圓鋼管自密實混凝土梁與空鋼管進行了抗彎承載力對比試驗，研究了二者的抗彎性能以及抵抗變形能力。達波等人［8］通過對不同混凝土強度的鋼筋珊瑚混凝土（CAC）梁進行正截面抗彎性能試驗，研究了鋼筋CAC梁的變形性能及承載能力，并建立了彎矩-跨中撓度、相對彎矩-最大裂縫寬度等關(guān)系，提出了鋼筋CAC梁的相對界限受壓區(qū)高度、極限彎矩和最大裂縫寬度的計算模型。袁愛民等人［9］以剪力鍵健齒深度、健齒齒距作為影響因素，進行了體外預(yù)應(yīng)力節(jié)段膠接縫混凝土橋梁抗剪試驗，研究了節(jié)段式預(yù)應(yīng)力橋梁在直剪狀態(tài)下力學(xué)性能。SAAFI［10］針對受火災(zāi)作用后FRP 鋼筋混凝土梁的抗彎及抗剪性能進行研究，分析了FRP 鋼筋混凝土梁受火災(zāi)作用影響的抗彎及抗剪承載性能。

以上學(xué)者們所研究的鋼筋混凝土梁的工程技術(shù)指標，實際上與梁的形狀息息相關(guān)，針對現(xiàn)在工程中常用的T 形梁，ZHANG 等人［11］研究了NSM FRP 筋加固RC T 形截面梁在單調(diào)受彎荷載作用下的受力性能。NAYAK 等人［12］研究了BFRP 兩種纏繞方式對RC T 形截面梁極限承載力、撓度、應(yīng)變和破壞模式的影響，得出表面粘貼BFRP 能夠顯著增強梁的抗彎能力，減小梁的撓度。

從以上的研究中可以發(fā)現(xiàn)，針對雙T 形梁彎剪耦合性能的試驗研究較為匱乏。基于此，本文通過對雙T 形梁足尺模型構(gòu)件進行彎剪耦合性能試驗，研究預(yù)應(yīng)力鋼絞線折線張拉時的雙T 形梁的應(yīng)力分布，探究各級工況荷載條件下雙T 形梁的抗裂性能和極限承載性能，為工程實踐提供參考。

1 試驗設(shè)備與方案

1.1 試驗設(shè)備

試驗T 梁取至龍東大道改建工程項目中，試驗采用的加載試驗裝置如圖1所示。試驗梁采用T梁足尺模型構(gòu)件，梁長21.96 m，梁高0.95 m，梁寬2.40 m。試驗梁混凝土設(shè)計強度等級為C60。試驗裝置下方布置地梁和抗拔樁基礎(chǔ)，采用千斤頂進行加載。

圖1 加載試驗裝置Fig.1 Loading Test Device

1.2 試驗方案

分別對梁東、西段進行了彎剪耦合加載試驗，研究了T 梁受彎剪共同作用時的正截面抗裂性能、斜截面抗裂性能、極限承載性能，各加載試驗條件如圖2 所示。參照《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標準：GB 50152—92》，梁東、西段的試驗剪跨分別為2 425 mm、2 575 mm。設(shè)置測點研究鋼筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、混凝土裂縫開展形態(tài)，測試截面范圍如表1所示，測點布置情況如圖3所示。裂縫寬度測試采用可自動讀數(shù)和對準的裂縫寬度測試設(shè)備，在各級荷載下描黑標記裂縫的開展形態(tài)。

圖2 加載試驗條件Fig.2 Conditions of Loading Test

表1 測試截面范圍Tab.1 Test Range of Section

圖3 試驗梁測點布置情況Fig.3 Arrangement of Measuring Points of Test Beam（mm）

2 試驗結(jié)果分析

2.1 破壞過程及破壞形態(tài)

對梁東、西段進行彎剪耦合加載試驗，各級加載工況的荷載及試驗梁東、西段的內(nèi)力如圖4 所示。測得彎剪耦合性能試驗對應(yīng)的原型梁在自重及二期結(jié)構(gòu)重力共同作用下加載截面剪力VG=214 kN，相應(yīng)彎矩MG=602 kN·m；在汽車荷載作用下加載截面剪力VQ=180 kN，相應(yīng)彎矩MQ=304 kN·m。等效頻遇組合效應(yīng)值VS=340 kN，MS=815 kN·m。梁東、西段開裂時加載截面總剪力分別為790 kN、868 kN，支點截面總剪力分別為823 kN、903 kN。梁東、西段施加的最大荷載值分別為2 127 kN、2 042 kN。

圖4 加載工況及對應(yīng)內(nèi)力Fig.4 Loading Conditions and Internal Forces

2.2 抗裂性分析

加載試驗時，采用肉眼觀測加載點下緣附近區(qū)域，測得梁東、西段初始開裂荷載分別為768 kN、865 kN，初始開裂區(qū)域及試驗段裂縫分布如圖5 所示。對梁西段試驗段在等效頻遇組合效應(yīng)荷載作用下的梁底混凝土拉應(yīng)變進行抗裂性分析。取圖4?中的加載工況3（379 kN）作為結(jié)構(gòu)抗裂性分析工況。此時，加載工況3 對應(yīng)的剪力效應(yīng)為441 kN，剪力加載效率為1.297；對應(yīng)的彎矩效應(yīng)為1 181 kN·m，彎矩加載效率為1.449，彎矩加載效率大于1，加載工況3 偏于安全。梁西段試驗段梁底混凝土在各加載工況下的正應(yīng)變?nèi)鐖D6 所示，測試位置如圖3?所示。在加載工況3 時，測得梁西段梁底混凝土的最大正應(yīng)變增量為228 με（9.55 MPa），出現(xiàn)在S24a 截面，該截面梁底在構(gòu)件自重和0.85 倍預(yù)應(yīng)力荷載共同作用下的正應(yīng)力為-12.69 MPa，即σst-0.85σpc≤0，滿足正截面抗裂性要求。

圖5 初始開裂區(qū)域及裂縫分布Fig.5 Initial Cracking Area and Fracture Distribution

圖6 西段梁底混凝土正應(yīng)變Fig.6 Normal Strain of Concrete at the Bottom of Beam in the West Section

計算了梁西段試驗段在加載工況3時的主拉應(yīng)力增量，取表1中28 d混凝土齡期的彈性模量41 900 MPa，泊松比取規(guī)范建議值0.2。按照彈性理論計算，在s22截面、s23截面的主拉應(yīng)力增量實測值大于計算值，校驗系數(shù)最大為1.99。計算得到s22 截面測點的主拉應(yīng)力為0.241 MPa，S23 截面的最大主拉應(yīng)力為0.474 MPa，均小于C60混凝土主拉應(yīng)力限值。因此加載工況3時，梁西段試驗段截面各測點處的主拉應(yīng)力沒有超過規(guī)定值。梁西段試驗段在加載工況3時的截面最大主拉應(yīng)力分布如圖7 所示，最大主拉應(yīng)力為0.338 MPa，小于C60混凝土主拉應(yīng)力限值，斜截面抗裂性滿足要求。

圖7 西段截面最大主拉應(yīng)力分布Fig.7 Maximum Principal Tensile Stress Distribution in the Western Section

2.3 承載力分析

試驗梁東、西段對應(yīng)的原型梁在自重及二期結(jié)構(gòu)重力共同作用下的跨中截面剪力VG分別為215 kN 和214 kN，相應(yīng)彎矩MG分別為563 kN·m 和602 kN·m，在汽車荷載作用下跨中截面剪力VQ分別為210 kN 和218 kN，相應(yīng)彎矩MQ分別為404 kN·m 和367 kN·m。計入結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)（Cs=1.1）、構(gòu)件截面強度相關(guān)的材料分項系數(shù)（Cm=1.25），得到等效基本組合效應(yīng)值Vuk分別為759 kN 和773 kN，Muk分別為1 707 kN·m 和1 670 kN·m。取加載工況6（743kN）和加載工況9（768 kN）分別作為梁東、西段的承載力分析工況，對應(yīng)的剪力效應(yīng)分別為769 kN和783 kN，剪力加載效率均為1.013，對應(yīng)的彎矩效應(yīng)分別為1 904 kN·m 和2 060 kN·m，彎矩加載效率分別為1.115 和1.234，相應(yīng)彎矩加載效率均大于1，試驗結(jié)果有效。

測得截面s21～s25 范圍內(nèi)的梁頂緣混凝土應(yīng)變。梁東段頂緣混凝土的最大應(yīng)變?yōu)?298 με（-12.5 MPa）；梁西段頂緣混凝土的最大應(yīng)變?yōu)?250 με（-10.5 MPa）。在等效基本組合效應(yīng)荷載作用下，頂緣混凝土的最大應(yīng)變小于C60混凝土的等效換算抗壓強度33.2 MPa。

截面ps21～ps24范圍內(nèi)的梁底預(yù)應(yīng)力鋼絞線應(yīng)變?nèi)鐖D8所示，測試位置如圖3?所示。梁東段梁底預(yù)應(yīng)力鋼絞線在加載工況6 條件下的最大拉應(yīng)變增量為353 με（68.8 MPa）；梁西段梁底預(yù)應(yīng)力鋼絞線在加載工況9條件下的最大拉應(yīng)變增量為376 με（73.3 MPa）?？紤]彎剪試驗前各預(yù)應(yīng)力鋼絞線的實際應(yīng)力狀態(tài)，得到梁東段梁底預(yù)應(yīng)力鋼絞線的最大合計應(yīng)力1 277 MPa，梁西段梁底預(yù)應(yīng)力鋼絞線的最大合計應(yīng)力1 281 MPa，均小于鋼絞線名義屈服強度1 585 MPa，梁底預(yù)應(yīng)力鋼絞線未屈服。

圖8 預(yù)應(yīng)力鋼絞線應(yīng)變Fig.8 Strain of Prestressed Steel Strand

截面ss1～ss4范圍內(nèi)的梁底縱向鋼筋應(yīng)變?nèi)鐖D9所示，測試位置如圖3?。梁東段縱向鋼筋在加載工況6條件下的最大拉應(yīng)變增量為415 με（83 MPa）；梁西段縱向鋼筋在加載工況9 條件下的最大拉應(yīng)變增量為367 με（73.4 MPa）。在等效基本組合效應(yīng)荷載作用下，梁底縱向鋼筋應(yīng)力均遠小于其屈服強度（400 MPa）。

圖9 縱向鋼筋應(yīng)變Fig.9 Strain of Longitudinal Reinforcement

測得截面gs1～gs4 范圍內(nèi)的箍筋應(yīng)變。梁西段箍筋在加載工況9 條件下的最大拉應(yīng)變增量為34 με（7.14 MPa），最大壓應(yīng)變?yōu)?71 με（-14.9 MPa）；梁東段箍筋在加載工況6 條件下的最大拉應(yīng)變增量為23 με（4.83 MPa），最大壓應(yīng)變?yōu)?50 με（-10.5 MPa）。在等效基本組合效應(yīng)荷載作用下，箍筋應(yīng)力遠小于其屈服強度（300 MPa）。

綜上所述，試驗梁在等效基本組合效應(yīng)荷載作用下，梁東、西段頂緣混凝土壓應(yīng)力（-12.5 MPa、-10.5 MPa）小于C60混凝土的等效換算抗壓強度（33.2 MPa）；梁東、西段的梁底預(yù)應(yīng)力鋼絞線最大合計應(yīng)力（1 277 MPa、1 281 MPa），小于其名義屈服強度（1 585 MPa）；梁東、西段的梁底縱向鋼筋應(yīng)力（83.0 MPa、73.4 MPa），均小于其屈服強度（400 MPa）。極限狀態(tài)剪力大于設(shè)計值，承載力滿足要求。試驗最終加載效應(yīng)及其與等效基本組合效應(yīng)的比值如表2 所示，試驗荷載時截面總剪力值達到等效基本組合剪力效應(yīng)的2.962 倍時，結(jié)構(gòu)尚未破壞。

表2 試驗最終加載效應(yīng)及其與等效基本組合效應(yīng)的比值Tab.2 The Final Loading Effect of the Test and Its Ratio to the Equivalent Basic Combination Effect

3 結(jié)語

⑴梁東、西段初始開裂時，加載點截面的總剪力分別為等效頻遇組合效應(yīng)值的2.553倍和2.324倍。

⑵取加載工況3進行梁正截面抗裂性分析，測得梁西段梁底混凝土最大正應(yīng)變增量截面在構(gòu)件自重和0.85倍預(yù)應(yīng)力荷載共同作用下的正應(yīng)力小于0，在等效頻遇組合效應(yīng)荷載的作用下滿足正截面抗裂性要求。

⑶取加載工況3進行梁斜截面抗裂性分析，測得梁西段最大主拉應(yīng)力截面小于C60 混凝土主拉應(yīng)力限值，滿足斜截面抗裂性要求。

⑷取加載工況17 和24 進行梁承載力分析，測得梁東、西段試驗最終加載效應(yīng)與等效基本組合效應(yīng)的比值分別為2.623 倍和2.463 倍，結(jié)構(gòu)尚未破壞，承載力滿足要求。