張 娟

（上海浦東工程建設管理有限公司 上海 201210）

0 引言

在橋梁設計中，板梁結構的抗裂性、剛度、使用階段的應力狀況，對應設計承載力極限狀態(tài)時結構受力狀況，以及其最終的極限承載力皆是關鍵性技術指標。許多學者對各種板梁結構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，在此基礎之上，學者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，進行了體外預應力節(jié)段膠接縫混凝土橋梁抗剪試驗，研究了節(jié)段式預應力橋梁在直剪狀態(tài)下力學性能。SAAFI［10］針對受火災作用后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作用影響的抗彎及抗剪承載性能。

以上學者們所研究的鋼筋混凝土梁的工程技術指標，實際上與梁的形狀息息相關，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?；诖?，本文通過對雙T 形梁足尺模型構件進行彎剪耦合性能試驗，研究預應力鋼絞線折線張拉時的雙T 形梁的應力分布，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 試驗設備與方案

1.1 試驗設備

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梁足尺模型構件，梁長21.96 m，梁高0.95 m，梁寬2.40 m。試驗梁混凝土設計強度等級為C60。試驗裝置下方布置地梁和抗拔樁基礎，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《混凝土結構試驗方法標準：GB 50152—92》，梁東、西段的試驗剪跨分別為2 425 mm、2 575 mm。設置測點研究鋼筋應變、混凝土應變、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、西段的內力如圖4 所示。測得彎剪耦合性能試驗對應的原型梁在自重及二期結構重力共同作用下加載截面剪力VG=214 kN，相應彎矩MG=602 kN·m；在汽車荷載作用下加載截面剪力VQ=180 kN，相應彎矩MQ=304 kN·m。等效頻遇組合效應值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 加載工況及對應內力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荷載作用下的梁底混凝土拉應變進行抗裂性分析。取圖4?中的加載工況3（379 kN）作為結構抗裂性分析工況。此時，加載工況3 對應的剪力效應為441 kN，剪力加載效率為1.297；對應的彎矩效應為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變如圖6 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變增量為228 με（9.55 MPa），出現(xiàn)在S24a 截面，該截面梁底在構件自重和0.85 倍預應力荷載共同作用下的正應力為-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 截面測點的主拉應力為0.241 MPa，S23 截面的最大主拉應力為0.474 MPa，均小于C60混凝土主拉應力限值。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力分布如圖7 所示，最大主拉應力為0.338 MPa，小于C60混凝土主拉應力限值，斜截面抗裂性滿足要求。

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

2.3 承載力分析

試驗梁東、西段對應的原型梁在自重及二期結構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，相應彎矩MQ分別為404 kN·m 和367 kN·m。計入結構重要性系數(shù)（Cs=1.1）、構件截面強度相關的材料分項系數(shù)（Cm=1.25），得到等效基本組合效應值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，對應的剪力效應分別為769 kN和783 kN，剪力加載效率均為1.013，對應的彎矩效應分別為1 904 kN·m 和2 060 kN·m，彎矩加載效率分別為1.115 和1.234，相應彎矩加載效率均大于1，試驗結果有效。

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

截面ps21～ps24范圍內的梁底預應力鋼絞線應變如圖8所示，測試位置如圖3?所示。梁東段梁底預應力鋼絞線在加載工況6 條件下的最大拉應變增量為353 με（68.8 MPa）；梁西段梁底預應力鋼絞線在加載工況9條件下的最大拉應變增量為376 με（73.3 MPa）?？紤]彎剪試驗前各預應力鋼絞線的實際應力狀態(tài)，得到梁東段梁底預應力鋼絞線的最大合計應力1 277 MPa，梁西段梁底預應力鋼絞線的最大合計應力1 281 MPa，均小于鋼絞線名義屈服強度1 585 MPa，梁底預應力鋼絞線未屈服。

圖8 預應力鋼絞線應變Fig.8 Strain of Prestressed Steel Strand

截面ss1～ss4范圍內的梁底縱向鋼筋應變如圖9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 條件下的最大拉應變增量為367 με（73.4 MPa）。在等效基本組合效應荷載作用下，梁底縱向鋼筋應力均遠小于其屈服強度（400 MPa）。

圖9 縱向鋼筋應變Fig.9 Strain of Longitudinal Reinforcement

測得截面gs1～gs4 范圍內的箍筋應變。梁西段箍筋在加載工況9 條件下的最大拉應變增量為34 με（7.14 MPa），最大壓應變?yōu)?71 με（-14.9 MPa）；梁東段箍筋在加載工況6 條件下的最大拉應變增量為23 με（4.83 MPa），最大壓應變?yōu)?50 με（-10.5 MPa）。在等效基本組合效應荷載作用下，箍筋應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荷載作用下，梁東、西段頂緣混凝土壓應力（-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、西段的梁底預應力鋼絞線最大合計應力（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)剪力大于設計值，承載力滿足要求。試驗最終加載效應及其與等效基本組合效應的比值如表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的2.962 倍時，結構尚未破壞。

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

3 結語

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變增量截面在構件自重和0.85倍預應力荷載共同作用下的正應力小于0，在等效頻遇組合效應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力截面小于C60 混凝土主拉應力限值，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與等效基本組合效應的比值分別為2.623 倍和2.463 倍，結構尚未破壞，承載力滿足要求。