钢筋混凝土箱梁抗剪性能试验研究

钢筋混凝土箱梁抗剪性能试验研究

试验研究现状箱梁是一种承受良好的空间压力性能的桥梁结构。国内外对混凝土箱梁的抗剪承载力进行了一些研究,1974年Man-ChungTang讨论了预应力混凝土箱形梁的抗剪性能,认为相同腹板情况下顶板越宽箱梁抗剪承载力越大。1975年David.W.Johnston等对37根在弯、剪、扭共同作用下的预应力混凝土矩形箱梁进行了试验研究,认为基于斜弯破坏面的极限强度理论能合理预测梁的极限承载能力。2000年欧洲轻质混凝土课题组对双腹板π形截面高强混凝土梁的抗剪、抗扭以及剪扭耦合作用下的受力性能和2根轻质混凝土矩形箱梁的抗剪承载力进行了试验研究,结果表明抗剪承载力与欧洲规范的计算值相比较,实测值与计算值之比为1.24～1.28。国内对箱形截面构件的抗剪性能研究较少,1988年,楚星应用变角桁架模型和软化斜压力场理论,对所做的12片部分预应力混凝土箱形截面约束梁在弯剪作用下的抗剪强度进行了分析,研究了抗剪强度随剪跨比、预应力值和配箍率变化的规律。西南交通大学的马忠国等进行了部分预应力混凝土约束箱梁抗剪承载力及斜截面开裂性能的试验研究,分析了预应力度和剪跨比对斜截面抗裂性和抗剪承载力的影响,并采用回归分析方法得到了计算抗剪承载力的经验公式,认为约束箱梁的抗剪承载力与约束矩形梁的相当,两者都低于约束T梁的抗剪承载力。国内外学者主要对预应力箱梁抗剪性能或箱梁弯剪扭复合受力性能进行了研究,鲜见学者将箱梁和工字梁的抗剪性能进行对比研究,而目前大多数规范[7,8,9,10,11,12,13]抗剪设计公式通常是根据工字梁或者矩形截面梁的试验结果得到的经验或半经验公式,这些公式能否适用于箱型截面梁值得进一步研究。另外,实际桥梁结构箱梁尺寸较大,对于变截面箱梁,剪力较大的根部截面箱梁高度甚至超过10m,而在实验室仅能对其进行缩尺模拟,但基于缩尺模型所得结果能否直接应用于大型箱梁亦值得重新审视,因此尺寸效应亦成为大型箱梁设计无法回避的问题之一。基于此,本文通过相同尺寸、不同截面(箱形截面及工字形截面)的试验梁研究闭合箱梁与等效开口工字梁抗剪性能的区别,通过相同截面、不同尺寸试验梁研究抗剪性能尺寸效应的影响。1试验总结1.1试验梁和试件设计试验梁以某钢筋混凝土箱梁为原形,按截面主要尺寸基本相似的原则,制作了1∶5与1∶10两种比例共4片钢筋混凝土简支梁。每种比例试验梁包括箱梁、工字截面梁各1片。试验梁主要几何尺寸及配筋如图1所示。1∶10梁长度为2.3m,计算跨径2.0m,截面高度0.25m,有效高度为0.23m,箱形截面梁每侧腹板厚度40mm,工字梁腹板厚度为80mm;1∶5梁长度为4.3m,计算跨径4.0m,截面高度0.5m,有效高度为0.46m,箱形截面梁每侧腹板厚度80mm,工字梁腹板厚度为160mm。为增加试验梁的抗扭能力并防止支座位置出现局部压碎,在支点位置处设置厚度为100mm的横隔板。试验梁详细设计数据可参考文献。试件编号B-10、I-10分别代表1∶10比例的箱形及工字形截面梁,B-5、I-5分别代表1∶5比例的箱形及工字形截面梁。试验梁采用C40混凝土,标准养护条件下边长为150mm立方体试块28d的抗压强度平均值为42.07MPa。四根试验梁同批浇筑,同时预留12个立方体试块与试验梁同条件养护,进行梁试验时对预留的立方体试块进行混凝土强度测试,试验时相应混凝土立方体抗压强度汇总于表3。试验梁所用箍筋为10mm直径的HRB335带肋钢筋,屈服强度和极限强度实测值分别为365MPa和530MPa;底板纵向钢筋为16mm直径的HRB335带肋钢筋,屈服强度和极限强度实测值分别为350MPa和515MPa;顶板及腹板纵向钢筋均采用6mm直径的HPB235光圆钢筋,屈服强度和极限强度实测值分别为260MPa和305MPa,1∶10试验梁箍筋间距为1∶5试验梁的2倍,1∶5试验梁纵向钢筋面积为1∶10试验梁的4倍,为了保证试验梁发生预期的剪切破坏,试验梁配置了足够的纵向钢筋。试验梁的配箍率与配筋率如表1所示,其中,配箍率ρsv=Asv/bsv,底板纵筋配筋率,腹板纵筋配筋率ρh=Ash/bh0,Asv为同一截面内箍筋截面面积,Ash为腹板纵向分布钢筋的截面面积,Asd为底板纵向钢筋的截面面积,对工字形梁b为腹板宽度,对箱梁b为腹板宽度之和,sv为箍筋间距,h0为受拉钢筋合力点至受压边缘的距离。1.2试验加载制度在跨中、加载点及支座处的腹板下缘布置位移传感器测量加载过程中的构件挠度、支座沉降及整体扭转角位移,在与支点和加载点连线相交的箍筋上贴应变片测试箍筋应变变化规律,为研究腹板混凝土主应变角变化规律,在腹板外侧混凝土表面贴应变片花。采用千斤顶分级单调加载,标准测力计计量,加载装置如图2所示。为防止混凝土局部压碎,在试验梁加载点及支座承力位置垫一钢板,并在钢板下垫相同尺寸的橡胶板。试验梁采用两侧对称加载,两侧剪跨比均为1.63,为尽量减少扭转,箱梁加载时采用分配梁将荷载平分至两腹板,如图2(a)所示。加载前,对试验梁进行预加载,检查各仪器工作是否正常,仪表读数是否稳定。试验梁开始加载时以10kN为一级加载直至观测到混凝土斜向开裂及竖向开裂,确定开裂荷载后,以10kN(1∶5试验梁为20kN)为一级加载,每级荷载持荷5分钟后采集数据及观测裂缝。加载至计算破坏荷载的80%时,以10kN每级进行加载并连续采集挠度及应变。每级荷载加载完毕记录裂缝发展状况。2试验结果及分析2.1工程中斜裂缝的表现对于B-10梁,加载到55kN时(这里的荷载值系指一侧千斤顶下的测力计读数,下同),在一侧腹板剪跨区截面高度1/3～1/2区域出现第一条斜向裂缝,该裂缝倾角为41°;加载至60kN时,在另一侧腹板几乎同一区域出现第二条斜向裂缝;加载至174kN时,斜裂缝上缘混凝土压碎,主斜裂缝倾角约为41°;破坏时剪跨区裂缝形态如图3(a)所示。对于I-10梁,加载到65kN时,出现第一条斜向裂缝,该裂缝倾角为43°;加载至189.5kN时,斜裂缝间混凝土短柱压碎,主斜裂缝倾角约为43°;破坏时剪跨区裂缝形态如图3(b)所示。对于B-5梁,加载到165kN时,在一侧腹板剪跨区截面高度1/5～3/5区域出现第一条斜向裂缝,初始裂缝倾角为41°;加载至670kN时,斜裂缝上缘混凝土压碎,主斜裂缝倾角约为38°;破坏时剪跨区裂缝形态如图3(c)所示,其中左图为左侧腹板外侧的破坏形态,右图为左侧腹板内侧的破坏形态。对于I-5梁,加载到190kN时,出现第一条斜向裂缝,该裂缝倾角为43°;加载至735kN时,斜裂缝间混凝土短柱压碎,主斜裂缝倾角约为39°;破坏时剪跨区裂缝形态如图3(d)所示。各试验梁裂缝的最终形态如图4所示,对于箱型截面梁分别列出了左右侧腹板的最终裂缝形态图。图4中粗实线所描绘的裂缝为破坏时的主要裂缝,阴影部分为破坏时腹板混凝土破碎的位置。依据图4可以发现,破坏时箱梁左右侧裂缝形态比较一致。1∶10箱梁和等效工字梁的弯曲裂缝平均间距分别为108mm、130mm,箱梁与等效工字梁弯曲裂缝平均间距之比为0.831;1∶5箱梁和等效工字梁的弯曲裂缝平均间距分别为90mm、113mm,箱梁与等效工字梁平均弯曲裂缝间距之比为0.796,引起该现象的原因可能是箱梁腹板对底板的约束效果优于工字梁,使得箱梁腹板弯曲裂缝较密。试件尺寸增加一倍,箱梁和工字梁的腹板弯曲裂缝平均间距分别降低17%、13%,由于两种比例的试验梁底板纵筋配筋率和直径均相同,与1∶10梁相比,1∶5梁底板纵筋相对较密,这是大尺寸梁腹板弯曲裂缝平均间距降低的主要原因。选取腹板外侧若干条斜裂缝对其宽度进行实时记录,试验梁达到70%极限荷载时,1∶10箱梁和等效工字梁的最大斜裂缝宽度分别为3.5mm、0.7mm,箱梁最大斜裂缝宽度是工字梁的5倍;1∶5箱梁和等效工字梁的最大斜裂缝宽度分别为4.67mm、1.0mm,最大斜裂缝宽度箱梁是工字梁的4.67倍。这种现象可能由以下原因引起:(1)箱梁在加载过程中两侧腹板不可能完全对称受力,试验时一侧腹板首先开裂,这同时也是箱梁承载力比等效工字梁低的原因之一;(2)工字梁腹板采用双肢箍筋,而箱梁两侧腹板均采用单肢箍筋,使得工字梁箍筋对斜裂缝的约束效果优于箱梁。此外,箱梁腹板的面外弯曲亦可能是箱梁腹板斜裂缝宽度比等效工字梁明显增大的原因之一。2.2应变花主压应变角图5描述了试验梁剪跨区应变花测试的主应变角随荷载的变化曲线,由图5(a)可以发现,1∶10试验梁,2号、3号应变花(编号见图5(a))测得的主压应变角在35°～45°之间,1号应变花测得的主压应变角在55°～60°之间,1号应变花主压应变角较大是因为其靠近纯弯区,其附近的裂缝倾角也较大。1∶5试验梁,除靠近纯弯区的1号应变花测得的主应变角在75°左右,其余应变花测得主应变角大都在30°～50°之间。表2比较了实测主斜裂缝夹角与主应变角测试值,可以看出,主斜裂缝方向与主压应变倾角吻合较好,主压应变方向在试验过程基本保持不变。剪跨比为1.63时,不同比例、不同截面的试验梁剪压区混凝土主压应变角的变化规律基本类似。2.3工字梁和箱梁的生长及变形为研究剪跨区箍筋应变随荷载发展规律,选取剪跨区箍筋布置应变测点,其中1∶10梁选取1个,如图6(a)所示,1∶5梁选取6个,如图6(b)所示,从支点到加载点依次标记为S-1～S-6。从图6(a)可以发现,1∶10箱梁和工字梁箍筋应变变化规律相似。图6(b)比较了1∶5箱梁和等效工字梁S-2及S-3箍筋应变随荷载的变化规律。可以发现,对于尺寸较大的1∶5箱梁由于“框架效应”及两侧腹板受力不均匀的原因,斜裂缝出现前箱梁箍筋应变明显大于等效工字梁,且箱梁尺寸越大,这种差异越明显。2.4抗剪刚度和裂裂率图7为试验梁的荷载挠度曲线,弯曲裂缝出现前,试验梁基本处于弹性工作阶段,箱形截面梁和工字形截面梁刚度基本一致。通过式(1)定义的割线刚度Esec来描述开裂后试验梁的刚度退化情况:Esec=Vmax−Vwδm−δwEsec=Vmax-Vwδm-δw(1)式中:Vmax、δm分别为最大抗剪承载力及对应位移;Vw、δw分别为腹板斜裂缝开裂荷载及对应位移。通过计算发现,出现弯曲裂缝后,1∶10箱梁和等效工字梁的割线刚度分别为22.04kN/mm、17.99kN/mm,工字梁的割线刚度是箱梁的0.82倍;1∶5箱梁和等效工字梁的割线刚度分别为36.65kN/mm、31.05kN/mm,工字梁的割线刚度是箱梁的0.85倍;1∶5箱梁和工字梁的割线刚度分别是1∶10对应梁的1.66、1.73倍。可以发现,尺寸增大一倍,箱梁和工字梁割线刚度变化比较接近;相同尺寸下,开裂后箱梁刚度比工字梁刚度大15%,箱梁截面两腹板和顶底板组成一闭合框架,腹板对底板的约束效果比工字梁明显;并且箱梁腹板受力不均匀,两侧腹板开裂状态不可能同步,也使得开裂后箱梁割线刚度比工字梁大。2.5试验梁的载力计算值开裂荷载及抗剪承载力试验值列于表3,各试验梁仅考虑腹板承受剪力时,极限剪应力为9.34～10.22MPa,约为1.42~1.55fcu−−−√1.42~1.55fcu;考虑顶板和腹板共同承受剪力时,极限剪应力为3.18～3.55MPa,约为0.48~0.54fcu−−−√0.48~0.54fcu。尺寸增加一倍,1∶10箱梁和工字梁的极限剪应力分别是1∶5对应梁的1.04、1.03倍;同比例下,1∶10、1∶5箱梁极限剪应力比等效工字梁分别低8.1%、8.6%。表3还列出了一些代表性规范的抗剪承载力计算值,包括:公路钢筋混凝土和预应力混凝土桥梁设计规范(JTGD62—2004)、混凝土结构设计规范(GB50010—2002)、ACI318—05、欧洲模式规范(EC2)、美国桥梁设计规范AASHTO-LRFD2007、加拿大设计规范(CSAA23.3-04)、德国规范(DIN1045-1)。表4比较了各试验梁抗剪承载力试验值和规范计算值的比值,由表4可知,1∶10箱梁和等效工字梁的抗剪承载力计算值和试验值比值Vtest的变化范围分别为1.42～1.87、1.55～2.04,平均值分别为1.59、1.73;1∶5箱梁和等效工字梁Vcode的变化范围分别为1.37～1.80、1.50～1.97,平均值分别为1.53、1.68。为研究不同比例试件抗剪承载力的关系,由表3及表4可以发现,1∶5系列的试验梁Vtest/Vcode比1∶10系列梁要低。尺寸增大1倍,箱梁抗剪承载力vtest/vcode的平均值下降3.9%,工字梁抗剪承载力vtest/vcode的平均值下降3.0%。实际结构中,箱梁截面尺寸更大,现有规范公式的实用性值得进一步研究。为研究箱梁与等效工字梁抗剪承载力的差别,将不同比例条件下箱梁与工字梁抗剪承载力列于表5,可以发现,1∶10箱梁抗剪承载力比等配筋率等效截面工字梁低8.2%,1∶5箱梁抗剪承载力比等配筋率等效截面工字梁低8.8%,因此,用等效工