为了研究预应力矮肋T梁桥的整体抗弯性能及梁体对荷载的响应，为使其设计更加合理，本文通过梁长15.96 m，计算跨径14.96 m，梁高0.85 m，梁宽1.05 m的足尺试验，探讨普通受拉钢筋、混凝土沿截面高度的应变分布规律及梁体的破坏形态，试验结果表明：预应力矮肋T梁桥是一种整体性能较强的新型桥梁结构形式，能更好地替代空心板桥，从而广泛用于小跨径的公路桥梁中。为此类型梁桥结构的相关计算理论提供依据的同时，为今后此类桥梁的优化设计提供参考，从而保证此类桥梁在设计基准期内的安全性。 In order to study the overall anti-flexure performance of the prestressed short-ribbed T-girder bridge and the response of the girder to loads, and to make its design more reasonable, the full-scale tests of 15.96 m long girder with 14.96 m span, 0.85 m height and 1.05 m width are car-ried out in this paper. The strain distribution law of common tension steel bar and concrete along the section height and the failure mode of the beam body will also be discussed. The test results show that the prestressed short ribbed T-beam bridge is a new type of bridge structure with strong overall performance, which can be better and replace the hollow slab bridge and is widely used in small span highway bridges. In order to ensure the safety of this kind of bridge in the design reference period, it provides a basis for the relevant calculation theory of this type of bridge structure and provides a reference for the optimization design of this kind of bridge in the future.
于天来*，欧武，姚爽
东北林业大学土木工程学院，黑龙江 哈尔滨
收稿日期：2019年3月2日；录用日期：2019年3月19日；发布日期：2019年3月26日
为了研究预应力矮肋T梁桥的整体抗弯性能及梁体对荷载的响应，为使其设计更加合理，本文通过梁长15.96 m，计算跨径14.96 m，梁高0.85 m，梁宽1.05 m的足尺试验，探讨普通受拉钢筋、混凝土沿截面高度的应变分布规律及梁体的破坏形态，试验结果表明：预应力矮肋T梁桥是一种整体性能较强的新型桥梁结构形式，能更好地替代空心板桥，从而广泛用于小跨径的公路桥梁中。为此类型梁桥结构的相关计算理论提供依据的同时，为今后此类桥梁的优化设计提供参考，从而保证此类桥梁在设计基准期内的安全性。
关键词 :预应力矮肋T梁，足尺试验，受力性能
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我国在役桥梁中小跨径桥梁占比较大，其中空心板结构最为常见 [
国内一部分学者对矮肋T梁桥与空心板桥进行比较 [
本次试验以某桥梁结构中的上部结构为原型，采用足尺模型对试验梁构件进行设计 [
图1. 试验梁半立面和试验梁细部尺寸及钢束布置图(单位：mm)
在构件厂预制制作的同时，预留一部分材料进行材料性能试验，按照现有规范实验所得钢筋、预应力筋材料力学性能如表1中所示。
| 材料参数 | ||||
|---|---|---|---|---|
| 混凝土 | E c ( Mpa ) 34,500 | 强度等级 | f t k ( Mpa ) | |
| C 50 | 2.65 | |||
| 标准抗压强度 f c k ( Mpa ) | 设计抗拉强度 f t d ( Mpa ) | 设计抗压强度 f c d ( Mpa ) | ||
| 32.4 | 1.83 | 22.4 | ||
| 钢筋 | 标准抗拉强度 f s k ( Mpa ) | 弹性模量 E s ( Mpa ) | 设计抗拉强度 f s d ( Mpa ) | |
| HRB335 | 335 | 200,000 | 280 | |
| R235 | 235 | 210,000 | 195 | |
| 钢绞线 | 直径(mm) | 种类 | 设计抗压强度 f c d ( Mpa ) | |
| 15.2 | 1 × 7 标准型 | 22.4 | ||
| 抗拉强度设计值 f p d ( Mpa ) | 抗拉强度标准值 f p k ( Mpa ) | 弹性模量Ep(Mpa) | ||
| 1260 | 1860 | 195,000 | ||
表1. 试验梁材料特性表
进行试验前，为了确定加载分级。先根据单梁设计图纸，计算单梁的抗弯极限承载能力，在计算试验加载的最大值。为模拟试验过程，先用Midas Civil建立试验梁的非线性有限元模型 [
验采用的加载方式是常规的两点加载，试验装置示意图如图2中所示。支座一端采用滚动支座，另一端采用铰支座。试验挠度测点分别布置于支点、L/4、跨中断面及3L/4，挠度、应变测点布置示意图见图3~5。每次加载完成后，持续一定时间待梁体稳定后进行应变、挠度采集，对裂缝进行测量记录。检查构件是否产生裂缝，记录裂缝宽度长度及位置。
图2. 试验装置图(单位：mm)
图3. 挠度测点布置图(单位：mm)
图4. 跨中横断面混凝土应变测点布置图(单位：mm)
图5. 纵向钢筋应变测点布置图(单位：mm)
根据文献 [
对比梁分级加载
1) 试验开始前，需要对试验梁进行三级预加载。荷载步长为27.9 kN；
2) 试验阶段先分8级加载至0.9Pcr’ = 222.9 kN，每级增加27.9 kN；
3) 当加载达到开裂试验荷载值的90%后，按每级8 kN加载，直至试验梁开裂；
4) 当试验梁开裂后，每级荷载值取24.5 kN的级距进行加载，直至0.9Pu’ = 393.4 kN；
5) 当加载达到承载能力试验荷载技术值的90%后，按每级11kN加载至结构达到极限承载能力标志；
6) 卸载时的每级卸载值为两级加载值的总和，且保证每级卸载后在构件上的试验荷载剩余值宜与加载时的某一荷载值相对应。
根据《混凝土结构试验方法标准》(GB50152-92) [
试验梁在达到386.49 kN的荷载值之前，一直处于非常良好的弹性工作状态，跨中挠度为24.34 mm，钢筋应变随荷载变化的规律也呈线性，混凝土应变符合平面假定。当荷载值超过了386.49 kN，混凝土的中性轴有了稍许的改变，其下缘混凝土出现了竖向裂缝，导致很小部分混凝土退出了工作状态，确定了试验梁的开裂荷载为386.49 kN。
当试验荷载达到539.55 kN，跨中挠度为50.9 mm，此时试验梁呈现出明显的弹塑性工作状态，最大的裂缝宽度达到了0.2 mm。试验梁的荷载–位移曲线和混凝土的应变曲线均存在明显的拐点和塑性变化段，此时的结构表现出了一定延性。
当荷载持续增大，试验梁的挠度及裂缝宽度持续增大，裂缝数量持续增加。加载到一定程度是，预应力筋开始承担绝大部分荷载，梁低普通受拉钢筋开始屈服，梁体下挠速度明显加快。在试验过程中，裂缝发展比较稳定，首先出现在跨中纯弯段梁底的竖向裂缝向上发展，宽度增加。随着荷载的增加，部分裂缝汇合，加载至737.91 kN时，主裂缝发展速度明显增加，弯剪区已经有明显斜裂缝产生，当达到913.55 kN时，梁体裂缝已经延伸到了翼缘处，跨中挠度为381.13 mm。最终试验梁主裂缝和跨中竖向缝延伸到翼缘、加载点附近翼缘混凝土被压碎，达到彻底失效状态。试验梁现场破坏阶段加载情况及破坏状态见图6、图7；同时，此阶段下的钢筋应变片几乎全部失效，由于裂缝扩展，混凝土应变片失效。混凝土部分测点应变大小见表2。
| 荷载(kN) 距梁底距离(mm) | 0 | 386.49 | 539.55 |
|---|---|---|---|
| 30 | 0 | 460 | 841 |
| 167.5 | 0 | 386 | 455 |
| 305 | 0 | 206 | 125 |
| 422.5 | 0 | 66 | 32 |
| 580 | 0 | −68 | −15 |
| 645 | 0 | −112 | −116 |
| 675 | 0 | −148 | −177 |
| 740 | 0 | −292 | −489 |
表2. 试验梁部分应变测点值(单位：με)
图6. 试验梁最终破坏照片
图7. 梁体破坏阶段裂缝图
根据每级荷载所测裂缝数据，在实验过程中，其裂缝宽度的平均值随着荷载的增加而增加，呈直线增长关系。其线性回归见图8。
试验梁的荷载–裂缝线性回归曲线为：
Y = 1221.8 x + 305.9
线性相关系数：R = 0.9781，说明裂缝平均宽度与荷载大小具有很好的线性相关性。
在各级试验荷载作用下，各测点挠度曲线见图9、图10。
试验荷载小于开裂荷载前，试验梁处于弹性工作状态，位移与荷载呈线性关系；至荷载达到开裂荷载时，挠度载突然增大，梁体开裂。随后随着荷载的增大，裂缝处于稳定的发展阶段；荷载至539 KN附近时，裂缝进入快速发展阶段，中性轴快速上移，主梁挠度迅速下降；至荷载达973.9 KN时，下缘钢
图8. 试验梁荷载–裂缝宽度关系
图9. 荷载–竖向位移
图10. 跨中位移
筋开始屈服，随后上缘混凝土压碎；破坏时，主梁跨中挠度接近381.13 mm，反应出预应力矮肋T梁的竖向刚度偏低。
在试验荷载作用下，混凝土应变沿梁高分布总体符合平截面假定。下缘混凝土开裂后，随着荷载的增大，下缘混凝土拉应变增大，中性轴不断上移，上缘混凝土压应变不断增大。至539 KN附近时，裂缝进入快速发展阶，钢筋应变快速增加混凝、钢筋应变见图11、图12；至973.9 KN附近时，下缘钢筋屈服，随之上缘混凝土被压碎，梁体完全破坏。
图11. 混凝土应变沿梁高分布
图12. 钢筋应变–荷载
本文通过16 m预应力矮肋T梁足尺静力试验及数据分析，得出了以下结论：
1) 试验荷载小于开裂荷载前，试验梁处于弹性工作状态，位移与荷载呈线性关系；至荷载达到开裂荷载时，挠度突然增大，梁体开裂。随后随着荷载的增大，裂缝处于稳定的发展阶段；荷载至539 KN附近时，裂缝进入快速发展阶段，中性轴快速上移；至荷载达973.9 KN时，下缘钢筋开始屈服，随后上缘混凝土压碎。
2) 荷载至539 KN附近时，裂缝进入快速发展阶段，中性轴快速上移，主梁挠度迅速下降；至荷载达973.9 KN时，下缘钢筋开始屈服，随后上缘混凝土压碎；破坏时，主梁跨中挠度达到381.13 mm，反应出预应力矮肋T梁的竖向刚度偏低。
于天来,欧 武,姚 爽. 预应力矮肋T梁受力性能研究Study on Mechanical Behavior of Prestressed Short Rib T-Beam[J]. 土木工程, 2019, 08(02): 404-412. https://doi.org/10.12677/HJCE.2019.82047