集中荷載下鋼筋混凝土簡支T型梁剪力滯效應(yīng)

鄭威，曾剛，董毓利，段進濤，張升耀

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021；2. 廈門市消防救援支隊 特勤大隊，福建 廈門 361006)

翼板寬度較大的T型梁和箱型梁在發(fā)生豎向彎曲變形時，腹板和翼板之間產(chǎn)生剪應(yīng)力，剪應(yīng)力向翼板邊緣傳遞的過程中逐漸衰減，導(dǎo)致距離腹板較遠的翼板邊緣的縱向位移滯后于距離腹板較近的翼板中間區(qū)域的位移.因此,翼板內(nèi)縱向正應(yīng)力沿翼板寬度方向呈曲線分布，這種現(xiàn)象稱為剪力滯效應(yīng)[1].由于剪力滯效應(yīng)的存在，翼板內(nèi)的正應(yīng)變不再符合初等梁理論中的平截面假定.在結(jié)構(gòu)設(shè)計中若未充分考慮剪力滯效應(yīng)的影響，容易造成結(jié)構(gòu)的局部開裂或失穩(wěn)[2].

目前，橋梁建設(shè)中廣泛采用的箱型截面結(jié)構(gòu)、T型結(jié)構(gòu)、筒狀結(jié)構(gòu)等都存在剪力滯效應(yīng)[3-4].我國現(xiàn)有的部分橋梁在設(shè)計時因未能充分考慮剪力滯效應(yīng)的影響，造成橋梁在正常使用過程中應(yīng)力過度集中，出現(xiàn)了嚴重的橫向裂縫[5-6].為此，很多學(xué)者開展了針對箱型梁和T型梁的剪力滯效應(yīng)的研究.文獻[7-8]通過縮尺模型試驗和有限元模擬，分析鋼筋混凝土連續(xù)箱梁在彈性階段的剪力滯分布規(guī)律，發(fā)現(xiàn)頂板的剪力滯系數(shù)大于底板的剪力滯系數(shù)，在均布荷載作用下，剪力滯效應(yīng)比集中荷載作用下要強.羅旗幟[3]利用有機玻璃箱梁模型開展試驗，研究連續(xù)曲線箱梁和簡支直線箱梁的剪力滯效應(yīng)，并驗證其提出的基于能量泛函變分原理的剪力滯效應(yīng)分析理論.文獻[9-10]對鋼筋混凝土簡支和懸臂箱型結(jié)構(gòu)梁在塑性階段的剪力滯效應(yīng)進行試驗研究，驗證箱型結(jié)構(gòu)梁中也存在剪力滯.目前，對T型梁剪力滯效應(yīng)的研究主要是理論分析和數(shù)值模擬，張元海[11]以平截面假定為基礎(chǔ)，對腹板和翼板附加位移函數(shù)考慮剪力滯大的影響.安平和等[12]利用有限元模型分析影響裝配式連續(xù)T型梁剪力滯效應(yīng)的關(guān)鍵因素，發(fā)現(xiàn)連續(xù)T型梁的剪力滯效應(yīng)不受配筋的影響，主要在支座位置比較突出.張軍鋒等[13]分別使用MIDAS和ANSYS兩個有限元軟件，研究在有限元模擬中不同的單元類型和網(wǎng)格密度對簡支T型梁模擬結(jié)果的影響.

為研究鋼筋混凝土簡支T型梁的剪力滯效應(yīng)，需要開展大尺寸鋼筋混凝土T型梁模型試驗.本文在試驗的基礎(chǔ)上，使用Abaqus有限元軟件對T形梁翼板內(nèi)的正應(yīng)力和剪力流做進一步分析，并利用有限元模型分析不同腹板厚度對T型梁翼板剪力滯效應(yīng)的影響.

1 T型梁剪力滯試驗

1.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

為研究集中荷載下鋼筋混凝土簡支T型梁的剪力滯效應(yīng)，依據(jù)JTG D60-2015《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》[14]，參考重慶大學(xué)黃祖林研究的鋼筋混凝土簡支T型梁橋模型[15]，設(shè)計大尺寸試驗?zāi)Ｐ?T型梁試驗?zāi)Ｐ偷拈L度為3 200 mm;腹板高度為380 mm;腹板寬度為200 mm；翼板寬度為2 000 mm;翼板厚度為120 mm.Φ12 mm鋼筋的屈服強度為450.8 MPa，極限強度為603.7 MPa；Φ16 mm鋼筋的屈服強度為451.4 MPa，極限強度為608.1 MPa;混凝土立方體試塊(150 mm×150 mm×150 mm)的抗壓強度為60.2 MPa.澆筑所用的混凝土為C50商品混凝土、鋼筋的型號為HRB400.T型梁截面尺寸和配筋，如圖1所示.

圖1 T型梁截面尺寸和配筋(單位：mm)Fig.1 Section size and reinforcement of T-beam (unit: mm)

在T形梁1/3位置處施加集中荷載,沿T型梁長度方向上存在3種受力形式:在支座位置只承受的剪力；支座和加載點之間同時存在的剪力和彎矩；兩加載點之間只承受的彎矩.在這3種受力形式范圍內(nèi)，分別布置應(yīng)變片，測量沿T型梁截面寬度方向上的應(yīng)力變化，布置應(yīng)變片的A，B和C三個截面位置，如圖2(a)所示.圖2(a)中：L，R分別是左、右動頭.每個截面應(yīng)變片測點位置，如圖2(b)所示.

(a) 應(yīng)變片布置截面 (b) 截面應(yīng)變片測點位置 圖2 應(yīng)變片布置(單位：mm)Fig.2 Strain gauge arrangement (unit: mm)

1.2 加載方案

T型梁在正常使用狀態(tài)下，腹板底部的鋼筋應(yīng)力不會達到屈服強度[14].試驗主要研究T型梁在正常使用狀態(tài)下翼板內(nèi)的剪力滯效應(yīng),需要計算T型梁腹板底部受拉鋼筋達到屈服強度時的承載力，然后，分級加載.試驗所用的T型梁翼板寬度和厚度相對較大，腹板高度和寬度都相對較小，可以初步判斷試驗?zāi)Ｐ蛯儆诘?類T形截面.受彎T型梁正截面,如圖3所示.圖3中：σc為受壓混凝土應(yīng)力；σe為受壓鋼筋應(yīng)力；bf為翼板寬度；hf為翼板厚度；h為T型梁總高度；b為腹板寬度;αe為受壓鋼筋到T型梁頂面的距離；αs為底層受拉鋼筋到T型梁底面的距離；αi為第i層構(gòu)造縱筋到T型梁底面的距離，i=1,2,3；M表示T型梁截面所受彎矩；y0為T型梁中性軸到T型梁頂面的距離；φ為T型梁受彎變形后的截面與原截面的夾角；Ae為受壓鋼筋的截面積；σs為底層受拉鋼筋的應(yīng)力；As為底層受拉鋼筋的截面積；σi為第i層構(gòu)造縱筋的應(yīng)力，i=1,2,3；Ai為第i層構(gòu)造縱筋的截面積，i=1,2,3.

若按照第1類T形截面計算得到中性軸位置y0

1) T型梁在變形過程中符合平截面假定；

2) 受拉區(qū)混凝土不能承受拉力，所有拉力由受拉區(qū)鋼筋承擔(dān).

圖3 受彎T型梁正截面Fig.3 Normal section of bending T-beam

簡支梁軸力為0，由靜力平衡方程[16]，有

(1)

由圖3中的T型梁正截面的變形協(xié)調(diào)方程，有

(2)

式(2)中：εc為混凝土應(yīng)變，規(guī)范[17]中建議取值為0.001 769；εs為鋼筋應(yīng)變.混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用規(guī)范[17]中的定義的本構(gòu)模型,即

σc=(1-dc)·Ec·ε,

(3)

(4)

(5)

(6)

式(3)～(6)中：Ec為混凝土彈性模量；αa和αd為混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線參數(shù)，規(guī)范中建議分別取值為1.92和1.85；fc為混凝土單軸抗壓強度，根據(jù)試驗測試為38.5 MPa.

鋼筋的本構(gòu)關(guān)系取規(guī)范[17]定義的三折線模型，即

(7)

T型梁腹板底部受拉鋼筋屈服應(yīng)力為451.1 MPa,將變形協(xié)調(diào)方程、鋼筋和混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及腹板底部鋼筋的屈服應(yīng)力代入靜力平衡方程，可以求得在T型梁腹板底部鋼筋應(yīng)力達到屈服強度時正截面承受的彎矩M=160.8 kN·m.

采用兩點加載的方式，加載點為T型梁1/3的位置，距離支座距離為1 000 mm,所以在T型梁腹板鋼筋屈服時，加載點所施加的荷載為160.8 kN.在加載過程中，先用力的控制方式施加荷載，將160.8 kN力分為8級加載，每15 min施加一級荷載(20.1 kN).160.8 kN的荷載施加完畢后,采用位移控制的加載方式繼續(xù)施加荷載，試驗結(jié)束時,作動頭最大行程為120 mm.T型梁加載方式,如圖4所示.

(a) 試驗加載簡圖 (b) 試驗加載裝置 圖4 T型梁加載方式(單位：mm)Fig.4 Loading mode of T-beam (unit: mm)

1.3 試驗結(jié)果

在試驗中，當(dāng)荷載達到60 kN時，腹板底部混凝土出現(xiàn)開裂；當(dāng)荷載達到131.2 kN時，腹板混凝土裂縫蔓延至與翼板交界處，并很快從腹板位置發(fā)展到翼板底面的邊緣.加載點荷載(F)-位移(s)曲線,如圖5所示.由圖5可知：當(dāng)荷載達到180 kN時，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點；兩個作動頭最終加載位移120 mm，L，R作動頭荷載分別為276.8,275.2 kN.試驗結(jié)束后的T型梁裂縫分布,如圖6所示.

圖5 加載點荷載-位移曲線 圖6 試驗結(jié)束后的T型梁裂縫分布Fig.5 Load-displacement curves of loading points Fig.6 Cracks distribution of T-beam after test

在各級荷載下，截面A,B和C翼板上的表面正應(yīng)力分布，如圖7～9所示.截面B，C翼板上表面剪力滯系數(shù),如圖10～11所示.腹板上表面剪力滯系數(shù)-荷載曲線，如圖12所示.圖7～12中：WA,WB,WC為截面A～C翼板的橫向坐標(biāo)位置.

由圖7～12可知：位于支座上部的截面A在理論上不受彎矩作用，正應(yīng)力為0,施加第1級荷載(20.1 kN)后，截面A出現(xiàn)了負剪力滯現(xiàn)象，隨著荷載的增加，負剪力滯現(xiàn)象更加明顯;位于加載點和支座中間的截面B，在第1級荷載(20.1 kN)至第3級荷載(60.3 kN)下為正剪力滯，隨著荷載的增加剪力滯系數(shù)逐漸較小，加載到第4級荷載(80.4 kN)時，截面B腹板位置為負剪力滯，此后，隨著荷載的增加，負剪力滯現(xiàn)象逐漸明顯,加載到第7級荷載(140.7 kN)時，截面B腹板位置由受壓變?yōu)槭芾?位于跨中純彎段截面C在加載過程中，剪力滯系數(shù)變化幅度較小,在第1級荷載(20.1 kN)增大到第6級荷載(120.6 kN)過程中，C截面腹板位置的剪力滯系數(shù)逐漸減小，第7級荷載(140.7 kN)至第8級荷載(160.8 kN)剪力滯系數(shù)逐漸增大；A,B和C三個截面的應(yīng)力都發(fā)生了突變，剪力滯系數(shù)也有顯著的增加，說明翼板的開裂進一步影響剪力在翼板內(nèi)的傳遞，導(dǎo)致正應(yīng)力分布更加不均勻.試驗過程中，隨著荷載的增加，截面B腹板位置由受壓變?yōu)槭芾依瓚?yīng)力接近混凝土的受拉極限承載力，這很可能導(dǎo)致T型梁在彈性階段頂面出現(xiàn)受拉裂縫.截面A，B的腹板位置受拉主要是受到負剪力滯的影響，支座和集中力加載點都作用在腹板上，施加荷載后，T形梁發(fā)生撓曲，腹板底部受拉，翼板頂面受壓，腹板和翼板之間產(chǎn)生剪力，剪力從腹板和翼板的交界處向翼板的邊緣傳遞.根據(jù)圣維南原理，剪力向翼板邊緣傳遞時逐漸減小，在翼板內(nèi)分布不均勻，靠近腹板的位置剪力比較大，而靠近翼板邊緣的區(qū)域剪力比較小.剪力在翼板內(nèi)不均勻分布影響了翼板內(nèi)的正應(yīng)力分布，使得正應(yīng)力在翼板內(nèi)部分布不均勻.

圖7 截面A翼板上表面正應(yīng)力分布 圖8 截面B翼板上表面正應(yīng)力分布Fig.7 Normal stress distribution on upper surface of flange on section A Fig.8 Normal stress distribution on upper surface of flange on section B

圖9 截面C翼板上表面正應(yīng)力分布 圖10 截面B翼板上表面剪力滯系數(shù)Fig.9 Normal stress distribution on upper surface of flange on section C Fig.10 Shear lag coefficient on upper surface of flange on section B

圖11 截面C翼板上表面剪力滯系數(shù) 圖12 腹板上表面剪力滯系數(shù)-荷載曲線Fig.11 Shear lag coefficient on upper surface of flange on section C Fig.12 Shear lag coefficient-load curve on upper surface of web

T型梁受彎變形，如圖13(a)所示，由于簡支T型梁的對稱性，取一半結(jié)構(gòu)進行分析.取支座和加載點之間翼板的一個截面P-P，翼板頂面變形，如圖13(b)所示.將翼板沿截面F′-F′剖開，T型梁受彎后，翼板內(nèi)沿T型梁長度方向產(chǎn)生非均勻變形，如截面F-F.靠近支座的截面F′-F′近似處于無應(yīng)力狀態(tài)，截面F-F和截面F′-F′實際上為一個截面，應(yīng)滿足變形協(xié)調(diào)的條件，截面F′-F′段在翼板內(nèi)的腹板位置將產(chǎn)生拉應(yīng)力，而翼板的邊緣區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生的是壓應(yīng)力.翼板邊緣和腹板之間縱向的應(yīng)變差最大，壓應(yīng)力也是最大.這樣就出現(xiàn)翼板邊緣的應(yīng)力大于翼板內(nèi)腹板位置的應(yīng)力的現(xiàn)象，即負剪力滯現(xiàn)象.當(dāng)荷載進一步增加，翼板邊緣和腹板的位移差隨之增大，在翼板內(nèi)腹板位置就出現(xiàn)了受拉區(qū).

(a) T型梁受彎變形 (b) 翼板頂面變形圖13 負剪力滯機理分析Fig.13 Mechanism analysis of negative shear lag

2 T型梁剪力滯的模擬與分析

通過傳感器采集到的應(yīng)變和變形數(shù)據(jù)有限，為更加深入研究翼板內(nèi)的剪力流和正應(yīng)力分布的特點，以及對T型梁進行參數(shù)分析，使用Abaqus有限元軟件對T型梁進行數(shù)值模擬.使用Abaqus有限元軟件模擬T型梁加載全過程，對比有限元模型和試驗過程中的荷載-位移曲線和對應(yīng)位置的應(yīng)力值，以此驗證有限元模型的準(zhǔn)確性.本構(gòu)模型采用規(guī)范[17]中定義的本構(gòu)模型(式(3)～(7)).根據(jù)T型梁試驗?zāi)Ｐ徒⒂邢拊Ｐ?，其加載方式與試驗一致.鋼筋單元類型為T3D2，混凝土單元類型為C3D8I.采用將鋼筋嵌入混凝土方式定義鋼筋與混凝土的接觸關(guān)系，這種接觸關(guān)系不考慮鋼筋與混凝土之間的滑移.在數(shù)值模擬中采用位移控制的方式進行加載，與試驗過程相同，最大加載位移為120 mm.

圖14 加載點荷載-位移曲線Fig.14 Load-displacement curves of loading points

T型梁加載點的荷載-位移曲線，如圖14所示.由圖14可知：在荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯的拐點(180 kN左右)之前，試驗和數(shù)值模擬的荷載-位移曲線比較接近.

有限元模型的剛度略大于試驗?zāi)Ｐ?，因為Abaqus有限元模型采用的是無滑移的鋼筋與混凝土接觸關(guān)系，而試驗?zāi)Ｐ涂赡軙嬖谖⑿』?，而且有限元模型未考慮混凝土開裂對剛度退化的影響，所以T型梁的有限元模型的前期剛度比試驗?zāi)Ｐ吐源笠恍?有限元模型和試驗?zāi)Ｐ途窃?80 kN左右，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯的拐點，相較于彈性階段，在T型梁完全進入塑性階段后，有限元模型和試驗?zāi)Ｐ偷暮奢d-位移曲線差別更大一些，可能是因為有限元模型采用的是規(guī)范中[17]定義的鋼筋和混凝土本構(gòu)關(guān)系與真實存在差別.規(guī)范中[17]定義的是素混凝土的本構(gòu)關(guān)系，沒有考慮箍筋對混凝土的約束作用.箍筋對混凝土的約束使混凝土的延性得到較大的提高.整體來看，在T型梁未完全進入塑性階段之前，Abaqus有限元模型模擬T型梁的荷載-位移曲線與試驗比較接近.

加載位移為120 mm時T型梁的變形，如圖15所示.翼板上表面正應(yīng)力模擬與試驗的對比,如圖16所示.

(a) 試驗 (b) 模擬圖15 加載位移為120 mm時T型梁的變形Fig.15 Deformation of T-beam at 120 mm loading displacement

(a) 截面A

(b) 截面B (c) 截面C 圖16 翼板上表面正應(yīng)力模擬與試驗的對比Fig.16 Comparison between simulation and test normal stresses on upper surface of flange

由圖16可知：有限元模擬和試驗應(yīng)力變化趨勢基本一致，隨著荷載的增加應(yīng)力逐漸增大；有限元模擬和試驗結(jié)果有一定的誤差，模擬應(yīng)力值略小于試驗值.由于試驗過程中測量的應(yīng)力值有一定的離散性，少數(shù)測點應(yīng)力值的誤差較大，但大多數(shù)測點應(yīng)力值誤差都小于10%,說明Abaqus有限元模型可以有效模擬試驗過程中T型梁翼板內(nèi)應(yīng)力變化過程及分布情況.

相比較于試驗，Abaqus有限元軟件的模擬可以得到更詳細的正應(yīng)力分布情況，這有助于更加深入地分析T型梁翼板內(nèi)剪力流和正應(yīng)力的分布特點. 在第2級荷載(40.2 kN)、第5級荷載(100.5 kN)和第8級荷載(160.8 kN)下翼板頂面的正應(yīng)力、剪力流云圖，分別如圖17,18所示.

(a) 40.2 kN (b) 100.5 kN (c) 160.8 kN圖17 各級荷載下翼板正應(yīng)力云圖Fig.17 Normal stress nephogram of flange under different loads

(a) 40.2 kN (b) 100.5 kN (c) 160.8 kN圖18 各級荷載下翼板內(nèi)剪力流云圖Fig.18 Shear stress nephogram of flange under different loads

由圖17可知：隨著荷載的增加，加載點的局部效應(yīng)加強，加載點附近的正應(yīng)力明顯比較大；兩個集中力的加載點都位于腹板的頂部，翼板內(nèi)靠近腹板區(qū)域的正應(yīng)力明顯比較大；在加載點到支座位置之間的區(qū)域，出現(xiàn)負剪力滯現(xiàn)象，并且翼板頂面由受壓變?yōu)槭芾@與T型梁試驗結(jié)論一致，翼板內(nèi)正應(yīng)力分布不均勻主要是受翼板內(nèi)剪力流分布不均勻的影響.

由圖18可知：剪力在翼板和腹板交界處產(chǎn)生，在向翼板邊緣傳遞的過程中迅速衰減，產(chǎn)生剪力滯后現(xiàn)象，在兩加載點之間的純彎段幾乎不存在剪應(yīng)力，沿寬度方向正應(yīng)力變化很??；當(dāng)荷載施加到139.8 kN時，翼板底面開裂，翼板邊緣的正應(yīng)力開始明顯小于腹板位置的正應(yīng)力.Abaqus有限元模擬和試驗結(jié)果類似，翼板底面開裂縫后，翼板邊緣的正應(yīng)力進一步滯后于腹板位置的正應(yīng)力，剪力滯效應(yīng)增強.

3 腹板厚度對剪力滯的影響分析

在T形梁受彎變形時，翼板和腹板之間存在剪力，當(dāng)腹板寬度增大時，翼板內(nèi)的剪力滯效應(yīng)將會減弱[18].為了研究腹板的厚度對翼板剪力滯效應(yīng)的影響，采用已經(jīng)驗證過的Abaqus有限元模型，研究不同腹板厚度的T型梁翼板內(nèi)的剪力滯效應(yīng).試驗?zāi)Ｐ凸苍O(shè)計3種腹板厚度分別為200，300，400 mm的T型梁模型(在下文中分別用T200，T300和T400表示3種T型梁)進行對比分析.3種T型梁模型僅是腹板的寬度不同，鋼筋的配筋形式和數(shù)量完全相同，鋼筋和混凝土的強度都采用試驗測定的強度.根據(jù)初等梁理論計算公式(1)，雖然腹板厚度不同，但是相同的配筋下T形梁的承載力相同.在試驗中已經(jīng)驗證，隨著荷載的增加，剪力滯效應(yīng)也會發(fā)生改變，采用相同的配筋可以避免不同荷載比對剪力滯效應(yīng)的影響.

T300和T400正截面配筋，如圖19所示.圖19中：T型梁的長度均為3 200 mm，與試驗?zāi)Ｐ拖嗤?，在梁?/3位置處兩點加載.

(a) T300 (b) T400圖19 T300和T400正截面配筋(單位：mm)Fig.19 Reinforcement of T300 and T400 normal sections (unit: mm)

圖20 模擬加載點荷載-位移曲線Fig.20 Load-displacement curves of simulated loading points

3種截面形式的T型梁，在腹板底部鋼筋應(yīng)力達到屈服強度時的承載力都是160.8 kN·m，與試驗相同，分8級加載，每級荷載20.1 kN.3種截面形式下，Abaqus有限元軟件模擬加載點荷載-位移曲線，如圖20所示.在相同的配筋的情況下，僅增加腹板的厚度，T型梁的承載力有微小提升.可能是因為有限元模擬中混凝土本構(gòu)模型采用的是塑性損傷模型，該本構(gòu)模型考慮了混凝土的受拉行為，而理論計算中完全忽略了混凝土的拉應(yīng)力對承載力的貢獻.第2級荷載(40.2 kN)和第8級荷載(160.8 kN)下，不同腹板厚度截面A，B,C正應(yīng)力分布,如圖21～23所示.

由圖21可知：截面A在40.2 kN荷載下，不同腹板厚度的T型梁翼板邊緣的應(yīng)力差別較小，腹板位置的正應(yīng)力有明顯的降低；T300相較于T200腹板與翼板交界處正應(yīng)力降低42.0%，T400相較于T200腹板與翼板交界處正應(yīng)力降低60.9%；截面A在160.8 kN荷載下，T300和T400翼板邊緣的正應(yīng)力幾乎相同，相較于T200壓應(yīng)力增加，拉應(yīng)力降低，T300相較于T200腹板與翼板交界處正應(yīng)力降低49.8%，T400相較于T200腹板與翼板交界處正應(yīng)力降低67.4%.

(a) 40.2 kN (b) 160.8 kN圖21 不同腹板厚度A截面正應(yīng)力分布Fig.21 Normal stress distribution of section A with different web thickness

(a) 40.2 kN (b) 160.8 kN圖22 不同腹板厚度B截面正應(yīng)力分布Fig.22 Normal stress distribution of section B with different web thickness

(a) 40.2 kN (b) 160.8 kN圖23 不同腹板厚度C截面正應(yīng)力分布Fig.23 Normal stress distribution of section C with different web thickness

由圖22可知：截面B在荷載較小時出現(xiàn)正剪力滯效應(yīng)，荷載增大后,出現(xiàn)負剪力滯效應(yīng)；截面B在40.2 kN荷載下，T300相較于T200腹板與翼板交界處正應(yīng)力降低9.5%，T400相較于T200腹板與翼板交界處正應(yīng)力降低16.4%；截面B在160.8 kN荷載下，T300和T400負剪力滯現(xiàn)象顯著低于T200，在翼板B截面內(nèi)T300和T400腹板位置沒有出現(xiàn)受拉區(qū)域.

由圖23可知：截面C在40.2 kN荷載下，不同的腹板厚度的T型梁翼板內(nèi)的應(yīng)力有明顯區(qū)別，T300相較于T200腹板與翼板交界處正應(yīng)力降低14.2%，T400相較于T200腹板與翼板交界處正應(yīng)力降低25.4%；截面C在160.8 kN下，T300和T400翼板內(nèi)腹板位置的正應(yīng)力相較于T200幾乎一致.

不同梁腹板厚度的T型梁的模擬分析表明，在T型負剪力滯區(qū)域，增大腹板厚度，剪力滯效應(yīng)明顯降低，但是隨著腹板厚度的增大，剪力滯效應(yīng)降低的程度減小.所以通過增加腹板厚度降低剪力滯效應(yīng)的作用會隨著腹板厚度的增加而減弱.在T型梁的純彎段，當(dāng)荷載較小時，增加腹板厚度可以顯著降低正應(yīng)力和剪力滯效應(yīng)；而當(dāng)荷載較大時，翼板底面出現(xiàn)裂縫導(dǎo)致剪力滯效應(yīng)增強，增大腹板厚度對減弱正剪力滯效應(yīng)的作用不大.

4 結(jié)論

通過鋼筋混凝土簡支T型梁試驗，研究T型梁不同位置截面正應(yīng)力的分布情況.通過Abaqus有限元軟件對T型梁的加載全過程進行模擬，驗證有限元模型的準(zhǔn)確性，并利用數(shù)值模擬分析翼板內(nèi)正應(yīng)力和剪力流的分布特點.利用有限元模型，分析在相同配筋和荷載下不同腹板厚度對翼板剪力滯效應(yīng)的影響.對于鋼筋混凝土簡支T型梁剪力滯分析，主要得出以下3個結(jié)論.

1) 鋼筋混凝土簡支T型梁在荷載作用下，翼板內(nèi)存在明顯的剪力滯現(xiàn)象.翼板內(nèi)靠近支座位置的區(qū)域存在顯著的負剪力滯現(xiàn)象，并且隨著荷載的增大，出現(xiàn)負剪力滯的區(qū)域混凝土出現(xiàn)受拉的現(xiàn)象，支座與加載點中間位置最大拉應(yīng)力達到2.34 MPa，接近混凝土極限抗拉強度.

2) Abaqus有限元軟件對鋼筋混凝土簡支T型梁的試驗過程的模擬表明，Abaqus有限元模型可以有效模擬T形梁的剪力滯現(xiàn)象.通過數(shù)值模擬結(jié)果可以看到，T型梁在集中荷載下，加載點附近的局部效應(yīng)明顯；剪力主要發(fā)生在腹板和翼板的交界處，剪力在向翼板邊緣傳遞的過程中快速衰減，純彎段翼板內(nèi)沒有明顯的剪力.

3) 在T型梁負剪力滯區(qū)域，增加腹板厚度，剪力滯效應(yīng)明顯降低，但是隨著厚度的增大，剪力滯效應(yīng)降低的程度減小.在T型梁的純彎段，當(dāng)翼板底面出現(xiàn)裂縫后，增大腹板厚度對減弱正剪力滯效應(yīng)的作用不大.翼板中的裂縫會導(dǎo)致剪力滯效應(yīng)的增強.