箱形型钢混凝土梁复合受扭性能试验

张根俞， 梁书亭， 朱筱俊， 邢净净

［摘要］ 通过 5 根箱形型钢混凝土梁的复合受扭性能试验，详细描述了试件在不同扭弯比作用下的加载过程。试 验表明，箱形型钢混凝土梁在复合受力情况下，出现扭转型或弯曲型两种破坏形态;扭弯比是影响弯、扭 破 坏 形 态 的重要因素;适当的弯矩存在能显著提高型钢混凝土梁的抗扭强度。通过对试验数据分析得到的箱形型钢混凝土 梁的弯扭相关方程，可为其设计提供参考和依据。

［关键词］ 型钢混凝土; 扭弯比; 扭转型破坏; 弯曲型破坏; 弯扭相关方程

 引言

型钢混凝土能够充分发挥材料各自的特性，具 有良好的力学性能及抗震性能，其中箱形型钢本身 具有很大的抗扭刚度，在施工与使用过程中具有较 好的抗扭稳 定 性。目 前 对 H形型钢混凝土构件受 力性能的研究很深入［1］，但对箱形型钢混凝土( Box Steel Reinforced Concrete，以下简称 BSRC) 构件受力 性能的研究却很少［2］，对其受扭性能尤其是复合受 扭性能的研究更是未见报道，相 关 规 范 规 程［3，4］对 型钢混凝土构件的受扭方面也没有相应规定。 因此，为探讨 BSRC 梁的复合受扭性能，参考已 有资料［5-7］，以扭弯比为参数，完成了 5 根 BSRC 梁 在复合受力情况下受扭性能的试验研究，较系统地

分析了 BSRC 梁的受扭性能、裂缝开展和分布规律、 破坏形态和变形发展规律等［8］，为型钢混凝土梁的 受扭性能提供了试验资料。

1 试验概况

1. 1 试件设计

试验共设计了 5 根试件，具体构造见表 1 及图 1。其中，试件 SRC1，SRC2 的加载制度分别为纯弯、 纯扭受力，获得试件在单一受力情况下的性能及承 载力，以方便后续对试件在弯扭复合作用下的受力 性能进 行 对 比 分 析，试 件 FTB-1 ～ FTB-3 为 复 合 受 力试件，其扭弯比分别为 1，1 /4，1 /6。

5 根试件的截面尺寸、配筋均相同，试件长度为 2 600mm，测试区长度为1 640mm，测试区截面尺 寸 为 200 × 300，型钢截面尺寸为 80 × 160 × 4;纵筋为 4  14，箍筋为 8@ 80。为了固定构件和对构件施 加扭矩，将固定端和加载端做成扩大区，截面尺寸为 400 × 300，并在扩大区与测试区之间设置过渡段以 缓解应力集中。为防止固定端与加载端在试验过程 中破坏，将箍筋间距加密 至 50mm，并 在 外 圈 加 设 4  14 纵筋。并采用间距为 150mm，长度为 40mm 的  16 钢筋焊接于型钢表面代替栓钉，具体构造如图 1( c) 所示。 混凝土设计强度等级为 C30，按《普通混凝土力 学性能试验方法标准》(GB /T50081—2002)［9］测得立 方体抗压强度平均值为 26. 97MPa;型钢采用 Q235 钢 材，对称配置，按《金属材料室温拉伸试验方法》(GB / T228—2002)［10］进行材性试验，结果见表 1。图 1 试件构造图

钢材力学性能试验结果 表 1

钢材 f y / MPa fu / MPa 钢筋  8 324 467  14 379 562 厚 4mm 钢板 240 342图 2 试件加载装置图

1. 2 试验加载方案

SRC 试 件 受 弯 性 能 的 试 验 研 究 较 多［1，2］，加 载 方式为力和位移控制的两点单调同步加载，比较成 熟，这里就不再介绍。 但由于 SRC 梁受扭研究资料缺乏，没有现成的 试验装置可以借鉴，因此进行试验的首要任务便是 如何设计出满足试验要求的加载装置。经过分析和 比较，借鉴已有的试验装置［5-7］，设计出纯扭试验用 加载装置，如图 2( a) 所示。采用两台串连的千斤顶 同时加载，施加一对方向相反、大小相同的集中力， 同步加载，为试件提供扭矩。千斤顶距构件中心线 500mm，两 个 千 斤 顶 同 时 单 调 加 载，以 1kN 为 一 个 等级，每次施加的扭矩值为 1kN·m。 为保证加载过程中，梁全长均匀受扭，固定端采 用 320t 千斤顶施加1 000 ～ 1 200kN 压力，保证梁的 固定端在加载过程中保持不动而 梁 端 又 不 会 被 压 坏，固定端和加载端详图分别如图 2( c) ，( d) 所示。 与纯扭受力的试验装置相比，复合受力的试验 装置增加了弯矩施加装置，在试件跨中再增加一个 反力架，通过分配梁施加弯矩，在跨中形成 0. 8m 的 弯扭测试区。加载装置如图 2( b) 所示。

试验测试内容为从加载开始到破坏各阶段钢筋 的应变、型钢的应变、混凝土的应变，各级荷载作用 下梁的单位扭转角，及开裂、屈服和极限荷载等。

2 试验结果及其分析

2. 1 加载过程

通过对试件 SRC1，SRC2 的试验，获得了试件在 纯弯受力下 的 实 测 极 限 弯 矩 Mu0 = 109. 7kN·m、在 纯扭受力下的实测极 限 扭 矩 Tu0 = 26kN·m。因 主 要 分析 BSRC 试件 的 复 合 受 力 性 能，因 此，对 其 纯 弯、 纯扭受力性能不做更多叙述，详见文［8］。

2. 1. 1 试件 FTB-1 的加载过程 试 件 FTB-1 的 弯 扭 加 载 制 度 按 测 试 区 内 为

( T /Tu0 ) / (M /Mu0 ) > 1，即 T /M > 0. 237 进 行 加 载， 本次试验按测试 区 T /M = 1 进 行 加 载，试 验 实 际 加 载的扭弯比 与 计 划 加 载 的 扭 弯 比 如 图 3 ( a) 所 示。 从图中可以看出，加载从 T 为 0 ～ Tu ( Tu = 31. 62kN· m) ( 第一阶段试验) 过程中，扭弯比保持较好，说明 加载基本同步，线性回归得到这阶段加载的 T /M = 1，达到试验加载要求。达到极限扭矩后，试件仍能 承受弯 矩，此 后 的 加 载 改 为 只 加 弯 矩 而 不 加 扭 矩 ( 第二阶 段 试 验 ) ，因 此，试 件 的 扭 弯 比 显 得 较 乱。 当加载 弯 矩 达 到 64. 75kN·m 时，试 件 裂 缝 宽 度 过 大，认为试件达到破坏，故取 Mu = 64. 75kN·m。 按 T = 1kN·m 的等级分级同步施加弯矩和扭 矩，当加 载 到 T = 8. 97kN·m，M = 8. 97kN·m 时，在 试件长边混凝土表面出现受扭的斜裂缝，斜裂缝与 梁轴线方向夹角约 45°，并随着扭矩的增大，斜裂缝  逐渐向两侧边延伸，贯穿上表面，同时斜裂缝数量不 断增加，最后形成环绕整个试件的螺旋形裂缝。梁 达极限扭矩后破坏形态和纯扭的破坏形态相同，此 外，弯矩的存在能提高极限扭矩值。

图 3 试验加载扭弯比与计划加载扭弯比对比图

2. 1. 2 试件 FTB-2 的加载过程 试 件 FTB-2 的 弯 扭 加 载 制 度 按 测 试 区 内 为 ( T /Tu0 ) / (M /Mu0 ) = 1，即 T /M = 1 /4 进 行 加 载，试 验实际加载 的 扭 弯 比 与 计 划 加 载 的 扭 弯 比 如 图 3 ( b) 所示。从图中可以看出，加载从 T 为 0 ～ Tu ( Tu = 19. 50kN·m，对应 μu = 81. 80kN·m) ( 第一阶段试 验) 过程中，试件扭弯比保持较好，说明加载基本同 步，线性回归得到这阶段加载的 T /M = 1 /4. 2。达 到极限弯矩后，试件仍能承受扭矩，此后的加载改为 只加扭矩而 不 加 弯 矩 ( 第 二 阶 段 试 验) ，因 此，试 件 的 扭 弯 比 显 得 较 乱。试 件 达 到 破 坏 时 扭 矩 为 28. 10kN·m，即 Tu = 28. 10kN·m。 按 T = 1kN·m 的 等 级 分 级 同 步 施 加 弯 矩 和 扭 矩，当加到 T = 4kN·m，M = 16. 8kN·m 时，在试件 底部及构件两侧出现与梁轴线方向相垂直的受弯裂 缝，随着荷载的增加，裂缝向内发展，并逐渐由垂直 转向倾斜，成为斜歪裂缝，最后试件在靠近固定端的 剪扭叠加区出现过大的斜裂缝而破坏。梁达极限扭 矩后破坏形态呈弯曲型。

2. 1. 3 试件 FTB-3 的加载过程

试 件 FTB-3 的 弯 扭 加 载 制 度 按 测 试 区 内 为 ( T /Tu0 ) / (M /Mu0 ) < 1，本次试验按 T /M = 1 /6 进行 加载，试验加载的扭弯比与计划加载的扭弯比如图 3( c) 所 示，从 图 中 可 以 看 出，加 载 从 M 为 0 ～ Mu (Mu = 78. 08kN·m) ( 第一阶段试验) 过程中，试件扭 弯比保持较好，说明加载基本同步，线性回归得到这 阶段加载的 T /M = 1 /6. 02。达 到 极 限 弯 矩 后，试 件 仍能承受扭矩，此后的加载改为只加扭矩而不加弯 矩( 第二阶段试验) ，因此，试件的扭弯比显得较乱。 当加载 扭 矩 达 23. 07kN·m 时，试 验 装 置 有 倾 覆 危 险，加载停止，故取 Tu = 23. 07kN·m。 按 T = 1kN·m 的等级分级同步施加 弯 矩 和 扭 矩，当加载到 T = 3. 5kN·m，M = 18kN·m 时，在试件 底部出现受弯裂缝，此后，随着荷载的增大，受弯裂 缝不断出现，且裂缝宽度逐渐增大，最后由于试件顶 部混凝土被压碎而破坏。由于试件加载的扭弯比很 小时，试件不能达到受扭破坏，所以抗扭承载力反而 降低( 与纯 扭 时 的 极 限 扭 矩 相 比 )。梁 达 极 限 扭 矩 后破坏形态呈弯曲型。

2. 2 破坏特征

试验发现，扭弯比是影响试件破坏形态的重要 因素。当加载制度的扭弯比 T /M > Tu0 /Mu0

时，试件 受扭为主，一般为扭转型破坏;当 T /M < Tu0 /Mu0 时， 试件以受弯为主，一般呈弯曲型破坏。此外，试件弯 曲型或扭转型破坏的界限与混凝土强度、型钢与混 凝土的抗扭刚度比等因素有关。

2. 2. 1 扭转型破坏

试件 FTB-1 为 扭 弯 比 较 大 的 情 况 ( T /M = 1 ) ， 试件破坏时的裂缝形态如图 4( b) 所示，与纯扭试件 SRC2 的 裂 缝 形 态 ( 图 4 ( a) ) 非 常 类 似，试 验 结 束 后，经测量，试件长边裂缝方向与梁纵轴约呈 37° ～ 41°角，试件顶面测试区的裂缝方向与纵轴约呈 30° ～ 40°角;达到极限扭矩时，弯矩 M = 31. 5kN·m，数 值较小，混凝土底部产生的弯曲正应力很小，主要为 扭矩引起的剪力作用，接近纯剪状态，因此，达到极 限扭矩时，试件底面测试区的裂缝方向与纵轴约呈 30° ～ 40°角，但达到极限扭矩后，由于加载方式改为 只加弯矩不加扭矩，因此，此后的加载过程中底部裂 缝逐渐转为弯曲型，使得试件破坏时，裂缝方向与纵 轴约呈 50° ～ 60° 角。试 件 FTB-1 发 生 了 典 型 的 扭 转型破坏。 扭转型破坏的特点为:当达到开裂荷载时，混凝 土表面长边中 点 首 先 出 现 倾 角 约 为 45° 的 斜 裂 缝， 随着荷载的增加，裂缝逐渐向两侧边延伸，裂缝数量

图 4 BSRC 梁的裂缝分布图 也在不断增多;此后，试件四周的斜裂缝相互贯通， 形成沿梁长均匀分布的、环绕整个试件的螺旋形裂 缝;最后，试件由于一条主斜裂缝开展过大，裂缝间 混凝土压碎而破坏。 试件顶面混凝土除了承受由扭矩引起的剪应力 外，还要承担由弯矩引起的压应力，因此，试件顶面 主应力方向与纵轴的夹角比纯扭作用时要小得多， 且压应力的存在对减少裂缝的出现有一定作用。试 件底部则处于扭矩与弯矩引起的拉应力叠加区，试 件底面主应力方向与纵轴的夹角比纯扭作用时要大 得多，说明梁顶的受弯压应力、梁底的受弯拉应力影 响明显，且上述变化规律随扭弯比的变小而越来越 明显。

2. 2. 2 弯曲型破坏

试件 FTB-2，FTB-3 为扭弯比较小 ( T /M = 1 /4， 1 /6) 的 情 况，试 件 破 坏 时 的 裂 缝 形 态 如 图 4 ( c) ， ( d) 所示，试件发生了典型的弯曲型破坏。 当达到开裂荷载时，首先在试件测试区的底部 在弯曲正应力及扭转受拉主应力的复合作用下，出 现与试件长度方向相垂直的裂缝，随着荷载的增加， 裂缝沿试件的侧面向上逐渐延伸，斜拉裂缝首先出 现在试件剪跨段内。随着弯矩的增加，受压混凝土 开始进入塑性，中和轴上升。最后，由于试件顶部混 凝土被压碎而破坏。 弯曲型破坏的特点与扭转型破坏显著不同，弯 曲型破坏以试件顶部混凝土的受压破坏为标志，且 底部受拉钢筋全部达到屈服。破坏时，构件扭转角 很小，但跨中产生的挠度值很大。 从裂缝分布图可以看出，在试件测试区的弯扭 段范围内，混凝土顶部处于受弯压应力及扭转剪应 力的复合作用，由于扭弯比小，顶部的裂缝随扭弯比 的减小而减少，对于试件 FTB-3，试件顶部几乎没有 裂缝。混凝土底部处于受弯拉应力及扭转剪应力的 复合作用，裂缝方向基本与试件纵轴方向垂直。 上述 箱 形 型 钢 混 凝 土 梁 的 复 合 受 扭 性 能 与 H 形型钢混凝土梁基本一致［8］。

2. 3 试验实测数据

通过试验获得了复合作用下 BSRC 梁在各受力 阶段的特征荷载，如表 2 所示，从表中可以看出:

(1) 弯矩的存在可以提高型钢混凝土梁的极限 抗扭承载力，与纯扭试件相比，试件 FTB-1 极限扭矩 提高 22% ，试 件 FTB-2 极 限 扭 矩 提 高 约 8% ，试 件 FTB-3 因为扭弯比很小，梁不能达到受扭破坏，所以 抗扭承载力反而降低。 复合作用下型钢混凝土梁的扭矩、弯矩值 表 2 试件编号 SRC-1 SRC-2 FTB-1 FTB-2 FTB-3

Tcr / kN·m － 9. 00 10. 00 7. 00 4. 00

Tu / kN·m － 26. 00(Tu0

) 31. 62 28. 10 23. 07

Tu /Tu0 － 1. 00 1. 22 1. 08 0. 89

Mcr / kN·m 13. 86 － 10. 00 29. 56 23. 65

Mu / kN·m 109. 7(Mu0

) － 64. 75 81. 80 78. 08

注:Tcr ，Mcr 分别表示 试 件 的 开 裂 扭 矩 及 开 裂 弯 矩;Tu ，Mu 分 别 表示试件的实测极限扭矩及极限弯矩。

(2) 对于扭 转 型 破 坏 的 试 件，适 当 的 弯 矩 可 以 提高混凝土抗扭承载力，其原因为:施加的扭矩由试 件的型钢、钢筋及约束的混凝土共同承担，在弯矩作 用下，试件上部混凝土处于受压状态，因此，由弯矩 产生的压应力可以抵消部分由扭 矩 引 起 的 斜 拉 应 力，抑制裂缝的出现和开展，压应力的存在对延迟裂 缝的出现有一定的作用，且使组合梁的延性有一定 提高，故可以提高试件的极限抗扭承载力。

3 弯扭相关方程

图 5 BSRC 梁弯扭相关图 试 验 表 明，当 M < 0. 7Mu0 时，复 合 作 用 下 BSRC 梁的极限扭矩均高 于 纯 扭 时 的，当 M = 0. 29Mu0 时，型 钢 混 凝 土 梁 的 极 限 扭 矩 达 到 1. 22Tu0 ，通 过 对 试 验 数 据整理分析，得到三段式弯扭相关方程如下式所示， 相关曲线如图 5 所示［8］:

当 M /Mu≤0. 7 时:

( T /Tu ) 2 － 2. 12M /Mu = 1 (1a)

当 M /Mu > 0. 7，T /Tu≥1 时:

T /Tu + 1. 5M /Mu = 2. 62 (1b)

当 M /Mu > 0. 7，T /Tu < 1 时:

M /Mu － T / (13. 98Tu ) = 1 (1c)

从 图 5 可 以 看 出，BSRC 梁 的 三 段 式 弯 扭 相 关 方程，能反映弯矩对极限扭矩值的提高作用，也能反

映扭矩对极限弯矩值的提高作用。与文中的试验结 果符合较好。

4 结论

(1) 从试件 的 破 坏 程 度 可 以 看 到:扭 弯 比 是 影 响型钢混凝土复合受力构件破坏形态的重要因素。 当 T /M > Tu0 /Mu0 时，梁 以 受 扭 为 主，破 坏 特 征 一 般

为扭转型破坏;当 T /M < Tu0 /Mu0 时，梁以受弯为主， 破坏特征一般为弯曲型破坏。

(2) 对文中 的 BSRC 梁 试 件，T /M≥0. 25，试 件 发生扭转型 破 坏;T /M < 0. 25 时，试 件 发 生 弯 曲 型 破坏;弯曲型、扭转型破坏的界限与混凝土的强度、 型钢与混凝土的抗扭刚度比等因素有关。两种破坏 类型的性质完全不同。

(3) 扭转型破坏的特征与纯扭构件破坏特征基

本相似:试件表面沿梁轴线形成均匀分布的、环绕整 个试件的螺旋形裂缝。由于弯矩、扭矩的共同作用， 混凝土上表面中由扭矩引起的主 拉 应 力 产 生 小 于 45°的裂 缝;混 凝 土 下 表 面 中，由 扭 矩 产 生 大 于 45° 的斜裂缝。最后，型钢混凝土梁是由于环试件出现 一条或几条宽度较大的主斜裂缝而导致整个试件的 破坏。

(4) 弯曲型 破 坏 特 征 为:混凝土的斜拉裂缝首

先出现在剪跨段，在跨中的弯扭段，混凝土上表面并 不开裂，下表面有斜拉裂缝，最后，型钢达到受拉屈 服，混凝土上表面被压碎甚至剥落。扭弯比 T /M 越 小，弯曲型破坏特征越明显。

(5) 弯矩存 在 时，极 限 抗 扭 承 载 力 提 高。在 弯 扭作用下，由弯矩产生的压应力可以抵消部分由扭 矩引起的斜拉应力，抑制裂缝的出现和开展，在弯扭 作用下，顶面实际处于压扭状态，轴压力对极限抗扭 强度有提高作用，即适当的弯矩可以提高型钢混凝 土梁的极限抗扭承载力。在本文的试验中，与纯扭 试件相比，BSRC 梁 的 极 限 扭 矩 提 高 8% ～ 22% 不 等，但当扭弯比很小时，梁不能达到受扭破坏，所以 抗扭承载力反而降低。

(6) 为了方便使用，文中给出了 BSRC 梁的三段 式弯扭相关方程，该方程既能反映弯矩对极限扭矩 值的提高作用，也能反映扭矩对极限弯矩值的提高 作用。文中提出的型钢混凝土梁弯扭相关方程与试 验结果符合较好，但还有待更多的试验数据验证。