文章编号: 1005-0930( 2012) 06-1051-012 d o i : 10． 3969 / j ． i ss n ． 1005-0930． 2012． 06． 011 中图分类号: T U 375． 1 文献标识码: A钢筋混凝土梁受弯破坏机理尺寸效应试验研究周宏宇， 李振宝， 杜修力， 郭二伟( 北京工业大学建筑工程学院，北京 100124)摘要: 针对尺寸效应特性对梁构件受弯破坏的影响机理，对不同截面尺寸简支梁相似试件开展单调加载试验，测试构件在不同加载阶段的承载力、挠度和截面应变等试验数据． 按不同加载阶段分析其力学性能的影响因素，并阐述其破坏机理的尺寸效应． 试验分析表明，混凝土材料抗压特性在受弯构件力学性能中表现为负面尺寸效应，这种负面尺寸效应对构件整体力学行为的影响并不显著． 相比之下，内力臂和钢筋等因素对试件承载力和延性均产生显著的正面影响． 随截面尺寸增大，受弯承载力和延性均呈增长趋势． 根据试件在不同尺度上表现出的显著破坏特征和实测数据，推导相关计算参数随试件尺寸的关系，建立考虑尺寸效应的极限承载力计算方程． 同时也验证了现有极限承载力计算理论的安全性． 关键词:钢筋混凝土梁;抗弯性能;尺寸效应;试验研究;破坏机理现阶段对钢筋混凝土结构的设计依据主要基于小尺寸构件试验结果，这与工程实际 使用的大构件存在差异． 目前，在实验室开展大体积的钢筋混凝土结构试验依然比较困 难，相关试验对加载设备性能、边界条件模拟等都不同于常规试验． 就钢筋混凝土梁正截 面承载性能而言，虽然部分结论认为梁受弯破坏由受拉纵筋屈服引起，尺寸效应对钢筋混凝土梁受弯承载性能影响不显著［1-5］． 但相关结论大部分基于小尺寸试件试验结果，对大 尺寸受弯构件承载性能尺寸效应的细致分析资料更为欠缺． 此外，受弯构件正截面承载性 能还受到构件层次尺寸效应的影响． 就尺寸效应而言，无论是混凝土材料的影响还是构件 因素发挥作用，在构件受力过程中，如何评价其影响程度，均需开展细致研究工作才能解 决． 因此，有必要开展对受弯构件正截面破坏机理尺寸效应的分析研究．试验概况依据钢筋混凝土结构设计原理［6-13］，试验试件采用简支梁，如图 1 所示，纯弯段 l 是 1 m试验观察的主要区段，该区段只有弯矩 M 作用． 结合相似关系，共设计 5 组不同尺寸的简 收稿日期:2011-08-01;修订日期:2011-12-05 基金项目:国家自然科学基金重点项目( 50838001) ; 北京工业大学青年科学研究创新平台项目( X1004012201001) ; 北支梁试件，最大截面尺寸 400mm × 1000mm ，试件编号分别为 J D 1—J D 5． 受拉纵筋配筋率约等于 1% ，弯剪复合区段剪跨比约为 2，试件按适筋梁设计，混凝土设计强度 C 30． 试件 相关设计参数见表 1． 试验加载装置如图 2 所示，按力和位移混合控制的加载方案分级单 调加载直至试件破坏． 主要采集的试验数据包括: 竖向集中荷载、跨中挠度、破坏截面应 变、钢筋与混凝土应变及观察裂缝等．表1 试件设计参数表 T a b l e 1 S p ec i m e n d e s i g n p a r a m e t e r s 编号 数量 b × h / mm 2l m / mm a / mm l 0 / mm 受拉钢筋 受压钢筋 l m 段箍筋 l / mm a 段箍筋 混凝土强度 8 6 4 6 J D 1J D 2J D 3J D 4J D 5 3 3 3 2 2 80 × 200 160 × 400 240 × 600 320 × 800 400 × 1000 1520 2940 4360 5780 7100 500 1000 1500 2000 2500 360 720 1080 1440 1800 150 250 350 450 500 44@ 40 48@ 75 410@ 70 412@ 85 414@ 90 44@ 60 48@ 90 410@ 100 412@ 120 414@ 130 C30 C30 C30 C30 C30 810 48 816 410 820 412 825 414 试验结果下文诸变量符号意义为: M 代表相同尺寸试件截面弯矩平均值，对应跨中挠度 f m ， 对应受压区边缘混凝土压应变 εc ，对应中和轴高度 x n ． 不同破坏状态下诸变量右下角 标含义: c r —混凝土初裂状态; y —纵筋初始屈服状态; u —按照规范界定承载能力极限 状态; u s —实测承载能力极限状态; m a x —试件超越极限承载能力后实测的峰值承载 状态．2 荷载与挠度曲线荷载与跨中挠度关系如图 3 所示，本文将加载过程划分为 4 个受力阶段，即弹性阶 段、带裂缝工作阶段、钢筋屈服阶段以及混凝土压碎阶段． 4 个受力阶段的界限特征分别 为受拉区混凝土开裂、纵筋初始屈服、受压区边缘混凝土达到极限压应变以及峰值荷载，详见图3( a) —图 3( b) 中的数据标记． 图 3( c) 是不同尺寸构件荷载与跨中挠度曲线的集 成图． 图 3 ( d) 是不同比例试件相对于屈服状态的无量纲图，其中，纵坐标为截面弯矩 M2． 1无量纲挠度．试件超过屈服状态后，其强度和延性表现出显著尺寸效应．就大尺寸受弯构件而言，试件在第四阶段依然具有足够高的强度和延性储备，这对结构的抗震性能是非常有利的．同时也证明，就极限承载力而言，基于用小尺寸构件设计大尺寸构件是安全可靠的．图3 荷载与跨中挠度关系曲线F i g． 3 L o a d-m i d s p a n d e f l ec t i o n c u r v e s2． 2 试验破坏过程( 1) 试件刚开始加载时，基本处于弹性阶段，应力与应变成线性关系．当平均荷载增至实测截面极限弯矩的7． 77%时，试件初裂，刚度略有下降．此时裂缝极其细微，尚无法肉眼识别;( 2) 随后试件进入带裂缝工作阶段．当平均荷载增至实测截面极限弯矩的17．52% 时，发现肉眼可识别的初始裂缝，这些初始裂缝成批出现，一发现即具有一定高度，间距相对均匀分布．随着荷载增加，新裂缝逐渐向初始裂缝延伸汇集，并发展成为主裂缝．这期间试件刚度基本保持不变;( 3) 当荷载增至实测截面极限弯矩的89．98%时，梁底受拉纵筋初始屈服，试件达到屈服状态．此后，不同尺寸试件的破坏形态表现出显著差异．在屈服状态下，小尺寸试件受压区混凝土应力更接近混凝土材料的最大应力，应变值相对较大; 而大尺寸试件此时的应力水平相对较小，应变也相对较小．随着荷载增加，大试件比小试件表现出更加显著的强化特性．在达到极限承载力之前，大小试件受压区混凝土陆续经历最大应力状态，梁顶面土达到最大应力那一刻，混凝土材料抗压强度特性尺寸效应在构件中有所反映，其强度特 征参数随试件尺寸增大而减小;( 4) 当截面弯矩增至实测截面极限弯矩时，中和轴位置升至最高，受压区边缘混凝土 处于即将破坏的临界状态，试件达到实测承载能力极限状态． 这里要说明的是，在这一刻， 混凝土材料抗压变形特性尺寸效应在构件中有所反映，随构件尺寸增大，受压区边缘混凝 土实测极限压应变呈减小趋势，甚至低于规范值，即试件受压区混凝土材料的变形能力随 试件尺寸增大而减小;( 5) 试件进入混凝土压碎阶段后，受压区高度减小，中和轴位置开始下降，内力臂减 小． 小试件很快达到峰值承载力; 大尺寸试件经历极限状态后，其强度与延性距实测最大 承载力尚有一定增长空间，试件最终应因混凝土压溃而失效． 图 4—图 9 分别是不同尺寸 代表性试件的破坏形态．受弯破坏机理尺寸效应分析如图 3( d) 所示，不同尺寸试件在弹性阶段和带裂缝工作阶段基本特征相似，但试件 在钢筋屈服阶段和混凝土压碎阶段的强度与延性表现出显著差异． 现有规范基于小尺寸 试件试验结果，对受弯构件正截面极限承载性能的分析计算建立于第三阶段末期，并认为承载力在第三阶段末期开始下降，J D 1—J D 2 小尺寸试件验证了这一点． 而 J D 3—J D 5 大尺 寸试件试验结果表明，大尺寸受弯构件从钢筋屈服开始，其强度和延性增长空间均随尺寸 变大，即便是试件进入第四阶段，受压区边缘混凝土开始压碎后，试件仍然具有一定的强 度与延性储备． 下面分阶段讨论其尺寸效应． 图10 是试件在不同受力阶段的界限特征． 3图10 试件不同受力阶段的界限特征 F i g ． 10 D e m a r c a t i o n p o i n t s of four l o a d i n g s t a g e弹性阶段和带裂缝工作阶段 M ＜ M y如图 10( a) 所示，试件在达到屈服点 y 之前，钢筋与混凝土的应力应变稳步增长，在邻近屈服点 y 时刻，钢筋应力与混凝土应变均表现出随试件尺寸增大而减小的趋势． 图 12( a) 中的钢筋实测屈服强度 f s y 表明，随试件尺寸增大，其所选用的较大直径纵筋屈服强 度降低． 目前市场供应的钢材强度，较小直径钢筋强度普遍高于较大直径钢筋强度，这是 钢筋材料尺寸效应的负面影响． 图 12 ( b) 中的受压区边缘混凝土实测压应变 εc y 表明，试 件尺寸越大，受压区混凝土的应力与应变增长越缓慢，y 点在图 10 ( b) 中的位置更靠前， 这是构件层次的正面尺寸效应影响． 这些都说明，在这一受力阶段，钢筋材料尺寸效应在 结构特性中有所反映． 虽然钢材本身的强度特性也随材料体积增大而略有降低，但因钢材 尺寸效应本就不显著，所以这个负面影响很微弱． 在这一阶段上，试件中和轴位置相对稳 定升高，如图 11( a) 初裂状态中和轴位置 h x n c r 和屈服状态中和轴位置 h xny 所示． 除 J D 1 试 件外，试件从初裂至屈服，不同尺寸试件中和轴位置升高差异不大，表明这期间的内力臂 增长是稳定的． 由此可见，在纵向钢筋、受压区混凝土和内力臂这 3 个影响因素中，试件从 初裂至屈服，内力臂增长和钢筋材料特性的影响最为显著，内力臂增长和纵筋应力增至材 料屈服点决定着试件屈服时刻的到来． 因此，混凝土材料尺寸效应对构件屈服状态的影响 不显著． 根据本文的研究结果，M y 占 M u s 的( 82． 78—96． 25 ) % ，平均为 89． 98% ; M y 占 M m ax 的( 71． 27—94． 51) %，平均为 82． 30% ． 由此可见，正截面受弯构件屈服强度在极限强3． 1图12 钢筋应力与混凝土应变F i g． 12 S t ee l stress and concrete s t r a i n度中占有较大份额．在下文钢筋屈服阶段和混凝土压碎阶段的研究中，即便发现构件和材料因素的尺寸效应，这种影响也将是有限的．3． 2 钢筋屈服阶段M≤M≤M u sy如图10( a) 所示，虽然钢筋屈服阶段的起点y 由内力臂和纵筋决定，但这一阶段的终点us 则由受压区混凝土实测极限压应变εc u s决定．当受压区边缘混凝土达到实测极限压应变时，中和轴升至最高位置，如图11( a) 中的h x nu s曲线所示; 随后中和轴位置开始下降，混凝土开始压碎，如图11( a) 中的h xnmax 虚线所示．钢筋屈服阶段的终点既然由混凝土极限压应变决定，则混凝土材料抗压特性的尺寸效应必然在这一阶段有所反映．事实上，在混凝土应变达到极限值之前，不同尺寸试件受压区混凝土应力陆续经历最大应力状态，混凝土材料抗压强度特性尺寸效应在应变为ε0 时刻有所反映，本文相关研究也表明，随试件尺寸增大，受压区混凝土材料强度特征参数γ呈减小趋势; 在这一阶段终点us 上，混凝土材料受压变形特性尺寸效应表现显著．如图12( b) 所示，实测受压区边缘混凝土极限压应变εc u s随试件尺寸增大而减小，甚至低于规范值，这说明大尺寸构件受压区混凝土材料的变形能力更差．图13 是J D1 和J D5 试件中和轴位置与混凝土压应变的关系曲线，纵坐标是中和轴位置h相对于按规范界定承载能力极限状态下中和轴位置h xnu 的无量纲量，横坐标是混凝土压x n应变εc相对于混凝土极限压应变规范值εc u的无量纲量．实测表明，J D1—J D4 试件受压区边缘混凝土压应变平均值分别超过规范极限值的1． 63、1． 49、1． 45、，可见随试件尺寸增大，其超出比例呈减小趋1． 30 倍时，试件才达到实测的极限压应变εc u s势; 对于J D5 大试件而言，混凝土应变仅达到规范值0．92 倍时，即尚未达到规范值就进入即将破坏的临界状态．可见，在这一阶段的终点us 上，规范对受弯构件极限压应变的取值不严谨，对于大试件偏于不安全．实测极限压应变随试件尺寸增大而减小，混凝土材料特性尺寸效应在这一阶段反映到结构特性中，就这一阶段的终点us 而言，大尺寸受弯构件受压区混凝土材料的变形能力更差．在钢筋屈服阶段，试件强度增幅ΔM 整体表现为上升趋势，如图14 ( a) 中的实测截面极限弯矩M u s．如图11( b) 所示，z y和h xny 分别是试件处于屈服状态下的内力臂和中和轴位置; z u s和h x nu s分别是试件处于实测极限状态下的内力臂和中和轴位置．该图表明，试件从屈服状态过渡到实测极限状态过程中，中和轴位置和内力臂继续增长，且随试件尺寸增筋应力为屈服强度恒定值，但事实上，这期间的钢筋应力依然有所增加．如图12 ( a) 中的σs y u是纵筋屈服期间的平均应力水平，这个平均应力水平实际上稍大于材料实测屈服强度f s y．这是由于在做材料强度试验时，取值相对保守．由此可见，对承载力增幅ΔM 产生积极影响的因素主要有两个，其一是内力臂增幅随试件尺寸增长，其二是实际钢筋应力水平的持续增长．当然，就尺寸效应而言，内力臂增长幅度起的作用更为显著．对于小试件而言，内力臂在受压区混凝土达到极限压应变之前可能已达到最大值，余下的弯矩增幅ΔM 是靠钢筋应力增加来平衡的; 对于大尺寸试件而言，内力臂最大值和受压区混凝土极限压应变可能同时达到，这期间的弯矩增幅ΔM 主要由内力臂增幅来平衡，钢筋应力增长相对小些．因此，在钢筋屈服阶段，与大试件相比较，小试件的钢筋平均应力水平更高，可能提前进入强化阶段，试件在超越承载能力极限状态后，更容易出现纵筋拉断的失效模式，试验现象也与这一分析结论相吻合．但在受弯构件正截面承载性能中，由混凝土强度降低而导致的负面尺寸效应并不显著，小于上述构件因素产生的正面尺寸效应．因此，随试件尺寸增大，试件强度增幅整体呈增长趋势．在钢筋屈服阶段，随试件尺寸增大，试件延性增幅Δf 整体表现为上升趋势，如图14( b) 中的实测跨中极限挠度f u s所示．虽然钢筋屈服阶段的终点由混凝土极限压应变决定，并且受压区混凝土材料的变形能力随试件尺寸增大而减小，如图12 ( b) 中的实测极限压应变εc u s曲线和图13 所示．但混凝土材料极限变形能力减小并不代表整个构件的延性会随试件尺寸增大而降低．原因除上述分析中的内力臂和钢筋贡献外，还与这一阶段起点y 的混凝土压应变εc y有关．因为整个构件的延性增幅Δf 是由终点混凝土压应变εc u s与起点应变εc y之间的差值决定的，是双因素影响的结果，而非单因素εc u s决定．虽然构件受压区边缘混凝土实测极限压应变εc u s随尺寸增大呈减小趋势，但在屈服状态下，试件受压区混凝土的应力水平随试件尺寸表现出差异，J D1—J D2 试件受压区混凝土的应力刚刚超过或基本处于其抗压强度，J D3—J D5 试件则临近或远未达到最大应力状态．如图12 ( b) 中的屈服状态实测混凝土fc压应变εc y曲线所示，小尺寸构件屈服点y 在图10 ( b) 中的位置更靠后;而大尺寸构件受压区混凝土应变增长缓慢，屈服状态y 点的混凝土压应变值εc y相对较小，y 点在图10( b) 中更靠前．由此，极限状态us 和屈服状态y 的受压区混凝土应变之比εc u s/εc y反倒呈现增长趋势，如图15( b) 所示，因此随试件尺寸增大，混凝土材料在这一阶段的变形增量呈增长趋势．由此可见，构件因素尺寸效应影响这个变形增量的起点εc y，使之随试件尺寸增大而减小，是正面尺寸效应，这个构件因素主要是内力臂; 混凝土材料抗压变形特性尺寸效应影响这个变形增量的终点εc u s，使之随试件尺寸增大而减小，这是负面尺寸效应．但混凝土材料负面尺寸效应小于前者构件因素正面尺寸效应，所以随试件尺寸增大，构件受压区混凝土的变形增量整体呈现上升趋势．此外，随试件尺寸增大，这一阶段受拉区纵筋应力水平呈减小趋势，则钢筋材料延性储备呈增大趋势，这对构件的变形增长产生积极影响．由此可见，对构件延性贡献起正面尺寸效应的影响因素依然是内力臂和纵筋等构件层次的影响因素．由混凝土材料抗压变形特性产生的负面尺寸效应小于前者．因此，随试件尺寸增大，试件在第三阶段的延性整体呈上升趋势．混凝土压碎阶段 M u s ＜ M ≤M m a x在混凝土压碎阶段，构件的强度和延性依然呈增长趋势，如图 14( a) 中的 M max 曲线和 图 14( b) 中的 f m ax 曲线． 当试件达到实测最大承载力 max 点时，承载力开始下降，小试件最 终因纵筋拉断或者混凝土压碎而失效; 大试件最终因混凝土压碎而退出工作． 就尺寸效应 而言，这一阶段的强度和延性均随试件尺寸增加而增大，下面就这一现象加以分析．3． 3继续增长． 就强度增长尺寸效应而言，虽然这一阶段内力臂减小速度随试件尺寸增大而变 快，但相比于钢筋应力强化程度而言，随试件尺寸增大，后者产生更为显著的影响． 如前所 述，在钢筋屈服阶段，小试件纵筋的平均应力水平大于大试件纵筋的平均应力水平，在超 过 us 点进入强化阶段后，大试件纵筋应力强化段余量更大，小试件纵筋则更容易达到极 限强度而被拉断，这与试验现象相吻合． 本文中的 J D 1—J D 2 小试件有近乎一半数量的试 件最终是因为纵筋拉断而失效，而 J D 3—J D 5 相对较大试件全部是由于混凝土压碎而 失效．在混凝土压碎阶段，塑性铰区域变形能力的影响最为显著． 就这一阶段延性增长尺寸 效应而言，主要受钢筋延性和受压区混凝土有效承压面积双因素的影响． 目前市场供应的 较小直径钢筋延性普遍略差于较大直径钢筋延性，这加剧了大小试件纵筋强化段应变余 量的差距． 随尺寸增大，大试件所使用的较大直径钢筋强化段应变余量更大． 此外，大尺寸 试件在这一阶段的混凝土有效承压面积更大，有效延缓受压区混凝土的压溃进程． 如 图16 所示，图中纵坐标是混凝土有效受压区高度 x 'n ，在试件达到实测承载能力极限状态 u s 点之前，它与中和轴高度是相等的． 图中每条曲线最后两个数据标记之间的虚线段，就 是这一阶段的有效承压面高度． 该图表明，小试件 J D 1 在超过实测承载能力极限状态后， 有效受压区高度 x 'n 很快衰减; 对于大试件 J D 5 而言，混凝土压酥破碎还需要一个过程，有 效受压区高度 x 'n 是缓慢下降的．图16 混凝土有效受压区高度 F i g ． 16 Concrete e ff ec t i v e depth of co m p r e ss i o n考虑尺寸效应的极限承载力计算结合上述破坏机理分析，根据极限承载状态的等效矩形应力分布图，建立极限承载力计算基本方程，见公式( 1) 和公式( 2) ． 其中，M u s 是极限弯矩． 4 ∑x = 0，α1 f c bx ( 1) = k u s f y A s － f y 'A s '= 0，M u s ≤ α1 f c b x ( h 0 － )+ f y 'A s '( h 0 － a s ') x ∑M A s ( 2) 2 在正截面承载力计算中，由于受压区混凝土非均匀受压，截面压应变是不均匀的，即反映在几何特征参数 α 和 β 的赋值上． 现行规范对几何特征参数取恒定值，没有考虑尺寸 效应影响，也即没有考虑不同截面尺寸构件应变梯度的差异． 本文结合实测数据，根据应 力分布图的等效条件，获得几何特征参数 α 与 β 的解析表达式，见公式( 3) ，其关于梁高 h 的数据拟合见公式( 4) —公式( 6) ． 其中，梁高 h 的单位是 m ，实测范围 0． 2 ≤h ≤1; εc u s 是 不同尺寸构件在极限承载状态下的受压区边缘混凝土实测压应变; γ 是强度特征参数，通 过与梁试件同步浇筑的不同尺寸混凝土棱柱体轴心抗压强度试验实测，ε0s 是其实测最大 应力对应的压应变． 这使得几何特征参数 α 和 β 成为关于截面尺寸的变量，如图 17 所示． 进而将尺寸效应考虑到计算方程中．2 6 ( εc u s － ε0s ) + ε0s ( 8 εc u s － 5 ε0s ) 1 β ( 1 － ) ε0s α ( 3)= x / x n == β 2ε ( 3ε )－ ε 3εc u s cus cus 0s = － 0． 20h 3 + 0． 29h 2 － 0． 13h + 1． 00 ( 4)( 5)( 6) α 3 2 β1 = β α1 = αγ = － 0． 43h + 0． 62h － 0． 29h + 0． 91 3 2 = － 0． 15h + 0． 53h － 0． 79h + 1． 20在计算方程中，k u s 是极限承载状态纵筋应力调整系数． 根据规范对正截面承载力计 算基本假设，在钢筋的本构关系中，纵筋超越屈服状态后，其应力水平不再增加． 根据上述 承载机理尺寸效应的相关分析，当试件超越屈服状态后，其纵筋实际应力水平依然是增长 的． 当试件达到极限承载状态时，在受压区边缘混凝土处于极限压应变的同时，受拉区纵 筋应力水平处在略微强化状态，且随试件尺寸增大，其强化幅度呈降低趋势． 根据实测结 果，对 k u s 的数据拟合见公式( 7) ．3 2 ( 7)k u s = － 0． 12h + 0． 11h － 0． 18h + 1． 24 图 18 和表 2 是不同比例试件极限承载力实测值与计算值的对比结果． 其中，M u s ，t 是 极限承载力实测值; M u s ，e 是按现有规范计算的极限承载力; M 'u s ，e 是按公式( 1 ) 和公式( 2 ) 考虑尺寸效应修正后的计算结果; 计算值与实测值之差的含义分别为 Δu s ，e － t = M u s ，e － M u s ，t 、Δ'u s ，e － t = M 'u s ，e － M u s ，t ． 数据对比结果表明，考虑尺寸效应修正后，对极限承载力的计 算结果更接近实测值．表2 极限承载力实测值与计算值 Measured and c a l c u l a t e d va l u e s of b e a r i n g c a p a c i t yT a b l e 2 h / m M u s ，t / k N ·m M u s ，e /k N ·m M 'u s ，e /k N ·m Δu s ，e － t / M u s ，t /% Δ'u s ，e － t / M u s ，t /% 0． 2 0． 4 0． 6 0． 81． 021． 09 125． 34 386． 42 997． 46 1369． 0215． 01 105． 90 322． 22 710． 90 1273． 3817． 98 122． 74 362． 80 770． 44 1315． 91－ 28． 86 － 15． 51 － 16． 61 － 28． 73 － 6． 99－ 14． 78 － 2． 07 － 6． 11 － 22． 76 － 3． 88结论( 1) 不同尺寸试件在屈服前基本特征相似，尺寸效应主要表现在钢筋屈服阶段和混凝土压碎阶段;( 2) 随构件尺寸增大，受压区混凝土材料强度和极限变形能力呈减小趋势． 相比之 下，内力臂和钢筋对构件力学性能产生更为显著的正面影响． 随构件尺寸增大，试件的强 度和延性储备在第三阶段和第四阶段均呈增大趋势;( 3) 基于实测数据，拟合特征参数随构件尺寸的关系，建立考虑尺寸效应的极限承载 力计算方程．5 参 考 文 献［1 ］陈忠范，徐 明． 碳纤维片材抗弯加固钢筋混凝土梁的试验研究［J ］． 工程抗震与加固改造，2006，28( 4) : 47-51 Chen Zhongfan ，Xu M i n g ． E x p e r i m e n t a l research on RC beams r e i n f o r ce d w i t h C F R P ［J ］． E a r t h q u a k e R e s i s t a n t E n g i n ee r i n g ，2006，28( 4) : 47-51A l c a N ，A l e x a n d e r S D ，Macgregor J G ． Effect of s i z e on f l e x u r a l b e h av i o r of h i g h -s t r e n g t h concrete b e a m s ［J ］． A C I S t r u c t u r a l J o u r n a l ，1997，94( 1) : 59-67O z b o l t J ，M e s t r o v i c D ，Li Y J ，et a l ． C o m p r e ss i o n fa il u r e of beams made of d i ff e r e n t concrete types and s i z e s ［J ］． J o u r n a l of S t r u c t u r a l E n g i n ee r i n g ，2000，126( 2) : 200-209Appa R G ，V i j aya n a n d I ，E li g e h a u s e n R ． S t u d i e s on d u c t ili t y and e va l u a t i o n of m i n i mum f l e x u r a l r e i n f o r ce m e n t in R C b e a m s ［J ］． M a t e r i a l s and Structures ，2008，41( 4) : 759-771C o lli n s M P ，KuchmaD ． How safe are our l a rg e li g h t l y r e i n f o r ce d concrete b e a m s ，s l a b s and f oo t i n g s ［J ］． A C I S t r u c t u r a l J o u r n a l ，1999，96: 482-490金玉娟，李 彬． 钢筋混凝土正截面极限承载力通用算法［J ］． 武汉理工大学学报，2010，32( 11) : 58-61 J i n Yujuan ，Li B i n ． G e n e r a l a l g o r i t hm for u l t i m a t e c a p a c i t y of r e i n f o r ce m e n t concrete cross s ec t i o n s ［J ］． J o u r n a l ofWuhan U n i v e r s i t y of T ec hn o l o g y ，2010，32( 11) : 58-61吴基金． 钢筋混凝土单筋矩形梁正截面承载力分析［J ］． 铁道工程学报，2009，( 5) : 44-49 Wu J i j i n ． A n a l y s e s of the b e a r i n g c a p a c i t y of n o r m a l s ec t i o n of r e i n f o r ce d concrete r ec t a n g l e g i r d e r w i t h s i n g l e r e i n f o r ce m e n t ［J ］． 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h a r a c t e r i s t i c and has an effect on beam b e n d i n g f a il u r em ec h a n i s m ． B e n d i n g e x p e r i m e n t s based on d i ff e r e n t s ec t i o n s i z e RC free beams were c a rr i e d o u t and test data was co ll ec t e d in d i ff e r e n t l o a d i n g s t a g e ，i n c l u d i n g b e a r i n g c a p a c i t y ，d e f l ec t i o n ， s ec t i o n s t r a i n e t c ． S i z e effect factors and f a il u r e m ec h a n i s m were a n a l y z e d a cco r d i n g to d i ff e r e n t l o a d i n g s t a g e ． Concrete co m p r e ss i v e p r o p e r t i e s show n e g a t i v e s i z e effect in b e n d i n g member m ec h a n i c a l p r o p e r t i e s ，b u t i t i s not s i g n i f i c a n t in o v e r a ll m ec h a n i c a l b e h av i o r s ． I n t e r n a l force arm and l o n g i t u d i n a l r e i n f o r ce m e n t have p o s i t i v e effect to f l e x u r a l b e a r i n g c a p a c i t y a n d d u c t ili t y ． F l e x u r a l b e a r i n g c a p a c i t y and d u c t ili t y show a gr o w i n g trend w i t h member s i z e i n c r e a s i n g ． F a il u r e c h a r a c t e r i s t i c s and measured data show s i g n i f i c a n t d i ff e r e n ce in s p ec i m e n s i z e ． R e l a t e d c a l c u l a t i o n parameters w h i c h have a r e l a t i o n s h i p w i t h s ec t i o n h e i g h t are d e r i v e d ， and then u l t i m a t e b e a r i n g c a p a c i t y c a l c u l a t i o n e q u a t i o n s w i t h s i z e effect r e l a t e d aree s t a b li s h e d ． B e a r i n g c a p a c i t y c a l c u l a t i o n t h eo r i e s in current s p ec if i c a t i o n s are proved to be safe in research s c a l e ．K e y w o r d s : r e i n f o r ce d concrete beam; f l e x u r a l performance; s i z e e ff ec t ; e x p e r i m e n t a l s t u d y ; f a il u r e m ec h a n i s m。