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鋼桁腹混凝土組合梁剪力滯效應試驗與分析

2022-07-12 03:07匡冠樺蔣明利陳建兵
關鍵詞:剪力頂板底板

匡冠樺, 王 堯, 蔣明利, 陳建兵

(蘇州科技大學 土木工程學院,江蘇 蘇州, 215000)

鋼桁腹混凝土組合梁由于具有結構自重輕、外形美觀、通透性好、施工方便、整體性好等優(yōu)點,加之良好的經濟效益,在未來橋梁建設中有很強的競爭力[1]。 當豎向荷載作用于鋼桁腹混凝土組合梁時,會產生豎向彎曲,且混凝土頂、底板由于剪切變形的影響,導致混凝土頂、底板的彎曲正應力沿橫向不均勻分布,這種現象稱為剪力滯效應[2-3]。 目前國內對于鋼桁腹組合梁的剪力滯效應研究得較少,開展該結構在實際工程中的應用試驗,具有很大的現實意義。

劉朵對鋼桁腹混凝土組合梁有效寬度分布規(guī)律和剪力滯效應進行了研究。 并通過改變結構設計參數,分析了頂、底板厚度及鋼桁腹桿尺寸對鋼桁腹混凝土組合梁剪滯效應的影響[4]。 鄭尚敏等利用有限元軟件ANSYS 建立模型,分析了鋼桁腹組合梁與波紋鋼腹板組合梁在不同加載工況下的剪力滯效應,以及截面上剪力滯系數的分布情況[5]。 陳維建立實體模型,分析了鋼桁腹混凝土組合梁的剪力滯效應,建立多參數模型,分析鋼桁腹桿壁厚、混凝土頂底板厚度對鋼桁腹組合梁有效寬度比的影響[6]。 通過建立有限元模型,分析了鋼桁腹組合梁在三種典型荷載作用下不同結構體系的鋼桁腹混凝土組合梁的剪力滯效應;利用理論計算和有限元分析相結合的方法,對鋼桁腹混凝土組合梁翼緣板的縱向用力進行了研究,分析了不同荷載作用下鋼桁腹混凝土組合梁的剪力滯效應,研究發(fā)現,連續(xù)鋼桁腹混凝土組合梁在均布荷載作用下存在負剪力滯效應的現象[7-10]。

但是已有的研究中,對鋼桁腹混凝土組合梁剪力滯效應的試驗研究較少,結構模型試驗因不受簡化假定的影響,能更實際地反映結構的行為,可清晰且直觀地展示整個結構從受載到破壞的全過程,故本文以簡支鋼桁腹混凝土組合梁試驗梁(見圖1 示意)為研究對象,研究對稱荷載作用下鋼桁腹混凝土組合梁頂、底板處各截面的剪力滯分布規(guī)律。

1 試驗概況

1.1 試驗模型

圖1 鋼桁腹混凝土組合梁構造示意圖

設計制作了鋼桁腹混凝土組合梁試驗梁, 總長度為3 600 mm,計算跨徑為3 360 mm,節(jié)點間距為420 mm,斜腹桿與混凝土板的水平夾角均為60°,斜腹桿與直腹桿的夾角為30°,混凝土頂板寬1 000 mm,板厚80 mm,混凝土底板寬550 mm,厚80 mm,試件幾何尺寸如圖2 所示。

鋼桁腹桿采用Q345B 級鋼管,腹桿規(guī)格均為50 mm×5 mm,腹桿節(jié)點采用焊接連接,焊接前對鋼管進行角度切割。 頂、底板混凝土采用強度等級為C45 的商品混凝土,頂、底板采用雙層配筋,頂板的箍筋、兩層縱向鋼筋及底板的箍筋均采用直徑為8 mm 的HRB400 鋼筋,底板的兩層縱向鋼筋采用直徑分別為12 mm 和16 mm 的HRB400 鋼筋。 鋼桁腹桿節(jié)點處開有直徑12 mm 的孔,頂板的底層箍筋及底板的頂層箍筋從孔中穿過形成簡易剪力鍵。

圖2 組合梁尺寸圖

1.2 試驗內容及加載方案

分別對組合梁計算跨徑的l/2 截面、l/4 截面、l/8 截面布置測點,頂板各截面布置14 個應變片,底板各截面布置10 個應變片,測點布置圖如圖3 所示;試驗梁加載裝置圖如圖4 所示。

圖3 測點布置示意圖

圖4 試驗梁加載裝置圖

通過調整試驗梁下方的支座螺栓,將試驗梁設置為簡支梁的約束形式,試驗梁采用100 t 油壓千斤頂進行加載,采用跨中雙點對稱加載方案,兩加載點在跨中形成840 mm 純彎段。 正式加載前先對試驗梁進行預加載,確保試驗梁與加載裝置緊密貼合,并校核儀器的狀態(tài),持荷3 min 再卸載。 正式試驗的過程中,對試驗梁采用分級加載的方式,每級荷載為20 kN,加載至160 kN 時,荷載增量改為10 kN,直至試驗梁破壞為止。

2 試驗結果

2.1 彈性階段混凝土板縱向應變

圖5 為簡支鋼桁腹混凝土組合梁的跨荷載-跨中位移曲線,兩試驗梁的曲線基本一致, 鋼桁腹混凝土組合梁在加載過程中共經歷了彈性階段、塑性階段和破壞階段3 個階段。當P<300 kN 時,跨中撓度隨荷載增加呈線性發(fā)展的趨勢, 表明該階段鋼桁腹混凝土組合梁的整體工作性能良好;當荷載值300 kN<P<410 kN 時,組合梁的整體剛度降低,達到塑性狀態(tài),組合梁的撓度增長速率增大,荷載增長速率減??;當P>410 kN 時,組合梁的剛度明顯降低,荷載-跨中位移曲線呈下降趨勢,此時承載力不再增加,撓度卻在不斷增大,表明組合梁進入破壞狀態(tài)。

圖5 跨中荷載-撓度曲線

圖6 為鋼桁腹混凝土組合梁頂板混凝土頂面彈性階段內的縱向應變。 由圖可知,混凝土頂板的縱向應變?yōu)樨?,表明頂板承受壓應力,縱向壓應變隨著荷載的增加均勻變化,表明鋼桁腹混凝土組合梁頂板具有良好的受壓性能;圖7 為底板混凝土底面彈性階段內的縱向應變。 混凝土底板的縱向應變?yōu)檎?,表明底板承受拉應力,縱向拉應變隨著荷載的增加而增大。

圖6 頂板頂面縱向應變圖

圖7 底板底面縱向應變圖

2.2 不同截面混凝土縱向應變的橫向分布

組合梁各個截面的頂、底板縱向應變測試結果如圖8、圖9 所示。由圖可知,鋼桁腹混凝土組合梁各個截面的縱向應變并不均勻,頂、底板與鋼桁腹桿交界處應變最大,在全跨范圍內均存在明顯的剪力滯效應。 在頂板混凝土和底板混凝土中,l/2 截面的縱向應變均大于l/4 截面和l/8 截面的。l/8 截面處的縱向應變不均勻現象要比其他位置明顯。 在同一截面,頂板混凝土的縱向應變不均勻現象要比底板混凝土的明顯。

圖8 頂板混凝土縱向應變圖

圖9 底板混凝土縱向應變圖

3 有限元分析

為驗證試驗結果的準確性,利用ABAQUS 有限元軟件建立與試驗梁相同的有限元模型(見圖10),進行剪力滯效應的模擬分析。 模擬簡支梁受力的固定鉸支座和活動鉸支座,利用分區(qū)功能在鋼桁腹混凝土組合梁兩個支點處劃分出兩個接觸面, 對接觸面分別施加X、Y、Z 方向的位移約束和X、Y 方向的位移約束來模擬固定鉸支座和活動鉸支座[11-13]。加載方式和荷載大小均與試驗相同,有限元模型如圖10 所示。模型中混凝土頂、底板都采用實體單元C3D8R,鋼桁腹桿采用S4R 殼單元,鋼筋選用T3D2 桁架單元。

圖10 有限元模型

鋼桁腹混凝土組合梁有限元分析結果如圖11、圖12 所示,由圖可知,組合梁沿橫截面的縱向應變并不是相等的,這說明鋼桁腹混凝土組合梁在承受豎向荷載時,存在明顯的剪力滯效應。

圖11 頂板縱向應變分布圖

圖12 底板縱向應變分布圖

提取與組合梁試驗相同截面的縱向應變,結果如圖13、圖14 所示。對比試驗和有限元分析的數據可知,組合梁試驗結果與有限元分析結果基本一致。

圖13 頂板混凝土縱向應變圖

圖14 底板混凝土縱向應變圖

4 剪力滯系數對比

為了描述剪力滯效應對箱梁的影響程度,工程上采用剪力滯系數λ 來描述剪力滯效應的大小[8],λ 的計算公式如下

從表1 可知,混凝土頂板、底板與鋼桁腹桿的交界處存在明顯的剪力滯效應。 相同條件下,頂板剪力滯系數最大值大于底板剪力滯系數最大值,底板剪力滯系數峰值出現在底板中心線處和底板與鋼桁腹桿交界處。 對比有限元分析與試驗結果,剪力滯系數最大值的相對誤差最大為6.7%,誤差較小,因此試驗結果具有較高的準確度。

表1 最大剪力滯系數對比

5 結論

本文針對鋼桁腹混凝土組合梁的剪力滯效應進行了試驗研究與有限元分析,得到以下結論:

(1)鋼桁腹混凝土組合梁在承受豎向荷載時,混凝土頂板、底板與鋼桁腹桿的交界處存在明顯的剪力滯效應。

(2)有限元分析結果與試驗結果剪力滯系數最大值誤差較小,最大相對誤差僅有6.7%,驗證了試驗結果的準確性。

(3)在其他設計參數不變的情況,荷載對剪力滯系數的影響較小。

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