钢桁腹混凝土组合梁剪力滞效应试验与分析

匡冠桦， 王 尧， 蒋明利， 陈建兵

（苏州科技大学 土木工程学院，江苏 苏州， 215000）

钢桁腹混凝土组合梁由于具有结构自重轻、外形美观、通透性好、施工方便、整体性好等优点，加之良好的经济效益，在未来桥梁建设中有很强的竞争力[1]。 当竖向荷载作用于钢桁腹混凝土组合梁时，会产生竖向弯曲，且混凝土顶、底板由于剪切变形的影响，导致混凝土顶、底板的弯曲正应力沿横向不均匀分布，这种现象称为剪力滞效应[2-3]。 目前国内对于钢桁腹组合梁的剪力滞效应研究得较少，开展该结构在实际工程中的应用试验，具有很大的现实意义。

刘朵对钢桁腹混凝土组合梁有效宽度分布规律和剪力滞效应进行了研究。 并通过改变结构设计参数，分析了顶、底板厚度及钢桁腹杆尺寸对钢桁腹混凝土组合梁剪滞效应的影响[4]。 郑尚敏等利用有限元软件ANSYS 建立模型，分析了钢桁腹组合梁与波纹钢腹板组合梁在不同加载工况下的剪力滞效应，以及截面上剪力滞系数的分布情况[5]。 陈维建立实体模型，分析了钢桁腹混凝土组合梁的剪力滞效应，建立多参数模型，分析钢桁腹杆壁厚、混凝土顶底板厚度对钢桁腹组合梁有效宽度比的影响[6]。 通过建立有限元模型，分析了钢桁腹组合梁在三种典型荷载作用下不同结构体系的钢桁腹混凝土组合梁的剪力滞效应；利用理论计算和有限元分析相结合的方法，对钢桁腹混凝土组合梁翼缘板的纵向用力进行了研究，分析了不同荷载作用下钢桁腹混凝土组合梁的剪力滞效应，研究发现，连续钢桁腹混凝土组合梁在均布荷载作用下存在负剪力滞效应的现象[7-10]。

但是已有的研究中，对钢桁腹混凝土组合梁剪力滞效应的试验研究较少，结构模型试验因不受简化假定的影响，能更实际地反映结构的行为，可清晰且直观地展示整个结构从受载到破坏的全过程，故本文以简支钢桁腹混凝土组合梁试验梁（见图1 示意）为研究对象，研究对称荷载作用下钢桁腹混凝土组合梁顶、底板处各截面的剪力滞分布规律。

1 试验概况

1.1 试验模型

图1 钢桁腹混凝土组合梁构造示意图

设计制作了钢桁腹混凝土组合梁试验梁， 总长度为3 600 mm，计算跨径为3 360 mm,节点间距为420 mm，斜腹杆与混凝土板的水平夹角均为60°，斜腹杆与直腹杆的夹角为30°，混凝土顶板宽1 000 mm，板厚80 mm，混凝土底板宽550 mm，厚80 mm，试件几何尺寸如图2 所示。

钢桁腹杆采用Q345B 级钢管，腹杆规格均为50 mm×5 mm，腹杆节点采用焊接连接，焊接前对钢管进行角度切割。 顶、底板混凝土采用强度等级为C45 的商品混凝土，顶、底板采用双层配筋，顶板的箍筋、两层纵向钢筋及底板的箍筋均采用直径为8 mm 的HRB400 钢筋，底板的两层纵向钢筋采用直径分别为12 mm 和16 mm 的HRB400 钢筋。 钢桁腹杆节点处开有直径12 mm 的孔，顶板的底层箍筋及底板的顶层箍筋从孔中穿过形成简易剪力键。

图2 组合梁尺寸图

1.2 试验内容及加载方案

分别对组合梁计算跨径的l/2 截面、l/4 截面、l/8 截面布置测点，顶板各截面布置14 个应变片，底板各截面布置10 个应变片，测点布置图如图3 所示；试验梁加载装置图如图4 所示。

图3 测点布置示意图

图4 试验梁加载装置图

通过调整试验梁下方的支座螺栓，将试验梁设置为简支梁的约束形式，试验梁采用100 t 油压千斤顶进行加载，采用跨中双点对称加载方案，两加载点在跨中形成840 mm 纯弯段。 正式加载前先对试验梁进行预加载，确保试验梁与加载装置紧密贴合，并校核仪器的状态，持荷3 min 再卸载。 正式试验的过程中，对试验梁采用分级加载的方式，每级荷载为20 kN，加载至160 kN 时，荷载增量改为10 kN，直至试验梁破坏为止。

2 试验结果

2.1 弹性阶段混凝土板纵向应变

图5 为简支钢桁腹混凝土组合梁的跨荷载-跨中位移曲线，两试验梁的曲线基本一致， 钢桁腹混凝土组合梁在加载过程中共经历了弹性阶段、塑性阶段和破坏阶段3 个阶段。当P＜300 kN 时，跨中挠度随荷载增加呈线性发展的趋势， 表明该阶段钢桁腹混凝土组合梁的整体工作性能良好；当荷载值300 kN＜P＜410 kN 时，组合梁的整体刚度降低，达到塑性状态，组合梁的挠度增长速率增大，荷载增长速率减小；当P＞410 kN 时，组合梁的刚度明显降低，荷载-跨中位移曲线呈下降趋势，此时承载力不再增加，挠度却在不断增大，表明组合梁进入破坏状态。

图5 跨中荷载-挠度曲线

图6 为钢桁腹混凝土组合梁顶板混凝土顶面弹性阶段内的纵向应变。 由图可知，混凝土顶板的纵向应变为负，表明顶板承受压应力，纵向压应变随着荷载的增加均匀变化，表明钢桁腹混凝土组合梁顶板具有良好的受压性能；图7 为底板混凝土底面弹性阶段内的纵向应变。 混凝土底板的纵向应变为正，表明底板承受拉应力，纵向拉应变随着荷载的增加而增大。

图6 顶板顶面纵向应变图

图7 底板底面纵向应变图

2.2 不同截面混凝土纵向应变的横向分布

组合梁各个截面的顶、底板纵向应变测试结果如图8、图9 所示。由图可知，钢桁腹混凝土组合梁各个截面的纵向应变并不均匀，顶、底板与钢桁腹杆交界处应变最大，在全跨范围内均存在明显的剪力滞效应。 在顶板混凝土和底板混凝土中，l/2 截面的纵向应变均大于l/4 截面和l/8 截面的。l/8 截面处的纵向应变不均匀现象要比其他位置明显。 在同一截面，顶板混凝土的纵向应变不均匀现象要比底板混凝土的明显。

图8 顶板混凝土纵向应变图

图9 底板混凝土纵向应变图

3 有限元分析

为验证试验结果的准确性，利用ABAQUS 有限元软件建立与试验梁相同的有限元模型（见图10），进行剪力滞效应的模拟分析。 模拟简支梁受力的固定铰支座和活动铰支座，利用分区功能在钢桁腹混凝土组合梁两个支点处划分出两个接触面， 对接触面分别施加X、Y、Z 方向的位移约束和X、Y 方向的位移约束来模拟固定铰支座和活动铰支座[11-13]。加载方式和荷载大小均与试验相同，有限元模型如图10 所示。模型中混凝土顶、底板都采用实体单元C3D8R，钢桁腹杆采用S4R 壳单元，钢筋选用T3D2 桁架单元。

图10 有限元模型

钢桁腹混凝土组合梁有限元分析结果如图11、图12 所示，由图可知，组合梁沿横截面的纵向应变并不是相等的，这说明钢桁腹混凝土组合梁在承受竖向荷载时，存在明显的剪力滞效应。

图11 顶板纵向应变分布图

图12 底板纵向应变分布图

提取与组合梁试验相同截面的纵向应变，结果如图13、图14 所示。对比试验和有限元分析的数据可知，组合梁试验结果与有限元分析结果基本一致。

图13 顶板混凝土纵向应变图

图14 底板混凝土纵向应变图

4 剪力滞系数对比

为了描述剪力滞效应对箱梁的影响程度，工程上采用剪力滞系数λ 来描述剪力滞效应的大小[8]，λ 的计算公式如下

从表1 可知，混凝土顶板、底板与钢桁腹杆的交界处存在明显的剪力滞效应。 相同条件下，顶板剪力滞系数最大值大于底板剪力滞系数最大值，底板剪力滞系数峰值出现在底板中心线处和底板与钢桁腹杆交界处。 对比有限元分析与试验结果，剪力滞系数最大值的相对误差最大为6.7%，误差较小，因此试验结果具有较高的准确度。

表1 最大剪力滞系数对比

5 结论

本文针对钢桁腹混凝土组合梁的剪力滞效应进行了试验研究与有限元分析，得到以下结论：

（1）钢桁腹混凝土组合梁在承受竖向荷载时，混凝土顶板、底板与钢桁腹杆的交界处存在明显的剪力滞效应。

（2）有限元分析结果与试验结果剪力滞系数最大值误差较小，最大相对误差仅有6.7%，验证了试验结果的准确性。

（3）在其他设计参数不变的情况，荷载对剪力滞系数的影响较小。