混合梁钢-混凝土接头挠度试验与理论分析比较.pdf

5 4 四川建筑科学研究 S i c h u a n B u i l d i n g S c i e n c e 第 3 9卷第 2期 2 0 1 3 年 4月 混合梁钢一 混凝土接头挠度试验与理论分析比较 梁会东 ， 赵人达 ( 1 中交第一公路勘察设计研究院， 陕西 西安7 1 0 0 7 5 ； 2 西南交通大学桥梁与隧道工程学院， 四川 成都6 1 0 0 3 1 ) 摘要： 混合梁即在中孔大跨全部或部分采用钢主梁， 两侧采用预应力混凝土主梁。这种结构在钢与混凝土接头 部位的受力情况比较复杂， 本文通过试验和理论计算对某桥的钢一 混凝土接头部位各受力工况下的挠度行为进行 了分析。 关键词： 钢一 混凝土接头； 试验； 理论分析 中图分类号： T U 3 7 5 文献标志码： A 文章编号： 1 0 0 81 9 3 3 ( 2 0 1 3 ) 0 2 0 5 4 0 4 T e s t o f d i s p l a c e me n t o f s t e e l c o n c r e t e j o i n t i n c o mp o s i t e b e a m U ANG Hu i d o n g Z HAO Re n d a ( 1 T h e F i r s t H i g h w a y S u r v e y&D e s i g n I n s t i t u t e o f C h i n a ， X i a n 7 1 0 0 7 5 ， C h i n a ； 2 I n s t i t u t e o f B r i d g e a n d T u n n e l E n g i n e e r i n g ， S o u t h w e s t J i a o t o n g U n i v e r s i t y ， C h e n g d u 6 1 0 0 3 1 ， C h i n a ) Ab s t r a c t ： C o m p o s i t e b e a m i s t h e s t r u c t u r e s ， i n w h i c h t h e s t e e l gi r d e r a r e u s e d i n w h o l e o r p a r t i a l l y m a i n s p a n a n d t h e c o n c r e t e g i r d e r i n s i d e s p a n T h e b e a ti n g c a p a c i t y o f t h e j o i n t i s c o m p l e x T h e d e fl e c t i o n d e v e l o p m e n t o f t h e j o i n t i s a n a l y s e d a c c o r d i n g t o t h e t e s t a n d t h e o r e t i c a l a n aly s i s i n t h i s p a p e r K e y w o r d s ： s t e e l c o n c r e t e j o i n t ； t e s t ； t h e o r e t i c al a n a l y s i s 0 前言 由于钢一 7 昆 凝土混合梁桥在钢梁和混凝土梁接 头部位 的构造和受力非常复杂 ， 本文对钢一 混凝土混 合梁拱组合结构桥梁的钢梁与边跨 P C梁的连接部 位进行了静力加载 、 疲劳加载和破坏加载试验 ， 并与 理论计算结果进行了分析和比较。 1 模型设计 本次试验连接段在实际结构中钢横梁右侧为钢 结构 ， 但是考虑到主要 目的是考察连接部位 的受力 情况 ， 右侧做成钢结构不仅实施较 困难 ， 而且造成材 料的浪费 ， 所以采用和左侧对称的混凝土结构。在 恒载作用下， 不平衡的内力通过外荷载加以调整。 本次试验采用 1 ： 2 5的试验模型进行。经过与 设计方讨论， 试验模型主要模 拟混凝土 中肋和 中拱 肋处钢箱的连接部位 。试验中的静载一疲劳一破坏 加载过程采用同一模型进行。 混凝土梁肋 的有效分布宽度直接影响到试验的 加载和试验结果 ， 所 以应进行有效宽度 的计算。按 收稿 日期 ： 2 0 1 1 - 0 8 2 3 作者简介 ： 梁会东 ( 1 9 8 1一)， 男 ， 工 学硕士 ， 主要从 事桥梁结 构分析 和设计 工作 。 E ma i l ： 4 6 4 7 1 61 1 9 q q c o n 照 J T G D 6 2 -2 0 0 4 ( 公路钢筋混凝土及 预应力混凝 土桥涵设计规范 规定取以下三者最小值 ： 1 ) 跨度 的三分之一 ， 由于梁跨较 大， 所 以这项 不用计算 ； 2 ) 相邻两根梁肋中心间距 ， B = 8 6 0 0 m m； 3 ) b +2 6 h +1 2 h ， 此处 b为梁的腹板宽 ， b h 为承 托长度 ， 为不计承托 的翼缘厚度 ， B =1 2 6 0+2 x 1 2 0 0 +1 2 6 0 0=1 08 6 0 mm 。 取 B=m i n ( l ， B 2 ， B 3 )=8 6 0 0 m i l l ， 按照相应 比 例缩放 ， 得到模型截面尺寸见 图 1 。 丛 、 2 I 、 图 1 连接段试验模型构造 ( 单位 ： m m) F i g 1 De t a i l e o f t e s t mo d e l s t r u c t u r e d i a g r a m o f t h e j o i n t 梁会东 ， 等： 混合梁钢一 混凝土接头挠度试验与理论分析比较 5 5 2 疲劳荷载等效 按照圣维南原理 ， 边界条件采用两端简支来模 拟 。由模型设计 比例可以得到混凝土梁和钢箱混凝 土的截面尺寸 ， 自重作用下受力如图 2所示。 ql 一蟹一 q 3 图 2 试 验模型 自重作用下受力 图式 F i g 2 Fo r c e d i a g r a m o f t h e t e s t m o d e l u n d e r s e l f we i g h t 在 图 2中， q 1=1 2 9 5 4 2 42 71 0 X 1= 3 4 9 8 k N m； 同理 得 到 g 2=1 1 2 3 8 k N m， q 3= 3 4 9 8 k N m。L 1 、 L 2 、 L 3通过 内力调整来确定。 按照最不利应力出现在连接部位下翼缘 ， 试验 中应重点保证此处应力相等 ， 经过多次试算 ， 得到计 算跨径为 ： L 1= 4 5 5 m， L 2=0 9 6 m， L 3= 4 5 5 m； 考 虑试验 中支座 的布置等因素 ， 取 L 1= 4 8 0 m， L 2= 0 9 6 m， L 3= 4 8 0 m。疲劳荷载 的计算结果见表 1 。 该计算值 由设计方提出的活载下混凝土应力为控制 标准 ， 通过反算确定 。 表 1 疲劳荷载计算 Ta b l e 1 F a t i g u e l o a d c a l c u l a t i o n s h e e t 3 试验典型测试工况 采用单点加载 ， 并在加载点处布置刚度较大 的 垫梁 。试验过程分 为静载试验、 疲劳试验 和破坏试 验 3个试验阶段 。各个阶段荷载工况见表 2 4 。 表2 静载试验典型测试工况 T a b l e 2 T h e s t a t i c l o a d t e s t o f t y p i c a l t e s t c o n d i t i o n 荷载 k N 工况编号 2 0 o 3 9 5 6 1 O 1 0 5 60 表 3 疲劳试 验典型测试 工况 Tab l e 3 Fa t i gu e t e s t t y pi c al t e s t c ond i t i o n 荷载 k N 工况编号 8 3 9 5 表 4 破坏试验典型测试工况 Ta bl e 4 De s t r uc t i on t e s t t y pi c al t e s t c on di t i on 荷 载 k N 工况编号 3 95 6 0 o 8 5 0 l 2 o o 2 o o 0 5 9 1 4 2 4 3 1 4 试验结果和理论计算分析比较 采用通用有 限元 A N S Y S进行三维数值模拟 ， 模 型的离散如图 3所示 。沿跨径方向为 z方 向， 竖向 为 l ， 方向。 y 图 3 钢一 混凝土接头模型离散 F i g 3 S t e e l - c o n c r e t e j o i n t fi n i t e e l e me n t mo d e l 4 8 00 9 6 0 4 8 0 0 I 一 百 1 1 千 采 千 一 百 ： 。 ：啦 。 ； 一 一 z o o I ： o o o t 聋 6 3 0 l 6 3 0 干 _ 1 2 0 0 0 I 2 4 0 0 ， r 百5 上 0 图 4 百分表编号 F i g 4 Di a l i n d i c a t o r S p o s i t i o n 5 6 四川建筑科学研究 第 3 9卷 试验中对位移的测量采用百分表进行 ， 模 型结 构一共布置 1 1块百分表。位置见图 4 ， 百- 5 、 百 6 、 百- 7为跨 中沿 方向布置的百分表 。 1 ) 由图5可以看出 ， 荷载为 3 9 5 k N时的跨中最 大挠度值 约为 2 0 0 k N时的二倍 ， 与荷载大小成正 比， 说明结构呈弹性变化。模型的挠度沿跨度 z方 向中轴线上挠度的分布 曲线对称性较好 ， 最大值为 2 2 5 m m， 可见， 该模型有足够大的刚度。 距 离 m m 0 2 0 0 0 4 0 0 0 6 0 0 0 8 0 0 0 1 0 0 0 0 1 2 0 0 0 0 l 1 图 5 静载作用下挠 度沿 Z方 向的分布 Fi g 5 De fle c t i o n unde r t he ac t i o n o f s t at i c l o ad al on g t he Z di r e c t i o n O 5 0 0 1 0 0 0 1 5 0 0 20 0 0 25 0 0 3 0 00 3 50 0 距离 m m 图 6 静载作用下挠 度沿 方 向的分布 Fi g 6 De fle c t i o n unde r t he ac t i o n o f s t a t i c l o ad a l o ng t h e X di r e c t i on 同时用通用有限元分析软件 A N S Y S进行计算 ， 得出荷载为 3 9 5 k N时各相应位置的挠度变化情况 ， 同试验测得的数值进行 比较 ， 结果见 图 7 ， 挠度 的试 验值与理论计算值吻合较好 ， 远离跨中后 ， 试验测得 的挠度值都比理论分析计算 的值小 ， 说明试验模型 实际的刚度要 比理论上的大， 这样就使得结构能承 受较大的力而不致发生破坏 ， 结构更安全 、 稳定。 沿 方向的比较曲线出现不一致( 图6、 8 ) 的原 因是 ， 梁肋支撑横向宽度较小( 5 0 4 mm) ， 而钢箱横 向跨度较大( 3 4 4 0 mm) ； 试验 中几乎不可能做 到横 向的绝对平衡 ， 所 以试验结果 出现偏移。而且从数 值上看 ， 数值变化很小 ， 所以可以认为两者之间的误 差 很小 。 0 0 5 1 I 1 5 2 2 5 图 7 静载 作用下挠 度的试验值与计算值 沿 Z方向分布 比较 ( 工况 1 0 ) Fi g 7 De fle c t i o n of t e s t v al ue un de r t he a c t i on o f s tat i c l o a d a l o ng t h e Z di r e c t i o n c o m p ar e d wi t h t he c a l c ul a t e d v al ue 图 8 静载 作用下挠度 的试验值与计算值 沿 方向分布 比较 ( 工况 1 0 ) Fi g 8 De fle c t i o n of t e s t v a l ue un de r t he a c t i on o f s t a t i c l oa d a l o ng t he X di r e c t i on c ompa r e d wi t h t he c a l c u l a t e d v al ue 取试验中沿钢箱梁方向( X轴 ) 布置的 3块百分 表和计算值进行 比较 ， 比较结果如图 9所示。从图 中可以看 出， 3块百分表挠度数值十分接近， 变化曲 线基本重合 ； 与计算值也吻合 良好。 蚕 棵 堰 位 移 mm 图 9 最大挠度点的挠度随荷载变化曲线 Fi g 9 M ax i m u m de fle c t i o n po i n t de fle c t i o n alon g wi t h t he l o ad c ha nge c u r ve 2 ) 疲劳试验选取 的典型工况为： 疲 劳循环次数 母 一 寺 一 2 2 l l 0 0 日 I ， 梁会东， 等： 混合梁钢一 混凝土接头挠度试验与理论分析比较 5 7 分别为 1万次 、 1 0 0万次 、 2 0 0万次后 ， 测试荷 载为 3 95 k N。 经过各疲劳荷载加载次 数后模 型在 z方 向上 的实测挠度基本上没有变化 ( 图 1 0 ) ； 挠度沿 z方 向的分布曲线在不 同疲劳次数下重合 ， 在疲劳荷载 作用下 ， 模型结构的刚度没有减小 ； 说明在经过 2 0 0 万次 的疲劳荷载之后 ， 结构 的整体性能 良好 。图 l 2 显示 了跨 中最大挠度随疲劳次数 的变化 曲线 ， 曲线 趋于平直线 ， 同样可 以说 明结 构的刚度没有 变化。 钢箱处的挠度沿横 向( 向) 的变化 曲线有“ 偏移 ” 现象 ， 是 由于疲劳动载的作用下 ， 模型结构出现了少 许偏载 ， 但是数值较小。挠度 曲线的重合性能说 明 了模型结构 在疲劳 荷载 作用下 ， 模 型结 构 的刚度 “ 衰减” 较小。 距 离 nm 图 1 0 挠度沿 Z方 向的分布 ( 3 9 5 k N) F i g 1 0 De fl e c t i o n a l O n g t h e Z d i r e c t i o n o f t he di s t r i but j On 图 1 1 挠度沿 方 向的分布 ( 3 9 5 k N ) Fi g 1 1 De fle c tion a I Ong t he X di r e c t i on o f t he di s t r i butio n 3 ) 破坏试验选取 的典型工况是相应 于模型加 载荷载为 3 9 5 k N、 6 0 0 k N、 8 5 0 k N、 1 2 0 0 k N和 2 0 0 0 k N。图 1 3给出了模型的挠度沿跨度方向的分布情 况。由图可见 ， 不同荷载工况下 ， 挠度的分布曲线变 化规律一致。当荷载较大时 ， 在钢箱附近的挠度 出 现了“ 凸变”， 这是因为连接断面处 出现 了较多 的裂 缝 ； 而钢箱梁因为刚度较大 ， 仍然保持整体变形的性 能造 成 的。在荷 载为 2 0 0 0 k N时 ， 最大 挠 度达 到 4 2 6 0 m m， 为跨度 的 1 2 3 6 。最大挠度位置为混凝 土梁肋靠近连接断面处 ， 说明由于裂缝 的开展 ， 混凝 土梁肋 比钢箱变形大。 3 2 5 2 1 。5 0 5 O 1 0 0 1 5 O 疲劳 次数 万次 图 1 2 最大挠度 随疲 劳次 数发展历 程曲线 Fi g1 2 Cur v e of max i m u m de fle c tio n wi t h th e de v e l o pme nt o f f at i g ue l oa d tim e s 图 1 3 挠度沿 Z方 向的分布 Fi g 1 3 De fle c tion a l Ong th e Z di r e c tio n 由图 l 5可知 ， 在荷载小于 1 0 0 0 k N时 ， 跨 中测 点的挠度 曲线基本上为一直线 ， 以后斜率开始发生 变化 ， 说明在该加载过程 中， 随着施加的荷载逐渐增 大 ， 构件的刚度有了明显 的变化 ， 原 因是混凝土裂缝 增多 ， 且普通钢筋或者预应力钢筋达到了屈服强度 ， 构件进入 了屈服 阶段。在 破坏荷 载达 到 2 3 9 0 k N 时 ， 构件发生破坏 ， 达 到静 力设计使用荷 载的 6 0 5 倍。 图 1 4 挠度沿 X方 向的分布 F i g 1 4 De fl e c ti o n a l o n g t h e X d i r e c ti o n 试验构件的最大挠度随荷载增大的变化曲线 ， 如 图1 6 所示 ， 同时图中也示 出了模型试验通过有限 ( 下转第 6 0页) 0 m 加 如 0 1 2 目 ， 辫 0 m =2加 如 加 l 四川建筑科学研究 第 3 9卷 5 ) 可以尝试采用其他新材料替代预应力钢筋 。 参 考 文 献 ： 施楚贤 砌体结构理论与设 计 M 2版 北京 ： 中国建筑工业 出版社 ， 2 0 0 3 施楚贤 对砌体结构类 型的分析 与抗 震设计 建议 J 建筑结 构 ， 2 0 1 0， 4 0 ( 1 ) ： 7 4 - 7 6 孙海粟， 张保善 预应力砌体及其发展 J 洛阳大学学报， 2 0 0 0， l 5 ( 2 ) ： 3 4 3 7 叶燕华 ， 孙伟民 预应力砌体 的研究应用及 发展 J 南京建筑 工程学院学报 ， 2 0 0 0 ( 4 )： 5 1 - 5 7 骆万康 ， 王天贤 关于 预应 力砖端 的变形 、 延性 与耗 能问题 的 试验研究 J 世界地震工程 ， 1 9 9 5 ( 1 ) ： 5 0 5 7 唐岱新 ， 马晓儒 预应 力对砌块剪力墙抗震性 能的改善 J 低 温建筑技术 ， 1 9 9 7 ( 4 )： 2 3 - 2 5 刘智敏 ， 姚甫昌 ， 朱云丽， 等 砌块墙体预应力 损失的试验研究 J 湖北工学院学报， 2 0 0 1 ， 1 6 ( 2 ) ： 4 5 4 7 王艳晗 ， 艾军 ， 张春锋 ， 等 低周反 复倚 载作用预应力 昆 凝土 砌块墙试验研究 J 建筑结构 ， 2 0 0 3 ， 3 3 ( 4 ) ： 3 ， 7 9 孙伟 民， 胡晓明 ， 郭樟根 ， 等 预应力砌体抗震性 能的试 验研究 J 建筑结构学报 ， 2 0 0 3 ， 2 4( 6 ) ： 2 5 3 1 1 O 宋或 ， 原国华 ， 周 乐伟 斜拉筋 加 固砌 体结构抗震 性能试 验 研究 J 建筑技术 ， 2 0 0 9 ， 4 0 ( 1 ) ： 4 2 44 1 1 郭樟根 ， 孙伟民， 彭 阳 预应力 砌块砌 体预应力 损失 的试 验 研究与分析 J 混凝土与水泥制 品， 2 0 1 0 ( 4) ： 6 6 - 6 8 1 2 尹新生 ， 桑艳丽， 徐蕾 已建砌 体房屋 低预应力度 体外 预应 力砌体墙抗震加 固研究 J 土木工 程学报 ， 2 0 1 0 ， 4 3 ( 增 刊 ) ： 4 5 8 461 1 3 骆万康 ， 王天贤 预应力抗震砖 墙抗裂与承载力及其计算方 法 的试验研究 J 建筑结构 ， 1 9 9 5 ( 4 ) ： 2 4 3 2 1 4 熊峰 ， 应付钊 非线性有限元 法分析预应力砌体墙结构 J 四J I 大学学报， 2 0 0 0， 3 2 ( 3 ) ： 1 6 - 2 0 1 5 壬艳晗 ， 吕志 涛 ， 张伟 涛 预应 力砌 体墙 、 柱 受压 承载 力计算 J 工业建筑 ， 2 0 0 1 ， 3 1 ( 5 )： 2 9 41 1 6 郭樟根， 孙伟民， 蔡雪斌 预应力砌块带窗洞墙体的刚度研究 J 混凝土与水泥制品 ， 2 0 0 3 ( 6 ) ： 4 1 43 1 7 于建刚 ， 骆万康 ， 喻敏 集 中式 预应力砖 墙抗侧承 载力计算 公式的建议 J 建筑结构 ， 2 0 0 4， 3 4 ( 9) ： 5 3 5 5 ( 上接第 5 7页) 2 2 蚕 饕 0 1 0 20 3 O 4 0 5 O 6 0 70 位移 ram 图 1 5 最大挠度随荷载变化曲线 Fi g 1 5 M ax i m u m de fle c t i o n a l o ng wi t h t he l oa d c ha ng e 元非线性分析得出的荷载一 挠度 曲线 ， 同试验结果进 行比较 ， 由图中可见 ， 理论计算值由于没有考虑普通 钢筋的作用， 在荷载大于 5 0 0 k N后 ， 挠度要 比实测 值大 ， 没有明显的屈服阶段 ， 直到计算结果不收敛为 止 。 通过试验 ， 明确了该结构的抗疲劳性能和其挠 度随荷载的变化情况， 说明结构足够的安全 、 稳定 ， 有较大的安全系数 ， 并可为同类型的桥梁提供参考。 位 移 ram 图 l 6 理论计算 和实测 的挠度 随荷载变化 曲线 Fi g1 6 Th e t he o r e t i c al c a l c ul a t i on a nd me a s ur e d de fle c t i o n al o ng wi t h t he l oa d c ha ng e 参 考 文 献 ： 1 朱聘儒 钢一 混凝 土组合梁设计原理 M 北京 ： 中国建 筑工业 出版社 ， 1 9 8 9 2 J T G D 6 2 -2 0 0 4公路桥涵钢结构及木结构设计规范 S 3 黄侨 桥梁钢一 混凝土组合结构设计原理 M 北 京： 人民交 通 出版社 ， 2 0 0 4 4 项 海 帆 高等 桥 梁结 构理 论 M 北 京 ： 人 民交通 出版 社 ， 2 0 01 5 N i e J G， Y a n x， C h e n L E x p e r i m e n t a l S t u d i e s o n S h e a r S t r e n g t h o f S t e e l C o n c r e t e C o m p o s i t e B e a ms J J o u rna l o f S t r u c t u r a l E n g i n e e r i n g AS C E， 2 0 0 4 ( 8 ) ： 1 2 0 6 1 2 1 3 堇 辑挺