预应力钢_混凝土组合箱梁抗弯试验研究.pdf

第 43 卷 第 6 期 2013 年 3 月下 建筑结构 Building Structure Vol 43 No 6 Mar 2013 预应力钢-混凝土组合箱梁抗弯试验研究 * 胡少伟， 胡汉林 ( 南京水利科学研究院材料结构研究所，南京 210024) 摘要为掌握预应力钢-混凝土组合箱梁在正弯矩作用下的受力性能， 对 10 根组合箱梁进行了静载试验。对预 应力组合梁受弯时的变形、 截面应变情况、 裂缝分布、 破坏形态做了详细的描述。探讨了不同初始预应力大小、 布 筋形式、 加载方式对预应力组合梁抗弯性能的影响。试验现象和数据表明: 预应力组合梁与普通组合梁相比具有 多方面的优势， 不同布筋形式的组合梁受力性能有差别， 利用预应力技术能够较好地提高既有组合梁的抗弯性能。 关键词预应力组合箱梁;抗弯性能;试验研究;布筋形式;预应力加固 中图分类号: TU398 + 9文献标识码: A文章编号: 1002- 848X( 2013) 06- 0058- 06 Experimental study on flexural behaviors of prestressed steel- concrete composite box beams Hu Shaowei，Hu Hanlin ( Department of Materials and Structural Engineering，Nanjing Hydraulic Research Institute，Nanjing 210024，China) Abstract: In order to know the mechanical behavior of the prestressed steel-concrete composite box beams under positive moments，ten specimens had been tested under static loads The experimental results of prestressed composite beams， including deformation，section strain，cracking distribution，failure mode were analyzed in details The influence of prestress degree，distribution forms of prestressed tendons and loading mode on flexural behaviors of prestressed composite beam had been discussed Experimental phenomena and data indicate that the prestressed composite beams have more adventages than the normal composite beams，and the prestress technology can be used to improve the flexural performance of the existing composite beams Keywords:prestressed composite box beam;flexural performance;experimental study;distribution form;prestress reinforcement * 江苏省自然科学基金项目( BK2007010) ， 中央级公益性科研院所 重大项目( Y40705) 。 作者简介: 胡少伟， 教授， 博导， Email: hushaowei nhri cn。 0引言 预应力钢-混凝土组合梁根据受力特点可以分 为预应力简支组合梁和预应力连续组合梁。预应力 简支组合梁主要承受正弯矩作用， 因此主要在钢梁 底部受拉区布置预应力筋对其施加预应力， 预应力 布筋形式可以分为直线型和折线型， 直线型布筋又 有有转向块和无转向块两种形式。而对于预应力连 续组合梁， 需要根据梁的受力特征来确定预应力筋 的布置位置 1- 4。 预应力箱形截面组合梁具有抗弯刚度和抗扭刚 度大、 整体性能好、 稳定性高等优点。国内外对预应 力组 合 梁 抗 弯 性 能 的 研 究 大 多 以 型 钢 截 面 为 主 5- 9， 因此有必要对箱形截面的预应力组合梁进 行试验研究。 1试验情况 设计了 10 根承受正弯矩的钢-混凝土组合箱 梁， 6 根为预应力组合梁( PCB) ， 3 根为模拟预应力 技术加固组合梁( SCB) ， 1 根为普通组合梁( CB) ， 其中 9 根梁长为 4. 0m 的组合梁采用两点对称加 载， 1 根梁长为 2. 0m 的组合梁( PCB- 24) 采用集中 加载 ( 未 考 虑 高 跨 比 的 要 求 ) 。 钢 梁 采 用 中 板 ( Q235B) 焊接组合， 托板和底板采用 10mm 中板， 腹 板采用 8mm 中板。混凝土设计强度等级为 C60， 翼 板内纵筋采用 1010， 上下均匀布置， 箍筋采用 8 200。栓钉连接件尺寸规格为 16 100， 材料为 ML15 的栓钉， 按照塑性方法设计 10， 试件均采用完 全剪力连接， 经计算栓钉间隔 140mm 沿纵向双排均 匀布置。预应力筋为 7 根直径为 5 6mm 的高强度 钢丝捻制的 1 860MPa 级 j15 24 钢绞线。 预应力钢-混 凝土组合梁试件截面构造见图 1， 混凝土材料的材性试验结果见表 1。预应力组 合梁试验情况对比参数见表 2。应变片、 位移计及 导杆引伸仪的布置如图 2 所示。加载装置如图 3 所示。 钢梁上翼缘尺寸为 80mm 10mm， 腹板 150mm 8mm， 下翼缘 240mm 10mm， 混凝土翼板 800mm 130mm， 纵筋上下两层布置 10 187. 5， 箍筋 8 200， 混 凝 土保 护 层厚 度 为 20mm， 栓 钉 布 置 为 216 140。 第 43 卷 第 6 期胡少伟， 等 预应力钢-混凝土组合箱梁抗弯试验研究 图 1试件截面构造详图 混凝土材性试验结果 /MPa表 1 试件 编号 立方体抗压 强度 fcu， 150 抗拉强度 ftk 抗压弹性模量 Ec/( 103) 抗拉弹性模量 Et/( 103) PCB- 1554. 703. 7335. 9643. 80 CB- 1660. 533. 7335. 0143. 80 PCB- 1755. 853. 7336. 5143. 80 SCB- 1857. 693. 7335. 8243. 80 PCB- 1962. 404. 7348. 0250. 97 PCB- 2063. 864. 7346. 7150. 97 SCB- 2163. 864. 7346. 7150. 97 SCB- 2265. 674. 7347. 4650. 97 PCB- 2362. 163. 7336. 1043. 80 PCB- 2465. 674. 7347. 4650. 97 注: 钢板、 钢筋材料特性由厂家给定， 混凝土强度根据浇筑试块 试验所得。 预应力组合梁试验对比参数表 2 试验梁号布筋形式 预应力 筋数量 有效预 应力 /kN 偏心距 /mm 对比参数 PCB- 15直线型无限位块2204. 60156. 8 CB- 16无预应力 PCB- 17直线型无限位块2230. 73156. 8 SCB- 18直线型无限位块2232. 03156. 8 PCB- 19折线型2191. 65236. 8 PCB- 20折线型4183. 40236. 8 SCB- 21折线型2199. 88236. 8 SCB- 22折线型2242. 45236. 8 PCB- 23直线型有限位块2198. 07236. 8 PCB- 24折线型2191. 43236. 8 有效 预 应 力 大 小 对加 固 效 果 的 影 响 预应力筋根数、 有 效预 应 力 大 小 对 加固效果的影响 偏心距及限位块 加载方式 图 2应变片、 位移计及导杆引伸仪布置 /cm 2试验现象及结果 2. 1 试验现象及破坏过程 PCB- 15 梁在加载初期阶段， 组合梁钢梁、 混凝 图 3加载装置及加载示意 土、 预应力筋的应变及跨中挠度处于线性增长阶段， 钢梁与混凝土的粘结效果未破坏， 交界面未产生滑 移， 表现出良好的弹性性能。加载至 91. 1kN 时， 交 界面出现 0. 1mm 的滑移， 随着荷载的增加， 滑移量 逐渐变大， 混凝土与钢梁的自然粘结破坏， 栓钉开始 承受交界面剪力。当荷载增加至 238. 6kN 时， 即纯 弯段弯矩为 148. 75kNm 时， 纯弯段及加载点处混 凝土板底出现可见裂缝， 裂缝长度约为 20cm， 裂缝 宽度较小。荷载增加至 254. 76kN 时， 弯剪段的混 凝土板底也出现裂缝。荷载增加至 395. 57kN 时， 即纯弯段弯矩为 247. 23kNm 时， 钢梁底板屈服。 钢梁屈服后， 钢梁应变出现非线性增长， 裂缝数量增 多， 原 有 裂 缝 变 长、变 宽，弯 剪 段 滑 移 量 达 到 0. 3mm。加载至 591. 94kN 时， 钢梁腹板大部分已经 屈服， 挠度及滑移增长较快， 混凝土板底裂缝宽度最 大达到 0. 7 mm， 板顶加载点至支座产生沿梁长的纵 向裂缝。最后达到极限荷载 628. 8kN 时， 结构进入 大变形阶段， 加载点处混凝土压碎， 导致结构不能继 续承压， 停止加载。此时混凝土部分应变片破坏， 板 顶纯弯段混凝土应变达到 2 654， 钢梁底部应变 达到 7 122。 其他纯弯试验梁的加载破坏形态与 PCB- 15 类 似。PCB- 19， PCB- 20 为折线型布筋的预应力组合 梁， 预应力筋通过转向块和锚具向组合梁传递预应 力。由于转向块的存在使得预应力筋变形较大， 加 载时， 常常出现预应力筋在转向块处由于变形产生 摩擦的声音。SCB- 18， SCB- 21， SCB- 22 为预应力加 固组合梁， 在加固前组合梁的受力性能与 CB- 16 相 似。加固后， 相同荷载下梁的变形较加固前减小。 PCB- 23 为直线型有限位块组合梁， 预应力筋偏心距 较 PCB- 15 大， 因此加载过程中， 在相同荷载下变形 较小。同时， 由于限位块对预应力筋的限制作用， 纯 弯段预应力筋偏心距基本没有改变， 在破坏阶段时， 预应力筋的变形较大。 PCB- 24 为跨中承受集中荷载的弯剪试验梁， 承 受荷载时， 梁体内无纯弯曲段。由于截面处于弯剪 95 建筑结构2013 年 共同作用状态， 在加载至 360kN 时， 梁底板出现不 同于纯弯梁的斜向裂缝。荷载达到 969kN 时， 跨中 板顶混凝土压碎， 混凝土板侧面出现较大的斜向裂 缝， 结构破坏。 10 根试验梁基本上均由于混凝土压碎导致结 构承载力降低， 破坏位置均为弯矩最大截面， 破坏形 态为弯曲破坏， 未出现由于钢梁局部受压产生的失 稳现象， 也没有栓钉被剪断的现象。预应力组合梁 试验破坏特征见图 4。 图 4预应力组合梁的破坏特征 2. 2 特征荷载 预应力组合梁试验的主要结果见表 3。表中 My ， y， Py为钢梁底部屈服时的跨中弯矩、 跨中挠 度、 预应力筋内力增量;Mu ， u， Pu为承载能力极 限状态时的跨中弯矩、 跨中挠度、 预应力筋内力增 量。Pu为承载能力极限状态时的预应力筋内力。 预应力组合梁主要试验结果表 3 试验 梁号 My /( kNm) y /mm P y /kN Mu /( kNm) u /mm P u /kN Pu /kN Mu My u y PCB- 15247. 2313. 7429. 50393. 0247. 7490. 66295. 261. 593. 47 CB- 16216. 3012. 55366. 3249. 581. 693. 95 PCB- 17262. 3114. 1527. 10396. 2745 0095. 87326. 601. 513. 18 SCB- 18389. 4048. 9480. 16313. 25 PCB- 19280. 2514. 1134. 54454. 3862. 99162. 24 353. 891. 624. 46 PCB- 20272 0014. 1075. 81482 0058. 86269. 86 453. 261. 774. 17 SCB- 21290 0013 0012. 98472. 8161. 54166. 35 366. 231. 634. 73 SCB- 22310 0013. 759. 36494. 6058. 53156. 43 398. 881. 594. 25 PCB- 23270. 1314. 5036. 12488. 7567. 08195. 40 393. 471. 804. 63 PCB- 24259 004. 9520. 79436. 0528. 21130 00 321. 431. 685. 70 注 : “ ” 表示试验数据缺损。 从表中可以得出如下结论: ( 1) 相对于普通组合梁 CB- 16， 预应力扩大了组 合梁的弹性范围， 提高了组合梁的承载力。对于直 线型无限位块的组合梁 PCB- 15 和 PCB- 17， 随着有 效预应力的提高， 钢梁底部屈服时的弯矩由 247. 23 kN m增长至262. 31kNm， 但极限承载力提高不明 显。因 为 尽 管 PCB- 17 的 预 应 力 筋 极 限 内 力 326. 60kN 较 PCB- 15 的 295. 26kN 大， 但由于预应力 筋无限位块导致二次效应， 使二者之间差距的影响 效果减 小。对 于 折 线 型 布 筋 的 预 应 力 组 合 梁， PCB- 20的预应力筋数量是 PCB- 19 的两倍， 尽管其 初始有效预应力较低， 但其极限承载能力较高， 说明 预应力筋数量增多可以有效地提高组合梁的承载能 力。对于直线型有限位块的组合梁 PCB- 23， 由于转 向块的作用及偏心距的增加， 其预应力筋内力增量 为 195. 40kN， 较 PCB- 15 的 90. 66 kN 有较大幅度的 提高。将 PCB- 19 与 PCB- 23 相比可以发现， 在有效 预应力与偏心距相同时， 折线型布筋形式的 My较 大， 但直线型布筋的预应力组合梁的 Mu较大。 ( 2) 对于预应力加固组合梁， SCB- 18 的极限承 载力较普通组合梁有所提高， 但较 PCB- 17 略小; SCB- 22 与 SCB- 21 相比， 初始有效预应力较高， 梁的 极限承载能力较高， 而挠度较小。 ( 3) 对于折线型布筋形式或者有限位块的预应 力组合梁来说， 预应力筋内力增量相对较大。极限 状态时， 一般挠度较大的， 预应力内力增量也较大。 ( 4) 对于无限位块的预应力组合梁， 屈强比与 延性比都较普通组合梁低; 而对于有限位块或转向 块的预应力组合梁， 屈强比与延性比大部分都较普 通组合梁有所提高。说明预应力筋与组合梁相互作 用越充分， 越能够有效地提高组合梁的抗弯性能。 ( 5)PCB- 24 梁的剪跨比较大， 因此受剪力影响 较大， 极限荷载较 PCB- 23 小。 2. 3 荷载- 挠度关系 从试验梁的荷载-挠度曲线( 图 5) 可以看出， 对 比试验结果， 混凝土板的开裂并不会造成预应力组 合梁挠度呈非线性增长趋势， 预应力组合梁特征曲 线可以分为 3 段。第 1 阶段为弹性工作阶段， 从开 始加载直至钢梁屈服为止。第 2 阶段为弹塑性工作 阶段， 以钢梁屈服时的荷载为起点至极限荷载为终 点。钢梁底板屈服后， 随着荷载继续增大， 钢梁应变 呈非线性增长， 受拉区钢梁屈服面积不断扩大， 翼板 混凝土也进入弹塑性阶段， 挠度变化较快。第 3 阶 段为下降段， 当荷载达到极限荷载时， 混凝土板顶压 应变达到混凝土的极限压应变， 混凝土板在跨中或 加载点处破坏， 截面的抗弯能力下降， 混凝土板退出 工作， 由钢梁独自承担荷载， 结构出现大变形。由于 破坏阶段挠度增长过快， 可能导致预应力筋拉断， 因 此试验在结构达到承载力极限后未继续加载， 荷载- 挠度曲线的下降段( 破坏) 没有测出来。 从图 5( a) 可以看出， 施加预应力后， 在弹性阶 段， 组合梁的刚度略有增加， 组合梁的弹性范围扩 大， 并且初始有效预应力越大， 其刚度增加越多、 弹 性范围越大。但二次效应的存在使预应力的作用降 低， 初始有效预应力的区别在弹塑性阶段没有表 06 第 43 卷 第 6 期胡少伟， 等 预应力钢-混凝土组合箱梁抗弯试验研究 图 5试验梁荷载-挠度曲线 现出来。从图 5( b) 可以看出， SCB- 18 在施加预应 力之前， 荷载-挠度曲线与 CB- 16 较为接近， 当钢梁底 部屈服时卸载， 然后对组合梁进行预应力张拉， 张拉 完毕后重新进行加载， 发现组合梁的刚度得到增强， 荷载-挠度曲线与 PCB- 17 较为接近。从图 5( c) 可看 出， 折线型布筋时， 由于转向块的存在消除了二次效 应， 预应力筋内力对组合梁刚度的增强效果比较明 显， 尽管 PCB- 20 初始有效预应力较低， 但其预应力筋 数量多， 内 力 增 量 较 大， 因 此 其 刚 度 与 承 载 力 较 PCB- 19大。从图 5( d) 可以看出， 有效预应力越大， 对 组合梁的加固效果越明显， 极限承载力也越大。从图 5( e) 中可以看出， 预应力布筋形式的差别对组合梁的 刚度与强度有影响， 直线型有限位块布筋形式的预应 力组合梁刚度较大， 极限承载能力也较大。 2. 4 应变分析 2. 4. 1 组合梁截面应变分布 预应力组合梁在承受荷载时， 由于钢、 混凝土的 不同材料性质， 导致二者之间变形不协调。为此需 要研究预应力组合梁的截面应变分布。图 6 给出了 PCB- 15， CB- 16 和 PCB- 17 组合梁的截面应变分布， 均选取了 7 个不同跨中弯矩值时的应变状态。从图 6 可以看出， 预应力组合梁与普通组合梁的界面应 变分布特点相差不大。在加载初期， 组合梁的钢、 混 凝土交界面就存在应变差， 但基本上符合变形平截 面假定。当进入弹塑性加载阶段后， 交界面滑移应 变差会很大。随着荷载的增加， 钢梁腹板底会出现 翘曲现象， 梁中和轴不断上升， 在破坏阶段已不满足 平截面假定。同时可以看到， 预应力组合梁在破坏 阶段， 钢梁底板及腹板基本达到屈服状态， 而钢梁托 板还未达到屈服。 2. 4. 2 钢筋应变 图 7 给出了试验梁受力过程中钢筋的应变变化 情况， 应变值选取跨中截面中轴线下层布置的纵筋 应变。从图 7 看出， 预应力组合梁的钢筋应变情况 随中和轴位置的变化而变化， 当中和轴处于钢筋位 置以下时， 钢筋应变承受压应力， 随着荷载的增加压 应变不断增长; 当中和轴上升后， 钢筋应变逐渐从压 应变变化为拉应变。在钢筋的整个受力过程中， 钢 筋均为屈服， 因此在设计计算过程中可以不考虑钢 筋的作用， 仅将其作为构造要求来考虑。 2. 4. 3 栓钉纵向应变 图 8 给出了预应力组合梁 PCB- 15 栓钉的纵向 应变变化情况， 应变值分别选取跨中及加载点处的 栓钉应变。从图 8 可以看出， 跨中处的栓钉纵向应 变较加载点处的栓钉纵向应变要小， 特别是临近破 坏时， 加载点处的栓钉应变增长很快， 已经屈服， 这 是因为 PCB- 15 是在加载点破坏， 破坏时混凝土板 与钢梁有较大的脱离。图 9 给出了预应力组合梁跨 中截面处栓钉的应变增长情况。从图 9 可以看出， 预应力组合梁在受力过程中， 栓钉的纵向应变不会 超过其屈服值， 在分析时， 可以不考虑混凝土与钢梁 的纵向位移， 认为二者受弯曲率相同。 16 建筑结构2013 年 图 6PCB- 15， CB- 16， PCB- 17 截面应变分布 图 7试验梁纵筋应变变化曲线 图 8 PCB- 15 不同位置栓钉纵向应变变化曲线 图 9 预应力组合梁栓钉纵向应变变化曲线 2. 5 交界面滑移 预应力组合梁在承受荷载过程中， 交界面沿梁 纵轴线方向会产生滑移， 滑移的产生会降低组合梁 的刚度， 影 响 梁 的 弹 性 承 载 能 力。图 10 给 出 了 PCB- 15， CB- 16 试验过程中组合梁交界面沿纵向的 滑移分布， 图 11 给出了 PCB- 15， CB- 16 试验过程中 梁上不同位置滑移的增长情况。 从图 10 可以看出， 预应力组合梁与普通组合梁 的滑移分布情况类似: 在组合梁跨中， 交界面滑移较 小， 远离跨中， 滑移增大， 但是由于支座处受到局部 压力的限制， 越靠近支座， 滑移量越小。 从图 11 可以看出， 预应力组合梁的荷载-滑移 曲线可以分为 3 个阶段: 第 1 阶段， 在加载的初期， 由于钢与混凝土的自然粘结尚未破坏， 交界面未出 现滑移， 随着荷载的增加， 自然粘结不足以抵抗交界 面的剪力， 自然粘结破坏， 开始出现滑移; 第 2 阶段， 栓钉周围的混凝土还未压碎， 滑移主要由栓钉的弯 曲变形及混凝土压缩产生， 滑移的增长较缓慢; 第 3 阶段， 栓钉周围的混凝土逐渐拉裂， 栓钉的弯曲和混 凝土的开裂破坏成为滑移的主要来源， 此时， 滑移的 增长较为迅速。 2. 6 预应力筋内力增量 预应力组合梁承受荷载后， 由于梁的变形， 会 使锚固在钢梁两端的预应力筋产生变形， 从而产 生预应 力增 量， 进 一步 提高 梁 截 面 的 承 载 能 力。 对于直线型无限位块形式， 预应力筋变形产生的 内力增量通常会达到初始有效预应力的 50% 左 右， 而折线型布筋形式或直线型有限位块形式， 内 力增量会达到初始有效预应力的 70% 左右， 因此 有必要对预应力筋的内力增量进行观测， 找出预 应力筋内力增量与荷载及结构变形的关系。图 12 给出了预应力组合梁的荷载-预应力筋内力增量曲 线， 图 13 给出了预应力组合梁的挠度-预应力筋内 力增量曲线。 由图 12， 13 可以看出， 荷载-预应力筋内力增量 曲线与挠度-预应力筋内力增量曲线形状相似， 而预 应力内力增量与挠度呈线性关系， 不同类型布筋形 式导致斜率有所不同。在加载初期预应力筋内力增 量与荷载呈近似线性关系; 当达到屈服荷载后， 预应 力筋内力增长变快， 与荷载为非线性关系; 预应力筋 的内力增量与预应力筋布筋形式相关， 对于直线型 布筋形式， 有限位块时， 预应力筋的内力增量增长较 快， 对于折线型布筋形式， 预应力筋内力开始增长较 缓慢， 后来增长较快; 偏心距也是预应力内力增量的 影响因素之一， 偏心距越大， 内力增量越大; 预应力 组合梁的初始刚度影响结构的变形， 进而影响预应 力筋的内力增量， 即刚度较小时， 梁变形较大， 预应 力筋内力增量较大。 26 第 43 卷 第 6 期胡少伟， 等 预应力钢-混凝土组合箱梁抗弯试验研究 图 10PCB- 15， CB- 16 交界面滑移分布图 图 11PCB- 15， CB- 16 交界面荷载-滑移曲线 图 12荷载-预应力筋内力增量曲线 图 13挠度-预应力筋内力增量曲线 3结论 ( 1) 通过对预应力组合梁试验全过程观测， 可 知简支预应力组合箱梁的破坏特征为: 钢梁大部分 截面达到屈服， 翼板混凝土压溃， 结构发生过大变 形， 导致结构破坏。 ( 2) 预应力组合梁在加载初期阶段， 钢、 混凝土 应变差较小， 截面基本符合平截面假定， 随着荷载的 增加， 交界面应变差也变大。当结构临近破坏阶段 时， 钢梁腹板底部会出现一定的翘曲现象， 交界面应 变差也较大， 已经不符合平截面假定。 ( 3) 预应力组合梁在加载过程中， 荷载-挠度曲 线分为 3 阶段: 在钢梁屈服前， 为线弹性阶段， 翼板 底部混凝土开裂对预应力组合梁的刚度没有明显影 响; 钢梁屈服后为弹塑性阶段， 挠度增长变快; 破坏 后进入下降段， 混凝土逐渐退出工作， 由钢梁独自承 担荷载。 ( 4) 预应力组合梁有较高的承载能力和较好的 变形性能， 挠度延性系数在 3. 1 5 之间。 ( 5) 预应力组合梁在承受荷载时， 即使是完全 剪力连接， 也存在着滑移， 滑移会影响组合梁的受力 性能， 降低梁截面刚度和强度。 ( 6) 对于直线型无限位块的预应力组合梁， 相 同数量预应力筋， 较大的初始有效预应力可以提高 组合梁的弹性承载力， 但由于二次效应的作用， 对极 限承载力影响很小; 直线型有限位块的预应力组合 梁， 对组合梁的极限承载力有较大幅度的提高; 对于 折线型布筋形式的预应力组合梁， 布筋数量越多， 极 限承载能力越大; 折线型的预应力组合梁， 预应力筋 内力增长在前期较为缓慢， 后期变化较快; 偏心距越 大， 预应力筋内力增量也较大。 ( 7)利用预应力张拉技术对普通混凝土组合梁 进行加固， 可以较大幅度地提高既有组合梁的刚度 和承载能力， 并且初始有效预应力越大， 加固效果 越好。 ( 8)预应力筋内力增量通常能达到初始预应力 的 50% 70% ， 内力增量与结构的刚度、 变形有关。 一般情况下， 梁刚度越大， 内力增量越小。 参考文献 1 李勇， 聂建国， 陈宜言， 等 深圳彩虹大桥设计与研究 J 土木工程学报， 2002， 35( 5) : 52- 56 2 孙宝俊， 周国华 体外预应力技术及应用综述J 东 南大学学报: 自然科学版， 2001， 31( 1) : 109- 113 3 张文耀 福建会堂预应力钢-混凝土组合梁施工与测试 J 施工技术， 1998， 27( 12) : 30- 31 4 胡少伟 组合梁抗扭分析与设计M 北京: 人民交通 出版社， 2005 5 ANDREADALLASTA， LUIGINODEZINonlinear behaviorofexternallyprestressedcompositebeams: analytical modelJ Journal of Structural Engineering， 1998， 124( 5) : 589- 597 ( 下转第 81 页) 36 第 43 卷 第 6 期陈远洲 福田站钢管混凝土柱-型钢混凝土梁节点研究 模拟中， 钢管柱在弹性工作阶段， 钢管柱的荷载与应 变、 荷载与变形均呈线性关系。 图 14中横梁节点模型应变云图 图 15钢管柱轴向荷载-应变曲线 图 16钢管柱轴力-压缩变形曲线 图 17中横梁 A 侧挠度曲线比较 有限元分析与荷载模型试验中横梁节点 A 侧 挠度对比如图 17 所示。数值分析中， 加载至控制荷 载时， 中横梁处于弹性变形阶段， 挠度约 为 2. 18 mm， 较为接近荷载试验值， 且在此阶段荷载-挠度呈 线性关系。但在继续加载至破坏的过程中， 荷载与 挠度仍呈线性关系， 并未破坏， 与实际试验中的弹塑 性变形直至最终破坏有所出入。 5结论 ( 1) 钢管柱荷载-应变、 荷载-压缩变形曲线在整 个受力期间仍然基本呈线性关系变化， 有限元分析 与试验具体结果略有误差， 但曲线的趋势均呈线性 关系且斜率基本相同， 钢管柱处于弹性工作范围内， 钢管柱承载力较大。 ( 2) 中横梁的最大荷载约为控制荷载的 3. 6 倍， 中横梁节点出现明显的弯曲破坏的现象， 受拉侧 钢筋和受拉侧型钢翼缘屈服， 受压侧混凝土压碎， 属 于弯曲破坏。中横梁节点处于安全状态， 节点设计 满足要求。 ( 3) 在弹性阶段， 模型试验与数值模拟试验的 中横梁荷载-挠度曲线基本趋势相同， 均呈线性关 系， 且曲线斜率基本相同， 可见模型试验和数值模拟 试验结果比较接近。在破坏工况下， 有限元模拟试 验的中横梁荷载-挠度曲线呈线性关系， 与模型试验 在塑性阶段有较大出入。实际构件中梁为连续梁， 节点试验中梁采用悬臂梁加载， 加载方式和边界条 件存在差异， 导致结果存在一定的差异。 参考文献 1 CECS 28: 90 钢管混凝土结构设计与施工规程S 北 京: 中国计划出版社， 2001 2 JGJ 1382001 型钢混凝土组合结构技术规程S 北 京: 中国建筑工业出版社， 2002 3 张曙光 建筑结构试验M 北京: 中国电力出版社， 2005 4 叶先磊， 史亚杰 ANSYS 工程分析软件应用实例M 北京: 清华大学出版社， 2003 5 陆新征， 江见鲸 用 ANSYS Solid 65 单元分析混凝土 组合构件复杂应力J 建筑结构， 2003， 33( 6) : 20- 23 ( 上接第 63 页) 6 SAMAAN M，SENNAH K，KENNEDY J B Distribution factors for curved continuous composite box-grider bridges J Journal of Bridge Engineering，2005， 10( 6) : 678- 692 7 TONGWENXIA， SAADATMANESHHParametric study of continuous prestressed composite gridersJ J Struct Div，1992， 118( 1) : 186- 206 8 刘航， 李晨光， 聂建国 体外预应力钢与混凝土组合梁 试验研究J 建筑技术开发， 2002， 29( 11) :1- 2 9 林 传 金 体 外 预 应 力 钢-混 凝 土 组 合 梁 非 弹 性 研 究 D 福州: 福州大学， 2006: 3- 4 10 聂建国， 刘明， 叶列平 钢-混凝土组合结构M 北京: 中国建筑工业出版社， 2005 18