钢-活性粉末混凝土简支组合梁正截面破坏模式.pdf

第 6卷第 1期 2 0 0 9年 2月 铁道科学与工程学报 J OURN AL OF RAI L WAY SCI E NCE AND E NGI NEERI NG Vo 1 6 F e b N 1 2 0 o 9 钢 一活性粉末混凝土简支组合梁正截面破坏模式 张彦玲 ，王元清 ， 季文玉。 ( 1 北京交通 大学 土建学院，北京 1 0 0 0 4 4； 2 清华大学 土木水利学院， 北京 1 0 0 0 8 4 ) 摘要： 针对钢 一普通混凝土组合梁由于混凝土材料缺陷所导致的一些局限性， 将 R P C引入到组合梁领域， 形成钢 一活性 粉末混凝土组合梁。采用对比分析， 采用 A N S Y S软件对钢 一普通混凝土简支组合梁进行分析， 将计算结果与试验结果进 行比较， 对有限元模型进行验证， 然后在其他参数不变的条件下， 将混凝土板更换为 R P C板， 用 A N S Y S对钢 一R P C组合梁 进行全过程非线性分析 ， 并对 R P C板厚、 钢梁屈服强度和钢梁截面尺寸进行参数分析。定义了正弯矩作用下钢 一R P C组合 梁正截面破坏的弹性模式和塑性模式， 研究了不同参数下2种计算模式的差别， 认为正弯矩作用下钢 一R P C组合梁的正截 面抗弯承载力仍然可以按照简单塑性理论进行计算。 关键词： 组合梁； 活性粉末混凝土； 非线性； 有限元分析 中图分类号： T U 5 2 8 3 1 文献标识码： A 文章编号： 1 6 7 2 7 0 2 9 ( 2 0 0 9 ) 0 l 一 0 0 1 0 0 6 No r ma l s e c t i o n f a i l u r e mo d e o f s i mp l e s u p p o r t e d s t e e l r e a c t i v e p o wd e r c o n c r e t e c o mp o s i t e b e a ms Z HAN G Y a n 1 i n g ，WAN G Y u a n q i n g ，j I W e n y u ( 1 S c h o o l o f C i v i l Ar c h i t e c t u r e E n g i n e e r i n g ， B e i j i n g J i a o t o n g U n i v e r s i t y ，B e ij i n g 1 0 0 0 4 4，C h i n a ； 2 S c h o o l o f C i v i l E n g i n e e r i n g ， T s i n g h H a U n i v e r s i t y ，B e ij i n g 1 0 0 0 8 4 ，C h i n a ) Ab s t r a c t ： Re a c t i v e p o wd e r c o n c r e t e( R P C)w a s i n t r o d u c e d i n t o t h e f i e l d o f c o mp o s i t e b e a ms f r o m t h e a s p e c t o f e n h a n c i n g m a t e ri a l b e h a v i o r ， f o r m i n g t h e s t e e l R P C c o mp o s i t e b e a m s( R P C C B) F o l l o w i n g t h e w a y s o f c o m p a r a t i v e a n a l y s i s ， t h e a n al y s e s o f s t e e l n o r ma l c o n c r e t e c o m p o s i t e b e a m s ( N C C B )t h r o u g h A N S Y S w e r e c a r r i e d o u t ，a n d t h e r e s u l t s w e r e c o mp a r e d wi t h t h e t e s t r e s u l t s T h e c o n c r e t e s l a b wa s r e p l a c e d t o RP C s l a b w i t h o t h e r p a r a me t e r s t h a t a r e n o t c h a n g e d，a n d t h e n o nl i n e a r a n a l y s e s o f RP C C B we r e c o n d u c t e d I n a d d i t i o n， p a r a me t r i c a n aly s i s o f t h e t hi c k n e s s o f RP C s l a b，y i e l d s t r e n g t h a n d s e c t i o n a l di me n s i o n o f s t e e l b e a ms we r e a l s o a n a l y z e dTh e e l a s t i c a n d p l a s t i c f a i l u r e mo d e s we r e d e fi n e d f o r t h e RPCCB，a n d t h e d i f f e r e n c e b e t we e n t h e t wo mo d e s we r e s t u d i e dT he r e s u l t s s h o w t h a t t h e b e a r i n g c a p a c i t y o f t h e RPCCB i s h i g he r t h a n t ha t o f NCCBs o b v i o us l y，a n d t h e s i mp l e p l a s t i c t h e o r y c a n s t i l l b e u s e d for RPCCB Ke y wo r d s ： c o mp o s i t e b e a m； r e a c t i v e p o w d e r c o n c r e t e( R P C ) ； n o nl i n e a r ； fi n i t e e l e me n t a n a l y s i s 钢 一普通混凝 土( 指翼板 为 C 5 0及以下混凝 土) 组合梁( 以下简称普通组合梁) 具有密度低、 经 济性能好 、 施工方便等优点 ， 在建筑与桥梁工程 中已 得到越来越多的应用 ， 但由于混凝土材料本身存在 的抗拉强度低、 容易开裂、 不良环境下容易劣化等缺 陷， 使钢 一普通混凝土组合梁的发展也受到了一些 限制。在此 ， 为了提高材料特性 ， 本文作者将活性粉 末混凝土( R e a c t i v e p o w d e r c o n c r e t e ， 简称 R P C ) 引入 到组合梁领域， 使之与钢梁相结合， 形成钢 一 R P C 组 合梁( 以下简称 R P C组合梁) 。R P C的抗压强度可 达 2 0 0 M P a ， 抗拉强度可达 5 0 MP a ， 弹性模量达 5 0 收稿 日期 ： 2 0 0 8 0 8 2 0 基金项 目： 铁 道部科技开发计划项 目( 2 0 0 7 G 0 3 0 ) 作者简介 ： 张彦玲 ( 1 9 7 3一) ， 女 ， 河北吴桥人 ， 博士研究生 ， 副教授 ， 从事桥梁结构及组合结构理论研究 第 1 期 张彦玲， 等： 钢 一活性粉末混凝土简支组合梁正截面破坏模式 G P a以上 ， 断裂能达 2 0 4 0 k J m ， 而且具有极低 的渗透性 、 很强的抗环境介质侵蚀能力和 良好的耐 磨性能， 对冻融循环 、 盐蚀及碳 化有很强 的抵抗能 力 ， 特别适合作为桥梁结构中的行车道板。利用 R P C超高的力学性能和优 良的耐久性 ， 可以进一步 改善组合梁的受力性能。通过对 R P C组合梁 的全 过程非线性分析及参数研究， 了解 R P C组合梁的基 本受力性能， 并确定正弯矩作用下 R P C组合梁的正 截面破坏模式。 1 正弯矩作用下钢 一R P C组合梁全 过程非线性有限元分析 采用对 比分析的思路对钢 一R P C组合梁进行 全过程非线性分析 ， 选取文献 3 中的普通组合梁 E l和文献 4 中的 S C B B 1为实 例。其 中 E l为 “ 工” 字形截面组合梁 ； S C B B 1为箱形截面组合梁。 首先利用 A N S Y S软件对 E 1和 S C B B I 进行全过程 非线性有限元分析 ， 将计算结果与文献中的试验结 果及数值计算结果进行 比较 ， 验证有 限元模型 ， 然 后 ， 将普通混凝土板更换为 R P C板 ， 采用新 的本构 模型， 通过对 钢梁强度 、 钢梁面积 、 R P C翼板 面积 的参数分析 ， 对钢 一R P C组合 梁的基本受力 性能 及承 载 力 和 刚度 的影 响 因 素进 行 研 究 。E 1和 S C B B 1的几何参数和力学特性见文献 3 4 。 1 1 有限元模型及程序验证 在 E 1 和 S C B B 1的 A N S Y S有限元模型中， 混凝 土板采用 8节点 S O L I D 6 5实体单元 ， 板 内横向钢筋 采用弥散性钢筋 ， 纵向钢筋采用 L I N K 8单元模拟， 不 考虑钢筋与混凝土之间的相对滑移； 钢梁采用 4节 点 S H E L I A 3壳单元 ； 不考虑组合梁中钢梁与混凝土 板之间的竖向掀起及沿横截面横 向的相对滑移， 在 竖向及横向将钢梁与混凝土板的相应节点耦合， 考 虑钢梁与混凝土板之间由于栓钉剪力键的柔性引起 的沿组合梁纵向的相对滑移， 在二者的相应节点问 设纵向弹簧 ， 采用 C O M B I N 3 9单元模拟。为了防止 集 中荷载作用下在加载点由于过大的应力集 中造成 非线性计算结果不收敛 ， 在集 中荷载加载点处设置 刚性垫板， 用 S O L I D 4 5实体单元模拟。非线性分析 中采用力加载 ， 位移收敛准则。 混凝土本构关系采用文献 5 建议 的应力 一 应变曲线 ， 钢筋和钢梁本构关系均采用理想弹塑性 本构模型。连接件的滑移模型根据文献 6 采用 ： V= ( 1一e ) 。 ( 1 ) 式中： 为栓钉承受的剪力 ； 为栓钉极限承载力 ， 取 = 0 4 3 A E 0 7 A ； A 为栓钉杆截面 积i 为栓钉钢材极限强度 ； s 为滑移量 ； 和 m为 参数 ， 分别取为 0 8和 0 7 m m。 由以上有限元模型算得的 E 1和 S C B B 1的荷载 一 挠度曲线与文献中试验结果的比较见图 1 和图 2 。 岂 j 薛 柱 挠度 ram 图 1 E 1梁试验结果与计算结果的比较 F i g 1 Co mp a r i s o n b e t w e e n t e s t r e s u h s a n d c a l c u l a t i n g r e s u l t s f o r b e a m E 1 8 00 6 O 0 Z 籁 4 J D 0 耀 2 0 0 0 0 l 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 挠度 ram 图 2 S C B B 1梁试验 结果与计算结果的 比较 F i g 2 Co mp a r i s o n b e t we e n t e s t r e s u l t s a n d c a l c u l a t i n g r e s u l t s for b e a m SCBB1 通过 以上比较结果可以看出 ， A N S Y S计算结果 和 2个文献 中的试验结果都较吻合 ， 说明有限元模 型是合理的 ， 可 以此为基础进行进一步分析。 1 2 R P C组合梁非线性分析 为了进行对 比分析， 在其他参数都不变的情况 下， 将 E l和 S C B B 1中的普通混凝土板更换 为 R P C 板， 称为 E 1 一 R P C及 S C B B 1 一R P C组合梁， 其中 R P C 轴心受压本构模型采用文献 7 中的研究结果。 当 0 1时 ， y= ， A=1 1 2 4 ； ( 2 )1 A 2 +( 一 ) 、 - 当 1时 。 y： ， B： O 2 4 6 。 ( 3 )1 B 2 +f 一 ) + 1 2 铁 道 科 学 与 工 程 学 报 2 0 0 9年 1月 其中： = 棚； 曲为 R P C 的 峰 值 应 变 ， 取 为 0 0 0 3 ； ， ， = 。 为其抗压强度， 取 1 2 0 MP a 。 仍采用 A N S Y S软件及上述有限元模型对 E 1 一 R P C及 S C B B 1一R P C模 型梁进行全过程非线性 分析 ， 得到的跨 中荷载 一挠度曲线与原普通混凝土 组合梁的结果 比较分别见图 3和图4 。 60 0 Z 枷 柱 2 00 0 O 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 跨中挠度 ra m 图 3 E 1梁与 E 1 一R P C梁计算结果的比较 Fi g 3 C o mp a r i s o n o f c a l c u l a t i n g r e s u l t s b e t we e n b e a m E1 a n d ElRPC 1 2 0 8 Z 錾。 一4 0 0 l 0 2 0 3O 4O 5 O 6 O 7 0 8 0 跨 中挠 度 ram 图 4 S C B B 1梁与 S C B B I R P C梁计算结果的比较 Fi g 4 Co mp a r i s o n o f c alc u l a t i n g r e s u h s b e t w e e n b e a m S CC BB 1 a n d S CB B1一RP C 由图 3和 图 4可以看 出， 当其他参数都 相 同 时， R P C组合 梁的极 限承载力都 明显 比普通组合 梁的高 ， 同时， 由于 R P C弹性模量较高 ， 提高 了截 面的抗弯刚度 ， 使相同荷载下的挠度减小 。 2 正弯矩作用下钢 一R P C组合梁基 本受力性能 下面以R P C板厚、 钢梁强度等级 、 钢梁截面尺寸 为参数对 R P C组合梁的基本受力性能进行分析。 2 1 板厚对 R P C组合梁受力性能的影响 保持 S C B B 1 一R P C组 合梁 的钢 梁参数不变 ， 变化 R P C板厚 ， 取板厚分别 为 1 2 0， 9 6和 8 0 m m， 由 A N S Y S软件计算得到的跨中截面的板厚为 1 2 0 mm的 S C B B 1普通混凝土组合梁荷载 一挠度曲线 见图5 。图中各参数 下组合梁的编号为梁号一翼 板材料一板厚 ( I n n)一钢梁屈 服强度 ( MP a )一钢 梁翼板宽度( ram) 。 由图5可知 ， 厚度为 9 6 I T I m的 S C B B 1一 R P C组 合梁的荷载 一挠度曲线在线弹性阶段与厚度为 1 2 0 m m的 S C B B 1 普通组合梁的荷载 一挠度 曲线基本重 合 ， 说明将板厚减薄 2 0 后 S C B B 1一 R P C组合梁的 刚度和 S C B B 1 普通组合梁的刚度相 当， 而后期的极 限承载力仍比板厚为 1 2 0 m I n的普通组合梁的极限 承载力提高很多。通过对 E 1 一R P C组合梁的分析， 发现厚度为 1 3 0 m m的 E 1 一R P C组合梁的荷载 一 挠 度曲线与厚度为 1 5 2 m m的 E 1普通组合梁基本重 合 ， 板厚减薄约 1 5 。这表明， 在保证受力性能基 本相同的情况下 ， R P C组合梁可以比相应 的普通组 合梁采用更薄的翼板。板厚减薄意味着组合梁的自 重减小， 相同承载能力下的截面高度减小， 或在相同 截面时可 以跨越更 大的跨度。若 R P C板采用肋式 结构 ， 则上述优势会更加突出。 0 8 Z 0 6 铺 稼0 4 0 2 O l 0 2 0 3 0 4 O 5 0 60 7 0 8 0 挠 度 ram 图 5 板 厚对 S C B B 1一R P C梁受力性能的影响 Fi g 5 I n flu e n c e o f s l a b t h i c k n e s s o n b e h a v i o r o f S C BB IR P C 2 2 钢梁强度等级对组合梁受力性能的影响 针对板厚为 8 0 m m 的 S C B B 1一R P C组合梁 ， 其他参数不变 ， 分别取钢梁屈服强度为 2 5 0 ， 3 4 5 ， 3 9 0 ， 4 2 0和 4 6 0 MP a ， 得到的荷载挠度曲线见图 6 。 1 2 Z 善 0 8 挺 0 4 ： 尊篓： 3- - _ - 1, S C B B 1 - R P C - 8 0 - 2 5 2 2 S CBB1 一 RP C一8 0 3 45 3 S CBB1 RP C 8 0 - 39 0 4 一S CBB l RPC- 8 42 0 5 S CBB1 RPC 80 - 4 6 0 O 2 0 40 6 0 8 0 1 0 0 l 2 O 图 6 钢 梁强度对 s c B 梁受力性能 的影响 Fi g 6 I n fl u e n c e o f s t e e l b e a m s t r e n g t h o n b e h a v i o r o f S C BB 1一 RP C 第 1 期 张彦玲， 等 ： 钢 一活性粉末混凝土简支组合梁正截面破坏模式 1 3 由图 6可以看出 ， 提高钢梁翼缘强度可以明显 增大 R P C组合梁 的极限承载力 ， 并使 R P C组合梁 屈服弯矩增大， 弹性段增加 ， 正常使用阶段相应延 长 ， E 1 一R P C组合梁 的分析结果与 R P C组合梁 的 相 同。 2 3 钢梁截面尺寸对组合梁受力性能的影响 对板厚为 1 3 0 m m 的 E 1一R P C组 合梁 ， 保 持 钢梁屈服强度为 2 5 0 MP a 不变 ， 把钢梁下翼缘宽度 增大 1 倍 ， 得到如图 7所示 的荷载 一挠度曲线 。 8 0 0I ， ， ， 。 一 ， _ - _ 囊 6 0 0 j ， ， 撂4 0 0j ， 一 2 0 0 ，E 1 R P C - 1 3 0 2 5 0 一 w id 。 0 2 ， ， 一 l 0 2 O 3 O 4 U 5 0 6 【 7 O 8 O 挠度 ram 图 7 钢 梁截 面尺寸对 E 1 一R P C梁受力性 能的影响 Fi g 7 I n fl u e n c e o f s e c t i o n d i me n s i o n o f s t e e l b e a m o n b e h a v i o r 0 fE lR P C 由图 7可知 ， 增加钢梁受拉区面积也可明显提 高组合梁 的极限承载力 。显然 ， 在正 弯矩作用下 ， 对于主要承受拉力的钢梁 ， 增大其受拉面积和抗拉 强度都能起到较好的效果。 3 正弯矩作用下钢 一R P C组合梁正 截面破坏模式 根据 钢结构设计规范( G B 5 0 0 1 7 -2 0 0 3 ) ： 对于完全抗剪连接普通混凝土组合梁 ， 可按简单塑 性理论形成塑性铰的假定来计算组合梁的抗 弯承 载能力 ， 但对于处于正弯矩作 用区 的钢 一R P C组 合梁 ， 由于 R P C翼板抗压强度很高 ， 极 限压应变很 大 ( 2 0 0 MP a 级 R P C抗压强度设计值可达 1 2 0 MP a 以上， 峰值压应变达到 3 0 0 0 ) ， 这种超 高强度 的活性粉末混凝土是否能与普通强度的钢梁组合 ， 其正截 面破坏模式是否能沿用普通组合梁 的简单 塑性理论 ， 都有待进一步研究。 3 1 R P C组合梁截面应变分析 图 8和图 9所示分别为 S C B B 1一R P C组合梁 在采用不同板厚时跨 中截 面弯矩与翼板上缘最大 压应变及钢梁下缘最大拉应变的关 系。为绘 图方 便 ， 图中各 R P ( ： 组合梁编号省略翼板材料的注释 ， 即梁号一板厚 ( m m) 一钢 梁屈服强 度 ( MP a ) 一钢 梁翼板宽度 ( mm) 。图中各水平线 分别代表不 同 参数时 E 1 一R P C组合梁跨中截面采用简单塑性理 论， 按 钢结构设计规范 ( G B 5 0 0 1 7 -2 0 0 3 ) 中的 公式( 1 4) 计算塑性弯矩 。 。 图 8和图 9表明， 钢梁下翼缘最大拉应变随板 厚的增大而增大， 均大于板厚为 1 2 0 mm时普通组 合梁的拉应变 ， 说明钢梁的塑性性能 已充分发挥 ； R P C板上缘最大压应变 随板厚 的变 化不 明显 ， 且 均小于普通组合梁在塑性极限弯矩 时对应 的压应 变 。各模型梁在各 自的塑性极 限弯矩 时所对应的 R P C最大压应变均未超过 2 0 0 0 ， 尚未达到其峰 值应变 3 0 0 0 ， 说 明还基本上处于弹性阶段。 昌 Z 譬 静 渲 辍 岳 逝 0 翼板上缘最大应变 1 0 图 8 不同板厚时 S C B B 1一R P C梁跨 中弯矩 和翼板最大压 应 变 的 关 系 Fi g 8 Re l a t i o n s h i p b e t w e e n mi d d l e s p a n b e n d i n g mo me n t a n d t h e ma x i mum c o mpr e s s i o n s t r a i n o f s l a b s wi t h di f f e r e n t t h i c k n e s s e s o f b e a m S CB B1一RP C 言 l 6 至1 2 嚣0 s 精 孽。 一4 0 0 5 0 0 0 l O0 0 0 1 5 o o0 20 O 0 o 2 5 0o 0 钢梁下 缘拉应变 1 0 图 9 不 同板 厚时 S C B B 1一 R P C梁跨 中弯矩和钢 梁最大拉 应 变的关系 F i g 9 Re l a t i o n s h i p b e t we e n mi d d l e s p a n b e n d i n g mo me n t a n d t h e ma x i mu m t e n s i o n s t r a i n o f s t e e l b e a m wi t h d i f f e r e n t t hi c kn e s s e s o f b e a m SCBB1一RPC 对于板厚为 8 0 mm的 S C B B 1一R P C组合梁 ， 不同钢梁强度时跨 中截面弯矩与跨中截面挠度、 翼 板上缘最大压应变及钢梁下缘最大拉应变 的关 系 1 4 铁 道 科 学 与 工 程 学 报 2 0 0 9年 1 月 见 图 1 01 2 。 冒 Z 邑 静 喧 糍 岳 8 0 2 5 2 8 0 3 4 5 8 0 3 9 O - 8 0 4 2 0 8 0 4 6 O O 2 0 4 0 6 0 8 O l o o 挠度 mm 图 l 0 钢 梁强度不 同时 S C B B 1一R P C梁跨 中弯矩和跨 中 挠度 的关系 F i g 1 0 R e l a t i o n s h i p b e t w e e n mi d d l e s p a n b e n d i n g mo me n t a n d d e f l e c t i o n o f b e a m S C BB 1 一 RP C f o r d i f f e r e n t s t e e l s t r e n g t h s 基 Z 譬 静 随 裎 蚤 0 6 l 2 l 8 2 4 3 0 36 钢梁下缘 拉应变 1 0 3 图 1 1 钢梁强度不 同时 S C B B 1一R P C梁跨 中弯矩和钢 梁 最 大拉应 变的关 系 F i g 1 1 Re l a t i o n s h i p b e t we e n mi d d l e s p a n b e n d i n g mo me n t a n d t h e ma x i mu m t e s i o n s t r a i n o f s t e e l b e a m o f S CB B1一 RP C for d i f f e r e n t s t e e l s t r e n g t h s O 1 2 3 4 5 6 翼板上缘 压应变 1 0 一 图 1 2 钢 梁强度 不 同时 S C B B 1 一R P C梁跨 中弯矩 和翼板 最大压应变的关 系 Fi g 1 2 Re l a t i o n s h i p b e t we e n mi d d l e s p a n b e n d i n g mo me n t a n d t h e ma x i mu m c o mp r e s s i o n s t r a i n of s l a b o f b e a m S CB B1一RP C for d i f f e r e n t s t e e l s t r e n gth s 由图 l O1 2可知 ， 随着钢梁屈服强度的增大， 各模型梁的承载能力有明显提高， 但塑性极限弯矩 所对应 的跨 中挠度也大幅度增长， 钢梁下缘的最大 拉应变基本上进入各强 度等级钢梁 的强化 阶段 。 图 1 1 表明 ， 增加钢梁强度大大提高了 R P C抗压性 能的利用效率 ， 对于 Q 3 4 5以上的高强度钢材 ， R P C 上缘的最大压应变已经接近或超过峰值应变 ， 进人 其受压应力应变曲线的下降段 ， 塑性性能得到较充 分发挥 。但钢梁强度增加虽然使组合梁承载能力 提高 ， 但 由于高强度钢材的弹性模量并不增加， 使 得极限状态时组合梁发生过大的塑性变形 ， 此时组 合梁的设计已经不 由强度控制 ， 而是 由刚度控制。 3 2 正弯矩作用下 R P C组合梁正截面破坏模式 由以上分析可知 ， 当 R P C板与高强度钢梁组 合 ， 截面弯矩达到塑性弯矩 时， 钢梁下缘的最大拉 应变已进入强化阶段 ， 塑性性能充分发挥 ， 钢梁可 按全截 面塑性考虑 ； 受压区 R P C上缘最大压应变 也接近或超过 了峰值应变 ， 塑性性能有了较充分发 挥 ， 可近似简化为矩形应力 图形 ， 按简单塑性理论 对截面抗弯承载力进行计算； 当 R P C板与普通强 度钢梁组合时， 在塑性弯矩 作用下钢梁边缘拉 应变也较大 ， 钢梁也可近似按全截面塑性考虑 ； 在 受压区， 由于 R P C本身的峰值应变较大 ， 在塑性极 限弯矩下最大压应变通常仍处于 R P C受压应力应 变 曲线的上升段 ， 基本上处于弹性阶段 ， 故 R P C受 压区应力图形应近似为直线分布的三角形 ， 与按简 单塑性理论将受压 区简化为矩形应力图形相比， 这 种计算模式简称为 弹性模式 ， 见 图 1 3 。由弹性模 式计算得到的极限弯矩用 表示 。图中： 和 分别为 R P C受压 区边缘最大压应变和压应力； E 为 R P C受压 弹性模量 ； 为钢梁屈服强度 ； 为 R P C抗压强度设计值 ， 取 1 2 0 MP a ； 为钢梁下翼 缘最大容许拉应变 ； d为 R P C受压 区合力作用点 至受拉 区合力作用点之间的距离 ， Y 为钢梁截面 的塑性 中性轴距 钢梁上缘 的距离 ； 和 分别为 塑性模式和弹性模式对应的截面受压区高度。 图1 3 钢 一R P C组合梁正截面抗弯承载力计算图示 F i g 1 3 C a l c u l a t i o n mo d e s of n o r ma l s e c t i o n b e a ti n g c a p a c i t y of RP C c o mp o s i t e b e a m 弹性模式下截面抗弯承载力的计算方法如下。 根据图 1 3 ， 由水平方 向轴力平衡可得 ： 2 l l O 言 z 邑 、 阻 罐壬 第 1 期 张彦玲 ， 等： 钢 一活性粉末混凝土简支组合梁正截面破坏模式 1 5 b x 2=A 。 ( 4 ) 故 = = 2 A f y 1 5。 ( 5 ) 一 ， 一，一 n 、 J ， b e 仃 c b e c 6 e 又 由平截面假定 ， 有： c 。 ( 6 ) 代人式( 6 ) ， 得 ： ： 。 ( 一I ) =一n I sn 志 令 = ， 得到关于 的方程 ： + P l P l h=0； ( 8 ) 截面抗弯承载力可表示为 ： M = A f y d = a J y ( h 一 手+ Y ) 。 ( 9 ) 钢梁下翼缘最大容许拉应变 s 应当根据防止 过度塑性变形 的思想来确定。为了比较弹性模式 和塑性模式的差别 ， 按如下方法确定 ： 首先按简单 塑性理论计算得到极限弯矩 。， 然后 ， 根据 A N S Y S软件的计算结果 ， 找到对应于 时钢梁下缘 的最大拉应变， 即为 。 对采用 Q 3 4 5及 以下钢梁 的各 R P C模型梁进 行计算 ， 结果见表 1 。 表 1 各 R P C模型 梁弹性模 式和 塑性模 式下极 限弯矩比较 T a b l e 1 T h e u h i m a t e b e n d i n g m o m e n t s o f e l a s t i c a n d p l a s t i c mo d e s o f RP C c o mp o s i t e b e a ms M e M M b e a m ( k N k N m) ( IL e )( 8 ) ( k N m) ) ( ) ( 8 ) ( - m) 朋叩 由表 1 可以看出， 虽然对应于塑性极限弯矩的 R P C最大压应变 比塑性 阶段 的小 ， 但 由于组合梁 受压区高度较小 ， 因此 ， 由弹性模式和塑性模式计 算所得的截面抗弯承载力非常接近， 为了计算简 便， 对于钢 一R P C组合梁正弯矩区的正截面抗弯 承载力仍然可以按照简单塑性理论进行计算。 4 结论 1 )当设计参数相同时 ， R P C组合梁的极 限承 载力明显高于普通组合梁的权 限承载力 ； 同时 ， 由 于 R P C弹性模量较高， 提高了截面的抗弯刚度 ， 使 相同荷载下的挠度减小。 2 )在保证受力性 能基 本相 同的情况下 ， R P C 组合梁可 以比相应的普通组合梁采用更薄的翼板 ； 3 )在正弯矩作用下 ， 对于主要承受拉力 的钢 梁 ， 增大其受拉面积和抗拉强度都对提高组合梁 的 承载能力效果明显。 4 ) 对于钢 一 R P C组合梁正弯矩区的正截面抗 弯承载力 ， 可以按照简单塑性理论进行计算。 参考文献 ： 1 R i c h a r d ， P i e r r e a ，C h e y r e z y ， Ma r c e l a C o mp o s i t i o n o f r e a c t i v e p o w d e r c o n c r e t e s J C e m e n t a n d C o n c r e t e R e s e a r c h ， 1 9 9 5， 2 5 ( 7 ) ： 1 5 0 1 1 5 1 1 2 R o u x N，A n d r a d e C，S a n j u a n M A E x p e ri m e n t a l s t u d y o f d u r a b i l i t y o f r e a c t i v e p o w d e r c o n c r e t e s J J o u r n a l o f Ma t e r i als i n C i v i l E n g i n e e ri n g ，1 9 9 6 ( 1 2 ) ： 1 6 3 G a t t e s c o N A n a l y t i c al m o d e l i n g o f n o n l i n e a r b e h a v i o r o f c o m p o s i t e b e a ms w i t h d e f o r ma b l e c o n n e c t i o n J J o u rnal o f C o n s t r u c t i o n al S t e e l R e s e a r c h， 1 9 9 9， 5 2： 1 9 52 1 8 4 周凌宇钢 一混凝土组合箱梁受力性能及空间非线性 分析 D 长沙： 中南大学， 2 0 0 4 Z HOU L i n g y u S e r v i c e b e h a v i o r 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 o x b e a m s a n d t r i a x i al n o n l i n e a r a n aly s i s D C h a n g s h a ： C e n t r a l S o u t h Un i v e r s i t y ，2 0 0 4 5 江见鲸 混凝土结构工程学 M 北京： 中国建筑工业 出版社 ， 1 9 9 8 J I A N G J i a n - j i n g C o n c r e t e s t ruc t u r a l e n g i n e e ri n g M B e i j i n g ： C h i n a A r c h i t e c t u r e a n d B u i l d i n g P r e s s ，1 9 9 8 6 樊健生 钢 一混凝土连续组合梁的试验及理论研究 D 北京： 清华大学， 2 0 0 3 F AN J i a n s h e n g E x p e ri me n t s a n d r e s e a r c h o n c o n t i n u o u s c o m p o s i t e b e a m s o f s t e e l a n d c o n c r e t e D B e i j i n g ：T s i n g h u a U n i v e r s i t y ，2 0 0 3 7 闫光杰 2 0 0 MP a级活性粉末混凝土( R P C ) 的破坏准 则与本构关系研究 D 北京 ： 北京交通大学， 2 0 0 5 Y A N G u a n g - j i e S t u d y o n f a i l u r e c ri t e ri o n a n d c o n s t i t u t i v e r e l a t i o n s h i p o f 2 0 0 MP a r e a c t i v e p o w d e r c o n c r e t e ( m c 2 u ) ) D B e ij i n g ： B e ij i n g J i a o t o n g U n i v e rs i t y ， 2 0 0 5