混凝土开裂后连续组合梁刚度退化试验研究与数值分析.pdf

第 20 卷 第 7 期2023 年 7 月铁道科学与工程学报Journal of Railway Science and EngineeringVolume 20 Number 7July 2023混凝土开裂后连续组合梁刚度退化试验研究与数值分析温庆杰1，许原浩1，关铭惠1，张峰2(1.中国矿业大学 力学与土木工程学院，江苏 徐州 221116；2.山东大学 齐鲁交通学院，山东 济南 250216)摘要：负弯矩区混凝土裂缝分布规律及开裂后主梁刚度退化是钢-混凝土组合连续梁变形和耐久性设计的关键问题。基于两跨连续梁模型试验，测试对称集中力作用下负弯矩区混凝土板的开裂特征、裂缝扩展和挠度变化规律。结合现有文献中负弯矩区混凝土裂缝分布的统计规律，构建考虑相邻裂缝间混凝土受拉加劲效应的裂缝模型。采用数值模拟方法对试验梁加载过程中混凝土板的开裂过程进行非线性分析，获得连续组合梁的刚度退化规律，探索钢-混凝土组合连续梁设计参数影响作用。研究结果表明：与现有规范相比，考虑裂缝间混凝土板作用计算的挠度值与试验值更接近，钢梁截面应力和纵筋的应力计算值与试验结果吻合较好，证明相邻裂缝间未开裂部分混凝土板对组合梁抗弯刚度有受拉强化作用。连续组合梁的刚度随荷载增大具有前期小幅退化、中期基本稳定、后期快速退化的规律，破坏前主梁刚度退化幅度最大约60%。钢梁高度对组合梁抗弯刚度的影响最大，钢梁腹板厚度次之，混凝土抗压强度和混凝土板内纵筋的配筋率有一定影响，而抗剪连接度的影响最小。研究成果可为钢-混组合梁连续梁设计和刚度计算提供参考。关键词：组合梁；负弯矩区；混凝土开裂；刚度退化；有限元中图分类号：U448.21 文献标志码：A 开放科学(资源服务)标识码(OSID)文章编号：1672-7029（2023）07-2539-12Experiments and numerical simulation on stiffness degradation of continuous composite beam after concrete crackingWEN Qingjie1,XU Yuanhao1,GUAN Minghui1,ZHANG Feng2(1.School of Mechanics and Civil Engineering,China University of Mining and Technology,Xuzhou 221116,China;2.School of Qilu Transportation,Shandong University,Jinan 250216,China)Abstract:The crack distribution law over the negative moment zone of the steel-concrete continuous composite beam and the stiffness degradation law after concrete cracking are the key issues in the deformation and durability design of the composite continuous beam.The crack characteristics and propagation over the negative moment zone,and deflection at middle of the span under the action of symmetrical concentrated forces are measured based on model tests of two-span continuous beams.Combined with the statistical law of concrete crack distribution over the negative moment zone in the existing literatures,a crack model considering the tensile 收稿日期：2022-06-29基金项目：国家自然科学基金资助项目(51108452)通信作者：温庆杰(1978)，男，河南西平人，副教授，博士，从事桥梁结构研究；Email：DOI:10.19713/ki.43-1423/u.T20221298铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月stiffening effect of concrete slab between adjacent cracks was put forward to carry out nonlinear numerical analysis of the test beams during the loading process,obtain the stiffness degradation law of the composite beam after concrete cracking,and explore the influence of design parameters.The results are drawn.The calculated deflection of the beam by use of the proposed crack model is closer to the experimental values than the results of existing specifications.The calculated stress distribution on steel beam section and the stress in longitudinal reinforcing bars are also in good agreement with experimental results.It is proved that the uncracked concrete slabs between adjacent cracks exhibit tensile strengthening effect on the flexural stiffness of the composite beam.The stiffness of the composite beam has a characteristic of slight degradation in the early stage,stable degradation in the middle stage,and rapid degradation in the late stage.The maximum stiffness degradation range of the composite is about 60%of the elastic stiffness before failure.The height of the steel beam has the greatest effect on the flexural stiffness of the composite beam,followed by the web thickness of steel beam,the compressive strength of concrete,the reinforcement ratio of longitudinal bars,and the shear connection.The present results can provide a reference for the design and stiffness calculation of continuous steel-concrete continuous composite beam.Key words:composite beam;negative moment zone;concrete cracking;stiffness degradation;finite element 钢-混组合梁利用界面的抗剪连接件将钢材和混凝土翼板有效地连接成整体，实现组合结构各部分的协同受力，具有刚度大、承载力高、抗震性能好等突出优点，适用于标准工业化建造1。对于正弯矩作用下钢-混组合梁的刚度计算理论已较为完善，钢梁和混凝土之间的相对滑移、剪切变形以及钢筋的黏结-滑移效应也得到了充分考虑23。在钢混组合连续梁负弯矩区，混凝土受拉易开裂，造成主梁刚度退化和竖向挠度增加，对于大跨度组合连续梁，抗弯刚度退化问题更加突出，可能影响主梁的正常使用。现行中国钢结构规范46中采用的刚度计算方法直接假定负弯矩区的混凝土完全开裂，忽略混凝土的作用，仅计入混凝土板有效宽度内钢筋以及钢梁对钢-混凝土组合梁刚度的影响，导致刚度计算结果偏低。实际上，组合梁负弯矩区相邻裂缝间未开裂部分混凝土仍处于受拉状态，产生受拉刚化效应，开裂部分混凝土对组合梁的刚度及变形的影响不容忽视7。欧洲规范Eurocode 4 ENV 1994-2:19978规定混凝土板拉应力在1.01.3倍抗拉强度时考虑裂缝间混凝土的拉伸加劲效应。ACI 318M-119和 AS 3600-200910中组合梁的截面刚度按有效惯性矩Ieff取值，介于初始刚度I0和开裂刚度Icr之间。钢混凝土组合桥梁设计规范11参考欧洲规范，建议根据混凝土面板的开裂情况酌情考虑混凝土面板作用。ZHOU12提出了考虑开裂混凝土贡献的钢预应力混凝土组合梁刚度计算公式，可同时适用于预应力及非预应力组合梁。SUN等13通过简支及连续组合梁试验研究，提出了组合梁在负弯矩作用下的有效刚度计算公式。刘劲等14根据负弯矩作用下的钢混简支组合梁抗弯刚度试验，研究了组合梁参数及加载位置变化对组合梁负向抗弯刚度的影响规律，以现行规范为基础提出考虑增加60%混凝土板有效厚度计入抗弯刚度贡献的负弯矩折减刚度法。余洁等15通过试验研究了装配整体式钢混组合梁负弯矩区段由于混凝土板开裂退出工作而引起的主梁截面抗弯刚度下降的规律，发现考虑裂缝间混凝土受拉加劲效应的刚度计算结果与试验值吻合度更高。ALKLOUB等16提出了通过修改负弯矩区桥面板的横截面特性来计算混凝土开裂后组合梁的有效刚度的方法。连续组合梁负弯矩区刚度的试验研究主要采用简支梁近似等效，连续梁的试验研究较少。现有文献研究主要集中于混凝土板开裂后的主梁截面刚度计算，对混凝土板开裂过程中主梁刚度退化规律的研究很少。因此，本文结合模型试验和现有文献研究，确定组合梁负弯矩区段的裂缝分布规律，构建考虑相邻裂缝间混凝土受拉加劲效应的裂缝模型，研究钢-混组合连续梁负弯矩区混凝土开裂后的主梁抗弯刚度退化规律。2540第 7 期温庆杰，等：混凝土开裂后连续组合梁刚度退化试验研究与数值分析1 连续组合梁模型试验1.1试件设计试验共设计了2根相同的钢混凝土组合连续梁试件 SNC-1 和 SNC-2，梁截面和构造如图 1 所示。全 梁 长 6 000 mm，计 算 跨 径 组 合 为 22 950 mm，钢材型号为Q345，为增加稳定性在钢梁腹板上设置5道5 mm厚的竖向加劲肋。面板采用C35混凝土整体现浇，布置上下2层共 24 根直径 6 mm 纵向受力钢筋和 298 根横向钢筋，钢筋等级均为HRB400，纵、横向钢筋的间距均为40 mm。栓钉按照完全抗剪连接设计，每片钢梁并列布置3排共90根10 mm50 mm的圆柱头焊钉，焊钉中心的纵横向间距为200 mm30 mm，材质为ML15级钢。混凝土面板施工中同时浇筑3个标准立方体试块，测定立方体抗压强度 fcu为 40.4 MPa，并依据混凝土结构试验方法标准(GB/T501522012)计算得到fct为2.41 MPa，Ec为32 680 MPa。钢梁和受力钢筋依据金属材料拉伸试验室温实验方法(GB/T 2282021)的规定进行材性试验，测得材性参数见表1。1.2试验加载及测试方案试验梁的2个边支点为活动铰支座，中支点为固定铰支座。采用200 t级MTS液压伺服加载系统进行加载，由截面弯矩影响线分析确定2个加载点位于中支点两侧各1 250 mm处，通过分配梁对两跨组合梁的顶板进行对称加载，采用力与位移组合控制模式，如图2所示。在加载过程中记录混凝土板表面开裂时的荷载和裂缝扩展情况，测量开裂范围以及主裂缝宽度，观察混凝土板表面裂缝分布形态和扩展规律。试验梁的应变及位移测点布置如图3所示，分别测量混凝土板、纵筋和钢梁的应变，以及主要截面的竖向挠度和界面滑移。1.3裂缝分布特征2根试验梁均呈现出典型的受弯破坏特征。试验梁SNC-1，当加载至49.9 kN时，中支点附近混凝土板出现第1条可见裂缝，宽度为0.04 mm。当荷载达到66.6 kN时，主裂缝横向贯穿，2个加载单位：mm(a)试验梁立面图；(b)试验梁横截面图图1组合试验梁构造尺寸Fig.1Structural dimension of composite test beam表1钢材基本力学性能Table 1Basic mechanical properties of steel材料类型钢筋钢梁直径或厚度/mm65.5fy/MPa420.3373.3fu/MPa574.3534.3Es/MPa2.01052.0105延伸率/%6.1714.72541铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月点截面的混凝土板底面有裂缝分布，其裂缝间距大致为下层钢筋间距，裂缝由底面向上扩展。由于加载点局部受力过大，剪力钉发生破坏，混凝土板与钢梁的组合作用减弱，导致加载点附近混凝土底面受拉。最终破坏时，混凝土板的最大开裂区域长度达84 cm，为组合梁全长的14.2%。试验梁 SNC-2的裂缝扩展过程与 SNC-1相似，荷载达到40.8 kN时，在中支点截面的混凝土板上表面观测到第 1 条宽度 0.05 mm 的裂缝。荷载达到57.4 kN时，该裂缝贯穿混凝土板全宽而形成主裂缝。由于加载过程中出现轻微偏心，试验梁向一侧发生明显扭转，在剪切扭转作用下混凝土板上产生斜向裂缝。最终破坏时，最大开裂区域长度为78 cm，占组合梁全长的13.2%。试验过程中荷载及位移测试结果见表2，表中，Pcr为开裂荷载，Pu为极限荷载，u为极限位移。图2试验梁加载及采集系统Fig.2Loading and acquisition system of test beam表2组合连续梁荷载及位移Table 2Loads and displacement of continuous composite beams试件编号SNC-1SNC-2Pcr/kN49.940.8Pcr/Pu0.1270.104Pu/kN392.1393.4u/mm3327单位：mm(a)试验梁应变与位移测点；(b)横截面钢梁及混凝土板应变测点图3试验梁应变及位移测点布置Fig.3Layout of strain and displacement measuring points of test beams2542第 7 期温庆杰，等：混凝土开裂后连续组合梁刚度退化试验研究与数值分析图4为2个试验梁的裂缝分布图，根据试验结果及现有文献，总结组合连续梁负弯矩区混凝土面板裂缝扩展的规律如下：1)混凝土板的裂缝最先出现在最大负弯矩处，裂缝分布区段为主梁内力达到开裂弯矩的梁段；2)裂缝间距与混凝土面板内的横向钢筋间距基本一致，裂缝主要出现在顶层横向钢筋处，横向延伸至全面板宽；3)混凝土面板上的裂缝从顶面扩展至底面，最终形成上下贯穿裂缝。当混凝土板的厚度较小时，贯穿裂缝的形成时间很短，混凝土一旦开裂即扩展到面板底面。2 连续组合梁模型数值模拟2.1有限元模型采用ANSYS对试验梁负弯矩区的受弯开裂过程进行非线性分析，混凝土面板和钢梁分别采用Solid65和Solid45单元模拟，纵向钢筋和栓钉采用Link8单元模拟。钢材的非线性本构关系采用具有强化阶段的双线性理想弹塑性模型(BISO)，由材性试验得到钢梁和钢筋的屈服应变y分别为1.87103和2.1103，极限应变u为1.6102。栓钉强度由规范确定17，屈服强度 fy取 320 MPa，极限强度 fu取400 MPa，对应 y和 u分别为 1.6103和 3.36102。混凝土材料的受压本构关系采用多线性等向强化弹塑性模型(MISO)，C35混凝土单轴受压应力应变曲线的上升段根据式(1)计算，不考虑曲线下降段。受拉混凝土采用双线性受拉应力应变本构模型，不考虑其受拉损伤演化过程。混凝土受拉应变硬化阶段的平均应力fct取2.41 MPa，弹性阶段的峰值拉应变ca为0.74104。c=fc1-(1-0)00fc0cu(1)式中：fc为27.0 MPa，依据规范取=2，0=0.002，cu=0.003 3。根据组合连续梁负弯矩区混凝土面板裂缝扩展统计规律1822，确定组合梁负弯矩区混凝土裂缝模型如图5所示。钢梁与混凝土板在交界面分离，单位：mm(a)试验梁SNC-1；(b)试验梁SNC-2图4负弯矩区裂缝分布Fig.4Crack distribution in negative moment zone2543铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月不考虑钢梁与混凝土板之间的界面黏结效应，仅以栓钉实现二者之间的连接。混凝土板与栓钉之间共用节点模拟二者之间的完全黏结。在栓钉底部节点建立刚域，利用CP命令将栓钉底部节点与对应位置钢梁上的节点完全耦合，模拟栓钉与钢梁之间的焊接连接。采用嵌入式桁架单元进行配筋模拟，通过约束方程法将钢筋的节点与其相邻混凝土节点的自由度约束，模拟钢筋与混凝土的完全黏结作用。通过不同网格尺寸的对比分析，确定混凝土的单元尺寸为厚度方向 20 mm，纵向40 mm，钢梁的单元尺寸为40 mm，钢筋单元的网格尺寸为40 mm，销钉单元尺寸为20 mm。在混凝土板顶面施加面荷载，加载面尺寸为 100 mm100 mm。试验梁模型如图6所示，按连续梁施加边界条件，通过生死单元控制开裂区域的混凝土面板单元是否参与受力。2.2裂缝扩展过程模拟当荷载小于开裂荷载时，混凝土面板未开裂，采用无裂缝连续组合梁模型进行模拟。混凝土板开裂后采用带裂缝工作模型，逐级施加荷载，计算出各截面上混凝土板顶面的应力，由混凝土抗拉强度标准值确定负弯矩段开裂区域长度，然后根据裂缝分布统计规律中的裂缝间距计算有限元模型中裂缝数量及分布。表3为有限元模型的裂缝分布与试验梁实测裂缝情况对比结果，有限元分析时组合梁的开裂荷载略低于试验值，有限元模型中的裂缝数量更多，梁段开裂区域长度较大。3 试验与数值模拟结果对比3.1荷载-挠度曲线由于试验梁混凝土面板的裂缝随着荷载增大持续扩展，数量逐渐增多、开裂范围逐渐扩大，结构刚度持续降低，按照式(2)累加原理对荷载作用下的挠度进行计算：(a)组合梁纵断面；(b)组合梁横剖面图5连续组合梁裂缝分布模型Fig.5Crack model of the composite continuous beam图6试验梁有限元模型Fig.6Finite element model of test beam2544第 7 期温庆杰，等：混凝土开裂后连续组合梁刚度退化试验研究与数值分析fTi=fT(i-1)+DfT=fT(i-1)+(fCi-fi)(2)式中：fTi为本级荷载末的总挠度值；fT(i-1)为上一级荷载末的总挠度值；fT为本级荷载相对于上一级荷载作用的挠度增量；fCi为本级荷载作用下组合梁的挠度值；fi为上一级荷载作用于本级荷载对应模型的挠度值。采用有限元方法计算得到跨中荷载挠度关系曲线，与试验结果对比如图7所示。组合梁的受力过程可分为3个阶段：弹性阶段，裂缝开展阶段和屈服阶段。在弹性阶段混凝土板未开裂，组合梁受力处于弹性状态，荷载位移曲线呈线性变化，结构刚度保持不变，此阶段试验梁 SNC-1和 SNC-2 的 割 线 刚 度 分 别 为 33.35 kN/mm 和38.91 kN/mm。在裂缝开展阶段开始出现可见裂缝，但初期裂缝扩展不明显，荷载-挠度曲线的斜率降低很小，开裂位置钢筋和钢梁未达到屈服强度，且混凝土板开裂后，相邻裂缝间的混凝土未退出工作，对主梁刚度仍有较大的贡献作用，表现出明显的拉伸刚化效应。随着荷载增大，栓钉剪切变形致使钢混凝土界面发生相对滑移，荷载挠度曲线的斜率明显减小，组合梁的刚度降低，呈非线性特征。达到正常使用极限状态时，SNC-1和 SNC-2 的割线刚度分别降低了 11.5%和 22.5%。当荷载超过 300 kN 后，试验梁进入屈服阶段，荷载挠度曲线趋于平缓，中支点截面的钢梁底板发生局部屈服，开始进入弹塑性状态，试验梁的刚度快速下降。荷载达到350 kN时，裂缝充分扩展，最终混凝土板内受拉钢筋屈服，中支点截面钢梁底板和腹板受压屈服，负弯矩区截面丧失承载能力，组合梁达到破坏。图7显示开裂初期按考虑和不考虑裂缝间混凝土板得到的荷载挠度曲线较为接近，表明在荷载较小时，相邻裂缝间混凝土板对组合梁等效抗弯刚度的影响不大。但随着开裂范围不断扩大，相同荷载作用下不考虑相邻裂缝间混凝土板作用时挠度计算值明显偏大，而考虑相邻裂缝间混凝土板作用时，计算结果与试验值吻合更好，挠度计算值与试验值的偏差在10%以内。不考虑相邻裂表3 钢混组合梁负弯矩区混凝土板裂缝分布Table 3 Crack distribution in concrete slab of steel-concrete composite beamSNC-1实测荷载/kN49.966.680100110120140160180200220250270300330350380392裂缝数量1234567810111214151618192122开裂区域长度/mm4080100140200240280360400440520560600680720800840SNC-2实测荷载/kN40.857.4100120140144154160180200220250272285300330370393裂缝数量112356779101111121314161718开裂区域长度/mm4080160200240240320360400400440480600600640780有限元模拟荷载/kN40506080100120140160180200220240260280300330360390裂缝数量123468101213151618192021232425开裂区域长度/mm40801202002803604404805606006807207608008809209602545铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月缝间混凝土板作用时极限荷载比试验值低约 5%，而考虑相邻裂缝间混凝土板作用时极限荷载与试验值相差不到1%。对比结果表明裂缝间未开裂混凝土板的受拉加劲效应有效抑制了组合梁刚度下降，对组合梁抗弯刚度贡献约6%。3.2钢梁应变分析试验梁 SNC-1 和 SNC-2 的钢梁控制截面上测点的应变测试结果如图8所示。由图8可知，当荷载较小时，钢梁应变呈线性增长，钢梁截面处于弹性状态。对于SNC-1试件，荷载超过230 kN后，钢梁应变增长加快，进入非线性阶段，剪力钉剪切变形造成截面应力发生重分布，导致 1-1 和 6-6 截面钢梁上翼缘应变在230 kN左右时发生突变。中支点及加载点截面处钢梁下翼缘应变在荷载接近 350 kN 时迅速增大，应变超过2 000，达到屈服。对于SNC-2试件，荷载为150 kN时钢梁应变发生小幅突变，钢梁应力增长加快，荷载达到373 kN时6-6加载点截面钢梁下翼缘屈服，而 1-1 中支点截面钢梁下翼缘在275 kN时即发生屈服，可能由于试验过程中作动器偏载和分配梁加载不均匀造成的。考虑相邻裂缝间混凝土板作用时计算得到试验梁关键截面上应变值与试验值对比如图9所示。在不同等级荷载作用下，梁截面应变分布与试验结果大致相同，中支点截面钢梁底板应变稍大于试验值，支座处可能出现应力集中导致计算值偏大。中支点截面的中性轴计算高度略低于实测值，混凝土板开裂后退出工作后，截面整体承载能力下降，中支点截面的中性轴高度随荷载增加呈下降趋势，与试验现象基本一致。荷载达到300 kN时，中支点截面钢梁底板压应变接近1 900，底板开始屈服。在加载点截面，中性轴计算高度略低于实测值，中性轴高度随荷载增加呈下移趋势。由于混凝土板和钢梁之间仅靠栓钉连接，栓钉发生剪切变形时混凝土板与钢梁的交界面会产生相对滑移。如图9(b)所示，当荷载较大时，加载点截面的混凝土板与钢梁交界面发生较大滑移，组合截面的中性轴发生变化，在钢梁和混凝土板截面上出现各自独立的中性轴，此时平截面假定不再适用。(a)SNC-1钢梁应变；(b)SNC-2钢梁应变图8试验梁荷载-应变关系曲线Fig.8Load-strain curves of test beam图7跨中截面荷载挠度曲线Fig.7Load-deflection curves at middle of the span2546第 7 期温庆杰，等：混凝土开裂后连续组合梁刚度退化试验研究与数值分析3.3纵筋应力考虑相邻裂缝间混凝土作用，计算得到中支点截面上层受拉纵向钢筋的荷载应力曲线，与试验值对比结果如图10所示。纵筋应力计算值与试验结果吻合较好，荷载应力曲线非常接近。混凝土板开裂之前，中支点截面纵筋与混凝土协同受力，钢筋应力很小。当裂缝出现时，裂缝处混凝土退出工作，纵筋的应力突然增大。随着荷载增大，纵筋的应力呈线性增加，裂缝处上层纵筋的应力比非裂缝处高约20 MPa。当荷载达到350 kN时，裂缝处纵筋应力为 442.44 MPa，达到屈服强度，而非裂缝处纵筋应力为 417.05 MPa，比裂缝处低5.74%，接近屈服强度。非裂缝位置的纵筋应力随荷载增加而持续增大，而钢筋与混凝土之间黏结良好，说明未开裂部分混凝土在加载过程中始终参与结构受力，对组合梁的刚度仍有一定贡献。4 连续组合梁刚度退化规律4.1钢-混凝土组合连续梁刚度退化规律按照弹性梁理论，由试验梁 SNC-1 和 SNC-2的挠度实测值和考虑相邻裂缝间混凝土板作用的数值模拟结果进行反算，得到连续组合梁的荷载等效刚度(P-EIeff)曲线如图11所示。混凝土面板开裂后，组合连续梁的等效抗弯刚度随荷载的增加大致呈现出“S”型曲线退化，退化曲线具有前期小幅退化、中期基本稳定、后期快速退化的特征。刚度退化过程如下：混凝土面板开裂后，组合梁的刚度主要受截面开裂的影响而降低。荷载为100250 kN 时，裂缝数量和开裂区域长度逐渐增加，纵筋和钢梁的应力也持续增大，但未达到屈服强度，组合梁的刚度降低趋于平缓。荷载为250 kN时，组合梁的等效刚度分别为 40.551011 Nmm2(SNC-1)和42.611011 Nmm2(SNC-2)，较初始刚度分别降低了 14.04%和 11.65%。荷载超过 250 kN后，裂缝宽度增大，纵筋和钢梁的应力增大，组合梁的刚度退化速率随荷载增加逐渐增大。荷载达到 300 kN 时，中支点截面钢梁下缘开始屈服，组合梁的刚度降至初始刚度的82.6%90.4%。荷载达到350 kN时，纵筋和钢梁发生屈服，组合梁的刚度约为初始刚度的71.75%78.82%。随着荷载继续增加，刚度迅速降低，最终组合梁发生弯(a)中支点截面应变；(b)加载点截面应变图9组合梁截面应变分布Fig.9Section strain distribution of steel-concrete composite beam图10中支点截面上层纵筋荷载应力曲线Fig.10Load-stress curves of the upper longitudinal bars at middle support2547铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月曲破坏，刚度趋近于0。总体而言，考虑裂缝间混凝土作用模拟得到的刚度退化趋势与试验梁实测规律基本一致，刚度计算值比试验值偏大。在接近破坏时，由于模型中栓钉的顶部与混凝土板刚性连接，底部与钢梁节点耦合，组合梁进入弹塑性状态后栓钉的变形值小于试验变形，因此刚度计算值比试验值偏大。此外，组合梁的刚度由挠度变形反算得到，由于挠度数值小，其微小偏差对刚度值影响较大，因而刚度曲线变化幅度大。4.2参数分析为研究混凝土轴心抗压强度 fck，钢梁高度 h，钢梁腹板厚度t，纵向配筋率和抗剪连接度对组合梁等效抗弯刚度的影响，以试验梁有限元模型(SNC)为基础进行参数分析，计算得到各参数的组合梁荷载-等效刚度退化曲线如图 12(a)12(e)所示。由图12可知，5个参数与组合梁的等效抗弯刚度均呈正相关，组合连续梁的荷载等效刚度退化曲线具有相同的变化趋势，荷载等效刚度退化曲线总体呈现出先平缓降低、后加速下降的规律，但各参数对组合梁的抗弯刚度影响大小各不相同，其中钢梁高度影响最大，从图12(b)可以看出钢梁高度参数对等效刚度曲线的影响最大，钢梁高度每提高20 mm，组合梁等效抗弯刚度提高约20%，且有效提高组合梁承载力8%以上。钢梁腹板厚度仅次之，由图12(c)可知钢梁腹板厚度大于5.5 mm时每增加1 mm，等效抗弯刚度约提高10%。混凝土抗压强度对组合梁抗弯刚度影响较小，虽然外(a)混凝土抗压强度影响；(b)钢梁高度影响；(c)钢梁腹板厚度影响；(d)纵筋的配筋率影响；(e)剪力连接度影响图12荷载-等效刚度退化曲线的参数影响分析Fig.12Load-equivalent stiffness degradation curves under the effect of parameters图11钢混组合梁荷载等效刚度退化Fig.11Load-equivalent stiffness degradation of composite beam2548第 7 期温庆杰，等：混凝土开裂后连续组合梁刚度退化试验研究与数值分析荷载较小时，提高混凝土强度可增大等效刚度，但钢梁屈服后，混凝土裂缝扩展基本完成，开裂区域长度基本不变，组合梁的刚度主要取决于钢梁，混凝土强度对组合梁的刚度提升不明显，采用C90混凝土时组合梁刚度仅提高6%。增大纵筋的配筋率和抗剪连接度对组合梁刚度提高非常有限，纵筋的配筋率与抗剪连接度对组合梁刚度影响最小。组合梁的刚度由钢梁与混凝土板共同组成，但混凝土板壁厚较薄，在组合梁刚度中混凝土板的刚度占比较小，以钢梁的刚度为主，因此钢梁的刚度变化对组合梁的刚度影响最大。开裂后混凝土板的刚度快速下降，裂缝完全扩展后刚度趋于稳定，此时组合梁的刚度主要由钢梁与混凝土板内纵筋提供14，相邻裂缝间未开裂混凝土板对组合梁刚度的贡献约 6%。由图 12(a)和 12(d)可知开裂后混凝土板的参数变化对组合梁的刚度影响较小，达到破坏时等效刚度几乎相等。剪力连接件受力后产生剪切变形，使得交界面变形不一致，变形过大时产生界面滑移，使组合梁刚度下降，根据文献14可知剪力连接度在0.51.0区间时对刚度有一定贡献，而在1.5以上时对组合梁的刚度几乎没有影响。5 结论1)两跨连续梁模型试验发现，在对称集中力作用下裂缝最先出现在中支点截面附近的混凝土板顶面，并在很短时间内形成横向贯通裂缝，随荷载增大横向裂缝由中支点截面向两侧呈对称扩展，混凝土裂缝位置基本都在横向钢筋附近，与现有文献中裂缝分布规律的试验结果相同。2)考虑相邻裂缝间混凝土作用的裂缝模型的挠度值和钢梁截面应力及纵筋的应力计算值与试验结果吻合更好，相邻裂缝间未开裂部分混凝土板具有受拉加劲效应，为组合梁提供约6%抗弯刚度，钢梁和钢筋的应力结果也印证了此结论，因此在连续组合梁负弯矩段刚度计算时还应考虑相邻裂缝间未开裂混凝土板的刚度作用。3)负弯矩区混凝土板开裂后，连续组合梁的等效刚度随荷载的增加具有前期小幅退化、中期基本稳定、后期快速退化的特征。钢梁的高度和腹板厚度对组合梁的刚度影响最大，混凝土抗压强度和纵筋的配筋率对钢梁屈服前的组合梁刚度提升有较大作用，而抗剪连接度的影响最小。如有需要，建议通过增大钢梁的高度和腹板厚度提高组合梁刚度，提高混凝土强度标号也能改善组合梁的受力性能。参考文献：1聂建国,李勇,余志武,等.钢混凝土组合梁刚度的研究J.清华大学学报(自然科学版),1998,38(10):3841.NIE Jianguo,LI Yong,YU Zhiwu,et al.Study on short and long term rigidity of composite steel concrete beamsJ.Journal of Tsinghua University(Science and Technology),1998,38(10):3841.2ZHANG Qinghua,JIA Donglin,BAO Yi,et al.Flexural behavior of steel-concrete composite beams considering interlayer slipJ.Journal of Structural Engineering,2019,145(9):04019084.3WANG Shenhao,TONG Genshu,ZHANG Lei.Reduced stiffness of composite beams considering slip and shear deformation of steelJ.Journal of Constructional Steel Research,2017,131:1929.4中华人民共和国交通运输部.公路钢混组合桥梁设计与施工规范:JTG/T D64-012015S.北京:人民交通出版社,2016.Ministry of Transport of the Peoples Republic of China.Specifications for design and construction of highway steel concrete composite bridge:JTG/T D64-012015S.Beijing:China Communications Press,2016.5中华人民共和国交通运输部.公路钢结构桥梁设计规范:JTG D642015S.北京:人民交通出版社,2015.Ministry of Transport of the Peoples Republic of China.Specifications for design of highway steel bridge:JTG D642015S.Beijing:China Communications Press,2015.6中华人民共和国住房和城乡建设部.钢结构设计标准:GB 500172017S.北京:中国建筑工业出版社,2017.Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the Peoples Republic of China.Code for design of steel structure:GB 500172017S.Beijing:China Architecture&Building Press,2017.7张彦玲,李运生,樊健生.钢混凝土连续组合梁的刚度计算方法J.中南大学学报(自然科学版),2013,44(8):2549铁 道 科 学 与 工 程 学 报2023 年 7月35203526.ZHANG Yanling,LI Yunsheng,FAN Jiansheng.Stiffness calculation method for steel-concretecontinuous composite beamsJ.Journal of Central South Unive