预应力混凝土组合箱梁扭后抗弯性能分析.pdf

第 3期 2 0 1 1年 9月 水利水运工程学报 H D R 0． S C匝NCE AND ENGD G No ． 3 S e p．2 011 预应力混凝土组合箱梁扭后抗弯性能分析 胡 少伟 ，胡汉林 ( 南京水利科学研究 院 ，江苏 南京2 1 0 0 2 9 ) 摘要 ： 为研究预应力混凝土组合箱梁扭后的抗弯性能， 进行了5 根预应力组合梁的先扭后弯试验． 试验在梁跨 中对称荷载作用下进行 ， 考虑试验梁受扭矩作用历史 ， 并与完整组合梁的试验进行对比得到扭后预应力组合梁 的极限抗弯承载力 、 跨中弯矩一 挠度曲线及钢梁截面应变增长曲线， 并提出了预应力组合梁扭后承载力计算公 式． 试验结果表明： 预应力组合梁扭后承弯能力将会降低； 受扭历史影响预应力组合梁的抗弯能力 ； 预应力能够 提高扭后预应力组合梁的抗弯能力． 关键词 ：预应力混凝土； 组合箱梁； 承载能力； 试验研究 中图分类号 ： T U 3 7 8 文献标志码 ： A 文章编号 ： 1 0 0 9 — 6 4 0 X( 2 0 1 1 ) 0 3 — 0 0 0 1 — 0 9 目前 ， 预应力混凝土组合箱梁在桥梁工程中得到 了广泛应用 ． 由于该结构发挥 了钢材和混凝土各 自 的材料优势 ， 且钢箱梁抗扭 、 抗弯性能好 J ， 预应力技术又提高了梁结构的强度与刚度 ， 所以预应力混 凝土组合箱梁在城市大跨桥梁 中的应用前景越来越广阔． 工程实际中桥梁通常处于弯矩 、 扭矩等共 同作用下 的复合受力状态 ， 而且不 同的荷载组合对预应力混凝土组合箱梁的承载性能影响很大 ， 因此探讨组合梁受扭 后 的承载能力具有现实意义． 为了研究预应力混凝土组合箱梁扭后抗弯性能 ， 完成了 5根预应力组合梁的先扭后弯试验． 试验在梁跨 中对称荷载作用下进行 ， 考虑试验梁受扭矩作用历史 ， 并与完整预应力组合梁的试验进行对 比得到扭后预应 力组合梁的极限抗弯承载力 、 跨中弯矩一 挠度 曲线 、 钢梁截面应变增长 曲线等重要参数 ， 并提 出了预应力组 合梁扭后承载力 汁算公式． 1 试验情况 试验设计了 5根跨度为 3 ． 3 m 的预应力混凝 土组合箱 梁 ， 在抗弯试验前 ， 2根试验梁 已受纯扭荷载达到破坏 ， 3根 梁 已受复合弯扭荷载达到破坏． 试验梁混凝土采用 C 6 0高强 混凝土． 钢箱 梁采用 Q 2 3 5钢板焊 接组成 ， 托 板和底板采用 1 0 m m钢板 ， 腹板采用 8 m m 中板． 栓钉按照塑性 方法、 完全 剪力连接设计 ， 直径为 1 6 m m， 间距 1 2 0 m m， 沿纵 向双排均 匀布置 ， 以保证钢与混凝土截面间剪力 的有效传递． 各构件 截面形状 、 尺寸完全相同． 梁截面尺寸见图 1 ， 试验梁材料特 性 见表 1 ． 图 1 试验梁截面 ( 单位 ： m m) F i g ． 1 D e t a i l s o f s p e c i me n s e c t i o n( u n i t ： mm) 收稿 日期： 2 0 1 0 — 0 9 — 1 1 基金项目： 中央级公益性科研院所重大项目《 连续组合梁新型结构在 程中应用关键技术研究》 ( Y 4 1 0 0 0 6 ) ； 江苏省 自 然 科学基金资助项目( B K 2 0 0 7 0 1 0 ) 作者简介：胡少伟( 1 9 6 9 一 ) ， 男， 河南杞县人， 教授级高级工程师， 博士， 主要从事工程结构与材料方面研究． E— ma i l ：h us h a o we i @ n h r i ． e n 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 2 水 利 水 运 工 程 学 报 表 1 混凝 土和钢材 的力学性能 Ta b．1 Me c ha n i c a l p e r f o r ma nc e o f c o n c r e t e a nd s t e e l 养护条件 u — ／ ^ ／ ／ c ／ 屈服强度 极限强度 弹性模 量 MP a MP a MP a 1 0 MPa 钢材类 型 f ,／ MI ／ MI a ／1 0 4 MP a 8 f ll n l 钢板 3 4 0 4 7 0 2 0 ． 6 同条件养护 ” 6 8 ． 2 5 8 ． 9 4 3 ． 5 1 4 ． 0 4 1 0 n l ln钢板 2 7 5 4 2 5 2 0 6 标准养 7 3 ． 4 6 4 ． 2 2 3 ． 5 6 4 ． 1 4 中8钢筋 3 1 0 4 3 5 2 0 6 中1 0钢筋 3 4 5 4 5 0 2 0 ． 6 注 ： ① 同条件养护 系指试块和构件在 同样温度 、 湿度环境下进行 养护 ， 作 为构件 的拆模 、 H { 池 、 f n『 1 及结构验 收的依据 ． ②标 准养护系指试块 在温度为( 2 0 _+ 3 ) ℃ ， 相对湿度住 9 0 ％以 上的环境中养护． 1 ． 1 试验梁受扭破坏情况 5根试验梁在纯弯试验之前 ， 均受扭破坏 ， 受扭情况为 ： 2根纯扭破坏 ， 3根受复合弯扭破坏 ( 破坏类 型为 扭型破坏 ) ． 试验在 自行设计 的加载装置上进行 ， 采用液压伺f J ~S L 控制 ， 对称分级加载直至破坏． 纯扭试验装 置和复合弯扭试验装置分别见图 2和 3 ， 抗扭试验参数见表 2 ． 纯扭及弯扭试验结果见表 3 ． 从表 3可 以看 出， 由于弯矩作用 ， 受弯扭作用试验梁歼裂时的转角 比受纯 扭作用梁要大 ， 而极限转角却较小 ， 证明弯矩 的作用提高 了组合梁的抗扭刚度． 弯扭作用下 的梁扭转破坏表 现出脆性 ， 而纯扭梁表现出一定的延性． 球铰 球铰 ( a ) 加载示意图( 单位 ： l l l ln ) ( b )加载实物 图 图 2 纯扭试验装置 Fi g． 2 Lo a di n g a pp a r a t us wi t h p ur e t o r q ue ( a ) 加载示意图(单位 ： mm) ( b ) 加载实物 图 图3弯扭试验加载装置 F i g ． 3 L o a d i n g a p p a r a t u s wi t h b e n d i n g — t o r s i o n 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 第 3期 胡少伟， 等 ： 预应力混凝土组合箱梁扭后抗弯性能分析 3 注 ： ．． 表示试验 中第 1次出现扭型裂缝时 的扭矩 ；T u为极 限扭矩 ； 0 ， 0 分别表示与 开裂扭 矩 、 极限扭矩相对应的扭率 ； M ， 6 分别表 示破坏 时弯矩 与跨 中挠度． 不论是纯扭还是复合弯扭 ， 试验梁破坏过程大致如此 ： 加载 初期 ， 翼板表面未出现裂缝 ； 随着扭矩 的逐渐增加 ， 靠近 同定端 混凝土翼板上表面 中部首先 出现与梁纵轴成 3 0 。一4 O 。 斜 向裂 缝 ； 随着扭矩的继续增大， 斜裂缝逐渐 向两侧边扩 展延伸 ， 斜裂 缝的数量不断增加 ， 混凝土翼板 的下表面也开始 出现斜裂缝并 向两侧开展 ， 直至 2个短侧边 出现开裂， 上下表面的斜 裂缝彼此 贯通 ， 翼板 4个侧面上形成近似平行 、 断断续续 、 前后交错 的环 绕整个翼板的近似螺旋形裂缝 ； 最后 ， 由于混凝土翼板出现 1 条 或 2条宽度较大的主斜拉裂缝导致组合梁 受扭破坏． 图 4和 5 分别为钢梁荷载应变和试验梁破坏时裂缝情况． 固定端 扭转端 4 } 4 乳 ／ ／ ^ ) ／ 4 0 8 ，稍 ?l妒 包 r／5 e ~o ＆ P ．； _4 =4 ／ } 幽 I 8 f 4 I 1 5 4 A 趟 《 l ／ ／ 6 s 蔫 I 翼 板 底 面 翼板侧面 一I 翼 板 顶 面 l 翼板 侧面 叶+ 翼 板底面 应变 ／ 1 0 图4 钢梁荷载应变曲线 F i g ． 4 L o a d — s t r a i n c u r v e o f s t e e l b e a m 固定端 扭转端 ／ f ／ }／ i ／ ／／ f／ f ，／ ，| ／ ， 南 h／ ， ／ ／ ／ ／ ／ ／ ／／ ／／ ／ ／ ( a ) 纯扭典型裂缝 ( P C B 一 1 ) ( b ) 弯扭典型裂缝 ( P C B 一 8 ) 图5 纯扭 、 弯扭试验梁破坏时裂缝发展过程( 单位： 尺寸为 e m， 扭矩为 k N m) F i g ． 5 C r a c k d e v e l o p me n t o f s p e c i me n s o w i n g t o t h e f a i l u r e o f t o r s i o n a n d b e n d i n g — t o r s i o n 从 图4可见 ： 5根试验梁受到扭矩作用破坏时 ， 钢梁仍然处于弹性阶段 ， 最大应变约为 8 0 0 x 1 0 ～， 远未达 ∞ ∞ ∞ 加 ∞ ∞ ∞ 如 加 m 0 ， ● 舾临 腼 临腼 脯账 靳 靳默 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 4 水 利 水 运 一 亡 程 学 报 到屈服 ， 因此 ， 试验梁 的破坏由混凝土的抗扭能力控制． 从 图 5可见 ： 纯扭梁和弯扭梁达到破坏状态时 ， 混凝 土破坏程度不尽相同， 纯扭梁 的裂缝数量要多于弯扭梁． 1 ． 2 扭后梁的纯弯试验 5根试验梁在扭型破坏后对其重新进行张拉预应力试验 ， 采用直线型布筋形式． 为考察预应力对扭后梁 承载能力的增强效果 ， 分 别对 P C B 一 6 ，P C B一 8和 P C B一 1施加 2 0 0 k N的预应力 ， 对 P C B 一 7 ， P C B一 3施加 2 4 0 k N 的预应力． 为了防止梁在偏心受力下产生较大扭矩引起开裂 ， 张拉分级分侧进行 ， 每束张拉分 5～6级 完成． 考虑锚具变形 、 锚具与端板之间的缝隙被挤紧 ， 以及千斤顶卸载时夹片在锚具内滑移使得被拉紧的钢 绞线 内缩会导致较大的预应力损失 ， 因此进行一定程度 的超张拉． 采用液压伺服千斤顶在梁的i分点对称加 载， 加载装置见图 6 ． 试验数据利用东华 D H一 3 8 1 6静态应变采集系统采集 。 由于混凝土表面已开裂 ， 所 以试验全过程实时监测钢梁应变 、 预应力筋应变 、 交界面相对滑移 、 组合梁挠 度变形 ， 而不考虑混凝土应变情况． ( a ) 加载示 意图 ( b ) 加载实物 图 图 6 纯弯试验装置 ( 单位 ： h a m) Fi g． 6 Lo a d i n g a p pa r a t u s wi t h b e n di ng 1 ． 2 ． 1 试验 梁破坏特征扭后梁的纯弯试验过程为： 在加载初期 ， 钢梁底部应变及跨 中挠度处于线性增 长 阶段 ； 随着荷载的增加， 受拉区混凝土扭型裂缝逐渐开展 ， 裂缝逐渐变宽 ， 同时应变出现较快增 长； 当钢梁底 板屈服后 ， 钢梁应变出现非线性增长 ， 挠度增长加快 ， 原有裂缝逐渐变长变宽， 同时新 的弯型裂缝逐渐变多 ； 接近极限荷载时， 腹板 大部分 已经屈服 ， 混凝土翼板顶部有起皮现象 ， 挠度增长很快 ； 最后达到极限荷载时 ， 梁顶部混凝土在跨中区域或者在加载点处被压碎 ， 从而导致结构破坏 ， 破坏位置与受扭破坏时最大裂缝相 关． 试验梁破坏情况见图 7 ． ( a ) 纯扭梁 P C B 一1 混凝 土翼板破坏 ( b ) 弯扭梁 P C B 一 6混凝土翼板破坏 阿 7 试验梁 混凝 士 板破 坏 g ． 7 Fa i l u r e pa t t e r n o f c o nc r e t e f l a n g e o f s p e c i me n s 1 ． 2 ． 2 试验应变 、 挠度 、 滑移分析为了考察扭后梁与完整梁不 同的抗弯特征 ， 对 比分析纯扭梁 P C B — l ， 弯 扭梁 P C B 一 8和完整梁 P C B 一 4的应变与挠度． 图 8为跨 中钢梁底板拉应变增长 曲线 ， 图 9为荷载一 跨 中挠度 曲线． 从图 8可见： P C B 一 1的应变增长要快于 P C B 一 8和 P C B 一 4 ， 且在同一级荷载条件下， P C B一 1的应变值最 大 ， P C B 一 4的应变值最小 ， 说明受扭破坏后 ， 试验梁的抗弯截面模量会减小 ， 纯扭破坏梁的减小程度高于弯 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 第 3期 胡少伟 ， 等：预应力混凝土组合箱梁扭后抗弯性能分析 5 扭破坏梁 ， 因此 P C B - 4与 P C B - 8钢梁屈服弯矩较为接近 ， 而 P C B ～ 1屈服弯矩降低很多． 从图 9可见 ： 弹性阶 段时 ， 在相 同荷载作用下 ， 纯扭梁 P C B 一 1的挠度要大于弯扭梁 P C B 一 8和完整梁 P C B 一 4 ， 而 P C B 一 8与 P C B 一 4 的挠度相差不大， 说明纯扭梁的刚度较之完整梁要低 ， 而弯扭梁 的刚度没有降低． P C B一 1梁的弹性终点最 低 ， P C B - 8稍高 ， 但均低于 P C B - 4的弹性终点 ， 接近极限荷载时 ， 扭后梁的弯矩一 挠度 曲线斜率较小 ， 几乎接 近于水平 ， 说 明荷载增加不大而挠度增长很快 ， 表现出一定的脆性． 言 互 御 应变／ 1 0 - 6 挠度 ／ m m 图8 钢梁底部应变增长曲线 图9 弯矩一 跨中挠度曲线 F i g ． 8 Co mpa r i s o n o f s t r a i n i n c r e a s e s i n bo t t o m o f s t e e l b e a ms Fi g． 9 Cu r v e s o f mo me n t — d e fle c t i o n a t mi ds pa n 为考察预应力等级对扭后梁极限抗弯承载能力的提高作用， 对比分析 P C B 一 1 和 P C B 一 3的应变与挠度 图 1 0为 P C B 一 1 和 P C B 一 3的钢梁底部应变增长 曲线 ， 图 l 1 为 P C B 一 1和 P C B 一 3的弯矩一 跨 中挠度曲线． 苫 钟 应变／1 0 -6 图 1 0 钢梁底部应变增长 F i g ． 1 0 I n c r e a s e s o f s t r a i n i n b o t t o m o f s t e e l b e a ms 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 4 o 4 5 5 0 5 5 6 o 6 5 挠度 ／ m i ll 图1 1 弯矩一 跨中挠度曲线 从图 l 0可见 ， 对于相 同荷载下的钢梁屈 服前 P C B 一 3的应 变略小于 P C B 一 1 ； 屈服后 ， 应变的增长 出现不规律性 ， P C B 一 3的 较快 ， P C B 一 1的较缓慢． 从 图 1 1可见 ， 由于初始预应力较大 ， 在 弹性阶段 ， P C B 一 3的弯矩一 挠度曲线斜率要大于 P C B 一 1 ， 即在相 同荷载下 ， P C B 一 3的挠度要大于 P C B 一 1 ． 可见 ， 提高初始预应力 值能够提高梁的抗弯刚度 ， 改善梁的抗弯特性． 同时 ， P C B 一 3破 坏时的挠度要大于 P C B 一 1 ， 证明其延性要好于后者． 言 钟 ⋯ 奎 对 扭 后 抗 弯 特 性 的 影 响 ， 图 1 2 分 析 了 弯 扭 梁 图 1 2 弯 矩 茗 曲 线 的 荷 载 一 挠度曲线． F i g ．1 2 c “ 。 f m。 m t 一．d 。 t 。 ： t m id 。 。 从图 1 2可见， 3根弯扭梁弯矩一 挠度曲线符合组合梁破坏 的一般规律 ： 弹性阶段一 非线性阶段一 破坏阶段 ； 其中 P C B 一 6和 P C B 一 8两根弯扭梁 的荷载一 跨 中挠度曲线类 似， 证明扭弯比大于4 ． 8 后， 即梁在弯扭破坏时的弯矩若很小， 则梁的抗弯刚度和强度相差不大． P C B 一 7梁 尽管初始预应力等级要高于P C B 一 6和P C B 一 8 ， 但是其刚度仍然较小， 强度也较低， 说明在扭弯比较小时发生 弯扭破坏 ， 若弯矩较大( P C B 一 7的弯矩接近纯弯梁 P C B 一 4的屈服弯矩) ， 则梁的刚度和强度会减小许多． 枷姗 姗渤姗 如 。 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 6 水 利 水 运 工 程 学 报 图 l 3为 5根扭后梁的预应力随荷载增长情况． 在相 同荷载 条件下 ， P C B 一 1的预应力增量最 大， P C B一 6， P C B一 7和 P C B一 8 增长情况在弹性 阶段相差不 大， 而 P C B一 3由于初始 预应 力较 大 ， 其预应力增量要小于 P C B一 1 ， 与弯扭梁情况接近． 这些结论 说明 ： 预应力增量与梁的刚度有关 ， 在相 同的荷载条件下 ， 梁 的 刚度越 大 ， 变形越小 ， 则预应力钢绞线变形小 ， 导致增量小． 同 时 ， 从图 l 3也可看出， 预应力钢绞线增 量经历 了线性 阶段和非 线性的阶段 ， 从侧面反映了梁的变形情况． 1 ． 2 ． 3 纯弯试验结果分析纯弯试验结果见表 4 ， 表中 P C B 一 4 为完整纯弯试验梁 ， 与扭后纯弯试验进行对 比． 喜 钟 预应力增量 ／ k N 图 1 3 弯矩 一 体外预应力增量 曲线 Fi g． 1 3 Cu r v e s o f mo me n t — s t r e s s i n e x t e r n a l t e n do n 表 4纯弯试验 结果 T a b ． 4 Ma i n e x p e r i me n t a l r e s u l t s wi t h p u r e b e n d i n g 注 ： 。 ， M ： 分别为受扭破坏时 的极 限扭矩和弯矩 ； Ⅳ， △ ～为纯弯试 验时所施加的预应力 和梁破 坏时预 应力增量 ； M 6 为纯 试验破坏时 的极限弯矩和挠度． 从表 4可见 ： ( 1 ) 在相同预应力等级 的情况下 ， 受纯扭破坏试验梁( P C B 一 1 ) 其抗 弯承载能力只有完好试 验梁 ( P C B 一 4 ) 抗弯承载能力的 6 4 ％ ， 挠度只有 6 1 ％ ； 而受弯扭破坏试验梁 ( P C B 一 8 ) 其抗弯承载能 力达完好 试验梁( P C B 一 4 ) 抗弯承载能力 的7 9 ％ ， 挠度达 7 0 ％． ( 2 ) 从 P C B 一 1和 P C B 一 3的结果可以看出， 初始预应 乃 的提高有利于受扭破坏梁的极 限承载能力 的提高． ( 3 ) 复合受扭破坏试验梁其扭后抗弯承载能力与扭弯 比 有关． 当扭弯 比较大时( P C B 一 6与 P C B 一 8 ) ， 即受弯扭破坏 ， 弯矩值不太大时， 其扭后抗弯承载能力相差小大 ； 而当扭弯比较小时( P C B一 7 ) ， 其扭后抗弯承载能力会较低． ( 4 ) 对于本试验采用的直线型无转向块的布筋方 式 ， 预应力筋增量与梁的强度和刚度相关． 2 预 应力组合梁 受扭破坏后 的极 限抗 弯承 载能力计算 目前 ， 对于组合梁 、 预应力组合梁的极限抗弯承载能力计算 ， 多采用简化 的塑性理论计算方法 “ 和弹 塑性计算理论 。 。 ． 组合梁在承受扭矩时 ， 一般假设混凝土翼板与钢梁单独承担一定扭矩 ， 栓钉等连接件保 证混凝土翼板和钢梁 的变形协调． 根据空间变角桁架模型 ， 混凝土翼板可以将其假想为一个壁厚 为 t 的箱形 截面构件 ， 当承受扭矩时 ， 沿箱壁产生环形的剪力流， 当混凝 土开裂后 ， 可以将翼板比拟为以纵筋为弦杆 ， 箍 筋为竖杆， 混凝土为斜压腹杆的空间桁架 卜 J ． 因此当扭矩受扭破坏后， 作为斜压腹杆的混凝土部分已经压 碎破坏． 扭后组合梁在承受弯矩时， 假设斜压腹杆部分混凝土 已压坏不承担任何荷载， 只考虑核心混凝土 的 承压作用 ， 因此可以对混凝 土翼板进行折减． 对 于纯扭破坏情况 ， 根据文献 。 。 有效壁厚可取 t： h ／ 3 ， 其 巾 h为混凝土翼板的高度． 对于复合弯扭破坏情况， 弯矩的存在使混凝土顶部纵筋拉应力减小， 从而提高了混凝土樊板的抗扭能 力． 根据试验梁受扭破坏情况可知 ， 受弯扭破坏梁的混凝土破坏程度要低于受纯扭破坏梁． 结合试验弯扭梁 的有效壁厚可取混凝土的保护层厚度 ， 即 t = 2 0 m I i l ． 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 第3期 胡少伟，等： 预应力混凝土组合箱梁扭后抗弯性能分析 7 从试验受弯破坏情况看 ， 由于混凝土翼板尺寸的折减 ， 梁 的转动能力降低 ， 导致钢梁顶板到破坏时应变 仍较小 ， 因此在计算过程中可以不考虑钢梁顶板对抗弯承载能力的贡献． 本文采用简化塑性理论 ， 并结合试验 ， 考虑扭型破坏对混凝土翼板尺寸的折减作用 ， 来计算预应力组合 梁受扭破坏后的极限抗弯承载力． 对于完全剪力连接预应力组合梁 ， 极限抗弯承载能力的计算简图见图 l 4 ． ， ／ ／／／ ／／ ／／ ／／ ／／ ／ ／／ ／／ ／／ ／／／ ／ ／／ ／＼ f T ／ 组合粱截面 截面应变 截面应 力 图 1 4 抗弯承载能力计算简图 F i g ． 1 4 C a l c u l a t i o n d i a g r a m o f b e n d i n g c a p a c i t y 根据力的平衡条件 ： f c k b =A l f y 1+A 2 厂 v 1+Ⅳ+△ Ⅳ ( 1 ) 式 中： 为混凝土抗压强度 ； 6 为混凝土翼板折减后 的宽度 ， 取 b 6 - 2 t ； A A 分别为钢梁腹板 、 底板 的截 面面积 分别为腹板 、 底板的屈服强度 ； Ⅳ， △ Ⅳ分别为预应力筋的初始预应力和预应力增量． 则可得混 凝土受压区高度 ： Ⅳ+△ Ⅳ+A 1 ／ l + s 2 ／ ， 1 、 一——— O —一 ．， c k 根据力矩平衡条件 ， 可得抗弯承载能力为 M = f y 1 A 1 Y 1+ 2 A 2 Y 2+( N+△ Ⅳ) Y 3 ( 3 ) 式 中： Y ， Y 分别为受拉 区钢梁腹板、 钢梁底板截面形心到混凝土翼板受压区截面形心的距离 ， Y 为考虑二次 效应后 的预应力筋截 面形心到混凝土翼板受压区截面形心的距离． 预应力增量 △ Ⅳ的取值与布筋形式及梁 的强度 、 刚度有关 ， 对于本试验 的无转 向块 的直线型布筋 ， 钢梁 强度大 ， 则预应力增量大， 钢梁 刚度大 ， 则预应力增量小． 从试验结果看 ， △ Ⅳ的取值大约为 0 ． 5Ⅳ． 将试验梁数据代入式( 2 ) 和( 3 ) 进行计算 ， 并与试验结果进行 比较 ( 见表 5 ) ． 从表 5可见 ， 计算值和实测 值吻合较好 ， 大部分计算值小于实测值 ， 说明式( 3 ) 用于计算预应力组合梁受扭破坏后的极限承载力是可行 的． 但是式 ( 3 ) 仍存在如下不足 ： ( 1 ) 对于复合弯扭破坏后 的试验梁 ， 有效壁厚 的取值没有考虑扭弯 比的影 响； ( 2 ) 预应力增量 △ Ⅳ的取值与梁变形有关 ， 对于受扭破坏后的预应力组合梁刚度未予分析 ， 因此 △ Ⅳ简单 地取为0 ． 5』、 ， ， 计算值取实测值． 表 5 抗弯承载力试验实测值与计算值 的比较 Ta h ． 5 C o mp a r i s o n b e t we e n t h e c a l c u l a t e d a n d me a s u r e d v a l u e s o f t h e b e n d i n g c a p a c i t y 3 结 语 ( 1 ) 预应力组合梁受扭破坏后仍保 留一定的抗弯承载能力 ， 受扭破坏梁的弹性终点均低于完整试验梁 ， 达到弹性终点后 ， 受扭破坏梁的塑性阶段较短 ， 破坏时表现出一定的脆性． 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 8 水 利 水 运 工 程 学 报 2 0 1 1 年 9 J j ( 2 ) 受扭破坏梁在抗弯破坏时 ， 混凝 土破坏较为迅速 ， 梁 的转动能力 降低 ， 导致钢梁全截面没有达 到完 全屈 服 ． ( 3 ) 初始预应力的提高可以增强受扭破坏梁的抗弯承载能力 ， 在组合梁钢箱梁上施加 的纵 向预应力 ， 通 过栓钉连接件向混凝土翼板中传递 ， 预应力 的传递沿梁全跨存在 ， 组合梁预应力段越长 ， 预应力传递 的截面 剪力分布越均匀． ( 4 ) 对于受扭破坏梁的抗弯承载能力计算 ， 考虑组合梁混凝土翼板尺寸 的折减是可行的． 式 ( 3 ) 能够较 好地计算预应力组合梁受扭破坏后的极限承载能力 ， 但是扭弯 比对有效厚度的影响仍需要研究． 参考文献 ： [ 1 ]胡少伟．组合梁抗扭分析与设计[ M] ．北京：人 民交通出版社，2 0 0 5 ：1 5 5 — 1 5 9 ．( H U S h a o — w e i ．T o r s i o n a l a n a l y s i s a l l d d e s i g n o f c o mp o s i t e s t e e l — c o n c r e t e b e a m s [ M] ．B e ij i n g ： C h i n a C o m mu n i c a t i o n P r e s s ， 2 0 0 5 ：1 5 5 一 l 5 9 ．( i n C h i n e s e ) ) [ 2 ]夏文敏 ， 刘雪梅．钢一 混组合梁的研究现状与展望[ J ] ．四川建筑 ， 2 0 1 0 ， 3 0 ( 2 ) ： 4 5 — 4 7 ．( X I A We n — ra i n ，L I U X u e — m e i ． T h e r e s e a r c h s t a t u 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