钢-混凝土蜂窝组合梁跨高比对挠度的影响研究
09影响钢-混凝土组合梁挠度计算的几个因素
第!"卷第#期建筑结构$%%"年#月影响钢&混凝土组合梁挠度计算的几个因素陈世鸣顾萍（同济大学土木工程学院上海$%%%’$）［提要］组合梁在正常使用阶段的挠度设计一般采用线弹性计算方法和挠跨比允许值进行验算，容易忽视组合梁钢梁屈服的影响。
分析了影响组合梁挠度计算的钢梁底部应变、钢梁翼缘与混凝土之间的滑移、残余应力、钢梁的局部屈服等因素，讨论了挠跨比允许值、跨高比、滑移以及残余应力和施工荷载对挠度计算的影响，在进行组合梁的挠度验算中，必须考虑钢梁潜在屈服的因素。
［关键词］钢&混凝土组合梁挠度验算屈服滑移()*+*,-*./012344*445*2/1,4/**-&.12.6*/*.157140/*8*3543//)*4*690.*380-0/:-050/4/3/*0421653--:834*+12/)*-02*36*-34/0.323-:404，32+/)*:0*-+02;1..<6602;02/)*4/**-/)3/=0--02,-<*2.*/)*3..<63.:1,/)*-02*36+*,-*./0121</7</1,/)*8*354，)1=*9*6=1<-+8*2*;-*./*+02+*40;2763./0.*>?*9*63-@*:,3./164/)3/3,,*.//)*+*,-*./012.3-.<&-3/0121,.157140/*8*35436*+04.<44*+，4<77-*5*2/*+8:323-:4041,/)**,,*./41,/)*+*,-*./012/1473263/01，4732/1+*7/)63/01，-12;0/<+023-4-0748*/=**2/)*4/**-32+.12.6*/*，6*40+<3-4/6*4402/)*4/**-32+4*-,&=*0;)/4/6*44+<602;.124/6<./012>A /044<;;*4/*+/)3//)*4/6302-*3+02;/1371/*2/03-:0*-+02.157140/*8*3544)1<-+8*.1240+*6*+02/)*+*,-*./012.)*.@1,.157140/*8*35+*40;2>!"#$%&’(：4/**-&.12.6*/*.157140/*8*35；+*,-*./012+*40;2；:0*-+02;；4-07一、引言钢与混凝土组合梁在正常使用状况下的挠度计算是工程设计人员经常遇到的问题。
蜂窝梁总结报告
关于“蜂窝梁”的总结报告1.蜂窝梁的发展概况和发展趋势蜂窝梁是用宽翼缘工字钢(H型钢)或普通工字钢，按一定的折线或圆弧切割后，再错位焊接而成的空腹梁。
其另一种做法是，直接在实腹梁上切割或者锻压成孔。
蜂窝梁的开孔形式有多种，最初有六边形和八边形，后来又有了圆孔、矩形孔和椭圆孔等，这些孔一般有规律的“一”排开。
蜂窝梁最初从国外开始发展，1910年美国芝加哥桥梁和钢铁公司的H．E．Horto便开始使用蜂窝梁，由于蜂窝梁是复杂的非等截面杆件，其内部应力复杂，故在蜂窝梁的早期使用中，因为没有适用的计算方法，便只能依据厂家提供的选用表进行设计。
到了上世纪50年代后，出现了以费式空腹桁架法为为代表的简化计算方法，后这种方法经过改进，至此有关蜂窝梁的理论计算方法走向成熟。
至70年代，欧美、日以及前苏联等国家将蜂窝梁的设计列入规范，其中应力分析采用费式空腹桁架法；而挠度计算，大多数国家采用实用估算法，只有少数国家采用复杂的费式空腹桁架法；对于蜂窝梁整体稳定性与局部稳定性的研究尚处于初步阶段，现在只有个别国家的规范中给出了稳定性计算的公式。
现在国外发达国家蜂窝梁的制作，早就采用了自动化的工艺流程。
蜂窝梁被广泛应用于桥梁、厂房、办公楼、高层建筑、大跨度建筑、轮船及吊车桥架等许多领域。
而我国在蜂窝梁的研究与应用方面则起步较晚，上世纪50到70年代，因为钢铁贵而人工费便宜等特殊国情，而限制使用钢结构，只有鞍钢、重钢、攀钢和首钢等冶金企业少量使用过蜂窝梁。
到80年代，蜂窝梁才在我国开始逐渐推广开来，1980年冶金部建筑研究总院和重庆钢铁设计研究院为宝山钢铁公司设计和试验了18m长的蜂窝梁檩条。
当前对于蜂窝梁的研究，是要促使蜂窝梁朝着大跨度、强度和刚度更高、稳定性能更好、内部受力更趋均匀合理、社会经济效益更加显著、外观形式更加美观等方向发展，预期蜂窝梁将会在我国得到更加广泛的应用，也必然会随处可见。
一些发达国家现在已经将蜂窝梁设计纳入设计规范，并在制作上朝着定型化和标准化的方向发展。
蜂窝梁挠度的简化计算探讨
蜂窝梁挠度的简化计算探讨何锦江【摘要】对蜂窝梁截面惯性矩进行函数连续化简化,并基于力法原理给出了位移相关等式,通过试验数据验证了简化计算公式的可行性,且与有限元结果相吻合,指出该方法简便、实用,可用于蜂窝梁的工程设计与计算.【期刊名称】《山西建筑》【年(卷),期】2017(043)005【总页数】2页(P47-48)【关键词】蜂窝梁;挠度;简化计算;惯性矩【作者】何锦江【作者单位】台州民用建筑设计有限公司,浙江台州318000【正文语种】中文【中图分类】TU311.4蜂窝梁是一种侧向成排开孔的“工”字型截面或H型截面钢梁，其孔洞一般是在腹板上按设定的曲(折)线进行切割，然后按设定的距离错位后再重新对焊而成[1]，见图1。
蜂窝梁在国外已得到广泛的应用，由于相比实腹梁它具有节约钢材、抗弯刚度大、美观通透、降噪等效果，同时还能为管道设备的安装提供通过的空间，可以降低层高，因而具有重要的工程意义。
从20世纪80年代开始，国内部分单位对蜂窝梁进行了研究[2]，在工程上也有一部分应用实例，但由于理论研究和试验不够具体、深入，现行钢结构设计手册中均未涉及蜂窝梁的计算方法，这在一定程度上影响了蜂窝梁在我国的应用推广。
目前有关蜂窝梁设计较精确的方法有费氏空腹桁架分析法、变截面刚架计算方法、有限元法及按实腹梁设计的增大系数法[3]。
根据有限元分析，工程上使用的蜂窝梁当其开孔率(D/H)控制在75%以内，孔中心间距(Ln)>1.0H时，开孔对钢梁的承载力影响不是很大，事实上在很多情况下，挠度是钢结构设计的控制指标，文献[4]试验也证实了蜂窝梁屈服后承载力可以部分提高，但因为屈服后挠曲变形发展较快，故建议设计时仍应按弹性方法设计。
本文通过分析、简化，给出了蜂窝梁挠度计算的实用算法，试验验证表明两种方法对挠度的计算具有很好的精度，可用于蜂窝梁挠度计算的工程设计。
从图1可得到如下精确的几何关系：开孔前：开孔后：其中,A0为梁桥处截面总面积，mm2；A型,I型分别为切割前型钢或H型钢截面面积及惯性矩，mm2，mm4；tw为蜂窝梁未开孔部分腹板厚度，mm；D为圆孔直径或多边形对角长度，mm；Sx为H型钢或型钢半截面的面积矩，mm3；xa，xb分别为钢梁截面切割拼接前后单侧梁桥面积形心离开梁中性轴的距离，mm；Ln为圆孔或多边形孔中心间距，mm。
蜂窝梁的挠度影响因素分析
科 研 开发
蜂 窝梁 的挠 度影 响 因素分析
王 森 军 郑 懿 杨 俊 杰 邹 传 仁
（ 江 工 业 大 学 建 筑 工 程 学 院 杭 州 ３ ０ ３ ） 浙 １ ０ ２ 摘 要
对 蜂 窝梁 挠 度 的 ４个 影 响 因素 ： 窝 梁 的 扩 张 比 ， 的 类 型 ， 窝 梁 的 高 跨 比 ， 跨 比进 行 分 析 比 较 ， 与 蜂 孔 蜂 剪 并
ｆ一 ｓ （） ２
所 以 目前 蜂窝 梁被广 泛应 用 于工程 实践 中 。 蜂窝 梁根据 开洞 形式 的不 同 ， 可分 为多边 形 （ 通
常为 六边 形） 圆形 、 圆形 孔 等 ， 多 边 形 孔 相 比 ， 、 椭 与 圆形 孔蜂 窝梁 避免 了孔 边 的应 力 集 中 ， 因此 受 力 更
较 大 的剪切 变形 产生 挠 度 。所 以蜂 窝梁 的 总挠度 由 弯矩、 剪力 、 次弯 矩产 生 的 ３ 挠度 组成 ＿ ： 项 ４ ］
ｆ— ｆ ＋ ｆＱ＋ ｆ （） １
成 的空腹 梁 。蜂窝 梁 的截 面 高度 Ｈ 与 原 工 字 型 钢
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蜂窝梁的挠度影响因素分析
第３ ５卷 第 ６ 期
２０ ０ ７年 １ ２月
浙 江 工 业 大 学 学 报
Ｊ ＯＵＲＮＡＬ ＯＦ ＺＨＥ Ｉ Ｊ ＡＮＧ ＵＩ ＲＳＴＹ ＣＨＮＯＬＯＧＹ ＶＥ Ｉ ＯＦ ＴＥ
Ｖｏ ． ５ Ｎｏ ６ Ｉ３ ．
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常 为六边 形 ） 圆 形 、 圆 形孔 等 ， 多边 形 孔 相 比 ， 、 椭 与 圆 形孔蜂 窝 梁避 免 了孔 边 的应 力 集 中 ， 因此 受力 更 加 合理 ， 承载 力 更 高 ， 经 济［ ． 者 主要 利 用 非 线 更 ３笔 ］ 性有 限元 程 序 对 蜂 窝 梁 在 不 同 条 件 的 挠 度 进 行 分 析 ， 与同等 条件 下等 截 面的实 腹梁 的挠 度 比较． 并 从 而 提 出蜂 窝 梁挠度 计算 中应 注 意 的问题 ．
Ｅｆ ｅ ｔｆ ｃ ｏ ｓ ｏ ｅ ｌ ｃ ｉ ｎ ｏ ｈ ｏ ｅ ｃ ｍ ｂ ｄ ｇ ｒ ｅ ｆ ｃ ａ ｔ ｒ ｎ ｄ ｆｅ ｔｏ ｆ ｔ ｅ ｈ ｎ ｙ ｏ ｅ ｉｄ ｒ
混用钢号蜂窝梁挠度的试验研究
影响较明显外 ， 其他 ３个 因 素 都 对 挠 度 的 贡 献 并 不 显 著 。 另 外 ， 有 限元 法 和 费 氏 方 法 与 试 验 实 测 值 的 误 差 均 在
１ ５ ％以 内， 且 大 多数 在 １ Ｏ ％ 以内， 表 明 这 两 种 方 法 都 有 较 高的 计 算 精 度 。 关键词 ： 蜂 窝 梁 ；挠 度 ；试验 ；有 限 元 法 ；费 氏 空 腹 桁 架 法
ａ ｎ ｄ ｕ ｓ ｉ ｎ ｇ ｔ ｈｅ ｄ ｅ ｌｅ ｆ ｃ ｔ ｉ ｏ ｎ ｆ ｏ ｒ ｍｕｌ ａ ｇ ｉ ｖ ｅ ｎ ｉ ｎ ｅ ｘ ｐｅ ｒ ｉ ｍｅ ｎｔ ，ｃ ｏ ｍｐ ａ ｒ ｅ ｄ ｗｉ ｔ ｈ ｔ ｈｅ ｃ ｏ ｍｐ ｕｔ ｉ ｎ ｇ ｒ ｅ ｓ ｕｌ ｔ ｏ ｂ ｔ ａ ｉ ｎ ｅ ｄ ｆ ｒ ｏ ｍ ｆ ｉ ｎ ｉ ｔ ｅ ｅ ｌ ｅ ｍｅ ｎｔ ｍｅ ｔ ｈｏ ｄ ａ ｎｄ Ｆｅ ｅ’ Ｓ ｖ ｉ ｅ ｒ ｅ ｎｄ ｅ ｅ ｌ ｔ ｒ ｕｓ ｓ ｍｅ ｔ ｈ ｏｄ，Ｓ Ｏ ａ ｓ ｔ ｏ ｏ ｂ ｔ ａ ｉ ｎ ｔ ｈｅ ｔ ｈ ｒ ｅ ｅ ｍｅ ｔ ｈ ｏ ｄ ｓ’ ｌ ｏ ａ ｄ— ｓ ｐａ ｎ ｄ ｅ ｌｅ ｆ ｃ ｔ ｉ ｏ ｎ ｃ ｏ ｍｐａ ｒ ｉ ｓ ｏ ｎ ｃ ｕ ｒ ｖ ｅ ｓ ． Ｔｈ ｅ ｒ ｅ ｓ ｕ ｌ ｔ ｓ ｓ ｈｏ ｗｅ ｄ ｔ ｈ ａ ｔ ｔ ｈ ｅ ｉ ｎ ｌｕｅ ｆ ｎ ｃ ｅ ｏ ｆ ｗｅ ｂ ｔ ｈ ｉ ｃ ｋｎ ｅ ｓ ｓ ｒ ａ ｔ ｉ ｏ ｏ ｎ ｃ ｅ ｌ ｌ ｕ ｌ ａ ｒ ｂｅ ａ ｍ ｓ’ｄｅ ｌｅ ｆ ｃ ｔ ｉ ｏ ｎ ｗａ ｓ ｍｏ ｒ ｅ ｏ ｂ ｖ ｉ ｏ ｕｓ ，ｈ ｏ ｗｅ ｖｅ ｒ，ｔ ｈ ｅ ｏ ｔ ｈ ｅ ｒ
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钢-混组合梁桥跨中下挠原因与解决方案探究
钢-混组合梁桥跨中下挠原因与解决方案探究摘要：钢-混凝土组合梁是在钢结构和混凝土结构基础上发展起来的一种新型结构型式。
它主要通过在钢梁和混凝土翼缘板之间设置剪力连接件（栓钉、槽钢、弯筋等），抵抗两者在交界面处的掀起及相对滑移，使之成为一个整体而共同工作。
钢－混凝土组合梁在我国的应用实践表明，它兼有钢结构和混凝土结构的优点，具有显著的技术经济效益和社会效益，适合我国基本建设的国情，是未来结构体系的主要发展方向之一，但大量实例证明，钢-混组合梁普遍存在主梁下挠以及涂层劣化、钢箱梁腐蚀、疲劳开裂、构件变形、构件连接缺陷等病害。
因此，本文通过工程实例剖析钢-混组合梁跨中下挠的成因，并提出了有效的下挠主动控制方法，对钢-混组合梁桥今后的应用与发展提供一些参考。
关键词：钢-混组合梁桥；下挠；成因分析；控制方法；解决办法1、引言钢－混凝土组合梁同钢筋混凝土梁相比，可以减轻结构自重，减小地震作用，减小截面尺寸，增加有效使用空间，节省支模工序和模板，缩短施工周期，增加梁的延性等。
同钢梁相比，可以减小用钢量，增大刚度，增加稳定性和整体性，增强结构抗火性和耐久性等。
钢-混凝土组合梁桥在现实中应用非常广泛，在大量的实践中，工程师们获取了许多的经验。
但在钢-混凝土组合梁桥的使用过程中，随着跨度增加，主梁的下挠问题日益突出，已具有广泛的普遍性，严重影响到这一桥型的继续发展。
2、钢-混组合梁桥跨中下挠成因分析钢-混组合梁下挠的影响因素较多，成因也较为复杂。
在成因分析过程中，不能将主梁下挠进行孤立的研究，而是需要将其他病害联系起来，作为一个系统，全面的进行剖析。
由于钢材刚度弱加之混凝土收缩徐变导致钢混组合梁变形不可避免。
另外在梁体变形下挠后引起的内力重分布会使得箱体局部区域存在受拉情况。
在拉应力反复作用下，容易导致主梁最薄弱的地方容易出现疲劳开裂，经过整个服役过程中疲劳损伤的不断累积，导致裂纹持续扩展而引发构件失效。
钢-混组合梁主梁下挠是一个长期困挠工程师的难题，严重制约了这种桥型的发展，经过大量的计算与实验分析，总结出以下5大成因：（1）钢混组合结构的计算模型与实际的情况，存在差异。
多因素影响下钢-混连续组合梁的挠度计算分析
多因素影响下钢-混连续组合梁的挠度计算分析作者：冀伟孙斌邓露赵彦华蔺鹏臻来源：《湖南大学学报·自然科学版》2019年第05期摘; ;要：为精确计算钢-混凝土连续组合梁的挠度，在综合考虑钢梁与混凝土板之间的滑移效应及组合梁剪切变形影响的基础上，运用能量变分法推导出了钢-混凝土组合梁挠度计算的平衡微分方程，并给出了相对应的边界条件. 通过引入均布荷载作用下钢-混凝土两跨连续组合梁的边界条件，求得了考虑滑移效应和剪切变形效应下组合梁的挠度计算公式，并对计算公式的正确性进行了验证. 对钢-混凝土连续组合梁挠度做进一步分析表明：滑移效应会降低钢-混凝土连续组合梁的刚度，使组合梁产生附加挠度，并且会在中支点处引起梁负弯矩的增加，对混凝土板的受力产生不利影响. 层间滑移位移随剪力连接件抗剪刚度的增大而减小，当剪力连接件抗剪刚度小于1 200 MPa时，层间滑移效应产生的附加挠度较大，对总挠度的影响也较大，应当考虑滑移效应对组合梁挠度的影响;当剪力连接件抗剪刚度大于1 200 MPa时，层间滑移效应产生的附加挠度较小，对总挠度的影响也较小，可以忽略滑移效应对组合梁挠度的影响.关键词：钢-混凝土连续组合梁;剪切变形;层间滑移;抗剪刚度;挠度计算中图分类号：U448.21; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ; ;文献标志码：AAbstract： To calculate the deflection of steel-concrete continuous composite girder accurately， the equilibrium differential equations and the corresponding boundary conditions for calculating the deflection of steel-concrete composite girder were derived by using the energy variational method. The influence of shear deformation of composite girder and the slip effect between steel girder and concrete slab were considered. By introducing the boundary conditions of two-span continuous steel-concrete composite girder under uniformly distributed load， the deflection calculation formula of the steel-concrete continuous composite girder was obtained. The correctness of the deflection calculation formula was also verified. A further analysis of the deflection of steel-concrete continuous composite beams shows that the slip effect reduces the stiffness of steel-concrete continuous composite girder， causes additional deflection， and increases the negative bending moment of the girder at the middle fulcrum， which adversely affects the stress of the concrete slabs. Slip displacement between layers decreases with the increase of shear stiffness of shear connectors. When the shear stiffness of shear connectors is less than 1200 MPa， the additional deflection caused by slip effect is larger， and the influence on the total deflection is greater. The influence of slip effect on the deflection of the composite girder should be considered. However， when the shear stiffness of shear connectors is greater than 1200 MPa， the additional deflection caused by slip effect is small and the influence on the total deflection is small. The influence of slip effect on the deflection of the composite girder can be ignored.Key words： steel-concrete composite continuous girder;shear deformation;interlayer slipping;shear stiffness;deflection calculation鋼-混凝土组合结构通过抗剪连接件使钢梁与混凝土板结合在一起协同工作，这种结构克服了传统钢材在受压时容易发生屈曲及混凝土结构在受拉时易开裂的缺点，充分发挥了钢材和混凝土材料各自的优点[1]. 工程中的钢-混组合梁通常采用栓钉剪力连接件，该剪力连接件可有效避免组合梁在荷载作用下混凝土板和钢梁结合面的应力集中，但其变形也会引起钢梁与混凝土板接触面的相对滑移，降低组合梁的刚度，进而产生附加挠度[2-6]. 因此，钢梁与混凝土板接触面的滑移特性是钢-混凝土组合梁的重点研究内容之一.国内外学者已对钢-混凝土组合梁的滑移特性展开了大量研究，其中Nguyen等[7]在考虑层间滑移与混凝土收缩、徐变效应的基础上，基于矩阵位移法推导出了部分连接的钢-混凝土组合梁挠度和弯矩的计算公式;Jo？觔o等[8]基于柔性刚度矩阵法对多层部分连接的简支组合梁的层间滑移效应进行了分析; Uddin等[9]考虑材料非线性，针对部分连接的钢-混凝土组合梁，提出了一种一维有限元分析模型，并对所得钢-混凝土简支组合梁的滑移位移及挠度进行了对比分析. 国内学者周凌宇等[10]在考虑钢-混凝土组合梁界面滑移、剪切变形的影响下，推导了部分连接的钢-混凝土简支组合梁的挠度计算公式，并对界面滑移特性进行了分析;聂建国等[11]通过将组合梁连接界面假想为剪切薄层，并在考虑钢梁与混凝土板之间的相对滑移的基础上，对四边简支组合板的弹性弯曲与稳定性做出了分析;朱力等[12]依据虚功原理，利用位移法对钢-混凝土组合梁的滑移及剪力滞后效应进行了分析.综上所述，国内外学者针对简支体系的钢-混凝土组合梁滑移效应及挠度研究较多，并取得了一定的研究成果，但对连续体系的钢-混凝土组合梁研究相对较少. 国内外学者在研究方法上主要采用单元微元体的力学平衡和变形协调关系对钢-混凝土组合梁滑移效应引起的附加弯矩及附加挠度进行理论推导，所得的挠度解析解待定系数较多，计算颇为复杂. 本文通过将滑移界面模拟为Goodman弹性夹层[10，13]，综合考虑由于剪力连接件变形引起的钢梁与混凝土板接触面滑移效应和钢-混凝土组合梁的剪切变形影响，以滑移位移函数、平面弯曲角位移函数及剪切角位移函数为广义函数，运用能量变分原理推导钢-混组合梁挠度计算的控制微分方程，推导过程较为简洁. 通过引入均布荷载作用下钢-混凝土两跨连续组合梁的边界条件，求得其挠度计算公式、滑移位移计算公式及滑移效应引起附加弯矩的计算公式，其中所得的挠度计算公式解待定系数较少，物理含义明确，计算简单方便. 最后，分析研究了剪力连接件的抗剪刚度对滑移位移和总挠度的影响，所得结论可为实际工程中钢-混凝土连续梁的挠度计算和研究提供理论依据和科学指导.为了验证本文有限元模型建立的正确性，首先以文献[17]钢-混凝土组合试验梁试件E1和U3为例，两试件钢梁与混凝土翼板尺寸一样，梁跨均为5 490 mm，混凝土翼板宽1 220 mm，厚152 mm，腹板厚度为10.2 mm，梁高为305 mm，顶底翼板宽152 mm，厚18.2 mm. 试件E1有φ12.7×50栓钉100个，U3有φ19×102栓钉56个，均呈两个栓钉一排均匀布置在连接界面，混凝土泊松比为0.15. 试件E1抗剪刚度为ks=18.3 kN/mm2，混凝土翼板弹性模量为3.16×104 MPa，钢梁弹性模量为2.05×104 MPa，承受荷载为跨中集中荷载196 kN. 试件U3抗剪刚度为7.6 kN/mm2，混凝土翼板弹性模量为3×104 MPa，钢梁弹性模量为2.02×104 MPa，承受荷载为满跨均布荷载32.13 kN/m.根据文献[18]介绍的有限元建模方法，运用ANSYS 15.0有限元建模软件建立试件E1与U3有限元模型，其中混凝土板采用Solid45实体单元，钢梁采用Shell43壳单元进行模拟，采用弹簧单元Combin39模拟层间栓钉连接，并对弹簧单元两端节点进行自由度耦合，用于准确模拟钢-混凝土组合梁的结构特点，建立的试验梁有限元模型如图5所示. 钢-混凝土组合梁有限元计算值与试验实测值的对比结果见表1.由表1可知两试件跨中挠度的有限元值与实测值吻合较好，验证了本文ANSYS有限元建模的可靠性.;钢-混连续组合梁的算例验证选取文献[3]Dezi和Tarantino所研究的工字钢-混凝土两跨连续组合梁. 组合梁跨径布置为2×25 m，结构尺寸示意图如图6所示.图6中Oc、Os分别为混凝土板和钢梁截面的形心，混凝土板为C30混凝土，弹性模量为3.0×104 MPa，截面面积为Ac =46 000 mm2，截面惯性矩为Ic =15.33×108 mm4，钢梁弹性模量为2.1×105 MPa，截面面积为As =4 275 mm2，截面惯性矩为Is=15.949×109 mm4，剪力連接件抗剪刚度为ks=400 MPa. 组合梁承受的荷载为满跨均布荷载，大小为64.56 kN/m.采用ANSYS 15.0有限元软件建立了钢-混凝土两跨连续组合梁的空间有限元模型，文献[3]中栓钉连接件具体的布置形式未给出，有限元建模时采用双排布置，轴向间距为1 m，建立的有限元模型如图7所示.为验证本文所得工字钢-混凝土两跨连续组合梁挠度计算公式的正确性，采用以下方式进行验证：1）考虑层间滑移效应（R）得到的挠度计算值与Nguyen[7]等人基于矩阵位移法计算结果对比;2）考虑剪切变形及滑移效应（Q+R）得到的挠度计算值与有限元值进行对比验证（如图8所示）.从图8中可看出，本文考虑层间滑移效应（R）得到的挠度计算值与文献[7]计算值吻合良好，变化趋势一致，挠度偏差最大为2.3%;考虑剪切变形及滑移效应（Q+R）得到的挠度计算值与有限元值吻合良好，挠度偏差最大为3.3%. 基于以上分析可验证本文所得钢-混凝土连续组合梁挠度计算公式的正确性.为分析剪切变形、层间滑移对工字钢-混凝土两跨连续组合梁挠度和弯矩的影响，进行以下3种情况下的挠度计算值对比：初等梁理论;考虑滑移变形（R）;考虑剪切变形（Q）、层间滑移（R）（如图9所示）;同时考虑层间滑移会产生附加弯矩，而剪切变形不会引起附加弯矩，故假定混凝土不开裂的条件下，分析了初等梁理论计算所得弯矩和考虑层间滑移（R）附加弯矩两种情况下的弯矩对比（如图10所示）.从图9中可看出，钢-混凝土两跨连续组合梁考虑层间滑移效应计算所得挠度与采用初等梁理论计算挠度相比跨间最大挠度增长了23.2%，考虑层间滑移效应和剪切变形所得挠度与初等梁理论计算挠度相比跨间最大挠度增长了37.4%，其中考虑剪切变形引起的挠度较初等梁理论计算挠度增长了14.2%. 此时，在计算钢-混凝土连续组合梁挠度时，剪切变形及层间滑移效应的影响较大，不能忽略，否则将出现较大的误差.从图10中可以看出，钢-混凝土两跨连续组合梁由于层间滑移的影响，跨间会产生附加弯矩，其中中支点处产生的附加弯矩值最大，与初等梁理论计算值相比增长了约67%. 实际钢-混凝土组合连续梁的工程应用中，为避免混凝土板的开裂，在进行连续组合梁预应力筋的布置时应考虑层间滑移效应对混凝土板受拉区域的影响.4; ;剪力连接件抗剪刚度对钢-混凝土组合梁滑移位移及挠度的影响分析从图11中可以看出，层间滑移位移随着剪力连接件抗剪刚度的增长而减小，当ks趋近于0时，滑移位移趋于最大值，相当于无剪力连接件的组合梁;当ks趋近于∞时，滑移位移趋于零，相当于完全剪力连接的组合梁.选取工字钢-混凝土两跨连续组合梁的跨间挠度最大值截面为研究对象，以总挠度w作为分母，以式（38）层间滑移效应产生的挠度w1与总挠度w的比值J1作为表示层间滑移效应引起的挠度对总挠度的影响程度（如图12所示），同时分析了总挠度随剪力连接件抗剪刚度变化的情况（如图13所示）.从图12中可以看出，工字钢-混凝土两跨连续组合梁层间滑移效应对总挠度的影响随着剪力连接件抗剪刚度的增长而减小，当ks大于1 200 MPa时，层间滑移效应引起的挠度占总挠度的百分比J1小于5%，此时可以忽略层间滑移效应对总挠度的影响.从图13中可以看出，工字钢-混凝土两跨连续组合梁跨间最大挠度随剪力连接件抗剪刚度的增长而减小，当ks大于1 200 MPa时，总挠度的变化趋于稳定，此时可以忽略层间滑移效应对总挠度的影响.图11～图13中，计算结果均假定连接件处于弹性工作阶段，而实际情况中，当连接件抗剪刚度较小时，易发生塑性变形，引起更大的附加挠度，因此工程中对抗剪连接件进行选择时，可根据本文抗剪刚度对挠度影响的简化分析方法及连接件的抗剪试验数据对抗剪连接件的选取进行优化.5; ;结; ;论1）本文在综合考虑钢梁与混凝土板接触面的滑移效应及组合梁剪切变形影响的基础上，采用能量法推导所得的钢-混凝土两跨连续组合梁的挠度计算公式解，物理含义明确，计算简单方便，所得附加挠度及附加弯矩计算公式适用于正常使用阶段的钢-混连续组合梁.2）钢-混凝土连续组合梁的层间滑移效应会降低其弯曲刚度，产生附加挠度，并会引起中支点截面负弯矩的增大. 在工程设计中，混凝土板抗拉能力较差，应当重视层间滑移效应产生的附加弯矩对中支点处负弯矩的影响，避免混凝土板的开裂.3）钢-混凝土连续组合梁剪切变形对挠度的影响较大，在计算挠度时应计入其影响.4）钢-混凝土连续组合梁的层间滑移位移随着剪力连接件抗剪刚度的增大而减小. 当ks趋近于0时，滑移位移趋于最大值，相当于无剪力连接件的组合梁;当ks趋近于∞时，滑移位移趋于零，相当于完全剪力连接的组合梁.5）钢-混凝土两跨连续组合梁的层间滑移效应对总挠度的影响和跨间最大挠度均随剪力连接件抗剪刚度的增大而减小，当剪力连接件抗剪刚度大于1200 MPa时，可忽略层间滑移效应对总挠度的影响.参考文献[1]; ;TAIG G，RANZI G. Generalised beam theory （GBT） for composite beams with partial shear interaction[J]. Engineering Structures，2015，99：582—602.[2]; ;WANG S H，TONG G，ZHANG L. Reduced stiffness of composite beams considering slip and shear deformation of steel [J]. Journal of Constructional Steel Research，2017，131：19—29.[3]; ;DEZI L，TARANTINO A M. Creep in composite continuous beams. II： parametric study [J]. Journal of Structural Engineering，1993，119（7）：2112—2133.[4]; NIE J G，CAI C S. Steel-concrete composite beams considering shear slip effects [J]. Journal of Structural Engineering，2003，129（4）：495—506.[5]; ;NGUYEN Q H，HJIAJ M. Nonlinear time-dependent behavior of composite steel-concrete beams[J]. Journal of StructuralEngineering，2016，142（5）：04015175.[6]; ;肖巖，彭罗文，KUNNATH S. 组合梁考虑滑移效应的理论分析[J]. 湖南大学学报（自然科学版），2017，44（1）：77—86.XIAO Y，PENG L W，KUNNATH S. Analysis of composite beams with interlayer slip [J]. Journal of Hunan University （Natural Sciences），2017，44（1）：77—86. （In Chinese）[7]; ;NGUYEN Q H，HJIAJ M，UY B. Time- dependent analysis of composite beams with continuous shear connection based on a space-exact stiffness matrix [J]. Engineering Structures，2010，32 （9）： 2902—2911.[8]; JO？魨O B M，SOUSA J. Exact finite elements for multilayered composite beam-columns with partial interaction [J]. Computers and Structures，2013，123 （4）：48—57.[9]; ;UDDIN M A，SHEIKH A H，BROWN D，et al. A higher order model for inelastic response of composite beams with interfacial slip using a dissipation based arc-length method [J]. Engineering Structures，2017，139：120—134.[10] 周凌宇，余志武，蒋丽忠. 钢-混凝土组合梁界面滑移剪切变形的双重效应分析[J]. 工程力学，2005，22（2）：104—109.ZHOU L Y，YU Z W，JIANG L Z. Analysis of composite beams of steel and concrete with slip and shear deformation [J]. Engineering Mechanics，2005，22（2）：104—109. （In Chinese）[11] 聂建国，李法雄. 钢-混凝土组合板的弹性弯曲及稳定性分析[J].工程力学，2009，26（10）：59—66.NIE J G，LI F X. Elastic bending and stability of steel-concrete composite plate [J]. Engineering Mechanics，2009，26（10）：59—66. （In Chinese）[12] 朱力，聶建国，季文玉. 钢-混凝土组合箱型梁的滑移和剪力滞效应[J]. 工程力学，2016，33（9）：49—58.ZHU L，NIE J G，JI W Y. Slip and shear-lag effects of steel-concrete composite box beam [J]. Engineering Mechanics，2016，33（9）：49—58. （In Chinese）[13] 苗林，陈德伟. 考虑层间滑移效应的组合梁解析计算[J]. 同济大学学报（自然科学版），2011，39（8）：1113—1119.MIAO L，CHEN D W. Closed-form solution of composite beam considering interfacial slip effects [J]. Journal of Tongji University （Natural Science），2011，39（8）：1113—1119. （In Chinese）[14] 聂建国，沈聚敏，袁彦声. 钢-混凝土简支组合梁变形计算的一般公式[J]. 工程力学，1994，11（1）：21—27.NIE J G，SHEN J M，YUAN Y S. A general formula for predicting the deflection of simply supported composite steel-concrete beams with the consideration of slip effect[J]. Engineering Mechanics，1994，11（1）： 21—27. （In Chinese）[15] CHIOREAN C G，BURU S M. Practical nonlinear inelastic analysis method of composite steel-concrete beams with partial composite action [J]. Engineering Structures，2017，134： 74—106.[16] BERTAGNOLI G，GINO D，MARTINELLI E. A simplified method for predicting early-age stresses in slabs of steel-concrete composite beams in partial interaction[J]. Engineering Structures，2017，140： 286—297.[17] 孙飞飞，李国强. 考虑滑移、剪力滞后和剪切变形的钢-混凝土组合梁解析解[J]. 工程力学，2005，22（2）： 96—103.SUN F F，LI G Q. A closed-form solution for steel-concrete composite beams with slip，shear lag and shear deformation [J]. Engineering Mechanics，2005，22（2）： 96—103. （In Chinese）[18] QUEIROZ F D，VELLASCO P C G S，NETHERCOT D A. Finite element modeling of composite beams with full and partial shear connection [J]. Journal of Constructional Steel Research，2007，63（4）：505—521.收稿日期：2018-05-24基金项目：国家自然科学基金资助项目（51708269，51868039），National Natural Science Foundation of China（51708269，51868039）;中国博士后科学基金资助项目（2018M643766），China Postdoctoral Science Foundation Project（2018M643766）;甘肃省自然科学基金资助项目（18JR3RA115），Natural Science Foundational of Gansu Province（18JR3RA115）作者简介：冀伟（1982—），男，山西阳泉人，兰州交通大学副教授，博士（后）通讯联系人，E-mail：denglu@。
混凝土梁的挠度分析与控制研究
混凝土梁的挠度分析与控制研究一、研究背景混凝土梁作为建筑结构中常见的构件之一，其在工程中的作用非常重要。
在使用过程中，混凝土梁的挠度问题不可避免，而挠度过大会影响梁的使用寿命和安全性。
因此，对混凝土梁的挠度进行分析和控制具有重要意义。
二、挠度分析混凝土梁的挠度分析是通过计算和分析梁的内力和变形，来确定梁的挠度大小和分布规律。
1. 梁的内力计算在分析混凝土梁的挠度之前，需要先计算梁的内力。
梁的内力包括弯矩、剪力和轴力三种。
其中，弯矩是指梁的截面上受力产生的矩，剪力是指梁的截面上受力产生的剪力，轴力是指梁的轴线上受力产生的力。
在计算内力时，需要确定梁的受力状态，即静力平衡方程。
2. 梁的变形计算在确定梁的内力后，需要进行梁的变形计算。
梁的变形包括弯曲变形和剪切变形两种。
弯曲变形是指梁在受弯矩作用下发生的形变，剪切变形是指梁在受剪力作用下发生的形变。
在计算变形时，需要根据梁的截面形状、材料性质和荷载大小等参数，采用弹性理论或塑性理论进行计算。
3. 梁的挠度计算在完成梁的内力和变形计算后，即可进行梁的挠度计算。
梁的挠度可以使用梁的挠度方程进行计算。
梁的挠度方程是由弯矩和剪力方程积分得到的，其形式为：y(x)=∫(0,x)(M(x)dx)/(EI)+C1x+C2其中，y(x)为梁在x处的挠度，M(x)为梁在x处的弯矩，E为混凝土梁的杨氏模量，I为梁的惯性矩，C1和C2为积分常数。
三、挠度控制混凝土梁的挠度过大会影响梁的使用寿命和安全性，因此需要对挠度进行控制。
挠度控制的方法主要包括以下几种：1. 改变截面形状改变混凝土梁的截面形状，可以增加梁的抗弯刚度和挠度承载能力。
常用的截面形状包括矩形截面、T形截面、L形截面等。
改变截面形状需要考虑梁的荷载情况和受力状态。
2. 增加截面尺寸增加混凝土梁的截面尺寸，可以增加梁的抗弯刚度和挠度承载能力。
截面尺寸的增加需要考虑梁的荷载情况和受力状态，以避免造成不必要的浪费。
钢筋混凝土梁的挠度控制分析
钢筋混凝土梁的挠度控制分析钢筋混凝土梁作为建筑结构中常见的横向承载构件，其挠度控制对于结构的安全性和使用性至关重要。
本文将对钢筋混凝土梁的挠度控制进行详细分析，并探讨一些常见的控制方法。
一、挠度引起的问题钢筋混凝土梁在受到荷载作用下，会产生挠度。
当挠度超过一定限度时，会引起以下问题：1. 结构安全性问题：挠度过大可能导致结构的破坏，特别是在长期荷载作用下，可能出现钢筋永久变形、混凝土开裂等问题，进而影响结构的整体安全性。
2. 使用性问题：挠度过大会导致建筑物的使用性能下降。
例如，在梁的下方设置的墙面可能会开裂；在楼板下方设置的管线可能会受到损坏等。
因此，为了确保结构的安全性和使用性，对钢筋混凝土梁的挠度进行有效的控制是非常重要的。
二、挠度的计算方法钢筋混凝土梁的挠度计算可以采用不同的方法，常见的有弹性理论计算方法和有限元分析方法。
1. 弹性理论计算方法：该方法假设材料满足线弹性的条件，将梁看作是简支梁、悬臂梁等，并利用弯矩-曲率关系进行计算。
根据结构力学基本原理和变形理论，可以得到梁的挠度计算公式，从而得到挠度值。
2. 有限元分析方法：该方法是通过将梁划分为许多离散的小单元，利用有限元分析软件进行模拟计算。
通过求解位移场、应变场和应力场，可以得到梁的挠度分布情况。
以上两种计算方法各有优劣，并且在实际工程中往往会结合使用，以提高计算的准确性。
三、挠度控制方法为了控制钢筋混凝土梁的挠度，可以采用以下一些常见的控制方法：1. 加固和设计增强：在设计梁的时候，可以通过增加梁的截面尺寸、改变梁的几何形状、布置更多的钢筋等方式，提高梁的抗弯刚度，从而减小挠度。
2. 使用预应力技术：预应力技术可以通过在梁中施加预压力，使梁产生压应力，从而提高梁的抗弯刚度。
在设计和施工过程中，可以根据需要设置适当的预应力，以减小梁的挠度。
3. 加设挠度控制构件：在梁的上、下表面设置挠度控制构件，如钢筋混凝土薄壁箱梁、剪力墙等。
钢筋混凝土梁的挠度与剪跨比关系研究
钢筋混凝土梁的挠度与剪跨比关系研究摘要：钢筋混凝土结构广泛应用于建筑领域，而梁是其最常见的构件之一。
挠度是梁结构的重要性能指标之一，对结构的安全可靠性具有重要影响。
而剪跨比则是梁结构设计中一个关键参数，它对梁的受力性能和挠度性能都有较大的影响。
本文通过归纳和总结已有的研究成果，探讨了钢筋混凝土梁的挠度与剪跨比之间的关系，并分析了其影响因素和设计方法。
1. 引言钢筋混凝土梁作为一种常见的结构构件，在建筑领域广泛应用。
挠度是衡量结构变形的重要指标之一，对结构的安全性和使用性能具有重要影响。
剪跨比是梁结构设计中一个重要的参数，定义为梁的剪跨力与梁跨度的比值。
梁的剪跨比直接影响梁的抗剪承载力和挠度性能。
2. 挠度与剪跨比的关系2.1 挠度与剪跨比的理论研究挠度与剪跨比之间存在一定的关系，较小的剪跨比可以有效地限制梁的挠度，并提高结构的刚度。
根据梁理论研究，通过适当选择剪跨比，可以使梁在正常使用状态下满足挠度的限制要求。
2.2 挠度与剪跨比的实验研究通过一系列实验研究，研究者们发现，剪跨比对梁的挠度有重要影响。
较小的剪跨比可以降低梁的挠度，提高梁的刚度和受力性能。
然而，当剪跨比过大时，梁的抗剪承载力较小，容易出现剪切破坏。
3. 影响钢筋混凝土梁挠度与剪跨比的因素3.1 材料性能梁的材料性能直接影响着梁的挠度和抗剪承载力。
高强混凝土和高强钢筋的使用可以有效地减小梁的挠度。
3.2 断面形状断面形状的选择直接影响梁的刚度和抗剪承载力。
合理设计的矩形或T形截面可以提高梁的刚度和抗剪承载力，减小梁的挠度。
3.3 配筋率梁的配筋率是影响梁挠度的重要因素之一。
适当的配筋率可以提高梁的抗剪承载力和刚度，降低梁的挠度。
4. 钢筋混凝土梁的设计方法4.1 按规范设计根据国家规范，对于一般情况下的钢筋混凝土梁，可以根据规范提供的公式和方法进行设计，以满足挠度和抗剪的要求。
4.2 增加剪跨比对于希望提高梁的刚度和降低挠度的情况下，可以适当增加剪跨比，但需要注意不要超过规范和设计要求。
负弯矩下钢-混凝土蜂窝组合梁力学性能研究
沈阳建筑大学学报(自然科学版)Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science)2 02 0年9月第36卷第5期Sep 2020Vol. 36, No. 5文章编号：2095 -1922(2020)05 -0766 -10 doi ：10.11717/j. issn ：2095 -1922.5220.55.51负弯矩下钢-混凝土蜂窝组合梁力学性能研究贾连光，唐康，焦禹铭，孙博文(沈阳建筑大学土木工程学院，辽宁沈阳117166)摘 要目的研究负弯矩及弯剪作用下钢-混凝土蜂窝组合梁的破坏形态，分析不同参数对蜂窝组合梁力学性能的影响.方法在集中荷载作用下对一根蜂窝组合梁和 一根蜂窝梁进行静力试验，研究在负弯矩和剪力共同作用下，钢-混凝土蜂窝组合梁 的受力状态和破坏模态.以蜂窝组合梁静力性能试验为基础，建立有限元模型，将模拟结果与试验结果对比以验证模型合理性，进而研究腹板高厚比、翼缘宽厚比以及是 否设置混凝土板等影响因素对蜂窝组合梁受力性能的影响.结果设置混凝土板，对于蜂窝组合梁负弯矩下的承载力有相应的提高，混凝土板对承载力的贡献为6%左右;在混凝土板受拉情况下，减小腹板高厚比和翼缘宽厚比对蜂窝组合梁的承载力均有提高，增大钢筋纵向配筋率可以提高蜂窝组合梁的开裂荷载.结论腹板高厚比、翼缘宽厚比以及混凝土板纵向配筋率对蜂窝组合梁力学性能均有明显影响，设置混凝 土板可以小幅提高组合梁承载力.关键词蜂窝组合梁;负弯矩;静力试验;腹板高厚比;有限元模拟中图分类号TU331 文献标志码AResearch on Mechanical Properties of Steel-ConcreteHoneycomb Composite Beam undecNegative Bending MomeciJIA Lianguang ，T ANG Kang , JIAO Yuming ,SUN Bowen(School of Civil Engineering ,Shenyang Jianzhu University ,Shenyang ,China, 110168)Abstroch : Thn failurn mods of steel-cencretu hooeycemb cempositu beams unCes the action of nepative bendinn momeni and benninn shens are stuUied. The effects of differeni parameters oo mechanicn-of honeycemb cempositu beams are analyzen. Thn statin tests of n hooeccemb cempositu beam ann n beam 口!^!^ cencenUaten loan were ccrrien oU tu study tUe stress state ann failure mode of U d steel -ccucrete cemposite beam undes U d actioo of neeative bending moment ann sheas force. Basen oo the statin performance test ofcemposite beam , the finite element mode- was estabUshen , ann the simulation TesUts收稿日期：2022 -02 -02基金项目：国家自然科学基金项目(51078336)作者简介:贾连光(1961-),男，教授，主要从事钢结构设计与计算理论等方面研究.770沈阳建筑大学学报（自然科学版）第36卷were compared with the test results to verify the rationality of the model,and then the influences of factors sucO nt thr height h hiicOnest ratio ot wed,thr width h thicOnesu ratio ot yanfd anf whehidi to set conoete slabs oo he mecOanicri performance ot honeycomb composin beam were studied.The bearinh canacity ot honeycomb composin beam undee nenativv benninn wns improvvn by conoete slab,and the contTibutioo ot concTete slab to bearinn canccitc wns about7%.In the case ot coocTete s UC s unnee（^疵0）口,he bearinn cabacito ot honeycomb composite beams can be imprewS by Teducinn the ratin ot web height h hickness c C he ratin ot ynce width h hickness,anf the cracOinf loab ot honeycomb composite beams can be increased by increasinn he ratin ot loneitudinct reinforcemedS.The ratin ot web heighi h thicness, the ratn ot0^1^^width h t hicnness and he ratin ot reinforcemedS ot concreh slabs hnw obvioiis effects on the mechanict pTopeTties ot hooey c omb composite beams.Key words:honeycomb composite beam；neyativv beedine momeet；static test；wee heighi h thicOness o C o；finite elemeet simulation在蜂窝组合梁作为连续梁的应用中，蜂窝结构由于腹板开孔，会对腹板造成一定的削弱,在负弯矩和剪力共同作用下，蜂窝组合梁将会出现更加复杂的受力状态和破坏形式UT，需要深入研究和探讨.国外针对组合梁的负弯矩研究开展较早，D.Sonck⑸与P. WANG⑷提出在实际工程中，在组合梁负弯矩段开孔，支座的第一洞口可能为破坏的最不利截面，需要在设计中着重注意. R.P.Johnsoe*］、M.A.Brabforf等⑼通过对两跨连续梁施加集中荷载的方式进行试验,提出负弯矩下受弯承载力主要受腹板高厚比的影响.廖文远等［10_11］通过对腹板单一开孔组合梁在负弯矩下进行试验，得出腹板开孔组合梁的承载力和刚度会由于腹板开孔太大而降低,开孔截面将不满足平截面假定，翼板厚度可以提高负弯矩下腹板开孔组合梁承载力的结论.刘洋等［12-°］对8根钢-混凝土组合梁进行了负弯矩下的试验，研究了腹板高厚比、端部弯矩比、栓钉连接度、受压翼缘侧向长细比以及加劲肋对负弯矩下钢-混凝土实腹组合梁力学性能的影响.马宏伟［°］对4根悬臂梁蜂窝组合梁进行了研究，得出在负弯矩下蜂窝组合梁扩张比小于0.J时，蜂窝组合梁在第一个孔会发生弯曲破坏的结论,并得出扩张比对蜂窝组合梁在负弯矩的作用下影响较大.彭刚对钢-混凝土连续组合梁进行了有限元模拟，对影响钢-混凝土连续组合梁的腹板高厚比、混凝土内钢筋配筋率以及钢材的强度等因素展开研究，并根据已有简化塑性理论，提出了负弯矩作用下钢-混凝土连续组合梁的抗弯承载力公式,针对栓钉的抗剪连接度也进行了相应的折减.黄峥等［如对蜂窝梁孔洞处的剪力以及剪力产生的次弯矩对蜂窝梁挠度的影响进行了研究，得出了蜂窝梁的挠度公式.王文思⑷7通过实际工程作为算例，研究变高度蜂窝梁的受力情况.张艳霞等］通过计算大量实例,研究了孔高比、距高比和跨高比对蜂窝梁挠度的影响.综合国内外的研究，组合梁负弯矩的研究主要集中在实腹梁或单一开孔梁，针对连续开孔的蜂窝梁相对较少.基于此，笔者对一根蜂窝梁和一根蜂窝组合梁进行静力试验,分析蜂窝组合梁在负弯矩和剪力共同作用下的破坏形态和变形特征，并以试验为基础进行有限元建模，分析腹板高厚比、翼缘宽厚比以及混凝土板内纵向配筋率等影响因素对其力学性能的影响，为钢-混凝土蜂窝组合梁作为连续梁的设计提供参考.0试验1.1试件设计与制作试验共设计了两类蜂窝梁，蜂窝梁开孔第5期贾连光等:负弯矩下钢-混凝土蜂窝组合梁力学性能研究771形状均为正六边形，开孔率为57%.两类蜂窝梁梁长均为3586mm,其中梁高x翼缘宽X腹板厚度x翼缘厚为570mm x 257mm x8mm x17mm.其中一根为纯钢蜂窝梁，一根是布置有混凝土板的蜂窝组合梁,采用C30混凝土，板厚为170mm.浇筑前混凝土板内设置双层受力钢筋，受力钢筋采用直径17mm的HRB460钢筋，间距为176mm,上下各6根，箍筋为直径8mm的HRB440钢筋，栓钉采用①19,长度为80mm.试件具体参数如图】所示.试验所用钢材均采用Q345钢材，材料力学性能见表7其中混凝土抗压强度为34.45MPa.74.360.496-496360_360一496一496360J74■—n—'60<X Jo8 4°2Ol3586(a)FWL-l示意图(b)FWL-2示意图图1蜂窝梁试件示意图Schematic diagram of beam specimen Fini表1材料力学性能Tab-e1MecharZcg pepeeies of mateea-MPa材料屈服强度fy极限强度fp 钢梁翼缘17mm323.5457.4钢梁腹板8mm305.4451.1①8钢筋HRB460408.9401.4①17钢筋HRB460576.6559.1①19栓钉2272281.1加载方案与测点设置试验加载装置如图2所示.为保证试件与加载装置间接触良好，检查设备仪表是否螺栓图2加载装置示意图Fig.2Sketches of setup for pull-cut test 可以正常工作，需要在正式加载前先进行预加载，预加载约为极限荷载的17%.试件屈服前由荷载控制加载，每级荷载增加57kN,到达加载值后持载3min等待荷载的传递,观测试件各部分局部变形后，再进行下一级加载.在试件曲线到达拐点后,通过跨中位移计观察示数,改为由位移控制的连续加载，直到试件破坏.为研究孔间墩板和孔洞周围位置的应力变化情况，在孔角应力集中关键位置处布置应变花BX170-CCA，在孔上桥板位置、墩板位置、下翼缘跨中位置布置应变片BX170-3AA,在混凝土板表面布置混凝土应变片BX122-170AA，具体应变片布置图如图3和图4所示，位移计布置如图5所示.为便于试验现象的描述，将试件各孔及各孔角进行编号,具体编号如图6所示，图中标注为面向试件方向.图3腹板应变片布置Fig.3Web strain gaapes g*rangemeptOQO772沈阳建筑大学学报（自然科学版）第36卷图4混凝土板应变片布置Fig. 4 Strain hanues arrabhemeei ofslab冈冈区1区凶图5位移计布置Fig. 5 Displacement hanhe layout试件FWL-2为蜂窝组合梁，当荷载达到160 kN 时，混凝土板在跨中出现第一条裂缝，随着荷载的增加，混凝土板板底裂缝逐渐增多，当加载到350 kN 时，混凝土板底跨中位置出现多道沿板宽通长的混凝土裂缝，且混凝土板顶也出现沿宽度方向的裂缝，由此判断跨中混凝土为受拉破坏，已经逐渐退出工作•当荷载达到708 kN 时,D 孔孔角4发生轻微的内凹屈曲，试件进入屈服阶段,当加载到768 kN 时,荷载不再上升，达到蜂窝组合梁的极限荷载•对比不含混凝土板的试件FWL-1，可以观察到，蜂窝梁与蜂窝组合梁在混凝土板受拉情况下，均表现为C 孔孔角因应力集中现象使孔角处钢材屈服，从而导致 的梁整体屈服破坏（见图8）.图6试件孔及孔角编号Fig. 6 Specimei holes and hola aanla numbes14 14 142 3 2 3 2 314 14 14(D00*2 3 2 3 2 32试验现象及性能分析2.1试验现象试件FWL-1为六边形孔蜂窝梁,加载初 期荷载较小,试件未观察到明显现象,随着荷载的增大，当荷载达到640 kN 时，可观察到试件跨中位移明显增大，跨中荷载位移曲线 出现明显拐点，试件已经进入屈服阶段，改为由位移控制的连续加载，试验测得最终极限 荷载为70 kN.整体破坏模式如图7所示.图7 FWL-1整体破坏Fig. 4 FWL-1 oveall damayeFig. 8 FWL-2 oveall damaye混凝土板破坏情况如图9所示.混凝土板跨中位置处主要有5条裂缝分布,裂缝沿梁翼缘宽度方向形成被拉碎的贯通区域，同时混凝土板沿梁长度方向也出现了一条裂缝.在最后的荷载下降阶段，梁端混凝土板出现了掀起现象.试验测得两个试件荷载结果见表2.从表中可以看出，在混凝土板受拉情况下，屈服荷载与极限荷载均有相应的提升,FWL2较FWL-1屈服荷载提高了 9. 5%，极限荷载提 高了 7%.对比文献［19 -20］中结论:在混凝土板受压情况下,混凝土板对蜂窝组合梁承载力贡献度为20%，在混凝土板受拉的情况下,混凝土板对蜂窝组合梁承载力的贡献度要明显减小,混凝土板对蜂窝组合梁承载力的贡献度为7%.第5期贾连光等:负弯矩下钢 -混凝土蜂窝组合梁力学性能研究6763(a)混凝土板裂缝分布(b)支座处混凝土破坏图9 FWL-C 混凝土板破坏Fig. 3 FWL-C cencrete slab damage表2试件结果Tab-e 2Sample resuUskN试件开裂荷载屈服荷载极限荷载FWL-1—641719FWL-C 17076876823试件整体变形曲线分析蜂窝梁与蜂窝组合梁在整个试验加载过程中荷载与位移关键点处的整体变形曲线如图17所示.笔者通过取左右四分点以及跨中 位移进行对比分析，由整体变形曲线可以看出，在加载初期的弹性阶段，蜂窝梁与蜂窝组合梁的位移是相近的，梁整体变形较小.当达 到蜂窝梁与蜂窝组合梁各自的屈服荷载后各点位移迅速增加.达到蜂窝梁与蜂窝组合梁的极限荷载时,对比发现，在混凝土板受拉情况下，蜂窝梁在极限荷载时各点位移要明 显大于蜂窝组合梁在极限荷载时的各点位移，可以看出混凝土板对于蜂窝组合梁变形的限制.N芒無fe左四分点 跨中(a)蜂窝梁-■- OkN -•- 100 kN200 kN T- 300 kN -♦- 400 kN —500 kN -600 kN650 kN —700 kN650 kN 700 kN右四分点Fg.i10蜂窝梁与蜂窝组合梁在达到各自的极限 荷载进入荷载下降阶段时，对比各点处位移可知，蜂窝组合梁的各点位移明显要大于蜂 窝梁的各点位移.由此也可以得出，在混凝土板受拉情况下，带混凝土板的蜂窝组合梁的破坏速度明显快于不带混凝土板的蜂窝梁.21混凝土板应变分析在混凝土板跨中区域沿板宽度方向布置N亠輪馆0505050505050-1 1223344556左四分点 跨中 右四分点(b)蜂窝组合梁图10试件整体变形曲线Overal- deformatios curves of specimen■ OkN -•- 100 kN T- 200 kN T- 300 kN T- 400 kN —4- 500 kN600 kN 650 kN t — 700 kN t- 750 kN700 kN 650 kN 600 kN3个混凝土应变片，应变片分别位于跨中位 置，距板边300 mm 位置处，距板边170 mm位置处.板跨中沿宽度方向混凝土荷载-应变曲线如图7所示.由图中可以得出，在混凝土板跨中区域沿板宽度方向布置的应变片 中，中心位置处的混凝土应变片应变最大，变化也最明显，距板边190 mm 处的混凝土应变片应变最小，变化最小.除中心位置处的混774沈阳建筑大学学报（自然科学版）第36卷凝土应变片数值较为突出，其余两个位置处的应变片数值较为接近.在钢梁与混凝土连接处，因为抗剪连接件的存在,使该区域的协同变形最大,距离混凝土边缘越近的区域，其变形也越不协调,这也是FWL-2在混凝土板沿长度方向上出现裂缝的原因.NX/镰祀100-i一▲一板边—板边300mm-■-板中02505007501000应变/10"图11FWL-2混凝土板跨中沿宽度方向荷载-应变曲线Fig.11FWL-2covcrete slab loab-strain curvesalovg the width of the miO-span沿混凝土板长度方向布置了3个应变片，分别在跨中位置处，梁四分点位置处和梁端位置处，荷载-应变曲线如图12所示.在加载过程中，当荷载加到05kN左右,混凝土板跨中首先出现裂缝，随着荷载的增加,裂缝从跨中沿长度方向向梁端移动,当达到255kN左右时，混凝土板四分点处也出现图12FWL-2混凝土板沿长度方向荷载-应变曲线Fig.1FWL-2covcrete slab loab-strain curvesalovg length directiov 24蜂窝孔孔角应变分析C孔作为跨中孔，可以直接反应蜂窝孔孔角应变，笔者选取C孔作为分析对象.图13、图10分别为蜂窝梁与蜂窝组合梁C孑L 孔角0荷载-应变曲线,对比分析可知，由于混凝土板的存在，限制了蜂窝组合梁的竖向位移，所以蜂窝组合梁C孔孔角1较蜂窝梁C孔孔角1出现了较大的横向压应变，且蜂窝组合梁C孔孔角1的竖向应变明显小于蜂窝梁C孔孔角1的竖向应变.图11FWL-1C孔孔角1荷载-应变曲线Fig.11FWL-1C hola Angla1loab strain curves应变/10"图14FWL-2C孔孔角1荷载-应变曲线Fig.14FWL-2C hola Angla1loab strain curves 24翼缘应变分析图1为蜂窝梁与蜂窝组合梁靠近混凝土板一侧跨中翼缘的荷载-应变曲线.从图中可以直观地看到蜂窝组合梁中和轴的移动.FWL-2在加载初期，混凝土受拉，中和轴在梁中心轴的下侧，导致A孔左侧应变片出现了受压的情况，当荷载H5kN时,混凝土板受拉已经逐步退出工作，中和轴逐渐向上移动,A孔左侧应变片显示受拉,当试件加载第5期贾连光等:负弯矩下钢-混凝土蜂窝组合梁力学性能研究7775到屈服荷载时，由于梁刚度的下降，使A 孔 附近呈现出局部受压的趋势，最终跨中处D孔失稳，导致梁整体退出工作.同时对比两者翼缘荷载-应变曲线可知，在相同荷载作用下，蜂窝梁的应变要明显小于蜂窝组合梁的应变，可见在混凝土板受拉情况下，设置混凝 土板对于翼缘的边缘约束作用明显提高.图15 A 孔左孔角荷载-应变曲线3有限元分析31建立模型钢-混凝土蜂窝组合梁模型中，栓钉与钢梁均采用C3D8R 实体单元建立，并通过合并的方式使栓钉和蜂窝梁形成整体.栓钉内置于混凝土板中.混凝土板采用C3D8R 实体单元建立.板内钢筋通过T3D2三维桁 架单元内置于混凝土板中.为了充分考虑混凝土板在结构中的受力，混凝土采用损伤塑性模型，钢材均采用3折线模型，并考虑材料非线性.试件有限元模型见图19.31有限元模拟结果图7分别为蜂窝梁与蜂窝组合梁有限元破坏模型图.通过试验结果与有限元模拟 的对比发现，钢-混凝土蜂窝组合梁的破坏模态吻合状态良好，均为靠近固定铰支座一端发生破坏，分析原因是由于固定铰支座横Fig. 1 TTe loan-hrVv curves of the left hole of Hole A(a)蜂窝梁 (b)蜂窝组合梁图1试件有限元模型Fig. 11 Finite element moSels of specimen应力/Pa B+4.787x10* +4.388x 10*+3.990x10'+3.591x 10：+3.193x10 報劉好8+1.997x 10*+1.598x 10*■ +4.025x10：应力/Pa (b)蜂窝组合梁图1 有限元破坏模型图Fig. 17 Finite element moUe-diagram7776沈阳建筑大学学报（自然科学版）第36卷向位移的限制，使梁趋向于在固定铰支座一端破坏.同时对比图1中跨中荷载-位移曲线可知，两个曲线虽然不完全重合，但是曲线各点走向是相互接近的，且基本相互吻合.有限元模型得到的FWL-1的极限承载力为743kN,试验得到的极限承载为716kN,误差为3.60%,有限元FWL-2的极限承载力为779kN,试验得到的极限承载力为768kN,误差为3.51%.由于试验存在初始缺陷，模拟的极限荷载存在误差，且都在合理范围内，故依据此模型进行有限元分析有较高可靠性，满足研究要求.图1跨中荷载-位移曲线Fig.11Contrasi of loab displacemeet curves4蜂窝组合梁在负弯矩下性能参数分析41腹板高厚比与翼缘宽厚比对蜂窝组合梁力学性能影响对蜂窝梁以及蜂窝组合梁有限元模型，通过改变相应参数，研究在不同腹板高厚比和翼缘宽厚比影响因素下，对蜂窝组合梁力学性能上的影响.结合文献［21］中对于板件宽厚比等级和限制的规定，笔者选取截面宽厚比等级S2,即试件可达全截面塑性作为蜂窝梁和蜂窝组合梁的设置等级.根据计算, Q345钢材腹板高厚比限值为55.6,翼缘宽厚比限值为9.07.在限值内研究混凝土板受拉情况下，腹板高厚比及翼缘宽厚比对于蜂窝组合梁承载力的影响，进而研究蜂窝组合梁在混凝土板受拉情况下的塑性发展能力．表3、表4为在混凝土板受拉情况下,蜂窝梁与蜂窝组合梁在不同腹板高厚比和不同翼缘宽厚比下承载力对比结果.表3不同腹板高厚比蜂窝梁与蜂窝组合梁承载力Tably3Bearing capacih of honeycomV beams anC honeycomV composih beams wih differentwee thckcess ratio咼厚比蜂窝梁承载力/kN蜂窝组合梁承载力/kN提高率/%59.0743799 6.6642.4777834 6.7147.281980 6.9342.9809267.1339.3897967.23表4不同翼缘宽厚比蜂窝梁与蜂窝组合梁承载力Tably4Beping capacih of honeycomV beams anC honeycomV composih beams wih different0pga widh ratio宽厚比蜂窝梁承载力/kN蜂窝组合梁承载力/kN提高率/%8.9743799 6.66 8.377682。
混凝土梁的挠曲性能及其影响因素
混凝土梁的挠曲性能及其影响因素一、引言混凝土梁作为建筑结构中常用的构件之一，其挠曲性能的研究对于提高建筑结构的安全性和稳定性具有重要意义。
本文将从挠曲性能的定义、影响因素以及实验测试等方面进行探讨。
二、挠曲性能的定义挠曲性能指的是梁在受到外力作用时，其在垂直于其长度方向的平面内发生的弯曲变形程度。
挠曲性能的好坏直接影响着梁的承载能力和稳定性，因此研究其挠曲性能对于建筑结构的安全性和稳定性具有重要意义。
三、影响因素混凝土梁的挠曲性能受到多种因素的影响，下面将详细介绍。
1. 混凝土强度混凝土强度是影响梁挠曲性能的重要因素之一。
强度越高的混凝土，其承载能力越强，挠曲性能也相应提高。
2. 钢筋配筋率钢筋配筋率也是影响梁挠曲性能的重要因素之一。
在相同混凝土强度的情况下，钢筋配筋率越高，梁的承载能力越强，挠曲性能也相应提高。
3. 梁截面形状梁截面形状对梁挠曲性能的影响也非常重要。
在相同混凝土强度和钢筋配筋率的情况下，梁截面形状越合理，梁的承载能力越强，挠曲性能也相应提高。
4. 荷载类型不同类型的荷载对梁挠曲性能的影响也不同。
静荷载和动荷载对梁的挠曲性能影响不同，动荷载下梁的挠曲性能更容易受到影响。
5. 支座条件梁的支座条件也会影响梁的挠曲性能。
支座条件不良会导致梁在受力时出现不均匀的变形，从而影响梁的承载能力和挠曲性能。
四、实验测试了解混凝土梁的挠曲性能及其影响因素需要进行实验测试。
下面将介绍常用的实验测试方法。
1. 三点弯曲试验三点弯曲试验是最常用的测试混凝土梁挠曲性能的方法之一。
在试验中，将梁支在两个支座上，然后在中间施加荷载，通过测量荷载和挠度的变化来确定梁的挠曲性能。
2. 四点弯曲试验四点弯曲试验也是测试混凝土梁挠曲性能的常用方法之一。
在试验中，将梁支在四个支座上，然后在中间施加荷载，通过测量荷载和挠度的变化来确定梁的挠曲性能。
3. 振动试验振动试验是测试混凝土梁挠曲性能的另一种方法。
在试验中，通过施加动力荷载来激发梁的振动，然后通过测量振动参数来确定梁的挠曲性能。
钢筋混凝土梁挠度分析
钢筋混凝土梁挠度分析钢筋混凝土梁是建筑中常见的结构构件，具有良好的承载性能和使用寿命。
然而，在长期使用过程中，由于外界荷载及材料本身的特性，钢筋混凝土梁会产生一定程度的挠度。
本文将对钢筋混凝土梁的挠度进行分析，并探讨其影响因素以及相应的解决方法。
一、挠度的定义和表达钢筋混凝土梁的挠度是指结构在受力作用下发生变形时，梁在水平方向上的弯曲程度。
挠度通常用"δ"表示，单位为毫米（mm）。
一般情况下，梁的挠度可分为瞬时挠度和永久挠度两种。
瞬时挠度是指梁在短时间内荷载作用下产生的可恢复变形，如活荷载、地震荷载等。
永久挠度是指长期荷载作用下梁所产生的不可恢复变形，如自重、温度变化等。
梁的挠度常用数学公式进行计算，其中涉及到梁的材料性能、截面尺寸和受力情况等因素。
二、挠度的影响因素1. 材料性能：钢筋混凝土梁的抗弯强度是影响挠度的重要因素。
材料的弹性模量和抗弯刚度越大，挠度越小；反之，挠度越大。
此外，梁材料的粘滞性和冷却条件也会对挠度产生影响。
2. 截面尺寸：梁的截面形状和尺寸是挠度计算中的重要参数。
梁截面的高度、宽度、厚度等会直接影响梁的刚度和抗弯性能，从而影响挠度的大小。
3. 受力情况：梁所受到的外界荷载种类和大小也会对挠度产生影响。
不同类型的荷载对梁结构的变形产生不同的影响，例如集中荷载和分布荷载的作用方式不同，会导致梁在不同位置产生不同程度的挠度。
三、挠度分析方法根据钢筋混凝土梁的不同特点和应用领域，一般采用以下两种常见的挠度分析方法：1. 解析方法：解析方法是通过分析梁结构的力平衡、弯矩方程和挠度方程，利用数学公式推导出梁的挠度表达式。
这种方法能够快速准确地计算出梁的挠度，适用于简单荷载和几何形状规则的梁。
2. 数值方法：数值方法是使用计算机软件对梁结构进行建模和计算，通过有限元分析等数值计算方法获取梁的挠度。
这种方法适用于复杂荷载和几何形状不规则的梁，能够得到较为精确的挠度结果。
《2024年梁的挠度和转角问题分析》范文
《梁的挠度和转角问题分析》篇一一、引言在工程结构中，梁作为基本的结构构件，其承载能力和稳定性对于整个结构的性能起着至关重要的作用。
为了准确分析梁的受力行为和变形特性，必须对其挠度和转角问题进行深入研究。
本文将对梁的挠度和转角问题进行详细分析，并探讨其产生的原因和影响。
二、梁的挠度问题梁的挠度是指梁在荷载作用下发生的弯曲变形。
这种变形会影响梁的承载能力和使用功能。
梁的挠度问题主要涉及以下几个方面：1. 产生原因：梁的挠度主要由外力（如重力、风力、地震力等）和内部力（如弯矩、剪力等）共同作用产生。
这些力会使梁产生弯曲变形，从而导致挠度的产生。
2. 影响因素：梁的挠度受多种因素影响，如梁的跨度、截面尺寸、材料性能、支撑条件等。
跨度越大、截面尺寸越小、材料性能越差、支撑条件越差，梁的挠度就越大。
3. 分析方法：常用的梁挠度分析方法包括材料力学法和弹性力学法。
材料力学法基于实验数据和经验公式进行计算，而弹性力学法则通过建立微分方程进行求解。
这些方法可以帮助我们了解梁的挠度分布和变化规律。
三、梁的转角问题梁的转角是指梁在弯曲过程中，各截面相对于某一参考线（如中心轴）发生的转动角度。
转角对梁的受力特性和变形行为具有重要影响。
梁的转角问题主要涉及以下几个方面：1. 产生原因：梁的转角主要由弯矩引起。
当梁受到弯矩作用时，各截面会产生相对转动，从而形成转角。
2. 影响因素：与挠度类似，梁的转角也受跨度、截面尺寸、材料性能、支撑条件等因素的影响。
此外，荷载分布和作用位置也会对转角产生影响。
3. 分析方法：转角分析通常与挠度分析相结合，通过求解微分方程或使用有限元法等方法进行计算。
这些方法可以帮助我们了解梁的转角分布和变化规律，从而为结构设计提供依据。
四、解决方法与措施针对梁的挠度和转角问题，我们可以采取以下措施进行解决和预防：1. 优化设计：在结构设计过程中，应充分考虑梁的跨度、截面尺寸、材料性能等因素，合理设计梁的结构形式和尺寸，以减小挠度和转角的产生。
多因素影响下钢-混连续组合梁的挠度计算分析
多因素影响下钢-混连续组合梁的挠度计算分析冀伟;孙斌;邓露;赵彦华;蔺鹏臻【摘要】为精确计算钢-混凝土连续组合梁的挠度,在综合考虑钢梁与混凝土板之间的滑移效应及组合梁剪切变形影响的基础上,运用能量变分法推导出了钢-混凝土组合梁挠度计算的平衡微分方程,并给出了相对应的边界条件.通过引入均布荷载作用下钢-混凝土两跨连续组合梁的边界条件,求得了考虑滑移效应和剪切变形效应下组合梁的挠度计算公式,并对计算公式的正确性进行了验证.对钢-混凝土连续组合梁挠度做进一步分析表明:滑移效应会降低钢-混凝土连续组合梁的刚度,使组合梁产生附加挠度,并且会在中支点处引起梁负弯矩的增加,对混凝土板的受力产生不利影响.层间滑移位移随剪力连接件抗剪刚度的增大而减小,当剪力连接件抗剪刚度小于1 200 MPa时,层间滑移效应产生的附加挠度较大,对总挠度的影响也较大,应当考虑滑移效应对组合梁挠度的影响;当剪力连接件抗剪刚度大于1 200 MPa时,层间滑移效应产生的附加挠度较小,对总挠度的影响也较小,可以忽略滑移效应对组合梁挠度的影响.【期刊名称】《湖南大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2019(046)005【总页数】9页(P30-38)【关键词】钢-混凝土连续组合梁;剪切变形;层间滑移;抗剪刚度;挠度计算【作者】冀伟;孙斌;邓露;赵彦华;蔺鹏臻【作者单位】兰州交通大学土木工程学院,甘肃兰州730070;湖南大学土木工程学院,湖南长沙410082;重庆市铁路集团有限公司,重庆401120;湖南大学土木工程学院,湖南长沙410082;兰州交通大学土木工程学院,甘肃兰州730070;兰州交通大学土木工程学院,甘肃兰州730070【正文语种】中文【中图分类】U448.21钢-混凝土组合结构通过抗剪连接件使钢梁与混凝土板结合在一起协同工作，这种结构克服了传统钢材在受压时容易发生屈曲及混凝土结构在受拉时易开裂的缺点，充分发挥了钢材和混凝土材料各自的优点[1].工程中的钢-混组合梁通常采用栓钉剪力连接件，该剪力连接件可有效避免组合梁在荷载作用下混凝土板和钢梁结合面的应力集中，但其变形也会引起钢梁与混凝土板接触面的相对滑移，降低组合梁的刚度，进而产生附加挠度[2-6].因此，钢梁与混凝土板接触面的滑移特性是钢-混凝土组合梁的重点研究内容之一.国内外学者已对钢-混凝土组合梁的滑移特性展开了大量研究，其中Nguyen等[7]在考虑层间滑移与混凝土收缩、徐变效应的基础上，基于矩阵位移法推导出了部分连接的钢-混凝土组合梁挠度和弯矩的计算公式；João等[8]基于柔性刚度矩阵法对多层部分连接的简支组合梁的层间滑移效应进行了分析；Uddin等[9]考虑材料非线性，针对部分连接的钢-混凝土组合梁，提出了一种一维有限元分析模型，并对所得钢-混凝土简支组合梁的滑移位移及挠度进行了对比分析.国内学者周凌宇等[10]在考虑钢-混凝土组合梁界面滑移、剪切变形的影响下，推导了部分连接的钢-混凝土简支组合梁的挠度计算公式，并对界面滑移特性进行了分析；聂建国等[11]通过将组合梁连接界面假想为剪切薄层，并在考虑钢梁与混凝土板之间的相对滑移的基础上，对四边简支组合板的弹性弯曲与稳定性做出了分析；朱力等[12]依据虚功原理，利用位移法对钢-混凝土组合梁的滑移及剪力滞后效应进行了分析.综上所述，国内外学者针对简支体系的钢-混凝土组合梁滑移效应及挠度研究较多，并取得了一定的研究成果，但对连续体系的钢-混凝土组合梁研究相对较少.国内外学者在研究方法上主要采用单元微元体的力学平衡和变形协调关系对钢-混凝土组合梁滑移效应引起的附加弯矩及附加挠度进行理论推导，所得的挠度解析解待定系数较多，计算颇为复杂.本文通过将滑移界面模拟为Goodman弹性夹层[10，13]，综合考虑由于剪力连接件变形引起的钢梁与混凝土板接触面滑移效应和钢-混凝土组合梁的剪切变形影响，以滑移位移函数、平面弯曲角位移函数及剪切角位移函数为广义函数，运用能量变分原理推导钢-混组合梁挠度计算的控制微分方程，推导过程较为简洁.通过引入均布荷载作用下钢-混凝土两跨连续组合梁的边界条件，求得其挠度计算公式、滑移位移计算公式及滑移效应引起附加弯矩的计算公式，其中所得的挠度计算公式解待定系数较少，物理含义明确，计算简单方便.最后，分析研究了剪力连接件的抗剪刚度对滑移位移和总挠度的影响，所得结论可为实际工程中钢-混凝土连续梁的挠度计算和研究提供理论依据和科学指导.1 钢-混凝土组合梁挠度控制微分方程的建立1）组合梁在使用荷载作用下，钢梁与混凝土一般处于弹性工作阶段[14]，在此情况下做出如下基本假定：[15-16]a）钢梁截面与混凝土板截面在变形前后分别符合平截面假定；b）钢梁与混凝土板均为各向同性的弹性体，即应力-应变关系为线性关系，可运用叠加原理求解；c）钢-混凝土组合梁的竖向纤维无挤压，不考虑混凝土板的掀起，钢梁与混凝土两者的挠曲位移完全相等，不考虑组合梁的横向变形；d）剪力连接件等效为连续的弹性介质；e）组合梁截面应力以拉为正、压为负，弯矩以梁底受拉为正，受压为负.2）组合梁的滑移效应：假定层间滑移界面符合Goodman弹性夹层假设（如图1所示），ks为剪力连接件的抗剪刚度，对于单一主梁栓钉对称布置的组合梁都可应用此假定简化计算，工程中应对剪力连接件进行抗剪试验确定抗剪刚度.Ec、Ac与Es、As分别为混凝土与钢材的弹性模量和截面面积.图1 弹性夹层假设Fig.1 Elastic sandwich assumption考虑层间滑移界面的水平方向剪力使组合梁整个截面轴力自平衡条件，可得组合梁层间相对滑移引起的混凝土与钢梁的滑移应变εc、s、εs、s：式中：n=Es/Ec为钢梁弹性模量与混凝土弹性模量之比；u′（x）为层间相对滑移应变.截面的应变变化如图2所示，图2中Oc、Os分别为混凝土板和钢梁的截面形心，O为组合截面形心.在组合截面形心处建立直角坐标系，x、y、z分别为纵向、横向、竖向坐标，dc和ds分别为混凝土板截面和钢梁截面各自中性轴到组合梁中性轴的距离，d为dc和ds两者之和.图2 组合梁截面应变分布Fig.2 Sectional strain distribution of composite girder依据图2的应变分布，服从平截面假定的弯曲应变εm可表示为：从而可以得到组合梁混凝土板和钢梁包括滑移应变εm及弯曲应变的总应变εc（x，z）、εs（x，z）：3）组合梁的剪切变形：当组合梁高跨比较大时，剪力所产生的剪切变形不可忽略（如图3所示），使梁变形后的横截面不再与中性轴垂直，引起梁的附加挠度.图3 考虑剪切变形的梁转角示意图Fig.3 Angle of the girder considering shear deformation组合梁的弯曲角为θ，考虑剪切效应的影响后，w′（x）可表示为：组合梁的平均剪应变可表示为：则钢-混组合梁的剪切变形应变能可表示为：式中：k为截面剪切形状系数，是对平均剪应变能的修正系数；A为组合梁按混凝土材料换算的截面面积，A=nAs+Ac.4）控制微分方程的建立：组合梁混凝土层应变能为组合梁钢梁层应变能为：弹性夹层滑移应变能为：外荷载势能为：式中：M（x）为外荷载作用下的弯矩函数.总势能为Π=U+V，根据最小势能原理，在外力作用下，结构处于平衡状态时，其结构体系总势能的一阶变分为零，即：结构平衡时总势能一阶变分将表达式（3）～（12）代入式（13），以混凝土材料换算，整理可得：对式（14）作分部积分，运用变分法计算可得微分方程和边界条件：式中：Io为以混凝土材料换算的组合梁截面惯性矩Io=Ic+Acd2c+nIs+nAsd2s；Ao=nAsAc/（nAs+Ac）；Ic、Is分别为混凝土板截面和钢梁截面对各自中性轴的惯性矩.整理式（15）～（17），并令k1=Io/（Io-Aod2），k2=边界条件为：由微分方程式（21）得滑移效应的一般解形式为：式中：u*为与M′（x）分布有关的微分方程特解，即与梁段剪力Q（x）分布有关，依据所研究的结构、荷载及边界而定；C1、C2为实常数，根据梁的边界条件而定. 方程（15）为组合梁挠度转角和滑移的基本微分方程，整理可得：式中：Ms（x）=-EcAodu′（x），Ms（x）为滑移效应产生的附加弯矩，与滑移函数的一阶导数有关.由式（23）可知，考虑滑移效应后，组合梁曲率与弯矩已不再是初等梁理论的关系，增加了附加弯矩Ms（x）修正项，组合梁各层梁的滑移将增大结构曲率，造成结构刚度降低.将式（7）代入式（17）中并整理可得：积分可得组合梁的挠度计算公式：式中：w0为初等梁理论计算所得的组合梁挠度；w1为组合梁剪切变形所产生的附加挠度；w2为组合梁层间滑移所产生的附加挠度；C3、C4、C10、C11、C12、C13、C14、C15均为实常数，其值由边界条件确定.2 均布荷载下两跨连续组合梁的挠度解析解如图4所示的两跨连续组合梁受均布荷载q作用时，A、B、C 支座的反力分别为R0、R1、R2.图4 均布荷载下的两跨连续组合梁Fig.4 Continuous composite girder under uniform load组合梁结构及所受荷载为对称结构，取左跨（0≤x≤1）为研究对象，则组合梁的弯矩、剪力函数可表示为：1）层间滑移位移u：将弯矩、剪力函数代入式（20）得方程通解为：由边界条件：x=0 时，u′=0；x=l时，u=0 可得将式（29）代入式（28）可得滑移位移为：2）初等梁理论挠度w0：由边界条件：x=0 时，w0=0；x=l时，w0=0 得3）剪切变形所产生的挠度w1：由边界条件：x=0 时，w0=0；x=l时，w0=0 得4）层间滑移所产生的挠度：滑移位移一阶偏导数为滑移效应产生的附加弯矩为：根据边界条件：x=0时，w2=0；x=l时，w2=0 可得3 算例验证为了验证本文有限元模型建立的正确性，首先以文献[17]钢-混凝土组合试验梁试件E1和U3为例，两试件钢梁与混凝土翼板尺寸一样，梁跨均为5 490 mm，混凝土翼板宽1 220 mm，厚152 mm，腹板厚度为10.2 mm，梁高为305 mm，顶底翼板宽152 mm，厚18.2 mm.试件 E1有φ12.7×50栓钉100个，U3有φ19×102栓钉56个，均呈两个栓钉一排均匀布置在连接界面，混凝土泊松比为0.15.试件E1抗剪刚度为ks=18.3 kN/mm2，混凝土翼板弹性模量为3.16×104MPa，钢梁弹性模量为2.05×104MPa，承受荷载为跨中集中荷载196 kN.试件U3抗剪刚度为7.6 kN/mm2，混凝土翼板弹性模量为3×104MPa，钢梁弹性模量为2.02×104MPa，承受荷载为满跨均布荷载32.13 kN/m.根据文献 [18]介绍的有限元建模方法，运用ANSYS 15.0有限元建模软件建立试件E1与U3有限元模型，其中混凝土板采用Solid45实体单元，钢梁采用Shell43壳单元进行模拟，采用弹簧单元Combin39模拟层间栓钉连接，并对弹簧单元两端节点进行自由度耦合，用于准确模拟钢-混凝土组合梁的结构特点，建立的试验梁有限元模型如图5所示.钢-混凝土组合梁有限元计算值与试验实测值的对比结果见表1.图5 试验梁试件有限元模型示意图Fig.5 Finite element model of experimentalbeams表1 试件E1和U3跨中挠度计算值Tab.1 Calculated values of mid-span deflection of E1 and U3试件跨中挠度/mm有限元实测值E1 -7.07 -7.1 U3 -4.13 -4.2由表1可知两试件跨中挠度的有限元值与实测值吻合较好，验证了本文ANSYS有限元建模的可靠性.钢-混连续组合梁的算例验证选取文献[3]中Dezi和Tarantino所研究的工字钢-混凝土两跨连续组合梁.组合梁跨径布置为2×25 m，结构尺寸示意图如图6所示.图6 组合梁截面尺寸（单位：mm）Fig.6 Section size of composite girder （unit：mm）图6 中Oc、Os分别为混凝土板和钢梁截面的形心，混凝土板为C30混凝土，弹性模量为3.0×104 MPa，截面面积为Ac=46 000 mm2，截面惯性矩为Ic=15.33×108mm4，钢梁弹性模量为2.1×105MPa，截面面积为As=4 275 mm2，截面惯性矩为Is=15.949×109 mm4，剪力连接件抗剪刚度为ks=400 MPa.组合梁承受的荷载为满跨均布荷载，大小为64.56 kN/m.采用ANSYS 15.0有限元软件建立了钢-混凝土两跨连续组合梁的空间有限元模型，文献[3]中栓钉连接件具体的布置形式未给出，有限元建模时采用双排布置，轴向间距为1 m，建立的有限元模型如图7所示.图7 钢-混凝土组合梁的空间有限元模型示意图Fig.7 Finite element model of steel-concrete composite girder为验证本文所得工字钢-混凝土两跨连续组合梁挠度计算公式的正确性，采用以下方式进行验证：1）考虑层间滑移效应（R）得到的挠度计算值与Nguyen[7]等人基于矩阵位移法计算结果对比；2）考虑剪切变形及滑移效应（Q+R）得到的挠度计算值与有限元值进行对比验证（如图8所示）.图8 组合梁挠度分布图Fig.8 Deflection distribution of composite girder从图8中可看出，本文考虑层间滑移效应（R）得到的挠度计算值与文献[7]计算值吻合良好，变化趋势一致，挠度偏差最大为2.3%；考虑剪切变形及滑移效应（Q+R）得到的挠度计算值与有限元值吻合良好，挠度偏差最大为3.3%.基于以上分析可验证本文所得钢-混凝土连续组合梁挠度计算公式的正确性.为分析剪切变形、层间滑移对工字钢-混凝土两跨连续组合梁挠度和弯矩的影响，进行以下3种情况下的挠度计算值对比：初等梁理论；考虑滑移变形（R）；考虑剪切变形（Q）、层间滑移（R）（如图 9所示）；同时考虑层间滑移会产生附加弯矩，而剪切变形不会引起附加弯矩，故假定混凝土不开裂的条件下，分析了初等梁理论计算所得弯矩和考虑层间滑移（R）附加弯矩两种情况下的弯矩对比（如图10所示）.图9 不同情况计算所得的挠度Fig.9 Deflection calculated by different cases 图10 层间滑移产生的附加弯矩Fig.10 Additional bending moment generated by interlayer slip从图9中可看出，钢-混凝土两跨连续组合梁考虑层间滑移效应计算所得挠度与采用初等梁理论计算挠度相比跨间最大挠度增长了23.2%，考虑层间滑移效应和剪切变形所得挠度与初等梁理论计算挠度相比跨间最大挠度增长了37.4%，其中考虑剪切变形引起的挠度较初等梁理论计算挠度增长了14.2%.此时，在计算钢-混凝土连续组合梁挠度时，剪切变形及层间滑移效应的影响较大，不能忽略，否则将出现较大的误差.从图10中可以看出，钢-混凝土两跨连续组合梁由于层间滑移的影响，跨间会产生附加弯矩，其中中支点处产生的附加弯矩值最大，与初等梁理论计算值相比增长了约67%.实际钢-混凝土组合连续梁的工程应用中，为避免混凝土板的开裂，在进行连续组合梁预应力筋的布置时应考虑层间滑移效应对混凝土板受拉区域的影响.4 剪力连接件抗剪刚度对钢-混凝土组合梁滑移位移及挠度的影响分析本文算例中的剪力连接件的抗剪刚度为ks=400 MPa，参考文献[7]选取的抗剪刚度变化范围，本文选取剪力连接件抗剪刚度分别为ks1=0.4 MPa、ks2=4 MPa、ks3=40 MPa、ks4=400 MPa、ks5=4 000 MPa，研究剪力连接件抗剪刚度变化对组合梁层间滑移位移的影响规律（如图11所示）.图11 不同抗剪刚度下组合梁的滑移位移Fig.11 Slip displacements under different shear stiffness从图11中可以看出，层间滑移位移随着剪力连接件抗剪刚度的增长而减小，当ks 趋近于0时，滑移位移趋于最大值，相当于无剪力连接件的组合梁；当ks趋近于∞时，滑移位移趋于零，相当于完全剪力连接的组合梁.选取工字钢-混凝土两跨连续组合梁的跨间挠度最大值截面为研究对象，以总挠度w作为分母，以式（38）层间滑移效应产生的挠度w1与总挠度w的比值J1作为表示层间滑移效应引起的挠度对总挠度的影响程度（如图12所示），同时分析了总挠度随剪力连接件抗剪刚度变化的情况（如图13所示）.图12 J1随剪力连接件抗剪刚度变化示意图Fig.12 J1variation with the shear stiffness change图13 总挠度随剪力连接件抗剪刚度变化示意图Fig.13 Deflection variation with the shear stiffness change从图12中可以看出，工字钢-混凝土两跨连续组合梁层间滑移效应对总挠度的影响随着剪力连接件抗剪刚度的增长而减小，当ks大于1 200 MPa时，层间滑移效应引起的挠度占总挠度的百分比J1小于5%，此时可以忽略层间滑移效应对总挠度的影响.从图13中可以看出，工字钢-混凝土两跨连续组合梁跨间最大挠度随剪力连接件抗剪刚度的增长而减小，当ks大于1 200 MPa时，总挠度的变化趋于稳定，此时可以忽略层间滑移效应对总挠度的影响.图11～图13中，计算结果均假定连接件处于弹性工作阶段，而实际情况中，当连接件抗剪刚度较小时，易发生塑性变形，引起更大的附加挠度，因此工程中对抗剪连接件进行选择时，可根据本文抗剪刚度对挠度影响的简化分析方法及连接件的抗剪试验数据对抗剪连接件的选取进行优化.5 结论1）本文在综合考虑钢梁与混凝土板接触面的滑移效应及组合梁剪切变形影响的基础上，采用能量法推导所得的钢-混凝土两跨连续组合梁的挠度计算公式解，物理含义明确，计算简单方便，所得附加挠度及附加弯矩计算公式适用于正常使用阶段的钢-混连续组合梁.2）钢-混凝土连续组合梁的层间滑移效应会降低其弯曲刚度，产生附加挠度，并会引起中支点截面负弯矩的增大.在工程设计中，混凝土板抗拉能力较差，应当重视层间滑移效应产生的附加弯矩对中支点处负弯矩的影响，避免混凝土板的开裂. 3）钢-混凝土连续组合梁剪切变形对挠度的影响较大，在计算挠度时应计入其影响.4）钢-混凝土连续组合梁的层间滑移位移随着剪力连接件抗剪刚度的增大而减小.当ks趋近于0时，滑移位移趋于最大值，相当于无剪力连接件的组合梁；当ks趋近于∞时，滑移位移趋于零，相当于完全剪力连接的组合梁.5）钢-混凝土两跨连续组合梁的层间滑移效应对总挠度的影响和跨间最大挠度均随剪力连接件抗剪刚度的增大而减小，当剪力连接件抗剪刚度大于1200 MPa时，可忽略层间滑移效应对总挠度的影响.参考文献【相关文献】［1］ TAIG G，RANZI G.Generalised beam theory（GBT）for composite beams with partial shear interaction ［J］.Engineering Structures，2015，99：582—602.［2］ WANG S H，TONG G，ZHANG L.Reduced stiffness of composite beams considering slip and shear deformation of steel ［J］.Journal of Constructional Steel Research，2017，131：19—29.［3］ DEZI L，TARANTINO A M.Creep in composite continuous beams.II：parametric study ［J］.Journal of Structural Engineering，1993，119（7）：2112—2133.［4］ NIE J G，CAI C S.Steel-concrete composite beams considering shear slip effects ［J］.Journal of Structural Engineering，2003，129（4）：495—506.［5］ NGUYEN Q H，HJIAJ M.Nonlinear time-dependent behavior of composite steel-concrete beams［J］.Journal of Structural Engineering，2016，142（5）：04015175. ［6］肖岩，彭罗文，KUNNATH S.组合梁考虑滑移效应的理论分析［J］.湖南大学学报（自然科学版），2017，44（1）：77—86.XIAO Y，PENG L W，KUNNATH S.Analysis of composite beams with interlayer slip ［J］.Journal of Hunan University（Natural Sciences），2017，44（1）：77—86.（In Chinese）［7］ NGUYEN Q H，HJIAJ M，UY B.Time-dependent analysis of composite beams with continuous shear connection based on a space-exact stiffness matrix［J］.Engineering Structures，2010，32（9）：2902—2911.［8］JOÃO B M，SOUSA J.Exact finite elements for multilayered composite beam-columns with partial interaction ［J］.Computers and Structures，2013，123（4）：48—57.［9］ UDDIN M A，SHEIKH A H，BROWN D，et al.A higher order model for inelastic response of composite beams with interfacial slip using a dissipation based arc-length method ［J］.Engineering Structures，2017，139：120—134.［10］周凌宇，余志武，蒋丽忠.钢-混凝土组合梁界面滑移剪切变形的双重效应分析［J］.工程力学，2005，22（2）：104—109.ZHOU L Y，YU Z W，JIANG L Z.Analysis of composite beams of steel and concrete with slip and shear deformation［J］.Engineering Mechanics，2005，22（2）：104—109.（In Chinese）［11］聂建国，李法雄.钢-混凝土组合板的弹性弯曲及稳定性分析［J］.工程力学，2009，26（10）：59—66.NIE J G，LI F X.Elastic bending and stability of steel-concrete composite plate ［J］.Engineering Mechanics，2009，26（10）：59—66.（In Chinese）［12］朱力，聂建国，季文玉.钢-混凝土组合箱型梁的滑移和剪力滞效应［J］.工程力学，2016，33（9）：49—58.ZHU L，NIE J G，JI W Y.Slip and shear-lag effects of steelconcrete composite box beam ［J］.Engineering Mechanics，2016，33（9）：49—58.（In Chinese）［13］苗林，陈德伟.考虑层间滑移效应的组合梁解析计算［J］.同济大学学报（自然科学版），2011，39（8）：1113—1119.MIAO L，CHEN D W.Closed-form solution of composite beam considering interfacial slip effects［J］.Journal of Tongji University（Natural Science），2011，39（8）：1113—1119.（In Chinese）［14］聂建国，沈聚敏，袁彦声.钢-混凝土简支组合梁变形计算的一般公式［J］.工程力学，1994，11（1）：21—27.NIE J G，SHEN J M，YUAN Y S.A general formula for predicting the deflection of simply supported composite steel-concrete beams with the consideration of slip effect［J］.Engineering Mechanics，1994，11（1）：21—27.（In Chinese）［15］CHIOREAN C G，BURU S M.Practical nonlinear inelastic analysis method of composite steel-concrete beams with partial composite action［J］.Engineering Structures，2017，134：74—106.［16］BERTAGNOLI G，GINO D，MARTINELLI E.A simplified method for predicting early-age stresses in slabs of steel-concrete composite beams in partial interaction［J］.Engineering Structures，2017，140：286—297.［17］孙飞飞，李国强.考虑滑移、剪力滞后和剪切变形的钢-混凝土组合梁解析解［J］.工程力学，2005，22（2）：96—103.SUN F F，LI G Q.A closed-form solution for steel-concrete composite beams with slip，shear lag and shear deformation［J］.Engineering Mechanics，2005，22（2）：96—103.（In Chinese）［18］QUEIROZ F D，VELLASCO P C G S，NETHERCOT D A.Finite element modeling of composite beams with full and partial shear connection［J］.Journal of Constructional Steel Research，2007，63（4）：505—521.。
钢-混凝土组合梁扰度分析与研究
钢-混凝土组合梁扰度分析与研究摘要：组合梁由于其良好的整体性能和经济效益，在目前的建筑结构领域得到了广泛的应用。
界面滑移效应使其挠度增大，而在工程设计中，组合梁的挠度验算是主要矛盾，由此带来的设计问题因而也成为了关注的热点。
当前组合梁挠度计算方法还有待改进，对于连接程度和挠度之间的直接影响关系没有精确的分析，影响组合梁挠度的具有明确物理意义的关键参数亦未有定论，本文就钢－混凝土组合梁考虑滑移效应的挠度计算方法进行述评，为下一步找出这个关键参数对组合梁考虑滑移效应下变形规律的深入研究有很大的益处。
关键词：组合梁；扰度；预应力；迭代－修正刚度；预应力钢－混凝土组合梁是普通钢－混凝土组合梁和预应力钢束组合而成的结构型式．它既发挥了钢材抗拉强度高和混凝土抗压强度高的优点，弥补了单一材料的短处，具有施工简便、承载能力高、延性好、刚度大等特点；又改善了普通钢－混凝土组合梁变形大、负弯矩区域由于混凝板受拉而易开裂等缺点，延缓和抑制了混凝土板的开裂，提高了截面的抗弯刚度和抗弯承载力．预应力钢－混凝土组合梁拓宽了普通钢－混凝土组合梁和体外预应力钢束的应用领域，兼有普通钢－混凝土组合梁与预应力结构的优点，是现代预应力技术在组合结构领域的进一步发展和应用.国内外对预应力钢－混凝土组合梁的研究工作起始于２０世纪５０年代，研究工作不断深入；随着预应力钢－混凝土组合梁在工程实践中得到越来越多的应用，现有的科研成果和设计方法尚不能满足预应力组合梁应用发展的需要．目前的研究工作主要集中于预应力钢－混凝土组合梁的承载能力和滑移问题等方面，关于预应力钢－混凝土组合梁挠度的研究还比较少．为了推动预应力钢－混凝土组合梁的应用，本文在考虑了预应力钢束在荷载作用下的张力增量和滑移效应的基础上，提出了计算预应力钢－混凝土组合梁挠度的迭代－修正刚度法．１基本思想根据钢－混组合梁和预应力钢梁的各自特点，本文提出了迭代－修正刚度法，其基本思想是：简单梁的理论为基础，将混凝土翼缘和钢梁之间的滑移效应对组合梁刚度的削弱作用[3]和预应力钢束的预加力对组合梁刚度的加强作用[4]都转换成对简单梁刚度的修正．滑移和预加力对刚度的修正都与梁的挠度相关的，通过迭代法计算滑移和预应力效应在相互影响的情况下组合梁的挠度，同时还计算出了预应力钢束的张力增量2刚度修正１)预应力钢束对钢梁刚度的加强作用[5]抛物线式预应力钢束对钢梁刚度的修正系数：式中：Ｔ为单位长度钢束一端的张力，ΔＴ为钢束另一端张力增量，为钢梁的截面刚度，为梁轴向的欧拉临界力．索的张力量力ΔＴ可表示为式中：Ｅｙ为钢束的弹性模量，Ａｙ为钢束的有效截面面积，Ｌ为钢束长度．体外预应力体系钢束应力增量的计算方法大致可分为三类：基于试验数据的经验公式，基于结构变形的计算方法和基于能量守恒的计算方法，详见文献【6】２）滑移效应对组合梁刚度的削弱【7】式中为组合梁的截面换算刚度，为考虑滑移效应时短期刚度折减系数．由于在预应力钢－混凝土组合梁中，体外预应力钢束多直接锚固在钢梁上，而不与上部的混凝土翼缘直接联系，故可以将预应力钢－混凝土组合梁看作是预应力钢梁和混凝土板组合而成的组合结构，预加应力和预应力钢束的应力增量都对钢梁起到增强刚度的作用．3计算步骤１）施工时首先对钢梁施加预应力，然后浇筑混凝土翼缘板．混凝土凝固前，混凝土的自重是以荷载的形式作用到预应力钢梁上的，而混凝土本身并不作为结构的一部分参与受力．因此，依据式（１）计算此时预应力钢梁的刚度修正系数λ、挠度ｆ０和预应力钢束的张力增量ΔＴ１．２）混凝土凝固后，混凝土翼缘板作为组合梁的顶板，与下部的预应力钢梁组成整体而参与受力，因为此时几乎没有任何滑移发生，可以按换算截面法，计算预应力钢－混凝土组合梁的截面刚度此时的预加应力是通过加强了下部钢梁的截面刚度对整个组合梁的截面刚度进行加强的，并不是直接加强组合梁的刚度．而此时组合梁的截面刚度才能反映，当后期荷载作用到结构上时，预应力钢－混凝土组合梁承受变形的能力．３）当二期恒载和活载作用到预应力钢－混凝土组合梁上时，混凝土翼缘板和钢梁之间会发生滑移，预应力钢束会因结构挠度的增大，应力增大会继续发生，而且此时的滑移现象和应力增量是同时发生、相互影响的．计算此时结构的挠度和预应力钢束的应力增量的步骤可以具体分为以下几步．（１）根据２）中计算的预应力钢－混凝土组合梁的截面刚度，考虑滑移效应，根据式（３）计算滑移对组合梁刚度的修正系数ξ′ｓ和此时整个组合梁的刚度，并以此计算预应力钢－混凝土组合梁的挠度ｆ′．（２）将挠度ｆ′代入式（２）计算出预应力钢束的张力增量ΔＴ′．（３）将张力增量ΔＴ′代入式（１）计算此时预应力钢束对换算截面后预应力钢梁刚度的修正系数λ′，进而可以计算预应力钢－混凝土组合梁的截面刚度．（４）重复以上（１）－（３）各步骤，循环计算以上各变量的数值，当相邻两次计算的挠度值之差小于δ时，则本次计算即停止．（５）此时计算的挠度值即为该荷载作用下预应力钢－混凝土组合梁产生的挠度，而此时的预应力Ｔ′＋ΔＴ′即为预应力钢束中的内力值．4结论１）根据对比分析结果，可以看出本文提出的数值计算法和有限元法趋势基本一致，能够反映预应力钢－混凝土组合梁在正常使用阶段的挠度变化和预应力钢束的张力增量变化趋势，应用迭代－修正刚度法计算预应力钢－混凝土组合梁的挠度基本可行．２）数值计算法与有限元法相比，在荷载较小时吻合良好；随着荷载增大，两者的差距也逐渐增大．这表明，随着组合梁翼缘板内应力水平的增加，其有效宽度并不是固定的．有效宽度逐渐增大，其对结构性能影响也随着增大．参考文献：［１］李晨光，刘航，段建华，等．体外预应力结构技术与工程应用［Ｍ］．北京：中国建筑工业出版社，２００８：１６４－１６５．［２］聂建国．钢－混凝土组合结构桥梁［Ｍ］．北京：人民交通出版社，２０１１：２１１．［３］黄远，聂建国，易伟建．考虑滑移效应的钢－混凝土组合框架梁的刚度研究［Ｊ］．工程力学，２０１２，１１（１１）：８８－９２．。
影响钢-混凝土组合梁挠度计算的几个因素
影响钢-混凝土组合梁挠度计算的几个因素
陈世鸣;顾萍
【期刊名称】《建筑结构》
【年(卷),期】2004(34)1
【摘要】组合梁在正常使用阶段的挠度设计一般采用线弹性计算方法和挠跨比允许值进行验算 ,容易忽视组合梁钢梁屈服的影响。
分析了影响组合梁挠度计算的钢梁底部应变、钢梁翼缘与混凝土之间的滑移、残余应力、钢梁的局部屈服等因素 ,讨论了挠跨比允许值、跨高比、滑移以及残余应力和施工荷载对挠度计算的影响 ,在进行组合梁的挠度验算中。
【总页数】4页(P31-33)
【关键词】钢-混凝土;组合梁;挠度验算;屈服;滑移
【作者】陈世鸣;顾萍
【作者单位】同济大学土木工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】TU398.9
【相关文献】
1.钢-混凝土组合梁混凝土翼板有效宽度对梁挠度的影响 [J], 许兰兰;寇立亚
2.粘钢加固混凝土梁挠度计算中的两个影响因素 [J], 江雪;王蕾;王晓峰
3.多因素影响下钢-混连续组合梁的挠度计算分析 [J], 冀伟;孙斌;邓露;赵彦华;蔺鹏臻
4.钢桁混凝土组合梁挠度计算方法研究 [J], 刘菁华
5.长期荷载作用下钢-混凝土组合梁的挠度计算与分析 [J], 冀伟;孙斌;白倩;罗奎因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
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２ ０ １ ５年 ５ 月・ ２ ４ １ ・
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关于空 管气 象观 测的讨论
康 旭
（ 中国民用航 空西南地 区空中交通 管理局云 南分局 气象台观测室 ，云 南昆明 ６ ５ ０ ０ ０ ０ ）
摘 要： 针对现在 的空 中交通 管理 气象部 门，本文将结合 工作 中碰到 的实际问题 ，对气 象观测 中的相 关＿ Ｔ － 作特 点进行讨论 ， 并借鉴国内外的相关先进经验， 以气象观测资料管理控制和飞行服务气象观测为参照物， 为相关的工作单位提供一种参照的模板。 关键 词 ：空管；气象观 测；资料管理；飞行服 务