曲線組合梁在負(fù)彎矩和扭矩聯(lián)合作用下受力性能的試驗研究

齊書瑜，　張彥玲，　張德瑩

(1.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，河北 石家莊　050043；2.石家莊鐵道大學(xué) 道路與鐵道工程安全保障省部共建教育部重點實驗室，河北 石家莊　050043)

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曲線組合梁在負(fù)彎矩和扭矩聯(lián)合作用下受力性能的試驗研究

齊書瑜1,2，張彥玲1,2，張德瑩1,2

(1.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，河北 石家莊050043；2.石家莊鐵道大學(xué) 道路與鐵道工程安全保障省部共建教育部重點實驗室，河北 石家莊050043)

以跨徑比(計算跨度與曲線半徑的比值)為參數(shù)，對2片鋼-混凝土曲線組合梁進(jìn)行了懸臂加載下的試驗研究，得到了曲線組合梁在負(fù)彎矩與扭矩共同作用下的荷載-變形曲線、應(yīng)變分布和鋼梁與混凝土板間的相對滑移規(guī)律。試驗結(jié)果表明：在負(fù)彎矩與扭矩共同作用下，曲線組合梁的抗彎剛度和抗扭剛度均隨跨徑比的增大而降低；切向應(yīng)變沿截面豎向基本符合平截面假定；有橫隔板處切向應(yīng)變在曲線內(nèi)側(cè)小，外側(cè)大，無橫隔板處則相反；鋼梁與混凝土板結(jié)合面上的切向和徑向滑移均隨跨徑比的增大而增大，在支座間或支座與加載端之間達(dá)到最大。

鋼-混凝土曲線組合梁；負(fù)彎矩；扭矩；靜載試驗；跨徑比

0　引言

鋼-混凝土連續(xù)曲線組合梁橋具有一般組合梁承載能力大、剛度大、自重輕等優(yōu)點，但連續(xù)曲線組合梁的中間支座區(qū)域會處于負(fù)彎矩、剪力、扭矩和結(jié)合面相對滑移的多重作用下，受力情況非常復(fù)雜。

關(guān)于曲線組合梁在正彎矩與扭矩作用下的力學(xué)性能已經(jīng)有較多報道[1-5]。組合梁在負(fù)彎矩與剪力聯(lián)合作用下[6-8]和負(fù)彎矩與軸力聯(lián)合作用下的受力性能也有部分研究成果[10-11]，但在負(fù)彎矩與扭矩聯(lián)合作用下，則只有文獻(xiàn)[12]對栓釘連接件推出試件的相關(guān)受力特性進(jìn)行了報道，且僅針對推出試件的研究。

本文針對以橫隔板作為橫向連接系的鋼-混凝土曲線組合梁，進(jìn)行了懸臂加載的受力全過程加載試驗，測試了其典型截面在負(fù)彎矩和扭矩共同作用下鋼梁及混凝土板的應(yīng)變、變形、以及結(jié)合面相對滑移規(guī)律，并分析了跨徑比(計算跨徑L與曲線半徑R的比值)和橫隔板對其產(chǎn)生的影響。

1　試驗設(shè)計及加載方案

1.1試驗?zāi)康募皟?nèi)容

試驗?zāi)康氖菫榱搜芯壳€組合梁負(fù)彎矩區(qū)的彎扭力學(xué)性能，試驗內(nèi)容包括：①曲線組合梁負(fù)彎矩截面徑向和切向應(yīng)變沿截面寬度和高度方向的分布規(guī)律；②負(fù)彎矩與扭矩共同作用下鋼-混凝土曲線組合梁結(jié)合面的切向和徑向滑移性能；③曲線組合梁負(fù)彎矩區(qū)的破壞形態(tài)和荷載-變形關(guān)系；④負(fù)彎扭狀態(tài)下混凝土板開裂機理及彎扭相關(guān)關(guān)系。

限于篇幅，本文只對前3項進(jìn)行研究，最后1項另文研究。

1.2試驗設(shè)計與制作

以跨徑比為參數(shù)，設(shè)計了2片鋼-混凝土簡支帶懸臂的曲線組合梁。NCB2梁跨徑比為0.15，NCB5梁跨徑比為0.375。2片梁全長均為6.2m，簡支計算跨徑4.5m，懸臂長度1.6m。截面尺寸相同，混凝土板寬度為700mm，厚度為70mm；鋼梁高200mm，下翼緣寬400mm，上翼緣寬60mm，上下翼緣厚度均為8mm，腹板厚度6mm。鋼梁均采用Q235鋼，混凝土板采用C30混凝土；縱筋與箍筋采用HPB235鋼筋，縱筋橫向間距120mm，配筋率0.82%；箍筋縱向間距100mm，配箍率0.27%。栓釘直徑13mm，高50mm，布置在鋼梁腹板上方，每列34個，每片梁布置2列，共68個，均為完全連接。2片試驗梁均沿跨度方向設(shè)置5塊橫隔板，厚6mm。試驗梁截面尺寸見圖1。

圖1　試驗梁截面尺寸及布置詳圖(單位：mm)

1.3試驗裝置及加載方案

試驗采用懸臂加載，簡支側(cè)支座采用活動鉸支座，懸臂側(cè)支座為固定鉸支座(見圖1(a))，均在鋼梁腹板位置設(shè)置傳感器以測試支座反力，其中NCB2梁簡支側(cè)曲線內(nèi)側(cè)和外側(cè)傳感器均置于混凝土板上方，懸臂側(cè)2個傳感器均置于鋼梁下方；NCB5梁簡支側(cè)和懸臂側(cè)的傳感器在曲線內(nèi)側(cè)均置于鋼梁下方，外側(cè)均置于混凝土板上方。見圖2。

圖2　支座布置情況

試驗前先進(jìn)行3次預(yù)加載，每次最大加載到50 kN。正式加載時荷載分級施加，每級5 kN，當(dāng)測試截面的荷載-撓度曲線斜率開始發(fā)生變化時，荷載等級減小為1 kN。試驗中測試鋼梁和混凝土板表面應(yīng)變、箍筋及縱筋應(yīng)變、試驗梁混凝土板與鋼梁結(jié)合面上的切向和徑向滑移、以及試驗梁徑向位移、控制截面扭轉(zhuǎn)角、以及混凝土板的裂縫間距和裂縫寬度。測試截面共4個，分別為距懸臂加載端0.75 m的Ⅱ-Ⅱ截面、1.5 m的Ⅲ-Ⅲ截面(懸臂端支座截面)、2.25 m的Ⅳ-Ⅳ和3 m的Ⅴ-Ⅴ截面。加載截面為I-I截面。測點布置圖見圖3。

圖3　測點布置圖(單位：mm)

2　試驗結(jié)果分析

2.1破壞過程及受力特性

試驗梁Ⅰ-Ⅰ截面荷載-豎向撓度曲線和Ⅴ-Ⅴ截面荷載-扭轉(zhuǎn)角及荷載-徑向位移曲線如圖4所示。

圖4　荷載-位移曲線

由圖4可以看出： ①兩片懸臂加載的試驗梁在負(fù)彎矩和扭矩共同作用下，其受力特性都經(jīng)歷了彈性階段—彈塑性階段—塑性階段的發(fā)展過程，這與一般受正彎矩和扭矩共同作用的組合梁是一致的；②跨徑比為0.15的NCB2梁與跨徑比為0.375的NCB5梁相比，其抗彎剛度、屈服荷載和極限荷載都有所增加，這說明隨跨徑比的增大，曲線組合梁截面負(fù)彎矩與扭矩的綜合效應(yīng)增強，相同條件下，負(fù)彎扭作用下比純負(fù)彎矩作用下截面會更早達(dá)到極限狀態(tài)，負(fù)彎扭作用越強，承載力越低；③在相同荷載下，跨徑比越大，曲線組合梁負(fù)彎矩區(qū)截面的扭轉(zhuǎn)角和徑向位移越大，說明曲線組合梁隨跨徑比的增加，其扭轉(zhuǎn)效應(yīng)增強。

2.2應(yīng)變測試結(jié)果

2.2.1切向應(yīng)變沿截面豎向的分布

2片試驗梁在懸臂端支座截面(Ⅲ-Ⅲ截面)曲線外側(cè)的切向應(yīng)變沿截面豎向的分布規(guī)律見圖5，圖5中Pu指極限荷載。

圖5　試驗梁Ⅲ-Ⅲ截面切向應(yīng)變沿截面豎向的分布

由圖5可知：① 試驗梁加載到0.8Pu以前，各截面切向應(yīng)變沿截面豎向近似按直線分布，說明曲線組合梁在負(fù)彎矩和扭矩共同作用下，切向應(yīng)變沿梁高基本符合平截面假設(shè)；② 2片試驗梁均采用了完全連接，但應(yīng)變圖形均出現(xiàn)了一定程度的水平線，這說明鋼梁與混凝土截面存在著相對滑移；③在相同荷載下，NCB5梁的切向應(yīng)變比NCB2梁大，說明隨著跨徑比的增加，切向應(yīng)變增大，彎扭效應(yīng)增強。

2.2.2切向應(yīng)變沿截面橫向的分布

分析2片試驗梁在50kN懸臂端荷載作用下，鋼梁底板和混凝土板內(nèi)上層鋼筋(沿寬度方向共6根)的切向應(yīng)變沿截面橫向的分布規(guī)律(混凝土板很早就開裂，不再討論)。

(1) Ⅲ-Ⅲ截面和Ⅴ-Ⅴ截面。 兩片試驗梁在Ⅲ-Ⅲ截面和Ⅴ-Ⅴ截面處均設(shè)有橫隔板。相同荷載下，NCB2和NCB5梁在兩截面的鋼梁下表面的切向應(yīng)變和上層縱向鋼筋應(yīng)變沿橫截面的分布如圖6所示，圖6中橫坐標(biāo)y表示橫截面上鋼梁下表面或板內(nèi)縱向鋼筋距曲線內(nèi)側(cè)邊緣的距離，以下同。

圖6?、?Ⅲ和Ⅴ-Ⅴ截面切向應(yīng)變的橫向分布

由圖6可知，在負(fù)彎矩和扭矩共同作用下，鋼梁底板和上層縱向鋼筋的切向應(yīng)變在有橫隔板處沿截面寬度方向均表現(xiàn)出曲線內(nèi)側(cè)較小，外側(cè)較大的趨勢，具有明顯的彎扭效應(yīng)，且切向應(yīng)變整體上隨跨徑比的增大而增大，這是由于在彎矩基本不變的情況下，扭矩的增加使翹曲正應(yīng)變增大，故切向總應(yīng)變也隨之增大；另外，板內(nèi)上層鋼筋和鋼梁下表面切向應(yīng)變在外大內(nèi)小的情況下還表現(xiàn)出了兩側(cè)大中間小的趨勢，說明在負(fù)彎矩區(qū)截面應(yīng)變存在剪力滯效應(yīng)。

(2) Ⅱ-Ⅱ截面和Ⅳ-Ⅳ截面。 Ⅱ-Ⅱ截面和Ⅳ-Ⅳ截面處2片試驗梁均無橫隔板。相同荷載下， NCB2梁和NCB5梁兩截面的鋼梁下表面和上層鋼筋的切向應(yīng)變?nèi)鐖D7所示。

圖7　Ⅱ-Ⅱ和Ⅳ-Ⅳ截面切向應(yīng)變的橫向分布

由圖7可知，在負(fù)彎矩和扭矩共同作用下，鋼梁底板和上層縱向鋼筋的切向應(yīng)變在兩個沒有橫隔板的截面均沿寬度方向表現(xiàn)出曲線內(nèi)側(cè)較大，外側(cè)較小的趨勢，與有橫隔板的Ⅲ-Ⅲ截面和Ⅴ-Ⅴ截面趨勢相反，與一般曲線梁切向應(yīng)變在曲線外側(cè)較大，內(nèi)側(cè)較小的趨勢也相反，但仍能反映出明顯的彎扭效應(yīng)，且切向應(yīng)變也隨跨徑比的增大而增大，同時也出現(xiàn)了一定的剪力滯現(xiàn)象。

由上述分析可知，鋼-混凝土曲線組合梁在負(fù)彎矩區(qū)和扭矩共同作用下，在沒有橫隔板的Ⅱ-Ⅱ截面和Ⅳ-Ⅳ截面，切向應(yīng)變在曲線內(nèi)側(cè)較大，外側(cè)較小，而在有橫隔板的Ⅲ-Ⅲ截面和Ⅴ-Ⅴ截面，則在曲線內(nèi)側(cè)較小，外側(cè)較大。這一現(xiàn)象與文獻(xiàn)[5]中對組合梁進(jìn)行的正彎矩和扭矩作用下的試驗結(jié)論相同。

2.2.3徑向應(yīng)變橫向分布

試驗梁各截面鋼梁底板的徑向應(yīng)變沿截面橫向的分布規(guī)律如圖8所示。

圖8　鋼梁底板的徑向應(yīng)變沿橫向的分布

由圖8可知：試驗梁NCB2和NCB5在負(fù)彎矩和扭矩的共同作用下，鋼梁底板的徑向應(yīng)變沿截面橫向在沒有橫隔板的Ⅱ-Ⅱ截面和Ⅳ-Ⅳ截面表現(xiàn)為曲線內(nèi)側(cè)大外側(cè)小，而在有橫隔板的Ⅲ-Ⅲ截面和Ⅴ-Ⅴ截面則略有內(nèi)側(cè)小外側(cè)大的趨勢，且有明顯的應(yīng)力分布不均勻現(xiàn)象，與切向應(yīng)變的橫向分布規(guī)律基本相同。

2.3滑移測試結(jié)果

2.3.1切向滑移

試驗梁在Ⅱ-Ⅱ截面曲線外側(cè)測得的鋼梁與混凝土板之間的相對滑移隨荷載的變化規(guī)律見圖9。不同荷載下切向滑移沿梁軸的分布規(guī)律如圖10所示，圖10中橫坐標(biāo)x表示距梁端的距離。

圖9　荷載-切向滑移曲線

圖10　切向滑移沿軸向的分布

由圖9可知,對于跨徑比不同的兩片試驗梁，在相同荷載下，隨著跨徑比的增大，處于負(fù)彎矩區(qū)相同位置截面的切向滑移量增大。在Ⅱ-Ⅱ截面跨徑比為0.375的NCB5梁最大滑移量為0.59 mm；而跨徑比為0.15的NCB2梁最大滑移量為0.11 mm。

由圖10可以看出，切向滑移隨著荷載的增大而增大。2片試驗梁切向滑移沿梁軸曲線的分布規(guī)律基本相同，在支座處和加載位置由于反力增加了鋼梁與混凝土板結(jié)合面上的局部壓力，使摩擦力增大，抑制了結(jié)合面的相對滑移，因此梁端和加載位置滑移反而較小，在支座間或支座與加載端之間達(dá)到最大。

2.3.2徑向滑移

徑向滑移的最大值發(fā)生在支座位置處，所以本文取懸臂端支座位置(Ⅲ-Ⅲ截面)的徑向滑移來分析其隨荷載的變化。徑向滑移隨荷載的變化曲線見圖11。

圖11　徑向滑移隨荷載的變化曲線

由圖11可知，2片試驗梁的徑向滑移均是隨著荷載的增大而增大，相同荷載下徑向滑移比切向滑移值要小。

3　結(jié)語

通過對懸臂加載的曲線組合梁進(jìn)行靜載試驗，得到鋼-混凝土曲線組合梁在負(fù)彎矩與扭矩共同作用下的受力特征包括：

(1) 全過程受力特征經(jīng)歷彈性階段—彈塑性階段—塑性階段的發(fā)展過程，且負(fù)彎扭作用越強，承載力越低。

(2) 各截面的切向應(yīng)變沿截面豎向近似按直線分布，基本符合平截面假定；切向應(yīng)變圖形在混凝土與鋼梁結(jié)合面處出現(xiàn)水平臺階，結(jié)合面存在相對滑移。

(3) 在負(fù)彎矩和扭矩共同作用下，曲線組合梁切向應(yīng)變沿橫截面在有、無橫隔板處分布規(guī)律是不同的，無橫隔板截面表現(xiàn)為曲線內(nèi)側(cè)大，外側(cè)小，有橫隔板處則相反；徑向應(yīng)變沿橫截面的分布規(guī)律與之相同；無論有無橫隔板，切向應(yīng)變均隨曲梁跨徑比的減小而變小。

(4) 徑向和切向滑移均隨跨徑比的減小而減小，切向滑移最大值沒有出現(xiàn)在梁端和加載位置，而是在支座間或支座與加載端之間達(dá)到最大。

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Experimental Research on Negative Bending-torsion Characteristics of Steel-Concrete Curved Composite Beams

Qi Shuyu1,2,Zhang Yanling1,2, Zhang Deying1,2

(1.School of Civil Engineering, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043, China;2.Key Laboratory of Roads and Railway Engineering Safety Control of Ministry of Education,Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043, China)

With the span-radius ratio as the design parameters, two simple steel-concrete curved composite model beams were tested under the concentrated load at the cantilever end, the load-deformation curve, section strain, and interfacial slips were measured. The test results show that, under the negative bending-torsion action the bending and torsional stiffness of the steel-concrete curved composite beam all decrease with the span-radius ratio’s increase; The tangential strain satisfies the plane-section hypothesis along the vertical direction, and the tangential strain at the position with diaphragm is small at inside and large at outside of the curve, but reverse at the position without diaphragm. The tangential and radial slip between the concrete slab and steel girder increases with the span-radius ratio’s increase, the maximum slip appears between two bearings or bearing and loading end.

steel-concrete curved composite beam;negative bending moment;torsion moment;static load test;span-radius ratio

2015-09-24責(zé)任編輯:劉憲福DOI:10.13319/j.cnki.sjztddxxbzrb.2016.03.01

國家自然科學(xué)基金(51108281)；河北省自然科學(xué)基金(E2014210038)；河北省高等學(xué)?？茖W(xué)技術(shù)研究項目(ZD2014025)

齊書瑜(1989-)，男，碩士研究生，研究方向為組合結(jié)構(gòu)橋梁。E-mail：328772671@qq.com

張彥玲(1973-)，女，博士，教授，研究方向為組合結(jié)構(gòu)橋梁。E-mail：06mzhang@163.com

U448.21+6

A

2095-0373(2016)03-0001-07

齊書瑜，張彥玲，張德瑩.曲線組合梁在負(fù)彎矩和扭矩聯(lián)合作用下受力性能的試驗研究[J].石家莊鐵道大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版,2016,29(3):1-6.