胡少偉，喻 江,2，謝建鋒，徐愛(ài)卿

(1. 南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京210024；2. 河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院，江蘇 南京 210098；3. 河海大學(xué) 力學(xué)與材料學(xué)院，江蘇 南京 210098)

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預(yù)應(yīng)力組合梁結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究與剪滯效應(yīng)分析

胡少偉1，喻 江1,2，謝建鋒1，徐愛(ài)卿3

(1. 南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京210024；2. 河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院，江蘇 南京 210098；3. 河海大學(xué) 力學(xué)與材料學(xué)院，江蘇 南京 210098)

為了深入分析剪滯效應(yīng)對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)的影響，提出了一種新型的寬翼緣雙箱鋼-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)并進(jìn)行試驗(yàn)研究，探討了該結(jié)構(gòu)在跨中集中荷載作用下組合梁的應(yīng)力、應(yīng)變，及撓度隨荷載變化的特征?；谧钚?shì)能原理，并假定翹曲位移形函數(shù)，建立控制微分方程組，推導(dǎo)出了考慮剪滯效應(yīng)、預(yù)應(yīng)力增量作用下的應(yīng)變及撓度函數(shù)表達(dá)式。結(jié)合算例，在線彈性范圍內(nèi)，對(duì)該組合梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行了剪滯效應(yīng)對(duì)比分析，結(jié)果表明：其誤差在15%以?xún)?nèi)。

橋梁工程；雙箱鋼-混凝土組合梁；剪滯效應(yīng)；預(yù)應(yīng)力增量；解析解

0 引 言

緊跟蓬勃發(fā)展的交通事業(yè)和日新月異的城市化腳步，鋼-混凝土組合梁作為繼鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)和鋼結(jié)構(gòu)之后一種新型結(jié)構(gòu)，已經(jīng)愈來(lái)愈多的被應(yīng)用到橋梁工程、工業(yè)廠房、高層建筑，以及水利工程的設(shè)計(jì)和建造領(lǐng)域[1]。伴隨著鋼-混凝土組合梁的研究，該種結(jié)構(gòu)經(jīng)歷了“I”型鋼-混凝土組合梁、“T”型鋼-混凝土組合梁、單箱型鋼-混凝土組合梁等形式[2]。為了滿(mǎn)足現(xiàn)代化交通的需要，大跨度、大寬度、高標(biāo)準(zhǔn)的橋梁正在被逐漸運(yùn)用。大量工程實(shí)踐表明，不論是組合梁結(jié)構(gòu)，還是非組合梁結(jié)構(gòu)，隨著翼緣板的加寬，都會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生翹曲變形而破壞。究其原因，是由于板內(nèi)剪切變形的影響，導(dǎo)致了正應(yīng)力分布不均，使得梁在受彎時(shí)遠(yuǎn)離組合結(jié)構(gòu)部位的翼板縱向位移滯后于組合結(jié)構(gòu)部位，即發(fā)生了“剪滯效應(yīng)”[3-4]?；诖?，一種寬翼緣的雙箱鋼-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)被提出并被研究。

張?jiān)５萚5]運(yùn)用變分法對(duì)考慮剪滯效應(yīng)的寬翼緣“T”型薄壁梁進(jìn)行了數(shù)值分析；基于能量原理，Guo Jian[6],Zhou Wangbao[7]等對(duì)單箱型組合梁結(jié)構(gòu)建立了考慮剪滯效應(yīng)的控制微分方程組，并通過(guò)推導(dǎo)運(yùn)算求得了其相應(yīng)的解析解；孫飛飛等[8]通過(guò)引入非均勻分布的縱向位移翹曲形函數(shù), 建立了一個(gè)考慮滑移、剪力滯后和剪切變形的“I”型鋼-混凝土組合梁模型，并推導(dǎo)出了均布荷載作用下的解析解；張?jiān)５萚9]提出了一種梁段有限元數(shù)值分析方法，對(duì)考慮剪滯變形時(shí)箱型梁進(jìn)行了廣義力矩法數(shù)值計(jì)算；胡少偉等[10]根據(jù)組合梁翼板微元的變形協(xié)調(diào)條件和平衡微分方程，建立了考慮剪滯效應(yīng)的寬翼緣雙箱組合梁應(yīng)力微分方程求得其解析解，并結(jié)合試驗(yàn)加以分析。上述研究主要從理論分析著手，對(duì)“I”型截面、“T”型截面，以及單箱型截面鋼梁及鋼-混凝土組合梁進(jìn)行了剪滯效應(yīng)研究，分別運(yùn)用變分法、能量守恒等基本原理，進(jìn)行了理論推導(dǎo)分析和數(shù)值計(jì)算，求得不同約束條件、不同荷載作用下的解析解。

在國(guó)內(nèi)、外學(xué)者研究的基礎(chǔ)上，筆者提出了一種新型的寬翼緣雙箱鋼-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)，通過(guò)開(kāi)展試驗(yàn)研究，分析了在初始預(yù)應(yīng)力及預(yù)應(yīng)力增量作用下，其結(jié)構(gòu)的撓度變形特征、應(yīng)變特征等參量。并根據(jù)結(jié)構(gòu)受力及變形特點(diǎn)，假定翹曲位移形函數(shù)，基于最小勢(shì)能原理，建立控制微分方程組，求得考慮剪滯效應(yīng)、預(yù)應(yīng)力增量作用下的應(yīng)變函數(shù)表達(dá)式及撓度表達(dá)式。以試驗(yàn)設(shè)計(jì)試件為算例，在線彈性范圍內(nèi)，對(duì)該組合梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行了剪滯效應(yīng)對(duì)比分析。

1 試驗(yàn)概況

1.1 模型梁設(shè)計(jì)

依據(jù)GB 50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》和GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》，雙箱鋼梁采用Q235-B碳素結(jié)構(gòu)鋼，并通過(guò)6 mm電弧焊焊接而成，混凝土翼板采用商品高強(qiáng)混凝土，強(qiáng)度等級(jí)C60?；炷烈戆搴弯摿褐g的剪力傳遞通過(guò)在鋼梁托板上均勻焊接圓柱頭栓釘來(lái)完成?；炷烈戆鍍?nèi)布置構(gòu)造鋼筋，縱筋采用HPB235φ10，分為2層，每層5根；箍筋采用熱軋圓盤(pán)條HPB235φ8@200，布置形式為四肢箍筋布置。為了完成預(yù)應(yīng)力的施加，分別在組合梁端部設(shè)置加載塊和底部設(shè)置轉(zhuǎn)向塊。模型梁參數(shù)見(jiàn)表1，具體構(gòu)造如圖1。

表1 模型梁參數(shù)

圖1 組合梁模型構(gòu)造

1.2 試驗(yàn)裝置及測(cè)點(diǎn)布置

為了深入探測(cè)剪滯效應(yīng)對(duì)組合梁混凝土翼板、鋼梁底板、腹板的影響，根據(jù)結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性，在跨中截面布置電阻應(yīng)變片來(lái)監(jiān)測(cè)其在外荷載和預(yù)應(yīng)力增量作用下的變形情況，沿著梁體縱向布置位移計(jì)來(lái)測(cè)量豎向撓度情況，測(cè)點(diǎn)布置及加載方案如圖2。

圖2 試驗(yàn)加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置

1.3 加載方案

采用液壓伺服油壓機(jī)配合計(jì)算機(jī)軟件控制系統(tǒng)并利用1 000 kN千斤頂對(duì)試件進(jìn)行分級(jí)加載。在加載過(guò)程中，通過(guò)計(jì)算機(jī)控制系統(tǒng)加以控制，初始加載頻率控制在每5 min 1次，加載20 kN，隨著荷載值的變大，鋼梁接近屈服，之后減小加載頻率，控制在每2 min 1次，加載10 kN，直到試件破壞為止。測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)的記錄采用DH3816靜態(tài)測(cè)試系統(tǒng)加以采集記錄，而荷載數(shù)據(jù)采集運(yùn)用伺服液壓計(jì)算機(jī)控制系統(tǒng)進(jìn)行讀數(shù)記錄。

2 試驗(yàn)過(guò)程及結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

加載點(diǎn)附近0.5 m范圍內(nèi)混凝土翼板裂縫的出現(xiàn)及發(fā)展情況如圖3。

圖3 加載點(diǎn)附近混凝土翼板裂縫發(fā)展

在加荷初期階段，鋼梁與混凝土表現(xiàn)出良好的組合作用，未見(jiàn)有任何異常。隨著外荷載的增大，當(dāng)加載到217.004 kN時(shí)，混凝土發(fā)出微小的響聲，個(gè)別栓釘開(kāi)始承受縱向剪力，出現(xiàn)內(nèi)力從分布現(xiàn)象。加載至271.251 kN時(shí)，加載點(diǎn)附近的混凝土翼板底面出現(xiàn)橫向裂縫，如圖3(a)。隨著繼續(xù)加載，裂縫逐漸擴(kuò)展延伸，伴隨著更多的橫向裂縫出現(xiàn)，并向混凝土側(cè)板發(fā)展，此時(shí)中性軸向上移動(dòng)，進(jìn)一步導(dǎo)致翼板底部裂縫寬度變大，如圖3(b)。當(dāng)加載至613.026 kN時(shí)，加載點(diǎn)附近混凝土被壓碎，鋼梁達(dá)到極限狀態(tài)，組合梁試件受彎破壞，停止加載，跨中撓度達(dá)到105.18 mm。特征荷載見(jiàn)表2。

表2 試驗(yàn)測(cè)試特征荷載

本次試驗(yàn)采用后張法對(duì)試件進(jìn)行預(yù)應(yīng)力加載，加載分為2步：第1步對(duì)預(yù)-1、預(yù)-2分別施加10 MPa預(yù)應(yīng)力，第2步分別施加20 MPa預(yù)應(yīng)力，得到的初始預(yù)應(yīng)力值分別為54.764，70.744 kN。

預(yù)應(yīng)力增量隨荷載變化情況如圖4。預(yù)應(yīng)力組合梁承受荷載，由于梁的變形導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋產(chǎn)生變形，從而產(chǎn)生預(yù)應(yīng)力增量，能進(jìn)一步提高梁的承載能力。從圖中可以看出，在開(kāi)始階段，預(yù)應(yīng)力增量隨著外荷載呈現(xiàn)線性關(guān)系增長(zhǎng)，隨著荷載的不斷增大，當(dāng)荷載達(dá)到401.45 kN時(shí)，由于梁體的變形加大，預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)力增量增長(zhǎng)加快。試件破壞時(shí)，最大預(yù)應(yīng)力增量達(dá)到119.12 kN。

圖4 預(yù)應(yīng)力增量-荷載曲線

2.2 撓度特征

簡(jiǎn)支組合梁荷載-撓度關(guān)系曲線如圖5。

圖5 荷載撓度關(guān)系曲線

圖5(a)中描述了試驗(yàn)梁跨中撓度隨荷載變化的關(guān)系，對(duì)比試驗(yàn)現(xiàn)象及試驗(yàn)結(jié)果，混凝土翼板的開(kāi)裂并不會(huì)造成預(yù)應(yīng)力組合梁撓度呈現(xiàn)較大幅度的非線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，預(yù)應(yīng)力組合梁特征曲線可分為3個(gè)階段：第1階段為彈性工作階段，從開(kāi)始加載到混凝土翼板出現(xiàn)裂縫(0﹤F≤271.251 kN)，此階段內(nèi)抗彎剛度基本保持不變；第2階段為彈塑性工作階段，從混凝土翼板開(kāi)裂至組合梁達(dá)到極限荷載為終點(diǎn)，鋼梁底板屈服后，鋼梁的屈服范圍逐漸向上延伸，鋼梁應(yīng)變呈現(xiàn)非線性增長(zhǎng)，撓度變化較快；第3階段為大變形段，當(dāng)達(dá)到極限荷載后，混凝土翼板板頂壓應(yīng)變達(dá)到混凝土的極限壓應(yīng)變，混凝土板在跨中加載點(diǎn)附近處破壞，截面的抗彎能力迅速下降，混凝土翼板退出工作，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)大變形，此時(shí)最大撓度達(dá)到10.518 mm。

圖5(b)中表述了0.2Fu,0.4Fu,0.6Fu,0.8Fu,0.9Fu,1.0Fu作用下?lián)隙妊亓嚎v向分布關(guān)系。從圖5(b)可看出：在加載初期，撓度沿組合梁縱向分布呈現(xiàn)良好的線性關(guān)系，當(dāng)荷載達(dá)到0.4Fu時(shí)，撓度沿組合梁縱向分布開(kāi)始向非線性轉(zhuǎn)化，隨著荷載的繼續(xù)增加，其非線性程度表現(xiàn)得更加明顯，直到試件破壞。

2.3 應(yīng)變特征

不同荷載作用下混凝土翼板跨中截面應(yīng)變沿板橫向分布如圖6。

圖6 跨中截面混凝土翼板應(yīng)變分布

圖6(a)為混凝土翼板頂面應(yīng)變分布，可以看出：加載初期，應(yīng)變沿橫向分布比較均勻，越靠近板邊緣，其應(yīng)變有減小的趨勢(shì)，但是這種現(xiàn)象不很明顯。當(dāng)加載到0.4Fu時(shí)，應(yīng)變沿板橫向分布不均勻程度更加明顯，板中心與板邊緣應(yīng)變差值逐漸增大，隨著荷載的繼續(xù)增大，這種分布不均勻現(xiàn)象更加顯著，當(dāng)荷載達(dá)到0.9Fu時(shí)，應(yīng)變達(dá)到最大，最大壓應(yīng)變達(dá)到-3 081 με，由于試驗(yàn)條件限制，當(dāng)荷載達(dá)到1.0Fu時(shí)，應(yīng)變片已壞，沒(méi)有采集到數(shù)據(jù)。圖6(b)為0.2Fu,0.3Fu,0.4Fu,0.5Fu,0.6Fu作用下，混凝土翼板底面跨中截面不同位置處應(yīng)變分布。從圖6(b)中發(fā)現(xiàn)，在越靠近混凝土翼板邊緣的地方，其應(yīng)變?cè)叫。译S著荷載的增大，這種應(yīng)變分布不均勻趨勢(shì)更加明顯。由此推斷，混凝土翼板發(fā)生了“剪滯效應(yīng)”。

不同荷載作用下鋼梁底板跨中截面應(yīng)變沿板橫向分布如圖7。圖7中顯示了0.2Fu,0.4Fu,0.6Fu,0.8Fu,0.9Fu,1.0Fu作用下鋼梁底板跨中截面處不同位置應(yīng)變分布情況，從圖7中可以看出，鋼梁底板應(yīng)變分布表現(xiàn)為中間小、兩邊大的特點(diǎn)，而且從試驗(yàn)加載開(kāi)始到試件破壞，一直呈現(xiàn)出這種規(guī)律特征。由此推斷，雙箱鋼梁底板同樣出現(xiàn)了剪滯效應(yīng)現(xiàn)象。當(dāng)組合梁試件破壞時(shí)，鋼梁底板最大拉應(yīng)變達(dá)到4 209 με。

圖7 鋼梁底板應(yīng)變分布

預(yù)應(yīng)力組合梁結(jié)構(gòu)在承受荷載時(shí)，由于混凝土和鋼材的不同材料性質(zhì)，導(dǎo)致二者之間變形出現(xiàn)不協(xié)調(diào)，為此需要研究其截面應(yīng)變分布。圖8給出了不同荷載作用下的截面應(yīng)變分布。

圖8 截面應(yīng)變分布

從圖8中可以看出，在試驗(yàn)加載初期，組合梁結(jié)構(gòu)中鋼梁、混凝土翼板交界面處的應(yīng)變差很小，符合變形平截面假定。隨著荷載的增加，當(dāng)混凝土翼板開(kāi)裂，雙箱鋼梁進(jìn)入彈塑性階段，雙箱鋼梁底板出現(xiàn)翹曲現(xiàn)象，組合梁中和軸不斷上升，交界面滑移增大，雙箱鋼梁應(yīng)變急劇增長(zhǎng)在破壞階段已不滿(mǎn)足平截面假定。

3 剪滯效應(yīng)分析

3.1 基本假定

由雙箱鋼梁和混凝土翼板組合而成的寬翼緣雙箱組合梁結(jié)構(gòu)，其凈跨為L(zhǎng)0。Ec，Es，E0，Gc，Gs，G0，Ac，As，A0，Ic，Is，I0分別表示兩種材料，及組合梁換算截面的彈性模量、剪切模量、橫截面面積、抗彎慣性矩。在分析寬翼緣雙箱鋼-混凝土組合梁考慮剪滯效應(yīng)和預(yù)應(yīng)力增量作用下組合梁變形特征時(shí)，用到了如下基本假定：①不考慮相對(duì)滑移的影響；②兩種材料滿(mǎn)足線彈性假定，且二者撓屈位移相等；③翼板應(yīng)變沿橫向?yàn)槎螔佄锞€分布；④在外荷載作用過(guò)程中，預(yù)應(yīng)力筋始終保持為彈性體；⑤忽略預(yù)應(yīng)力筋與轉(zhuǎn)向塊之間的摩擦損失，并且預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力處處相等；⑥預(yù)應(yīng)力筋與組合梁的變形基本一致，忽略“二次效應(yīng)”的影響。分析簡(jiǎn)化模型如圖9。

圖9 雙箱組合梁分析模型

3.2 剪滯效應(yīng)計(jì)算

根據(jù)基本假定，雙箱鋼-混凝土組合梁任一點(diǎn)的縱向位移由縱向線位移ul(x,y,z)和由剪力滯引起的縱向翹曲位移uw(x,y,z)疊加而成，即：

u(x,y,z)=ul(x,y,z)+uw(x,y,z)

(1)

于是由式(1)可得雙箱組合梁縱向翹曲位移函數(shù)表達(dá)式：

ui(x,y,z)=xiw′(z)+xiφi(y)fi(z)，(i=1,2,3,4)

(2)

式中：1，2，3，4分別為組合梁混凝土翼板w1段、w2段、鋼梁腹板、鋼梁底板位置相關(guān)參數(shù)；xi為各部分型心到組合梁形心軸的距離；w′(z)為梁的轉(zhuǎn)角；φi(y)為雙箱組合梁截面橫向翹曲函數(shù)；fi(z)為翹曲函數(shù)沿縱軸向強(qiáng)度函數(shù)。其中：x1=-xc，x2=-xc，x3=xw，x4=xb；φ1(y)=φ4(y)=1-4[(y-0.5w1)/w1]2，φ2(y)=1-[(0.5Bc-y)/w2]3，φ3(y)=1；f1(z)=f2(z)，f3(z)=0。

將式(2)分別對(duì)z和y求偏導(dǎo)得：

(3)

則雙箱組合梁應(yīng)變能可表達(dá)為：

(4)

梁體受彎時(shí)荷載勢(shì)能為：

Wp=∫vpM(z)w″(z)dVp

(5)

則雙箱組合梁的總勢(shì)能表達(dá)式為：

Π=U+Wp

(6)

根據(jù)最小勢(shì)能原理，將式(4)、式(5)代入式(6)，并令其一階變分為0，可求得雙箱組合梁考慮剪滯效應(yīng)后的控制微分方程為：

(7)

式中：

由式(7)解得：

(8)

f1(z)=

(9)

f4(z)=

(10)

n=mθγch(0.5γL0)。

如圖9，組合梁在外荷載及預(yù)應(yīng)力作用下，任意截面剪力和彎矩可表示為：

(11)

M(z)=

(12)

根據(jù)能量守恒原理，外力所做的功等于結(jié)構(gòu)的變形勢(shì)能，即有基本方程：

W外=U1+U2+U3

(13)

式中：U1表示組合梁的彎曲應(yīng)變能；U2表示預(yù)應(yīng)力增量使梁體壓縮產(chǎn)生的應(yīng)變能；U3表示預(yù)應(yīng)力增量引起的拉伸應(yīng)變能。

外荷載對(duì)預(yù)應(yīng)力組合梁所做的功W外為：

(14)

在外荷載作用下產(chǎn)生的彎曲變形能U1為：

(15)

預(yù)應(yīng)力增量使梁體壓縮產(chǎn)生的應(yīng)變能U2為：

(16)

預(yù)應(yīng)力增量引起的拉伸應(yīng)變能U3為：

(17)

將式(14)～式(17)代入式(13)解得預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量：

(18)

由式(8)～式(12)，式(18)得雙箱組合梁撓度及對(duì)應(yīng)應(yīng)變函數(shù)表達(dá)式為：

(19)

(20)

3.3 算例及對(duì)比分析

以試驗(yàn)試件為例，該試件剪力連接程度為1.0，混凝土翼板應(yīng)變極限荷載為Fcu=217.004kN。計(jì)算所用到的材料參數(shù)根據(jù)GB50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》和GB50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》來(lái)確定，Ec=37.56GPa，Es=206GPa，Ep=201GPa,Gc=14.4GPa，Gs=82.4GPa。幾何參數(shù)取自試驗(yàn)試件：w1=0.13m，w2=0.37m， Hc=0.15m，Bc=1.0m，Hs=0.17m，Bs=0.26m，tw=0.01m，hw=0.16m，tb=0.01m,Dp=15.2mm。當(dāng)F≤Fcu，剪力滯對(duì)比分析如下。

根據(jù)式(19)，可分別得到跨中荷載F=43.401，130.202，217.004kN時(shí)組合梁不同位置z=0.75，1.5，2.25m處撓度值，并與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析，如表3。根據(jù)推導(dǎo)式(20)，可分別得到跨中荷載F=43.401，130.202，217.004kN時(shí)混凝土翼板及雙箱鋼梁跨中截面不同位置應(yīng)變值，對(duì)比分析如表4、表5。

表3 組合梁撓度理論與試驗(yàn)對(duì)比分析

表4 混凝土翼板跨中截面處應(yīng)變對(duì)比分析

表5 混凝土、雙箱鋼梁跨中截面處應(yīng)變對(duì)比分析

將表3～表5中相對(duì)誤差匯總，如圖10。分析可知，超過(guò)96.5%的數(shù)據(jù)落在15%以?xún)?nèi)，主要集中在4%左右，表明基于最小勢(shì)能原理推導(dǎo)出的計(jì)算方法用于分析該類(lèi)結(jié)構(gòu)剪力滯問(wèn)題具有很好的精度。

圖10 相對(duì)誤差分析

4 結(jié) 論

1)提出了一種新型的寬翼緣雙箱型鋼-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)，并對(duì)其在考慮體外預(yù)應(yīng)力增量的作用下進(jìn)行了試驗(yàn)研究，主要探討了在跨中集中荷載作用下組合梁的應(yīng)力、應(yīng)變，以及撓度隨荷載變化的情況。

2)通過(guò)找出混凝土翼板、雙箱鋼梁的位移形函數(shù)，基于最小勢(shì)能原理，建立控制微分方程，求解出組合梁的形函數(shù)表達(dá)式。又根據(jù)能量守恒原理，解得預(yù)應(yīng)力增量表達(dá)式，代入形函數(shù)表達(dá)式，最終求得考慮剪滯效應(yīng)、預(yù)應(yīng)力增量作用下的應(yīng)變函數(shù)表達(dá)式，以及撓度函數(shù)表達(dá)式。

3)通過(guò)算例，在彈性范圍內(nèi)，對(duì)寬翼緣雙箱鋼-混凝土這種新型組合梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行了剪滯效應(yīng)對(duì)比分析，分析表明，其誤差在15%以?xún)?nèi)，為分析組合梁結(jié)構(gòu)關(guān)于剪滯效應(yīng)問(wèn)題、預(yù)應(yīng)力增量問(wèn)題提供了理論基礎(chǔ)。

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Experimental Study and Analysis on Shear Lag Effect of PrestressedComposite Beam Structure

Hu Shaowei1, Yu Jiang1, 2, Xie Jianfeng1, Xu Aiqing3

(1. Nanjing Hydraulic Research Institute, Nanjing 210024, Jiangsu, China;2. College of Civil & Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, Jiangsu, China;3. College of Mechanics & Materials, Hohai University, Nanjing 210098, Jiangsu, China)

In order to make an in-depth analysis on shear lag effect of prestressed steel-concrete composite beam structure, a new type of double-box steel-concrete composite beam with wide flange was proposed and researched through the test, and its load-stress curves, load-strain curves, and load-deflection curves were discussed under mid-span concentrated load. Based on the warping displacement model assumption, governing differential equations were established by the minimum potential energy principle, and expressions of strain and deflection were deduced considering both shear lag effect and prestressed increment. Finally, combining with the example, contrastive analyses on shear lag effect between test and theory were also launched within the elastic stage, analysis solution showed that the error within 15%.

bridge engineering; double-box composite beam; shear lag effect; prestressed increment; analytical solution

10.3969/j.issn.1674-0696.2015.04.02

2014-07-16；

2014-09-16

國(guó)家杰出青年基金項(xiàng)目(51325904)；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51279111)

胡少偉(1969—)，男，河南杞縣人，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事水工結(jié)構(gòu)工程與材料方面的研究。E-mail: hushaowei@nhri.cn。

TU398;O302

A

1674-0696(2015)04-007-08