不同翼板形式组合梁受弯性能试验研究
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第１０期聂建国，等：不同翼板形式组合梁受弯性能试验研究５７
线性弹簧单元Ｃｏｍｂｉｎ３９建模，不考虑混凝土翼板的掀起作用，建模时，钢一混凝土交界面位置重合的混凝土单元节点和钢梁单元节点之间，在可能发生滑移的方向采用弹簧单元连接，其他方向的自由度耦合。在负弯矩试验中，组合梁钢梁下翼缘发生局部屈曲或侧向失稳现象，因而在非线性分析中考虑钢板初始缺陷的影响，钢板初始缺陷中不考虑残余应力的影响，而以结构最大尺寸的０．１％计人钢板初始变形的影响。
２．３．２材料本构
混凝土材料采用多线性等向强化模型（ＭＩＳＯ），单轴应力应变关系采用Ｈｏｎｇｎｅｓｔａｄ建议的应力一应变关系引９。混凝土的破坏准则采用修正的Ｗｉｌｌｉａｍ—Ｗａｒｎｋｅｒ的５参数模型，该准则需要由试验确定的５个特征参数进行标定，当满足条件［盯ｈ］≤√３ｆｏ时，则可以仅由轴心抗压强度和轴心抗拉强度确定。为保证计算的收敛性，Ｓｏｌｉｄ６５单元中剪力传递系数ｐ。、风分别取为０．５和０．８ｌｌｏｊ。混凝土的泊松比取为０．２。
混凝土开裂之前定义为线弹性材料，抗托弹性模量为定值。为了有助于计算收敛，考虑混凝土开裂后的应力松弛，混凝土开裂软化曲线如图ｌｌ所示。其中，Ｌ为拉应力折减系数，一般取为Ｔ。＝０．６；￡Ａ为混凝土达到开裂应力时对应的开裂应变；Ｅ为混凝土受压初始弹性模量；Ｒ‘为开裂后混凝土的割线模量。ＡＮＳＹＳ中，混凝土开裂后应变软化至６倍的开裂应变后，应力降低至０。厂ｌ的取值见表２。
钢梁及钢筋材料本构均采用双线性随动强化模型（ＢＫＩＮ），取弹性模量Ｅ。＝２．０６×１０５，强化模量Ｅ。＝０．０１Ｅ。，泊松比为０．３。厂ｖ和．ｆ。的取值见表１。
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疋－厂
图１１混凝土开裂软化曲线
ｌａｇ．１１Ｓｏｆｔｅｎａ唧ｏｆｏｍｅｒｅｔｅａｆｔｅｒｃｒ翟岵Ｉ瞎现有研究成果提出了多种栓钉的纵向剪力一滑移曲线，本文对栓钉本构关系取如下表达式［１０］：
Ｖ＝Ｖ。（１一ｅ一“）“，（２）式中，Ｖ为栓钉承受的剪力；ｓ为滑移量；ｎ和ｍ为参数；Ｖ。为栓钉极限承载力，取为Ｖ。＝ｏ．４３Ａ。?￣／ＥＪｏ≤０．７Ａ＾；Ａ。为栓杆面积；．厂ｕ为栓钉钢材极限强度。对于参数ｍ和ｎ，不同学者提出不同的建议取值，本文中采用的参数为ｍ＝０．８，ｎ＝０．７ｒａｉｎ．１【ｌｏｊ。
２．３．３试验结果与有限元对比
有限无计算的跨中截面弯矩一挠度曲线与试验结果的对比如图５、图６所示，组合梁在正弯矩作用下，ＳＣＣＢ２和ＳＣＣＢ４试验结果与有限元分析结果基本吻合，有限元分析得到的结构位移稍小，二者误差很小。相对而言，负弯矩试验梁ＳＣＣＢｌ和ＳＣＣＢ３有限元分析结果与试验情况存在一定的误差，尤其是ＳＣ—ＣＢ３，在混凝土翼板开裂之后，截面刚度迅速下降，而仍采用连续体单元模拟预制板组合梁翼板混凝土，无法模拟界面裂缝槽，与实际情况存在较大差异。但对于ＳＣＣＢｌ，混凝土翼板裂缝缓慢发展，截面刚度缓慢变化，有限元计算结果与实验情况基本吻合，极限承载力误差在５％以内。另外，试验中采用液压式千斤顶单调加载，受试验条件限制无法得到弯矩一挠度试验曲线的下降段，而通过有限元方法采用位移加载模式可以得到组合梁负弯矩作用下的全过程曲线，并能有效模拟组合梁在负弯矩作用下钢梁受压翼缘发生局部心曲现象，如图１２、图１３所示。
图１２负弯矩加载跨中钢梁下翼缘局部屈曲
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ｂｏｔｔｏｍ崎ｏｆｓｔｅｅｌｂｅａｍｓａｔｍｉｄ－ｓｌｍｎｌＩＩｌｄｅｒ珊删ｖｅｍｏｍｅｎｔｌｏａｄｉｎｇ
３结论
（１）两种翼板形式组合梁在正弯矩作用下受力性能基本一致，最终均以混凝土压溃，钢粱屈服达到承载能力极限状态，且都未发生结合面剥离或混凝土翼板纵向开裂现象，因此，在合适的横向配筋条件下。
预制板的齿槽构造和叠合板构造形式在正弯矩作用下
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５８公路交通科技第２６卷
图１３负弯矩加载钢梁下翼缘局部屈曲有限元模拟
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都是可行的。
（２）两种翼板形式组合梁在负弯矩作用下受力性能差别较大，预制板组合梁混凝土板开裂较早，其裂缝发展主要集中在跨【｛Ｉ湿接缝处，裂缝分布范围小，且裂缝宽度大，叠合组合梁裂缝出现晚，后期裂缝发展受到板内钢筋的限制，裂缝宽度细小，且分布范围较为宽广。
（３）预制板组合梁混凝土翼板开裂之后，板内钢筋小能有效限制裂缝的发展，截向．刚度显著下降。此外，预制板组合梁在湿接缝新ＩＨ混凝土结合面处出现纵向开裂现象，钢梁下翼缘较甲．进入屈服，发生整体和局部失稳现象，极限承载能力低于霍合板组合梁。
（４）预制板组合梁湿接缝处混凝土与预制板混凝土龄期不同，湿接缝处混凝土收缩应力较大，容易产生甲．期收缩裂缝，实际没计和施Ｔ中应引起足够的藿视。
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