蘇慶田， 薛智波， 李晨翔， 姜 旭

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092； 2.上海市政交通設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海 200030)

組合梁鋼與混凝土界面連接效應(yīng)的精細(xì)化計(jì)算

蘇慶田1， 薛智波1， 李晨翔2， 姜 旭1

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092； 2.上海市政交通設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海 200030)

為定量了解組合梁橋中鋼與混凝土界面上各種連接效應(yīng)的作用，提出一種能夠考慮鋼與混凝土界面上包括連接件效應(yīng)、黏結(jié)效應(yīng)和摩擦效應(yīng)的計(jì)算分析方法，通過試驗(yàn)驗(yàn)證該方法是可行的.利用該方法計(jì)算分析了組合梁中不同連接效應(yīng)對組合梁應(yīng)力及鋼與混凝土界面滑移的影響，也研究了考慮鋼與混凝土界面黏結(jié)效應(yīng)與否對組合梁各部分構(gòu)件受力的影響,得知鋼與混凝土界面黏結(jié)效應(yīng)對組合梁中鋼梁和混凝土的受力影響較少，但對連接件剪力影響較大，在不同荷載作用下剪力降低最大可達(dá)到25%.

組合結(jié)構(gòu)； 分析方法； 黏結(jié)； 連接件； 非線性有限元

鋼與混凝土組合梁通過界面上的黏結(jié)作用、摩擦、機(jī)械咬合作用及結(jié)構(gòu)連接件等實(shí)現(xiàn)鋼與混凝土間的傳力，保證組合結(jié)構(gòu)各部分的協(xié)同受力[1-3].過去計(jì)算分析組合梁鋼與混凝土界面上的連接效應(yīng)基本上是不可能的，而且測試這種連接效應(yīng)也十分困難，因此在組合梁的設(shè)計(jì)計(jì)算中通常忽略鋼與混凝土界面上的黏結(jié)和摩擦作用，并將其作為一種安全儲備，只考慮二者間的連接件作用[4-5]，這種方法對保證組合梁連接件的受力是安全的.然而，組合結(jié)構(gòu)界面連接效應(yīng)的研究對于全面理解剪力連接件的受力行為分析以及優(yōu)化剪力連接件設(shè)計(jì)等具有實(shí)際意義.此外，隨著組合結(jié)構(gòu)橋梁技術(shù)的發(fā)展，一些新型的組合結(jié)構(gòu)形式和施工方法開始在工程中應(yīng)用[6]，如為了增強(qiáng)預(yù)應(yīng)力的張拉效率而減少預(yù)應(yīng)力施加到鋼梁上，需要在混凝土橋面板中施加預(yù)應(yīng)力使得混凝土與鋼梁之間產(chǎn)生滑動，這時需要計(jì)算分析施工過程中克服鋼與混凝土之間的黏結(jié)和摩擦需要施加的作用力的大小，目前，還未見有關(guān)計(jì)算分析組合梁中鋼與混凝土之間黏結(jié)與摩擦效應(yīng)的方法.隨著數(shù)值計(jì)算方法的進(jìn)步，一些新的計(jì)算技術(shù)和新型單元開發(fā)，使詳細(xì)計(jì)算分析組合梁鋼與混凝土界面上的連接效應(yīng)也變成可能[7].本文結(jié)合通用有限元程序，提出一種能夠模擬組合梁中鋼與混凝土界面上黏結(jié)效應(yīng)、摩擦效應(yīng)及連接件傳力的組合梁計(jì)算分析模型，并通過試驗(yàn)結(jié)果分析所提的計(jì)算模型的可行性.結(jié)合一組合梁具體工程計(jì)算分析不同界面連接效應(yīng)下組合梁的受力及鋼與混凝土界面滑移，計(jì)算組合梁中鋼與混凝土界面黏接作用對連接件受力的影響.

1 組合梁結(jié)構(gòu)受力模型的模擬

1.1 鋼與混凝土界面連接效應(yīng)的模擬

1.1.1 連接件的模擬

組合梁中的剪力連接件形式有很多種，其中焊釘連接件在傳遞剪力上沒有方向限制，是目前組合結(jié)構(gòu)中應(yīng)用最廣的一種連接件[8].在ANSYS程序中，鋼與混凝土界面的焊釘連接件常采用彈簧單元Combin14模擬，彈簧單元有明確的方向性，一維單元只能模擬一個方向的受力，為了模擬出真實(shí)受力情況，在一對節(jié)點(diǎn)之間生成3個彈簧單元，分別代表焊釘連接件3個方向的受力性能，如圖1所示，圖中Kx，Ky，Kz分別為一個焊釘在x，y，z方向上的抗剪剛度.由于鋼與混凝土界面上混凝土節(jié)點(diǎn)和鋼梁節(jié)點(diǎn)位置重合，因此3個彈簧單元長度為零，每個彈簧單元的2個節(jié)點(diǎn)分別對應(yīng)混凝土節(jié)點(diǎn)和鋼梁節(jié)點(diǎn)[9].

圖1 模擬焊釘連接件的三維彈簧模型Fig.1 3D spring element simulate stud connector

1.1.2 鋼與混凝土界面黏結(jié)及滑移效應(yīng)的模擬

國內(nèi)外研究表明，鋼與混凝土之間的黏結(jié)作用與光圓鋼筋和混凝土之間的黏結(jié)相類似，主要由三部分組成[10-11]：①混凝土中水泥膠體與鋼表面的化學(xué)膠結(jié)力；②鋼與混凝土接觸面上的摩擦力；③鋼表面粗糙不平的機(jī)械咬合力.

在滑動之前，鋼與混凝土之間的黏結(jié)作用主要取決于化學(xué)膠結(jié)力，膠結(jié)力是水泥漿體產(chǎn)生于2種材料界面上的化學(xué)吸附力.膠結(jié)力只在界面處于原始狀態(tài)時才存在，一旦界面發(fā)生相對滑移，晶體被剪斷、擠碎，膠結(jié)力就消失.在鋼與混凝土之間產(chǎn)生滑動而膠結(jié)力喪失之后，起主要作用的是摩擦力和與鋼表面粗糙度有關(guān)的咬合力.摩擦力取決于垂直于摩擦面的正應(yīng)力和摩擦系數(shù)，因而與界面的粗糙程度有關(guān)，界面正壓力直接來源于組合梁混凝土頂板對鋼梁上翼緣板的壓力.

對于有限元模擬組合梁中鋼與混凝土界面黏結(jié)和滑移作用，目前常用的是接觸單元.接觸單元可以較好模擬靜摩擦力和動摩擦力，并且能夠考慮不同法向力對黏結(jié)強(qiáng)度的影響.同時，在后處理中接觸單元可以提取滑移值、摩擦力、法向力等多種結(jié)果，便于數(shù)據(jù)的收集和整理.

ANSYS程序中提供了適合不同結(jié)構(gòu)維度的多種接觸單元類型，包括點(diǎn)-點(diǎn)接觸分析、點(diǎn)-面接觸分析和面-面接觸分析.對于三維建模的組合梁模型常用的是3D面-面接觸的TARGE170和CONTA173單元，如圖2所示.一般地，處于接觸狀態(tài)的表面具有不互相穿透、能夠傳遞法向壓力和切向摩擦力、不傳遞法向拉力的特點(diǎn).接觸單元采用基本的庫侖摩擦模型(圖3)，庫侖摩擦模型定義了一個等效剪應(yīng)力τ，在某一法向壓應(yīng)力p作用下剪應(yīng)力達(dá)到此值時表面開始滑動(τ=μp+τ0，其中μ是摩擦系數(shù)，作為材料特性定義，而τ0是黏聚力).一旦剪應(yīng)力超過此值后，2個表面之間開始相對滑動.為了指定接觸界面上最大容許剪應(yīng)力，設(shè)置常數(shù)τmax，該常數(shù)用于修正在接觸壓力非常大時用庫侖理論計(jì)算出的界面剪應(yīng)力超過了材料的屈服極限的情況[12].

圖2 模擬界面黏結(jié)的三維接觸單元模型Fig.2 3D contact element simulate interface bonding

圖3 摩擦模型Fig.3 Friction mode

根據(jù)試算結(jié)果，接觸單元在模擬界面產(chǎn)生滑移狀態(tài)后，除計(jì)入摩擦力作用，還計(jì)入了界面初始黏結(jié)力的作用.而實(shí)際情況是，在產(chǎn)生滑移后界面初始黏結(jié)力失效，即接觸單元切向抗剪強(qiáng)度符合下述公式：

(1)

因此，接觸單元不能直接應(yīng)用于模擬組合結(jié)構(gòu)界面連接效應(yīng)，需要進(jìn)行修正.本文通過對產(chǎn)生滑移接觸單元的單元實(shí)常數(shù)進(jìn)行修正的方法，并經(jīng)過多次循環(huán)計(jì)算，即每次計(jì)算前將上次計(jì)算結(jié)果中產(chǎn)生滑移單元的實(shí)常數(shù)進(jìn)行修正，使這些單元界面初始黏結(jié)力失效，彌補(bǔ)接觸單元在不同狀態(tài)下界面剪力分析中的不足.

1.2 混凝土與鋼構(gòu)件的模擬

混凝土為一種非均質(zhì)材料，影響其力學(xué)特性的因素很多.在大型有限元軟件ANSYS中，Solid65單元為三維八節(jié)點(diǎn)體單元，常被用來模擬鋼筋混凝土和巖石等抗壓能力遠(yuǎn)大于抗拉能力的非均質(zhì)材料.本文采用Solid65六面體單元模擬組合梁中的混凝土結(jié)構(gòu).

Shell63是四節(jié)點(diǎn)的殼單元，既具有彎曲能力，又具有膜力，可以承受平面內(nèi)荷載和法向荷載.本文采用Shell63單元模擬組合梁中的鋼結(jié)構(gòu).

2 計(jì)算模型的驗(yàn)證

為驗(yàn)證用彈簧單元和接觸單元模擬鋼與混凝土界面連接效應(yīng)的正確性，以Chapman等[13]的試驗(yàn)為算例.Chapman等于1964年成功進(jìn)行了鋼-混凝土簡支組合梁的試驗(yàn)，由于其試驗(yàn)數(shù)據(jù)資料完整、結(jié)果可靠，經(jīng)常被后來的研究者用來進(jìn)行對比分析.

Chapman等所試驗(yàn)的簡支組合梁結(jié)構(gòu)形式如圖4所示，梁長6 050 mm，混凝土翼緣寬1 220 mm.試驗(yàn)梁焊釘數(shù)量為100個，焊釘直徑為13 mm、高50 mm，焊釘布置間距為120 mm.

Chapman等對試驗(yàn)梁均加載至破壞，因而在有限元模型中可進(jìn)行彈塑性分析.模型中鋼材的彈性模量Es=2.05×105MPa，屈服應(yīng)力σy0=249 MPa，泊松比γa=0.3.混凝土的彈性模量Ec=2.67×103MPa，抗壓強(qiáng)度fcu=50 MPa，抗拉強(qiáng)度ftu=5 MPa，混凝土采用Von Mises屈服準(zhǔn)則，材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用下列表達(dá)式：

(2)

式中：σ為應(yīng)力;ε為應(yīng)變;Escnt為割線模量，并由最大壓應(yīng)力σc和對應(yīng)的應(yīng)變εc得出，Escnt=σc/εc，σc取圓柱體抗壓強(qiáng)度值.

在有限元模型中，焊釘連接件用非線性彈簧單元剪切剛度模擬，按實(shí)際試驗(yàn)中的荷載-滑移曲線取，軸向剛度根據(jù)焊釘?shù)某叽缬?jì)算.鋼與混凝土界面黏結(jié)作用用3D接觸單元模擬，對于鋼與混凝土界面的黏結(jié)，試驗(yàn)中沒有提及，根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)取值，鋼與混凝土界面在無壓力情況下抗剪黏結(jié)強(qiáng)度(即接觸單元的黏聚力COHE)取0.3 MPa，摩擦系數(shù)取0.7，其他參數(shù)采用ANSYS程序中的默認(rèn)設(shè)置.根據(jù)上述尺寸以及材料特征建立有限元模型如圖5所示.

a 半個試件

b 橫斷面圖4 Chapman簡支梁布置(單位：mm)

Fig.4 Schematic diagram of Chapman’s specimen(unit：mm)

圖5 Chapman試驗(yàn)梁有限元模型Fig.5 FEA model of Chapman’s specimen

為更加清楚地分析用接觸單元模擬鋼與混凝土界面黏結(jié)的正確與否，在進(jìn)行有限元計(jì)算時考慮2種情況分別計(jì)算，一種為鋼與混凝土之間僅靠以彈簧單元模擬的焊釘連接件連接(ANSYS無黏結(jié))，另一種為鋼與混凝土之間除建立彈簧單元模擬焊釘連接件外，還建立接觸單元模擬鋼與混凝土之間的自然黏結(jié)(ANSYS有黏結(jié)).

圖6為試驗(yàn)梁荷載隨跨中撓度變化的試驗(yàn)結(jié)果和有限元計(jì)算結(jié)果，從結(jié)果可以看出有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較吻合，說明本文采用的有限元模型是可靠的，從圖中也可以看出，考慮接觸單元與否對試驗(yàn)梁跨中撓度影響很小.

圖6 試驗(yàn)梁荷載-跨中撓度曲線Fig.6 Load-deflection curve of specimens

圖7為跨中集中荷載為440 kN時鋼與混凝土之間滑移值沿跨徑的分布，此時跨中鋼梁下翼緣已經(jīng)屈服，界面滑移主要集中在跨中附近，從結(jié)果可以看出有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較吻合，且考慮接觸單元的ANSYS有黏結(jié)結(jié)果更接近試驗(yàn)值，圖8荷載-端部滑移曲線也驗(yàn)證了這一點(diǎn).圖8中ANSYS有黏結(jié)在荷載達(dá)到約300 kN時試驗(yàn)梁端部才開始滑移，而ANSYS無黏結(jié)在荷載較小時端部就存在滑移，因此，考慮接觸單元的ANSYS有黏結(jié)結(jié)果更接近Chapman等的試驗(yàn)值.

圖7 440 kN時試驗(yàn)梁界面滑移分布Fig.7 Interface slip distribution of specimens at 440 kN

圖8 試驗(yàn)梁荷載-端部滑移曲線Fig.8 Load and end slip curve of specimens

根據(jù)上述分析，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較吻合，采用接觸單元考慮鋼與混凝土之間的黏結(jié)作用是可行的.

3 界面連接效應(yīng)對組合梁受力的影響

3.1 工程背景介紹

工程采用某兩跨各為50 m的連續(xù)槽形鋼箱組合梁橋，組合梁橫斷面如圖9所示，混凝土頂板寬12.75 m，平均厚度300 mm，腹板處加厚至550 mm，槽形鋼梁高3 000 m，底板寬6 500 mm，上翼緣板寬1 000 mm，跨中處鋼梁上翼緣板、腹板、底板厚度分別為30,20,26 mm，支座處鋼梁上翼緣板、腹板、底板厚度分別為36,30,20 mm.中支座底板處采用內(nèi)襯底板混凝土.施工方法采用一次落架.

a 跨中斷面

b 中支點(diǎn)斷面圖9 橫斷面(單位：mm)Fig.9 Cross section(unit: mm)

焊釘連接件的直徑為22 mm，高度為300 mm，焊釘在鋼梁上翼緣板橫橋向布置6排，間距為150 mm，縱橋向滿布，間距為150 mm.布置形式如圖10所示.焊釘切向剛度取400 kN·mm-1，軸向剛度取250 kN·mm-1.鋼與混凝土界面黏結(jié)作用采用三維接觸單元Conta173和Targe170模擬，取鋼表面處理方式為采用環(huán)氧富鋅底漆時的界面黏結(jié)強(qiáng)度和摩擦系數(shù)，即接觸單元初始黏結(jié)強(qiáng)度COHE取0.3 MPa，摩擦系數(shù)取0.7，其他參數(shù)采用默認(rèn)值.

計(jì)算內(nèi)容主要為：①恒載，考慮一期恒載和二期恒載；②正常使用短期組合，考慮一期恒載、二期恒載、車道活載、整體降溫、梯度降溫、混凝土收縮作用以及支座沉降.荷載均按中支點(diǎn)負(fù)彎矩最不利情況布置.各主要材料參數(shù)和荷載如下.

圖10 焊釘布置示意(單位：mm)Fig.10 The arrangement of stud connectors(unit: mm)

(1)材料.鋼材：Q345qC，密度78.5×10-6N·mm-3，彈性模量2.06×105MPa，線膨脹系數(shù)1.2×10-5℃-1，泊松比0.3.混凝土：C60，密度25×10-6N·mm-3，彈性模量3.45×104MPa，線膨脹系數(shù)10-5℃-1，泊松比0.2.

(2)一期恒載.為橋梁主體結(jié)構(gòu)自重.

(3)二期恒載.橋面為100 mm瀝青混凝土鋪裝(重度取24 kN·m-3)；每側(cè)欄桿每延米重量為10 kN.

(5)整體降溫.考慮結(jié)構(gòu)整體溫度變化，整體降溫27 ℃.

(6)梯度降溫.考慮結(jié)構(gòu)梯度溫度變化，僅把混凝土溫度降低7 ℃，其余部分溫度保持不變.

(7)混凝土收縮作用.將混凝土降溫15 ℃進(jìn)行模擬.

(8)支座沉降.根據(jù)中支點(diǎn)負(fù)彎矩最不利情況，考慮邊支座沉降16.67 mm、中間支座保持不變.

3.2 僅考慮黏結(jié)效應(yīng)的組合梁受力

僅考慮黏結(jié)效應(yīng)而不考慮剪力連接件效應(yīng)，即鋼與混凝土間僅靠接觸單元連接，計(jì)算荷載分別為恒載和短期組合時的組合梁受力情況如表1所示.

表1 僅考慮黏結(jié)效應(yīng)的組合梁受力情況Tab.1 The behavior of composite girder only considering interface bonding

注：a為中支點(diǎn)頂板混凝土縱橋向最大拉應(yīng)力，b為中支點(diǎn)鋼梁上翼緣板處最大Mises應(yīng)力，c為界面滑移率，d為界面最大滑移值.

分析接觸單元計(jì)算結(jié)果，在恒載和短期組合下全橋接觸單元的接觸狀態(tài)如圖11所示，圖中虛線表示滑移方向向右，實(shí)線表示滑移方向向左.由圖可見，在僅考慮黏結(jié)效應(yīng)的情況下，在恒載情況下鋼與混凝土界面幾乎全部發(fā)生破壞和滑移，滑移面約占全部界面的98%，黏結(jié)面主要分布在靠近邊支點(diǎn)18 m范圍處的小塊區(qū)域；在短期組合下鋼與混凝土界面會全部發(fā)生破壞和滑移.

圖11 界面黏結(jié)滑移狀態(tài)(單位：m)Fig.11 Interface bonding condition(unit: m)

圖11中的滑移方向指向混凝土頂板相對鋼梁上翼緣板滑動方向，這里規(guī)定箭頭向左的滑移值為正，得到恒載和短期組合下滑移值(提取位置為鋼梁上翼緣板與腹板交界處，下同)分布形狀如圖12所示，圖中橫坐標(biāo)為橋梁縱橋向位置，原點(diǎn)位于橋左端.由圖可知兩者形狀基本一致，不同的是：在恒載下滑移值最大為3.52 mm，在短期組合下滑移值最大為7.69 mm；在短期組合下滑移值相對恒載時較大；在短期組合下因左跨跨中有車道荷載的集中荷載，兩跨界面滑移值不對稱，且左跨較大.在恒載下距邊支座17 m處滑移方向發(fā)生改變，而在短期組合下距邊支座13 m處滑移方向發(fā)生改變，界面滑移方向變化點(diǎn)向邊支座移動了4 m.

圖12 僅考慮黏結(jié)效應(yīng)的界面滑移分布Fig.12 Interface slipping distribution only considering interface bonding

3.3 僅考慮連接件效應(yīng)的組合梁受力

僅考慮連接件效應(yīng)而不考慮黏結(jié)效應(yīng)，即鋼與混凝土間僅靠焊釘彈簧單元連接，計(jì)算荷載分別為恒載和短期組合時的組合梁受力情況如表2所示.

在恒載和短期組合下滑移分布曲線如圖13所示，兩者形狀基本一致，縱向滑移絕對值最大均不超過0.1 mm.在短期組合下，滑移值略有增加，在恒載下最大滑移絕對值約為0.07 mm，而在短期組合下最大滑移絕對值約為0.08 mm.對于考慮剪力連接件效應(yīng)，組合梁鋼與混凝土之間的連接剛度較大，所以界面滑移較小.

表2 僅考慮連接件效應(yīng)的組合梁受力情況Tab.2 The behavior of composite girder only considering connectors

圖13 僅考慮連接件的界面滑移分布Fig.13 Interface slipping distribution only considering connectors

提取在恒載和短期組合下焊釘剪力分布如圖14所示，在恒載和短期組合下組合梁剪力釘?shù)募袅Ψ植夹螤罨疽恢?，在恒載時焊釘最大剪力為26 kN，短期組合時最大剪力為30 kN，剪力最大值均出現(xiàn)在靠近中支座4 m左右處.

圖14 僅考慮連接件的焊釘縱向剪力分布Fig.14 Longitudinal shear force distribution of stud connectors only considering connectors

3.4 考慮黏結(jié)效應(yīng)和連接件效應(yīng)的組合梁受力

考慮均布剪力釘和界面黏結(jié)作用，即鋼與混凝土間既有焊釘彈簧單元連接又有接觸單元連接，計(jì)算荷載為恒載和短期組合時的中支點(diǎn)處頂板混凝土及鋼梁的應(yīng)力結(jié)果如表3.表3還列出僅考慮黏結(jié)作用(情形A)和僅考慮剪力連接件作用(情形B)以及2種作用均考慮(情形C)的計(jì)算結(jié)果.

表3 不同連接件效應(yīng)的組合梁受力情況

Tab.3 The behavior of composite girder with different connecting conditions

組合梁連接情形荷載形式a/MPab/MPac/%d/mmA恒載短期組合3．66．390170981003．527．69B恒載短期組合7．311．840900．070．08C恒載短期組合7．311．840900．070．08

對比連接情形B和C可得，在考慮剪力連接件時，無論在恒載還是短期組合下，是否考慮界面黏結(jié)作用對組合梁混凝土頂板和鋼梁的應(yīng)力以及界面滑移的影響都很小.然而對比連接情形A和C可得，在考慮界面黏結(jié)作用時，無論在恒載還是在短期組合下，是否考慮剪力連接件對組合梁混凝土頂板和鋼梁的應(yīng)力以及界面滑移的影響都較大.考慮剪力連接件后，中支點(diǎn)混凝土最大拉應(yīng)力增加1倍左右，而中支點(diǎn)鋼梁上翼緣板最大Mises應(yīng)力減小約1/2.連接件的有無對界面滑移產(chǎn)生完全不同的影響，當(dāng)有連接件時界面基本無滑移，而無連接件時界面基本上全部滑移.由上述分析可得，在正常使用情況下，影響組合梁的鋼梁和混凝土受力以及界面滑移的主要因素為剪力連接件，是否考慮界面黏結(jié)作用對組合梁的鋼梁和混凝土受力以及界面滑移影響很小，可以忽略.

在不同荷載下考慮界面黏結(jié)和不考慮界面黏結(jié)的焊釘剪力分布如圖15所示，由對比分析可得，考慮界面黏結(jié)作用會分擔(dān)一部分剪力連接件的剪力，使焊釘?shù)募袅υ诤爿d下平均約減少25%，在短期組合下平均約減少20%.說明若考慮焊釘連接件作用，在恒載和活載作用時，鋼與混凝土界面黏結(jié)作用也分擔(dān)剪力，是鋼-混凝土組合梁剪力受力行為不可忽略的一部分.在短期組合時，界面黏結(jié)作用對焊釘幫助減小，分析可能的原因是，在短期組合下，部分界面開始滑移，界面黏結(jié)作用對界面剪力的承擔(dān)減小.

4 結(jié)論

利用有限元程序ANSYS對組合梁鋼與混凝土界面連接效應(yīng)進(jìn)行模擬，得到了以下結(jié)論：

(1)在ANSYS程序模擬組合梁受力時，采用彈簧單元模擬焊釘連接件、接觸單元模擬鋼與混凝土之間的黏結(jié)作用，能夠有效模擬組合梁鋼與混凝土的各種連接作用.

a 恒載

b 短期效應(yīng)組合圖15 考慮2種效應(yīng)的焊釘縱向剪力分布

Fig.15 Longitudinal shear force distribution of stud connectors considering interface bonding and connectors

(2)在正常使用的情況下，影響組合梁的鋼梁和混凝土受力以及界面滑移的主要因素為剪力連接件，相比不考慮剪力連接件，考慮剪力連接件時中支點(diǎn)混凝土最大拉應(yīng)力增加1倍左右，而中支點(diǎn)鋼梁上翼緣板最大Mises應(yīng)力減小約1/2，界面滑移率也由無連接件的基本全部滑移變?yōu)榭紤]連接件的基本無滑移，是否考慮界面黏結(jié)作用對組合梁的鋼梁和混凝土受力以及界面滑移影響很小，可以忽略.

(3)考慮界面黏結(jié)作用會分擔(dān)一部分剪力連接件的剪力，使焊釘?shù)募袅υ诤爿d下平均減少約25%，在短期組合下平均減少約20%.考慮焊釘連接件作用，不論恒載還是短期組合時，鋼與混凝土界面黏結(jié)作用也分擔(dān)剪力，是鋼-混凝土組合梁剪力受力行為不可忽略的一部分.

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Refined Calculation of Steel-concrete Interface Connection in Composite Girders

SUQingtian1，XUEZhibo1，LIChenxiang2，JIANGXu1

(1. College of Civil Engineering， Tongji University， Shanghai 200092， China； 2. Shanghai Municipal Transportation Design & Research Institute Co. Ltd.， Shanghai 200030， China)

In order to quantitatively reveal the combination of steel and concrete interface, an analysis method was provided for the calculation of composite girder considering connectors, bond stress and friction in the interface between the steel and the concrete. The feasibility of the method was also verified through the experiment. This method was used to analyze the relationship between different steel-concrete connecting conditions and interface slip and also the effect of the present or not of the interface bonding on the mechanical behavior of the composite girder was analyzed. The results show that, the steel-concrete interface bonding effect has a tine effect on the stress of the concrete slab and steel girder, but has a large effect on the shear force of the connectors where the maximum effect can reach 25 percent under different loads.

composite girder； analysis method； bond stress； connector； nonlinear finite element method

2016-03-16

國家“九七三”重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(2013CB036303)；國家自然科學(xué)基金(51408424)

蘇慶田(1974—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)殇摌蚣敖M合橋梁.E-mail：sqt@#edu.cn

姜 旭(1982—)，男，講師，碩士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)殇摌蚣敖M合橋梁.E-mail：jiangxu@#edu.cn

TU312

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