（机械工程专业论文）钢混凝土组合梁有效翼缘宽度研究.pdf

哈尔滨工程大学硕士学位论文 摘要 本文对组合粱设计应用中的几个基本问题进行了深入讨论，内容包括栓 钉连接件的强度、组合粱在弹性状态和极限状态下的有效翼缘宽度。 本文首先对国内外大量试验数据进行分析整理，详细研究了诸多因素对 栓钉强度的影响，建立了其力学模型和强度统计公式。而后，又对四百多根 组合梁进行了有限元分析，建立了一组简明实用的计算弹性状态下组合梁有 效翼缘宽度的统计公式，并与1 2 国规范进行了比较。最后，分析组合梁在 极限状态下应力重分布的特点，回归出组合梁在极限状态下的有效翼缘宽度 计算公式。 关键词：组合粱、栓钉连接、有效翼缘宽度 哈尔滨工程大学硕士学位论文 a b s t r a c t s o m eb a s i ci s s u e sa r ed i s c u s s e dr e g a r d i n gt h ed e s i g no fc o m p o s i t eb e a m s i t i n c l u d e st h es t r e n g t ho fs t u ds h e a rc o n n e c t o r s ，e f f e c t i v ef l a n g ew i d t ho ft h e c o m p o s i t eb e a m su n d e re l a s t i ca n du l t i m a t es t a t e f i r s t ，h a v i n ga n a l y z e dt h ed a t ao fm a n yt e s t i n gr e s u l t sg o tf r o ml o c a la n d o v e r s e a s ，t h ee f f e c tf a c t o r so ft h es t u dc o n n e c t o r sa r es t u d i e d t h em e c h a n i c s m o d u l a ra n ds t a t i s t i c a ls t r e n g t hf o r m u l a sa r ee s t a b l i s h e df o r t h ec o n n e c t o r s s e c o n d ，w i t ht h ef i n i t ee l e m e n tm e t h o d ( f e m ) ，m o r et h a nf o u rh u n d r e d c o m p o s i t eb e a m sa r ea n a l y z e da n dt h es t a t i s t i c a lf o r m u l a sa r ee s t a b l i s h e df o rt h e e f f e c t i v ef l a n g ew i d t ho fc o m p o s i t eb e a m su n d e re l a s t i cs t a t e t h ef o r m u l a sa l e c o m p a r e dw i t hd e s i g nc o d e so f t w e l v ec o u n t r i e s f i n a l l y , o nt h eb a s i so fs t u d y i n g t h er e d i s t r i b u t i o no fs t r e s si nt h ec o m p o s i t eb e a m su n d e ru l t i m a t e s t a t e ，t h e f o r m u l a sf o rt h ee f f e c t i v ef l a n g ew i d t ho fc o m p o s i t eb e a m su n d e ru l t i m a t es t a t e a r ee s t a b l i s h e d k e yw o r d s ：c o m p o s i t eb e a m s ，s t u dc o n n e c t o r s ，e f f e c t i v ef l a n g ew i d t h 哈尔滨工程大学 学位论文原创性声明 本人郑重声明：本文的所有工作，是在导师的指导下， 由作者本人独立完成的。有关观点、方法、数据和文献等引 用已在文中指出，并与参考文献相对应。除文中已经注明引 用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经公开发 表的作品成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体， 均己在文中以明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律 结果由本人承担。 作者( 签字) ： 通兰茸一 日期：妒；年f ，月斗日 哈尔滨工程大学硕士学位论文 第一章绪论 1 1 选题的背景和意义 钢一混凝土组合结构是在钢结构和混凝土结构基础上发展起来的一种新 型结构体系。同传统的混凝土结构相比，可以减少梁柱截面尺寸，增大建筑 使用空间，大大减轻结构自重，减少现场湿混凝土作业量，加快施工进度， 缩短施工工期，增强结构的延性和抗震性能等。同钢结构相比，同样可以减 小构件截面高度，增大构件刚度和结构的整体性及稳定性，节约钢材，降低 造价，增强结构的耐久性等。近年来，钢混凝土组合结构在我国发展很快， 应用范围也在不断扩大，已涉及高层建筑、大跨重载结构、多层重型工业厂 房、大跨桥梁等结构领域。实践证明，它是一种具有显著技术经济效益和社 会效益的新型结构体系，应用前景广阔，适用我国基本建设的国情。可以预 计，钢一混凝土组合结构将成为2 1 世纪结构体系的重要发展方向之一。 钢一混凝土组合结构的基本结构包括钢混凝土组合梁、钢管混凝土柱、 型钢混凝土柱、型钢混凝土剪力墙等，钢一混凝土组合结构体系就是由组合构 件形成的结构体系。钢一混凝土组合结构的现状是：一方面组合结构在建筑及 桥梁结构中发展很快，一方面组合结构的设计计算理论和方法又满足不了组 合结构日益发展的需要。因此，钢一混凝土组合结构己被各大结构研究机构列 为重要研究方向之一。 钢混凝土组合梁是组合结构的重要横向承重构件。在钢梁与覆盖的混凝 土板之间加入各式各样的剪力连接件，就形成了混凝土板与钢梁协同工作的 “组合梁”。随着组合梁的出现和对其研究的进展，各国为建立规范，进行 了大量实验研究，分析组合梁的工作性能，各种连接件的连接作用，逐渐建 立起以弹性理论为基础的设计原理，有效翼缘宽度正是弹性设计中为简化分 析和计算而引入的一种等效概念。组合梁有效翼缘宽度的评价，直接影响到 组台粱框架中组合梁的刚度及承载力的正确评价。由于影响有效翼缘宽度的 哈尔滨工程大学硕士学位论文 因素很复杂，目前各国规范均采用经验性公式，各种规范的推荐值差别较大， 这种差别表明了目前在这个领域研究的不足。因此，相关课题的深入探讨有 着重要的意义。 1 2 组合梁剪力连接件 组合梁有效翼缘宽度的大小取决于混凝土板的沿宽度方向的应力分布 情况，而其前提条件是剪力连接件能保证混凝土翼板与钢梁有可靠的交互连 接。连接件在组合梁中主要是用来承受钢筋混凝土翼板与钢梁之间的纵向剪 力的，此外，它还起抵抗翼板与钢梁之间的掀起作用。 连接件的形式依其出现的先后顺序，有钢筋、型钢、栓钉等，目前使用 最为普遍的是栓钉连接件。栓钉连接件，与其他连接件相比，具有抗震性能 好、施工速度快、焊接质量好的优点，在钢一混凝土组合梁结构中得到最广 泛的应用。 在地震作用下，混凝土板交替产生拉、压两种应力状态，在滞回曲线上 表现出不对称性( 见图1 1 ) 。在混凝土板受拉时由于混凝土的开裂栓钉刚度 比受压时有明显降低，但承载力基本相同。栓钉连接件的工作状态可分为三 个阶段： 1 弹性工作阶段：这个阶段栓钉的刚度较大，滞回曲线面积很小； 2 弹塑性工作阶段：当荷载加到极限荷载的6 0 8 0 时，滑移显著增大。 此阶段栓钉周围混凝土出现明显的弹塑性性质。 3 破坏阶段。 栓钉连接件的破坏形式有以下两种：1 ) 混凝土板的劈裂破坏；2 ) 栓定在拉弯用下产生低周疲劳破坏。 荷载作用下，栓钉对混凝土产生劈裂作用，尤其是混凝土板受拉时，栓 钉的劈裂作用增强，因此板中必须配置一定数量的横向钢筋，以保证栓钉具 2 哈尔滨工程大学硕士学位论文 有良好的工作性能。 p ，嗍线 ：伊 ， 4 o d 图1 1 栓钉的荷载一滑移滞回曲线图1 2 典型滞回环 u c h i d a 、平野道胜、哈尔滨建筑大学对栓钉连接件在低周往复荷载作用 下的研究表明：1 ) 试件破坏均出现在混凝土受拉侧； 2 ) 荷载较低时，随循环次数增加，相对滑移量增加，但能够 收敛于某个限值： 3 ) 栓钉的平均刚度随循环次数而下降，并随加载进程呈现出 明显的刚度退化； 4 ) 表现出逆s 性的滞回特性。 井上一郎在文献【2 中定义了压型钢板组合梁栓钉连接件的屈服剪力 q ，约为极限承载力的o 8 5 倍。文献【1 5 的研究指出，压型钢板组合梁中 栓钉的工作性能，表现为混凝土肋与栓钉构成的整体受力，相当于一短牛腿。 文献 1 4 的结果表明，压型钢板中组合梁中栓钉的初始刚度仅实体板的 】4 。 哈尔滨工程大学硕士学位论文 1 3 组合梁有效翼缘宽度 在钢一混凝土组合梁中，混凝土板的纵向应力分布沿板宽方向是不均匀 的，随着与梁中心线距离的增加，板内的应力逐渐降低。在合力等效的条件 下，引入“有效翼缘宽度”，是为了在进行粱的承载力计算时，考虑应力的 不均匀分布，从而对混凝土板宽加以折减。 现行规范对有效翼缘宽度的计算较为简化，一般采用经验性公式，尚缺 乏详细、专门的研究。 1 4 组合梁的刚度评价 概括起来，目前框架组合梁的刚度有以下三种方法： 1 4 1 等价截面惯性矩法 这个方法的基本思想是按照相同水平荷载作用下框架组合梁端转角与 等价的纯钢梁的梁端转角相等的原则，将组合梁等价为一等直的钢梁。组合 粱的等价截面惯性矩由下式决定： l 。f 钴i s 式中；0 换算系数 厶组合梁钢部件的截面惯性矩 k ，组合粱的等价截面惯性矩 见村等人在文献 8 ，9 】中运用本文法给出了框架中不同部位0 的取值， 建立了完全组合梁的弹性刚度矩阵，并对本方法的分析结果进行试验验证。 14 。2n e w m a r k 方程法 五十岚( 1 9 8 4 ) 采用n e w m a r k 方程推导了完全组合梁的近似线形化弹性 刚度阵，并应用一般塑性铰理论，导出了弹性增量刚度阵。 1 4 3 平均刚度法 4 哈尔滨工程大学硕士学位论文 文献 1 1 首次采用本方法对两榀框架进行地震反应分析。所谓平均刚 度法是将负弯矩区纯钢部件的截面刚度k _ 与正弯矩组合截面的刚度k 取平 均值，作为组合梁的等价截面刚度，即 k = ( k + 砭+ ) 2 影响组合梁刚度的因素很多。文献【2 ，3 ，6 对连接刚度及竖向荷载、 梁端转角比对组合梁刚度的影响进行了初步讨论。 1 5 本文主要的研究内容 本文从组合梁的设计要求出发，重点研究组合梁有效翼缘的合理计算 方法。 第二章在国内外大量试验资料的基础上，对栓钉连接件的强度数据进 行统计，详细分析了各参数对栓钉强度的影响，建立了强度分析模型，并得 出新的强度统计公式。 在第三章中对组合梁的有效翼缘宽度进行了详细研究。本文通过大量 数值分析，分别根据应力及挠度等效原则，得到了有效翼缘宽度的统计公式， 并与1 2 个国家规范进行了比较，着重指出了各国规范在这个问题上的随机 性与经验性，并指出按应力等效的原则的有效翼缘宽度计算组合梁刚度易于 过低估计其刚度值。 第四章研究组合梁在极限状态下的有效翼缘宽度，在考虑塑性应力重 分布的情况下，组合梁有效翼缘宽度有相应增长。本章对变换参数的一系列 组合粱进行了有效翼缘宽度的计算，并统计回归出组合梁在极限状态下的有 效翼缘宽度计算公式，从而使设计中能充分利用材料性能，以提高经济性。 哈尔滨工程大学硕士学位论文 第二章栓钉连接件的力学模型及强度统计公式 2 1 引言 连接件是保证组合效果的关键。国内外学者对栓钉连接件进行了大量 研究，但对其破坏机理认识尚不完全一致，实验数据离散较大，并且根据不 同学者推荐的公式计算差别较大。本章在对国内外的试验结果进行了分析整 理的基础上，应用弹性地基梁理论，建立了实体板栓钉连接件的抗剪力学模 型，并得出了强度统计公式。 在第二节中，讨论了栓钉的破坏机理并建立了力学模型；第三节，对 国内外6 1 个静压试验的结果进行统计回归分析，得到了实体板栓钉连接件 的强度统计公式：第四节对其他有关影响因素做了讨论；第五节对本章内容 作了总结。 2 2 栓钉连接件力学模型的建立 2 2 1 栓钉的静力工作性能 栓钉连接件的工作状态可分为三个阶段： ( 1 )弹性阶段：约6 0 极限荷载以内，剪力由钢梁翼缘和混凝土 板间的粘结力和栓钉根部混凝土承担，此时栓钉滑移量及所 承担的剪力均较小。 ( 2 )弹塑性阶段：超过6 0 极限荷载时，混凝土板与钢梁翼缘的 粘结力基本消失，栓钉应力增加较快，并且根部在拉弯剪复 合作用下出现塑性铰，变形增加较快，此时剪力主要由栓钉 根部混凝土承压和钢梁翼缘与混凝土间的摩擦力承担。 ( 3 ) 破坏阶段：超过约8 0 极限荷载后，栓钉根部混凝土首先达 到极限强度，混凝土出现应力重分布，其最大承压力逐步向 6 哈尔滨工程大学硕士学位论文 里移动。继续增加荷载时，栓钉根部附近一定长度范围内混 凝土达到极限强度鼻 (鼻为局压提高系数)，随后变形急剧to 增加，根部附近混凝土局压破坏，并沿外力方向将混凝土劈 开而丧失承载力。栓钉直径较小时( 如d 1 2 r a m ) ，由于栓 钉根部转动较大，内力增加较快，加之焊接的影响，可能会 在焊缝顶边剪断：栓钉直径较大时( 如d 1 8 r a m ) ，栓钉根 部混凝土压酥，而栓钉并未破坏。 栓钉在混凝土板中受力性能接近于一弹性地基梁。按弹性地基梁理论的 分析表明，在弹性及弹塑性阶段，栓钉根部混凝土的应力很大。当荷载较小 时( 约6 0 极限荷载) ，根部就将出现塑性铰。当栓钉高度( 和5 ) d 时， 栓钉顶部附近将出现反向挤压应力；当高度大于一定值，在栓钉( 2 - 3 ) d 高度处，最大负弯距有可能使栓钉弯曲屈服而出现塑性铰。由于塑性铰的出 现与否将影响栓钉的极限承载力，因此可以认为栓钉的抗拉强度也是连接件 承载力的重要影响因素。 2 2 2 栓钉连接件的力学模型的建立 k i， i l 13 ( i tt t t t t j 上1 m n t + n | 。 图2 1 栓钉抗剪的力学模型 栓钉连接件的抗剪承载力可由栓钉根部混凝土的h 局压强度和栓钉拉 力产生的摩擦力圪组成，其抗剪力学模型可近似的按图2 1 取用。图中占点 7 哈尔滨工程大学硕士学位论文 剪力为零，负弯距最大，根据附录l 的分析，当杆长( 4 8 ) d 时，破坏时 该点能达到塑性铰弯距。 厶为钢梁翼缘与栓钉可靠焊接产生的嵌固弯距。 连接破坏时，栓钉根部附近混凝土达到局部压强度鼻 ；为简化计算，其应 力分布近似取为矩形。由此可得： 厶+ m s2 鼻，c d i i ，i 2( 2 - 1 ) = n + v 2 ( 2 - 2 ) 圪= n ( 2 - 3 ) n = 卢，c d ( 2 4 ) 式中：，。混凝土的轴心抗压强度： 卢一局压提高系数； p 一翼缘与混凝板的摩擦系数； d 一栓钉直径。 试验表明，栓钉连接件破坏时，k 主要靠混凝土的局压强度提供：由n 产生的摩擦力约为( o 1 一0 2 ) k ，设v 2 = e “。设栓钉的塑性抵抗弯距为1 1 。 a 3 ，( r l 。为栓钉的塑性抵抗系数) 。在b 点栓钉受拉弯复合作用，塑性抵抗 弯距有所降低，m b = n 。n 。护，y ( r t 。为降低系数) ；a 点受拉弯复合作用， 塑性抵抗弯距降低更多，m a = n ：r l 。矿，y ( n ：为折减系数) 。因此由式( 2 1 ) 可得： ( r i l + n 。) n 。矿y y = 0 5 s y o d l l 2 l l = v 2 ( n l + n2 ) q o a e f y 芦y o ( 2 5 ) 由式( 2 4 ) 及v 2 = i “可得 v - 击：车 ，。妒百而丁q 而。巧万_丁f 2 1 = r ，cv 2 n l + r i2 ) ，y 卢，c 哈尔滨工程大学硕士学位论文 ：要俨肛而旷 ；岳门瓦而而一。 式中：，一栓钉的抗拉强度； 彳。一栓钉的截面面积。 考虑到栓钉长度方向应力分布较为复杂，同时接触面为半圆形，对于 口取值，目前尚无研究成果可以借鉴；但从混凝土局压强度的套箍理论或楔 劈理论可以得知，卢主要与栓钉和混凝土板的边距，及栓钉直径、板中配筋 情况有关。栓钉的抗弯强度与轴拉力及剪力y 有关，而根据附录1 的分析， 栓钉上的内力分布又与栓钉长度h d 、混凝土强度，。和弹性模量历有关，因 此要确定系数t lo 、r ll 、n2 是比较困难的。为探索使用公式，可以根据栓钉 连接件的主要影响因素，通过试验确定综合影响系数l 。 2 3 栓钉抗剪强度的计算公式 根据栓钉连接件的试验研究和理论分析，影响栓钉抗剪强度的主要因素 为：混凝土立方强度，c 。，钢筋抗拉强度 ，混凝土弹性模量e ，栓钉长度 与直径的比值h d d ，栓钉横向边距，与直径d 比t d ，沿剪力方向栓钉间距 a 与直径d 之比口d ，栓钉周围混凝土中配筋情况，混凝土板的厚度，焊接 形式及加载类型( 静压、静拉、往复加载、重复加载) 等。本章对国内外1 0 5 个实体栓钉连接件的推出试验结果进行分析、统计。这些试件混凝土为 9 哈尔滨工程大学硕士学位论文 c 1 7 c 5 5 ，栓钉抗拉极限强度为3 5 6 , , - 7 3 5 n m 舻，直径中9 3 2 m m ，h d d = 3 0 。8 0 ，t d = 4 0 - 2 2 2 ，体积配筋率p = 0 5 6 一1 7 6 ，个别达3 7 ，板厚 1 2 0 - 2 2 9 m m ，栓钉型式全部为大头栓钉，大头直径d = 1 5d 左右，焊接型式 以标准焊机焊接为主，少量手工焊。由于目前各种规范规定栓钉抗拉强度多 在4 0 0 5 0 0 n m m 2 之间，并且栓钉生产标准化，为简化起见，公式( 2 6 ) 中 将栓钉抗拉强度，取常数4 5 0n m m 2 ，并将所有数据除 栓钉材质的影响。大量试验说明，陬成正比。一因此， ( 2 7 ) 式 a s 僻； f 0 5 0 4 o 3 o 2 ll ； 圪 34 5678 h d 阳s 图2 2z 厨d 与 d d 的关系 ，以消除 6 ) 可改成 由图2 2 可以看出，用( d ) m 去拟合l 的数据点，符合较好。因此， 公式( 2 - 7 ) 可以写成 睁吲瓜 1 0 哈尔滨工程大学硕士学位论文 2 0 3 o 2 1 01 21 4d 图2 3e2 与t d 的关系 图2 3 给出了e2 与t d 的关系，回归结果见式( 2 - 9 ) 。 e2 = 0 1 2 8 + 0 0 0 9t d( 2 9 ) 上式适于t d 5 0 的情况，当t d 1 3 0 时，取t d = - 1 3 0 。 至此，得到了关于实体板栓钉连接件的计算公式： v u = ( 0 1 2 8 + 0 0 0 9姻吁沛a s ( 2 1 0 ) 为方便叙述，式( 2 - 1 0 ) 记为 圪= a la 2jf c e ca 。 式中：a l = jh d d ，栓钉高度影响系数； l a 2 = ( o 1 2 8 + 0 ，0 0 9 t d ) ，横向边距影响系数；o 5 t d 1 3 0 时，取d = 1 3 0 。 值得指出的是，由于连接件的受力性能十分复杂，影响因素很多，并 且试验条件差别较大，数据离散性较大，因此，上式是在平均的意义上得到 统计公式。图2 4 给出了( 2 1 0 ) 式与试验数据的关系，表明符合程度较好。 i l 哈尔滨工程大学硕士学位论文 勺 一 一 、。 一。南。 厶 、y 一 l 图2 4 公式( 2 1 0 ) 与试验数据的比较 2 4 栓钉连接件抗剪强度的其它影响因素 影响栓钉连接件抗剪强度的因素很多，有些无法在计算公式中加以体 现，但有必要对其影响程度作定性分析说明。下面根据试验结果的分析，对 影响栓钉抗剪强度的其它因素逐分析说明。 2 4 1 混凝土板厚的影晌 若以作为纵坐标，以为横坐标，则得到图2 5 的结果。 1 5 1 o o 5 0 0 4567 891 0 1 1 1 2 h d 图2 5 板厚对承载力的影响 1 2 南 哈尔滨工程大学硕士学位论文 从图中可以看出，随的变化，基本在1 0 上下波动，且大多数波动幅 度不超过1 0 。因此，当时，可以认为板厚对承载力无显著影响。 2 4 2 板中配筋对栓钉抗剪强度的影晌 根据混凝土局压强度的套箍理论或楔劈理论，横向配筋可以提高混凝土 的局压强度。由栓钉的冲剪效应可知，纵向配筋的总体配筋率对栓钉的抗剪 强度是有影响的。从图2 6 可以看出，随总体积配筋率增加，栓钉的抗剪强 度是增加的，但这种增加有限。 1 5 1 o 0 5 o o1 o2 o3 0 体积配筋率 p ( ) 图2 6 配筋率对抗剪能力的影响 由于本章分析的静压试件，总体配筋率0 5 缸1 7 6 ，横向配筋率为 o 2 9 - - 4 ) 9 5 ，在正常配筋范围内，因此在公式中可以不必考虑配筋的影响。 2 4 3 栓钉纵、横向间距的影响 关于栓钉纵向间距的影响，试验表明，由于栓钉沿纵向冲剪和劈裂作用， 引起相邻栓钉周围混凝土纵向压应及横向拉应力的叠加，削弱了栓钉连接件 的抗剪强度。表2 1 给出了栓钉间距的影响系数。 1 1 堕玺堡三塑查兰堡主兰焦笙茎 表2 1 栓钉纵、横距影响系数 ：差j 2 d4 d6 d8 d 影响系数类别、 纵向间距o 6 5o 7 70 8 61 0 横向间距 o 8 81 o 2 4 4 焊接型式的影响 德国k r o i k 的试验指出，栓钉承受剪力大部分作用于栓钉端部圆形焊 缝上，钉自身截面仅承受一部分荷载。栓钉根部混凝土首先挤压破坏，并迫 使栓钉上部变形而受弯距轴力作用，最终在焊缝上端薄弱截面剪断。因此， 焊缝尺寸对栓钉的承载力影响很大。 2 4 5 关于规范公式中右端限值的问题 国内外栓钉抗剪强度公式中对栓钉承载力限制在0 研a 。以内，即规定 其承载力不超过栓杆的抗剪强度。本文在对大量试验数据进行分析后发现， 当混凝土强度大于3 5n m m 2 时，栓钉的承载力仍可继续提高。图2 7 给出了 栓钉承载力与o 阢a 。的比值随混凝土强度变化的情况。 图2 4 给出了 加l 口卅。混凝土强度指标厂。b 的变化情况。结果表明，采用公式( 2 一l o ) 式后，在疋。 3 5n m m 2 的情况下与试验结果仍然符合较好。这似乎表明可 以取消最高限值的规定。我们分析认为，这时栓钉抗剪强度的提高很大程度 上是由于栓钉端部焊缝扩大头的影响。根据4 条的分析，这种情况下混凝土 强度的提高必然会导致栓钉抗剪强度不同程度的提高。由于尚无焊缝尺寸影 响的定量研究，取消限值是不合适的，此时强度的提高可作为储备。当采用 手工可靠焊接时，限值可适当放宽。 目前国际上混凝土的应用向高标号发展，因此，混凝土强度的影响仍是 哈尔滨工程大学硕士学位论文 需要研究的问题。我国目前工程中通用的混凝土板强度在2 0 3 0 n m m 2 问， 因此这个问题对我国的工程应用并无影响。 v j o 矾以 1 6 1 4 1 2 1 0 0 8 0 6 0 4 0 2 o o 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 f 。m ( n m m 2 、 图2 7 v d o 弧a 。随五。变化情况 2 4 6 荷载情况的影晌 1 )单调受拉。当混凝土板承受拉力时，拉应力的存在削弱了混凝土抵抗 栓钉的冲剪效应的能力；根据套箍或楔劈理论，混凝土中拉应力降低 了混凝土的局压强度。因此，混凝土板受拉时栓钉的承载力比受压时 要低。表2 2 给出了降低系数。 表2 2 混凝土板受拉时承载力降低系数 平野道胜石川孝重 e c c s o 9 3 ( 连续组合梁负弯距区) o 9 30 7 8 o 8 0 ( 悬臂组合梁负弯距区) 哈尔滨工程大学硕士学位论文 2 ) 周期反复荷载的影响 栓钉连接件在周期往复荷载作用下栓钉根部混凝土强度退化并挤压成空 隙，使刚度降低，滑移增大，最后栓钉在其根部混凝土中承受反复弯剪而发 生剪坏或发生混凝土挤压破坏。国内外关于栓钉连接件在往复荷载作用下的 强度折减系数如表2 3 所示。本文建议取k 卸6 5 。 表2 3 栓钉在周期反复荷载作用下强度折减系数k 研究者栓钉直径 七 平均k 值 张三柱 1 60 5 2 o 7 7o 6 5 r l i n g e r 1 90 6 m 田6 50 6 3 h a w k i n s1 90 7 9 0 8 50 8 2 平野道胜 1 9o 7 6 o 8 2o 7 9 松崎育弘 1 90 7 0 0 8 5o 7 6 2 5 本章小结 本章在前人工作的基础上，对大量试验数据进行统计分析，建立了栓钉连 接件的抗剪力学模型，并得出了相应的统计回归公式( 2 1 0 ) ，对影响栓钉 承载力的其它因素也作了详细分析，得到了如下结论： 1 ) 附录1 运用弹性地基梁模型分析说明，当栓钉长度( 4 8 ) d ( 视混 凝土强度及栓钉直径d 的不同变化) 时，极限状态时栓钉大头附近栓 杆可出现负弯盐塑性铰； 2 )板厚在1 2 0 2 9 0 m m 范围对栓钉承载力无显著影响： 3 ) 配筋率增大对承载力有一定提高，同时为了保证栓钉可靠工作，板中 必须配置一定的纵横钢筋； 1 6 哈尔滨工程大学硕士学位论文 4 )焊缝尺寸及其强度对承载力有显著影响，因此，采用其它焊接型式( 如 手工焊) 可提高栓钉承载力； 5 )表2 1 给出了纵横间距的强度折减系数； 6 ) 表2 3 统计了周期反复荷载下栓钉抗剪强度的折减系数，并建议我国 取k = o 6 5 。 哈尔滨工程大学硕士学位论文 附录 实体板栓钉连接件抗剪强度试验数据 序栓钉栓钉横向板厚配筋栓钉抗砼强良砬蜊搬加载单锻备注 号直径高度 边距率p拉嘲e 方式晒戡 d ( m m )咐m m ) t ( m m ) “) 删栅6翮 xl 伊 12 21 5 01 3 02 0 00 7 44 1 54 6 13 3 7静压2 0 7 22 21 5 01 3 02 0 00 7 44 1 54 3 53 3 2静压1 7 6 32 21 5 01 3 02 0 00 7 44 1 54 5 43 _ 3 6 重复 1 6 8 42 21 5 01 3 02 0 00 7 44 1 55 4 83 5 3 重复 1 8 5 文献 52 21 5 41 3 02 0 00 7 46 8 84 3 53 3 2 重复 1 7 6 ( 2 0 】 62 21 5 41 3 02 0 00 7 46 8 84 3 83 3 3 静压 1 6 2 5 72 21 4 31 3 02 0 00 7 46 8 84 3 83 3 3 重复 1 7 7 6 82 2 1 4 3 1 3 02 0 00 7 46 8 84 6 13 3 7 重复1 9 7 6 91 9 1 0 21 0 4 2 2 9 1 7 61 7 1 0 7 5静压9 6 8 1 01 91 0 21 0 4 2 2 9 1 7 65 0 53 1 静压 1 2 6 4 文献 1 l1 9 1 0 2 1 0 4 2 2 9 1 7 61 7 o1 0 6 静压8 0 0 【2 8 1 21 91 0 2 1 0 4 2 2 9 1 7 64 1 o 1 6 5静压1 0 5 6 1 31 91 0 2 1 0 4 2 2 9 1 7 61 9 8 0 7 8静压5 7 ，6 1 41 9 1 0 2 1 0 41 5 01 7 62 9 02 3 5 静压 9 8 4 文献 1 5 1 9 1 0 2 1 0 4 1 5 0 1 7 62 9 o2 3 5 静压 9 2 8 【2 6 1 6 1 9 1 0 2 1 0 42 2 9l7 62 5 82 2 2 静压 1 0 5 2 1 8 哈尔滨工程大学硕士学位论文 1 71 91 0 21 0 42 ”1 7 62 7 52 2 9静压1 2 4 0 1 81 91 0 21 0 42 2 91 7 63 2 92 5 0静压1 2 0 o 1 91 91 0 21 0 42 2 91 7 62 9 42 3 6 静压 1 0 9 2 2 01 91 0 21 0 42 2 91 7 63 3 42 5 2静压1 1 3 2 2 11 91 0 21 0 42 2 91 7 63 3 o2 5 1 静压 1 1 3 2 2 21 91 0 21 0 42 2 91 7 63 4 62 5 7 静压 1 0 5 2 2 31 91 0 21 0 42 2 91 7 63 1 32 4 4 静压 9 7 6 2 41 91 0 21 0 42 2 91 7 63 1 82 4 5 静压 1 0 2 4 2 51 2 71 0 l ，65 71 7 84 8 73 3 42 5 2 静压 6 3 2 2 61 5 91 0 02 5 71 7 84 6 93 2 62 4 9 静压 1 0 3 2 2 71 9 l o o2 5 6 1 7 84 8 13 2 8 2 5 0静压1 4 4 4 文献 2 8 1 9 1 0 1 62 2 41 7 8 4 7 1 2 6 8 2 2 6 静压9 7 6 【2 9 2 92 5 1 31 0 1 o 2 5 6 1 7 85 0 63 2 4 、2 4 8 静压1 8 4 3 03 2 9 82 4 8 1 7 84 3 82 7 1 2 2 7静压2 1 7 2 3 19 55 0 85 7 26 3 508 45 9 0 64 7 53 0 l静压3 6 8 3 29 55 0 85 7 2 6 3 5 0 8 45 9 0 64 5 42 9 4静压3 9 2 文献 3 3 9 5 5 0 8 5 7 26 3 5 o 8 4 5 9 0 63 6 5 2 6 3静压3 0 4 【2 7 】 3 49 55 0 85 7 26 3 50 8 45 9 0 63 6 52 6 3静压3 0 o 3 59 55 0 85 7 2 6 3 5 o 8 45 9 0 6 4 7 5 3 o静压3 0 4 9 哈尔滨工程大学硕士学位论文 3 69 55 0 85 7 26 3 50 8 45 9 0 64 7 53 o 静压 3 0 4 3 79 55 0 85 7 26 3 50 8 45 9 0 64 5 42 9 4 静压 3 i 6 3 8 9 55 0 85 7 26 3 50 8 45 9 0 63 6 52 6 3 静压 2 9 2 3 9 9 5 5 0 85 7 2 6 3 50 8 45 9 0 6 3 9 2 2 7 3 静压2 5 6 4 09 55 0 85 7 26 3 50 8 45 9 0 64 7 53 o l 静压 2 9 2 4 19 55 0 8 5 7 26 3 5 o 8 45 9 0 63 6 s2 9 5 静压 2 4 o 4 29 5 5 0 85 7 26 3 5 0 8 45 9 0 63 9 22 5 7 静压2 2 o 4 31 98 01 2 01 6 52 5 61 6 3静压1 0 5 0 4 4 1 98 01 2 0 1 6 5 1 9 o 1 4 1 静压8 5 0 4 5 1 9 8 01 3 01 7 41 9 01 4 l静压1 0 5 5 文献 4 61 99 01 3 01 7 41 8 11 8 l静压1 3 0 8 2 3 j 4 71 91 1 51 5 51 1 01 9 01 4 1静压1 0 9 0 砼强 4 81 91 1 51 5 51 1 0静压1 3 9 3 度为 4 91 68 01 2 01 6 51 8 1 轴心 抗压 5 01 68 01 2 01 6 51 9 0i 4 l2 5 6 强度 5 11 69 01 3 01 3 01 9 01 4 l静压9 4 0 c 5 21 69 01 3 0l _ 3 01 8 11 8 l静压1 1 2 8 5 31 61 1 51 5 51 1 01 9 01 4 1静压1 1 3 0 5 41 61 1 51 5 51 1 01 8 11 8 1静压1 3 5 5 哈尔滨工程大学硕士学位论文 5 596 0 2 0 0 7 5o 8 05 1 03 9 3 2 1 7 静压3 9 8 5 696 02 0 07 5 0 8 0 5 1 03 7 7 2 1 3 静压3 8 - 3 5 796 02 0 07 50 8 05 l o4 0 12 1 9静压3 1 3 文献 5 896 02 0 07 50 8 05 1 03 8 52 1 5 静压 3 3 8 2 4 】 5 996 02 0 07 50 7 55 1 03 9 7 2 1 8 静压3 1 o 6 096 02 0 07 50 7 55 1 03 8 12 1 4静压2 0 8 6 l1 98 01 0 01 0 00 ，5 64 6 82 3 21 6 2静压6 2 0 6 21 98 01 0 01 2 00 7 43 5 62 8 81 6 8 静匝 7 6 0 文献 6 31 98 01 0 01 2 01 1 24 6 82 3 21 6 2静压7 5 0 【2 1 】 砼强 6 41 98 01 0 01 2 04 8 72 1 71 4 l 静压 1 0 1 0 度为 6 51 91 0 02 0 01 3 03 7 04 3 03 4 92 0 4 静压 1 1 9 o 轴心 6 61 91 0 02 0 01 3 03 7 04 3 03 5 j2 0 4 静压 1 1 0 o 抗压 6 71 98 05 01 2 00 5 53 5 62 8 81 6 8 静压 1 2 4 o 强度 0 6 81 91 0 02 0 01 3 03 7 04 3 03 522 0 4 往复 + 9 0 1 0 0 6 91 34 51 2 55 2 92 6 52 2 3 静压 3 6 5文献 2 5 】 7 01 69 01 5 02 0 02 3 54 1 62 5 o 2 7 9 静压8 2 5 文献 7 11 26 51 5 02 0 02 ，3 65 0 24 0 03 ，2 6静压5 7 5 1 9 】 2 l 哈尔滨工程大学硕士学位论文 说明：1 4 - 一1 3 号数据中混凝土弹性，模量根据下式求得 丘= o 0 4 4w 1 5f - ( n m m 2 ) 2 4 1 3 号数据中混凝土弹性，模量根据下式求得 e 。= 1 0 5 ( 2 2 + 3 4 7 4 f c 。) ( n m m 2 ) 3 文献作者已给出折减系数的静拉、往复荷载的试件数据表中未列 出。 哈尔滨工程大学硕士学位论文 第三章组合梁的有效翼缘宽度 3 1 引言 钢一混凝土组合梁中，钢部件与混凝土板之间的水平剪力是由连接件传 递的。由于剪力滞后的影响，混凝土板中的应力分布是不均匀的，随着离梁 中心线距离的增大，混凝土板中的应力越来越低( 图3 1 ) 。为了简化分析和 计算，在设计中引入了有效翼缘宽度的概念。对于强度和变形计算，有效翼 缘宽度是不同的。目前，国内外的有效翼缘宽度计算方法是针对强度计算而 言的。 ，入入、 _ttt z j 一上- l 3 1 组合梁混凝土板中应力分布 组合梁有效翼缘宽度的评价，直接影响到组合梁框架中组合梁的刚度及 承载力的正确评价。由于影响有效翼缘宽度的因素很复杂，目前各国规范均 采用经验性公式，各种规范的推荐值差别较大，这种差别表明了目前在这个 领域研究的不足。 有限元技术的迅速发展为我们全面分析评价组合粱的有效翼缘宽度提 供了有力工具。本章利用通用有限元程序，对四百多根组合梁进行计算机分 析，分别按应力及挠度准则对组合梁的有效翼缘宽度问题进行系统研究，考 2 3 哈尔滨工程大学硕士学位论文 察了梁间距、梁跨、板厚、梁高、栓钉排数、加载类别、正负弯曲的影响， 得出了一组简明有效得统计公式，并与1 2 种规范进行了比较。 3 一按应力准则的组合梁有效翼缘宽度 基于应力准则的组合梁有效翼缘宽度用于组合梁的截面强度评价。图 3 2 给出了混凝土板中典型的应力分布。于是有效翼缘宽度 及= s a c o e v 口m( 3 1 ) 其中瓯盯可用辛b 生方法对应力曲线进行数值积分求得。 图3 2 典型应力分布 e f 计算中，选择三个无量纲参数s l ，l d ，h i d 及荷载类型、栓钉排数、 正负弯曲作为参数，对3 0 0 多根独立形组合梁进行分析。如图3 3 所示，s 、 l 、h 、d 分别为组合梁的间距、跨度、板厚及钢梁高度。各计算工况见表3 1 。 哈尔滨工程大学硕士学位论文 表3 1组合梁有效翼缘宽度计算工况 梁的类 伍u dt 豇d加载形式 栓钉排数 其它 型 均布加载， 简支梁钢粱高 o _ 2 5 o 7 51 0 2 0o 2 o 4三分点加载，1 2 连续梁 d ；3 0 c m 跨中集中 i 一 i 一 图3 3 梁的尺寸与荷栽情况 本节进行有限元分析程序对组合梁的工字钢及混凝土板采用偏心板单 元每个单元有四个节点，2 4 个自由度，栓钉采用连接单元。两个节点1 2 个自由度。用于分析的组合梁模型见图3 4 。对于简支梁。由于双对称性， 所以只考虑了梁的四分之一：对于连续梁，考虑截面对称性，取粱的二分之 一计算。 有效翼缘宽度值取沿梁长截面的最小值。具体地讲，简支梁，取加载点 处( 均布荷载取跨中截面) ；连续梁，取支座最大负弯矩截面。 可互 哈尔滨工程大学硕士学位论文 图3 4 有限元分析模型 z 下面将详细阐述对各工况计算结果的分析。 3 2 1 简支梁的有效翼缘宽度 图3 5 给出了有效翼缘宽度的变化规律，纵坐标为无量纲b j s 。 1 01 52 0 “d 喜胙； 蛩瞄蛇 哈尔滨工程大学硕士学位论文 ( c ) 0 0 0 2o 0 0 5 0 0 0 8 ( d ) ( l d = 1 5 ，集中荷载) 图3 5 简支梁与b j s 各参数的变化规律 由图中可以看出，b , s 随s l 增加而降低，l d 、h d 、栓钉刚度则对b d s 影响一般不超过1 0 。传统的经验公式中常常认为尾与h 有关，但近几年 的一些研究则表明板厚影响不大。许多国家的规范中抛开了混凝土板厚h 这 个参数( 见表3 3 ) ，上述研究也表明了这一点。 通过统计回归，我们得到了有效翼缘宽度的下述无量纲公式： 臃 均布荷载：丁2 o 5 2 ( 5 圮) 2 + 1 7 1 ( s l ) + o 6 7 三分点集中： n 匝- = 百i 再互1 面( 3 - 2 b ) b 。 1 跨中集中：予2 0 8 3 + 3 3 2 s l ( 3 - 2 c ) ( 3 - 2 a ) 圣薹 沿 ! 耋 一 姆莳眦 叫 妣 哈尔滨工程大学硕士学位论文 图3 5 清楚地表弱，加载形式对组合粱的有效翼缘宽度有很大影响。其 中以跨中集中荷载最小，这是由于严重的应力集中造成的。均布荷载的应力 分布平缓些，从而有较大的有效翼缘宽度值。三分点集中荷载情况介于二者 之间。 3 2 2 栓钉排数的影响 图3 6 给出了双排栓钉的混凝土板中典型的应力分布。计算结果表明， 由于双排栓钉改善了应力集中的情况，其有效翼缘宽度比单排要大些( 图 3 7 ) 。 i - o 。 图3 6 双排栓钉的典型应力分布 0 2 5o 50 7 5s l0 2 50 50 7 5舭 图3 7 栓钉排数对匝的影响 2 8 岣吡 晰 眈 詈m蚴眈 哈尔滨工程大学硕士学位论文 双排栓钉的有效翼缘宽度可近似用下式表示： b e = ( b ) 单+ s a ( 3 - 3 ) 式中。) 单为按3 2 计算的单排栓钉的有效宽度： 为栓钉的横向间距。 3 2 3 连续梁负弯矩区的有效翼缘宽度 对于受拉的混凝土翼缘，由于拉应力的存在，栓钉附近应力集中的现象 较为严重，导致其有效翼缘宽度比受压翼缘降低较多。图3 8 给出了不同荷 载类型对负弯曲区组合梁的有效翼缘宽度的影响。结果表明，荷载类型对其 影响不大：受