鋼-混凝土蜂窩組合梁抗剪性能研究畢業(yè)論文

摘要：cuttingalongthebrokenlineofH.steelorI.steelweb.Cellularbeampossesseshighbridgedeckfullyexerttheadvantagesofthebothmaterials.compositecellularbeamshouldbedoneinordertosaInthispaper,studyonshearstrengthandmechanicIttheorytheoverseasrelatedspecificaticompositecellularbeamsareanalyarecomparativelyanalyzedtodeterminetheresearchcontentofthepaper.analysisresultsarecomparedwithtload.displacementcurvTheinfluenceofholeshape,holesize,flangesizeandsuchparametersofparametershasbeenanalyzed,theshearstrengthcalculationofwhichprovidesreferenceforengineeringapplications.cellularbeamhasbeendone.Bycalculatingcompositecellularbeams'shearstrbeamsunderthejointforceofbendingandshearingtheblending.shearrelatedformulaofreasonableforceisputforwardbyheighteningthepositionoftheverticalpositionoftheKeywords:Cellular第一章緒論1.1課題研究背景1.2課題研究目的和意義純剪抗力的貢獻(xiàn)達(dá)到15.8%~31.9%,隨著腹板孔高比的增加，翼緣對純剪抗力的貢獻(xiàn)1.3.1國內(nèi)外應(yīng)用現(xiàn)狀最大跨度為15m,可以在梁高范圍內(nèi)穿越所有的設(shè)備管線，使得結(jié)構(gòu)的周邊立面和內(nèi)圖1.1施工中的日本霞光大廈圖1.2英國Vulcan大樓Fig.1.1RaysbuildingconstructioninjapanFig.1.2BritishVulcan等(如圖1.3~圖1.8)。Fig.1.3Beijinginternati圖1.5西安建筑科技大學(xué)文體館圖1.6北京城鐵大鐘寺車站Fig.1.5XianUniversityofArchitectureandTechnologySportshallFig.1.6Beij別為100英尺和65英尺，取得了較好的經(jīng)濟(jì)效益，日本一些橋梁中也應(yīng)用了蜂窩梁。圖1.9、圖1.10),并有相應(yīng)的制作工廠。圖1.9蜂窩梁運架一體架橋機(jī)圖1.10蜂窩梁門式起重機(jī)Fig.1.9CellularbridgemachinewithF隨著對于蜂窩構(gòu)件的深入研究，蜂窩構(gòu)件的應(yīng)用也逐漸廣泛，并且從單個蜂窩構(gòu)件向蜂窩結(jié)構(gòu)體系發(fā)展，從蜂窩構(gòu)件向鋼-混凝土蜂窩組合構(gòu)件等不同形式發(fā)展。1.3.2國外研究現(xiàn)狀國外對蜂窩梁作了大量的試驗，并將蜂窩構(gòu)件普遍應(yīng)用到實際工程中，同時取得了可觀的經(jīng)濟(jì)效益。蜂窩梁的簡化計算方法最早由國外學(xué)者提出，并不斷改進(jìn)。定蜂窩梁受彎時，截面保持平面假定。Gibsno雜的計算方法，把費氏空腹桁架法的計算模式轉(zhuǎn)化為等效的等截面梁，然后建立梁的受彎后不再保持平面變形，正應(yīng)力分布也不再保持線性。60年代以來，經(jīng)過不少學(xué)者后采用有限元法分析蜂窩梁的應(yīng)力，其計算結(jié)果的截面應(yīng)力分布是非線性的，與試驗結(jié)果也有一定的誤差。70年代以來，英國、日本、法國、德國、前蘇聯(lián)等國家都把蜂家采用復(fù)雜的費氏空腹桁架法。1971年，JamesAM把彈性力學(xué)的平面問題用于蜂窩梁，并用差分法進(jìn)行了解算。1975年，Wang、Snell和Cooperl19提出了一種偏心加強(qiáng)開孔梁承載力的方法。他們根據(jù)計算機(jī)的結(jié)果，用迭代的方法得出開孔處的彎剪相互作用曲線。但是這種方法只適用于單個方形開孔梁，有很大的局限性。隨著計算機(jī)內(nèi)現(xiàn)有的研究成果，給出了滿足緊湊型截面要求的工字型梁開矩形和圓形孔時的彎剪相關(guān)作用曲線。2001年ChungKFl24]和2003年LiuTCHl25]等人對不同開孔形式和開孔通過實驗與有限元計算結(jié)果提出了一個合理的選擇蜂窩梁截面尺寸的新方法。20111.3.3國內(nèi)研究現(xiàn)狀區(qū)域與開孔高度有關(guān)，大約為孔口高度的0.9倍；剪應(yīng)力大約為一個梁高，并通過回(1)建立合理的有限元計算模型，通過對國外蜂窩梁抗剪試驗和蜂窩組合梁抗剪(2)對不同孔型、不同開孔率和不同翼緣尺寸的蜂窩梁進(jìn)行數(shù)值模擬，分析孔型(3)對不同孔型蜂窩梁和考慮混凝土板組合作用下的蜂窩組合梁進(jìn)行對比，分析(4)對不同混凝土板尺寸和連接程度下的蜂窩組合梁進(jìn)行數(shù)值模擬，分析混凝土(5)分析剪跨比對蜂窩組合梁抗剪性能的影響，分析蜂窩組合梁的在彎矩和剪力1.4.2創(chuàng)新點了孔型和翼緣對蜂窩梁和蜂窩組合梁抗剪的2.1蜂窩梁及蜂窩組合梁受剪破壞形式(3)梁橋剪切屈曲(5)焊縫碎裂(1)混凝土板斷裂(2)混凝土板局部壓碎(3)栓釘被壓曲或剪斷一種方法，各國一般都在此理論基礎(chǔ)上進(jìn)行公式的修正。(3)有限元法：是通過計算機(jī)有限元軟件進(jìn)行計算，這種方法計算較精確，但是計算方法復(fù)雜，不便于設(shè)計人員掌2.2.1實腹梁抗剪設(shè)計方法對于實腹鋼梁的抗剪設(shè)計，《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50017-2003)?1對其進(jìn)行如下(1)在主平面內(nèi)受彎或受剪的實腹構(gòu)件，其抗剪強(qiáng)度應(yīng)按下式計算：式中：V一計算截面平面內(nèi)剪力；S—計算處以上毛截面對中和軸的面積距；I—截面慣性矩；t一腹板厚度；f,—鋼材抗剪強(qiáng)度設(shè)計值。(2)單純受剪考慮腹板屈曲后強(qiáng)度的抗剪承載力應(yīng)按下式計算：V=htwf當(dāng)λ>1.2時：式中：λ—用于腹板受剪計算時的通用高厚比，按下式計算。(3)彎矩、剪力共同作用時，考慮腹板屈曲后強(qiáng)度，應(yīng)按下式驗算抗彎和抗剪承載力：取V<0.5V;當(dāng)M<M,取M=M;2.2.2國外蜂窩梁設(shè)計相關(guān)規(guī)定一些國家將蜂窩構(gòu)件的計算方法納入到了規(guī)范當(dāng)中，但是不同國家其計算方法有一定的區(qū)別。目前，國外計算蜂窩構(gòu)件強(qiáng)度的主要方法都是建立在空腹桁架理論的基礎(chǔ)之上，在空腹桁架理論的基礎(chǔ)上進(jìn)行推導(dǎo)和改進(jìn)。按照空腹桁架理論，蜂窩梁在受力后截面符合平截面假定，孔洞處截面剪力按上下T形截面的剛度分配，剪力引起剪力次彎矩，并且反彎點位于梁橋中點位置。(1)抗剪強(qiáng)度計算方法對于抗剪強(qiáng)度的計算方法，各國采用的計算公式基本相同。腹板開孔后，孔洞處抗剪承載力下降，蜂窩梁抗剪強(qiáng)度主要驗算梁橋和梁墩焊縫的抗剪強(qiáng)度。對于梁橋的抗剪計算，假定上下T形截面按剛度分配截面豎向剪力，當(dāng)上下截面尺寸和材料相同時，上下T形截面平均分配，T形截面剪應(yīng)力計算按實腹方法計算：②梁墩處焊縫抗剪強(qiáng)度如圖2.1,在剪力與彎矩共同作用下，梁墩對接處受剪力作用，此時需要驗算該處焊縫的抗剪強(qiáng)度，此時焊縫承擔(dān)的剪力為：則，焊縫的抗剪強(qiáng)度驗算公式為：NdN圖2.1孔洞受力簡圖(2)彎剪聯(lián)合作用下的強(qiáng)度驗算對蜂窩梁在彎矩和剪力共同作用下強(qiáng)度驗算公式，各個國家采用的公式有一些區(qū)前蘇聯(lián)鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范對蜂窩梁的強(qiáng)度計算方法進(jìn)行了定義，當(dāng)孔洞上下T形截面尺寸不同時，分別驗算以下幾點的應(yīng)力，計算簡圖如圖2.2。圖2.2計算簡圖式中：M、V—梁截面的彎矩和剪力；事事;I、I?—上下T形截面對平行于翼緣自身形心軸的慣性矩；I,一孔洞處截面對x軸的慣性矩；Wm、W—上T形截面對平行于翼緣自身形心軸的最大、最小截面模量；R、R、R?、R?一上下T形截面鋼材的計算強(qiáng)度；r.一工作條件系數(shù)，取值與構(gòu)件的工作條件有關(guān)，詳見前蘇聯(lián)鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范表6。如果上下T形截面材料與截面尺寸相同，則任意一點應(yīng)力計算公式可簡化為：W,一空腹截面一個T形截面的截面模量；②日本計算方法日本鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會在費氏空腹桁架法的基礎(chǔ)上，對強(qiáng)度驗算公式進(jìn)行了一定的改進(jìn)。他們假定彎矩在空腹截面產(chǎn)生的彎曲正應(yīng)力，在上下T形截面上均勻分布，這樣，在已有公式的基礎(chǔ)上，對驗算公式進(jìn)行了簡化，便于設(shè)計，改后的公式為：式中：h?—上下T形截面形心距離；A、A?一上下T形截面面積。如果上下T形截面材料與截面尺寸相同，則任意一點應(yīng)力計算公式可簡化為：③英國計算方法英國BS5950規(guī)范沒有給出具體的計算公式，只是按照空腹桁架理論給出計算方法。規(guī)定的空腹處彎曲正應(yīng)力計算方法與日本相似，均是按照T形截面上均勻分布，并考慮孔洞處剪力對空腹的影響。④德國計算方法原聯(lián)邦德國Peinesalzgitfer公司規(guī)定蜂窩梁計算方法與原蘇聯(lián)基本相同，在此基2.2.3國內(nèi)蜂窩梁設(shè)計相關(guān)規(guī)定2.3.1實腹組合梁抗剪設(shè)計方法V≤htff,—鋼材抗剪強(qiáng)度設(shè)計值。聶建國《鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)設(shè)計》[76]一書中對實腹組合梁抗剪計算指出：(1)彈性抗剪強(qiáng)度驗算組合梁在施工與使用等各個階段受力不同，中和軸位置也不同，無法確切給出組合梁在大剪應(yīng)力位置。對其進(jìn)行簡化計算，把混凝土板和鋼梁的各階段最大剪應(yīng)力疊加作為設(shè)計值。鋼梁腹板內(nèi)最大剪應(yīng)力：混凝土板內(nèi)最大剪應(yīng)力：式中：V—各階段所對應(yīng)截面剪力；b—混凝土截面寬度；tw—鋼梁腹板厚度；f—混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計值；f—鋼材抗剪強(qiáng)度設(shè)計值。以上公式中，下標(biāo)字母c、s分別表示混凝土與鋼梁；數(shù)字0、1、2分別表示施工階段、長期作用和短期作用；式(2.21)中當(dāng)混凝土板內(nèi)不配置橫向鋼筋時取te≤0.6f,,當(dāng)配置橫向鋼筋時取te≤0.25f。當(dāng)鋼梁同一截面同時受較大正應(yīng)力和剪應(yīng)力，則需驗算折算應(yīng)力：σ=√o2+3r2≤1.1f(2)塑性抗剪強(qiáng)度驗算計算公式與《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中規(guī)定相同。2.3.2國外蜂窩組合梁設(shè)計相關(guān)規(guī)定國外規(guī)范對蜂窩組合梁抗剪計算有不同的定義，一些國家定義了專門的蜂窩組合梁設(shè)計手冊。(1)澳大利亞計算方法澳大利亞腹板開洞簡支混合梁設(shè)計手冊[77給出了蜂窩組合梁抗剪設(shè)計的詳細(xì)方法與公式。腹板開洞組合梁抗剪承載力按下式計算：式中：V、V,一蜂窩梁組合梁上、下T形截面抗剪承載力；V,—蜂窩梁組合梁抗剪承載力；φ一調(diào)整系數(shù)，取0.9;下T形截面抗剪承載力V,計算公式如下：s,=(D,-h?)/2+e?t一腹板厚度；s,=(D-h?)/2+eF=fAF=F-(n,-n?)f那么上T形截面抗剪承載力必須滿足下式：FH≤ft,(b,-tw)+A.f計算，此時，上T形截面抗剪承載力計算公式為：同時，要滿足下式要求：其中：A.=3D.(D-(1-λ)h,.)在此基礎(chǔ)上，給出了彎矩和剪力共同作用下的彎剪相關(guān)公式：式中：M、V—孔洞中心截面彎矩與剪力設(shè)計值；(2)SCI/CIRIA計算方法SCI/CIRIA計算方法以空腹桁架理論為基礎(chǔ)，對剪應(yīng)力的計算，假定截面剪力由混凝土板和鋼梁共同承擔(dān)，計算公式如下：取較小值(2.48)式中：V—鋼梁承擔(dān)的剪力；γ?—考慮局部穩(wěn)定的折減系數(shù)(大于等于1.0);A,—鋼梁腹板的凈截面面積；f.—混凝土抗壓強(qiáng)度；N.—栓釘抗剪承載力。(3)美國鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會推薦計算方法美國鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會推薦的計算方法結(jié)合了澳大利亞和SCI/CIRIA的計算方法，這種方法仍將蜂窩組合梁看作一“完整”的梁，利用彎剪相關(guān)公式驗算彎矩和剪力共同作用下的蜂窩組合梁承載力：式中：M、V—孔洞中心截面彎矩與剪力設(shè)計值；(4)歐洲鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會計算方法歐洲鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會《組合結(jié)構(gòu)規(guī)范》(ECCS)對豎向剪力對抗彎強(qiáng)度的影響進(jìn)行了規(guī)定。該規(guī)范認(rèn)為蜂窩形組合梁的抗剪強(qiáng)度完全由鋼梁腹板凈截面承擔(dān)，但是由于孔洞處腹板受到削弱，在剪力與彎矩共同作用下，剪應(yīng)力對抗彎強(qiáng)度有一定的影響。因此該規(guī)范進(jìn)行了如下規(guī)定：如果蜂窩組合梁達(dá)到極限狀態(tài)時的孔洞截面豎向剪力小于0.3V(V,為孔洞處名義抗剪強(qiáng)度),并且蜂窩組合梁的鋼梁截面為雙軸對稱截面，此時蜂窩組合梁的豎向剪力對承載力的影響可以忽略不計；若不滿足這一條件，可在不違背Von.Mises屈服準(zhǔn)則條件下，假定截面上的正應(yīng)力和剪應(yīng)力在截面內(nèi)均勻分布，計算抗彎承載力。對蜂窩梁，當(dāng)實際承受剪力與豎向抗剪強(qiáng)度之比大于0.5時，即V/V>0.5時，此時剪力對抗彎強(qiáng)度影響較大，計算時按照Von.Mises屈服準(zhǔn)則計算蜂窩梁實際的抗彎承載力。2.3.3國內(nèi)蜂窩組合梁設(shè)計相關(guān)規(guī)定國內(nèi)暫時尚無相關(guān)的規(guī)范或設(shè)計規(guī)程等對蜂窩組合梁設(shè)計進(jìn)行規(guī)定，國內(nèi)一些學(xué)者對蜂窩組合梁承載力進(jìn)行了研究，給出的抗剪強(qiáng)度計算公式大多在國外的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)，一般忽略混凝土板的抗剪貢獻(xiàn)，偏于安全的僅考慮孔洞處鋼梁腹板凈截面的抗剪作用，因此不能很好的預(yù)測蜂窩組合梁的抗剪強(qiáng)度。本章首先對蜂窩梁和蜂窩組合梁主要剪切破壞形式進(jìn)行介紹，分析各種破壞的原因及危害，接著對實腹梁、蜂窩梁和蜂窩組合梁國內(nèi)外關(guān)于抗剪設(shè)計的相關(guān)理論和規(guī)范進(jìn)行介紹，現(xiàn)有蜂窩構(gòu)件采用的計算方法主要按照實腹梁理論、費氏空腹桁架理論以及有限元的方法。對于蜂窩梁和蜂窩組合梁的抗剪承載力一般忽略鋼梁翼緣和混凝土板的抗剪貢獻(xiàn)，僅考慮鋼梁腹板凈截面的抗剪作用。通過本章蜂窩梁和蜂窩組合梁理論以及國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范、規(guī)程的介紹，加深對蜂窩梁和蜂窩組合梁相關(guān)理論了解，為進(jìn)一步研究蜂窩梁和蜂窩組合梁抗剪性能提供理論依據(jù)。3.2.1單元的選取認(rèn)的5個截面點(sectionpionts)(積分點);混凝土板采用適用于復(fù)合材料的八節(jié)點厚殼單元(S8R),厚度方向取9個截面點xW橫截面的變形中性軸橫截面x(a)薄殼單元(b)厚殼單元圖3.1殼單元橫截面行為圖3.1(a)為薄殼單元橫向剪切變形，從圖中我們可以看出，在薄殼變形過程中，垂直于殼表面的材料線在變形過程中，一直保持與殼表面垂直，橫向剪切應(yīng)變γ=0,ABAQUS中通過單元公式的解析解或罰函數(shù)數(shù)值解方法施加Kirchhoff約束，通過Kirchhoff約束使垂直于殼表面的材料線與殼中面保持垂直；圖3.1(b)為厚殼單元橫向剪切變形，在厚殼變形過程中，垂直于殼表面的材料線在變形過程中，與殼表面的方,向并不重合，有一定的夾角，因此，橫向剪切應(yīng)變不為零，如圖厚殼單元,是二階單元，與薄殼單元相比，計算結(jié)果精確。殼單元適用于任意大的轉(zhuǎn)動，但是只適用于小應(yīng)變。對于薄殼和厚殼的選擇，可通過殼的厚度與跨度的比值d/L來判斷橫向剪切對其的影響程度：對于各項同性的單一材料，當(dāng)d/L>1/15時，可選擇厚殼單元，反之選擇薄殼單元；對于復(fù)合材料，由于橫向剪切變形較大，薄殼單元已經(jīng)不能滿足精度要求。在本文中，鋼梁屬于各向同性單一材料，并且本文所研究梁的板尺寸滿足d/L>1/15要求，選擇薄殼單元(S4R);對于混凝土材料屬于復(fù)合材料，橫向剪切變形明顯，因此，選擇厚殼單元(S8R)。(2)截面點數(shù)量選取在設(shè)置截面特性時，可在殼厚度方向上設(shè)置任意奇數(shù)個截面點，計算時通過厚度方向上每一個截面點，ABAQUS采用數(shù)值積分的方法獨立的計算應(yīng)力和應(yīng)變值，這樣在厚度方向上，當(dāng)中間材料處于彈性時，外部材料可能已經(jīng)到達(dá)了塑性屈服，也就考慮了材料的非線性。ABAQUS一般默認(rèn)厚度方向截面點數(shù)量為5,對于對稱性均勻單元，一般取默認(rèn)值，本文中的鋼梁單元S4R即采用默認(rèn)值，S4R殼單元的單元積分點及厚度方向截面點布置如圖3.2;對于一些復(fù)雜的計算，為增加計算精度，可以選擇增加厚度方向上截面點的數(shù)量，本文的混凝土板單元S8R即采用9個截面點。S4R單元的積分(a)單元積分點(b)單元截面點圖3.2S4R殼單元積分點與截面點分布3.2.2材料本構(gòu)關(guān)系(1)鋼材的本構(gòu)關(guān)系本文中屬于鋼材材料的有鋼梁、鋼筋和栓釘，均采用采用ABAQUS中提供的理想彈塑性模型來模擬構(gòu)件所用鋼材的彈塑性性能，應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線如圖3.3,此模型滿足VonMises屈服準(zhǔn)則；材料的彈性行為定義彈性模量和泊松比；在單調(diào)集中荷載作用下，一般采用等向強(qiáng)化法則和相關(guān)流動法則，等向強(qiáng)化認(rèn)為屈服面以材料中所作塑性功的大小為基礎(chǔ)在尺寸上擴(kuò)張，對Mises屈服準(zhǔn)則來說，屈服面在所有方向均勻擴(kuò)張。圖3.3材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(2)混凝土的本構(gòu)關(guān)系A(chǔ)BAQUS自帶的混凝土本構(gòu)關(guān)系有兩種：混凝土彌散裂紋模型(ConcreteSmearedCracking)和混凝土損傷塑性模型(ConcreteDamagedCracking)。混凝土彌散裂紋模型適用于低圍壓下的單調(diào)變形的混凝土構(gòu)件，受壓時由關(guān)聯(lián)流動和等向強(qiáng)化的屈服面控制；受拉時由獨立的“裂縫檢測面”判定是否開裂。因此，本文中混凝土的本構(gòu)關(guān)系選擇混凝土彌散裂紋模型。具體參數(shù)設(shè)置如下：①受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系混凝土的單軸應(yīng)力.應(yīng)變關(guān)系采用江見鯨[80]《鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)非線性有限元分析》一書中建議的公式進(jìn)行定義，具體公式如下：式中：y=σ./f,x=ε。/ε。,c,σ圖3.4混凝土開裂破壞面Fig.3.4Failuresurfaceofconcrete在混凝土彌散裂紋模型中通過ShearRetention定義混凝土開裂后的剪切剛度下降問題，剪切模量通過折減來定義，裂縫張開時折減系數(shù)按下式計算：當(dāng)裂縫先張開后閉合時，折減系數(shù)按下式取值：屈服與流動法則取決于屈服面的選擇，屈服面通過FailureRatios進(jìn)行定義。屈服面的形狀如圖3.5,它的形狀同個四個參數(shù)確定：OA,其取值在1.12~1.4之間，本文取默認(rèn)值1.16。其取值在0.08~0.12之間，本文取默認(rèn)值0.09。Ratio3:雙軸受壓極限主塑性應(yīng)變與單軸受壓極限塑性應(yīng)變之比，本文取默認(rèn)值Ratio4:平面應(yīng)力狀態(tài)下，一拉一壓時的與單軸受拉時開裂主拉應(yīng)力之比，在屈服面中為AE在σ?軸上的投影OC,本文取默認(rèn)值1/3。圖3.5屈服面形狀(1)主面與從面的選擇(2)滑動方式選擇(3)接觸面間相互作用間的法向作用。當(dāng)兩個表面之間的間隙變?yōu)榱銜r，即施加了接觸約束。在ABAQUS圖3.6“硬”接觸作用3.2.4網(wǎng)格、邊界條件及求解方法3.3模型驗證圖Fig.3.7LoadingdetailsofFig.3.8Finiteelementmodelof梁號梁長翼緣屈服強(qiáng)度腹板屈服強(qiáng)度徑試驗值模擬值mAA注：Mu為孔洞中心極限彎矩試驗值；MFEA為孔洞中心極限彎矩模擬值承載力分別為63.7MPa(試驗值)和61.66MPa(模擬值),梁承載能力有限元與試驗跨中位移/mm圖3.9Beam2A-Beam3A荷載位移曲線Fig.3.9Load-displacementcurve由圖3.9給出的Beam2A和Beam3A荷載位移計算曲線與實測曲線的比較來看，Beam2A和Beam3A荷載位移曲線計算結(jié)果與試驗曲線的吻合較好，整個荷載位移曲線基本重合，對蜂窩梁抗剪承載力和剛度都能較好的模擬。3.3.2蜂窩組合梁抗剪計算模型驗證利用以上建立的有限元模型對ParkJw[82]等人進(jìn)行的中蜂窩組合梁抗剪試驗試件RB1、RB6和RB7進(jìn)行模擬，加載及試件模型圖見圖3.10、圖3.11,試驗具體參數(shù)見及破壞過程詳見參考文獻(xiàn)，模擬試件尺寸、材料分別與文獻(xiàn)中試驗試件相同。PITP圖3.10RB1-RB6加載示意圖Fig.3.10LoadingdetailsofFig.3.11Finiteelementmodelof表3.2給出了試件的基本參數(shù)和相應(yīng)的有限元計算結(jié)果與實測結(jié)果的數(shù)據(jù)比較。利用ABAQUS中的ODBfieldoutput表3.2組合梁試驗參數(shù)及結(jié)果對比Table3.2Experimenta混凝板寬度混凝土板厚度鋼梁高度混凝土強(qiáng)度試驗值模擬值N000元與試驗誤差大部分在5%以內(nèi)，個別蜂窩組合梁略大于5%但仍在10%以內(nèi)，能夠滿-1點試驗值-1點模擬值 2點試驗值 RB1試件位移/mmFig.3.12Load-displacementcurvesolocationsofRB13.4本章小結(jié)本章通過有限元軟件ABAQUS,利用前一章確定的蜂窩梁抗剪計算方法，對不同4.2開孔形式與大小對蜂窩梁抗剪性能的影響4.2.1計算模型的選取和建立Table4.1Cross-sectiondimensionsofdifferentcellularbeams腹板擴(kuò)高后孔洞形狀跨度/mm孔洞個數(shù)/個開孔率/%翼緣尺寸/mm腹板擴(kuò)高后尺寸/mm 根據(jù)表4.1中的基本模型尺寸，采用前一章中建立的蜂窩梁抗剪性能分析有限元用，使蜂窩梁盡量在剪力作用下發(fā)生破壞。鋼材選用Q345B,材料的彈性模量(a)六邊形(b)圓形(c)矩形圖4.1不同孔型蜂窩梁有限元模型4.2.2不同開孔形式蜂窩梁抗剪性能數(shù)值分析(1)六邊形孔(2)圓形孔(3)矩形孔圖4.2不同孔型蜂窩梁破壞云圖Fig.4.2Failuremodesofcellularbeamofdifferenthole從圖4.2不同孔型蜂窩梁破壞時整體應(yīng)力云圖中孔口破壞情況可以看出，孔口剪①對于六邊形孔蜂窩梁，當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力25%左右時，截面中性軸處剪應(yīng)力最大；當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力50%左右時，中性軸截面剪應(yīng)力值達(dá)到了抗剪屈服強(qiáng)度，其他截面剪應(yīng)力值增大，但仍未左右時，截面屈服面面積擴(kuò)大；當(dāng)蜂窩梁達(dá)到極限承載力時，腹板有2/3面積達(dá)到屈服強(qiáng)度?？梢钥闯觯寒?dāng)荷載達(dá)到承載力50%以后，截面剪應(yīng)力變化趨勢較小，但是此目-10082.65kN(1)六邊形孔0剪應(yīng)力/MPa135.62kN0剪應(yīng)力/MPa(2)圓形孔距孔心距離距孔心距離(a)上T形截面距孔心距離(3)矩形孔距孔心距離圖4.3不同孔型蜂窩梁孔洞中心截面剪應(yīng)力分布圖圖4.4為開孔率φ=65%時，不同孔型蜂窩梁梁橋腹板中心截面處剪應(yīng)力橫向分布剪應(yīng)力小范圍下降主要受橋趾截面擴(kuò)大的影響。在荷載達(dá)到極限承載力50%以后，梁處于彈性階段，隨后在75%之后開始屈服。其分布曲線形狀也與六邊形孔蜂窩梁有一82.65kN000-135.62kN梁橋長度/mm梁橋長度/mm 剪應(yīng)力/MPa剪應(yīng)力/MPa圖4.4不同孔型蜂窩梁梁橋腹板中心截面剪應(yīng)力沿梁橋分布圖Fig.4.4Webcentersectionshears孔蜂窩梁承載力比凈截面抗剪計算值提高了約20%~40%,這一范圍與文獻(xiàn)[4]中給出的考慮翼緣對抗剪的貢獻(xiàn)；矩形孔比凈截面抗剪計算值最多提高了14%,隨著開孔率的開孔率中孔洞形狀六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形93.67098.552圓形矩形孔蜂窩梁出現(xiàn)明顯的空腹剪切機(jī)制。開孔率φ=45%~60%時，梁墩處腹板均達(dá)到了屈服強(qiáng)度發(fā)生屈服；當(dāng)開孔率φ=65%~80%時，剪切破壞均發(fā)生在梁橋，此時三種孔型(2)開孔率中=65%(3)開孔率中=80%圖4.5不同開孔率蜂窩梁破壞時整體應(yīng)力云圖Fig.4.5Failuremodesofcellularbeamofdifferentopeningrate4.3翼緣尺寸對不同孔型蜂窩梁抗剪性能的影響高了約20%~40%。因此，在蜂窩梁抗剪塑性設(shè)計中，必須考慮翼緣對抗剪的貢獻(xiàn)。本表4.3不同蜂窩梁構(gòu)件截面尺寸孔洞形狀開孔率/%翼緣寬度翼緣厚度六邊形圓形矩形在上文建立的基本模型基礎(chǔ)上，建模方法仍然按照上一章的方法，按照表4.3建立不同翼緣尺寸蜂窩梁計算模型，劃分網(wǎng)格，進(jìn)行兩點加載剪切模擬。圖4.6給出了圓形孔蜂窩梁翼緣寬度bf=105mm、150mm和195mm的三個計算模型。(a)bf=105mm圖4.6不同翼緣寬度蜂窩梁有限元模型Fig.4.6Finiteelementmodelofcellularbeamofdifferentflang4.3.2不同翼緣寬度蜂窩梁抗剪性能數(shù)值分析僅改變翼緣寬度，對中=65%的三種孔型共21根蜂窩梁進(jìn)行計算，計算結(jié)果見表4.4,表中符號意義與上一節(jié)相同。表4.4不同翼緣寬度蜂窩梁抗剪承載力對比翼緣寬度孔洞形狀六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形從表中數(shù)據(jù)可以看出：型的蜂窩梁翼緣寬度每增加15mm,承載力提高幅度均在2%以下。翼緣寬度對蜂窩梁之間，圓形孔蜂窩梁比值在1.25~1.算值大20%~30%,顯然對于六邊形孔和圓形孔蜂窩梁按實腹梁計算方法進(jìn)行計算有很③圖4.7給出了翼緣寬度br=105mm、150mm和195mm三種圓孔蜂窩梁的破壞時、(a)bf=105mm(b)bf=150mm圖4.7不同翼緣寬度圓孔蜂窩梁破壞云圖矩形0梁翼緣寬度/mm圖4.8抗剪承載力隨翼緣寬度變化曲線4.3.3不同翼緣厚度蜂窩梁抗剪性能數(shù)值分析改變翼緣厚度，對中=65%的三種孔型共21根蜂窩梁進(jìn)行計算，計算結(jié)果見表4.5。表4.5不同翼緣厚度蜂窩梁抗剪承載力對比Table4.5Verticalshearstrengthofcellularbeamwithdifferentflangethickness翼緣厚度孔洞形狀6六邊形圓形7矩形六邊形圓形8矩形六邊形圓形173.339矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形緣厚度從6mm增加到12mm,六邊形孔蜂窩梁承載力從138.44kN增加到191.755kN,圓形孔蜂窩梁承載力從156.945kN增加到203.263kN,矩形孔蜂窩梁承載力從值波動較大，六邊形孔蜂窩梁比值從1.018增加到1.411,六邊形孔蜂窩梁承載力從1.154增加到1.495,六邊形孔蜂窩梁承載力從但是在蜂窩梁中，對于開孔率為65%的蜂窩梁，翼緣的貢獻(xiàn)最多達(dá)到了50%,如果開六邊形5梁翼緣厚度/mm圖4.9抗剪承載力隨翼緣厚度變化曲線值，抗剪承載力提高值近似相同。而在4.2節(jié)中，隨著開孔率的變化，相同尺寸翼緣4.4翼緣厚度與開孔率對不同孔型蜂窩梁抗剪承載力的影響的基礎(chǔ)上對不同參數(shù)的蜂窩梁進(jìn)行建模計算，計算的基本模型尺寸見表4.6。在模型的選取上，開孔率范圍選擇從45%間隔5%增加到80%,盡量保證涉及實際應(yīng)用中的表4.6不同蜂窩梁構(gòu)件截面尺寸Table4.6Cross-sectiondimensionsof跨度/mm孔洞個數(shù)/個開孔率/%翼緣寬度翼緣厚度六邊形圓形矩形在上文建立的基本模型基礎(chǔ)上，建模方法仍(a)b=105mm(b)bf=150mm(c)bf=19圖4.10不同開孔率蜂窩梁有限元模型Fig.4.10Finiteelementmodelofcellularbeamofdifferentopeningrate4.4.2不同參數(shù)下六邊形孔蜂窩梁抗剪承載能力數(shù)值分析Table4.7Verticalshearstrengthofhexagon-holecellularbeam翼緣厚度開孔率/%6778.76686.66177.68597.10677.68574.5028991.85098.55277.68597.10677.68587.50093.206續(xù)表翼緣厚度開孔率/%①六邊形孔蜂窩梁在相同開孔率下，翼緣厚度每增加1mm,抗剪強(qiáng)度增加考慮開孔形狀和開孔大小對翼緣貢獻(xiàn)的影響。為了反應(yīng)翼緣厚度和開孔率共同對抗剪承載力的影響，以表中有限元結(jié)果為基礎(chǔ)，對六邊形孔和圓形孔蜂窩梁抗剪承載力進(jìn)行理論與數(shù)值回歸分析。首先，暫分析鋼梁腹板抗剪作用，根據(jù)第四強(qiáng)度理論，鋼梁腹板塑性破壞應(yīng)滿足圖4.11六邊形孔蜂窩梁抗剪影響系數(shù)曲面Fig.4.11Distributionsurfaceofimpactfactorsofhexagon-hole圖4.12六邊形孔蜂窩梁結(jié)果對比Fig.4.12Comparisonofhexagon-holecellularbeamresults4.4.3不同參數(shù)下圓形孔蜂窩梁抗剪承載能力數(shù)值分析見表4.8,表中符號含義與上文相同。表4.8不同參數(shù)圓形孔蜂窩梁抗剪承載力對比翼緣厚度開孔率/%6續(xù)表翼緣厚度678990.97697.96397.10677.68597.10677.68597.10677.68597.10677.68577.68591.06995.168續(xù)表翼緣厚度開孔率/%77.68597.10677.685①與六邊形孔蜂窩梁有所區(qū)別，圓孔蜂窩梁在相同開孔率下，翼緣厚度1mm,抗剪強(qiáng)度增加8~13KN,增加量比六邊形孔蜂窩梁略小一些，但是趨于平均。圖4.13給出了圓形孔蜂窩梁影響系數(shù)η隨開孔率φ和翼緣厚度tr變化的分布曲Cφp23圖4.13圓形孔蜂窩梁抗剪影響系數(shù)曲面Fig.4.13Distributionsurfaceof上節(jié)給出了六邊形孔蜂窩梁簡化計算公式和抗剪承載力影響系數(shù)計算公式。通過圖4.13圓形孔蜂窩梁抗剪影響系數(shù)曲面與圖4.11對比可以看出，圓形孔抗剪影響系通過表4.8數(shù)據(jù)對(4.8)式進(jìn)行重新擬合，給出圓形孔蜂窩梁抗剪承載力影響系數(shù)計算圖4.14為圓形孔蜂窩梁不同參數(shù)下的有限元模擬計算結(jié)果與本文建議公式計算有限元計算值/kN圖4.14圓形孔蜂窩梁結(jié)果對比Fig.4.14Comparisonofcircular從圖4.14可以看出，對于不同開孔率和翼緣厚度的蜂窩梁，采用本文的計算公式計算其抗剪承載力，與有限元模擬計算結(jié)果吻合程度較好，說明采用本文的建議公式4.4.4不同參數(shù)下矩形孔蜂窩梁抗剪承載能力數(shù)值分析基于上文對六邊形孔和圓形孔蜂窩梁抗剪性能的計算，此處對不同參數(shù)下的矩形孔蜂窩梁進(jìn)行模擬計算，其計算結(jié)果見表4.9。同時表中給出了矩形孔蜂窩梁與其他表4.9不同參數(shù)矩形孔蜂窩梁抗剪承載力對比翼緣厚度開孔率/%696.33876.64157.13897.10677.6857續(xù)表翼緣厚度開孔率/%782.80761.98797.10677.685888.40466.79797.10677.6859續(xù)表翼緣厚度開孔率/%①矩形孔蜂窩梁在相同開孔率下，翼緣厚度每增加1mm,抗剪強(qiáng)度增加值范圍③表4.11中給出了矩形孔和其他兩種孔型蜂窩梁承載力計算值的對比，通過對比可以看出，在其他參數(shù)都相同的情況下，矩形孔蜂窩梁抗剪承載力要小于其他兩種孔型，并且這種差距隨著翼緣厚度的增加和開孔率的增加而逐漸變大。由于矩形孔蜂窩梁在實際工程應(yīng)用中，通過不同的切割方式可以制作成孔洞長寬比不同的蜂窩梁，所以每個工程都有自己的特殊性，不同的長寬比必然帶來不同的剪力次彎矩的影響。因此，無固定的公式可以概括不同長寬比下的矩形孔蜂窩梁抗剪承如圖4.15。圖4.15矩形孔蜂窩梁抗剪影響系數(shù)曲面Fig.4.15Distributionsurfaceofimpactf矩形孔影響系數(shù)η分布曲面與其他兩種形式不同，最高點出現(xiàn)開孔率最小處，而其他兩種出現(xiàn)在開孔率最大處。由此可見，矩形孔蜂窩梁受剪力次彎矩影響最大。4.5本章小結(jié)本章采用有限元軟件ABAQUS軟件，按照上一章驗證的計算方法建立合理的有限模型，對不同孔型、不同開孔率和不同翼緣尺寸下的蜂窩梁在豎向荷載作用下的抗(1)不同孔型蜂窩梁抗剪性能受應(yīng)力集中和孔口剪力次彎矩影響程度不同，與六邊形和矩形孔蜂窩梁相比，圓形孔蜂窩孔型合理，減小了應(yīng)力集中程度和剪力次彎矩(2)翼緣對蜂窩梁的抗剪貢獻(xiàn)不可忽略，圓形和六邊形孔蜂窩梁抗剪承載力比孔洞中心腹板凈截面抗剪計算值提高了20%~40%,矩形孔提高值在14%以下。(3)翼緣寬度對蜂窩梁抗剪承載力變化影響較小，翼緣的抗剪貢獻(xiàn)主要是厚度變(4)通過數(shù)據(jù)分析，給出圓形和六邊形孔蜂窩梁抗剪極限承載力計算公式，通過5.2無剪力連接蜂窩組合梁與蜂窩梁抗剪性能對比5.2.1計算模型的選取與建立蜂窩梁計算模型尺寸見表5.1,蜂窩組合梁計算模型尺寸見表5.2。Table5.1Cross-sectiondimensionsofcellularbeams腹板擴(kuò)高后表5.2蜂窩組合梁構(gòu)件截面尺寸Table5.2Cross-sectiondimensionsofcellularcompositebeams孔洞形狀跨度/mm鋼梁尺寸/mm開孔率/%混凝土板寬度/mm混凝土板厚度/mm六邊形9圓形9矩形9根據(jù)表5.1和表5.2尺寸對蜂窩梁和蜂窩組合梁進(jìn)行有限元建模，建模與計算方凝土屈服強(qiáng)度f=32.8MPa,泊松比v=0.2;混凝土內(nèi)鋼筋屈服強(qiáng)度f=320MPa,本構(gòu)型如圖5.1。(a)六邊形(b)圓形(c)矩形5.2.2蜂窩組合梁與蜂窩梁抗剪承載力對比改變開孔率大小，保持其他參數(shù)不變，對24根蜂窩梁和24根無剪力連接蜂窩組表5.3給出了不同孔型蜂窩梁和蜂窩組合抗剪承載力能達(dá)到蜂窩鋼梁抗剪承載力的50%~208%。當(dāng)開孔率φ<50%時，三種孔型在55%~70%時，六邊形孔蜂窩組合梁與圓形孔蜂窩組合梁混凝土板抗剪貢獻(xiàn)所占蜂Table5.3Comparisonofverticalshearstrengthb孔洞形狀六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形圖5.2為蜂窩組合梁與蜂窩梁抗剪承載力隨開孔率變化對比曲②六邊形孔蜂窩組合梁與圓形孔蜂窩組合梁對比曲線除承載力值稍有區(qū)別外基乙開孔率中/%開孔率中/%(a)六邊形(b)圓形蜂窩梁開孔率中/%(c)矩形圖5.2蜂窩組合梁與蜂窩梁抗剪承載力隨開孔率變化曲線5.2.3蜂窩組合梁與蜂窩梁剛度對比梁荷載與位移值，繪制不同孔型蜂窩梁和蜂窩組合梁荷載位移曲線(如圖5.3所示),率φ=55%~70%時，六邊形孔蜂窩組合梁和蜂窩梁剛度均小于圓形孔蜂窩梁，不在保—R-FWZH—H-FW(2抗剪承載力/kN抗剪承載力/kN—H-FWZH0—S-FW(a)開孔率中=45%(b)開孔率中=50%(c)開孔率中=55%0(e)開孔率中=65%000(d)開孔率中=60%0(f)開孔率φ=70%0抗剪承載力/kN抗剪承載力/kN0Fig.5.3Comparisono對于三種孔型的蜂窩組合梁和蜂窩梁，在破壞時蜂窩組合梁孔口剪切變形要遠(yuǎn)小于蜂窩梁，混凝土板分擔(dān)了截面豎向剪力，同時阻止了孔口的剪切變形，有效的提高了蜂窩組合梁的剛度；同時還可以看出，在發(fā)生破壞時，蜂窩組合梁翼緣基本處于彈性階段，僅梁橋處腹板發(fā)生屈服，與對應(yīng)蜂窩梁相比，蜂窩組合梁中的蜂窩鋼梁還有繼續(xù)承載的能力，但是由于混凝土板的破壞而不適合繼續(xù)承載，這在實際工程中是有利的，當(dāng)整梁發(fā)生破壞時，還有鋼梁承載一定的能力，防止了破壞的突然性。圖5.4開孔率φ=65%蜂窩梁破壞云圖(1)混凝土板破壞時應(yīng)力云圖(a)六邊形(b)圓形(c)矩形(2)鋼梁破壞時應(yīng)力云圖圖5.5開孔率中=65%蜂窩組合梁破壞云圖5.3混凝土板尺寸對不同孔型蜂窩組合梁抗剪性能的影響上節(jié)對蜂窩組合梁和蜂窩梁抗剪性能進(jìn)行了對比，通過對比發(fā)現(xiàn)，考慮混凝土板后的蜂窩組合梁抗剪承載力比蜂窩梁有較大程度的提高，蜂窩組合梁中混凝土板的抗剪作用不可忽略。為了客觀評價混凝土板對蜂窩組合梁抗剪強(qiáng)度的貢獻(xiàn)，分析不同混凝土板尺寸對抗剪貢獻(xiàn)的影響，在保證其他參數(shù)不變的情況下，僅改變混凝土板的寬度和厚度，對不同混凝土板尺寸蜂窩組合梁進(jìn)行計算。5.3.1計算模型的選取與建立因本節(jié)僅研究混凝土板的作用，開孔大小上我們選取工程中應(yīng)用較多的開孔率中=65%的蜂窩組合梁。在研究混凝土板寬度影響時，保證混凝土板厚度不變；在分析混凝土板厚度影響時，保證混凝土板寬度固定。計算模型尺寸見表5.4,其中，b.為混凝土板寬度，h.為混凝土板厚度；不同翼緣寬度的部分六邊形孔蜂窩組合梁計算模型如圖5.6。表5.4蜂窩組合梁構(gòu)件截面尺寸孔洞形狀跨度/mm鋼梁尺寸/mm開孔率/%度h./mm六邊形9圓形9矩形9圖5.6不同混凝土板寬度蜂窩組合梁有限元模型Fig.5.6FiniteelementmodelofcellularcompositebeamofdifferentconcreteslabwidthTable5.5Verticalshearstrengthofhexagon-holecellularcompositebeamofdifferentb./mmh./mmVaba/kNV,表5.6不同混凝土板尺寸圓形孔蜂窩組合梁抗剪承載力Table5.6Verticalshearstrengthofcircular-holecellularcompositebeamofdifferent表5.7不同混凝土板尺寸矩形孔蜂窩組合梁抗剪承載力Table5.7Verticalshearstrengthofrectangular-holecellularcompositebeamofdifferentvaba/V?①隨著混凝土板寬度或厚度的變大，蜂窩組合梁抗剪承載力都有不同程度的提孔比較接近，在200kN左右，對于矩形孔蜂窩梁插值在220kN,可以看出，混凝土板板提高了67%,最大混凝土板提高了213%;對于矩形孔蜂窩組合梁提高值要比其他兩種孔型稍小一些，范圍在25%~184%之間，通過矩形孔抗剪承載力與其他兩種孔型③通過不同尺寸混凝土板蜂窩組合梁抗剪承載力與鋼梁腹板凈截面抗剪計算值0混凝土面積Ac/cm2混凝土面積Ac/cm2(a)六邊形圖5.7混凝土板尺寸對不同孔型蜂窩組合梁抗剪影響Fig.5.7Effectofcross-sectionofconcreteslabincellularcompositebeamTable5.8Coefficient孔型abC圖5.8中實線表示本文建議公式計算曲線，從圖中可以看出本文建議公式計算值545432擬合結(jié)果-實腹梁公式(a)六邊形圖5.8擬合結(jié)果對比(b)圓形5.4連接程度對不同孔型蜂窩組合梁抗剪性能的影響5.4.1計算模型的選取與建立孔洞形狀跨度栓釘直徑開孔率/%混凝土板尺寸/mm六邊形圓形矩形圖5.9帶栓釘?shù)姆涓C組合梁計算模型Fig.5.9Finiteelementmodelofcellularcompositebeamwithstuds5.4.2不同連接程度蜂窩組合梁抗剪性能數(shù)值分析表5.10不同連接程度六邊形孔蜂窩組合梁抗剪承載力Table5.10Verticalshearstrengthofhexagon-holecellul栓釘直徑連接程度rI008Table5.11Verticalshearstrengthofcircular栓釘直徑連接程度rL008表5.12不同連接程度矩形孔蜂窩組合梁抗剪承載力栓釘直徑連接程度rII008①隨著栓釘直徑的增加，連接程度r變大，提高了蜂窩組合梁的組合作用，三種孔型蜂窩組合梁的抗剪強(qiáng)度逐漸變大，與無剪力連接的蜂窩組合梁相比，六邊形孔蜂窩組合梁最大提高了73.5%,圓形孔最大提高了66%,矩形孔最大提高了82.2%。因此，我們可以認(rèn)為，蜂窩組合梁的抗剪能力不單單來源于鋼梁和混凝土板，連接程度度最大，但是，其總的承載力仍然比其他兩種孔型小，隨著栓釘直徑的增加，他們之間的差距越來越小。由此可以看出：對于不同孔型的蜂窩梁，孔洞處的剪力次彎矩對抗剪承載力的影響隨著連接程度增加而逐漸縮小差距，主要是有效的連接作用也能阻止孔洞的剪切變形，同時使鋼梁與混凝土板形成一個整體，增加了孔口處的抗彎截面③通過有連接蜂窩組合梁抗剪承載力與僅考慮鋼梁腹板凈截面抗剪的計算值相比，有連接蜂窩組合梁抗剪承載力要比按公式計算值有較大的提高，按照這種方法計算蜂窩組合梁抗剪承載力將大大低估其實際的承載能力。00(c)矩形圖5.10連接程度對不同孔型蜂窩組合梁抗剪影響Fig.5.10Effectofconnectiondegreeincellula從圖中的曲線可以看出：當(dāng)栓釘直徑小于20mm時，此時連接程度r<1,屬于部分抗5.4.3蜂窩組合梁界面滑移分析梁的區(qū)別，下面對不同連接程度蜂窩組合梁界面滑移進(jìn)行分析，圖5.11給出不同孔型(b)栓釘直徑d=8mm相對滑移/10相對滑移/10mm①沿梁長度方向，從跨中向兩側(cè)滑移量逐漸增加，在加載點之間，屬于純彎段，滑移量很小，在加載點到孔洞邊緣處，滑移量有突變，孔洞處滑移量要明顯大于其他合梁屬于部分抗剪連接時，滑移量較大，并且隨著連接程度的增加，滑移量減小程度較??；當(dāng)梁達(dá)到完全連接后，滑移量明顯變小，相對于無連接蜂窩組合梁，當(dāng)栓釘直徑達(dá)到36mm時，滑移量減小了一個數(shù)量級。提高連接程度，不僅可以提高抗剪承載處，滑移量突變明顯。由此可以看出，矩形孔由于梁橋長度較長，剪力次彎矩要大于其他兩種孔型，孔洞處滑移量增加；隨著承載力的增加在小于極限荷載值一半時，滑移量增加緩慢，之后隨著荷載的增加，滑移量增加量增加。下圖給出了栓釘直徑d=16mm的三種孔型蜂窩組合梁破壞時各構(gòu)件的應(yīng)力云圖。(1)破壞時混凝土板應(yīng)力云圖(a)六邊形(b)圓形(c)矩形(3)破壞時鋼梁應(yīng)力云圖圖5.12栓釘直徑d=16mm蜂窩組合梁破壞云圖Fig.5.12Failuremodesofcellularc5.4.4考慮連接作用下蜂窩組合梁抗剪承載力邊形孔蜂窩組合梁最大提高了73.5%,圓形孔最大提高了66%,矩形孔最大提高了73.5%。蜂窩組合梁的抗剪能力不單單來源于鋼梁和混凝土板，連接程度對蜂窩組合孔型ABC圓形圖5.13給出了六邊形孔和圓形孔蜂窩組合梁擬合公式結(jié)果與有限元計算結(jié)果的連接程度r圖5.13擬合結(jié)果對比連接程度r表中鋼梁的屈服強(qiáng)度f=325MPa,混凝土抗壓強(qiáng)度取f=29.7MPa。表5.14公式有效性驗證計算孔形開孔率m鋼梁尺寸混凝土板尺寸栓釘直徑N六邊形圓形六邊形圓形六邊形圓形圖5.14中給出了對比曲線，從表5.14和圖5.1圖5.14公式與有限元計算結(jié)果對比5.5彎-剪聯(lián)合作用下的蜂窩組合梁受力性能分析5.5.1計算模型的選取與建立表5.15蜂窩組合梁構(gòu)件截面尺寸Table5.15Cross-sectiondimensionsofcellularcompositebeams孔洞形狀跨度剪跨長度混凝土板尺寸/mm開孔率孔洞豎向位置六邊形圓形矩形圖5.15不同孔型蜂窩組合梁有限元模型Fig.5.15Finiteelementmodelofcellularcompositebeamofdifferenthole表5.16蜂窩組合梁彎-剪相關(guān)性計算結(jié)果剪跨長度剪跨比入孔洞形狀NNVM六邊形圓形矩形285六邊形圓形36矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形六邊形圓形矩形27671299392498147(a)六邊形a=437.5mm(c)六邊形a=2852.5mm(e)圓形a=1817.5mm(f)圓形a=2852.5mm(g)矩形a=437.5mm(h)矩形a=1817.5mm(i)矩形a=2852.5mm圖5.16不同剪跨長度蜂窩組合梁破壞云圖Fig.5.16Failuremodesofcellularcompositebeamofdifferentshearspanlength從圖中破壞形式與應(yīng)力分布可以看出：①當(dāng)剪跨比較小時，三種孔型蜂窩組合梁均是剪跨范圍內(nèi)孔洞梁橋腹板首先屈服，應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度，孔口產(chǎn)生剪切變形，而此時跨中純彎段基本均處于彈性階段，蜂窩組合梁發(fā)生剪切破壞為主。②當(dāng)剪跨比逐漸增大，蜂窩梁從以剪切破壞為主向彎-剪破壞發(fā)展。此時，加載點左側(cè)孔洞腹板屈服，發(fā)生剪切變形的同時，蜂窩組合梁純彎段鋼梁下翼緣和混凝土板同時屈服，蜂窩組合梁發(fā)生彎-剪破壞。③剪跨比繼續(xù)增大，蜂窩組合梁破壞形式以彎曲破壞為主，鋼梁腹板部分達(dá)到屈服，鋼梁下翼緣和混凝土板已經(jīng)失去承載能力，發(fā)生破壞。在以上結(jié)算結(jié)果與建議公式的基礎(chǔ)上，為準(zhǔn)確預(yù)測蜂窩組合梁在彎矩和剪力共同作用下的受力性能，合理的預(yù)測組合梁的承載能力，本文給出六邊形孔和圓形孔的通用彎-剪相關(guān)公式如下，旨在為工程設(shè)計中提供設(shè)計參考。其中：γ一為彎矩影響系數(shù)。圖5.17中給出了本文建議公式曲線與有限元計算結(jié)果的對比?！鲇邢拊Y(jié)果公式曲線■有限元結(jié)果—公式曲線圖5.17彎-剪相關(guān)曲線圖中曲線為本文建立的蜂窩組合梁彎-剪相關(guān)公式曲線，從圖中曲線可以看出，本5.5.3孔洞豎向位置對蜂窩組合梁受力性能影響分析剪跨長度不變，提高或降低中心高度以1/4梁橋高度h為增加量，不同孔型蜂窩組合承載力/kN承載力/承載力/kN承載力/kN(c)矩形圖5.18不同孔洞豎向位置蜂窩組合梁荷載位移曲線Fig.5.18Load-displacementcurvesofcellularcompositebeamofdifferentholevertical圖5.19不同孔洞豎向位置蜂窩組合梁破壞云圖Fig.5.19Failuremodesofcellularcompositebeamofdifferentholeverticalp(1)與蜂窩梁相比，蜂窩組合梁抗剪承載力有較大幅度提高，并且隨著開孔率的(2)建立了考慮不同混凝土板尺寸蜂窩組合(3)蜂窩組合梁的抗剪強(qiáng)度不單單來源于鋼梁和混凝土板，栓釘連接作用對蜂窩(4)三種孔型蜂窩組合梁，隨著栓釘直徑的增加，最大界面滑移量逐漸減小，矩第六章結(jié)論與展望(1)應(yīng)力集中和孔口剪力次彎矩對蜂窩梁抗剪性能的影響程度隨著孔型變化而不(2)與蜂窩梁孔洞處腹板凈截面抗剪理論計算值相比，三種孔型蜂窩梁抗剪承載(3)蜂窩組合梁抗剪承載力和剛度比蜂窩梁有較大幅度提高，并且隨著開孔率的(4)三種孔型蜂窩組合梁，隨著栓釘直徑的增加，最大界面滑移量逐漸減小，矩(5)基于本文的蜂窩組合梁抗剪計算方法，建立了蜂窩組合梁在彎矩和剪力共同(1)本文分析僅建立在有限元計算基礎(chǔ)上，對于相應(yīng)分析有必要進(jìn)行一定的實驗(2)本文研究發(fā)現(xiàn)在以剪切破壞為主時，蜂窩組合梁孔洞處混凝土板與鋼梁界面steelbeamswithcircularwebopenings[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2001,(57):467-490.[7]BaskarK,ShanmugamNE,ThevendranV.Finite.elementanalysisofsteel-concretecompositeplategirderEngineering,2002,128(9):1158-1168.beamsincombinedbendingandshear[J].JournalofStructuralEngineering,2005,131(10):1593-1600.[9]騰征本，騰百.日本典型技術(shù)實例100選—戰(zhàn)后50年的創(chuàng)新歷expandedbeams[J].JournaloftheAmericanSociety,1957,23(2):77-88.castellatedbeams[J].Thestructuralengineer,19andstructures,1978,9(2)[15]DesigeofsteelStandardization[S].Standardization[S].Eurocod[17]Structuraluseofstcclworkinbuilding.BritishStandar[18]住宅和公共建筑中央科學(xué)院.前蘇聯(lián)鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范(CHnnⅡ23.81)[S].莫斯科，2008:6-9.[19]Wang,Snell,Cooper.Strengthofbeamswithreinforcedwbeams[J].StructDiv,Sep,1975,101(9):1783-1800.openings[J].JournalofConstructionalSteelResearch,1993,25:23-41.[22]RedwoodR,DemirdjianS.CastellatedbeamwedbofStructuralEngineering,1998,124(10):1202-.1207.[23]DarwinD.SteelandcompositebeamswithwebopengniGuideSeriesNo.2.Chicago,USA:AmericanConstruction,1990.[24]ChungKF,LawsonRM.SimplifieddesignofcompositebeamswithlargewebopeningstoEurocode4[J].JournalofConstructionalSteelResearch.2001,57(2):135-163.elbeamswithlargf2003,59:1177-1200.I-beams[J].Journalofcivilengineering14(3):163-168.ofConstructionalSteelResearch,2011,67(5):814-825.Materials.Guangzhou,China:TransTechPublicat