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钢一混凝土组合连续梁，可在负弯矩区施加预应力调整负弯矩区篇一：用预应力处理连续结合梁中负弯矩区的探讨
用预应力处理连续结合梁中负弯矩区的探讨
张
俭
（苏州市建设工程质量监督站，江苏苏州２１５００２）
梁的结构分析，介绍了其负弯矩区的处理方法，并结合工程实例，详细阐述了对连续结合梁施加预应力的处理措施。实践证明，采用张拉高强钢筋，必要时辅以支座标高调整法施加预应力处理连续结合梁中负弯矩区比较合理。
【关键词】连续结合梁：负弯矩：预应力【中图分类号】ＴＵ７５７．１
一～笋
【摘要】连续结合梁中负弯矩区混凝土桥面板处理不当会导致开裂，从而影响结构的承载能力和耐久性。通过对连续结合
【文献标识码】Ａ
【文章编号】１６７１—３７０２（２００９）１０—００６５—０４
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在桥梁工程中，把钢梁与混凝土板连接起来形成整体共同工作的受弯构件，称为钢一混凝土结合梁，亦称联合梁。它是在钢结构和混凝土结构基础上发展起来的一种新型梁结构，通常其肋部采用钢梁，翼板采用混凝土板，两者间用抗剪连接件连成整体。连续结合梁是在连续梁结构中采用结合梁，充分利用其结构特点，达到降低梁高，减轻梁重，加大跨度的目的。但连续结合梁作为超静定结构在其中间支点附近区域内承受负弯矩，在此区域混凝土桥面板会因承受较大拉应力而开裂，引起钢筋及钢梁腐蚀等严重问题，影响结构的承载能力和耐久性。因此，非常有必要对连续结合梁的负弯矩区做适当的处理。１钢一混凝土连续结合梁分析
钢一混凝土简支结合梁在正弯矩作用下，可以按照《钢结构设计规范）ＧＢ５００１７－－２００３进行计算，但在连续结合梁的负弯矩区，钢梁承受的剪力较大，同时弯
作者简介：张俭．男，高级工程师．现任站长，长期从事市政工程（桥梁）建设和市政工程质孱监督工作。
曲应力、局部压应力也较大；钢梁的腹板还会受到较大的轴向压力作用，此时，结构处于复杂的应力状态。
通常情况下，钢梁的腹板高度由抗弯承载力及控制变形的要求所决定，实际剪应力大大低于腹板纯剪状态下的临界应力。如果不考虑腹板的实际受力状态，仅按照构造要求设置加劲肋，有可能给设计和施工带来困难，降低工程的经济性。对于连续结合梁，负弯矩区的设计通常由抗弯承载力的要求所控制，因此比较合理的处理方法就是根据结构的受力状态，来决定是否采用预应力。
２连续结合梁负弯矩区的处理方法
目前对连续结合梁负弯矩区桥面板开裂的处理办法主要有：①设置体外束，在钢梁内设置体外预应力束，通过张拉体外预应力束，来给桥面板混凝土施加预压应力；②设置体内束，即在桥面板混凝土中设置预应力钢束，通过张拉桥面板混凝土中的预应力束，给混凝土桥面板自身提供足够的预压应力；③体外束和体内束的联合设置；④在负弯矩区采用钢板桥面；⑤研制新型材料。
连续结合梁负弯矩区的处理方法总体上可分为两
．６５．
万方数据
研究探索
大类：不施加预应力和施加预应力。前者包括设置接缝、在受拉区用钢板代替混凝土板和配纵向钢筋等几种方法；后者又可分为张拉高强钢筋（包括钢丝束、钢绞线、高强粗钢筋，以下含义相同）施加预应力和不张拉高强钢筋施加预应力两种。在法国、前联邦德国、前苏联、瑞士、奥地利等许多国家，施加预应力的连续结合梁应用得较多。下面结合工程实例，介绍对连续结合梁施加预应力的处理措施。
３不张拉高强钢筋施加预应力的连续结合梁３．１支座标高调整法
支座标高调整法，是通过在混凝土桥面板与钢梁结合前后升降支撑（永久支撑，临时支撑）来施加预应力，使钢一混凝土连续结合梁受拉区的混凝土桥面板受压，并充分利用受压区的混凝土桥面板的方法（见图１）。随安装条件不同，施加预应力的具体过程不尽相同，但其最终目的都是使受拉区的混凝土桥面板受压，以防止其开裂。
列依斯桥、叶尼塞河上的基辅那库尔斯克桥、前苏联列宁格勒国立交通桥梁设计院设计的公路连续结合梁、英国的列依夫桥、前苏联公路设计院基辅分院设计的等高度连续结合梁以及我国首条客运专线新建铁路合宁线襄滁河特大桥连续结合梁都采用了支座标高调整法。以我国襄滁河特大桥连续结合梁为例，大桥跨度为（３２＋４０＋３２）ｍ。钢梁为双箱单室结构，钢梁的两箱中，Ｄ，ｇＥ为４．６ｍ，两箱拼装后其外形尺寸为上项宽度７．４ｍ、下底宽度７．０８ｍ、高度２．７ｍ，钢梁的总重量为５２０ｔ。桥面板采用Ｃ５０现浇混凝土，其厚度为２０～３５ｃｍ。施工中，先将钢梁纵移到位，当中线偏差在允许范围内时即进行第一次落梁，安装两端支座。按照要求，桥面板混凝土分正、负弯矩区两次浇筑。第一次同时浇筑正弯矩区混凝土，形成
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（１）架设钢粱
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一
（３）灌注桥面混凝土
一
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“）中间支点下降
图１
支座标高调整法施工顺序
．６６．
万方数据
组合截面，待混凝土达到设计强度后，在两个中间墩位置顶起钢梁２０ｃｍ；当其龄期大于２０ｄ后，浇筑第二次（负弯矩区）混凝土，待负弯矩区混凝土达到设计强度后，再落梁并安装中间支座。其中，顶梁位设在两个中间支座附近的梁底，各设４个顶位，起顶设备为８台２０００ｋＮ的电动液压油泵千斤项，其最大行程为２００ｍｍ，施工中可在其有效行程的８０％内安全使用。每次起顶高度实际采用１０ｃｍ，每次落梁的高度对应为１０ｃｍ。项落梁的关键是，两箱梁起顶高程应时刻保持一致，特别是落梁时桥面板混凝土已经浇筑，相对高差超限将引起桥面因受扭而开裂，且会使钢梁发生变形，造成严重后果。对这种施加预应力方法的经济性计算表明，在桥梁河道中建造较高临
时支撑的费用，通常要高于通过施加预应力所节省的钢
材费用，因此，只有当临时支撑（通常位于河滩或干谷上）的费用不高时，采用该方法才是合算的。
当对较长的多跨连续结合梁采用支座标高调整法施加预应力时，会出现施工中不容许的支点位移量，为此提出了Ｒｏｉｋ方法。Ｒｏｉｋ方法的基本思路是，在某些跨度内设置临时铰或断缝，将较长的连续梁分为几个不长的超静定梁段。铰或断缝附近的预应力可以借助位于混凝土板平面内的千斤项来实现，也可以设置临时支撑将这些铰在竖直方向顶高来实现，而其余的梁段可以通过在永久支座上方发生不大的竖直位移来施加预应力。日本大阪的毛期伦大桥、前联邦德国的Ｒｏｔｈｏｆ大桥和Ｌｉｅｄｂａｃｈｔａｌ桥以及前苏联公路设计院基辅分院设计的５跨连续结合梁桥都采用了该方法施工。
支座标高调整法，是改善结合梁内力，加强混凝土板和钢梁结合的最为基本而有效的方法，大部分预应力连续结合梁不但可以采用本方法，而且还可以和后面的张拉高强钢筋法同时采用。该方法的优点是沿梁全长均
施加了预应力，尽管该方法不如张拉高强钢筋法经济，但是施工起来较简单（在冬、夏季都可以施工，不需要高技能的劳动力）；缺点是由徐变产生的预应力损失较大，为此支点复位可分数次施工，或者尽可能晚一些复位，以使混凝土有充分的硬化时间。需要说明的是，根据实
际情况，升降端支点往往比升降中间支点更为方便。
３．２预加荷载法
预加荷载法是由比利时工程师Ｌｉｐ－－Ｓｋｉ于１９４９年提出来的。其方法是，首先架设钢梁并浇灌受压区的
混凝土，待其硬化后，在受压区预加静荷载（可以采用混凝土砌块、钢锭、砂、碎石、水袋中的水等），同时浇灌
受拉区的混凝土，待其硬化后撤去前预加荷载。尽管加上的荷载与撤去的荷载大小相同，但由于浇灌受拉区混凝土前后梁体截面刚度发生了重分布，故在大多数截面内的内力并不为零，而在受拉区混凝土内的压力
就是所期望的预应力（见图２）。
加载弯矩图
图２预加静荷载法弯矩图
由于采用预加静荷载法施工时，必须将压重加在结构上，必须采取措施控制压重数值，必须间断地铺设桥面板等，其施工极不方便，且工作量也相当大，因此，此法现在极少采用，而支座标高调整法则应用得较多。
３．３其他方法
如在混凝土桥面板与钢梁结合前，用水平布置的千斤顶对受拉区的混凝土板施加压力、使用膨胀混凝土等，但这些方法应用得较少。
４张拉高强钢筋施加预应力的连续结合梁
在连续结合梁桥、刚架式结合梁桥以及其它体系的结合梁桥中，通过张拉高强钢筋施加预应力不仅可以节省钢材，保证受拉区混凝土桥面板的抗裂性，而且还可以和其它预加应力的方法配合应用。该方法可分
为三种，具体如下。
４．１仅对钢梁施加预应力的连续结合梁
前苏联汤姆桥和顿河桥以及前联邦德国的南腾巴赫桥采用了张拉高强钢筋对钢梁施加预应力的方法。现以前联邦德国的南腾巴赫桥为例：该桥跨度为（３７．８＋１００．８＋３７．８）ｍ（总长１７６．４ｍ），高强钢束为直径７２ｍｍ的封闭式钢缆，按照弯矩图的特点，从正弯矩区的下翼缘平面直至负弯矩区的上翼缘平面连续布置在曲线形导引槽内，并用粘稠的润滑油覆盖。在钢梁与混凝土桥面板结合前张拉高强钢缆施加预应力。这种构造保证了钢束检查通路的畅通。需要注意的是，在钢梁腹板内侧要对导引槽进行加固。
张拉高强钢筋对钢梁施加预应力的方法，虽然可以节省一定数量的轧制钢材，但其缺点也非常突出：对受拉区的混凝土施加预应力，必须采取许多独立的作业段，这样会大大延长工期，增大造价；另外在钢梁上翼缘布置并张拉高强钢丝束受到限制，也使工作难度增大；同时由于摩阻较大，很难得到设计的预应力。由
万方数据
此可见，张拉高强钢筋对钢梁旋加预应力的方法对结合梁来说，通常并不是合理的方案，而只能认为是一种大型工程的特殊施工方法。
４．２仅对混凝土桥面板施加预应力的连续结合梁
高强钢筋仅布置在混凝上板范围内，受拉区的混凝土板可相对钢梁上翼缘错动。对混凝土板施加预应力后，再将其与钢梁结合在一起。采用该方法的桥梁结构内力如图３所示。
铁道专业设计院设计的高速铁路上承式连续结合
梁以及前联邦德国的乍那河公路桥采用了仅对混凝土桥面板施加预应力的方法。以前联邦德国的乍那河公路桥为例，桥跨度为（７５．５＋１０６．５＋８５．５）ｍ（总长２６７．５ｍ），桥面板为装配式。上部结构钢梁由相邻５．９ｍ的两片主梁和上下翼缘的管形联结系组成，梁高沿整个桥长不变。钢梁的梁段采用汽车运输，在右侧引道上拼装而成。钢梁拖拉采用了２１ｍ的导梁，拖拉后，中间支座上部结构的底部高程比设计值高１．６ｍ，而桥台高程等于设计值，也就是钢梁受到了预弯。装配式混凝土板块在工厂预制，而后通过公路运输至工地。铺设时采用带叉式抓钩的起重机起吊。在受拉区将钢丝穿过孔道（孔道在制板时由管段形成），再用混凝土灌注横向接缝。混凝土达到强度后，在受拉区两端用千斤顶张拉钢束。当完成所有有关混凝土板和钢梁结合的工作并且混凝土达到强度后，将中间支座上方１．６ｍ处的梁体降落到设计位置，从而使受拉区的混凝土板进一步受压。施加预应力的大小，以混凝土板在使用荷载作用下不产生拉应力为宜。为了达到这个目标，有时不得不采取一些措施对混凝土板进一步预压，例如在永久支座上方调节梁体等。
通常的施工方法是，先将钢梁沿整个桥长架设，然后铺设混凝土板，再将混凝土板与钢梁结合在一起，在筋和混凝土之间的握裹力并防止钢筋锈蚀。采用这种
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图３仅对混凝土桥面板施加预应力的结构内力图
．６７．
４．３对整个结合结构施加预应力的连续结合梁
超静定体系中张拉高强钢筋。之后管道压浆以确保钢
研究探索
方法施加预应力有一些与跨数有关的特殊性，为此分别研究三跨以及多跨桥梁。
１）三跨连续结合梁
以比利时的瓦洛尼公路桥为例，桥跨度为（５０＋１０９＋５０）ｍ（总长２０９ｍｏ上部构造由１２片变高度
钢主梁组成，行车道宽４７．５ｍ，桥面板采用装配一整体灌注式。整个近岸跨钢梁采用起重机直接从工地上吊装（设置两个临时支座），水中跨钢梁从两岸悬臂拼装。上下翼缘采用高强螺栓连接，腹板采用铆接。架设钢梁后将梁体放置在桥台上，并在受拉区铺设混凝土桥面板。当混凝土达到设计强度后，桥台处的梁体发生竖直向上的位移至设计位置，从而使混凝土板受压，然后张拉高强钢丝束使整个结合结构受压，最后孔道压浆并铺设受压区混凝土桥面板。
在三跨连续结合梁超静定体系的中间支座上方张拉高强钢束具有其特殊性，即无论是在负弯矩区还是在正弯矩区（由运营竖向荷载产生）都出现了反向弯矩（见图４）。超静定体系的负弯矩区特别需要施加预应力，从节省钢材和受拉区混凝土需要预压的角度来讲，在超静定体系中张拉高强钢束更为合理；在没有采取其它辅助设备（如在河道中设置临时支撑，预加静荷载等）的情况下，为减小正弯矩区跨中高度（为增大桥下净空），在超静定体系中张拉高强钢束更为合理。
２）多跨连续结合梁
一般情况下，在多跨连续结合梁中不仅通过张拉高强钢束施加预应力，还采用其它方法使混凝土板进一步受压。以德国杜塞尔多夫市的莱茵河桥为例，桥跨度
为（６ｘ７２）ｍ。为了使受拉区的混凝土板进一步受压，采
用了辅助高强钢索施加预应力，预应力分布在钢梁高度范围内。其主体的施工顺序是，架设四片等高度钢主梁一安装受拉区钢主梁间的联结系一整体灌注受拉区的混凝土板一张拉该区段的纵、横向钢束一铺设受压区的混凝土板并在受压区施加横向预应力。桥梁每跨的跨中都设置了临时支撑，当受压区整体灌注的混凝土达到设计强度后再撤除临时支撑。铺设桥面板后，张拉暗槽的钢索（钢索沿钢梁布置）使整个结合结构进一步受压。
５结
语
综上所述，钢一混凝土结合梁充分发挥了混凝土抗压和钢材抗拉强度高的特点，具有强度高、塑性好、刚度大、经济适用等特点。但连续结合梁在外荷载作用下，负弯矩区中处于受拉状态的混凝土板常因拉力过
．６８．
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轴力图４对整个组合结构施加预应力的内力图
大而开裂，导致梁体刚度降低，承载能力下降，因此必须处理好结合梁的负弯矩问题。在修建大跨度连续结合梁时，以下方案是比较合理的：除不适于施加预应力的情况外，应在桥梁受拉区张拉高强钢筋，对结合结构施加预应力。高强钢筋应布置在混凝土桥面板范围内，必要时辅以支座标高调整法。这也是欧洲一些国家（如法国等）目前发展的趋势。
由于对结合梁施加预应力通常分几个阶段进行（较一般的预应力混凝土梁复杂），在任一个阶段发生错误，均会造成最终的应力状态与设计值有本质的差别。因此，在施工中，应特别注意对力的测定（如支座反力、千斤项中的力、预加静荷载的重量等），要采取两种以上的方法测量应变和位移值，以确保所得数据的准确性。
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钢一混凝土组合连续梁，可在负弯矩区施加预应力调整负弯矩区篇二：负弯矩区预应力钢_混凝土组合梁的力学特性
钢一混凝土组合连续梁，可在负弯矩区施加预应力调整负弯矩区篇三：体外预应力钢_混凝土组合梁负弯矩区的承载力研究
第38卷第11期 2005年11月
土 木 工 程 学 报
CHINACIVILENGINEERINGJOURNAL
Vol138No111Nov1 2005
体外预应力钢—混凝土组合梁
负弯矩区的承载力研究
陈世鸣 孙森泉 张志彬
(同济大学,上海200092)
摘要:通过体外预应力组合梁的承载力试验,研究了负弯矩作用下体外预应力组合梁的开裂和极限承载力。研究结果表明:对负弯矩区组合梁施加体外预应力后,可有效提高截面的开裂弯矩。负弯矩作用下体外预应力组合梁的预应力增量很小,可忽略。一般情况下,对负弯矩截面施加体外预应力,不会提高截面的屈服承载弯矩。负弯矩作用下体外预应力组合梁的极限承载力受失稳控制。把预应力作用作为等效荷载力的计算方法,采用BS5400:Part3关键词:体外预应力;连续组合梁;承载力;失稳中图分类号:TU398 文献标识码:A文章编号:10002131X(2005)1120014208
LOADL2CONCRETECOMPOSITEBEAMSWITH
LTENDONSUNDERNEGATIVEBENDING
ChenShiming SunSenquan ZhangZhibin
(TongjiUniversity,Shanghai200092,China)
Abstract:Testshavebeencarriedouttostudythecrackingbehaviorandtheloadcarryingcapacityofsteel2concretecompositebeamsprestressedwithexternaltendonsundernegativemoment.Itisfoundthatbyprestressingthecompositebeamswithex2ternaltendons,thecrackingloadofthebeamscanbeeffectivelyincreased.Theincreaseoftendonforceofthecompositebeamsundernegativebendingissmallandnegligible.Normally,prestressingofthecompositebeamsundernegativebendingcanhardlyincreasetheyieldmomentofthecompositesection,andtheloadcarryingcapacityisgoverredbybucklingofthewebindistortionandtheflangeincompression.Themethodtoevaluatebucklingresistanceofthecompositebeamsisdis2cussed,andbasedontheBS5400method,thebucklingresistancesofthetestbeamsareassessed,treatingtheprestressasequivalentload.
Keywords:externalprestress;continuouscompositebeam;loadcarryingcapacity;buckling
土在使用荷载下的开裂而增加刚度和强度,扩大弹性
概 述
连续组合梁负弯矩区的混凝土受拉开裂目前主要
采用二种方法解决:1)对混凝土施加预应力(包括预弯,或作用预应力);2)采用高配筋率(>215%)。
[1-2]
Ayyub,Sohn和Saadatmanesh(1992)进行了5根预应力组合梁受负弯矩作用的荷载试验,为了防止钢梁受压翼缘的侧向失稳,试验构件分别在两端支座以及跨内LΠ4和3LΠ4跨位置对钢梁受压翼缘采用了侧向约束,并采用变形增量方法分析了预应力组合梁负弯矩区的受力性能,试验与计算结果基本吻合。研究结果表明:对负弯矩区的组合梁施加预应力,可阻止混凝
收稿日期:2004203202
范围,提高屈服荷载和极限承载力。然而,施加预应力后,组合梁截面钢梁腹板受压区高度增大,截面转动能力降低,也增大了翼缘和腹板局部屈曲和整体失稳的可能性。试验中各组梁均出现了局部失稳破坏,梁的极限荷载均没有达到梁的强度极限荷载。
组合梁钢梁上翼缘受刚性很大的混凝土板侧向约束,负弯矩区钢梁下翼缘在承受较大可变荷载以及不利荷载分布时,呈受压并会发生伴随钢梁腹板侧向畸
[3]
变的侧向失稳。Johnson和Fan(1991)的试验研究表明,连续组合梁的承载能力受梁体侧向失稳以及钢梁受压翼缘和腹板局部失稳的影响,通常低于按截面塑性极限分析计算的承载力。本文通过四组受负弯矩作用的预应力组合梁试验,研究体外预应力组合梁侧
第38卷 第11期陈世鸣等・体外预应力钢2混凝土组合梁负弯矩区的承载力研究
[5]
・15・
向失稳性能和承载力计算方法。
1 体外预应力组合梁试件
(1)截面分类及试件制作
组合梁局部失稳与受压腹板和受压翼缘的局部失稳密切相关。钢梁腹板和受压翼缘的宽厚比较小,局部失稳在截面进入完全塑性状态后出现;组合梁的腹板和受压翼缘板的宽厚比较大,局部失稳会在截面尚处于弹性或刚进入屈服状态发生。由于失稳时截面应力状态不同,对组合梁承载力的影响也是不同的。根
[4]
据截面所能达到弯矩强度,美国公路桥梁规范将组合梁分为密实截面和非密实截面。密实截面的局部失稳在截面屈服后出现,非密实截面的局部失稳则在截面屈服之前出现。满足下述关系:
腹板:翼缘:
tw
欧洲组合结构规范(EC4)将截面分为塑性、密实、半密实和纤细四类,这四类截面的主要力学特性为:1)塑性截面:具有足够塑性转动能力的截面;2)密实截面:受钢梁局部失稳控制其塑性转动能力的截面;3)半密实截面:钢梁受压翼缘屈服,受局部失稳影响不能达到全塑性弯矩的截面;4)纤细截面:钢梁受压翼缘在屈服之前被局部失稳破坏的截面。为便于设计,EC4根据截面翼缘和腹板的宽厚比进行了截面分类。截面分类基本区划了发生局部失稳时截面的应力水平。塑性、密实截面的局部失稳发生在钢梁截面屈服后,而非密实截面局部失稳在截面进入屈服之前发生。
(图B-C-D区),设计了两个组合梁构件。就截面抗弯特性而言,这类模型可较好地反映连续组合梁负弯矩区受力情况。虽然与实际预应力连续梁受预应力次弯矩影响会存在一些差异,但连续梁负弯矩区段一般为跨度的1Π5,预应力次弯矩约为附
加弯矩的1Π4鶫1Π3左右。混凝土开裂后,截面中性轴下移,负
≤3176
y
(1)(2)
b≤013822tf
式中:Dcp为腹板塑性受压区高度;tw为腹板厚度;
bf为受压翼缘伸出长度;tf为翼缘厚度;E和fy分
别为钢材的弹性模量和屈服强度。
弯矩区截面抗弯刚度减小,次弯矩则相应减小。在极限状态,次弯矩作用可忽略。
图1 负弯矩作用组合梁模型和截面形状
Fig11 Compositebeamundernegativemomentandbeamcross-section
土 木 工 程 学 报・16・2005年
试验采用组合梁截面倒置的布置方式,两端支座位置(相当于图1a中B、D点)的钢梁受压翼缘无侧向约束,与连续梁实际无侧向约束的自由长度接近。试件编号为BH1和BH2,梁长5150mm,混凝土板宽为1000mm,厚度90mm,板中纵向钢筋按受力钢
Φ25+2Φ10,钢筋截面积:Ar=筋配置(BH1为3
2
Φ25,钢筋截面积Ar=2453mm2),1629mm;BH2为5
集采用舒力强采集系统(200信道)。
距板顶35mm。横向钢筋按构造要求配置(<8@200),组合梁的跨中二侧的剪力钉布置分别为2<16@500和
<16@250(见图1b)。截面几何参数见表1。两个试件的翼缘均按密实截面设计,BH1钢梁腹板高250mm,为密实截面,BH2钢梁腹板高450mm,为非密实截面。
表1 试件几何尺寸测量值(mm)
Table1 Dimensionsofspecimens(mm)
试件编号
BH1BH2
Bc
Hc
btop
ttop
dtbot
b图2 (BH1)
Figinstrumentation
211171119
10001000
9090
120112115144818
517517
121512116
试件BH1和BH2均进行了两组试验。第一组试
验中,试件BH1和BH2的支座间跨度均为5m,加载至钢梁受压翼缘出现侧向屈曲。第二组试验是在第一组试验已经完成的基础上,卸载后,调整支座间跨度进行的。其中试件BH1调整支座间跨度为3m,试件BH2调整支座间跨度为316m。两组试件最后均为失稳破坏。
试件BH1:(第一组:L=5m)预应力张拉后,直接加载。初始荷载为3kNΠ级,当跨中负弯矩为4915kN・m,跨中混凝土板面出现开裂,混凝土板内钢筋应变出现明显拐点(图3)。随着荷载持续增加,在混凝土板初始裂缝两侧,相继出现裂缝,裂缝间隔为150鶫200mm,跨中负弯矩达到12517kN・m时,加载位置两边的腹板凸出畸变,受压翼缘出现侧向屈曲(图4),当弯矩达到16512kN・m,跨中钢梁受压翼缘屈服,跨中最大弯矩加至194kN・m,组合梁呈侧向失稳伴随腹板畸变,但钢梁受压翼缘局部失稳不明显。卸载后混凝土板裂缝闭合。
将支座间距调整为3m,进行第二组试验。由于试件在第一组试验阶段已经开裂,弯矩—挠度曲线基本呈线性,当跨中弯矩达到22914kN・m,邻近跨中的受压翼缘出现侧向失稳(图4),伴随加载区域腹板和受压翼缘的局部失稳(图5)。
试件BH2:(第一组:L=5m)预应力张拉后,对梁的跨中加载,跨中负弯矩增大至110kN・m时,跨中混凝土板出现开裂,混凝土板内钢筋应变出现明显拐点(图3),裂缝与梁轴线基本垂直。随着荷载增大,在距离第一条裂缝左右200mm位置相继出现第二、三条裂缝,裂缝出现的顺序与分布与BH1相
试件钢梁均采用焊接钢板梁,每片梁采用两束j
<15124高强度低松弛钢绞线(Ap),直线布置,梁两端端部采用OVM工作锚具,端部锚固钢板厚25mm。
钢梁翼缘的屈服强度为32717NΠmm,极限强度为49216NΠmm,钢梁腹板屈服强度为40615NΠmm,
2
极限抗拉强度为59316NΠmm。混凝土立方体(150mm×150mm×150mm)抗压强度为4114NΠmm。钢绞线屈服强度为1680NΠmm,极限强度为1860NΠmm。
(2)预应力筋张拉
试件预应力张拉均采用后张拉技术,张拉时混凝土强度为4114NΠmm。每根预应力束上布置两组应变片,张拉过程中通过千斤顶压力表控制张拉内力,并实时记录预应力束的应变。千斤顶卸除后,根据应变-张拉力标定曲线确定预应力筋的初始张拉力。各试
2
2
2
2
2
2
2
件单束有效初始张拉力分别为
11915kN(BH1)和12013kN(BH2)。
(3)加载装置与测点布置
构件(BH1和BH2)采取混凝土翼缘在下的截面
倒置方法,跨中采用500kN液压千斤顶,通过钢垫板,对组合梁跨中施加荷载(图2),梁两端混凝土板为简支,端部钢梁受压翼缘均无侧向约束。在距离梁跨中150mm位置的截面钢梁腹板、下翼缘和混凝土板内纵向钢筋均布置应变片,梁的挠度测试采用电子位移计,布置在跨中、LΠ4、3LΠ4和支座位置,梁两端受压翼缘设置侧向位移测点。梁端布置位移计测量端部滑移,梁端转角布置两个位移计测试。数据采
第38卷 第11期陈世鸣等・体外预应力钢2混凝土组合梁负弯矩区的承载力研究・17・
加载。此试验阶段最大弯矩值为35018kN・m低于跨
度为5m时的最大弯矩。值得关注的是:第一组试验中,侧向失稳出现时,跨中相邻部位钢梁腹板出现明显的凸出畸变和局部失稳,试验卸载后,腹板变形大部分恢复,受压翼缘局部失稳并不明显。而在第二组试验中,随荷载增加,腹板的畸变持续增大,钢梁受压翼缘平面弯曲应变随荷载持续增大,跨中弯矩达到29013kN・m,梁体产生侧向失稳,受压翼缘也产生明
图3 跨中弯矩-混凝土钢筋应变曲线
Fig13 Moment2straincurvesofthesteelreb
ars
显的局部失稳。
图4为根据距跨中150mm处钢梁受压翼缘一对应变片(对称于梁轴线平行布置)所记录的平面弯曲应变曲线,,侧向变形的。图5为试验结束后6BH1和BH2的弯矩-挠度曲线,,图中纵、横坐标均采用无量纲处理,其中My和δy分别为截面屈服弯矩和钢梁屈服时跨中挠度。图中曲线显示:第一组试验中,混凝土开裂前后梁的挠度曲线切线斜率有明显变化,组合梁屈服前,弯矩-挠度曲线基本呈线性
。
图4 试件弯矩-受压翼缘平面弯曲应变曲线
Fig14 Momentvs.in2plane2bending2straincurvesof
theflangesin
compression
图6 组合梁跨中弯矩-挠度曲线
(My为屈服弯矩,δy为跨中屈服挠度)Fig16 Moment2deflectioncurvesofthespecimens(Myvs.yieldmoment,δyvs.mid2spanyielddeflection)
图5 BH1:卸载后腹板、受压翼缘局部失稳残余变形
Fig15 BH1:Residualdeformationcausedbylocalbuckling
inthewebandtheflangeincompression
似。当跨中弯矩达到27018kN・m,钢梁受压翼缘产生
侧向失稳(图4),钢梁受压翼缘屈服时,跨中弯矩为32111kN・m,此阶段试验最大弯矩增大至37818kN・m,梁端钢梁受压翼缘侧向位移显著增加,卸载后,混凝土板内裂缝闭合。
调整支座间跨度至316m。进行第二组试验阶段
图7为弯矩-预应力内力变化曲线,其中纵坐标为荷载引起的跨中弯矩,横坐标为两束预应力内力值之和。图7显示,随着外荷载的增加,体外预应力束中的内力是变化的。试件BH1在混凝土板开裂之前,预应力内力增量为负值,说明组合梁换算截面形心轴在预应力作用点的下方(倒置T形截面),当外荷载增大,预应力有减小趋势,当混凝土翼缘出现开裂,截面中性轴上移,预应力内力随外荷载增大。试件BH2在混凝土开裂之前,预应力内力变化很小,混凝土开裂后,预应力内力增大。总体而言,两组试
土 木 工 程 学 报・18・2005年
件的预应力内力增量均不大。其原因是由于在组合梁负弯矩区,体外预应力筋一般总是靠近混凝土板布置,预应力对中性轴的偏心距较有限,因此通常可不计体外预应力增量影响
。
的未开裂换算截面面积;N为轴向预应力合力;e为预应力作用点对换算截面形心轴的偏心距,符号记取以中性轴为y轴原点,向下为正;M为外荷载弯矩,
M和N均按正值计。鉴于负弯矩下预应力增量很小,
可忽略。根据(3)和(4)式,可计算出组合梁混凝土开裂弯矩(记为Mcrack)和受压翼缘屈服截面弯矩(记为My)。
表2给出了试件BH1和BH2的开裂弯矩(Mcrack)和失稳时跨中弯矩(Ml)以及钢梁受压翼缘开始屈服时截面实测弯矩值(My)。由于在第一组试验中试件均已开裂,第二组试验中,开裂弯矩显示不出。表中Mcrack和My(3)和公式(4c)达到混凝土抗拉强
2(ftΠmm)和钢梁受压翼缘应力2(mm)时的开裂弯(fy=32717NΠ
图7 试件弯矩-Fig17 Moment2tendonforceof试验中,增加而增大,,小于011mm。
矩和屈服弯矩。
试件BH1和BH2的实测开裂弯矩与计算结果基本吻合,BH1实测屈服弯矩高于计算屈服弯矩,BH2实测屈服弯矩低于计算屈服弯矩。与同类无预应力作用的组合梁计算值比较(表2),预应力组合梁开裂弯矩比普通组合梁有了显著提高,BH1增大了60%,BH2增大了80%。但在预应力作用下,BH1和BH2的计算屈服弯矩均低于普通组合梁的计算屈服弯矩。
BH1的试验最大弯矩超过预应力组合梁的理论塑性极限弯矩(Mp=18311kNm),BH2试验最大弯矩小于预应力组合梁的理论塑性极限弯矩(Mp=44811kNm)。根据公式(1)、(2)计算,BH1:2Dcp/tw=80183<3176
EΠfy=85146,bfΠ2tf=5119<01382
3 试验结果及讨论
对于后张梁,混凝土浇筑时采用支撑,根据平截
面假定,负弯矩区预应力组合梁混凝土板面拉应力(σσc)和钢梁受压翼缘的应力(f)分别为:
σyc+yc-c=nInInAσybf+ybf+f=
I
I
A
(3)(4)
式中:I为采用换算截面方法计算的组合梁截面惯性矩,混凝土板开裂后,不计混凝土作用;yc、ybf分别为截面中性轴到混凝土板面和钢梁受压翼缘的距离;
n为钢与混凝土材料的模量比(EsΠEc);A为组合梁
EΠfy=9167,腹板和受压翼缘均满足密实截面长细比
条件,为密实截面;BH2:2Dcp/tw=134193>3176
EΠfy=85146,bfΠ2tf=5109<01382
EΠfy=9167,腹
板不满足密实截面长细比条件,截面为非密实截面。
表2 试验与计算结果比较
Table2 Comparisonoftestresultswiththecalculations
跨度
L(m)
Mcrack
Ml
试验结果
My
Mmax
计算结果
预应力组合梁
Mcrack
My
Mcrack1
试验编号
普通组合梁
My1
(kN・m)
BH1第1组BH1第2组BH2第1组BH2第2组
510310510316
4915
(kN・m)12517229142701829013
(kN・m)16512165123211132111
(kN・m)19410235143781835018
(kN・m)481648161141211412
(kN・m)15512155123401834018
(kN・m)3013
(kN・m)17412
Π
11010
Π
6315
Π
34412
ΠΠΠ
钢一混凝土组合连续梁，可在负弯矩区施加预应力调整负弯矩区篇四：部分预应力钢_混凝土连续组合梁负弯矩区裂缝宽度试验研究
第3!卷第5期3445年6月
文章编号：<444=>6>?@3445A45=44!!=4!
建筑结构学报
"#$%&’(#)*$+(,+&-./%$0/$%12
:#(83!9;#857$-893445
部分预应力钢B混凝土连续组合梁负弯矩区裂缝宽度试验研究
余志武，郭风琪
（中南大学土木建筑学院，湖南长沙5<44C!）
摘要D本文根据<6根部分预应力钢B混凝土组合梁负弯矩区的受力性能试验研究结果，探讨了负弯矩区裂缝产生与发展的规律。试验表明，影响裂缝宽度的主要因素为负弯矩区综合力比!E、剪力连接件间距"和钢梁与混凝土板的相对高度裂缝宽度越大；"越小，裂缝宽度越小。根据试验结果，本文建立了部分预应力钢B混凝土比#2F#0：!E和#2F#0越小，连续组合梁负弯矩区裂缝宽度的经验计算公式，形式上与现行的混凝土结构设计规范建议的受弯构件裂缝宽度计算公式统一。
关键词D钢B混凝土组合梁；负弯矩区；预应力；裂缝宽度中图分类号：GHI?68?
GHI<C8<
文献标识码：7
JKE1%+L1&/’(2/$,M#)0%’0NO+,/P+&&1-’/+Q1R1&,+&-%1-+#&#)
E’%/+’((ME%12/%1221,0#&/+&$#$22/11(B0#&0%1/10#LE#2+/1R1’L2
SHTP+O$9UHVW1&-X+
@Y#((1-1#)7%0P+/10/$%1’&,Y+Q+(J&-+&11%+&-9Y1&/%’(.#$/PH&+Q1%2+/M9YP’&-2P’5<44C!9YP+&’A
!"#$%&’$(*’21,#&1KE1%+L1&/’(2/$,M#)<6E’%/+’((ME%12/%1221,0#&/+&$#$22/11(B0#&0%1/10#LE#2+/1R1’L29/P1(’O2#)/P10%’0N)#%L’/+#&’&,1KE’&2+#&+&&1-’/+Q1R1&,+&-%1-+#&O1%1,+20$221,8GP1/12/%12$(/2+&,+0’/1,/P’/L’Z#%+&)($1&0+&-)’0/#%2#&0%’0NO+,/P+&0($,1,/P10#LR+&1,)#%01%’/+#!E+&&1-’/+Q1R1&,+&-%1-+#&92E’0+&-#)2P1’%0#&&10/#%2"’&,/P1%1(’/+Q1P1+-P/%’/+##)2/11(-+%,1%’&,0#&0%1/12(’R#2F#08[P1&!E’&,#2F#0R10’L12L’((，/P10%’0NO+,/P+&0%1’21,8[P1&"R10’L12L’((，/P10%’0NO+,/P,10%1’21,8GP1)#%L$(’2)#%0’(0$(’/+&-0%’0NO+,/P+&&1-’/+Q1R1&,+&-%1-+#&’%1E%121&/1,9OP+0P0#+&0+,1O+/P/P10$%%1&/0#,1)#%,12+-&#)0#&0%1/12/%$0/$%128)*+,-%.#(2/11(B0#&0%1/10#LE#2+/1R1’L；&1-’/+Q1R1&,+&-%1-+#&；E%12/%122；0%’0NO+,/P
矩区混凝土板的裂缝开展较大时，将导致混凝土板中
<前言
钢B混凝土连续组合梁是城市桥梁工程、建筑工
钢筋锈蚀，影响梁的耐久性。因此，实际工程中常采取一些措施控制负弯矩区的裂缝宽度，其中，在负弯矩区的混凝土翼板中施加预应力是一种较为常见的方式。
自34世纪>4年代开始，国内外不少学者对钢B
混凝土连续组合梁负弯矩区的受力性能开展了部分探索性试验研究与理论分析，提出了相应的裂缝宽度计算公式\<]。64年代后，*7.H，.77^7G_7;J.‘等对部分预应力钢B混凝土连续组合梁负弯矩区受力性能进行了两个试件的试验探讨，发现了一些试验规律，!!
程和管道支架等工程中常见的一种结构形式。钢B混
凝土连续组合梁与简支组合梁相比，其受力特点的最大区别之一是负弯矩区一般是带裂缝工作的，当负弯
（!?6C644C）。基金项目：国家自然科学基金资助项目（<?!!=作者简介：余志武C），男，湖南临湘人，教授。
《钢结构设计规范》（4.!**(+—度计算公式1%2#3。我国
也尚未给出组合梁裂缝宽度计算公式1’3。%**#）
因此，本次研究的主要目的是通过系统的试验研究和理论分析，探讨影响部分预应力钢/混凝土连续组合梁负弯矩区受力性能的主要因素，了解裂缝产生与发展的主要规律及对结构受力性能的影响，建立部分预应力钢/混凝土连续组合梁负弯矩区裂缝宽度的计算公式。
试件号,-./(,-./%,-./#,-./’,-./!,-./",-./+,-./&--./(--./%--./#--./’--./!--./"--./+--./&--./$--./(*
表#
’77
普通钢筋
试件设计参数
$CHIJK’()#’()#’()#’()$’()$!*)%!*)%!()"’()#’()#’()#’()$’()$!")"!")"!")"!()+!()+
$;IJK#$%#$%#$%#&"#$%#&"#&"#$%#$%#$%#$%#$%#$%#&"#$%#$%#$%#$%
$%&’(#)%*%+(,(*-./,(-,-0(12+(3-预应力筋%"0(!%"0(!%"0(!%"0(!%"0(!’"0(!""0(!%"0(!("0(!#"0(!("0(!#"0(!%"0(!%"0(!’"0(!%"0(!%"0(!
"9*)"(*)"(*)"(*)!**)"(*)&+()%’*)&(*)!+*)!#*)""*)##*)&"*)’%*)!+()*%*)!+*)!+
%%"*)"**)"**)"**)+#*)"**)&’*)&$*)’!*)!+*)#(*)+!*)!(*)!&*)+$*)!&*)"!*)!&*)!&
"*"!(%&*"!(%(**"!(%(**!"(*(**"!(%(**!"(*(**!"(*(%*"!(%(%*$!(%(%*’!(%(%*’"(*(%*$!(%(**!"(*(**"!(%(**$!(%(’*"!(%&*"!(%
%
!"#
试验研究
试验概况
(**((!(%%"0(!
本次试验共进行(&根部分预应力钢/混凝土组合梁模型试验，其中&根为模拟负弯矩区受力性能的反向加载的部分预应力钢/混凝土简支组合梁（,-./(5,-./&，!6%)!"7），(*根为在中间支座负弯矩区施加预应力的两跨部分预应力钢/混凝土连续组
（--./(5--./(*，。试验的主要设合梁!6%8#)&’7）（#:$:;<#9$9;）计参数为：负弯矩区综合力比"96=（#>$>;）、部分预应力比%%"	$9（、剪=#:$:;<#9$9;）力连接件间距’、预应力筋类型（有粘结筋和无粘结
（直线筋和曲线筋）筋）和布置形式。其截面形式如图试验参数见表(。(、%所示，
!"!主要试验结果
%)%)(裂缝的产生与发展规律
本次试验表明，在负弯矩区混凝土受拉翼板中施加预应力后，其受力性能与未施加预应力的组合梁相比，最大的差别是预应力延缓了混凝土板中裂缝的出现，提高了负弯矩截面的抗裂性能和截面刚度。截面开裂后，负弯矩区裂缝发展与分布规律几乎无明显差别。第一条裂缝首先在负弯矩区支座顶部附近出现，并逐渐贯通整个板面。随着荷载的增加，在支座两侧对称出现第二批裂缝，裂缝数量基本对称增加。由于混凝土板内横向钢筋、栓钉连接件和钢梁本身对混凝土的约束作用，使裂缝间距和裂缝宽度均较相同截面尺寸的普通钢筋混凝土构件小，图#、’显示了%根典型试验梁的裂缝分布图。对,-.系列试验梁，其平均裂缝间距变化范围为$&5(%$77，对--.系列试验梁，其平均裂缝间距变化范围为&!5(’*77。
从图#、在裂缝范围的外部区域，裂缝’不难发现，斜向朝中间支座发展，略呈八字形，其原因一是由于混凝土板内位于钢梁上部的纵向钢筋和外侧的纵向钢筋之间的剪力滞后效应；二是由于混凝土板内的横向钢
筋直接承受顺剪力。同时试验还发现由于负弯矩区弯
图(,-./(5,-./#2--./(5--./!截面
?@A)(,BCD@EFEG,-./(5,-./#2--./(5--./!
图%%
,-./’5,-./&2--./"5--./(*截面EG5!"
图#$%&’!实测裂缝分布()*+#
%,-./0)12,)342)5657$%&’!
图8$%&’9实测裂缝分布()*+8
%,-./0)12,)342)5657$%&’9
图C!<’">-;关系
()*+CDB=,=?-2)561B)<!<-60">-;
矩变化梯度大，在中支座顶部混凝土板内一般形成一
“主裂缝”条明显的。图!显示了E"个试件实测最大裂缝宽度与荷载的关系曲线（其中试件%%&’!仪表失
“主裂缝”效）。在负弯矩区外非预应力筋屈服前，宽度增长缓慢，但非预应力筋屈服后，截面塑性铰基本形成，随着荷载的增加，截面几乎按塑性弯矩方向呈塑性铰转动，变形集中于主裂缝截面，相应的裂缝宽度迅速增长。
试验表明，栓钉间距#对裂缝的发展也有影响。
在其它条件相同时，不同栓钉间距时的开裂范围和平均裂缝间距见表F。可以看出，随着栓钉间距的减小，裂缝间距也随之减小。这是由于栓钉的作用，开裂截面处钢筋应变的发展受到限制，钢筋的拉力通过混凝土传递给栓钉，必将引起栓钉处混凝土应力集中，特别是裂缝开展较大时，栓钉作用更大，能有效抑制裂缝宽度的开展。
G#H钢梁与混凝土板的相对高度比$1I$.
分析表明，钢梁与混凝土板的相对高度既是组合梁的特征参数之一，也对负弯矩区混凝土的受力性能产生重要影响。不管混凝土板面裂缝裂穿与否，钢梁和栓钉对混凝土板裂缝开展起非常重要的抑制作用。当混凝土板面裂缝贯穿整个板厚时，这种抑制作用较混凝土构件更为明显。
表$
栓钉间距!对裂缝分布与平均裂缝间距的影响45/-25’6-5.1&14&7)2&8)/0&,).+,2&,3/
栓钉间距I>>
CJ
9JKJJEFK
EJJEJJJEF!
9JC!JEE!
EJJ"!JE#J
EF9E8J
开裂范围I>>平均裂缝间距I>>
9JJEFE
%&’()$%*))++),-.+/0&,).+’.(-,.11),-.2/!.1,2&,3
图!
试件实测荷载’裂缝宽度关系曲线
()*+!:;<=,)>=62-?.4,@=1570)1<?-.=>=62-60.,-./A)02B
F+F+F影响裂缝宽度的主要因素
GEH负弯矩区综合力比!<
负弯矩区综合力比!<是反映部分预应力钢’混凝土连续组合梁负弯矩区截面特性的一个重要指标。它综合了非预应力筋、预应力筋及钢梁相对强度的影响。试验结果表明，开裂荷载越小，裂缝间距!<越小，和裂缝宽度越大，反之亦然。图C显示了最大裂缝宽度显见，">-;与!<之间的关系。">-;随!<的增大而呈双曲线规律减小。
GFH栓钉间距#
#
!"#
裂缝宽度计算公式
建立裂缝宽度计算公式的原则
GEH部分预应力钢’混凝土组合梁裂缝宽度计算
公式形式上宜与工程技术人员熟悉的我国现行混凝土结构受弯构件裂缝宽度计算公式协调。
GFH’!"
!"
表!
开裂荷载
序号#$%&!’(
本文
)"#*###$#%#&#!#’#(
文献1(2文献1)2
#)#"$*$#
试件编号,-./#,-./$,-./%,-./&,-./!,-./’,-./(,-./)--./#--./$--./%--./&--./’--./(--./)--./"--./#*--./#--./$0#0$
!;<345#**"*"###*#$*#’(#’*#**#**)*#$*’*)*)*#%*)*"*
裂缝宽度计算结果与试验结果比较
测点#
!#345#’*$#*#’*#’*$#*$%*$$*$)*#)*#!*#’*#%*#(*#"*$!’#)*#%*#%!$!*%**!**
!#3!6"789:388";89:388!$345*+!)*+($*+!)*+!)*+((*+(’*+’#*+"$*+!!*+&!*+&’*+&#*+!&*+!)*+(!*+!"*+%"*+&!*+(&*+%!*+!)
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#)*$&*#)*#)*$%*$!*$&*$)’$#*$&*$%*#(*$**$$*$)&$&*#"*#(!$’*’**(**
测点$!$3!6"789:388*+’!*+)%*+’’*+’!*+)&*+)%*+’’*+"&*+’&*+(%*+’’*+!&*+’&*+’)*+)%*+()*+!(*+!)*+((*+(**+)$
*+%"*+%**+$&*+%(*+%**+&$*+$(*+$%*+%$*+%$*+$’*+%"*+$!*+%$*+%#*+%#*+$"*+%**+%**+$)*+$’
";89:388*+$#*+%#*+$$*+%"*+%#*+%!*+$$*+$#*+%$*+%%*+&%*+&’*+&"*+%%*+$&*+%)*+$(*+%%*+$**+$$*+$(
"#$%&!"’&()*+#,-.)/)0(#%(1%#2&3(,#(45-32’5-2’&6+&,-*&/2#%,&.1%2.
极限荷载!6345$(!$"*$(&$(!$(&%*$%’#%*!%$’%%*%&"%#&%#$%$!%&$%*’%%$
（#）实现了部分预应力钢/混凝土组合梁和混凝土结构受弯构件裂缝宽度计算公式的协调统一。
（$）公式适用面广，不仅适用于钢/混凝土组合梁，也适用于混凝土受弯构件；不仅适用于预应力构且!及$件，也适用于非预应力构件。当式中#=>*，
《混凝土结构设计规范》（?.均为*时，公式即蜕变为中裂缝计算的规范公式。!**#*—$**$）
（%）物理概念清楚，计算结果具有足够的精度。
（?.!**#*—$**$）建议式与《混凝土结构设计规范》
公式相统一协调，且概念清楚，计算简单，适用面广，其计算结果与实测结果吻合较好。
参
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