為研究冷彎薄壁型鋼-細(xì)石混凝土組合梁的抗彎性能,對3個不同抗剪構(gòu)造的組合梁進(jìn)行了單調(diào)靜載試驗,考察了組合梁的破壞形式、承載能力等.組合梁的破壞特征為托梁腹板剪切破壞并出現(xiàn)扭轉(zhuǎn),托梁上翼緣屈服、部分抗剪螺釘拔起、混凝土出現(xiàn)貫通裂縫繼而組合梁發(fā)生整體破壞.試驗結(jié)果表明:設(shè)置抗剪件對組合梁極限承載力無顯著影響但可提高組合梁抗彎剛度.建立ANSYS有限元模型進(jìn)行數(shù)值模擬,并對驗證后的有限元模型進(jìn)行變參數(shù)分析,研究結(jié)果表明:減小螺釘間距、提高鋼材強度、增加托梁腹板高度、增加混凝土厚度均會提高組合梁承載力.最后,基于考慮托梁腹板高度、螺釘間距等影響因素修正系數(shù)η,提出了組合梁抗彎極限承載力公式,并與試驗結(jié)果、有限元結(jié)果對比,驗證了公式的正確性. 

【文章來源】：湖南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版). 2020,47(09)北大核心

【文章頁數(shù)】：10 頁

【部分圖文】：

試件構(gòu)造詳圖（mm)

試驗采用等效集中荷載來模擬樓面均布荷載，通過三級分配梁進(jìn)行加載.鋼框架臺座上焊接L50mm×5 mm角鋼作為試件的鉸支座，試驗時將試件邊梁端部放置在鉸支座上，加載裝置如圖2所示.試件按圖1布置位移計，在壓型鋼板下側(cè)沿X軸方向布置D1、D2和D3，分別用來測量壓型鋼板左端支座、跨中、右端支座的豎向位移.1.4 試驗加載制度

在荷載作用初期，16 k N時靠近B-B、B′-B′處托梁腹板出現(xiàn)剪切變形；加載至24 k N時，托梁輕微扭轉(zhuǎn)、跨中扁鋼帶向上凸起（圖3(a）），邊梁腹板輕微鼓曲.28 k N時，剪切變形區(qū)域擴大（圖3(b））；加至36k N時，組合梁端部壓型鋼板與混凝土間出現(xiàn)縫隙，連接壓型鋼板和托梁的自攻螺釘出現(xiàn)不同程度的傾斜現(xiàn)象.隨著荷載的增加，44 k N時混凝土板出現(xiàn)裂紋，托梁扭轉(zhuǎn)加劇，兩托梁間距縮小，邊梁鼓屈明顯（圖3(c））.加至極限荷載73 k N時，托梁跨中間距縮小至365 mm，細(xì)石混凝土板最大掀起高度4 mm（圖3(d））.此時荷載不再增加，托梁整體發(fā)生扭轉(zhuǎn)（圖3(e）），托梁翼緣畸變屈曲（圖3(f））及腹板壓屈，壓型鋼板與托梁之間的螺釘被部分拔出（圖3(g）），混凝土板出現(xiàn)三條貫通裂縫（圖3(h））.加載至荷載降低到極限荷載的85%，停止加載，認(rèn)為試件已不再具備承載能力.組合梁受力機制：在荷載作用初期，由于支座位置處托梁和壓型鋼板間的縱向剪力最大而遠(yuǎn)離支座處剪力最小.因此隨著荷載的增大，托梁在加載點B-B和B′-B′附近位置，逐步出現(xiàn)剪切變形并伴隨扭轉(zhuǎn).隨著托梁腹板剪切變形和扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)的不斷發(fā)展，跨中變形不斷增大，細(xì)石混凝土板在兩端支座位置處掀起.此時在A-B(A′-B′）區(qū)域細(xì)石混凝土板逐漸退出工作，組合效應(yīng)失效，內(nèi)力進(jìn)行重分配，同時托梁屈曲范圍也逐漸發(fā)展至跨中，細(xì)石混凝土板出現(xiàn)脆性斷裂.最終試件發(fā)生托梁扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)、加載點B-B和B′-B′附近區(qū)域托梁畸變屈曲，螺釘拔出進(jìn)而組合梁喪失承載力.

【參考文獻(xiàn)】：
期刊論文
[1]冷彎薄壁型鋼-石膏基自流平砂漿組合樓蓋基頻研究[J]. 管宇,石宇,高立.  振動與沖擊. 2018(20)
[2]冷彎薄壁型鋼組合樓蓋和自攻螺釘連接的抗剪性能試驗研究[J]. 管宇,周緒紅,姚欣梅,石宇.  土木工程學(xué)報. 2018(10)
[3]冷彎薄壁型鋼-混凝土組合樓蓋振動性能試驗研究[J]. 賈子文,周緒紅.  土木工程學(xué)報. 2011(04)
[4]冷彎薄壁C型鋼-輕骨料混凝土組合梁試驗研究[J]. 趙根田,劉建華.  內(nèi)蒙古科技大學(xué)學(xué)報. 2010(03)
[5]冷彎薄壁型鋼—混凝土組合梁的試驗研究及應(yīng)用[J]. 聶建國,沈聚敏,延濱,吳正直.  建筑結(jié)構(gòu). 1998(01)

碩士論文
[1]Z形撐輕鋼桁架梁及樓蓋性能研究[D]. 趙佩君.重慶大學(xué) 2011



本文編號：3008763