科学技术与工程

配合比
水泥	粗砂	中砂	细砂	硅灰	减水剂	水
1	0.2	0.8	0.2	0.3	0.02	0.23

配合比

水泥

粗砂

中砂

细砂

硅灰

减水剂

水

0.2

0.8

0.2

0.3

0.02

0.23

配合比
水泥	粗砂	中砂	细砂	硅灰	减水剂	水
1	0.2	0.8	0.2	0.3	0.02	0.23

配合比

水泥

粗砂

中砂

细砂

硅灰

减水剂

水

0.2

0.8

0.2

0.3

0.02

0.23

材料类型	抗压强度/MPa	抗拉强度/MPa	抗折强度/MPa
C40翼板	41.7	—	—
UHPC翼板	114.0	8	59.1
充填部分	84.9	—	—

材料类型

抗压强度/MPa

抗拉强度/MPa

抗折强度/MPa

C40翼板

41.7

—

UHPC翼板

114.0

59.1

充填部分

84.9

—

材料类型	抗压强度/MPa	抗拉强度/MPa	抗折强度/MPa
C40翼板	41.7	—	—
UHPC翼板	114.0	8	59.1
充填部分	84.9	—	—

材料类型

抗压强度/MPa

抗拉强度/MPa

抗折强度/MPa

C40翼板

41.7

—

UHPC翼板

114.0

59.1

充填部分

84.9

—

试验梁编号	翼板类型	UHPC层厚度/mm
NSCB	NC翼板	—
SUCB-1	UHPC-NC	50
SUCB-2	UHPC-NC	50
SUCB-3	UHPC	100

试验梁编号

翼板类型

UHPC层厚度/mm

NSCB

NC翼板

—

SUCB-1

UHPC-NC

SUCB-2

UHPC-NC

SUCB-3

UHPC

100

试验梁编号	翼板类型	UHPC层厚度/mm
NSCB	NC翼板	—
SUCB-1	UHPC-NC	50
SUCB-2	UHPC-NC	50
SUCB-3	UHPC	100

试验梁编号

翼板类型

UHPC层厚度/mm

NSCB

NC翼板

—

SUCB-1

UHPC-NC

SUCB-2

UHPC-NC

SUCB-3

UHPC

100

试验梁编号	屈服荷载 f_y/kN	屈服挠度 δ_y/mm	极限荷载 f_u/kN	极限挠度 δ_u/mm	δ_u/δ_y
SNCB	800	6.23	1 200	36.4	5.84
SUCB-1	880	6.23	1 250	26.0	4.17
SUCB-2	900	6.94	1 300	29.8	4.29
SUCB-3	950	7.71	1 300	26.7	3.46

试验梁编号

屈服荷载
f_y/kN

屈服挠度
δ_y/mm

极限荷载
f_u/kN

极限挠度
δ_u/mm

δ_u/δ_y

SNCB

800

6.23

1 200

36.4

5.84

SUCB-1

880

6.23

1 250

26.0

4.17

SUCB-2

900

6.94

1 300

29.8

4.29

SUCB-3

950

7.71

1 300

26.7

3.46

试验梁编号	屈服荷载 f_y/kN	屈服挠度 δ_y/mm	极限荷载 f_u/kN	极限挠度 δ_u/mm	δ_u/δ_y
SNCB	800	6.23	1 200	36.4	5.84
SUCB-1	880	6.23	1 250	26.0	4.17
SUCB-2	900	6.94	1 300	29.8	4.29
SUCB-3	950	7.71	1 300	26.7	3.46

试验梁编号

屈服荷载
f_y/kN

屈服挠度
δ_y/mm

极限荷载
f_u/kN

极限挠度
δ_u/mm

δ_u/δ_y

SNCB

800

6.23

1 200

36.4

5.84

SUCB-1

880

6.23

1 250

26.0

4.17

SUCB-2

900

6.94

1 300

29.8

4.29

SUCB-3

950

7.71

1 300

26.7

3.46

组合梁编号	试验值	文献[11]			文献[18]
SNCB	1 200	—	—	1 069.0	0.89	1 069.0	0.89
SUCB-1	1 250	904.3	0.72	1 171.0	0.94	1 150.1	0.92
SUCB-2	1 300	904.3	0.70	1 189.1	0.91	1 214.7	0.93
SUCB-3	1 300	973.3	0.75	1 275.2	0.98	1 421.0	1.09

组合梁编号

试验值

文献[11]

文献[16]

文献[18]

V u t

/kN

V u e

/kN

V u e

V u t

V u e

/kN

V u e

V u t

V u e

/kN

V u e

V u t

SNCB

1 200

—

1 069.0

0.89

1 069.0

0.89

SUCB-1

1 250

904.3

0.72

1 171.0

0.94

1 150.1

0.92

SUCB-2

1 300

904.3

0.70

1 189.1

0.91

1 214.7

0.93

SUCB-3

1 300

973.3

0.75

1 275.2

0.98

1 421.0

1.09

组合梁编号	试验值	文献[11]			文献[18]
SNCB	1 200	—	—	1 069.0	0.89	1 069.0	0.89
SUCB-1	1 250	904.3	0.72	1 171.0	0.94	1 150.1	0.92
SUCB-2	1 300	904.3	0.70	1 189.1	0.91	1 214.7	0.93
SUCB-3	1 300	973.3	0.75	1 275.2	0.98	1 421.0	1.09

组合梁编号

试验值

文献[11]

文献[16]

文献[18]

V u t

/kN

V u e

/kN

V u e

V u t

V u e

/kN

V u e

V u t

V u e

/kN

V u e

V u t

SNCB

1 200

—

1 069.0

0.89

1 069.0

0.89

SUCB-1

1 250

904.3

0.72

1 171.0

0.94

1 150.1

0.92

SUCB-2

1 300

904.3

0.70

1 189.1

0.91

1 214.7

0.93

SUCB-3

1 300

973.3

0.75

1 275.2

0.98

1 421.0

1.09

试验梁编号	钢箱比重	翼板比重	充填混凝土比重
SNCB	0.73	0.07	0.20
SUCB-1	0.67	0.15	0.18
SUCB-2	0.64	0.16	0.2
SUCB-3	0.61	0.22	0.17

试验梁编号

钢箱比重

翼板比重

充填混凝土比重

SNCB

0.73

0.07

0.20

SUCB-1

0.67

0.15

0.18

SUCB-2

0.64

0.16

0.2

SUCB-3

0.61

0.22

0.17

试验梁编号	钢箱比重	翼板比重	充填混凝土比重
SNCB	0.73	0.07	0.20
SUCB-1	0.67	0.15	0.18
SUCB-2	0.64	0.16	0.2
SUCB-3	0.61	0.22	0.17

试验梁编号

钢箱比重

翼板比重

充填混凝土比重

SNCB

0.73

0.07

0.20

SUCB-1

0.67

0.15

0.18

SUCB-2

0.64

0.16

0.2

SUCB-3

0.61

0.22

0.17

UHPC-窄幅钢箱组合梁抗剪承载力计算方法

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黄荆 ¹ , 莫时旭 ²^,³ , 郑艳 ²^,³^,^*

科学技术与工程 | 论文·建筑科学 2025,25(3): 1180-1187

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科学技术与工程 | 论文·建筑科学 2025, 25(3): 1180-1187

UHPC-窄幅钢箱组合梁抗剪承载力计算方法

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黄荆¹, 莫时旭²^,³, 郑艳²^,³^,^*

作者信息

1.长安大学建筑工程学院, 西安 710000

2.桂林理工大学土木与建筑工程学院, 桂林 541004

3.广西建筑新能源与节能重点实验室, 桂林 541004

黄荆(1997—),女,汉族,山东淄博人,博士研究生。研究方向:组合结构。E-mail:2023028008@chd.edu.cn。

通讯作者:

^* 郑艳(1973—),女,汉族,山东临沂人,硕士,教授。研究方向:钢混组合结构。E-mail:253651988@qq.com。

Calculation Method of Shear Capacity of UHPC-narrow Steel Box Composite Beam

Jing HUANG¹, Shi-xu MO²^,³, Yan ZHENG²^,³^,^*

Affiliations

1. School of Civil Engineering, Chang’an University, Xi’an 710000, China

2. College of Civil and Architecture Engineering, Guilin University of Technology, Guilin 541004, China

3. Guangxi Key Laboratory of New Energy and Building Energy Saving, Guilin 541004, China

出版时间: 2025-01-28 doi: 10.12404/j.issn.1671-1815.2309693

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摘要

收起

为改善组合梁负弯矩区易开裂的问题,提出超高性能混凝土-窄幅钢箱组合梁结构,基于极限平衡法以及分项叠加法得到了UHPC-窄幅钢箱组合梁抗剪承载力计算方法。为验证计算方法的准确性,以超高性能混凝土(ultra-high performance concrete, UHPC)层厚度以及钢纤维为变量,设计了1根普通混凝土窄幅钢箱组合梁和3根UHPC-窄幅钢箱组合梁试件,对试验梁进行跨中反向加载试验,得到组合梁负弯矩下的抗剪性能。试验结果表明,相比于普通混凝土窄幅钢箱组合梁,当翼板采用UHPC材料时,翼板中的裂缝分布较为规律,且随着UHPC板厚度的增加,裂缝的分布逐渐呈现竖向等间距分布的特点,当保持翼板的厚度不变,将UHPC层厚度增加50 mm,其屈服荷载增加12.5%,极限荷载增加8.3%,极限荷载对应的挠度值减小了22%。通过分析各试件的屈服挠度以及极限挠度可知,随着UHPC翼板厚度的增加,屈服挠度有逐渐增大的趋势,组合梁弹性阶段所占的比例不断增加。将试验数据与理论计算结果对比分析表明,采用分项叠加法所得的计算结果更能有效地反映UHPC层、普通混凝土层、钢箱、配筋以及充填部分混凝土对于抗剪承载力的贡献,且结果较为精确。

关键词

超高性能混凝土 / 抗剪承载力 / 组合梁 / 负弯矩

Abstract

收起

In order to improve the problem of easy cracking in the negative moment zone of the composite beam, the UHPC(ultra-high performance concrete)-narrow steel box composite beam structure was proposed, and the shear load capacity calculation method of UHPC-narrow steel box composite beam was obtained based on the ultimate equilibrium method and the sub-stacking method. In order to verify the accuracy of the calculation method, one normal concrete narrow steel box composite beam and three UHPC-narrow steel box composite beam specimens were designed with the thickness of UHPC layer and steel fiber as variables, and the test beams were subjected to mid-span reverse loading test to obtain the shear resistance of the composite beam under negative bending moment. The test results show that compared with the normal concrete narrow steel box composite beam, when the UHPC material is used in the wing slab, the crack distribution in the wing slab was more regular, and with the increase of the thickness of the UHPC slab, the crack distribution gradually shows the characteristic of vertical equidistant distribution, and when the thickness of the wing slab was kept constant and the thickness of the UHPC layer was increased by 50 mm, the yield load increases by 12.5% and the ultimate load increases by 8.3%, and the deflection value corresponding to the ultimate load is reduced by 22%. By analyzing the yield deflection as well as the ultimate deflection of each specimen, it can be seen that the yield deflection tends to increase gradually with the increase of UHPC airfoil thickness, and the proportion of the elastic phase of the combined beam keeps increasing. The comparison of the test data with the theoretical calculation results shows that the calculation results obtained by the sub-stacking method can more effectively reflect the contribution of UHPC layer, ordinary concrete layer, steel box, reinforcement and filled part of concrete to the shear load capacity, and the results are more accurate.

Key words

ultra-high performance concrete / shear bearing capacity / composite beams / negative bending moment.

引用本文

黄荆, 莫时旭, 郑艳. UHPC-窄幅钢箱组合梁抗剪承载力计算方法. 科学技术与工程, 2025 , 25 (3) : 1180 -1187 . DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2309693

Jing HUANG, Shi-xu MO, Yan ZHENG. Calculation Method of Shear Capacity of UHPC-narrow Steel Box Composite Beam[J]. Science Technology and Engineering, 2025 , 25 (3) : 1180 -1187 . DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2309693

正文

收起

超高性能混凝土(ultra-high performance concrete, UHPC)是一种新型的水泥基复合材料,它采用最大密实度堆积理论制备,具有较大的延性和极低的孔隙率^[1]。通过掺入大量钢纤维,有效地提高了材料的受拉强度、延性以及钢筋的黏结性能^[2]。目前,UHPC材料已广泛应用于大跨度结构、抗震、抗爆等领域^[3-4]。

为解决组合梁翼板易开裂的问题,考虑采用UHPC替代翼板中的混凝土,形成UHPC组合梁结构,为进一步促进UHPC组合梁结构的应用和发展,需对UHPC组合梁的抗剪承载力及力学性能进行研究^[5-6]。Hussein等^[7]研究了UHPC层与不同钢筋混凝土梁连接件对组合结构抗剪承载力的影响,结果表明,由于UHPC层与钢筋的连接紧密,使得连接件的种类对组合梁的抗剪承载力无明显影响。张剑瑞等^[8]采用不同厚度的超高性能混凝土对梁侧面进行加固,同时建立了超高性能混凝土加固钢筋混凝土梁的抗剪承载力计算公式。戚家南等^[9]设计制作了11根试验梁,研究纤维率、纤维种类、配箍率、剪跨比以及混凝土强度对试验梁受剪性能的影响,并提出了相应的抗剪承载力计算公式。童汉元等^[10]通过3根UHPC-T梁的抗剪试验,分析了影响抗剪性能的主要因素,并基于ABAQUS建立了3根试验梁的有限元模型,分析了预应力筋率、纵筋率、配箍率等对于试验梁抗剪性能的影响。金凌志等^[11]设计制作了7根预应力UHPC试验梁,通过试验得到了该种梁型的抗剪承载力、延性等力学特性,并给出了相应的抗剪承载力理论计算方法。

对于抗剪连接件的研究,张兴虎等^[12]提出了一种新的连接方式,并通过推出试验得到各因素对连接件承载力的影响。Kruszewski等^[13-14]研究了不同长径比的栓钉对钢-UHPC界面的连接强度,结果表明,较长的栓钉高度和较高的UHPC覆盖深度可以改善试件的延性,同时减少剪切裂缝的产生。

为增强负弯矩区的抗裂能力,提出一种新的UHPC组合梁形式,即UHPC-窄幅钢箱组合梁。通过将翼板中的混凝土材料部分替换为UHPC,增强组合梁翼板的抗裂性,在钢箱中部分充填不掺加钢纤维的UHPC材料,防止钢箱的过早屈曲。通过4根UHPC-窄幅钢箱组合梁试验,得到UHPC-窄幅钢箱组合梁抗剪承载力计算方法,为UHPC-窄幅钢箱连续组合梁的推广应用提供理论基础。

1 抗剪承载力计算

收起

1.1 UHPC-窄幅钢箱组合梁

UHPC-窄幅钢箱组合梁是在钢-混凝土组合梁的基础上提出的新的构件形式,主要由钢箱、翼板混凝土层、翼板UHPC层、栓钉、钢筋以及部分充填混凝土组成,通过将传统的钢-混凝土组合梁翼板部分替换为UHPC翼板,利用UHPC层的致密性以及UHPC中钢纤维的桥接作用,抵抗组合梁负弯矩作用下翼板开裂状况。为防止钢箱过早屈曲,在钢箱中设置隔板,将钢箱分为上下两室,利用UHPC较高的抗压强度,考虑在钢箱的下箱室内充填不掺加钢纤维的UHPC材料,结构如图1所示。

1.2 抗剪承载力计算理论

针对UHPC组合梁结构的抗剪性能,刘超等^[15]基于极限平衡理论提出了UHPC组合梁的计算方法,即

(1)V=Φb_wd_vf_c+

M u a - c

(2)Φ=

2 B + 0.36 λ 2 ρ v f v B H + 0.6 ρ v f v λ f c + A H f c / 2 λ B f c H + 1

(3)H=

ρ s f s + σ U h U d v

(4)M_u=

12

σ_Ub_w

h U 2

式中:b_w为腹板宽度;d_v为截面有效高度;f_c为混凝土棱柱体抗压强度标准值;a、c分别为跨中到支点水平距离以及斜裂缝的水平投影长度,c=0.6λd_v;λ=a/d_v;B=0.24,A=-0.12;ρ_v为箍筋配筋率;f_v为极限状态下箍筋屈服强度;σ_U为UHPC极限抗拉强度;h_U为UHPC层高度;f_s为极限状态下箍筋屈服应力。

对于UHPC-部分充填式窄幅钢箱组合梁结构,上述方法的计算由于未考虑充填部分混凝土且忽略了翼板中的普通混凝土贡献,其计算结果存在一定的误差,为进一步提高精确度,提出将UHPC-窄幅钢箱组合梁拆分为多个部分进行分部计算。

UHPC-窄幅钢箱组合梁所受剪力如图2所示,构件的受剪承载力为

(5)V=V_c+V_i+V_d+V_s+V_b+V_t+V_UHPC

式(5)中:V_b为钢箱承担的剪力;V_i为沿裂缝的UHPC、混凝土骨料的咬合作用;V_s为箍筋的抗剪承载力;V_c为混凝土抗剪能力;V_d为钢筋的销栓力;V_t为部分充填混凝土抗剪承载力贡献值;V_UHPC为UHPC层的抗剪承载力贡献值。

各部分对于抗剪作用的贡献,在不同受力阶段随着裂缝的形成和发展而不断变化。在翼板开裂前,剪力由翼板中的水泥基体以及钢箱承担,钢筋应力较低。当翼板开裂后,形成弯剪裂缝,此时裂缝处混凝土的骨料咬合作用以及UHPC中的钢纤维开始发挥桥接作用,纵筋的销栓作用参与抗剪。随着斜裂缝不断延伸,混凝土层退出工作,UHPC层钢纤维被不断拔出,纵筋、箍筋承担的剪力不断增强,并有效的约束了斜裂缝的开展。当荷载继续增大,达到极限荷载时,钢箱产生屈曲,箍筋相继屈服,裂缝宽度较大。

当试件达到极限抗剪承载力时,普通混凝土层开裂退出工作,UHPC层由于存在钢纤维的黏结作用,仍可承担一部分剪应力,因此,极限状态下,组合梁的抗剪承载力主要由钢箱,UHPC层、C40混凝土层、钢筋以及部分充填混凝土承担,由分项叠加法^[16]可得组合梁的抗剪极限承载力为

(6)V_u=V_b+V_s+V_c+V_UHPC+V_t

1.2.1 钢箱的抗剪承载力

针对窄幅钢箱组合梁,仅考虑钢箱腹板部分的抗剪承载力,其计算公式为

(7)V_b=

2 h e t w f y 3

式(7)中:h_e为钢箱腹板的有效高度;t_w为腹板的厚度;f_y为钢箱的屈服强度设计值。

1.2.2 充填混凝土的抗剪承载力

Bresler等^[17]根据试验结果提出了混凝土在剪压破坏时的剪应力与正应力关系,即

(8)τ=f_c

0.011 094 + 0.099 76 σ f c - 0.109 07 σ f c 2 12

由于UHPC-窄幅钢箱组合梁中部分充填混凝土为不掺加钢纤维的UHPC材料,因此,采用普通混凝土计算方法来计算充填部分混凝土的抗剪贡献。当为纯剪切状态时,由式(8)可知,充填部分混凝土的剪应力为

(9)τ=0.105f_c

(10)V_t=0.105f_cA_t

式中:A_t为部分充填混凝土的面积。

1.2.3 箍筋抗剪承载力

集中荷载作用下箍筋的抗剪承载力^[18]为

(11)V_s=A_svf_yv

h 0 s

式(11)中:A_sv为箍筋的截面面积;f_yv为箍筋的抗拉强度;h₀为截面有效高度;s为箍筋沿纵向的间距。

1.2.4 普通混凝土层的贡献

中国设计规范^[19]在试验的基础上进行回归分析,得到计算方法为

(12)V_c=

1.75 λ + 1

f_tbh₀

式(12)中:V'_c为混凝土翼板的抗剪承载力;λ为剪跨比;f_t为混凝土的抗拉强度;b为截面宽度;h₀为截面有效高度。

1.2.5 UHPC层的抗剪贡献

针对UHPC翼板,列举了两种计算方法。

(1)文献[20]提出了考虑钢纤维作用的抗剪承载力计算方法,首先,考虑剪跨比的影响,UHPC翼板的抗剪承载力为

(13) V_UHPC=

f c A e c λ

式(13)中:V_UHPC为UHPC翼板的抗剪承载力;f_c为轴心抗压强度,f_c=0.89 f_cu^[21],f_cu为立方体抗压强度;A_ec为UHPC翼板的等效面积。

由于翼板中掺入了大量钢纤维,其抗拉强度远大于普通混凝土的抗拉强度,为考虑钢纤维对于抗剪强度的贡献,引入增强系数k来表征组合梁中钢纤维的贡献。于是,抗剪承载力计算公式为

(14)V'_UHPC=kV_c

式(14)中:V'_UHPC为考虑钢纤维影响下的UHPC翼板的抗剪承载力;k为承载力增强系数。

(2)根据文献[22]提出的计算方法,UHPC层中由于存在大量钢纤维,随着裂缝不断发展,裂缝处的钢纤维开始发挥桥接作用,有一定的承载能力,因此,在计算组合梁抗剪承载力时,单独考虑钢纤维的贡献。文献[22]将钢纤维贡献等效为纤维箍筋后根据组合梁箍筋抗剪贡献进行计算,即

(15)n=

4 ρ f l f π d f 2

(16)V_UHPC=

4 τ ρ f b d 2 L 12 c o t θ π 2 d f s 1

(17)s₁=

4 l f π

式中:n为单位体积内纤维根数;ρ_f为钢纤维掺量;l_f、d_f分别为钢纤维长度以及钢纤维直径;V_UHPC为等效纤维箍筋带的抗剪承载力;τ为纤维于基体的黏结力^[23];b、d分别为截面宽度、高度;θ为临界斜裂缝倾角,θ=29°+3 500ε_s,ε_s为临界荷载时纵筋中心处截面纵向应变^[24];s₁为等效箍筋带的间距;L₁为任一箍筋带的宽度,计算式为

(18) L₁=

ρ f L s 1 (1 - ρ f) L + s 1

式(18)中:L为UHPC梁的长度。

UHPC水泥基体的抗剪贡献采用式(3)计算。

1.2.6 组合梁抗剪承载力

将相关参数代入,即可得到各部分对于组合梁的抗剪承载力的贡献值,由式(6)即可得到组合梁抗剪承载力。

2 试验验证

收起

2.1 试件设计

为验证计算结果的准确性,本文共设计制作了4根UHPC-窄幅钢箱组合梁试件,试件长度为2 000 mm,高410 mm,其中钢箱高度为310 mm,钢箱采用Q235级钢板焊接而成,翼板厚度为100 mm,翼板与钢箱之间采用栓钉焊接连接,试件构造尺寸如图3所示。UHPC配合比如表1所示。

2.2 加载装置

试验梁采用跨中单点加载,通过液压千斤顶配合反力架进行反向加载,如图5所示。试验开始前,对试件进行预加载,以测试试验设备是否正常工作。正式加载采用力控制,开裂前以10 kN为一级控制加载,当试件出现裂缝后,改为50 kN一级加载,当试件屈服后,改为100 kN控制加载直至试件破坏。每级荷载持荷5~10 min,采用强光手电查找裂缝,并用智能裂缝观测仪测量裂缝宽度,精度为0.01 mm。

2.3 主要试验结果

2.3.1 破坏形态

在试验过程中可以观测到不同试件裂缝的发展规律有很大的差异。由SNCB、SUCB-1试件可以得到NC以及UHPC基体裂缝发展趋势,经过对比发现,SNCB梁裂缝多为弧形,最终破坏时,翼板中各弧向裂缝相互贯通,形成“网状”,且达到极限承载力时,翼板表层混凝土存在剥落现象,如图6所示。SUCB-1试件呈现一裂即贯通的特点,多为竖向裂缝,随着加载的继续进行,主裂缝开始延伸出多条分支裂缝,最终破坏形态如图7(b)所示,裂缝分布较为规律。SUCB-1、SUCB-2、SUCB-3试验梁翼板中均加入了UHPC材料,变量为UHPC翼板的厚度,对比三根试验梁最终的裂缝分布可知,在UHPC翼板中加入钢纤维,可以显著的改善裂缝分布不规律的现象,由图7(b)~图7(d)可知,钢纤维的加入减少了分支裂缝的产生,裂缝为竖向等间距发展,且不同于普通混凝土翼板组合梁,UHPC组合梁最终破坏形态为一条或几条主裂缝快速发展,其他裂缝发展较为缓慢,能量的释放集中于主裂缝。

试验梁达到极限承载力时,钢箱均发生了一定程度的屈曲变形,如图8所示,钢梁端部腹板产生一定的向外屈曲变形,翼板斜裂缝由侧面扩展到梁底面。

跨中钢梁腹板以及钢梁底面屈曲较为明显,翼板端部产生多条斜裂缝,如图9、图10所示。试验梁梁的破坏呈现出典型的弯剪破坏特征。

2.3.2 荷载-挠度曲线

试验梁的荷载-挠度曲线如图11所示,由于SUCB-1试验数据部分缺失,此处仅给出SNCB、SUCB-2、SUCB-3的荷载-挠度曲线。由图11可知,试验梁的荷载-跨中挠度曲线相似,均可分为三个阶段,即弹性阶段、屈服阶段以及破坏阶段。在弹性阶段,荷载-挠度曲线近似直线,即呈线性增加;屈服阶段裂缝数量迅速增加,挠度增长速度加快,荷载-挠度逐渐呈现非线性状态;当试件进入破坏阶段后,裂缝数量不再增加,主裂缝宽度增加显著,钢筋屈服,钢梁产生屈曲变形,由图可知,相比于SNCB梁,UHPC翼板组合梁具有较大的刚度以及极限承载能力。

2.3.3 组合梁特征荷载值

通过加载试验得到的组合梁的特征值如表4所示。由表4可知,当翼板尺寸不变,翼板采用不掺加钢纤维的UHPC-NC时,屈服挠度不变,极限挠度减小了28.6%;UHPC层高度为50 mm、钢纤维掺量为2%时,相比于普通混凝土板,其屈服挠度增加了11.4%,极限挠度减小了22%;当UHPC层高度为100 mm,即翼板全部替换为UHPC材料时,相比于普通混凝土梁SNCB,屈服挠度增加了23.8%,极限挠度减小了36.3%。随着UHPC翼板厚度的增加,极限挠度与屈服挠度的比值逐渐减小。极限挠度与屈服挠度的比值随着UHPC层厚度的增加而减小,因此当采用UHPC翼板时,其弹性阶段所占全过程的比例显著增加。

2.3.4 试验值与理论值对比

根据本文提出的UHPC-窄幅钢箱组合梁计算方法,对4根试验梁进行计算并与试验值进行对比,结果如表5所示。由表5可知,当UHPC-窄幅钢箱组合梁采用文献[11]所提出的计算方法进行计算,由于未考虑充填部分UHPC以及C40混凝土对于抗剪承载力的贡献,故其计算的精确度较低。文献[16]、文献[18]计算方法的区别仅在于UHPC层的抗剪贡献,由计算结果可知文献[18]中对于SUCB-3梁的计算值相比于实际值偏大,为保证安全,本文中建议针对UHPC-窄幅钢箱组合梁,采用文献[16]的计算方法进行抗剪承载力的计算,计算结果较为精确。

表6为UHPC-窄幅钢箱组合梁各部分抗剪承载力贡献值。由表6可知,随着UHPC板厚度的增加,组合梁翼板抗剪承载力贡献值所占总抗剪承载力的比值不断增加,若仅提高UHPC层中钢纤维掺量, 则比值增加并不显著,因此UHPC层厚度对于组合梁抗剪承载力具有显著的提升,在计算UHPC-窄幅钢箱组合梁时,翼板的抗剪承载力不可忽视。

3 结论

收起

通过对试验梁的加载试验分析了试验梁的破坏形式并进行了抗剪承载力计算,分析了各部分的抗剪承载力贡献比重,得到以下结论。

(1)相比于整体计算方法,采用分部叠加理论计算得到的UHPC-窄幅钢箱组合梁的极限抗剪承载力具有较高的精度。根据计算结果,随着UHPC翼板厚度的增加,翼板抗剪承载力贡献值不断增加,因此,UHPC-窄幅钢箱组合梁翼板抗剪承载力贡献值不可忽略。

(2)在UHPC翼板中加入钢纤维,可以显著的改善裂缝分布不规律的现象,当翼板中纤维含量为2%时,裂缝多为竖向裂缝,最终破坏时,仅存在一条主裂缝。当翼板全部替换为UHPC材料时,组合梁的整体力学性能得到较大的提升,相比于普通混凝土梁,UHPC组合梁屈服挠度增加了23.8%,极限挠度减小了36.3%。

基金

收起

国家自然科学基金(52068012)
广西自然科学基金(2021GXNSFAA220101)

参考文献

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文献

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2025年第25卷第3期

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文章信息

doi: 10.12404/j.issn.1671-1815.2309693

接收时间：2023-12-08
首发时间：2025-07-29
出版时间：2025-01-28

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作者

出版历史

收稿日期：2023-12-08
修回日期：2024-06-24

基金

国家自然科学基金(52068012)

广西自然科学基金(2021GXNSFAA220101)

作者信息

1.长安大学建筑工程学院, 西安 710000

2.桂林理工大学土木与建筑工程学院, 桂林 541004

3.广西建筑新能源与节能重点实验室, 桂林 541004

通讯作者:

^* 郑艳(1973—),女,汉族,山东临沂人,硕士,教授。研究方向:钢混组合结构。E-mail:253651988@qq.com。

参考文献

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https://castjournals.cast.org.cn/joweb/kxjsygc/CN/10.12404/j.issn.1671-1815.2309693

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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TxT

配合比
水泥	粗砂	中砂	细砂	硅灰	减水剂	水
1	0.2	0.8	0.2	0.3	0.02	0.23

配合比

水泥

粗砂

中砂

细砂

硅灰

减水剂

水

0.2

0.8

0.2

0.3

0.02

0.23

材料类型	抗压强度/MPa	抗拉强度/MPa	抗折强度/MPa
C40翼板	41.7	—	—
UHPC翼板	114.0	8	59.1
充填部分	84.9	—	—

材料类型

抗压强度/MPa

抗拉强度/MPa

抗折强度/MPa

C40翼板

41.7

—

UHPC翼板

114.0

59.1

充填部分

84.9

—

试验梁编号	翼板类型	UHPC层厚度/mm
NSCB	NC翼板	—
SUCB-1	UHPC-NC	50
SUCB-2	UHPC-NC	50
SUCB-3	UHPC	100

试验梁编号

翼板类型

UHPC层厚度/mm

NSCB

NC翼板

—

SUCB-1

UHPC-NC

SUCB-2

UHPC-NC

SUCB-3

UHPC

100

试验梁编号	屈服荷载 f_y/kN	屈服挠度 δ_y/mm	极限荷载 f_u/kN	极限挠度 δ_u/mm	δ_u/δ_y
SNCB	800	6.23	1 200	36.4	5.84
SUCB-1	880	6.23	1 250	26.0	4.17
SUCB-2	900	6.94	1 300	29.8	4.29
SUCB-3	950	7.71	1 300	26.7	3.46

试验梁编号

屈服荷载
f_y/kN

屈服挠度
δ_y/mm

极限荷载
f_u/kN

极限挠度
δ_u/mm

δ_u/δ_y

SNCB

800

6.23

1 200

36.4

5.84

SUCB-1

880

6.23

1 250

26.0

4.17

SUCB-2

900

6.94

1 300

29.8

4.29

SUCB-3

950

7.71

1 300

26.7

3.46

组合梁编号	试验值	文献[11]			文献[18]
SNCB	1 200	—	—	1 069.0	0.89	1 069.0	0.89
SUCB-1	1 250	904.3	0.72	1 171.0	0.94	1 150.1	0.92
SUCB-2	1 300	904.3	0.70	1 189.1	0.91	1 214.7	0.93
SUCB-3	1 300	973.3	0.75	1 275.2	0.98	1 421.0	1.09

组合梁编号

试验值

文献[11]

文献[16]

文献[18]

V u t

/kN

V u e

/kN

V u e

V u t

V u e

/kN

V u e

V u t

V u e

/kN

V u e

V u t

SNCB

1 200

—

1 069.0

0.89

1 069.0

0.89

SUCB-1

1 250

904.3

0.72

1 171.0

0.94

1 150.1

0.92

SUCB-2

1 300

904.3

0.70

1 189.1

0.91

1 214.7

0.93

SUCB-3

1 300

973.3

0.75

1 275.2

0.98

1 421.0

1.09

试验梁编号	钢箱比重	翼板比重	充填混凝土比重
SNCB	0.73	0.07	0.20
SUCB-1	0.67	0.15	0.18
SUCB-2	0.64	0.16	0.2
SUCB-3	0.61	0.22	0.17

试验梁编号

钢箱比重

翼板比重

充填混凝土比重

SNCB

0.73

0.07

0.20

SUCB-1

0.67

0.15

0.18

SUCB-2

0.64

0.16

0.2

SUCB-3

0.61

0.22

0.17

组合梁编号	试验值	文献[11]		文献[16]		文献[18]
组合梁编号	$V u t$ /kN	$V u e$ /kN	$V u e$ / $V u t$	$V u e$ /kN	$V u e$ / $V u t$	$V u e$ /kN	$V u e$ / $V u t$
SNCB	1 200	—	—	1 069.0	0.89	1 069.0	0.89
SUCB-1	1 250	904.3	0.72	1 171.0	0.94	1 150.1	0.92
SUCB-2	1 300	904.3	0.70	1 189.1	0.91	1 214.7	0.93
SUCB-3	1 300	973.3	0.75	1 275.2	0.98	1 421.0	1.09