腹板开矩形洞口连续组合梁试验研究与有限元分析

李龙起， 杨真真， 廖文远

(1.许昌学院 土木工程学院，河南 许昌 461000；2.昆明理工大学 建筑工程学院，云南 昆明 650224)

腹板开矩形洞口连续组合梁试验研究与有限元分析

李龙起1， 杨真真1， 廖文远2

(1.许昌学院 土木工程学院，河南 许昌 461000；2.昆明理工大学 建筑工程学院，云南 昆明 650224)

为了探究腹板开单一矩形洞口连续组合梁的力学性能，对5根腹板开单洞口连续组合梁和1根腹板无洞连续组合梁试件进行了试验加载和校准的有限元分析.研究了试件的承载能力、混凝土板和钢梁的截面剪力分布特点等.试验与分析结果显示：腹板开洞使组合梁强度和刚度降低，试件承载力得到削弱；洞口长度范围出现剪力重分布，其余段钢梁和混凝土板的剪力分布与腹板无洞组合梁相同.试验和有限元分析都表明我国现行《钢结构设计规范》需要对腹板开洞组合梁的抗剪设计增加相关补充性规定.

连续组合梁；腹板开洞；矩形洞口；剪力重分布；受力性能

工程中为了方便水、电、暖和通信等管道设施的穿过，经常在使用组合梁的建筑物上对组合梁的腹板上进行开洞，这样可以达到降低层高，大大节约建设资金的目的[1-2].但是，腹板开洞之后往往会引起组合梁强度和刚度的降低，这在世界已经成为共识，这也被国内外的许多文献资料所证实[3-8].目前，国内外对腹板开洞梁的研究方向主要集中于简支组合梁，而对腹板开单一矩形洞口连续组合梁的研究也是近几年才能搜集到相关文献[9].例如在国内，王鹏、廖文远等对分别位于正负弯矩区的腹板开洞的简支组合梁受力性能进行了相关试验研究[6-7]；顾祥林、陈涛等对简支带伸臂组合梁和简支组合梁[8]洞口的受力特性进行了相关研究，并给出了计算腹板开洞组合梁极限承载力的理论计算公式；寇立亚、胡夏闽等[10]则是通过有限元方法，对腹板开洞简支组合梁做了相关分析研究工作.国外研究者Darwin和Redwood，Clawson等人很早就进行了腹板开洞简支组合梁的研究工作，并且编写有专门的腹板开洞组合梁设计的相关标准规范以供设计之用[11-12].但是，直到目前，我国还仍未在《钢结构设计规范》中引入有关腹板开洞组合梁的相关条文，这也可能与腹板开洞组合梁在我国的研究资料相对缺乏有很大关系.对腹板开洞连续组合梁来说，国内外对腹板开洞连续组合梁的研究进行的比较少，对其受力特性还了解不多.而与腹板开洞简支组合梁相比，其是否会在受力和内力重分布等方面拥有其自身特殊的受力性能还不得而知.因此，为了研究腹板开矩形洞口连续组合梁的受力性能，本文设计制作了6根腹板开矩形洞口连续组合梁试件，其中5根为腹板开洞连续组合梁，1根腹板无洞连续组合梁作为对比试件，对6根试件进行了试验加载和有限元分析.

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

5根腹板开洞连续组合梁试件的几何参数以及试件设计参数分别见图1和表1，另外1根腹板无洞组合梁试件几何尺寸同开洞组合梁试件. 本次试验的B1-B6共6根组合梁的钢梁全部采用Q235B热轧H型钢，混凝土翼板的混凝土设计标号均采用C30商品混凝土，栓钉为单排布置.

图1 连续组合梁试件几何尺寸

试件编号洞口尺寸b0×h0/(mm)钢梁尺寸hs×bf×tw×tf/(mm)洞口开设位置L0/(mm)混凝土板be/(mm)hc/(mm)配筋率/%横向纵向B1无洞250×125×6×9—10001100.50.86B2400×150250×125×6×985010001100.50.86B3400×150250×125×6×985010001250.50.86B4400×150250×125×6×985010001450.50.86B5400×150250×125×6×985010001100.51.23B6400×150250×125×6×985010001100.51.44

注：L1，L2分别为第一跨、第二跨跨度，L0为洞口中心线到中支座的距离；hs为钢梁高度，bf为翼缘宽度，tw为腹板厚度，tf为翼缘厚度.

1.2 试件加载与模型建立

试验采用10 000 kN(1 000吨)微机控制电液伺服压力试验机进行两点单调对称集中加载，为了方便加载机进行荷载的施加，在试件加前对试验机进行了适应性改造，同时为了观察试件加载过程中的表面裂缝情况，在试件周围搭设了脚手架.试件布置和加载照片如图2所示.

图2 组合梁试件加载示意图

为了更精确地利用有限元软件ANSYS对试件进行模拟分析，通过与试验结果对比对有限元模型进行了校准.建立模型所使用的单元情况如下，对钢梁腹板和翼缘分别采用PLANE42和SOLID45单元模拟,混凝土板则采用SOLID65单元进行模拟,钢筋采用了LINK8单元模拟,用弹簧单元COMBIN39模拟栓钉.钢材本构关系采用实测拉伸数据输入，混凝土采用Hognestad[13]建议的本构关系模型采用实测数据输入，栓钉采用Ollgaard[14]建议的荷载-滑移曲线，最终建立的有限元模型示意图如图3(a)所示,模拟计算后的腹板开洞组合梁的变形示意图如图3(b)所示.

2 试件极限承载力

6根连续组合梁试件极限承载力试验与有限元结果对比如表2所示.从表中可以看出，组合梁腹板开洞后其极限承载力得到明显降低，这是由于腹板洞口的存在使组合梁刚度削弱的缘故.另外还看出有限元计算结果与试件试验结果吻合较好，这说明使用有限元模拟分析连续组合梁是合理的.

图3 试件有限元模型与变形

试件编号洞口b0×h0/(mm)混凝土板bc/(mm)hc/(mm)配筋率/%横向纵向极限荷载试验/(kN)有限元/(kN)1无洞10001100.50.863733452400×15010001100.50.862872743400×15010001250.50.863052834400×15010001450.50.863153175400×15010001100.51.232902806400×15010001100.51.44295298

注：b0为洞口宽度,h0为洞口高度；bc为混凝土板宽度,hc为混凝土板高度.

六根连续组合梁试件极限承载力试验与有限元结果对比如图4所示.图4给出了组合梁试件极限承载力的有限元与试验结果比值分布.从图中可以看出，有限元结果与试验结果的误差在8%以内，说明通过校准后的有限元计算结果能够满足工程精度要求.

3 试件剪力分布规律

3.1 试件洞口长度范围截面剪力

腹板开洞组合梁洞口区域内力分布如图5所示.从图中可以看出组合梁腹板开洞后洞口区域内力比较复杂，变为三次超静定，通过列平衡方程的方法已经不能对内力进行求解.

图4 组合梁极限承载力有限元与试验结果比值分布

图5 组合梁洞口区域截面内力示意图

表3为通过有限元模拟计算出的该区域钢梁和混凝土板承担的剪力值.从表中可以看出，对腹板无洞连续组合梁来说，混凝土板承担了截面总剪力的30%左右，钢梁承担了70%左右的剪力；对腹板开洞连续组合梁而言，洞口处混凝土板承担的剪力达到了截面总剪力的85%～90%，钢梁承担的剪力只占到截面总剪力的10%～15%.从表中实测数据还可以看出，由于开洞使洞口抵抗剪力的材料减少，与腹板无洞组合梁相比,B2～B6腹板开洞梁洞口处混凝土板承担的剪力增加，而钢梁截面承担的剪力则大幅减少.上述结果显示,我国目前现行的《钢结构设计规范》(GB50017-2003)[15]对组合梁只考虑钢梁来承担剪力的相关条文对腹板开洞组合梁是偏向于保守的.

表3 连续组合梁洞口处截面分担的剪力

3.2 沿梁长度方向截面剪力分布

为测定组合梁各重要截面的应变情况，所试验的6根连续组合梁试件虽然粘贴了一定数量的应变片，但是只能反映局部少量截面的应变变化情况.如果需要了解沿整个连续组合梁长度方向上应变的变化规律，单靠应变片量测定的话，就需要粘贴大量的应变片，这会给试验带来测量不便和耗费大量经费的问题，并且在现有数值模拟计算已经比较方便的条件下也显得没有必要.在验证了有限元计算结果准确性的基础上，本文使用校准后的有限元软件ANSYS对组合梁试件进行了数值模拟计算并给出了腹板无洞组合梁B1和腹板开洞组合梁B2沿梁长度方向混凝土板和钢梁截面的剪力分布并对其分布规律进行了探讨.

图6 试件B1混凝土板和钢梁截面剪力分布

3.2.1 腹板无洞组合梁

图6为腹板无洞连续组合梁试件B1的混凝土板和钢梁在不同荷载阶段沿梁长度方向的剪力分布图，从中可以看出：

(1) 钢梁承担的剪力在整个加载过程中都比混凝土板承担的剪力要大.以荷载达到1.00Pu为例，混凝土板承担了22%～31%左右的截面总剪力，钢梁则承担了截面总剪力的68%～77%左右，这也与文献[16]得到的结论相符合.

(2) 在相同加载步距下，混凝土板截面承担的剪力增加幅度明显要比钢梁承担的剪力增加幅度小得多.

(3) 混凝土板分担的截面剪力随荷载增加而增大，但增加速度最快的是在0.75Pu～1.00Pu段，相反钢梁承担的截面剪力在该段增加速度则相对较慢.从该图中还可看出腹板无洞组合梁在两组成部分之间存在竖向的剪力重分布现象.

3.2.2 腹板开洞组合梁

同样，通过校准的有限元模拟计算出腹板开洞连续组合梁试件B2沿梁长度方向混凝土板和钢梁在不同荷载阶段的截面剪力分布，如图7所示.从图中可以看出：

图7 试件B2混凝土板和钢梁截面剪力分布

(1) 在相同荷载步距下，除洞口区梁端之外，混凝土板承担的剪力增加幅度也明显比钢梁承担的剪力增加幅度要小；在洞口段，混凝土板截面承担的剪力随着荷载的增加而不断增大.相反，洞口处钢梁截面所承担的剪力随荷载的增加其增长却比较缓慢，这是因为由于挖去绝大部分承担剪力的钢梁腹板，这就限制了钢梁承担剪力的增加幅度.

(2) 在洞口梁端，钢梁承担的剪力在荷载的任意阶段明显比混凝土板承担的剪力要大.以荷载达到1.00Pu为例，混凝土板大约承担了截面总剪力的89%，而钢梁则大约承担力截面总剪力的12%.

(3) 在无洞口梁端，钢梁承担的剪力比混凝土板承担的剪力要大.如当荷载达到1.00Pu时，第一跨左半跨混凝土板承担了约33%的截面总剪力，钢梁承担了约67%的截面总剪力；第二跨左半跨混凝土板承担了约30%的总剪力，而钢梁则承担了约70%的截面总剪力.

(4) 在0.75Pu～1.00Pu荷载段，洞口处钢梁承担的剪力几乎没有增加，而混凝土板所承担的剪力则继续增加.这是由于在此荷载阶段，洞口区域四个角点区域由于应力集中出现屈服并逐渐形成四个弯矩塑性铰(相当于一个剪力铰)，引起竖向剪力重分布.

4 结论

通过对6根钢-混凝土连续组合梁试件的单调对称集中加载试验和有限元分析，得出以下结论.

(1) 组合梁开洞会造成其洞口处截面刚度减小，承载力降低.

(2) 腹板开洞组合梁洞口处截面存在剪力重分布现象，同时说明我国《钢结构设计规范》对组合梁抗剪的相关规定对腹板开洞组合梁则不再适用.

(3)对腹板开洞组合梁来说：在洞口处梁段，钢梁截面承担的剪力在整个加载过程中都比混凝土板截面承担的剪力要大，而在无洞梁段，则恰恰相反.

(4)组合梁开洞会引起洞口处角点产生应力集中现象，可在洞口周围增设加劲肋来进行补强.

[1] Young K.Ju,Sung-Chul Chun, Sang-Dae Kim. Flexural test of a composite beam using asymmetric steel section with web openings[J]. Journal of Structural Engineering, ASCE, 2009,135:448-458.

[2] 聂建国，余志武.钢-混凝土组合梁在我国的研究与应用[J].土木工程学报，1999，32(2):3-8.

[3] 李龙起，周东华，王 鹏.腹板开洞连续工字型钢梁的挠度计算方法[J].建筑钢结构进展，2013，15(3):48-53.

[4] 李龙起，廖文远.腹板开洞连续组合梁洞口补强方法研究[J].低温建筑技术，2013，35(9):63-65.

[5] 李龙起，周东华，廖文远，等.腹板开洞钢-混凝土连续组合梁承载力影响参数分析[J].昆明理工大学学报：自然科学版，2015，40(2):15-22.

[6] 廖文远，周东华，李龙起，等.负弯矩作用下腹板开洞组合梁抗剪性能试验研究[J].四川大学学报：工程科学版，2014，46(4):46-52.

[7] 王 鹏，周东华，王永慧，等.腹板开洞钢-混凝土组合梁抗剪承载力试验研究[J].工程力学，2013，30(3):297-305.

[8] Tao Chen, Xianglin Gu, Hua Li. Behavior of steel-concrete composite cantilever beams with web openings under negative moment[J]. International Journal of Steel Structures, 2011,11(1):39-49.

[9] 李龙起，周东华，廖文远，等.腹板开洞钢-混凝土连续组合梁受剪性能试验研究[J].西南交通大学学报：自然科学版，2015，50(4): 648-655.

[10]寇立亚，胡夏闽.考虑混凝土板作用的腹板开洞钢-混凝土组合梁承载力有限元分析[J].四川建筑科学研究，2012，38(6):65-69.

[11]Redwood Richard G, Poumbouras G. Analysis of composite beams with web openings[J]. Journal of Structure Engineering, 1984, 110(9):1949-1958.

[12]K F Chung, C H Liu, A C H Ko. Steel beams with large openings of various shapes and sizes: an empirical design method using a generalized moment-shear interaction curve[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2003, 59(9): 1177-1200.

[13]Hognestad E, Hanson N W. Concrete stress distribution in ultimate strength design[J]. ACI Journal, Proceedings,1995,52(4):455-479

[14]Ollgaard H G, Slutter R G,Fisher J D. Shear strength of stud connectors in lightweight and normal-weight concrete[J]. Engineering Journal of American of Steel Construction, 1971,8(2):55-64.

[15](GB50017-2003)钢结构设计规范[S].北京：中国计划出版社，2003.

[16]樊健生.钢与混凝土连续组合梁性能及试验研究[D].北京：清华大学，2003.

责任编辑：卫世乾

Tests and Finite Element Analysis of Continuous Composite Beams with Rectangular Web Openings

LI Long-qi1, YANG Zhen-zhen1, LIAO Wen-yuan2

(1.SchoolofCivilEngineering,XuchangUniversity,Xuchang461000,China;2.KunmingUniversityofScienceandTechnology,FacultyofCivilEngineeringandMechanics,Kunming650224,China)

In order to know mechanical properties of continuous composite beams with single rectangular web opening, tests and finite element analysis of five continuous composite beams with single web opening and one continuous composite beams without any web opening were conducted. Their bearing capacity and shear force borne by sections of concrete slabs and steel beams were also studied. Results are that web openings reduced strength, stiffness and bearing capacity of continuous composite beams and that shear-force redistribution existed at openings of steel beams and concrete slabs but other parts shared the same distribution of shearing force as composite beams without web openings, suggesting that stipulations about shear design of composite beams with web openings should be added to the present China Design Code of Steel Structure.

continuous composite beam, web opening, rectangular opening, shear-force redistribution, mechanical properties

2015-04-18

国家自然科学基金(51268022)

李龙起(1986—)，男，山东潍坊人，讲师，博士，研究方向：钢结构、混凝土结构和组合结构.

1671-9824(2016)02-0119-06

TU375.1

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