考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化的鋼?混組合梁抗彎承載力計(jì)算

李立峰，王孝亮，馮威，石雄偉

考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化的鋼?混組合梁抗彎承載力計(jì)算

李立峰1, 2，王孝亮1，馮威3，石雄偉3

(1. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082；2. 風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410082；3. 西安公路研究院，陜西 西安 710065)

采用連續(xù)強(qiáng)度法，考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化作用，并基于平截面假定，對(duì)完全剪力連接的鋼-混簡(jiǎn)支組合梁進(jìn)行彈塑性分析，提出相應(yīng)的抗彎承載力計(jì)算方法和公式；通過3片鋼-混簡(jiǎn)支組合梁抗彎全過程加載試驗(yàn)，掌握其彎曲破壞模式和破壞特征，同時(shí)獲得變形和應(yīng)變等關(guān)鍵試驗(yàn)結(jié)果；采用ABAQUS有限元軟件建立試驗(yàn)梁非線性分析模型，并結(jié)合本文及其他文獻(xiàn)的試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)本文計(jì)算公式的精度和適用性進(jìn)行驗(yàn)證，理論結(jié)果與有限元分析結(jié)果、試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。研究結(jié)果表明：與規(guī)范結(jié)果相比，考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)對(duì)鋼-混組合梁抗彎承載力提升7%左右，規(guī)范公式偏于保守；本文計(jì)算公式可以很好地預(yù)測(cè)完全剪力連接鋼-混簡(jiǎn)支組合梁的抗彎承載力，可以在實(shí)際工程中應(yīng)用。

鋼-混組合梁；鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化；抗彎承載力；模型試驗(yàn)；有限元模型

鋼?混組合梁具有自重輕、力學(xué)性能好、可裝配化施工以及經(jīng)濟(jì)性高等優(yōu)點(diǎn)，近年來廣泛應(yīng)用于橋梁、建筑等工程領(lǐng)域，其相關(guān)基本理論也得到深入的研究?？箯澇休d力一直是鋼?混組合結(jié)構(gòu)領(lǐng)域研究的重點(diǎn)，各國學(xué)者通過大量模型試驗(yàn)和仿真分析，對(duì)其影響因素進(jìn)行了全面分析，并相應(yīng)提出了較多不同的抗彎承載力計(jì)算方法。聶建國等[1]通過理論分析建立了考慮滑移效應(yīng)的組合梁抗彎承載力計(jì)算公式；Uy[2]分析總結(jié)了組合梁分別在剪力、軸力和扭矩耦合作用下的抗彎承載力計(jì)算公式；Yakel等[3]提出了相較于AASHTO規(guī)范準(zhǔn)確性高、計(jì)算量小的簡(jiǎn)支組合梁抗彎承載力預(yù)測(cè)方程；Gupta等[4]提出了考慮混凝土壓潰影響的密實(shí)截面簡(jiǎn)支組合梁極限抗彎強(qiáng)度折減系數(shù)。劉玉擎等[5?7]國內(nèi)學(xué)者也對(duì)此相關(guān)內(nèi)容做了一定研究。以上研究盡管較為全面，但均忽略了鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)的影響，使得組合梁的實(shí)際抗彎承載力被低估。因此，為了合理考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化的作用，一些國外學(xué)者在純鋼梁領(lǐng)域?qū)Υ苏归_了深入的研究。Kemp等[8]根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出了考慮應(yīng)變強(qiáng)化的鋼梁抗彎承載力設(shè)計(jì)公式；Manevich[9]分析了受壓鋼筋和鋼板的線形、非線性應(yīng)變強(qiáng)化對(duì)鋼梁極限荷載的影響；Gardner等[10?11]采用連續(xù)強(qiáng)度法推導(dǎo)了考慮有、無屈服臺(tái)階鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)的抗彎承載力計(jì)算公式。相對(duì)于純鋼結(jié)構(gòu)領(lǐng)域，關(guān)于鋼?混組合梁鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化的研究內(nèi)容較少且尚不全面。其中， Chung等[12]采用數(shù)值模型研究了鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)對(duì)簡(jiǎn)支鋼?混組合梁結(jié)構(gòu)受力行為的作用，但未給出相應(yīng)的理論計(jì)算模式；Vasdravellis等[13]率先將連續(xù)強(qiáng)度法應(yīng)用到鋼?混組合結(jié)構(gòu)領(lǐng)域來考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化作用，提出了相應(yīng)的抗彎承載力計(jì)算方法，而未考慮截面中性軸分布于鋼梁上翼緣和腹板內(nèi)的情形，且分析基于鋼梁全截面屈服的假定，忽略了極限狀態(tài)下實(shí)際截面中性軸附近存在彈性區(qū)域的影響。因此為了綜合考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化程度和彈塑性應(yīng)力特征，本文采用連續(xù)強(qiáng)度法，結(jié)合彈塑性分析方法，計(jì)入鋼梁應(yīng)變的強(qiáng)化作用，確定合理的計(jì)算模式，推導(dǎo)鋼?混組合梁抗彎承載力計(jì)算公式；并通過開展抗彎性能試驗(yàn)，分析結(jié)構(gòu)受力性能和破壞模式，匯總本文及其他文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)本文公式進(jìn)行驗(yàn)證。

1 組合梁極限抗彎承載力計(jì)算

抗彎承載力計(jì)算的關(guān)鍵是在于確定合理的截面應(yīng)力分布和中性軸位置。而現(xiàn)行設(shè)計(jì)規(guī)范的鋼梁本構(gòu)關(guān)系為理想彈塑性模型，未考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化的作用；其采用的塑性分析方法忽略了極限狀態(tài)截面彈性應(yīng)力分布的存在。因此，為了較為準(zhǔn)確地反映結(jié)構(gòu)的實(shí)際受力狀態(tài)，本文基于連續(xù)強(qiáng)度法擬建立組合梁破壞模式與截面曲率的關(guān)系，并在合理選用鋼梁材料模型的基礎(chǔ)上，確定考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化程度的截面彈塑性應(yīng)力分布特征，進(jìn)而去獲得組合梁抗彎承載力結(jié)果。

1.1 連續(xù)強(qiáng)度法

Gardner[14]于2008年首先提出了一種基于構(gòu)件變形能力csm/y(csm為極限荷載作用下截面外纖維極限應(yīng)變，y為屈服應(yīng)變)進(jìn)行設(shè)計(jì)的連續(xù)強(qiáng)度法，最先主要用于發(fā)生屈曲破壞的純鋼梁結(jié)構(gòu)，通過建立截面長細(xì)比與非彈性局部屈曲變形能力之間的連續(xù)關(guān)系確定csm，并采用彈塑性的材料強(qiáng)化模型，確定其進(jìn)入應(yīng)變強(qiáng)化階段的程度，從而合理考慮了金屬材料應(yīng)變強(qiáng)化的影響。而推廣至正彎矩作用的密實(shí)截面組合梁，其csm可直接通過彎曲破壞時(shí)的極限應(yīng)變確定，因而相對(duì)鋼梁得到了一定的簡(jiǎn)化。

1.2 基本假定

本文分析模型基于以下假定：

1) 鋼?混組合梁為完全剪力連接，界面間無黏結(jié)滑移，沿梁高應(yīng)變分布符合平截面假定；

2) 鋼梁本構(gòu)關(guān)系采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化材料模型(圖1)，其中sh=/100(和sh分別為鋼梁彈性階段和強(qiáng)化階段的彈模)，混凝土翼緣板達(dá)到受壓極限狀態(tài)時(shí)截面應(yīng)力呈矩形分布，應(yīng)力為0.85cd(cd為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度)；

3) 鋼梁下翼緣處應(yīng)變已進(jìn)入強(qiáng)化階段；

4) 忽略混凝土受拉強(qiáng)度的影響；

5) 忽略混凝土板內(nèi)橫向和縱向鋼筋的作用。

圖1 鋼梁雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化材料模型

1.3 分析流程

基于上述基本假定，首先假定組合梁破壞模式由混凝土控制，并確定極限狀態(tài)下截面曲率，在初設(shè)截面中性軸位置的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步得到截面應(yīng)變和應(yīng)力分布，分別計(jì)算截面各關(guān)鍵受力區(qū)域的內(nèi)力大小，由力平衡方程確定中性軸位置，并對(duì)初設(shè)內(nèi)容(包括中性軸位置和破壞模式)進(jìn)行驗(yàn)證或調(diào)整，最終得到考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化的抗彎承載力，具體分析流程如圖2所示。

1.4 截面幾何參數(shù)和力學(xué)參數(shù)

圖3~5給出了組合梁截面的幾何參數(shù)和應(yīng)變應(yīng)力分布的力學(xué)參數(shù)，其中eff和c分別為混凝土翼緣有效寬度和厚度；a為鋼梁的高度；f1和f1分別為鋼梁上翼緣的寬度和厚度；f2和f2分別為鋼梁下翼緣的寬度和厚度；w和w分別為鋼梁腹板的高度和厚度。此外，y為鋼梁屈服應(yīng)力；ft和fb為極限狀態(tài)鋼梁上、下翼緣中心處應(yīng)變；wt和wb為極限狀態(tài)鋼梁腹板頂、底部應(yīng)變；s為截面中性軸距混凝土頂板的距離；y為鋼梁腹板剛出現(xiàn)屈服時(shí)距腹板頂部的彈性高度。

圖2 抗彎承載力分析流程圖

圖3 組合梁中性軸在混凝板內(nèi)截面應(yīng)變和應(yīng)力分布

圖4 組合梁中性軸在鋼梁上翼緣內(nèi)截面應(yīng)變和應(yīng)力分布

圖5 組合梁中性軸在鋼梁腹板截面應(yīng)力應(yīng)變分布

1.5 破壞模式與曲率確定

純彎狀態(tài)下，完全剪力連接鋼?混組合梁的破壞形態(tài)為典型的彎曲破壞模式，分為混凝土板壓潰、或者鋼梁下翼緣受拉破壞2種?；谄浇孛婕俣?，分別以c和a為混凝土和鋼梁外纖維極限應(yīng)變對(duì)應(yīng)的截面曲率，s,c和s,a分別對(duì)應(yīng)組合梁由混凝土和鋼梁控制破壞時(shí)截面中性軸距混凝土頂板的距離?；炷翗O限壓應(yīng)變按我國《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[15]規(guī)定取cu=0.003 3；考慮鋼材延展性要求，根據(jù)歐洲規(guī)范Ⅲ《EN 1993?1 ?1》[16]規(guī)定鋼材極限拉應(yīng)變u=15y。

為了確定組合梁的破壞模式，可先假定組合梁為混凝土壓潰破壞，在平截面假定基礎(chǔ)上，將分析獲得的鋼梁底緣最大拉應(yīng)變a,max與鋼梁達(dá)到延展性極限時(shí)的應(yīng)變au相比較即可。若a,max≤au，則組合梁破壞模式由混凝土控制；若a,max>au，則破壞模式由鋼梁控制。

1.6 截面彈塑性分析及公式推導(dǎo)

彈塑性分析是一種計(jì)算截面抗彎承載力相對(duì)有效、準(zhǔn)確和方便的方法，本文采用此方法分別針對(duì)截面中性軸在混凝土板、鋼梁上翼緣和腹板內(nèi)3種情形展開公式推導(dǎo)。

1.6.1 截面中性軸在混凝土板內(nèi)

由截面應(yīng)變分布可獲得截面各關(guān)鍵位置處應(yīng)變，如式(5)~(8)所示。

1)混凝土翼緣板處內(nèi)力c和相對(duì)于中性軸的彎矩c如式(9)~(10)所示。

2) 鋼梁上翼緣處內(nèi)力ft和相對(duì)于中性軸的彎矩ft如式(11)~(13)所示。

3) 鋼梁腹板處內(nèi)力w和相對(duì)于中性軸的彎矩w如式(19)~(20)和式(23)~(24)所示。

其中：w可分解為圖3(b)中4個(gè)部分，其各自分力為w1~w4，如式(15)~(18)所示。

4) 鋼梁下翼緣處內(nèi)力fb和相對(duì)于中性軸的彎矩fb如式(25)~(26)所示。

1.6.2 截面中性軸在鋼梁上翼緣內(nèi)

截面中性軸在鋼梁上翼緣內(nèi)時(shí)，由于上翼緣厚度較小，中性軸與上翼緣的頂?shù)装寰嚯x較短，因此，可以假定鋼梁上翼緣應(yīng)力處于彈性階段。

由截面應(yīng)變分布可獲得截面各關(guān)鍵位置處應(yīng)變，鋼梁頂板上、下邊緣應(yīng)變ft1和ft2見式(27)~ (28)，而wt，wb和fb仍可由式(6)~(8)確定。

1) 混凝土翼緣板處內(nèi)力c和相對(duì)于中性軸的彎矩c如式(29)~(30)所示。

2) 鋼梁上翼緣處內(nèi)力ft和相對(duì)于中性軸的彎矩ft如式(31)~(32)所示。

3) 鋼梁腹板處內(nèi)力w和相對(duì)于中性軸的彎矩w與圖3(b)計(jì)算模式一致，可由式(14)~(20)確定。

4) 鋼梁下翼緣處內(nèi)力fb和相對(duì)于中性軸的彎矩fb與圖3(a)計(jì)算模式一致，可由式(25)~(26) 確定。

1.6.3 截面中性軸在鋼梁腹板

由截面應(yīng)變分布可獲得截面各關(guān)鍵位置處應(yīng)變，ft和wt見式(33)~(34)，而wb和fb仍可由式(7)~(8)確定。

1) 混凝土翼緣板處內(nèi)力c和相對(duì)于中性軸的彎矩c與圖4中一致，由式(29)~(30)確定。

2) 鋼梁上翼緣處內(nèi)力ft和相對(duì)于中性軸的彎矩ft可仍由式(11)~(13)確定。

3) 鋼梁腹板處內(nèi)力w和相對(duì)于中性軸的彎矩w如式(40)~(41)、式(44)~(45)所示。

4) 鋼梁下翼緣處內(nèi)力fb和相對(duì)于中性軸的彎矩fb可仍由式(25)~(26)確定。

1.7 極限抗彎承載力

組合梁極限狀態(tài)下截面中性軸位置s可根據(jù)截面內(nèi)力平衡方程確定，其中式(34)可獲得中性軸在混凝土板和鋼梁上翼緣內(nèi)情形下的中性軸位置，式(35)可獲得中性軸在鋼梁腹板內(nèi)情形下的中性軸位置。

在確定中性軸位置后，考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化的組合梁極限抗彎承載力csm可由式(48)確定。

2 模型試驗(yàn)

為驗(yàn)證本文公式的正確性，設(shè)計(jì)3根完全剪力連接鋼?混簡(jiǎn)支組合梁的抗彎性能試驗(yàn)，在確定鋼?混組合梁受力性能和破壞形態(tài)的基礎(chǔ)上，分析鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)對(duì)極限抗彎承載力的影響。

2.1 試件制作

試驗(yàn)梁B1~B3跨徑分別為2.5，3.0和4.0 m，截面尺寸均一致，翼緣板寬、厚分別為700 mm和70 mm，鋼梁高為268 mm，截面及鋼筋布置如圖6所示。栓釘橫向雙排間距為60 mm，直徑為13 mm，采用ML-15AL型號(hào)鋼材?；炷涟鍍?nèi)配置上下兩排鋼筋，鋼筋規(guī)格為HRB400，直徑均為8 mm，縱向間距為130 mm。

單位：mm

2.2 材料參數(shù)

混凝土板采用C50配合比澆筑，鋼梁選取Q345qd鋼材，獲得相關(guān)材料參數(shù)如表1所示。

表1 本文試驗(yàn)梁材料參數(shù)

2.3 加載及測(cè)試方案

試驗(yàn)梁B1~B3均采用1 500 kN液壓千斤頂通過分配梁進(jìn)行兩點(diǎn)彎曲加載，其純彎段均1.0 m。本試驗(yàn)針對(duì)跨中位移、縱向應(yīng)變、裂縫分布、試驗(yàn)荷載等關(guān)鍵內(nèi)容進(jìn)行測(cè)試和記錄，試驗(yàn)梁加載立面圖及測(cè)點(diǎn)布置如圖7所示。

圖7 試驗(yàn)梁加載立面圖及測(cè)點(diǎn)布置

2.4 試驗(yàn)結(jié)果

2.4.1 破壞現(xiàn)象和荷載-位移曲線

3片試驗(yàn)梁的彎曲破壞現(xiàn)象和受力特征基本一致。在初期荷載作用下，跨中位移增加緩慢，結(jié)構(gòu)剛度處于彈性階段。荷載增加至0.4~0.5u(u為試驗(yàn)梁極限荷載)時(shí)，跨中混凝土板底緣出現(xiàn)第一條裂縫，跨中鋼梁底板屈服。直至荷載達(dá)到0.85u左右后，裂縫數(shù)量大幅增加，混凝土板受壓區(qū)高度逐步減小，結(jié)構(gòu)剛度隨荷載增加顯著降低。最終在極限荷載作用下，試驗(yàn)梁由于混凝土跨中處出現(xiàn)局部壓潰而破壞。試驗(yàn)梁破壞現(xiàn)象見圖9。

圖8 試驗(yàn)圖片

圖9 試驗(yàn)梁典型彎曲破壞現(xiàn)象

從圖10中荷載?跨中位移曲線可知，隨著試驗(yàn)梁高跨比的增加，結(jié)構(gòu)的剛度和極限荷載隨之增大，但跨中截面的極限抗彎承載力基本一致。

圖10 荷載-跨中位移曲線

圖11 跨中截面混凝土頂板荷載-應(yīng)變曲線

2.4.2 荷載-應(yīng)變曲線

圖11~12分別給出了試驗(yàn)梁跨中處混凝土頂板和鋼梁底板荷載?應(yīng)變曲線。結(jié)果顯示，3片梁的混凝土頂板壓應(yīng)變均達(dá)到了0.003 3，滿足混凝土被壓潰的條件；鋼梁底板拉應(yīng)變?cè)谶_(dá)到0.5u后，基本已進(jìn)入強(qiáng)化階段，而在極限狀態(tài)時(shí)試驗(yàn)梁的鋼梁底板平均應(yīng)變達(dá)到了14 000 με，小于鋼材延展性極限應(yīng)變15y=28 030 με。根據(jù)1.5節(jié)判定規(guī)則，可知本文試驗(yàn)梁破壞模式均為混凝土壓潰破壞。

圖12 跨中截面鋼梁下翼緣荷載-應(yīng)變曲線

3 仿真分析

3.1 模擬方式

本文采用ABAQUS軟件建立各試驗(yàn)梁的非線性有限元模型。其中，混凝土翼緣板、加載和支承處鋼墊板采用實(shí)體單元C3D8R模擬，鋼梁和加勁肋均采用C3D8I單元模擬，翼緣板內(nèi)鋼筋采用桁架單元T3D2模擬；栓釘連接件選用了非線性彈簧單元模擬，并賦予其非線性荷載?滑移關(guān)系。鋼筋嵌入混凝土板中，加勁肋、墊板與鋼梁均綁定連接，鋼混界面間接觸的作用通過硬接觸和設(shè)置罰函數(shù)來模擬?；炷羻屋S受壓、受拉本構(gòu)關(guān)系曲線采用規(guī)范[15]規(guī)定的理論公式，鋼材本構(gòu)如圖1所示。

圖13 有限元模型網(wǎng)格圖

3.2 結(jié)果對(duì)比

圖14為3根梁有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的荷載?位移曲線對(duì)比。

圖14 有限元和試驗(yàn)荷載-位移曲線對(duì)比

可以看出，有限元模型的荷載?位移曲線與試驗(yàn)的結(jié)果在起始剛度、極限強(qiáng)度和總體走勢(shì)上具有較高的吻合度，其中試驗(yàn)梁B1~B3的有限元計(jì)算的極限荷載與試驗(yàn)結(jié)果比值的均值和標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.975和0.01，其誤差較小。說明本文建立的非線性有限元模型能有效地模擬組合梁考慮鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化的彎曲受力全過程。

4 公式驗(yàn)證與適應(yīng)性用性討論

為了驗(yàn)證本文抗彎承載力計(jì)算公式的精度和適用性，對(duì)本文和文獻(xiàn)[17]共12根密實(shí)截面完全剪力連接試驗(yàn)梁，分別采用本文公式和歐州規(guī)范Ⅳ[18]計(jì)算相應(yīng)的抗彎承載力結(jié)果csm和code，并與試驗(yàn)結(jié)果test進(jìn)行對(duì)比，如表2所示。

其中，本文試驗(yàn)梁采用規(guī)范和本文方法的計(jì)算值與試驗(yàn)值的比值分別為0.893和0.963；文獻(xiàn)[17]進(jìn)行了9根組合梁的抗彎試驗(yàn)，采用規(guī)范和本文方法的計(jì)算值與試驗(yàn)值的比值分別為0.926和0.983。

可以看到鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)可以顯著提升組合梁抗彎承載力達(dá)7%左右，規(guī)范計(jì)算結(jié)果相對(duì)實(shí)測(cè)值低估了7%~10%，而本文方法對(duì)純彎狀態(tài)組合梁抗彎承載力的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果整體吻合良好，具有較高的準(zhǔn)確性。

表2 本文計(jì)算公式與規(guī)范、試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

5 結(jié)論

1) 鋼混組合梁抗彎承載力采用現(xiàn)行規(guī)范設(shè)計(jì)雖然簡(jiǎn)化了計(jì)算，但由于忽略了鋼梁應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)，使得計(jì)算結(jié)果較為保守，相對(duì)實(shí)測(cè)值低估了7%~10%。

2) 本文公式物理概念明確，可以較為真實(shí)地確定極限狀態(tài)截面彈塑性應(yīng)力分布和應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)的特點(diǎn)，預(yù)測(cè)完全剪力連接組合梁的極限抗彎承載力具有較高精度，對(duì)實(shí)際工程設(shè)計(jì)提供了一定的參考價(jià)值。

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Calculation of flexural capacity of steel-concrete composite beams considering strain strengthening of steel beams

LI Lifeng1, 2, WANG Xiaoliang1, FENG Wei3, SHI Xiongwei3

(1. College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410092, China;2. Key Laboratory for Wind and Bridge Engineering of Hunan Province, Changsha 410082, China; 3. Xi’an Highway Institute of the Shaanxi Province, Xi’an 710065, China)

In this paper, the continuous strength method was adopted to consider the strain strengthening effect of steel beam, and based on the assumption of plane section, the elastic-plastic analysis of steel-concrete simply supported composite beam with full shear connection was carried out, and the corresponding calculation method and formula of flexural capacity were put forward. The bending failure mode and failure characteristics of three pieces of steel-concrete composite test beams have been mastered and the key test results such as deformation and strain have been obtained at the same time. The nonlinear analysis model of the test beam was established by using the ABAQUS finite element software. The accuracy and applicability of the formula in this paper were verified by combining the experimental results of this paper and other literatures, and the results of theory calculation were in good agreement with the results of the finite element analysis and experiment. The results show that Compared with the results of the code, considering the strain strengthening effect of steel beam, the flexural capacity of steel-concrete composite beam is increased by about 7%, and the criterion formula is conservative. The formula proposed in this paper can well predict the flexural capacity of steel-concrete simply supported composite beams with full shear connections, and can be applied in practical engineering.

steel-concrete composite beam; strain strengthening of steel beam; flexural capacity; model test; finie element model

U448.216

A

1672 ? 7029(2019)11? 2822 ? 10

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.11.023

2019?01?31

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51978257)；陜西省交通廳科研課題資助項(xiàng)目(17-19K)；云南省交通廳科研課題資助項(xiàng)目(2017-104)

李立峰(1971?)，男，湖南沅江人，教授，博士，從事橋梁抗震、超高性能混凝土應(yīng)用、鋼橋與鋼混組合橋基本理論等研究；E?mail：lilifeng@hnu.edu.cn

(編輯 蔣學(xué)東)