第 ２２卷第 ３期 烟台大学学报（自然科学与工程版） Ｖｏｌ．２２ Ｎｏ．３２００９年 ７月 Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｙａｎｔａｉ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ （Ｎａｔｕｒａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｅｄｉｔｉｏｎ） Ｊｕｌ．２００９

　　文章编号：１００４ ８８２０（２００９）０３ ０２２９ ０９

　　Received date： ２００９ ０３ ３０　　Biography： Ｃｈｕｎｇ Ｋｗｏｋ Ｆａｉ（１９６０ ）， ｍａｌｅ， ｂｏｒｎ ｉｎ Ｈｏｎｇ Ｋｏｎｇ， ｐｒｏｆｅｓｓｏｒ ｏｆ Ｈｏｎｇ Ｋｏｎｇ Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｃｈｉｎａ，

Ｄｅｐｕｔｙ Ｄｉｒｅｃｔｏｒ ｏｆ ｔｈｅ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｃｅｎｔｒｅ ｆｏｒ Ａｄｖａｎｃｅｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｉｎ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， Ｅｄｉｔｏｒ ｏｆ ｔｈｅ Ｉｎｔｅ-ｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｎ “Ａｄｖａｎｃｅｓ ｉｎ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ” ｏｆ Ｔｈｅ Ｈｏｎｇ Ｋｏｎｇ Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ， Ｖｉｃｅ Ｐｒ-ｅｓｉｄｅｎｔ ｏｆ Ｔｈｅ Ｈｏｎｇ Ｋｏｎｇ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｓｔｅｅｌ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ， ｐｕｒｓｕｉｎｇ ｔｈｅ ｆｉｅｌｄ ｏｆ ｓｔｅｅｌ ａｎｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ．

Structural Behaviour of Continuous Composite Beamswith Deformable Shear Connectors

Ｃｈｕｎｇ Ｋｗｏｋ Ｆａｉ， Ｃｈａｎ Ｃｈｕｎｇ Ｋｅｉ（Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， Ｔｈｅ Ｈｏｎｇ Ｋｏｎｇ Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ， Ｈｏｎｇ Ｋｏｎｇ ＳＡＲ，Ｃｈｉｎａ）

Abstract： Ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｐｒｅｓｅｎｔｓ ａ ｄｅｔａｉｌｅｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｄｏｕｂｌｅ ｓｐａｎ ｃｏｍ-ｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｏｆ ｐｒａｃｔｉｃａｌ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ．Ａｓ ｉｔ ｉｓ ｅｓｓｅｎｔｉａｌ ｔｏ ａｃｋｎｏｗｌｅｄｇｅ ｔｈａｔ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｎｏｔ ｒｉｇｉｄ，ｔｈｅｉｒ ｎｏｎ-ｌｉｎｅａｒ ｌｏａｄ-ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ａｒｅ ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｅｄ ｉｎｔｏ ａｄｖａｎｃｅｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌｓ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅｕｓｅ ｏｆ ｓｐｒｉｎｇ ｅｌｅｍｅｎｔｓ．Ａ ｐａｒａｍｅｔｒｉｃ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｖａｒｉｏｕｓ ｄｏｕｂｌｅ ｓｐａｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｏｆ ｐｒａｃｔｉｃａｌ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓｉｓ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ， ａｎｄ ｋｅｙ ｆｉｎｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｕｄｙ ａｒｅ ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ ｉｎ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ．Ｔｈｅ ｋｅｙ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｉｎｃｌｕｄｅｔｈｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｓ ｗｅｌｌ ａｓ ｔｈｅ ｄｅｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｐｒｏｖｉｄｅｄ ａｔ ｂｏｔｈ ｔｈｅ ｓａｇ-ｇｉｎｇ ａｎｄ ｔｈｅ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｒｅｇｉｏｎｓ．Ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ａ ｔｏｔａｌ ｏｆ ９ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｙｐｅｓ ａｎｄ ｎｕｍｂｅｒｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｉｓ ｃｏｍｐａｒｅｄ ａｎｄ ｄｉｓｃｕｓｓｅｄ ｗｈｉｌｅ ｃｕｒｒｅｎｔ ｄｅｓｉｇｎ ｄｅｆｉｃｉｅｎｃｙ ｉｓ ｉｄｅｎｔｉｆｉｅｄｆｏｒ ｐｏｓｓｉｂｌｅ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ．Ａｓ ｔｈｅ ｐｒｏｐｏｓｅｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌｓ ａｒｅ ｒｅｃｋｏｎｅｄ ｔｏ ｂｅ ｈｉｇｈｌｙ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ｆｏｒ ｄｅｔａｉｌｅｄｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｉｎｔｏ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ， ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ｕｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌｓ ｗｉｌｌ ｂｅ ｉｎｓｔｒｕｍｅｎ-ｔａｌ ｔｏ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｏｆ ｍｏｒｅ ｒｅｆｉｎｅｄ ｄｅｓｉｇｎ ｒｕｌｅｓ ｆｏｒ ｉｍｐｒｏｖｅｄ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ａｃｃｕｒａｃｙ ａｎｄ ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ．Key words： ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌｌｉｎｇ； ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍ； ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ； ｎｏｎ-ｌｉｎｅａｒ ａｎａｌｙｓｉｓCLC number： ＴＵ３９８　　　　Document code： Ａ

１　Composite Beams in Building Struc-turesＣｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ａｒｅ ｗｉｄｅｌｙ ｕｓｅｄ ｉｎ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｃｏｎ-

ｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｆｏｒ ｍａｎｙ ｙｅａｒｓ ｏｗｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅｉｒ ｈｉｇｈ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔａｂｉｌｉｔｙ．Ｉｎ ｇｅｎｅｒａｌ， ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ａｒｅ ｓｔｒｏｎｇ ａｎｄ ｓｔｉｆｆ ｆｌｅｘｕｒａｌｍｅｍｂｅｒｓ ｗｉｔｈ ｌｏｎｇ ｓｐａｎｎｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ．Ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｆｏｒｍ ｏｆａ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍ ｉｓ ｅｓｓｅｎｔｉａｌｌｙ ａ ｔｈｉｎ ｗｉｄｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ｃｏｎ-ｎｅｃｔｅｄ ｗｉｔｈ ａ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ｗｈｅｒｅ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ｉｓ ｉｎ ｃｏｍ-ｐｒｅｓｓｉｏｎ ｗｈｉｌｅ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ｉｓ ｌａｒｇｅｌｙ ｉｎ ｔｅｎｓｉｏｎ．Ｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ， ｕｓｕａｌｌｙ ｈｅａｄｅｄ ｓｔｕｄｓ， ａｒｅ ｗｅｌｄｅｄ ｔｏ ｔｈｅ ｔｏｐｆｌａｎｇｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｆｕｌｌｙ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｉｎｔｏ ｔｈｅ ｃｏｎ-ｃｒｅｔｅ ｆｌａｎｇｅ．Ｄｅｐｅｎｄｉｎｇ ｏｎ ｔｈｅ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓｐｒｏｖｉｄｅｄ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｆａｃｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ｗｈｉｃｈ ｉｓ ｅｉｔｈｅｒ ａ ｓｏｌｉｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ｏｒ ａ ｃｏｍ-ｐｏｓｉｔｅ ｓｌａｂ， ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍ ｍａｙ ｏｐｅｒａｔｅ ｉｎ ｅｉｔｈｅｒ ｆｕｌｌ ｏｒ

ｐａｒｔｉａｌ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ， ａｎｄ ｈｅｎｃｅ， ｅｘｈｉｂｉｔ ａ ｗｉｄｅ ｒａｎｇｅ ｏｆｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｌｏａｄ-ｓｌｉｐｐａｇｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ．

Ｉｎ ｍａｎｙ ｃｏｄｅｓ ｏｆ ｐｒａｃｔｉｃｅ ｆｏｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｗｏｒｌｄ-ｗｉｄｅ， ｐｒｅｓｃｒｉｐｔｉｖｅ ｄｅｓｉｇｎ ｍｅｔｈｏｄｓ ａｒｅ ａｄｏｐｔｅｄ．Ｆｏｒ ｅｘａｍｐｌｅ，ｉｎ Ｅｕｒｏｃｏｄｅ ４［１］ ， ｐｌａｓｔｉｃ ｄｅｓｉｇｎ ｐｒｉｎｃｉｐｌｅｓ ａｒｅ ａｄｏｐｔｅｄ ｉｎ ｄｅ-ｓｉｇｎｉｎｇ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ， ａｎｄ ｔｈｅｉｒ ｍｏｍｅｎｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｓ ｕｎｄｅｒｓａｇｇｉｎｇ ａｎｄ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔｓ ａｒｅ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒｅｓｓ ｂｌｏｃｋｓ．Ｔｈｅ ｔｏｔａｌ ｌｏａｄ ｃａｒｒｙｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ｏｆｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｍａｙ ｂｅ ｒｅａｄｉｌｙ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｆｒｏｍｇｌｏｂａｌ ｐｌａｓｔｉｃ ａｎａｌｙｓｅｓ ｐｒｏｖｉｄｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅｒｅ ｉｓ ｓｕｆｆｉｃｉｅｎｔ ｒｏｔａ-ｔｉｏｎａｌ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｕｎｄｅｒ ｈｏｇｇｉｎｇｍｏｍｅｎｔｓ．Ｔｈｅｓｅ ｍｅｔｈｏｄｓ ａｒｅ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｆｒｏｍ ｐｒｏｖｅｎ ｕｎｄｅｒ-ｓｔａｎｄｉｎｇｓ ａｎｄ ｋｎｏｗｌｅｄｇｅ ｏｎ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｃｏｍ-ｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ａｃｑｕｉｒｅｄ ｔｈｒｏｕｇｈ ｐｈｙｓｉｃａｌ ｔｅｓｔｉｎｇ， ｄｅｓｉｇｎ

烟台大学学报（自然科学与工程版） 第 ２２卷　

ｐｒａｃｔｉｃｅ ａｎｄ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｅｘｐｅｒｉｅｎｃｅｓ．Ｉｎ ｇｅｎｅｒａｌ， ｔｈｅｒｅ ｉｓ ａｌ-ｗａｙｓ ａ ｎｅｅｄ ｔｏ ｄｅｖｅｌｏｐ ｓｃｉｅｎｔｉｆｉｃ ｍｅａｎｓ ｔｏ ａｎａｌｙｚｅ， ｄｅｓｉｇｎａｎｄ ａｐｐｒａｉｓｅ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃ-ｔｕｒｅｓ， ａｎｄ ｄｅｔａｉｌｅｄ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｒｅｓｐｏｎｓｅｓ ａｒｅ ｅｓｓｅｎｔｉａｌ ｉｎｆｏｒｍａ-ｔｉｏｎ ｆｏｒ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ．

２　Objectives and Scope of WorkＴｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｐｒｅｓｅｎｔｓ ａ ｄｅｔａｉｌｅｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｔｈｅ

ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｄｏｕｂｌｅ ｓｐａｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｏｆ ｐｒａｃ-ｔｉｃａｌ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ．Ａｄｖａｎｃｅｄ ｔｗｏ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｓ ｗｉｔｈ ｍａｔｅｒｉａｌ， ｇｅｏｍｅｔｒｉｃａｌ ａｎｄ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｎｏｎ-ｌｉｎｅａｒｉｔｙａｒｅ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ．Ａｓ ｉｔ ｉｓ ｅｓｓｅｎｔｉａｌ ｔｏ ａｃｋｎｏｗｌｅｄｇｅ ｔｈａｔ ｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｎｏｔ ｒｉｇｉｄ， ｔｈｅｉｒ ｎｏｎ-ｌｉｎｅａｒ ｌｏａｄ-ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｈａｒ-ａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ａｒｅ ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｅｄ ｉｎｔｏ ｔｈｅ ａｄｖａｎｃｅｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｓ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ｕｓｅ ｏｆ ｓｐｒｉｎｇ ｅｌｅｍｅｎｔｓ．Ｉｔ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｎｏｔｅｄｔｈａｔ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌｓ ｈａｖｅ ｂｅｅｎ ｓｕｃｃｅｓｓｆｕｌｌｙ ｃａｌｉｂｒａｔｅｄ ａｇａｉｎｓｔ ｔｅｓｔ

ｄａｔａ［２，３］．Ａ ｐａｒａｍｅｔｒｉｃ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ａ ｔｏｔａｌ ｏｆ ９ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓｉｓ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ， ａｎｄ ｔｈｅ ｋｅｙ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｉｎｃｌｕｄｅ ｔｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｓ ｗｅｌｌ ａｓ ｔｈｅ ｄｅ-ｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｐｒｏｖｉｄｅｄ ａｔ ｂｏｔｈ ｔｈｅ ｓａｇｇｉｎｇ ａｎｄ ｔｈｅｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｒｅｇｉｏｎｓ．Ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｖａｒｉｏｕｓｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｉｓ ｃｏｍｐａｒｅｄ ａｎｄ ｄｉｓｃｕｓｓｅｄ ｗｈｉｌｅ ｃｕｒｒｅｎｔ ｄｅ-ｓｉｇｎ ｄｅｆｉｃｉｅｎｃｙ ｉｓ ｉｄｅｎｔｉｆｉｅｄ ｆｏｒ ｐｏｓｓｉｂｌｅ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ．

３　Finite Element ModellingＦｉｇｕｒｅ １ ｉｌｌｕｓｔｒａｔｅｓ ｔｈｅ ｇｅｎｅｒａｌ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ １２ ｍ

ｄｏｕｂｌｅ ｓｐａｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍ ｕｎｄｅｒ ｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎ， ａｎｄ ｄｅｔａｉｌｓｏｆ ｂｏｔｈ ｔｈｅ ｇｅｏｍｅｔｒｉｃａｌ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐ-ｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ａｒｅ ａｌｓｏ ｐｒｏ-ｖｉｄｅｄ．Ｉｔ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｎｏｔｅｄ ｔｈａｔ ａ ｓｏｌｉｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ｗｉｔｈ ｔｏｐｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｓ ｏｎｌｙ ｉｓ ａｄｏｐｔｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｐｒｅｓｅｎｔ ｓｔｕｄｙ．

Ｆｉｇ．１　Ｇｅｎｅｒａｌ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ ｏｆ ａ ｄｏｕｂｌｅ ｓｐａｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍ　　Ｔｈｅ ｍａｔｅｒｉａｌ ｍｏｄｅｌｓ ｏｆ ｓｔｅｅｌ ａｎｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ａｒｅ ｉｌｌｕｓｔｒａｔｅｄｉｎ Ｆｉｇｕｒｅ ２， ａｎｄ ｉｔ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｎｏｔｅｄ ｔｈａｔ：

A bi-linear stress-strain curve is adopted for the steelmaterial with a yield strength of py

Ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｍａｔｅｒｉａｌ ｉｓ ａｓｓｕｍｅｄ ｔｏ ｆｏｌｌｏｗ ｔｈｅ ｖｏｎＭｉｓｅｓ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉａ ｕｎｄｅｒ ｂｏｔｈ ｄｉｒｅｃｔ ａｎｄ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｓｓｅｓ．Ｔｈｉｓ ａｐｐｌｉｅｓ ｔｏ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｓ．Ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｅｌｏｎｇａｔｉｏｎ ｌｉｍｉｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｔｈｅｓｔｅｅｌ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｓ ａｒｅ ｓｐｅｃｉｆｉｅｄ ｔｏ ｂｅ １５ ａｎｄ １０％ ｒｅｓｐｅｃ-ｔｉｖｅｌｙ．

A non-linear stress-strain curve is adopted for concrete

　　Ｔｈｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ， pｃ， ｉｓ ｔａｋｅｎ ｔｏ ｂｅｅｑｕａｌ ｔｏ ｉｔｓ ｃｙｌｉｎｄｅｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗｈｉｌｅ ｉｔｓ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ， pｔ， ｉｓｔａｋｅｎ ａｓ ｏｎｌｙ １０ ％ ｏｆ ｉｔｓ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｖａｌｕｅ．Ｔｈｅ ｌｉｍｉｔｉｎｇｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒａｉｎ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ａｇａｉｎｓｔ ｃｒｕｓｈｉｎｇ ｉｓ ｔａｋｅｎ ｔｏ ｂｅ０．３５％ ｗｈｉｌｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｓ ａｓｓｕｍｅｄ ｔｏ ｆｏｌｌｏｗ ｔｈｅＤｒｕｃｋｅｒ-Ｐｒａｇｅｒ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉａ［４］．Ｉｔ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｎｏｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅｌｉｍｉｔｉｎｇ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒａｉｎ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｓ ｓｐｅｃｉｆｉｅｄ ｔｏ ｂｅ１０％［２，５，６］．Ａｌｔｈｏｕｇｈ ｓｕｃｈ ａ ｖａｌｕｅ ｉｓ ｕｎｒｅａｌｉｓｔｉｃａｌｌｙ ｈｉｇｈ， ｉｔｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ ｎｅｃｅｓｓａｒｙ ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｏｂｔａｉｎ ｓｏｌｕｔｉｏｎｓ ｗｈｅｎ ｔｈｅｂｅａｍ ｕｎｄｅｒｇｏｅｓ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ．Ｆｕｒｔｈｅｒｍｏｒｅ， ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏｓｉｍｕｌａｔｅ ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｒａｃｋｉｎｇ ｉｎ ｔｈｅ ｐｒｅｓｅｎｃｅ ｏｆ ｓｔｅｅｌ

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　第 ３期 钟国辉，等：具有可变形剪切连接件的连续复合梁的结构行为

ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｓ， ｓｍｅａｒｅｄ ｌａｙｅｒｓ① ｉｓ ａｌｓｏ ａｄｏｐｔｅｄ．

Ｆｉｇ．２　Ｍａｔｅｒｉａｌ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｓｔｅｅｌ ａｎｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ　　Ｅａｃｈ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒ ｉｓ ｍｏｄｅｌｌｅｄ ｗｉｔｈ ｏｎｅ ｈｏｒｉｚｏｎｔａｌｓｐｒｉｎｇ ａｎｄ ｏｎｅ ｖｅｒｔｉｃａｌ ｓｐｒｉｎｇ ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｓｉｍｕｌａｔｅ ｔｈｅ ｌｏｎｇｉｔｕ-ｄｉｎａｌ ｓｈｅａｒ ｆｏｒｃｅ ａｎｄ ｔｈｅ ｐｕｌｌ-ｏｕｔ ｆｏｒｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃ-ｔｏｒ．Ｔｈｅ ｉｎｉｔｉａｌ ｐａｒｔ ｏｆ ｔｈｅ ｌｏａｄ-ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｈｏｒｉｚｏｎ-ｔａｌ ａｎｄ ｔｈｅ ｖｅｒｔｉｃａｌ ｓｐｒｉｎｇｓ ａｒｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｆｒｏｍ ｔｈｅ ｎｏｒｍａｌｉｚｅｄｌｏａｄ-ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｕｒｖｅ ｐｒｏｐｏｓｅｄ ｂｙ Ｏｌｌｇａａｒｄ ｅｔ ａｌ［７］．Ａｓ ｏｎｅ ｏｆｔｈｅ ｋｅｙ ｏｂｊｅｃｔｉｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｕｄｙ ｉｓ ｔｏ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｏｎｔｏ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｄｏｕｂｌｅ ｓｐａｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ， ｔｈｒｅｅ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ｔｙｐｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ， ｎａｍｅｌｙ， Ｔｙｐｅｓ Ｄ， Ｒ ａｎｄ Ｎ， ｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ａｔ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ ａｒｅ ｉｎ-ｃｌｕｄｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｓｔｕｄｙ．Ｔｈｅ ｃｏｍｐｌｅｔｅ ｌｏａｄ-ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓ-ｔｉｃｓ ｏｆ ｔｈｅｓｅ ｔｈｒｅｅ ｔｙｐｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｉｌｌｕｓｔｒａｔｅｄ ｉｎＦｉｇｕｒｅ ３．Ｈｅｎｃｅ， ａ ｔｏｔａｌ ｏｆ ９ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ａｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄｏｆ ｗｈｉｃｈ ｅａｃｈ ｔｙｐｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｗｉｔｈ １ ｔｏ ３ ｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｐｅｒ ｒｏｗ ａｒｅ ａｄｏｐｔｅｄ， ａｎｄ ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅ ｄａｔａ ｉｎ-ｔｅｒｐｒｅｔａｔｉｏｎ ｏｎ ｔｈｅｉｒ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ｉｓ ｒｅｐｏｒｔｅｄ．

Ｆｉｇ．３　Ｌｏａｄ ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｖａｒｉｏｕｓ ｔｙｐｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ　　Ａｓ ｔｈｅ ｐｌａｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ａｒｅ ｒａｔｈｅｒｓｔｏｃｋｙ， ｎｏ ｌｏｃａｌ ｂｕｃｋｌｉｎｇ ｗｉｌｌ ｏｃｃｕｒ．Ｈｅｎｃｅ， ａ ｔｗｏ ｄｉｍｅｎ-ｓｉｏｎａｌ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｔｈｅ ｄｏｕｂｌｅ ｓｐａｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｉｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｕｓｉｎｇ ｔｈｅ ｇｅｎｅｒａｌ ｐｕｒｐｏｓｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｐａｃｋ-ａｇｅ ＡＢＡＱＵＳ， ａｓ ｓｈｏｗｎ ｉｎ Ｆｉｇｕｒｅ ４， ａｎｄ ｐｌａｎｅ ｓｔｒａｉｎ ｅｌｅ-ｍｅｎｔｓ Ｓ８ ａｒｅ ｅｍｐｌｏｙｅｄ ｔｏ ｍｏｄｅｌ ｂｏｔｈ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ．Ｗｈｉｌｅ ｂｏｔｈ ｍａｔｅｒｉａｌ ａｎｄ ｇｅｏｍｅｔｒｉｃａｌ ｎｏｎ-ｌｉｎｅ-ａｒｉｔｙ ｉｓ ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｅｄ ｉｎｔｏ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌｓ， ｎｏ ｒｅｓｉｄｕａｌ ｓｔｒｅｓｓ ｉｎ ｔｈｅｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ｉｓ ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ．

Ｉｔ ｉｓ ｗｏｒｔｈ ｎｏｔｉｎｇ ｔｈａｔ ｗｈｉｌｅ ｂｏｔｈ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ

ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ ａｒｅ ａｂｌｅ ｔｏ ｄｅｖｅｌｏｐ ｌａｒｇｅ ｓｔｒａｉｎｓ， ｔｈｅｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｓ ｎｏｔ ａｓ ｉｔｓ ｍａｘｉｍｕｍ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒａｉｎ ｉｓ ｍｅｒｅｌｙ ０．１％．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆｔｅｎ ｏｃｃｕｒｓ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍ ｉｓａｎａｌｙｚｅｄ ａｔ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ， ａｎｄ ｈｅｎｃｅ， ｎｏ ｓｏｌｕｔｉｏｎ ｉｓｆｏｕｎｄ．Ｏｎｅ ｓｉｍｐｌｅ ｗａｙ ｔｏ ｏｖｅｒｃｏｍｅ ｔｈｉｓ ｓｉｔｕａｔｉｏｎ ｉｓ ｔｏ ｄｅｃｌａｒｅｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒａｉｎ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｔｏ ｂｅ １０％ ａｌ-ｔｈｏｕｇｈ ｔｈｉｓ ｃｒｅａｔｅｓ ａｎｏｔｈｅｒ ｐｒｏｂｌｅｍ ｏｆ ｓｏｍｅ ｒｅｓｉｄｕａｌ ｔｅｎｓｉｌｅｓｔｒｅｓｓｅｓ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ．Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｒｅｃｔｉｆｙ ｔｈｅ ｐｒｏｂｌｅｍ， ａｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ｔｈｏｓｅ ｅｌｅｍｅｎｔｓ ｄｉｒｅｃｔｌｙ ｏｖｅｒ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔａｒｅ ｒｅｍｏｖｅｄ ｆｒｏｍ ｔｈｅ ｒｅｇｕｌａｒ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｅｓｈ， ａｎｄ ｔｈｕｓ，

７５１

① ＡＢＡＱＵＳ．Ｕｓｅｒ’ ｓ Ｍａｎｕａｌ， Ｖｅｒｓｉｏｎ ６．４， Ｈｉｂｂｉｔｔ， Ｋａｒｌｓｓｏｎ ａｎｄ Ｓｏｒｅｎｓｅｎ， Ｉｎｃ．２００４．

烟台大学学报（自然科学与工程版） 第 ２２卷　

ｔｈｅ ｒｅｖｉｓｅｄ ｍｏｄｅｌ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｓｉｍｕｌａｔｅｓ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｒａｃｋｉｎｇ ｉｎｔｈｅ ｒｅｇｉｏｎ ｏｆ ｈｉｇｈ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒａｉｎｓ．Ｆｕｒｔｈｅｒｍｏｒｅ， ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｗｉｄｔｈｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ａｔ ｔｈｅ ｓａｇｇｉｎｇ ａｎｄ ｔｈｅｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｒｅｇｉｏｎｓ， Bｅｓ ａｎｄ Bｅｈ， ａｒｅ ｔａｋｅｎ ｔｏ ｂｅ ３０００ａｎｄ ５００ ｍｍ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ｔｈｅ ｖａｌｕｅ ｏｆ Bｅｈ ｉｓ ａｓｓｉｇｎｅｄ ｔｏ ｂｅｏｎｌｙ ｏｎｅ ｓｉｘｔｈ ｏｆ ｔｈａｔ ｏｆ Bｅｓ ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｍｉｎｉｍｉｚｅ ｔｈｅ ｅｒｒｏｒ ｉｎ-

ｄｕｃｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｗｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ａｓｓｕｍｅｄｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ａｔ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ．Ｎｅｖｅｒｔｈｅｌｅｓｓ， ａ ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ ｓｔｕｄｙ ｓｈｏｗｓ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｅｒｒｏｒ ｉｎ ｔｈｅｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｙ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ ２ ％， ａｎｄｔｈｕｓ， ｔｈｅ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍ ｉｓｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ ｔｏ ｂｅ ｅｖａｌｕａｔｅｄ ｗｉｔｈ ａｃｃｅｐｔａｂｌｅ ａｃｃｕｒａｃｙ．

Ｆｉｇ．４　Ｕｎｄｅｆｏｒｍｅｄ ｓｈａｐｅ ｏｆ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｄ３

Ｆｉｇ．５　Ｄｅｆｏｒｍｅｄ ｓｈａｐｅｓ ｏｆ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｄ３ ａｔ ｖａｒｉｏｕｓ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｓｔａｇｅｓ　　Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ａｖｏｉｄ ｌｏｃａｌ ｉｎｔｒｕｓｉｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅ-ｍｅｎｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ｄｕｒｉｎｇ ｎｏｎ-ｌｉｎｅａｒ ａｎａｌｙｓｅｓ， ａｘｉａｌ ｓｐｒｉｎｇ ｅｌｅｍｅｎｔｓ ｗｉｔｈ ｅｘｔｒｅｍｅｌｙ ｈｉｇｈｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｂｕｔ ｚｅｒｏ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ａｒｅ ｐｒｏｖｉｄｅｄ ａ-ｌｏｎｇ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｆａｃｅｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌｓｅｃｔｉｏｎ．

４　Numerical ResultsＦｉｇｕｒｅ ５ ｐｒｅｓｅｎｔｓ ｔｙｐｉｃａｌ ｄｅｆｏｒｍｅｄ ｓｈａｐｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌｓ

ａｔ ｖａｒｉｏｕｓ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ．Ｉｔ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｎｏｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅｒｅ

ａｒｅ ｖａｒｉｏｕｓ ｃｈｅｃｋ ｐｏｉｎｔｓ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｅｎｔｉｒｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｈｉｓｔｏｒｙｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍ ｗｈｉｃｈ ａｒｅ ｄｅｆｉｎｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｆｏｌｌｏｗｉｎｇｓｔｒａｉｎ ｌｅｖｅｌｓ ｉｎ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ａｎｄ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ：　　瞯Ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ ｔｅｎｓｉｌｅ ｏｒ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒａｉｎ ｉｎ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃ-ｔｉｏｎ ａｎｄ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ， εｓｍａｘ， ｗｈｉｃｈ ｉｓ ｄｅｆｉｎｅｄ ａｓ ｆｏｌｌｏｗｓ：

εｓｍａｘ ＝cＯ ×pｓEｓ

×pｙ２７５ ． （１）

　　Ｗｈｅｒｅ cｏ ｉｓ ｔｈｅ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ｆｏｒ ｔｈｅ ｌｅｖｅｌ ｏｆ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｐｅｒｍｉｔｔｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｌｉｍｉｔ ｓｔａｔｅ ｕｎｄｅｒ ｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎ， ａｎｄ ｉｔｓ ｒｅｃ-ｏｍｍｅｎｄｅｄ ｖａｌｕｅ ｉｓ １．０ ｆｏｒ ｓｅｒｖｉｃｅａｂｉｌｉｔｙ ｌｉｍｉｔ ｓｔａｔｅ， ａｎｄ ６．０

８５１

　第 ３期 钟国辉，等：具有可变形剪切连接件的连续复合梁的结构行为

ｆｏｒ ｕｌｔｉｍａｔｅ ｌｉｍｉｔ ｓｔａｔｅ； pｙ ｉｓ ｔｈｅ ｙｉｅｌｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ；ａｎｄ Eｓ ｉｓ ｔｈｅ Ｙｏｕｎｇ’ｓ ｍｏｄｕｌｕｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ．Ａｓ ｓｈｏｗｎ ｉｎ Ｆｉｇｕｒｅ ５， ｍｏｍｅｎｔ ｒｅ-ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ａｌｗａｙｓ

ｔａｋｅｓ ｐｌａｃｅ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｖａｒｉｏｕｓ ｔｙｐｅｓ ａｎｄｎｕｍｂｅｒｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ， ａｎｄ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｂｅａｍｓ ｏｆｔｅｎｉｎｖｏｌｖｅｓ ａ ｔｗｏ-ｓｔａｇｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ａｓ ｆｏｌｌｏｗｓ：Stage １ Failure at internal support under combined hoggingbending and shear； andStage ２ Failure at mid-span under sagging moment．

Ｆｉｇｕｒｅ ６ ｐｒｅｓｅｎｔｓ ｔｈｅ ｌｏａｄ-ｄｅｆｌｅｃｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ａｌｌ ｔｈｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｈｉｌｅ ｔｈｅ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｒｅ ｓｕｍｍａｒｉｚｅｄｉｎ Ｔａｂｌｅ １．

Ｉｎ ｇｅｎｅｒａｌ， ｆｏｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓＴｙｐｅｓ Ｄ， Ｒ ａｎｄ Ｎ， ｔｈｅｒｅ ｉｓ ｎｏ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅ ｗｈｅｔｈｅｒ ３ ｏｒ ２ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｐｒｏｖｉｄｅｄ ｐｅｒ ｒｏｗ ａｓ ｆｕｌｌ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｉｓ ａｃｈｉｅｖｅｄ ｉｎ ｂｏｔｈ ｃａｓｅｓ， ａｎｄ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｏｎｌｙｒｅｑｕｉｒｅｄ ｔｏ ｓｌｉｐ ｂｙ ０畅６４ ａｎｄ ４畅１ ｍｍ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ， ｉ．ｅ．ｓｍａｌ-

ｌｅｒ ｔｈａｎ ５ ｍｍ， ａｎｄ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｙ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｒｅｓｉｓｔ-ａｎｃｅ ｔａｋｅｓ ｐｌａｃｅ．Ｈｅｎｃｅ， ｔｈｅ ｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍ-ｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｕｎｄｅｒ ｂｏｔｈ ｓａｇｇｉｎｇ ａｎｄ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔｓａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒｅｓｓ ｂｌｏｃｋｓ ａｒｅ ｒｅａｄｉｌｙ ｍｏｂｉｌｉｚｅｄ， ａｓｓｈｏｗｎ ｉｎ Ｔａｂｌｅ １．Ｃｕｒｖｅｓ ａｒｅ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ ｆａｉｒｌｙ ｄｕｃｔｉｌｅ， ａｌｌｏ-ｗｉｎｇ ｌａｒｇｅ ｓｔｒａｉｎｓ ｔｏ ｂｅ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｉｎ ｔｈｏｓｅ ｆｏｕｒ ｃｈｅｃｋ ｐｏｉｎｔｓｉｎ ｔｈｅ ｂｅａｍｓ．Ｏｗｉｎｇ ｔｏ ｌａｒｇｅ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｍａｔｅｒｉａｌｓ，ｔｈｅｒｅ ｉｓ ｎｏ ｓｕｄｄｅｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｉｎ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｒｅ-ｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ ｅｖｅｎ ｉｆ ｔｈｅｉｒ ｓｔｒａｉｎｓ ｅｘｃｅｅｄ ｔｈｅｉｒ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅ ｌｉｍｉｔ-ｉｎｇ ｖａｌｕｅｓ．Ｈｏｗｅｖｅｒ， ａｓ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｒｕｓｈｉｎｇ ｉｓ ａ ｂｒｉｔｔｌｅ ｆａｉｌｕｒｅ，ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎ ｉｓ ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ ｔｏ ｂｅ ｆａｉｌｅｄ ｗｈｅｎｔｈｅ ｓｔｒａｉｎ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｌａｂ ｒｅａｃｈｅｓ ｔｈｅ ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ｌｉｍｉｔ-ｉｎｇ ｖａｌｕｅ．Ｉｔ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｎｏｔｅｄ ｔｈａｔ ａｓ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｔｒａｉｎｓ ａｐ-ｐｒｏａｃｈ ｔｈｅｉｒ ｌｉｍｉｔｉｎｇ ｓｔｒａｉｎｓ， ｔｈｅｉｒ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ ｒｅ-ｄｕｃｅ ｓｔｅａｄｉｌｙ ａｎｄ ｔｈｅ ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ ｓａｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉ-ｔｉｅｓ ｄｉｍｉｎｉｓｈ ａｃｃｏｒｄｉｎｇｌｙ．

Ｆｉｇ．６　Ｌｏａｄ-ｄｅｆｌｅｃｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｙｐｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ

９５１

烟台大学学报（自然科学与工程版） 第 ２２卷　

Ｔａｂ．１　Ｌｏａｄ ｃａｒｒｙｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｖａｒｉｏｕｓ ｔｙｐｅｓ ａｎｄ ｌａｙｏｕｔ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ

Ｂｅａｍ Ｌａｙｏｕｔ ｏｆｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒ

Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ Ｂａｃｋ ａｎａｌｙｓｉｓWＦＥＭ ／

ｋＮMｓａｇ ／

ｋＮ· ｍMｈｏｇ ／

ｋＮ· ｍSｍａｘ ／ｍｍ

ＳＭＡ ＨＭＲPＢＡ ／

ｋＮMｓａｇ ／

ｋＮ· ｍ kｓMｈｏｇ ／

ｋＮ· ｍ kｈ

Ｄ３ �３ ｐｅｒ ｒｏｗ ７０６ 1．９ ７６７ ゥ．２ ６２３ ．９ ０ I．５８ ０ 浇．６４ ７１４ u．１ ７７１ 殚．５ １ ．５７ ６２０ 蜒．２ １ ．５８Ｄ２ �２ ｐｅｒ ｒｏｗ ６９７ 1．８ ７６１ ゥ．８ ６０５ ．１ ２ I．３０ ４ 浇．１０ ７１４ u．１ ７７１ 殚．５ １ ．０５ ６２０ 蜒．２ １ ．０５Ｄ１ �１ ｐｅｒ ｒｏｗ ６１４ 1．５ ６５４ ゥ．３ ５７２ ．１ ９ I．５０ １４ 栽．７０ ６１２ u．０ ６５９ 殚．８ ０ ．５２ ５３５ 蜒．３ ０ ．５３Ｒ３ �３ ｐｅｒ ｒｏｗ ７０６ 1．９ ７６７ ゥ．２ ６２３ ．９ ０ I．５８ ０ 浇．６４Ｒ２ �２ ｐｅｒ ｒｏｗ ６９７ 1．８ ７６１ ゥ．８ ６０５ ．１ ２ I．３０ ４ 浇．１０Ｒ１ �１ ｐｅｒ ｒｏｗ ５６０ 1．９ ５７２ ゥ．０ ５６６ ．４ ２１ v．０ ８ 浇．２０Ｎ３ �３ ｐｅｒ ｒｏｗ ７０６ 1．９ ７６７ ゥ．２ ６２３ ．９ ０ I．５８ ０ 浇．６４Ｎ２ �２ ｐｅｒ ｒｏｗ ６９７ 1．８ ７６１ ゥ．８ ６０５ ．１ ２ I．３０ ４ 浇．１０Ｎ１ �１ ｐｅｒ ｒｏｗ ４４９ 1．９ ４２３ ゥ．５ ５５５ ．１ ４１ v．５ ９ 浇．３０

　　Ｎｏｔｅｓ：ＳＭＲ ｄｅｎｏｔｅｓ ｔｈｅ ｓａｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｒｅｇｉｏｎ ｎｅａｒ ｍｉｄ-ｓｐａｎ，ＨＭＲ ｄｅｎｏｔｅｓ ｔｈｅ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｒｅｇｉｏｎ ｏｖｅｒ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔ．　　Ｔｈｅ ｓｉｔｕａｔｉｏｎ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ ｖｅｒｙ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｎ ｔｈｏｓｅ ｃｏｍ-ｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｏｎｌｙ １ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒ ｐｅｒ ｒｏｗ．Ａｓ ｔｈｅ ｄｅ-ｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｆｏｒ ｂｏｔｈ ｓａｇｇｉｎｇ ａｎｄ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏ-ｍｅｎｔｓ ａｒｅ ａｂｏｕｔ ０畅５， ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｒｅｑｕｉｒｅｄ ｔｏ ｓｌｉｐｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｌａｒｇｅｒ ｔｈａｎ ５ ｍｍ．Ｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｄ１， ｔｈｅ ｒｅｑｕｉｒｅｄｓｌｉｐｐａｇｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｅｎｄ ｓｕｐｐｏｒｔ （ ｆｏｒｓａｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ） ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔ （ ｆｏｒ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏ-ｍｅｎｔ） ａｒｅ ９畅５ ａｎｄ １４畅７ ｍｍ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ， ａｓ ｓｈｏｗｎ ｉｎ Ｔａｂｌｅ１．Ｔｈｅｓｅ ｖａｌｕｅｓ ａｒｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｔｏ ２１畅０ ａｎｄ ８畅２ ｍｍ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｒ１， ａｎｄ ｔｏ ４１畅５ ａｎｄ ９畅３ ｍｍ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ ｉｎＢｅａｍ ＤＳ-Ｎ１．Ｏｗｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｌｉｍｉｔｅｄ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｉｎ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒＴｙｐｅｓ Ｒ ａｎｄ Ｎ， ｔｈｅｒｅ ａｒｅ ｃｏｎｓｉｄｅｒａｂｌｅ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎｓ ｉｎ ｔｈｅ ｔｏｔａｌｌｏａｄ ｃａｒｒｙｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ｉｎ Ｂｅａｍｓ ＤＳ-Ｒ１ ａｎｄ ＤＳ-Ｎ１．Ｉｔ ｓｈｏｕｌｄｂｅ ｎｏｔｅｄ ｔｈａｔ ａｓ ｍａｎｙ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｎ１ ｎｅａｒｔｈｅ ｅｎｄ ｓｕｐｐｏｒｔ （ｆｏｒ ｍｏｂｉｌｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｓａｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｙ）ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔ （ ｆｏｒ ｍｏｂｉｌｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔｃａｐａｃｉｔｙ） ａｒｅ ｒｅｑｕｉｒｅｄ ｔｏ ｓｌｉｐ ｂｅｙｏｎｄ ７ｍｍ， ｔｈｅｙ ｂｅｃｏｍｅ ｉｎｅｆ-ｆｅｃｔｉｖｅ， ａｎｄ ｔｈｕｓ， ｔｈｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｂｅｈａｖｅ ｉｎ ａ ｗａｙ ｓｉｍｉｌａｒ ｔｏｓｔｅｅｌ ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｒａｔｈｅｒ ｔｈａｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｅｃｔｉｏｎｓ ａｔ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａ-ｔｉｏｎｓ， ｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｉｎｇ ａ ｓｈａｋｅ ｄｏｗｎ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ．

Ｆｉｇｕｒｅ ７ ｐｒｅｓｅｎｔｓ ｔｈｅ ｖａｒｉａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｂｏｔｈ ｔｈｅ ｓｌｉｐｐａｇｅ ａｎｄｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｆｏｒｃｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｂｅａｍ ｓｐａｎ ｆｏｒＢｅａｍｓ ＤＳ-Ｄ３， ＤＳ-Ｄ２ ａｎｄ ＤＳ-Ｄ１， ａｎｄ ｔｈｅ ｖａｒｉａｔｉｏｎｓ ａｔ ｖａｒｉ-ｏｕｓ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｓｔａｇｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｆｏｕｒ ｃｈｅｃｋ ｐｏｉｎｔｓ ａｒｅ ｐｌｏｔｔｅｄ ｉｎｔｈｅ ｓａｍｅ ｇｒａｐｈｓ ｆｏｒ ｄｉｒｅｃｔ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ．Ｉｔ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｎｏｔｅｄ ｔｈａｔ　　瞯Ｏｗｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｐｒｅｓｅｎｃｅ ｏｆ ３ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｐｅｒ ｒｏｗ ｉｎＢｅａｍ ＤＳ-Ｄ３， ｔｈｅ ｄｅｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｍｉｄ-ｓｐａｎ （ｆｏｒ ｓａｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ） ａｎｄ ｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔ （ ｆｏｒ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ） ａｒｅ ｂｏｔｈ １畅５７ （ ａｌ-ｔｈｏｕｇｈ ｔｈｅ ｖａｌｕｅｓ ａｒｅ ｕｓｕａｌｌｙ ｔａｋｅｎ ｎｏｔ ｔｏ ｂｅ ｌａｒｇｅｒ ｔｈａｎ １畅０）．Ａｓ ｔｈｅ ｆｏｒｃｅ ａｃｔｉｎｇ ｏｎｔｏ ｅａｃｈ ｏｆ ｔｈｅ ３ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｉｓ ｒｅｌａ-ｔｉｖｅｌｙ ｓｍａｌｌ， ｍａｎｙ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｗｏｒｋｉｎｇ ｗｉｔｈｉｎｔｈｅ ｉｎｉｔｉａｌ ａｓｃｅｎｄｉｎｇ ｐａｒｔ ｏｆ ｔｈｅ ｎｏｎ-ｌｉｎｅａｒ ｌｏａｄ ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｕｒｖｅ．Ｉｔ ｉｓ ｓｈｏｗｎ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｒｅｑｕｉｒｅｄ ｓｌｉｐｐａｇｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ

ｎｅａｒ ｔｈｅ ｅｎｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔｓ ａｒｅ ｍｅｒｅｌｙ ０．５８ ａｎｄ０畅６４ ｍｍ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．

瞯Ｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｄ２， ｔｈｅ ｄｅｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｍｉｄ-ｓｐａｎ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌｓｕｐｐｏｒｔｓ ａｒｅ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ １畅０５， ａｎｄ ｔｈｅ ｆｏｒｃｅ ａｃｔｉｎｇ ｏｎｔｏ ｅａｃｈｏｆ ｔｈｅ ２ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｉｓ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ５０％ ｗｈｅｎ ｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈ ｔｈｅ ｆｏｒｃｅ ｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｄ３．Ｈｅｎｃｅ， ｔｈｅ ｒｅｑｕｉｒｅｄ ｓｌｉｐｐａｇｅｓｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｅｎｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔｓａｒｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｔｏ ２畅３ ａｎｄ ４畅１ ｍｍ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ， ａｎｄ ｍａｎｙ ｏｆ ｔｈｅｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｗｏｒｋｉｎｇ ｂｅｙｏｎｄ ｔｈｅ ｉｎｉｔｉａｌ ａｓｃｅｎｄｉｎｇ ｐａｒｔｏｆ ｔｈｅ ｎｏｎ-ｌｉｎｅａｒ ｌｏａｄ ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｕｒｖｅ ａｔ ｔｈｅ ｆｕｌｌ ｖａｌｕｅｓ ｏｆ ｔｈｅｉｒｓｈｅａｒ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｓ．

瞯Ｈｏｗｅｖｅｒ， ａｓ ｏｎｌｙ １ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒ ｐｅｒ ｒｏｗ ｉｓ ｐｒｏｖｉｄｅｄｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｄ１， ｔｈｅ ｄｅｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍ-ｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｍｉｄ-ｓｐａｎ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐ-ｐｏｒｔｓ ａｒｅ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ ｍｅｒｅｌｙ ０畅５３．Ｔｈｅ ｆｏｒｃｅｓ ａｃｔｉｎｇ ｏｎｔｏ ｔｈｅｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｆａｉｒｌｙ ｌａｒｇｅ， ｃａｕｓｉｎｇ ｃｏｎｓｉｄｅｒａｂｌｙ ｌａｒｇｅｓｌｉｐｐａｇｅｓ， ｉ．ｅ．９畅５ ａｎｄ １４畅７ ｍｍ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｅｎｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒ-ｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔｓ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ａｌｍｏｓｔ ａｌｌ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅｗｏｒｋｉｎｇ ａｔ ｔｈｅｉｒ ｆｕｌｌ ｓｈｅａｒ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｓ．

Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ａｓｓｅｓｓ ｍｏｒｅ ｒｅａｌｉｓｔｉｃ ｓｉｔｕａｔｉｏｎｓ， ｔｈｅ ｎｕｍｅｒｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ Ｂｅａｍｓ ＤＳ-Ｄ１， ＤＳ-Ｒ１ ａｎｄ ＤＳ-Ｎ１ ａｒｅ ｐｌｏｔｔｅｄ ｏｎｔｏｔｈｅ ｓａｍｅ ｇｒａｐｈｓ ｆｏｒ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ａｓ ｓｈｏｗｎ ｉｎ Ｆｉｇｕｒｅ ７， ａｎｄ ｔｈｅｖａｒｉａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｂｏｔｈ ｔｈｅ ｓｌｉｐｐａｇｅ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｆｏｒｃｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｂｅａｍ ｓｐａｎ ｆｏｒ Ｂｅａｍｓ ＤＳ-Ｄ１ ｍａｙ ｂｅ ｒｅ-ｇａｒｄｅｄ ａｓ ｔｈｅ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ ｄａｔａ．Ｉｔ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｎｏｔｅｄ ｔｈａｔ：

瞯Ｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｒ１， ａｌｔｈｏｕｇｈ ｔｈｅ ｄｅｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｅｃ-ｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｍｉｄ-ｓｐａｎ ａｎｄ ｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔｓ ａｒｅ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ １畅０５， ａｎｄ ｔｈｅ ｆｏｒｃｅｓ ａｃｔｉｎｇｏｎｔｏ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｖｅｒｙ ｌａｒｇｅ ｗｈｅｎ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈｔｈｅ ｆｏｒｃｅ ｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｄ３．Ｈｅｎｃｅ， ｔｈｅ ｒｅｑｕｉｒｅｄ ｓｌｉｐｐａｇｅｓ ｏｆｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｅｎｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔｓ ａｒｅｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｔｏ ２１畅０ ａｎｄ ８畅２ ｍｍ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ， ａｎｄ ｍａｎｙ ｏｆ ｔｈｅｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｗｏｒｋｉｎｇ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｄｅｓｃｅｎｄｉｎｇ ｐａｒｔ ｏｆ ｔｈｅ

０６１

　第 ３期 钟国辉，等：具有可变形剪切连接件的连续复合梁的结构行为

ｎｏｎ-ｌｉｎｅａｒ ｌｏａｄ ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｕｒｖｅ ａｔ ｒｅｄｕｃｅｄ ｖａｌｕｅｓ ｏｆ ｔｈｅｉｒ ｓｈｅａｒ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｓ．

Ｆｉｇ．７　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓ ｏｆ ｓｌｉｐｐａｇｅ ａｎｄ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｓｈｅａｒ ｆｏｒｃｅ ａｌｏｎｇ Ｂｅａｍｓ ＤＳ-Ｄ３／Ｄ２／Ｄ１（ ｌｅｆｔ ｃｏｌｕｍｎ）ａｎｄ Ｂｅａｍｓ ＤＳ-Ｄ１／Ｒ１／Ｎ１（ｒｉｇｈｔ ｃｏｌｕｍｎ）

１６１

烟台大学学报（自然科学与工程版） 第 ２２卷　

　　Ｉｔ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｎｏｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｓｌｉｐｐａｇｅ ａｔ ｔｈｅ ｅｎｄ ｓｕｐｐｏｒｔ ｉｓｌａｒｇｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔ ｂｙ ａ ｆａｃｔｏｒ ｏｆ ２畅５，ａｎｄ ｔｈｉｓ ｃｏｎｔｒａｄｉｃｔｓ ｔｏ ｔｈｅ ｇｅｎｅｒａｌ ａｎｔｉｃｉｐａｔｉｏｎ．Ｏｗｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅｖｅｒｙ ｌａｒｇｅ ｓｌｉｐｐａｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ， ｓｏｍｅｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｒｅ ｗｏｒｋｉｎｇ ａｔ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｒｅｄｕｃｅｄｓｈｅａｒ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｓ， ａｎｄ ｈｅｎｃｅ， ｉｔ ｉｓ ｎｏｔ ｐｏｓｓｉｂｌｅ ｔｏ ａｓｓｅｓｓ ｔｈｅｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｃｏｒｒｅｃｔｌｙｗｉｔｈｏｕｔ ａｌｌｏｗｉｎｇ ｆｏｒ ｓｕｃｈ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ．

瞯Ｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｎ１， ｔｈｅ ｓｉｔｕａｔｉｏｎ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ ｖｅｒｙ ｓｉｍｉ-ｌａｒ ｔｏ ｔｈａｔ ｉｎ Ｂｅａｍ ＤＳ-Ｎ１ ｅｘｃｅｐｔ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｄｅｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｍｉｄ-ｓｐａｎａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔｓ ａｒｅ ｍｅｒｅｌｙ ０畅５３， ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｅｅｐ ｕｎ-ｌｏａｄｉｎｇ ｐａｒｔ ｏｆ ｔｈｅ ｌｏａｄ-ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｕｒｖｅ ｃａｕｓｅｓ ｖｅｒｙ ｌａｒｇｅ ｓｌｉｐ-ｐａｇｅｓ ｉｎ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ： ４１．５ ａｎｄ ９畅３ ｍｍ ｆｏｒ ｔｈｏｓｅｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｅｎｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｓｕｐｐｏｒｔｓ ｒｅ-ｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ａｓ ｓｈｏｗｎ ｉｎ Ｆｉｇｕｒｅ ８， ｔｈｅｒｅ ａｒｅ ｍａｎｙ ｓｈｅａｒ ｃｏｎ-ｎｅｃｔｏｒｓ ｂｅｃｏｍｅ ｉｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ａｔ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ， ａｎｄ ｈｅｎｃｅ，ｔｈｅｒｅ ａｒｅ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎｓ ｉｎ ｔｈｅ ｓａｇｇｉｎｇ ａｎｄ ｔｈｅ ｈｏｇｇｉｎｇｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ａｓ ｗｅｌｌ ａｓ ｉｎｔｈｅ ｔｏｔａｌ ｌｏａｄ ｃａｒｒｙｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ．

Ｈｅｎｃｅ， ｂｏｔｈ ｔｈｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓａｔ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｄｅｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ａｒｅｖｅｒｙ ｉｍｐｏｒｔａｎｔ ｔｏ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ ｃｏｍ-ｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ．

５　ConclusionsＴｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｐｒｅｓｅｎｔｓ ａｎ ｉｎ-ｄｅｐｔｈ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ

ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｉｎ ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ ｕｓｉｎｇ ａｄｖａｎｃｅｄ ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌｓ．Ｗｈｉｌｅ ｔｈｅ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ ｉｎ ｓｈｅａｒｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｈａｖｅ ｂｅｅｎ ｗｅｌｌ ｋｎｏｗｎ ｆｏｒ ｍａｎｙ ｙｅａｒｓ， ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒｐｒｅｓｅｎｔｓ ｑｕａｎｔｉｔａｔｉｖｅ ｉｎｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｎ ｔｈｅ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ ａｓ ｗｅｌｌａｓ ｔｈｅ ｃｏｎｓｅｑｕｅｎｃｅｓ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ ａｒｅ ｎｏｔ ｍｅｔ．Ｉｔ ｉｓｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｄ ｔｈａｔ：

ｉ）Ｆｏｒ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｆｕｌｌ ｓｈｅａｒ ｃｏｎ-ｎｅｃｔｉｏｎ ｉｎ ｂｏｔｈ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｉｎ ｔｈｅ ｓａｇｇｉｎｇ ａｎｄ ｔｈｅｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｒｅｇｉｏｎｓ， ｔｈｅ ｓｌｉｐｐａｇｅｓ ｒｅｑｕｉｒｅｄ ｔｏ ｆｕｌｌｙ ｍｏｂｉ-ｌｉｚｅ ｔｈｅ ｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ａｒｅｔｙｐｉｃａｌｌｙ ｓｍａｌｌｅｒ ｔｈａｎ ５ ｍｍ．Ｓｕｃｈ ｓｌｉｐｐａｇｅｓ ａｒｅ ｇｅｎｅｒａｌｌｙｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ ｔｏ ｂｅ ｒｅａｄｉｌｙ ａｃｈｉｅｖｅｄ ｉｎ ｍｏｓｔ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ．

ｉｉ）Ｈｏｗｅｖｅｒ， ｆｏｒ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｏｎｌｙｐａｒｔｉａｌ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｉｎ ｂｏｔｈ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｉｎｔｈｅ ｓａｇｇｉｎｇ ａｎｄ ｔｈｅ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｒｅｇｉｏｎｓ， ｔｈｅ ｓｌｉｐｐａｇｅｓ ｒｅ-ｑｕｉｒｅｄ ｔｏ ｆｕｌｌｙ ｍｏｂｉｌｉｚｅ ｔｈｅ ｍｏｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ａｒｅ ｏｆｔｅｎ ｌａｒｇｅ，ｂｅｉｎｇ ｔｙｐｉｃａｌｌｙ ｂｅｔｗｅｅｎ １０ ｔｏ ２０ ｍｍ．Ｉｆ ｔｈｅｎ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎ-ｎｅｃｔｏｒｓ ｄｏ ｎｏｔ ｐｏｓｓｅｓｓ ｓｕｆｆｉｃｉｅｎｔ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ａｔ ｓｕｃｈｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ， ｉｔ ｉｓ ｅｓｓｅｎｔｉａｌ ｔｏ ａｃｋｎｏｗｌｅｄｇｅ ｐｏｓｓｉｂｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ａｔ ｆａｉｌｕｒｅ， ａｎｄ ｔｈｅ ｍｏｍｅｎｔ

ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｒｅｄｕｃｅｄａｃｃｏｒｄｉｎｇｌｙ．

Ｉｎ ｐｒａｃｔｉｃｅ， ｔｈｅｒｅ ｉｓ ａ ｓｔｒｏｎｇ ｔｅｎｄｅｎｃｙ ｔｏ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔ ｃｏｍ-ｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｏｎｌｙ ｔｈｅ ｍｉｎｉｍｕｍ ｎｕｍｂｅｒｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃ-ｔｏｒｓ ｆｏｒ ｅｃｏｎｏｍｉｃａｌ ｂｅｎｅｆｉｔｓ， ａｎｄ ｍａｎｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ａｒｅｄｅｓｉｇｎｅｄ ｗｉｔｈ ｐａｒｔｉａｌ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ．Ｈｅｎｃｅ， ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｂｅａｍｓ ａｓ ｄｅｓｃｒｉｂｅｄ ｉｎ ｉｔｅｍ ｉ） ａｂｏｖｅ ａｒｅ ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ ｔｏ ｂｅ ｎｏｔｅｃｏｎｏｍｉｃａｌ ｗｈｉｌｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ａｓ ｄｅｓｃｒｉｂｅｄ ｉｎ ｉｔｅｍ ｉｉ） ａ-ｂｏｖｅ ａｓｓｕｍｅ ｔｈａｔ ｅｖｅｒｙ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒ ｐｏｓｓｅｓｓｅｓ ｓｕｆｆｉｃｉｅｎｔｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ａｔ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ．Ｗｈｉｌｅ ｍａｎｙ ｃｏｄｉｆｉｅｄ ｍｅｔｈｏｄａｌｌｏｗ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｐａｒｔｉａｌ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ， ｓｕｃｈ ａｎａｓｓｕｍｐｔｉｏｎ ｉｓ ｏｆｔｅｎ ｎｏｔ ｗａｒｒａｎｔｅｄ ｉｎ ｒｅａｌｉｔｙ．Ｉｎ ｇｅｎｅｒａｌ， ｉｔ ｉｓｃｏｎｃｅｉｖｅｄ ｔｈａｔ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎ-ｎｅｃｔｉｏｎ， ｉ．ｅ．ａ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒ ｆｕｌｌｙ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｉｎ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅ， ｉｓ ｉｎｅｖｉｔａｂｌｅ ｏｗｉｎｇ ｔｏ ｌｏｃａｌ ｃｒｕｓｈｉｎｇ ａｎｄ ｃｒａｃｋｉｎｇ ｏｆｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｄｅｒ ｈｉｇｈ ｌｏｃａｌｉｚｅｄ ｆｏｒｃｅｓ．Ｏｂｖｉｏｕｓｌｙ， ｔｈｅ ｃｈａｌｌｅｎ-ｇｅｓ ａｒｅ ｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌ ｔｏ ａｌｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ：

Challenge AＴｏ ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔ ａ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ａ ｓｈｅａｒ

ｃｏｎｎｅｃｔｏｒ ｆｕｌｌｙ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｉｎ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗｈｉｃｈ ｐｏｓｓｅｓ-ｓｅｓ ｓｕｆｆｉｃｉｅｎｔ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ａｔ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ， ｉ．ｅ．ｉｎ ｔｈｅ ｏｒｄｅｒｏｆ ２０ ｔｏ ４０ ｍｍ．

Challenge BＴｏ ｄｅｓｉｇｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｈａｖｉｎｇ

ｎｏｎ-ｕｎｉｆｏｒｍ ｓｈｅａｒ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｓ ｍｏｂｉｌｉｚｅｄ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｂｅａｍ ｓｐａｎａｔ ｆａｉｌｕｒｅ．

Challenge CＴｏ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅ ｌｏｃａｌｌｙ ａ ｓｅｒｉｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓ ｉｎ ｏｒｄｅｒ

ｔｏ ｐｒｅｖｅｎｔ ｏｒ ｒｅｄｕｃｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｒｕｓｈｉｎｇ ａｎｄ ｃｒａｃｋｉｎｇ．Ｈｅｎｃｅ， ｉｔ ｉｓ ｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｄ ｔｈａｔ ｄｏｕｂｌｅ ｓｐａｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｏａｄ ｓｌｉｐｐａｇｅ ｃｈａｒａｃ-ｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ａｎｄ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｄｅｇｒｅｅｓ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｂｅｈａｖｅ ｄｉｆ-ｆｅｒｅｎｔｌｙ．Ａｓ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｆｏｒｃｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｉｎ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ ｃｏｍ-ｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｄｅｐｅｎｄｓ ｎｏｔ ｏｎｌｙ ｏｎ ｔｈｅ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｒｉｇｉｄｉｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｂｕｔ ａｌｓｏ ｏｎ ｔｈｅ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｃｏｎ-ｎｅｃｔｏｒｓ ａｔ ｂｏｔｈ ｓｍａｌｌ ａｎｄ ｌａｒｇｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ， ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄｓｏｆ ｔｈｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｌｌ ｂｅ ａｆｆｅｃｔｅｄ ａｃｃｏｒｄｉｎｇｌｙ．Ｔｈｅ ｐｒｏｐｏｓｅｄ ｍｏｄ-ｅｌｓ ａｒｅ ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ ｔｏ ｂｅ ｈｉｇｈｌｙ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ａｓ ａ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｔｏｏｌ ｆｏｒｄｅｔａｉｌｅｄ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｉｎｔｏ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓ-ｉｔｅ ｂｅａｍｓ ａｓ ｗｅｌｌ ａｓ ａ ｓｐｅｃｉａｌｉｓｔ ｔｏｏｌ ｆｏｒ ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｉｎ ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ．Ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ｕｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌｓ ｗｉｌｌｂｅ ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔａｌ ｔｏ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｏｆ ｍｏｒｅ ｒｅｆｉｎｅｄ ｄｅ-ｓｉｇｎ ｒｕｌｅｓ ｆｏｒ ｉｍｐｒｏｖｅｄ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ａｃｃｕｒａｃｙ．References：

［１］Ｂｒｉｔｉｓｈ Ｓｔａｎｄａｒｄｓ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｉｏｎ， ＢＳ ＥＮ １９９４-１-１．Ｅｕｒｏｃｏｄｅ４： Ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｅｅｌ ａｎｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ．Ｐａｒｔ １．１

２６１

　第 ３期 钟国辉，等：具有可变形剪切连接件的连续复合梁的结构行为

［Ｓ］／／Ｇｅｎｅｒａｌ ｒｕｌｅｓ ａｎｄ ｒｕｌｅｓ ｆｏｒ ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ．Ｅｕｒｏｐｅａｎ Ｃｏｍ-ｍｉｔｔｅｅ ｆｏｒ Ｓｔａｎｄａｒｄｉｚａｔｉｏｎ．２００２．［２］Ｗａｎｇ Ａ Ｊ， Ｃｈｕｎｇ Ｋ Ｆ．Ｉｎｔｅｇｒａｔｅｄ ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｆｌｅｘｉｂｌｅ ｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｕｎｄｅｒ ｓａｇｇｉｎｇａｎｄ ｈｏｇｇｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔｓ ［ Ｊ］．Ｓｔｅｅｌ ａｎｄ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２００６，６ （６）： ４５９－４７８．［３］Ｗａｎｇ Ａ Ｊ．Ａｄｖａｎｃｅｄ Ｎｏｎｌｉｎｅａｒ Ｆｉｎｉｔｅ Ｅｌｅｍｅｎｔ Ｉｎｖｅｓｔｉｇａ-ｔｉｏｎ ｉｎｔｏ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｂｅａｍｓ［Ｄ］．ＨｏｎｇＫｏｎｇ：Ｔｈｅ Ｈｏｎｇ Ｋｏｎｇ Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２００７．［４］Ｂａｓｋａｒ Ｋ， Ｓｈａｎｍｕｇａｍ Ｎ Ｅ，Ｔｈｅｖｅｎｄｒａｎ Ｖ ．Ｆｉｎｉｔｅ-ｅｌｅ-ｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｓｔｅｅｌ—ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｌａｔｅ ｇｉｒｄｅｒ［ Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ，２００２，１２８ （９）： １１５８ －１１６８．

［５］Ｐｉ Ｙ Ｌ， Ｂｒａｄｆｏｒｄ Ｍ Ａ， Ｕｙ Ｂ．Ｓｅｃｏｎｄ ｏｒｄｅｒ ｎｏｎｌｉｎｅａｒ ｉｎ-ｅｌａｓｔｉｃ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｅｅｌｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍｅｍｂｅｒｓ．Ｉ： Ｔｈｅｏ-ｒｙ［ Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ２００６，１３２ （５）：７５１－７６１．［６］Ｑｕｅｉｒｏｚ Ｆ Ｄ， Ｖｅｌｌａｓｃｏ Ｐ Ｃ Ｇ Ｓ， Ｎｅｔｈｅｒｃｏｔ Ｄ Ａ．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌｌｉｎｇ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｆｕｌｌ ａｎｄ ｐａｒｔｉａｌｓｈｅａｒ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ［ Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎａｌ Ｓｔｅｅｌ Ｒｅ-ｓｅａｒｃｈ，２００７，６３： ５０５－５２１．［７］Ｏｌｌｇａａｒｄ Ｊ Ｇ， Ｓｌｕｔｔｅｒ Ｒ Ｇ ， Ｆｉｓｈｅｒ Ｊ Ｗ．Ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆｓｔｕｄ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ ｉｎ ｌｉｇｈｔ ｗｅｉｇｈｔ ａｎｄ ｎｏｒｍａｌ ｗｅｉｇｈｔ ｃｏｎｃｒｅｔｅ［Ｊ］．Ａｍｅｒｉｃａｎ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｓｔｅｅｌ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＪｏｕｒｎａｌ， １９７１，８（２）： ５５－６２．

　　作者简介： 钟国辉（１９３０ ），男，香港人，香港理工大学教授，博士，香港理工大学结构工程高等技术研究中心副主任，国际期刊枟Ａｄｖａｎｃｅｓ ｉｎ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ枠编委，香港钢结构建筑协会副主席，研究方向：钢及组合结构．

具有可变形剪切连接件的连续复合梁的结构行为

钟国辉，Ｃｈａｎ Ｃｈｕｎｇ Ｋｅｉ（香港理工大学 土木与结构工程学院，香港 中国）

摘要： 对原型双跨复合梁的结构行为给出了详细的有限元研究．由于基本上认为剪切连接件是非刚性的，在高等有限元模型中采用弹簧单元可以将它们的非线性荷载－滑移性质考虑在内．对各种原型双跨复合梁进行了参数研究，并提出了主要的研究结果．主要的结构参数包括剪切连接件在正弯矩和负弯矩区域内的变形韧性和变形程度．总共比较和讨论了 ９ 个具有不同类型和剪切件数目的复合梁的结构行为，对目前的设计缺陷进行了鉴定．由于提出的有限元模型对详细调查复合梁的结构行为非常有效，有效地利用所提出的模型将对更具有改善结构精度和效率的细化设计准则的发展有帮助．

关键词： 有限元模型；复合梁；剪切连接；非线性分析中图分类号：ＴＵ３９８　　　　文献标识码： Ａ

（责任编辑　周雪莹）

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