莫時(shí)旭， 蔣越， 鄭艷， 韓濤

(1. 桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院， 廣西 桂林 541004；2. 桂林理工大學(xué) 廣西建筑新能源與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 廣西 桂林 541004)

交通與橋梁的發(fā)展是我國(guó)經(jīng)濟(jì)與科技發(fā)展的基礎(chǔ)，是我國(guó)綜合實(shí)力的體現(xiàn)因素之一[1].近幾十年來(lái)，隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)的高速增長(zhǎng)，鋼鐵工業(yè)飛速發(fā)展，鋼年產(chǎn)量近十億噸，為鋼結(jié)構(gòu)和鋼混組合結(jié)構(gòu)橋梁的發(fā)展打下了堅(jiān)實(shí)的物質(zhì)基礎(chǔ).2015年5月，交通部發(fā)布了《對(duì)我國(guó)橋梁技術(shù)發(fā)展戰(zhàn)略的思考》的研究報(bào)告；2016年8月，交通部發(fā)布了《關(guān)于推進(jìn)公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁建設(shè)的指導(dǎo)意見(jiàn)》，這類(lèi)政策和報(bào)告的發(fā)布為鋼結(jié)構(gòu)與組合結(jié)構(gòu)的發(fā)展創(chuàng)造了新的發(fā)展機(jī)遇，有利于促進(jìn)我國(guó)公路橋梁向資源節(jié)約、環(huán)境友好型發(fā)展[2-3].鋼箱混凝土組合梁因性能優(yōu)良，在我國(guó)橋梁工程中得到廣泛應(yīng)用，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也對(duì)其開(kāi)展了大量的研究[4-11].美國(guó)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范在考慮界面滑移影響的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)出和剪力連接程度有關(guān)的計(jì)算梁有效剛度的簡(jiǎn)化公式[12].童根樹(shù)等[13]提出組合系數(shù)法，避免了鋼箱梁和混凝土板繞自身形心軸的抗彎剛度進(jìn)行折減的問(wèn)題.胡夏閩等[14]考慮了鋼箱混凝土組合梁界面的相對(duì)滑移，提出鋼混凝土組合梁撓度計(jì)算的附加曲率法.GBJ 17-88《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]運(yùn)用換算截面法計(jì)算組合梁截面的抗彎剛度，該方法步驟簡(jiǎn)單，但沒(méi)有考慮兩種材料的滑移效應(yīng).現(xiàn)行規(guī)范GB 50017-2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[16]采用聶建國(guó)提出的折減剛度法.由于混凝土和鋼梁的交接面的滑移導(dǎo)致附加曲率的產(chǎn)生，從而使截面的彈性抗彎承載力減小，聶建國(guó)則推導(dǎo)了滑移移效應(yīng)引起的附加撓度計(jì)算公式.本文設(shè)計(jì)了3組不同抗剪連接度的試驗(yàn)梁，將理論與試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)合，對(duì)部分充填式窄幅鋼箱-混凝土連續(xù)組合梁進(jìn)行剛度分析.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)3根充填式窄幅鋼箱-混凝土連續(xù)組合梁試件，編號(hào)分別為PFSCB1，PFSCB2，PFSCB3.試驗(yàn)梁的長(zhǎng)度為6.40 m,高度為0.42 m.鋼箱采用Q235鋼板，頂板與底板厚度均為10 mm，腹板厚度為4 mm.試驗(yàn)梁立面和負(fù)彎矩區(qū)橫截面圖,如圖1所示.

(a) 立面 (b) 負(fù)彎矩區(qū)橫截面圖1 試驗(yàn)梁立面和負(fù)彎矩區(qū)橫截面圖(單位：mm)Fig.1 Elevation and section diagram of negative moment zone of test beam (unit: mm)

采用直徑為13 mm的4.8級(jí)普通栓連接混凝土面板與鋼箱，抗剪連接度通過(guò)栓釘間距設(shè)定.栓釘分區(qū)示意圖，如圖2所示.栓釘布置參數(shù)，如表1所示.表1中：n為栓釘數(shù)量；s為栓釘間距.

圖2 栓釘分區(qū)示意圖Fig.2 Schematic diagram of stud division

表1 栓釘布置參數(shù)
Tab.1 Arrangement parameters of studs

試件編號(hào)抗剪連接度M1區(qū)(左右兩側(cè))n/個(gè)s/mmM2區(qū)(中間區(qū)域)n/個(gè)s/mmPFSCB11.00221503490PFSCB20.751621526120PFSCB30.501230018176

1.2 材料力學(xué)性能

按照標(biāo)準(zhǔn)金屬材料拉伸試驗(yàn)方法，測(cè)試鋼材中鋼板和鋼筋的力學(xué)性能.栓釘?shù)目辜舫休d力采用ECCS標(biāo)準(zhǔn)推出試驗(yàn)，通過(guò)計(jì)算得到單根栓釘抗剪承載力為72 kN.

鋼材的力學(xué)性能，如表2所示.表2中：φ，d分別為鋼筋直徑和鋼板厚度；fy為屈服強(qiáng)度；ft為抗拉強(qiáng)度；E為彈性模量.

28 d時(shí)和試驗(yàn)時(shí),實(shí)測(cè)的混凝土力學(xué)性能，如表3所示.表3中：fcu,W，fcu,B分別表示混凝土翼板立方體抗壓強(qiáng)度和混凝土箱內(nèi)立方體抗壓強(qiáng)度.

表3 混凝土力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of concrete

表2 鋼材的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of steel

圖3 加載裝置Fig.3 Loading device

1.3 試驗(yàn)裝置及加載方案

采用靜力加載的方式，加載裝置，如圖3所示.將千斤頂放置在兩跨連續(xù)實(shí)驗(yàn)梁跨中的位置，在試件梁的跨中、中支座截面處相應(yīng)的位置布置電阻應(yīng)變片，兩端支座及加載點(diǎn)處放置壓力傳感器.

試驗(yàn)梁硂面板及鋼箱應(yīng)變片布置，如圖4所示.在組合梁的支座，L/4，L/2，3L/4(L為試驗(yàn)梁的總長(zhǎng)度)截面混凝土翼板與鋼箱界面處安置數(shù)顯式千分表，用于測(cè)量翼板、支座的位移和鋼箱相對(duì)滑移.在試驗(yàn)過(guò)程中，使用裂縫放大器測(cè)量裂縫寬度，并觀察裂縫發(fā)展情況.

(a) 砼面板應(yīng)變片 (b) 鋼箱應(yīng)變片圖4 硂面板與鋼箱應(yīng)變片布置圖(單位：mm)Fig.4 Layout of concrete panel and steel box strain gauge (unit: mm)

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

各梁的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象大致相同，現(xiàn)以試驗(yàn)梁PFSCB3為例，介紹梁的實(shí)驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象.當(dāng)加載到120 kN左右時(shí)，混凝土翼板中支座處出現(xiàn)了第一條可見(jiàn)裂縫，隨著荷載增加，裂縫寬度增加，同時(shí)生成其他裂縫;當(dāng)加載到240 kN左右時(shí)，中支座處的混凝土翼板出現(xiàn)第一條貫通裂縫;當(dāng)加載到360 kN左右時(shí)，聽(tīng)到“砰”的聲響，表明鋼箱與混凝土翼板交界面處自然粘結(jié)破壞;當(dāng)加載到400～600 kN時(shí)，出現(xiàn)“咔”的聲響，混凝土下翼緣出現(xiàn)較大裂縫；當(dāng)加載超過(guò)600 kN時(shí)，梁的鋼箱腹板發(fā)生屈曲；當(dāng)加載達(dá)到800 kN時(shí)，到達(dá)極限承載階段，此時(shí)，混凝土翼板出現(xiàn)大量貫通裂縫.

2.2 破壞模式

每根梁的破壞模式各有差異.試驗(yàn)梁PFSCB1的破壞形態(tài)，如圖5(a)所示.由圖5(a)可知：因?yàn)榱嚎缰薪孛鎱^(qū)鋼箱底板的焊接裂縫拉裂而造成突然破壞，此時(shí)，梁的鋼箱腹板未完全屈曲且梁的混凝土翼板未完全壓碎；剝開(kāi)鋼箱，核心混凝土下部有多條裂縫，但都未完全貫通.試驗(yàn)梁PFSCB2的破壞形態(tài)，如圖5(b)所示.由圖5(b)可知：跨中截面混凝土翼板底面出現(xiàn)較多貫通裂縫，說(shuō)明在梁跨中截面的中心軸已經(jīng)向上移至混凝土翼板;試驗(yàn)梁鋼箱跨中正彎矩區(qū)至反彎點(diǎn)附近產(chǎn)生近似斜向45°外鼓屈曲波，由于正彎矩區(qū)段為空鋼箱梁，屈曲波發(fā)展范圍較大，但受到鋼箱頂?shù)装寮s束作用較強(qiáng)，頂?shù)装鍥](méi)有出現(xiàn)屈曲;剝開(kāi)鋼箱，發(fā)現(xiàn)核心混凝土沿剪切面斷裂，是典型的剪切破壞.試驗(yàn)梁PFSCB3的破壞形態(tài),如圖5(c),(d)所示.由圖5(c),(d)可知：混凝土翼板頂面的裂縫開(kāi)展較少，梁的跨中截面鋼箱腹板出現(xiàn)一條45°斜向屈曲內(nèi)凹，從負(fù)彎矩區(qū)填充混凝土段上箱室延伸至正彎矩區(qū)未填充混凝土下箱室；負(fù)彎矩區(qū)段填充混凝土后抑制了腹板的內(nèi)屈，下箱室腹板屈曲不明顯；剝開(kāi)鋼箱，發(fā)現(xiàn)核心混凝土棱柱體依舊保持著整體性，說(shuō)明鋼箱的約束充分發(fā)揮了作用;內(nèi)部填充的核心混凝土產(chǎn)生剪切斜裂縫，組合梁承載能力沒(méi)有明顯下降，表現(xiàn)出良好的延性.

(a) PFSCB1 (b) PFSCB2

(c) PFSCB3表面圖 (d) PFSCB3內(nèi)部圖圖5 試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of test beam

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 荷載-撓度曲線

圖6 試驗(yàn)梁的跨中荷載-撓度曲線Fig.6 Load-deflection curve of test beam

撓度值可直接反映組合梁在各階段的受力性能.試驗(yàn)梁的跨中荷載(P)-撓度(f)曲線,如圖6所示.由圖6可知：在開(kāi)始加載時(shí)，試驗(yàn)梁處于彈性工作階段，充分發(fā)揮了組合梁的組合效應(yīng)，3組試驗(yàn)梁的撓度隨荷載的變化趨勢(shì)比較相近，曲線都呈線性變化，撓度緩慢增加，說(shuō)明試驗(yàn)梁在彈性工作階段的抗剪連接度對(duì)撓度值的影響較??；當(dāng)加載至彈塑性工作階段時(shí)，曲線的曲率開(kāi)始逐漸增大，組合梁撓度隨荷載增加變化明顯，該階段抗剪連接度較大的試驗(yàn)梁PFSCB1的撓度值增長(zhǎng)最為緩慢；當(dāng)繼續(xù)加載至塑性階段時(shí)，荷載-撓度曲線慢慢變平，此時(shí)，鋼箱梁的變形速度明顯快于荷載的增加速率；在所受荷載相同的情況下，抗剪連接度最大的試驗(yàn)梁PFSCB1的撓度值最小.

3.2 鋼箱底板的荷載-應(yīng)變曲線

鋼箱底板中支座的荷載-應(yīng)變(ε)曲線，如圖7(a)所示.由圖7(a)可知：在加載初期，3組試驗(yàn)梁鋼箱梁底板的荷載-應(yīng)變曲線較為接近，基本呈線性變化；當(dāng)進(jìn)入塑性階段，試驗(yàn)梁充分發(fā)揮材料的強(qiáng)度；試驗(yàn)梁PFSCB1應(yīng)變急劇增加，說(shuō)明中支座負(fù)彎矩區(qū)底板受拉而出現(xiàn)局部屈曲，組合梁的整體剛度變小、變形增大；試驗(yàn)梁PFSCB2，PFSCB3應(yīng)變?cè)龃笠草^為明顯，但是應(yīng)變曲線與PFSCB1相比較為緩和；在塑性破壞階段，隨著荷載增加，應(yīng)變?cè)黾拥乃俣茸兛?，直至鋼箱破壞，?yīng)變值不再隨荷載增加.

鋼箱底板跨中的荷載-應(yīng)變曲線，如圖7(b)所示.由圖7(b)可知：在受力開(kāi)始時(shí)，曲線呈線性變化，混凝土翼板與鋼箱梁組合效應(yīng)良好；隨著荷載的增加，由于連續(xù)組合梁跨中位置為空鋼箱，沒(méi)有核心混凝土與鋼箱梁一起承擔(dān)荷載，所以組合梁跨中截面變形較大；當(dāng)荷載加至0.8 Pa時(shí)，鋼箱梁底板荷載應(yīng)變曲線出現(xiàn)了小小的突變，局部屈曲速率加快，使應(yīng)變急劇的增加；在塑性破壞階段，荷載-應(yīng)變曲線較為緩和是因?yàn)樾纬闪怂苄糟q，使連續(xù)組合梁發(fā)生彎矩重分布.

(a) 中支座 (b) 跨中圖7 鋼箱底板中支座和跨中的荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Load-strain curve of steel box middle support and midspan of steel box bottom slab

3.3 截面高度-應(yīng)變分布

沿梁高方向，在連續(xù)組合梁中支座截面和跨中截面粘貼1豎排5片間距為50 mm的應(yīng)變片，用于測(cè)量鋼箱腹板在荷載作用下的應(yīng)變.試驗(yàn)梁PFSCB1中支座截面和跨中截面的應(yīng)變分布,如圖8所示.圖8中：h為鋼箱截面高度.由圖8(a)可知：在荷載達(dá)到80%的極限荷載以前，試驗(yàn)梁處于彈性階段，應(yīng)變值沿梁高呈線性關(guān)系，滿足平截面假定；隨著荷載的增加，鋼箱梁出現(xiàn)局部屈曲，導(dǎo)致試驗(yàn)梁的剛度不斷減小，鋼箱應(yīng)變值增大明顯;當(dāng)試驗(yàn)梁處于彈塑性工作階段時(shí)，鋼箱梁跨中位置局部屈曲加劇，中支座附近塑性鉸慢慢形成，使中性軸略有上升.由此可知,試驗(yàn)梁的組合效應(yīng)增加了梁體的延性和剛度.

由圖8(b)可知：試驗(yàn)梁跨中部位為正彎矩區(qū)，在翼板受壓而鋼梁受拉時(shí)，鋼梁內(nèi)無(wú)核心混凝土共同承擔(dān)受力，因此，試驗(yàn)梁翼板在整個(gè)受力過(guò)程中承擔(dān)較大的承載力.在彈性工作階段，跨中部位腹板應(yīng)變隨梁高呈線性變化，基本符合平截面假定.在彈塑性工作階段，鋼梁腹板應(yīng)變出現(xiàn)突變，試驗(yàn)梁跨中截面鋼箱受到較大的壓應(yīng)力而發(fā)生局部屈曲，屈曲呈現(xiàn)正弦波狀起伏的屈曲形態(tài)，而翼板還具有較好的抗壓承載能力，中和軸開(kāi)始慢慢上移.與中支座區(qū)相比，跨中區(qū)鋼梁產(chǎn)生的局部屈曲行為更為明顯，中性軸更靠近鋼箱頂板.

(a) 中支座截面 (b) 跨中截面圖8 試驗(yàn)梁PFSCB1中支座截面和跨中截面的應(yīng)變分布Fig.8 Strain distribution of middle support section and mid-span section of PFSCB1 test beam

4 剛度分析

連續(xù)組合梁中支座區(qū)鋼箱下翼緣充填部分混凝土.假設(shè)鋼箱和混凝土均為理想彈性體，符合平截面假定.采用換算截面法計(jì)算鋼箱的截面特性，即把混凝土截面換算成等效的鋼截面.

1) 中和軸位于核心混凝土處(x?hc).

(1)

組合截面中和軸至鋼箱底板的距離x為

(2)

組合截面的慣性矩Is為

(3)

2) 中和軸位于非核心混凝土處(x>hc).

組合截面面積為

(4)

組合截面中和軸至鋼箱底板的距離為

(5)

組合截面的慣性矩為

(6)

考慮邊界條件對(duì)剛度的影響,王立憲等[17]提出折減剛度系數(shù)ζ,其表達(dá)式為

(7)

式(7)中：u為計(jì)算長(zhǎng)度因子，此處取值為0.5；其他參數(shù)及推導(dǎo)見(jiàn)文獻(xiàn)[17].

為了簡(jiǎn)化式子，引入常數(shù)v，w，則有

(8)

將鋼箱-混凝土組合梁和空鋼箱梁跨中的撓度計(jì)算值與實(shí)測(cè)值進(jìn)行比較，如表4所示.表4中：f為鋼箱-混凝土組合梁撓度的實(shí)測(cè)值；f′為鋼箱-混凝土梁撓度的計(jì)算值；f″為空鋼箱梁撓度的計(jì)算值.

表4 撓度計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比Tab.4 Comparison of calculated and measured deflection values

圖9 箱內(nèi)充填混凝土量與跨中撓度計(jì)算值的關(guān)系Fig.9 Relationship between amount of concrete filled in box and calculation mid-span deflection

由表4可知：組合梁的抗剪連接度越大，其撓度值越小；鋼箱-混凝土組合梁的計(jì)算值大于實(shí)測(cè)值，且計(jì)算精度在合理范圍內(nèi)；在所受荷載相同的情況下，與空鋼箱梁相比，鋼箱-混凝土組合梁的撓度值減小20%左右，說(shuō)明鋼箱內(nèi)部分充填混凝土對(duì)撓度有很大的影響，鋼箱-混凝土組合梁比空鋼箱梁有更高的承載能力和更好的延性.

在組合梁抗剪連接度為1.00的情況下，計(jì)算由空鋼箱(混凝土充填量ηR=0%)到全充填(ηR=100%)時(shí)組合梁的撓度.箱內(nèi)充填混凝土量與跨中撓度計(jì)算值的關(guān)系，如圖9所示.由圖9可知：從空鋼箱至ηR為10%時(shí),撓度下降最快;當(dāng)ηR為10%～60%時(shí)，撓度下降稍微緩慢；當(dāng)ηR為60%時(shí)，發(fā)生突變直至全填充，撓度基本保持不變.由此可知，隨著組合梁箱內(nèi)混凝土充填量的增加，箱內(nèi)受壓區(qū)逐漸提高，當(dāng)ηR達(dá)到60%后，箱內(nèi)受壓區(qū)保持不變，使部分充填混凝土受拉.

5 結(jié)論

對(duì)3根部分充填式窄幅鋼箱混凝土連續(xù)組合梁進(jìn)行反向加載試驗(yàn)，分析組合梁的變形情況，并對(duì)剛度計(jì)算方法進(jìn)行研究，得到以下3點(diǎn)結(jié)論.

1) 鋼箱混凝土組合梁的撓度與抗剪連接度有關(guān).在彈性階段，組合梁的抗剪連接度越大，撓度越小，當(dāng)抗剪連接度達(dá)到0.75后，撓度變化較小.

2) 在組合梁鋼箱內(nèi)充填混凝土限制了鋼梁在受力時(shí)發(fā)生內(nèi)屈，不僅提高了鋼箱混凝土連續(xù)組合的承載能力，還增加了梁體的剛度和延性.計(jì)算結(jié)果表明，組合梁鋼箱內(nèi)充填混凝土比空鋼箱的撓度值減小了20%左右.

3) 當(dāng)組合梁抗剪連接度為1.00，鋼箱內(nèi)混凝土充填量從0%增加至60%時(shí)，撓度值隨著充填量的增大而減小；當(dāng)充填量達(dá)到60%以后，撓度值基本不變.因此，鋼箱內(nèi)混凝土充填量為60%時(shí)，組合梁的剛度提高最明顯.