袁西貴

(成都職業(yè)技術(shù)學(xué)院 城建學(xué)院,四川 成都 610218)

0 引言

隨著建筑行業(yè)中工廠化、工業(yè)化裝配式技術(shù)的推廣,疊合板組合梁受到了工程界的青睞,一方面是因其能充分利用鋼材和混凝土兩種材料的力學(xué)特性,且具有抗震性能好、剛度大、穩(wěn)定性好、施工方便等優(yōu)點(diǎn),另一方面它同時(shí)具有裝配式建筑的優(yōu)勢,比如現(xiàn)場濕作業(yè)少,對環(huán)境的影響小,施工速度快,造價(jià)低,將其用于橋梁結(jié)構(gòu)中,還可不中斷交通。在歐美地區(qū)和日本等國,因其技術(shù)較為成熟,組合梁得到了廣泛應(yīng)用[1-2]。在我國也備受工程界的關(guān)注,常用于人行天橋、碼頭面板、吊車梁等一些承受重復(fù)荷載作用的結(jié)構(gòu)構(gòu)件中[3-7]。但國內(nèi)對于組合梁的疲勞性能研究尚不充分,針對組合梁的疲勞設(shè)計(jì)規(guī)范往往只能直接參照國外標(biāo)準(zhǔn)和規(guī)范編制,然而我國的鋼材、施工技術(shù)、施工工藝及工法等系列規(guī)范又不同于國外,“拿來主義”勢必會(huì)造成一定的設(shè)計(jì)與施工不一致,直接導(dǎo)致材料浪費(fèi)及不安全隱患。

近年來,國內(nèi)外對組合梁疲勞性能的研究不斷增多,但多集中于有限元數(shù)值模擬以及組合梁的剪力連接件的疲勞性能試驗(yàn)研究[8-10],對疊合板組合梁的整梁疲勞試驗(yàn)的研究幾乎是個(gè)空白。主要原因在于疊合板組合梁整梁試驗(yàn)中試件加工工序復(fù)雜,試驗(yàn)強(qiáng)度大、費(fèi)用高、周期長,試驗(yàn)設(shè)備及試驗(yàn)過程極不穩(wěn)定,試驗(yàn)結(jié)果離散性大。少有研究人員愿意付出較多精力對其進(jìn)行試驗(yàn)研究。為進(jìn)一步推廣和應(yīng)用這種半裝配式組合梁,充分發(fā)揮它們在山區(qū)、丘陵以及大型運(yùn)輸和吊裝設(shè)備不便到達(dá)的地區(qū)橋梁建設(shè)及西部大開發(fā)相關(guān)工程中的作用,迫切需要對鋼-混凝土疊合板組合梁進(jìn)行更加深入的試驗(yàn)研究與理論分析。按照鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)(GB50017-2017)中有關(guān)純鋼梁的疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)分類,本文對4根等幅疲勞試驗(yàn)后發(fā)生Z2類疲勞構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞破壞的疊合板組合梁進(jìn)行了殘余靜力承載力試驗(yàn),以期深入研究疊合板組合梁的特征,全面掌握該類型構(gòu)件的受力規(guī)律,科學(xué)合理地運(yùn)用于設(shè)計(jì)與施工。

1 試件設(shè)計(jì)

1.1 材料性能

試驗(yàn)中包括3根完全剪力連接疊合板組合梁(FSCB-2-FSCB-4)及1根不完全剪力連接疊合板組合梁FSCB-5。為了試驗(yàn)對比分析,還設(shè)計(jì)了1根未經(jīng)疲勞荷載的梁FSCB-0用于靜力試驗(yàn),及1根現(xiàn)澆板組合梁FSCB-1用于對比分析。所用栓釘型號為16Mn鋼經(jīng)冷拔、鍛造而成的Φ16 mm×65 mm圓柱頭栓釘,其極限抗拉強(qiáng)度取為fsu=450 MPa;鋼筋采用HPB300;組合梁混凝土翼緣板材性試驗(yàn)結(jié)果見表1。

表1 混凝材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Test results of mechanical properties of concrete

鋼梁為上下翼緣不對稱的焊接Q235H型鋼梁;根據(jù)國標(biāo)GB/T 2975-2018相關(guān)規(guī)定,對鋼梁進(jìn)行了材性試驗(yàn)[11],其翼緣屈服強(qiáng)度、腹板屈服強(qiáng)度及極限強(qiáng)度分別為:ff=286 MPa,fw=350 MPa,fu=450 Mpa。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图敖M件設(shè)計(jì)

完全剪力連接疊合板組合梁(FSCB-0、FSCB-1-FSCB-4)試件及其栓釘布置如圖1。每個(gè)剪彎區(qū)段栓釘數(shù)為21個(gè)。

圖1 梁FSCB-0、FSCB-1-FSCB-4栓釘布置Fig.1 Arrangements of studs in FSCB-0、FSCB-1 to FSCB-4 beams

不完全剪力連接疊合板組合梁FSCB-5試件及其栓釘布置如圖2。每個(gè)剪彎區(qū)段栓釘數(shù)為18個(gè)。

圖2 梁FSCB-5栓釘布置圖Fig.2 Arrangements of studs in FSCB-5 beam

所有疊合板組合梁中栓釘均沿鋼梁上翼緣均勻?qū)ΨQ單列布置。為防止組合梁發(fā)生掀起等次生破壞,純彎區(qū)段也對稱布置了4個(gè)栓釘。

疊合板組合梁試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆?gòu)造、截面尺寸及配筋詳見圖3、圖4。其中:現(xiàn)澆板厚45 mm,雙向配筋均取Φ6@75,梁翼緣總寬900 mm;預(yù)制板和現(xiàn)澆板混凝土強(qiáng)度均取C40,預(yù)制板截面參數(shù)詳見圖5。預(yù)制板在鋼梁上支承長為20 mm,板底留10 mm縫寬,槽口上部凈寬50 mm;預(yù)制板端設(shè)“胡子筋”,板內(nèi)設(shè)結(jié)合筋穿過交界面,結(jié)合筋構(gòu)造詳見圖5(b)、(c)。

圖3 組合梁試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆?gòu)造示意圖Fig.3 The schematic diagram of the test modelof the composite beam

圖4 疊合板組合梁配筋詳圖Fig.4 Detailed drawing of reinforcement of the composite beam with laminated slabs

圖5 預(yù)制板截面及配筋詳圖Fig.5 Detailed drawing of section and reinforcement of the prefabricated slabs

1.3 組合梁抗力計(jì)算鋼板

彈性模量Es=2.06 GPa,鋼板與混凝土彈性模量Ec之比αE見表2。組合梁等效彈性鋼截面如圖6所示,其中:b2=90.0 mm、b3=5.8 mm、b4=200.0 mm、h1=80.0 mm、h2=10.0 mm、h3=220.0 mm、h4=9.9 mm。組合梁b1計(jì)算結(jié)果見表2[12]。

表2 試驗(yàn)梁的混凝土翼板換算寬度b1取值Tab.2 The converted width of concrete flange slabs of test beams

圖6 組合梁等效彈性鋼截面Fig.6 Equivalent elastic steel section

基于平截面假定并按不考慮滑移效應(yīng)和考慮滑移效應(yīng)兩種情況計(jì)算得到的組合梁抗力如表3所示。

表3 試驗(yàn)梁抗力計(jì)算結(jié)果Tab.3 Calculation results of resistance of test beams

2 試驗(yàn)裝置和加載方案

采用跨中兩點(diǎn)對稱加載。試驗(yàn)加載方案見圖7。

圖7 組合梁加載方案Fig.7 The loading scheme of the composite beam

本次殘余靜力試驗(yàn)數(shù)據(jù)由計(jì)算機(jī)自動(dòng)采集,數(shù)據(jù)采集設(shè)備包括:力傳感器,大量程位移計(jì)(量程為200 mm,用于測量跨中位移);應(yīng)變儀及數(shù)據(jù)采集設(shè)備和軟件。

3 疊合板組合梁的試驗(yàn)分析

3.1 主要試驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)及疲勞壽命

主要試驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)及疲勞壽命見表4。

表4 主要試驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)及疲勞壽命Tab.4 Main design parameters and fatigue life

3.2 主要試驗(yàn)現(xiàn)象及原因分析

本次疊合板組合梁疲勞破壞發(fā)生后,隨即對每一根試驗(yàn)梁進(jìn)行了殘余靜力承載力試驗(yàn)。各組合梁在殘余靜力試驗(yàn)中表現(xiàn)出來的破壞特征與組合梁靜力試驗(yàn)中表現(xiàn)出來的破壞特征極其類似。開始加載階段,組合梁的跨中位移隨荷載的增加線性增大,直至屈服荷載,在疲勞裂縫所在的截面高度處的鋼梁首先屈服,隨著荷載的進(jìn)一步增加,鋼梁截面相繼屈服,組合梁的殘余靜力-位移曲線進(jìn)入“爬坡”強(qiáng)化平臺(tái),疲勞裂縫開始緩慢發(fā)展,混凝土翼緣版中中性軸不斷上移,混凝土翼緣板底面拉應(yīng)力逐漸增加,壓區(qū)應(yīng)力也相應(yīng)增大,最終混凝土逐漸壓酥,組合梁表現(xiàn)出了很好的延性。但即使在經(jīng)歷了殘余試驗(yàn)后,混凝土翼緣板底面僅在純彎區(qū)段預(yù)制板交接面槽口處出現(xiàn)了裂縫(即跨中)。但縫寬仍不足0.4 mm,殘余試驗(yàn)后混凝土板中裂縫如圖8所示。

圖8 組合梁FSCB-2靜力破壞后混凝土板裂縫示意圖Fig.8 Crack diagram of the composite beam FSCB-2 in static test after fatigue failure

從試驗(yàn)結(jié)果來看,組合梁開裂時(shí)間很晚,或者說組合梁對延緩混凝土開裂非常有利,單從疊合面拉裂的結(jié)果看,在一定程度上說明了混凝土疊合板受拉性能仍然弱于現(xiàn)澆混凝土板,但這種區(qū)別并不明顯。組合梁在正常使用狀態(tài)下幾乎沒有開裂的可能。這主要是因?yàn)檎Ｊ褂脿顟B(tài)下,組合梁承受的荷載較小,無論是鋼梁底面的拉應(yīng)力還是混凝土翼緣板上表面的壓應(yīng)力都較小,疊合板混凝土用于組合梁時(shí),其彈性中和軸一般在混凝土翼緣板與鋼梁交界面附近,混凝土板通常處于受壓區(qū),即使部分混凝土翼緣板處于受拉區(qū),其拉應(yīng)力也相當(dāng)小,因而疊合面很難拉裂開來。

對比文獻(xiàn)[7]中現(xiàn)澆板組合梁FSCB-1的疲勞試驗(yàn),無論是從整個(gè)試驗(yàn)現(xiàn)象還是最終的試驗(yàn)結(jié)果來看,兩者并沒有明顯差距。也就是說,翼緣板是否疊合板對組合梁疲勞性能影響不大。同時(shí)梁FSCB-1與梁FSCB-2的屈服荷載(無論是否考慮滑移)和極限荷載計(jì)算值非常接近(見表3),并且兩者均一直承受著不變且相等的荷載幅作用,但后者一直保持了較大的荷載水平,其疲勞壽命和殘余承載力試驗(yàn)結(jié)果并不低于前者(見表4)?？梢?在相同的荷載幅值作用時(shí),荷載水平的高低對組合梁的疲勞壽命幾乎沒有影響,疲勞壽命更多地受荷載幅值的影響。

3.3 殘余承載力分析

組合梁FSCB-2、FSCB-3、FSCB-4、FSCB-5疲勞破壞后殘余靜力-跨中位移曲線分別如圖9-圖12所示。

圖9 梁FSCB-2殘余靜力-跨中位移曲線Fig.9 Diagram of residual force and displacement in the middle of span of FSCB-2

圖10 梁FSCB-3殘余力-跨中位移曲線Fig.10 Diagram of residual force and displacement in the middle of span of FSCB-3

圖11 梁FSCB-4殘余力-跨中位移曲線Fig.11 Diagram of residual force and displacement in the middle of span of FSCB-4

圖12 梁FSCB-5殘余力-跨中位移曲線Fig.12 Diagram of residual force and displacement in the middle of span of FSCB-5

本次疲勞試驗(yàn)中出現(xiàn)了兩種不同的疲勞破壞形態(tài),其中組合梁FSCB-2、FSCB-3疲勞破壞首先發(fā)生在其鋼梁受拉翼緣切割邊,組合梁FSCB-4、FSCB-5疲勞破壞首先發(fā)生在其鋼梁腹板和受拉翼緣焊接連接處熱影響區(qū)。針對兩種不同的疲勞破壞形態(tài),它們在殘余靜力承載力試驗(yàn)中在延性以及殘余承載力方面表現(xiàn)出了不相同的力學(xué)性質(zhì)。

對于疲勞破壞首先發(fā)生在受拉翼緣切割邊時(shí)的組合梁(組合梁FSCB-2、FSCB-3)的殘余靜力-跨中位移曲線與疊合板組合梁FSCB-0(見文獻(xiàn)[7])在靜力試驗(yàn)中得到的力-跨中位移曲線十分相似(主要差別在于屈服荷載略小,約低5%～12.5%)。在其達(dá)到極限承載力之前需要經(jīng)歷很長的時(shí)間,疲勞破壞發(fā)生后的組合梁表現(xiàn)出了良好的延性,承載力降低也更少,這主要因?yàn)檫@類疲勞破壞形態(tài)的發(fā)生對截面的削弱較小。對比組合梁FSCB-2、FSCB-3可見:梁FSCB-2疲勞壽命越長(357萬次),鋼梁受拉邊最大疲勞應(yīng)力幅越低,組合梁內(nèi)部裂縫發(fā)展越充分,因而殘余屈服荷載以及殘余極限承載力越低,組合梁FSCB-3的殘余靜力承載力試驗(yàn)表明其殘余屈服荷載以及殘余極限承載力幾乎沒有任何影響。

對于疲勞破壞首先發(fā)生在組合梁腹板和受拉翼緣焊接連接處熱影響區(qū)時(shí)(組合梁FSCB-4、FSCB-5),組合梁到達(dá)殘余屈服荷載后不久隨即到達(dá)其極限承載力,屈服荷載后曲線爬升較短,延性略差,后期承載力降低較快,主要原因在于這類疲勞破壞形態(tài)發(fā)生后組合梁的截面削弱較明顯,疲勞破壞也更突然,相比之下脆性更明顯。對比組合梁FSCB-4、FSCB-5可見:梁FSCB-5疲勞壽命越長(164萬次),鋼梁受拉邊最大疲勞應(yīng)力幅越低,組合梁內(nèi)部裂縫發(fā)展越充分,因而殘余屈服荷載以及殘余極限承載力越低,組合梁FSCB-4的殘余靜力承載力試驗(yàn)表明其殘余屈服荷載以及殘余極限承載力降低較少。

3.4 數(shù)據(jù)分析

表5為發(fā)生Z2類疲勞破壞組合梁靜力抗力計(jì)算值及殘余靜力承載力實(shí)測值匯總表。

表5 組合梁抗力計(jì)算值及殘余靜力承載力實(shí)測值匯總表Tab.5 Summary table of calculated values of resistance and measured value of residual bearing capacity of composite beams

可以看出,完全剪力連接程度疊合板組合梁FSCB-2、FSCB-3、FSCB-4的殘余屈服荷載分別相當(dāng)于承受反復(fù)荷載之前的組合梁靜力屈服荷載計(jì)算值(不計(jì)滑移)的85%、95%、95%。不完全剪力連接程度疊合板組合梁FSCB-5的殘余屈服承載力相當(dāng)于承受反復(fù)荷載之前的組合梁靜力極限承載力計(jì)算值的85%(這里偏安全地按照不計(jì)交界面相對滑移計(jì)算,下同)。

完全剪力連接程度疊合板組合梁FSCB-2、FSCB-3、FSCB-4的殘余極限承載力分別相當(dāng)于承受反復(fù)荷載之前的組合梁靜力極限承載力計(jì)算值的86%、100%、82%。不完全剪力連接程度疊合板組合梁FSCB-5的殘余極限承載力分別相當(dāng)于承受反復(fù)荷載之前的組合梁靜力極限承載力計(jì)算值的75%。

可見,疲勞破壞后,基于Z2類構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞破壞的疊合板組合梁其殘余靜力屈服荷載及殘余靜力極限承載力仍然很高。主要是因?yàn)槠谄茐陌l(fā)生后,鋼梁截面的削弱不多。因此,組合梁的殘余抗彎剛度以及截面抗彎模量變化不大,所以組合梁的殘余靜力極限承載力較高。

此外,FSCB-5的殘余靜力屈服荷載及殘余靜力極限承載力比值相對較低,主要是因?yàn)榱篎SCB-5剪力連接程度較低,疲勞破壞發(fā)生后鋼梁和混凝土翼緣板交界面存在著明顯的相對滑移,殘余靜力屈服荷載及殘余靜力極限承載力較大,組合梁的組合作用減弱所致。

4 結(jié)論

基于Z2類構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞破壞的疊合板組合梁靜力屈服荷載及殘余靜力極限承載力主要取決于疲勞壽命及栓釘?shù)慕缦藜袅B接程度兩大因素,基于統(tǒng)計(jì)學(xué)的精確的計(jì)算公式尚需進(jìn)一步的整梁試驗(yàn)。

基于Z2類構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞破壞的疊合板組合梁當(dāng)其疲勞破壞發(fā)生時(shí),在鋼梁和混凝土翼緣板交界面不存在明顯的相對滑移的情況下,其組合作用依然較強(qiáng),殘余靜力屈服荷載及殘余靜力極限承載力依然很高,其值主要取決于組合梁疲勞壽命,組合梁的疲勞壽命越長,鋼梁的應(yīng)力幅值越小,疲勞破壞前,組合梁內(nèi)部裂縫開展越充分,殘余的靜力屈服荷載及殘余靜力極限承載力降低越多。

基于Z2類構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞破壞的疊合板組合梁當(dāng)其疲勞破壞發(fā)生時(shí),在鋼梁和混凝土翼緣板交界面存在明顯的相對滑移的情況下,組合梁的組合作用將隨剪力連接程度的減少而降低,殘余靜力屈服荷載及殘余靜力極限承載力都將有較為明顯的降低,但依然保持了較高水平(75%)。其取決于組合梁疲勞壽命及剪力連接程度的影響。剪力連接程度越低,殘余的靜力屈服荷載及殘余靜力極限承載力降低越多。

基于Z2類構(gòu)造細(xì)節(jié)疲勞破壞的疊合板組合梁的試驗(yàn)結(jié)果基本不受混凝土翼緣板是否疊合板或現(xiàn)澆板的影響。組合梁仍具有很高的殘余靜力承載力和很好的延性。實(shí)際工程中的組合梁若發(fā)生這種破壞形態(tài),單從承載力方面看只需對其進(jìn)行一些簡單的加固即可繼續(xù)投入使用。但此時(shí)組合梁的殘余變形往往較大。如需繼續(xù)使用,尚需在加固前對組合梁進(jìn)行相應(yīng)起拱。