組合鋼板梁負彎矩區疲勞損傷效應試驗研究

田 浩, 鄭祥隆,2*, 陳巍峰, 陳 濤, 謝志丹

(1.浙江省道橋檢測與養護技術研究重點實驗室, 杭州 311305； 2.浙江大學建筑設計研究院有限公司, 杭州 310028；3.浙江交工集團股份有限公司, 杭州 310051)

隨著工業化建橋技術的發展,以組合鋼板梁橋為代表的組合結構橋梁逐漸成為25～50 m中小跨徑范圍內具有很大競爭力的橋型[1-2]。工業化建造要求盡可能簡化施工工序、降低建造成本。在連續組合鋼板梁負彎矩設計中,雖然主流采用不允許開裂設計方法[3-4],但對于某些使用要求不高的橋梁,允許開裂設計可能具有更好的經濟性,且不施加預應力會給工業化建造帶來更大的便利。但目前對于允許開裂設計可能帶來的負彎矩區疲勞損傷以及耐久性問題還缺乏足夠的認識。因此,開展負彎矩作用下組合梁疲勞性能研究對發展組合梁耐久性設計理論具有重要意義。

與組合梁正彎矩區疲勞破壞主要由鋼梁引起不同,負彎矩區的疲勞損傷主要作用于混凝土板。Ryu等[5]對一個兩跨連續雙主梁組合構件進行了疲勞試驗,研究表明預制梁板可以較好地約束負彎矩區裂縫寬度。Lin等[6]對等效于負彎矩區初始開裂和穩定開裂的兩種疲勞荷載的作用效應進行了研究,發現初始開裂疲勞荷載對組合梁剛度和裂縫發展模式僅產生微弱影響,而穩定開裂疲勞荷載作用下組合梁剛度退化顯著。宗周紅等[7]開展了簡支組合梁和連續預應力組合梁的疲勞試驗對比研究,發現組合梁負彎矩區的界面滑移遠大于正彎矩區的界面滑移,且隨著疲勞循環次數增加,相對滑移量增大。葉梅新等[8]通過開展現澆高配筋組合梁和后澆預應力組合梁疲勞試驗研究,發現疲勞試驗過程中預應力組合梁剛度退化程度小于高配筋組合梁。馮秀云[9]對正常栓釘設計和多栓釘設計組合梁進行了疲勞試驗研究,發現多栓釘設計僅影響彎剪段裂縫的稀疏程度,而對裂縫寬度影響較小。上述有關疲勞荷載、設計參數的研究為了解組合梁負彎矩區疲勞性能影響因素提供了一些基本認識,但在疲勞損傷方面的討論尚不充分。

基于此,對允許開裂組合鋼板梁負彎矩區疲勞損傷效應進行研究。首先根據某常規跨徑組合梁橋梁結構形式設計2根不同配筋率的組合梁試件,通過倒置試件的三點彎曲加載模擬連續組合梁負彎矩區的受力狀態。在靜力加載獲取組合梁開裂特性后,分別開展疲勞試驗及承載力極限破壞試驗,對試件的裂縫發展、撓度、應變等指標進行了觀測,分析了組合梁負彎矩區的疲勞損傷機理及其演化規律,相關成果可為組合梁負彎矩區疲勞耐久性設計及疲勞試驗研究提供科學依據和參考。

1 試驗概況

1.1 試驗模型

圖1 試件截面構造圖Fig.1 Sectional structure of test specimens

試件混凝土采用C50,鋼梁采用Q345D,栓釘采用ML15冷鑄鋼,鋼筋為HPB300。經材料性能測試,混凝土彈性模量41.6 GPa,抗壓強度為56.2 MPa。鋼材性能滿足相關規范[11-13],材料參數如表1所示。

圖2 栓釘平面布置Fig.2 Layout of studs

表1 鋼材性能參數Table 1 Performance parameters of steels

1.2 測點布置

撓度測量采用神視LM10激光位移計,分辨率20 μm,采樣頻率100 Hz。位移計分別在1/2跨和一側1/4跨板底布置2處。

應變數據采用HBM/MX1615動態應變測試儀采集,采樣頻率100 Hz。試件應變測點布置如圖3所示。其中,鋼筋應變測點(前綴R)分別布置在居中的板頂6根縱筋和板底2根縱筋上；單根鋼筋在跨中50 cm范圍內對稱布置3處應變片,所有鋼筋共計24個應變測點。混凝土表面應變測點(前綴C)對稱布置在跨中50 cm范圍內；板頂表面間隔200 mm布置3道,板底間隔400 mm布置2道,每道3個應變片,共計15個測點。鋼梁應變測點(前綴S)布置在跨中附近截面,沿腹板高度方向均勻布置5片。栓釘應變測點(前綴J)交錯布置在1/2跨、1/4跨、支點截面的8個栓釘上；每個栓釘沿試件縱向對稱布置2片,共計16個測點；圖3(d)為栓釘彎曲應變(ε)計算示意圖。

ε1、ε2為栓釘縱向兩側應變圖3 應變測點布置及栓釘彎曲應變計算示意圖Fig.3 Layouts of strain monitoring points and schematic of studs’ bending strain

1.3 加載裝置及工況

如圖4所示,加載裝置采用MTS/311.31S疲勞試驗機,最大加載噸位100 t。試驗梁倒置于墩臺支座上,扣除兩端支座外側的長度,試件有效加載長度1.8 m。試驗前首先對試驗構件進行預加載,以消除加載系統各部位的間隙和各種不穩定因素的影響。

圖4 加載裝置及構件Fig.4 The loading device and a specimen

兩個試件采用相同的加載工況,如表2所示。試驗第1階段為初始開裂靜力加載階段,按10 kN一級的梯度逐級加載至混凝土板開裂,記錄下開裂荷載(Pcr),然后加載至100 kN后再卸載至0。試驗前,首先按照線換算截面法[14]計算得到試件理論開裂荷載為75.6 kN。

第2～9階段為疲勞加載階段。模型試驗的疲勞荷載由原橋在公路疲勞車輛荷載下計算得到的混凝土名義應力換算而來,上、下限值分別為100 kN和40 kN,其上限值已超過理論開裂荷載值。疲勞加載波形采用正弦波,頻率5 Hz。當循環次數每達到一個階段值就做一次零至100 kN的靜力加載,直至疲勞循環次數達到200×104次為止。根據疲勞試驗的結果,若未發生疲勞破壞,則完成疲勞加載后,對各試件靜力加載至構件破壞。

第10階段為極限破壞靜力加載階段。靜力破壞從0開始按照荷載梯度10 kN一級進行加載,每加載一級穩定5 min后進行裂縫觀測,并記錄各測點的應變情況。當達到組合梁極限狀態(混凝土板斷裂或鋼梁失穩)時停止繼續加載,記錄下極限荷載為Pu。最后再逐級卸載至0,以得到完整的加載全過程曲線。

2 初始開裂及疲勞試驗結果分析

2.1 裂縫分布及發展

初始開裂及疲勞加載階段組合梁裂縫形成及發展如圖5所示。兩根試驗梁的初始裂縫(1#裂縫)產生于跨中附近截面,且均在循環104次后貫通。隨著荷載循環次數的增加,組合梁試件逐漸出現了其他裂縫,分布在1#裂縫兩側。在循環8×104次后,兩根梁都發現了2#裂縫。CB1的3#裂縫在循環50×104次后出現,而CB2的3#裂縫在循環100×104次后發現。在此后的加載過程中,CB1的2#和3#裂縫相繼貫通,而CB2的2#和3#裂縫并未發現明顯擴展的跡象。200×104次循環結束后,CB1的最大裂縫寬度為0.04 mm,CB2為0.02 mm。整個疲勞試驗中,兩根梁的裂縫形成和發展主要發生在混凝土板頂面,在板兩側裂縫無明顯擴展跡象。試驗現象表明,提高組合梁負彎矩區配筋率有利于控制疲勞裂縫發展速率和最終的裂縫寬度。

圖5 初始開裂及疲勞加載階段組合梁板頂裂縫形成及發展Fig.5 Formation and development of cracks on the slab top of specimens during initial-crack and fatigue loading stages

2.2 初始開裂階段位移測試結果

圖6給出了初始開裂靜力加載階段的組合梁荷載-位移曲線。試驗測得兩根試件均在荷載加至80 kN后開裂,與理論開裂荷載計算值接近。相同荷載下,CB2試件的位移響應小于CB1試件,但卸載后CB2試件的殘余變形相對偏大。

圖6 初始開裂靜力加載階段組合梁荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of specimens during initial-crack loading stage

2.3 疲勞階段位移測試結果

圖7給出了不同循環次數過后組合梁試件的靜載履歷曲線。從圖7看出,隨著荷載循環次數的增加,組合梁履歷曲線發生了略微向右的偏移,即剛度出現了輕微的損傷；但殘余變形較小,試件仍保持較好的彈性。比較圖7與圖6可知,組合梁開裂后的靜載履歷曲線的凹凸性發生了變化,即損傷出現后,重復相同加載路徑所需的能量減小。

圖7 不同循環次數下組合梁荷載-撓度曲線Fig.7 Load-displacement curves of specimens during fatigue loading stage under different cycles

圖8為組合梁跨中撓度隨疲勞循環次數的演化規律(荷載P=100 kN)。從圖8可以看出,在疲勞初始循環階段,組合梁跨中撓度快速增加,而后趨于穩定。相比之下,CB1撓度演化曲線單調遞增的趨勢更為明顯；CB2的撓度演化曲線在100×104次時達到最大,而后出現一定程度的下降。在文獻[7]中也出現過負彎矩區剛度強化的現象,聶建國等[15]認為這與組合梁負彎矩區較為顯著的界面滑移和內力重分布有關。

圖8 組合梁跨中撓度隨疲勞循環次數的演化規律(P=100 kN)Fig.8 Evolution law of mid-span displacement of specimens with increasement of cycles (P=100 kN)

2.4 疲勞階段應變測試結果

2.4.1 栓釘彎曲應變

如圖9所示,選取實測彎曲應變較大的J3-1/2栓釘測點(1/4跨附近)進行分析。從圖9可以看出,CB1試件栓釘彎曲應變履歷曲線恢復性相對較好,殘余變形較小。CB2試件栓釘彎曲應變略大于CB1試件,且隨著疲勞循環次數增加,栓釘彎曲應變履歷曲線整體略微向右偏移,殘余變形也相對較大,表明該處栓釘滑移界面有一定的塑形變形。CB2栓釘彎曲應變偏大的主要原因是其混凝土板軸向剛度更大,使其混凝土板軸力以及傳遞給栓釘的剪力相對更大。

圖9 不同循環次數下組合梁J3-1/2栓釘彎曲應變靜力加載履歷曲線Fig.9 Static loading history curves of specimens’ J3-1/2 stud bending strain points under different cycles

2.4.2 鋼筋應變

圖10、圖11分別給出了CB1和CB2試件板頂縱向鋼筋平均應變在不同循環次數下的靜力加載履歷曲線。鋼筋應變履歷曲線總體恢復性較好,殘余應變較小,表明鋼筋變形尚處于彈性范圍內。兩片梁的鋼筋應變相比,在1/4跨截面,配筋率較高的CB2鋼筋應變總體上小于CB1鋼筋應變,體現出提高配筋率對降低鋼筋應力水平的影響；在跨中截面,當疲勞循環次數超過20萬次時,CB2鋼筋應變略大于CB1鋼筋應變,其內力重分布效應顯著。

圖10 不同循環次數下CB1梁板頂縱筋平均應變靜力加載履歷曲線Fig.10 Static loading history curves of CB1’s average strain of longitudinal bar under different cycles

圖11 不同循環次數下CB2梁板頂縱筋平均應變靜力加載履歷曲線Fig.11 Static loading history curves of CB2’s average strain of longitudinal bar under different Cycles

2.4.3 混凝土及鋼梁應變

不同循環次數下組合梁跨中應變分布曲線如圖12所示。其中混凝土應變采用跨中截面相同高度處應變數據的平均值,CB2試件混凝土的頂表面應變片因在試驗中失效而沒有給出。從圖中可以看出,組合梁在混凝土-鋼梁交界面有明顯的應變差,滑移效應顯著。兩個試件中,CB2滑移應變相對較大,這也與栓釘應變測試結果一致。

S1～S5為測點圖12 不同循環次數下組合梁跨中截面應變分布規律Fig.12 Distribution of mid-span sectional strain of specimens under different cycles

受到加載墊塊局部作用的影響,鋼梁S5測點的應變值相對偏小。由S1～S4測點應變數據擬合得到鋼梁中性軸高度,其隨疲勞循環次數的變化規律如圖13所示。從圖13可以看出,鋼梁中性軸隨疲勞循環次數的增加而降低,但在疲勞加載初期,中性軸高度變化較為急劇。對于CB2試件,其在疲勞加載初期的中性軸位置波動主要與試件內力重分布造成的整體剛度往復有關。相比CB1試件,由于CB2混凝土板延伸剛度更大,其鋼梁受拉區面積更小,中性軸位置相對更高。

圖13 鋼梁跨中中性高度隨荷載循環次數的變化規律(P=100 kN)Fig.13 Evolution law of mid-span neutral axis of steel girders with increasement of cycles (P=100 kN)

3 疲勞損傷效應分析

結合試驗梁極限靜力加載階段鋼梁應變演化對混凝土板疲勞開裂損傷效應進行分析。圖14為試驗梁彈性加載階段(0～600 kN)鋼梁S1～S4應變實測結果。圖14中顯示CB1的鋼梁受拉區相對較大,從50 kN加載到600 kN,CB1鋼梁最大拉應變2.7×10-5從增加至9.6×10-4,CB2鋼梁最大拉應變從2.9×10-5微增加至6.0×10-4。隨著荷載的增大,鋼梁中性軸呈逐漸降低的趨勢。

圖14 鋼梁彈性加載階段(0～600 kN)應變分布Fig.14 Distribution of plate strain in steel girders during elastic loading stage(0～600 kN)

圖15給出了0～600 kN加載段鋼梁中性軸的演化規律。從圖15可以看出,兩個試件的中性軸均隨荷載的增大而降低,但始終介于組合梁未開裂中性軸和鋼梁純彎中性軸之間。但相比于CB2試件,CB1試件中性軸的變化幅度更大,在150 kN附近、即主裂縫貫通時出現了陡降,而CB1試件中性軸的演化較為平緩,反映出兩根梁在混凝土板完全開裂后抗彎性能存在的較大差異。

圖15 鋼梁彈性加載階段(0～600 kN)中性軸演化曲線Fig.15 Evolution law of mid-span neutral axis of steel girders during elastic loading stage (0～600 kN)

在疲勞和靜力加載階段都發現了鋼梁中性軸的降低。從破壞機理看,鋼梁中性軸的降低主要原因是混凝土板開裂后,其延伸剛度降低,導致混凝土板所受軸拉力降低,組合梁截面受拉區向鋼梁擴展進而引起中性軸降低。由于鋼梁腹板厚度較薄,中性軸對截面受力的改變是相對較為敏感的。在疲勞加載過程中,中性軸變化趨勢表現出比撓度和應變指標更好的單調性,可作為組合梁負彎矩疲勞損傷分析的特征指標。對于組合鋼板梁橋設計而言,適當提高配筋率可減小混凝土板開裂損傷對鋼梁受力性能的影響。

4 結論

通過2根組合鋼板梁疲勞和靜力反向加載試驗,研究了配筋率對組合梁負彎矩區開裂荷載、疲勞裂縫發展、變形響應等的影響,分析了組合梁負彎矩區疲勞損傷機理和損傷演化規律,得出如下結論。

(1)組合梁負彎矩區開裂荷載受配筋率影響較小,但開裂后組合梁疲勞裂縫發展受配筋率影響較大,提高配筋率有利于控制疲勞裂縫發展速率和裂縫寬度。

(2)有限次疲勞荷載作用內,組合梁負彎矩區撓度和應變響應在經歷往復的動態調整后趨于穩定；相對而言,高配筋率試件動態調整周期較長。經歷疲勞荷載后的組合梁變形履歷曲線,由于損傷累積的作用,其起始段非線性規律與初始開裂靜力加載履歷曲線相反。

(3)在經歷200×104次循環后,兩根組合梁試件靜力加載性能整體良好,且破壞形式和極限承載力接近。相對而言,高配筋率試件在主裂縫貫通后塑性變形更小,而高配筋率試件極限破壞時的延性更好。

(4)對于負彎矩區設計為允許開裂的組合梁,疲勞損傷早期主要作用于混凝土板,包括裂縫開展、鋼筋以及栓釘的滑移；混凝土板損傷會導致其延伸剛度降低,鋼梁受拉區面積增大,而鋼梁中性軸指標能較好地反映組合梁負彎矩區的疲勞累計損傷作用。