波形鋼腹板與頂板結(jié)合部橫向抗彎靜力性能研究

張曉亮

(1.中鐵建云南投資有限公司 云南昆明 650041；2.中國(guó)鐵建昆侖投資集團(tuán)有限公司 四川成都 610040)

1 引言

波形鋼腹板組合梁橋是一種新型的鋼-混組合梁橋結(jié)構(gòu)，其克服了傳統(tǒng)的混凝土橋梁自重大、腹板易開(kāi)裂等問(wèn)題。這種結(jié)構(gòu)用波形鋼腹板代替混凝土腹板，合理地將鋼、混凝土兩種材料結(jié)合起來(lái)，提高了結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性、強(qiáng)度和材料的使用效率[1-4]。

近些年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)波形鋼腹板組合梁橋的縱向抗彎、抗剪以及橫向受力做了許多研究工作。彭鯤等[5]對(duì)波形鋼腹板組合箱梁疲勞性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出結(jié)構(gòu)的典型疲勞破壞特征，同時(shí)結(jié)合有限元和斷裂力學(xué)，研究了波形鋼腹板組合箱梁疲勞壽命的計(jì)算模式。陳海等[6]提出一種新型斜板PBL剪力鍵并對(duì)其受剪性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)斜板剪力鍵具有較高的抗剪剛度和較好的變形能力，同時(shí)對(duì)新型PBL剪力鍵的抗剪機(jī)理進(jìn)行分析并提出了承載力計(jì)算公式。喬朋等[7]對(duì)單箱多室波形鋼腹板箱梁的橫向受力性能進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)單箱多室波形鋼腹板箱梁的橫向受力可近似簡(jiǎn)化為單室箱梁，同時(shí)提出了一種新的計(jì)算方法使計(jì)算結(jié)果更為精確。趙品等[8]對(duì)波形鋼腹板單箱多室箱梁的橫向受力進(jìn)行分析，采用能量法建立波形鋼腹板單箱雙室箱梁橫向受力計(jì)算模型，研究表明:波形鋼腹板單箱多室箱梁頂板的橫向內(nèi)力隨著腹板與頂板線剛度比的增大而減小。Feng Y等[9]對(duì)波形鋼腹板箱梁的橫向扭轉(zhuǎn)屈曲進(jìn)行研究，推導(dǎo)了彎矩載荷作用下波形鋼腹板箱梁的中性平衡方程能量，得到了波形鋼腹板箱梁側(cè)扭屈曲臨界彎矩的解析計(jì)算公式，并通過(guò)ANSYS數(shù)值分析證明了提出的解析計(jì)算方法和模型簡(jiǎn)化假設(shè)的準(zhǔn)確性。Abbas H[10]對(duì)波形鋼腹板工字鋼的橫向彎曲進(jìn)行了理論、試驗(yàn)和有限元分析，提出了一種新的理論分析方法——虛擬載荷法，用于分析波形鋼腹板工字鋼的翼緣橫向彎曲行為。Lin Z等[11]對(duì)鋼腹板與底板之間的栓釘連接件的橫向抗彎性能進(jìn)行研究，重點(diǎn)考慮螺柱高度、縱向螺柱間距和螺柱位置對(duì)波形鋼腹板與底板結(jié)合部的橫向抗彎性能的影響。德國(guó)學(xué)者Jochen R?hm[12]對(duì)嵌入式連接件的橫向抗彎進(jìn)行了靜力試驗(yàn)，得出了嵌入式連接件的橫向抗彎靜力破壞形態(tài)，同時(shí)通過(guò)有限元分析驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性；但其腹板開(kāi)孔形式為新型“U”型孔且關(guān)于其他形式抗剪連接件的橫向抗彎性能沒(méi)有過(guò)多的研究。

以往研究表明，目前對(duì)波形鋼腹板組合梁橋縱向性能的研究主要針對(duì)波形鋼腹板組合梁橋的抗彎、剪力連接件的縱向抗剪等方面，對(duì)于橫向性能的研究也大多為橫向扭轉(zhuǎn)屈曲和橫向內(nèi)力分布等方面，有關(guān)橫向抗彎性能的研究?jī)H局限于波形鋼腹板與底板結(jié)合部的研究，關(guān)于波形鋼腹板與頂板結(jié)合部的橫向抗彎性能研究很少。本文依據(jù)實(shí)際工程，針對(duì)不同形式的連接件進(jìn)行足尺試驗(yàn)，研究不同連接件對(duì)波形鋼腹板與頂板結(jié)合部橫向抗彎性能的影響，得到橫向抗彎靜力作用下結(jié)合部的破壞模態(tài)和承載力。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)依據(jù)實(shí)際工程，共設(shè)計(jì)三個(gè)長(zhǎng)度為1 600 mm的足尺頂板結(jié)合部試件，混凝土頂板寬1 220 mm、厚400 mm。混凝土采用C55，穿孔鋼筋采用直徑20 mm的HRB400熱軋鋼筋，約束鋼筋采用直徑16 mm的HRB400熱軋鋼筋，栓釘采用150×22 mm型，波形鋼腹板為1600型。試件的基本參數(shù)如表1所示，試件尺寸見(jiàn)圖1。

圖1 試件尺寸(單位:mm)

表1 試件基本參數(shù)

2.2 試件加載

加載系統(tǒng)采用成都生產(chǎn)的液壓伺服系統(tǒng)，數(shù)據(jù)由東華3 816自動(dòng)采集。試件加載裝置見(jiàn)圖2。

圖2 試驗(yàn)加載

首先加載60 kN的荷載對(duì)模型梁進(jìn)行預(yù)壓，檢查儀器。檢查完畢后開(kāi)始進(jìn)行靜力試驗(yàn)，測(cè)量模型梁應(yīng)變、撓度初值并記錄。靜力試驗(yàn)采用分級(jí)加載方式，預(yù)計(jì)荷載范圍為0～600 kN，每60 kN為一級(jí)，每級(jí)加載后穩(wěn)定5～10 min采集應(yīng)變和撓度數(shù)據(jù)。試驗(yàn)過(guò)程中要密切關(guān)注試件模型主要構(gòu)件裂縫發(fā)展，以確定開(kāi)裂荷載。試件開(kāi)裂后，每一加載間隔利用記號(hào)筆描繪裂縫發(fā)展?fàn)顟B(tài)。試件開(kāi)裂后，荷載級(jí)數(shù)進(jìn)行加密，每30 kN為一級(jí)，并及時(shí)記錄各測(cè)點(diǎn)撓度、界面滑移量、鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)變等，直至試件被破壞，確定極限荷載。

2.3 測(cè)點(diǎn)布置

位移計(jì)布置見(jiàn)圖3。單個(gè)試件布置4個(gè)位移測(cè)點(diǎn)，各試件位移計(jì)布置方式相同。W1、W2測(cè)試加載點(diǎn)下位移，W3測(cè)試試件受壓側(cè)豎向位移，W4測(cè)試試件受壓側(cè)橫向位移。

圖3 位移計(jì)布置

3 試件破壞形態(tài)

3.1 雙PBL試件

破壞過(guò)程大致可分為四部分:(1)在加載初期，承載力和位移基本呈線性關(guān)系；當(dāng)加載至120 kN時(shí)，混凝土受壓側(cè)跨中及加載點(diǎn)處出現(xiàn)豎向裂縫，見(jiàn)圖4a。(2)當(dāng)加載至150 kN時(shí)，橫向混凝土受拉側(cè)開(kāi)孔板頂部出現(xiàn)斜裂縫；隨著荷載的增加，斜裂縫向混凝土頂面延伸，且混凝土與翼緣板出現(xiàn)明顯剝離聲，見(jiàn)圖4b。(3)當(dāng)加載至275 kN時(shí)，橫向混凝土受拉側(cè)開(kāi)孔板中心處出現(xiàn)橫向裂縫。橫向裂縫出現(xiàn)后，斜裂縫發(fā)展緩慢，且隨荷載的增加，橫向裂縫迅速發(fā)展，混凝土局部被壓碎，有混凝土塊掉落，受拉側(cè)開(kāi)孔板與混凝土出現(xiàn)明顯剝離，見(jiàn)圖4c。(4)加載至310 kN時(shí)，試件屈服，荷載達(dá)到承載力峰值，底部出現(xiàn)較大縱向貫穿裂縫，試件破壞，見(jiàn)圖4d。

圖4 雙PBL試件破壞形態(tài)

3.2 嵌入式試件

破壞過(guò)程大致可分為四部分:(1)在加載初期，承載力和位移基本呈線性關(guān)系；當(dāng)加載至90 kN時(shí)，四面混凝土均出現(xiàn)出現(xiàn)裂縫，其中，縱向混凝土面為豎向裂縫，橫向混凝土面為斜裂縫，見(jiàn)圖5a和圖5b。(2)當(dāng)加載至130 kN時(shí)，混凝土有明顯的劈裂聲，受拉側(cè)底部混凝土被拉裂，出現(xiàn)較大裂縫，橫向混凝土斜裂縫延伸至梁頂；隨著荷載增加，底部混凝土裂縫迅速發(fā)展，而側(cè)面混凝土裂縫發(fā)展緩慢，見(jiàn)圖5c。(3)當(dāng)加載至200 kN時(shí)，混凝土有較大的劈裂聲，受拉側(cè)底部混凝土裂縫沿縱向貫穿，且頂面混凝土沿縱向貫穿，見(jiàn)圖5c和圖5d。(4)加載至230 kN時(shí)，試件屈服，荷載達(dá)到承載力峰值，底部出現(xiàn)較大縱向貫穿裂縫，試件破壞。

圖5 嵌入式試件破壞形態(tài)

3.3 全栓釘試件

破壞過(guò)程大致可分為四部分:(1)在加載初期，承載力和位移基本呈線性關(guān)系；當(dāng)加載至110 kN時(shí)，受壓側(cè)混凝土加載點(diǎn)下部出現(xiàn)對(duì)稱豎向裂縫，見(jiàn)圖6a。(2)當(dāng)加載至155 kN時(shí)，橫向混凝土受拉側(cè)最外排栓釘處出現(xiàn)裂縫；隨著荷載的增加，裂縫向混凝土頂面發(fā)展，見(jiàn)圖6b。(3)當(dāng)加載至200 kN時(shí)，橫向混凝土受拉側(cè)最外排栓釘頂部出現(xiàn)橫向裂縫，并隨荷載的增加發(fā)展至受拉側(cè)，最終發(fā)展至受拉側(cè)混凝土底部，見(jiàn)圖6c。(4)加載至244.38 kN時(shí)，試件屈服，荷載達(dá)到承載力峰值，底部出現(xiàn)較大縱向貫穿裂縫，試件破壞，見(jiàn)圖6d。

圖6 全栓釘試件破壞形態(tài)

4 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

4.1 荷載位移曲線

荷載-位移曲線見(jiàn)圖7。由圖7可知，三種類(lèi)型試件的荷載-位移曲線均大致可分為三個(gè)部分:(1)彈性階段。此階段荷載基本由混凝土承擔(dān)，荷載和混凝土底部的位移成正比。(2)彈塑性階段。此階段混凝土已開(kāi)裂，荷載由混凝土和鋼筋共同承擔(dān)，荷載與位移呈非線性增長(zhǎng)，且速率逐漸降低。(3)屈服階段。混凝土被壓碎后，荷載基本全由鋼筋承擔(dān)。由于鋼筋具有較好的延性，所以位移不斷增加，荷載保持不變，試件達(dá)到屈服狀態(tài)。而且，雙PBL試件的承載力要顯著高于全栓釘試件和嵌入式試件。

圖7 荷載-位移曲線

4.2 極限承載力

對(duì)于波形鋼腹板橋梁，由于腹板橫向剛度大于普通平鋼板，因此頂板和腹板結(jié)合面位置存在較大的橫向角隅彎矩Mw，s，該彎矩值近似等于腹板頂部面外彎矩，見(jiàn)圖8。

圖8 結(jié)合部橫向彎矩

4.2.1 雙PBL試件

對(duì)于帶貫穿鋼筋的PBL連接件而言，大部分學(xué)者認(rèn)為其承載力主要由孔洞內(nèi)混凝土和貫穿鋼筋承擔(dān)。根據(jù)《波形鋼腹板組合梁橋技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(CJJ/T 272—2017)，雙開(kāi)孔板連接件的橫向彎矩為:

式中:Md為彎矩設(shè)計(jì)值(N·mm)；n為與Md對(duì)應(yīng)板寬內(nèi)的單排開(kāi)孔鋼板的孔數(shù)量；b為開(kāi)孔板間距(mm)；Vu為單個(gè)開(kāi)孔鋼板連接件受剪承載力設(shè)計(jì)值(N)，取Vu1和Vu2的較小值。

其中，Vu1和Vu2為:

根據(jù)式(1)計(jì)算得出試件的極限承載力設(shè)計(jì)值為211.25 kN·m，試驗(yàn)得出的極限承載力為310.19 kN·m。可見(jiàn)規(guī)范中的公式略有保守，且所設(shè)計(jì)的建筑物有一定的安全儲(chǔ)備。

4.2.2 嵌入式試件

對(duì)于嵌入式試件，嵌入式連接件的極限承載力設(shè)計(jì)值計(jì)算，未見(jiàn)相關(guān)文獻(xiàn)和規(guī)范介紹。根據(jù)本試驗(yàn)可知，嵌入式試件的承載力小于雙PBL試件和全栓釘試件，但因未進(jìn)行大量試驗(yàn)，故試驗(yàn)所得極限承載力存在偶然性。

4.2.3 全栓釘試件

對(duì)于全栓釘連接件而言，橫向抗彎承載力主要由栓釘?shù)睦瘟?lái)承擔(dān)。根據(jù)《波形鋼腹板組合梁橋技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(CJJ/T 272-2017)，全栓釘連接件的彎矩計(jì)算公式:

式中:Md為角隅彎矩設(shè)計(jì)值(N·mm)；n為與Md對(duì)應(yīng)板寬內(nèi)的單排栓釘數(shù)量；b為栓釘間距(mm)；Td為栓釘受拉承載力設(shè)計(jì)值(N)；H為栓釘長(zhǎng)度(mm)。

根據(jù)式(4)計(jì)算得出試件的極限承載力設(shè)計(jì)值為230.94 kN·m，試驗(yàn)所得到的極限承載力為244.38 kN·m。可見(jiàn)計(jì)算公式與試驗(yàn)值吻合良好，且具有一定富裕度。

5 結(jié)論

(1)三種試件的最終破壞形態(tài)均為受拉側(cè)混凝土底部出現(xiàn)較大縱向貫穿裂縫，試件達(dá)到承載力極限狀態(tài)。不同的是雙PBL試件和嵌入式試件從鋼板頂部出現(xiàn)斜裂縫，全栓釘試件則從受拉最外側(cè)栓釘處出現(xiàn)裂縫，類(lèi)似于栓釘?shù)睦纹茐摹?/p>

(2)三種類(lèi)型試件的荷載-位移曲線趨勢(shì)大致相同:首先是荷載與位移呈線性增長(zhǎng)；然后荷載與位移呈非線性增長(zhǎng)，且速率逐漸降低；最后試件屈服，位移不斷增加，荷載保持不變。雙PBL試件的承載力要顯著高于全栓釘試件和嵌入式試件。

(3)規(guī)范中對(duì)于雙PBL試件的抗彎承載力計(jì)算略有保守，試驗(yàn)值大于規(guī)范設(shè)計(jì)值；而全栓釘試件的抗彎承載力設(shè)計(jì)值與試驗(yàn)值吻合良好。