雙層鋼箱截面組合索塔力學性能試驗

曾 耀，吳 沖，秦 飛

（1.同濟大學 橋梁工程系，上海200092；2.重慶市公路工程質量檢測中心，重慶400060）

以承受軸向荷載為主的纜索承重體系橋梁索塔一般采用鋼結構或混凝土結構，其橫截面通常設計為具有較高剛度質量比的中空截面.鋼－混凝土組合索塔是近年來發(fā)展迅速的一種新型結構形式，為縮短索塔復雜的幾何外形帶來的較長建設時間，阿拉米羅橋索塔由最初設計的鋼筋混凝土結構修改為鋼－混凝土組合結構，其外部鋼板不僅作為結構構件承載，而且兼做混凝土澆注時的施工模板，同時，使用焊釘連接件和T形加勁肋確保混凝土與鋼板共同工作[1].昂船洲大橋的上塔柱部分也采用鋼－混凝土組合結構，為降低后期維護成本和提高結構的耐久性，鋼結構部分采用不銹鋼，與阿拉米羅橋不同，索塔在鋼與混凝土之間僅使用焊釘連接[2].

連接件是確保鋼與混凝土共同工作，形成鋼－混凝土組合結構的重要構件，也是影響組合結構極限承載力的關鍵因素之一.圓柱頭焊釘和開孔板是橋梁結構中較為常用的連接件，它們構造簡單，力學性能明確，不像鋼筋連接件和型鋼連接件那樣需要根據(jù)受力方向進行專門設置.已有研究[3－9]表明：在以承受軸力為主的組合構件中，連接件不僅確?；炷僚c鋼結構共同工作，而且能有效地防止鋼板過早屈曲，提高構件的整體承載能力；但連接件種類的差異也影響構件的力學性能.

本文通過軸壓和恒定軸力下往復彎曲試驗，研究在真實受力狀態(tài)下的使用焊釘和開孔板兩類常用連接件的雙層鋼箱截面組合索塔的力學性能，同時了解不同種類的連接件在組合索塔中的受力特性和破壞形態(tài).

1 試驗概況

1.1 模型試件

試驗設計制作5個具有開孔板連接件和5個具有焊釘連接件的雙層鋼箱組合索塔模型試件，分別命名為DP系列試件和DS系列試件，分別簡稱開孔板試件和焊釘試件.所有試件外形尺寸相同，設計如圖1—4所示.開孔板開孔直徑為30 mm，與鋼箱壁板熔透連接；焊釘規(guī)格為Φ13×80 mm，由螺柱焊焊接在鋼箱壁板上.所有試件連接焊縫全部熔透，端板均開有圓孔以澆筑內部混凝土.

圖1 DP試件橫截面（a），外部鋼箱（b）和內部鋼箱（c）[10]（單位：mm）Fig.1 Section of DP series specimen，outer steel box and inner steel box[10]（unit：mm）

圖2 開孔板[10]（單位：mm）Fig.2. Detail of perforated rib[10]（unit：mm）

圖3 DS試件橫截面（a），外部鋼箱（b）和內部鋼箱（c）（單位：mm）Fig.3 Section of DS series specimen，outer steel boxand inner steel box（unit：mm）

1.2 材料特性

所有組合索塔模型試件采用同一批材料加工制作，材料特性全部按照中國國家標準進行測試.測得28 d齡期標準立方體混凝土抗壓強度為50.7 MPa，彈性模量為3.34×104MPa；圓柱頭焊釘屈服強度為363 MPa，極限抗拉強度為452 MPa，彈性模量為2.01×105MPa；開孔板和內外鋼箱所用4 mm鋼板屈服強度為342 MPa，極限抗拉強度為464 MPa，彈性模量為2.03×105MPa.

圖4 焊釘布置（單位：mm）Fig.4 Arrangement of studs（unit：mm）

1.3 試驗設備

試驗試件與反力架一端固定，一端鉸接，在鉸支端使用豎向和橫向兩套MTS電液伺服加載系統(tǒng)加載，用以模擬索塔真實受力狀態(tài)，試驗裝置如圖5所示.

圖5 試驗裝置（單位：mm）Fig.5 Test setup（unit：mm）

1.4 加載方案

通常，軸壓比由構件的理論軸向極限承載能力確定.為獲得組合索塔較為真實的壓彎性能，往復荷載試驗時利用相同試件通過軸壓試驗得到的實際軸向極限承載能力來定義真實的軸壓比.

1.4.1 軸壓試驗

軸壓試件為1個開孔板試件和1個焊釘試件，分別命名為DP－100和DS－100，試件名稱中數(shù)字代表試驗時的軸力與軸向極限能力比值的百分數(shù).試驗使用兩步加載：① 預載：以5 k N·s－1荷載速率加載至1 000 k N，持荷3 min，然后卸載；② 正式加載：以5 k N·s－1荷載速率加至1 500 k N后，轉換為0.01 mm·s－1位移增量加載，直至試件破壞.

1.4.2 往復荷載試驗

對其余4個開孔板試件和4個焊釘試件進行恒定軸力下的往復荷載試驗.恒定軸力值大約為軸壓試驗得到的極限承載能力的20%，40%以及60%，試件命名規(guī)則如同軸壓試驗.往復荷載試驗與軸壓試驗在同一設備上進行，分三個步驟加載：① 軸向預載：以5 k N·s－1荷載速率加載至1 000 k N，持荷3 min，然后卸載；② 軸向加載：以5 k N·s－1荷載速率加至指定軸力；③ 水平往復加載：保持軸力恒定，水平往復加載，直至試件破壞.

由于組合索塔試件無明顯水平屈服力，往復荷載全部使用位移施加，每級加載位移為5 mm的整數(shù)倍，每級位移往復循環(huán)3次，直至試件破壞.

2 試驗結果

2.1 軸壓試驗結果

試件DP－100和DS－100受壓破壞區(qū)域均位于鉸支端附近，其極限承載能力分別為7 952 k N[10]和7 812 k N.DP－100試件破壞區(qū)域鋼板在開孔板的連續(xù)約束作用下，屈曲波長一直被限制在開孔板和鋼板壁之間，破壞形態(tài)如圖6所示.由于焊釘僅能以單點的方式約束鋼板的屈曲變形，DS－100試件的外部鋼箱壁板從一開始就出現(xiàn)整體屈曲現(xiàn)象，而不像DP－100試件那樣發(fā)生局部屈曲，屈曲波長在試件軸向略微超過第一排焊釘高度；同時，焊釘焊趾處鋼板受拉開裂，破壞形態(tài)如圖7所示.

圖6 試件DP－100鋼板局部屈曲Fig.6 Steel plate local bucking（DP－100 specimen）

2.2 往復彎曲試驗結果

往復彎曲時加載的恒定軸力大約為軸壓試驗得到的組合索塔試件極限承載能力的20%，40%以及60%，試驗時實際軸壓比見表1.

圖7 試件DS－100焊釘處鋼板開裂Fig.7 Crack of weld seam（DS－100 specimen）

表1 試驗軸壓比Tab.1 Axial load level

2.2.1 破壞形態(tài)

往復彎曲試件可根據(jù)軸壓比的大小分為兩種典型的破壞形態(tài)：無軸壓以及軸壓比為20%左右的試件展現(xiàn)出的受拉破壞與軸壓比為40%、60%左右的試件展現(xiàn)出的受壓破壞.

受拉破壞主要表現(xiàn)為鋼板在往復荷載作用下低周疲勞開裂，裂縫從豎向角焊縫處沿試件橫截面方向開始發(fā)展，隨著循環(huán)荷載的增加，裂縫不斷發(fā)展，直至幾乎貫穿整塊鋼板，但具體的破壞形態(tài)根據(jù)連接件種類的不同有一定的差別.開孔板僅在鋼板縱向有連續(xù)約束作用，因此，鋼板局部屈曲可沿試件高度方向自由發(fā)展，試驗開始時受壓側鋼板產(chǎn)生的局部屈曲在往復荷載作用下被拉平，破壞時幾乎無法見到鋼板受壓引起的屈曲（圖8）.焊釘連接件僅在試件橫截面方向上對鋼板局部屈曲形成約束，由于焊釘距橫隔板之間距離較短，鋼板屈曲引起的鼓曲波峰峰值較大，受壓側鋼板局部屈曲引起的鼓曲在試驗過程中難以拉平，導致疲勞裂縫沿鋼板屈曲波峰發(fā)展，同時，在焊釘焊趾處也出現(xiàn)低周疲勞破壞現(xiàn)象（圖9）.

圖8 試件DP－20受拉破壞Fig.8 Cyclic tension failure（DP－20 specimen）

圖9 試件DS－20受拉破壞Fig.9 Cyclic tension failure（DS－20 specimen）

受壓破壞主要表現(xiàn)為承載方向鋼板屈曲，相應位置處內部混凝土壓碎.與受拉破壞相同，連接件不同的約束方式對具體的破壞形態(tài)有一定影響.在開孔板的縱向連續(xù)約束作用下，鋼板受壓局部屈曲的波長被限制在開孔板之間（圖10）；而焊釘連接件在

圖10 試件DP－40受壓破壞Fig.10 Cyclic compression failure（DP－40 specimen）

試件橫向約束了鋼板屈曲的發(fā)展，鋼板整體屈曲被限制在橫隔板與焊釘之間，過小的縱向屈曲波長導致試件角焊縫受壓破壞，而焊釘焊趾處在往復荷載作用下出現(xiàn)低周疲勞破壞（圖11）.

圖11 試件DS－40受壓破壞Fig.11 Cyclic compression failure（DS－40 specimen）

2.2.2 荷載—位移曲線

往復荷載作用下組合索塔試件的水平荷載—位移曲線如圖12—13所示，所有試件在試驗結束時均無法維持相應的軸向荷載，幾乎完全喪失承載能力.由圖可知，無軸力作用試件的水平極限荷載明顯要低于有軸力作用的試件，同時，其荷載—位移曲線還有較為明顯的捏縮現(xiàn)象出現(xiàn)；軸壓比大約為20%和40%的4個試件均展現(xiàn)出良好的力學性能，它們不僅具有較高的水平承載能力，且具有較好的耗能能力；軸壓比大約為60%的兩個試件雖具有最大的水平承載能力，但荷載—位移曲線以近似于線性的關系發(fā)展，試件在達到承載能力后迅速破壞，幾乎未表現(xiàn)出任何耗能能力和延性性能.

3 受力特性分析

3.1 受拉破壞

無軸力試件在試驗初始階段，受拉區(qū)混凝土開裂，荷載由鋼板承受；受壓區(qū)鋼板與混凝土共同工作.隨著往復水平位移的增加，試件受拉焊縫沿試件橫截面方向出現(xiàn)低周疲勞開裂，同時，受壓區(qū)中的混凝土受拉裂縫難以完全閉合，因此，外部荷載完全轉移到未開裂的鋼板截面和混凝土部分，橫截面開始削弱，試件荷載—位移曲線發(fā)生捏縮.隨著試驗的進行，鋼板疲勞裂縫和混凝土受拉裂縫不斷發(fā)展，橫截面繼續(xù)削弱，直至試件完全喪失承載能力.

對軸壓比為20%左右的試件來說，軸壓的存在使受壓區(qū)鋼板屈曲，但由于屈曲波長受連接件的影響而展現(xiàn)出不同的破壞形態(tài).同時，軸壓的存在不僅能促進受壓區(qū)的混凝土受拉裂縫閉合，而且能有效地延遲混凝土截面受拉開裂和鋼板低周疲勞開裂引起的橫截面削弱.因此，荷載—位移曲線不僅飽滿且?guī)缀鯚o捏縮現(xiàn)象發(fā)生，試件的水平極限能力也高于無軸力試件；但較低的軸力不足以改變試件的受拉破壞形態(tài).

3.2 受壓破壞

在軸壓比為40%左右的試件加載初期，鋼板和混凝土共同承載.隨著水平位移和循環(huán)次數(shù)的增加，試件端部受壓鋼板開始出現(xiàn)屈曲，荷載逐漸由鋼板傳遞到混凝土截面.隨著試驗的進行，鋼板屈曲引起的鼓曲繼續(xù)增大，并逐漸屈服；開孔板試件鋼板的局部屈曲被限制在開孔板之間，焊釘試件鋼板的整體屈曲被限制在橫隔板和焊釘之間，這與軸壓試件相同.隨著水平位移的增加，開孔板試件中內部混凝土在往復荷載作用下壓碎，對開孔板約束減弱，而開孔板自身又無足夠的能力約束鋼板的屈曲，因此，鋼板在壓力作用下發(fā)生整體屈曲；焊釘試件鋼板的整體屈曲加劇，屈曲波峰變大.試件破壞時的塑性鉸區(qū)域位于試件承受彎矩的端部，對開孔板試件來說，其長度大約為兩開孔板之間距離；對焊釘試件來說，其長度大約為橫隔板與最近一排焊釘之間距離.

圖12 DS試件水平荷載—位移曲線Fig.12 Lateral load－displacement curves（DS specimens）

圖13 DP試件水平荷載—位移曲線[10]Fig.13 Lateral load－displacement curves（DP specimens）[10]

在軸壓比為60%左右的試件的軸力加載過程中，試件端部鋼板已經(jīng)開始屈曲，因此，在水平加載開始時，外部荷載幾乎完全由混凝土截面承受，隨著水平荷載的增加，鋼板逐漸與混凝土共同承載；在較大的水平荷載和較高的軸力共同作用下，鋼板沿試件軸向出現(xiàn)多處屈曲，但屈曲波長仍受連接件限制；

隨著水平荷載的增加，試件在達到極限承載能力后立即脆性破壞，承載能力急劇下降.試件受壓鋼板較早局部屈曲和混凝土雙向受力是荷載—位移曲線的飽滿程度明顯降低的主要因素.

4 試件壓彎性能

4.1 規(guī)范計算原理

壓彎構件的承載能力主要取決于兩個方面：構件的橫截面能力和長度效應給構件力學性能帶來的不利影響.

EuroCode 4規(guī)范[11]和 AISC 2005規(guī)范[12]均基于剛塑性原理來分析組合壓彎構件的截面行為.這種方法完全基于構件橫截面內力的平衡來計算構件的橫截面能力，其假設受壓截面材料全部屈服且應力分布為矩形，鋼材具有無限延性，組合截面極限應變受混凝土最大受壓應變控制，并忽略混凝土抗拉強度.這個方法并不關心鋼與混凝土的應力應變關系以及構件的受力發(fā)展過程，僅考慮材料強度，非常適合設計者用來直接估計構件截面的極限承載能力.

EuroCode 4規(guī)范計算截面軸壓強度時采用直接疊加法，即直接取混凝土和鋼的塑性承載能力之和.在計算壓彎構件時，也考慮鋼混凝土組合作用，計算鋼混截面的塑性承載能力.同時，使用與鋼柱相同的計算方法來考慮構件長度效應帶來的不利影響，但與相同截面的鋼柱相比，組合柱的承載能力曲線要高一個等級.而AISC 2005規(guī)范在計算截面軸壓強度時，無論試件長短，都會因為考慮構件的長度效應而被折減，這與EuroCode 4規(guī)范在長細比小于0.2以下時不考慮長度效應對構件的彎曲性能的折減作用有一定區(qū)別.由于AISC 2005規(guī)范計算構件壓彎性能時僅折減構件軸向承載能力而不折減構件彎曲承載能力，這導致當構件處于大偏心受壓狀態(tài)時可能出現(xiàn)不安全的計算結果.

4.2 規(guī)范計算與試驗結果比較

由剛塑性原理可知，按照規(guī)范計算時可不考慮焊釘對構件橫截面能力的貢獻，僅將焊釘作為連接件處理.焊釘試件壓彎能力的規(guī)范計算值與試驗結果比較如圖14所示.無軸力試件的試驗結果小于規(guī)范計算值，軸壓比為20%左右的試件試驗結果與規(guī)范計算值吻合較好，其他試件試驗結果均大于規(guī)范計算結果，且極限彎矩隨軸壓比的增加而增加.

對采用開孔板連接件的試件來說，當不考慮開孔板加勁肋的加強作用，即將加勁肋的橫截面面積視作混凝土計算時，其規(guī)范計算值和試驗值的比較結果如圖15所示，無軸力時，試驗結果和理論預測值吻合較好，隨著軸壓比的增大，試驗結果越來越偏離規(guī)范計算值，且極限彎矩隨軸壓比的增加而增加.當假定開孔板全截面有效時，規(guī)范計算值與試驗值的比較結果如圖16所示，在軸壓比大約為20%時，試驗結果和規(guī)范計算值吻合較好，其比較結果與焊釘試件相近.

圖14 DS試件軸力—彎矩曲線Fig.14 N—M interaction curves of DS series specimen

圖15 忽略開孔板作用時的DP試件軸力—彎矩曲線Fig.15 N—M interaction curves of DP series specimen ignoring the effect of perforated ribs

圖16 考慮開孔板作用時的DP試件軸力—彎矩曲線Fig.16 N—M interaction curves of DP series specimen considering the effect of perforated ribs

5 結論

通過往復荷載下的鋼混組合索塔壓彎性能試驗研究、受力特性分析以及與規(guī)范計算結果比較，有如下結論：

（1）開孔板和焊釘均能約束鋼板的屈曲波長，提高鋼板屈曲抗力，但開孔板的連續(xù)約束作用要優(yōu)于焊釘?shù)膯吸c約束作用.

（2）軸壓作用下，連接件的種類對試件的極限承載能力幾乎無影響.

（3）往復壓彎荷載作用下，外層鋼箱的破壞形態(tài)與連接件種類有較為明顯的關系.

（4）軸壓比不僅控制構件的破壞形態(tài)，而且影響構件的極限彎矩、延性性能和耗能能力；實際組合索塔設計時應選擇合理的軸壓比.

（5）基于剛塑性原理的規(guī)范計算值與試驗結果有一定差異.

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