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.中國鐵建昆侖投資集團有限公司 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、腹板易開裂等問題。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，提高了結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性、強度和材料的使用效率[1-4]。

近些年來，國內(nèi)外學者對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]對波形鋼腹板組合箱梁疲勞性能進行了試驗研究，得出結(jié)構(gòu)的典型疲勞破壞特征，同時結(jié)合有限元和斷裂力學，研究了波形鋼腹板組合箱梁疲勞壽命的計算模式。陳海等[6]提出一種新型斜板PBL剪力鍵并對其受剪性能進行試驗研究，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，同時對新型PBL剪力鍵的抗剪機理進行分析并提出了承載力計算公式。喬朋等[7]對單箱多室波形鋼腹板箱梁的橫向受力性能進行分析，發(fā)現(xiàn)單箱多室波形鋼腹板箱梁的橫向受力可近似簡化為單室箱梁，同時提出了一種新的計算方法使計算結(jié)果更為精確。趙品等[8]對波形鋼腹板單箱多室箱梁的橫向受力進行分析，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]對波形鋼腹板箱梁的橫向扭轉(zhuǎn)屈曲進行研究，推導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算公式，并通過ANSYS數(shù)值分析證明了提出的解析計算方法和模型簡化假設的準確性。Abbas H[10]對波形鋼腹板工字鋼的橫向彎曲進行了理論、試驗和有限元分析，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]對鋼腹板與底板之間的栓釘連接件的橫向抗彎性能進行研究，重點考慮螺柱高度、縱向螺柱間距和螺柱位置對波形鋼腹板與底板結(jié)合部的橫向抗彎性能的影響。德國學者Jochen R?hm[12]對嵌入式連接件的橫向抗彎進行了靜力試驗，得出了嵌入式連接件的橫向抗彎靜力破壞形態(tài)，同時通過有限元分析驗證了試驗結(jié)果的準確性；但其腹板開孔形式為新型“U”型孔且關于其他形式抗剪連接件的橫向抗彎性能沒有過多的研究。

以往研究表明，目前對波形鋼腹板組合梁橋縱向性能的研究主要針對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，有關橫向抗彎性能的研究僅局限于波形鋼腹板與底板結(jié)合部的研究，關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)實際工程，針對不同形式的連接件進行足尺試驗，研究不同連接件對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 試驗概況

2.1 試件設計與制作

試驗依據(jù)實際工程，共設計三個長度為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自動采集。試件加載裝置見圖2。

圖2 試驗加載

首先加載60 kN的荷載對模型梁進行預壓，檢查儀器。檢查完畢后開始進行靜力試驗，測量模型梁應變、撓度初值并記錄。靜力試驗采用分級加載方式，預計荷載范圍為0～600 kN，每60 kN為一級，每級加載后穩(wěn)定5～10 min采集應變和撓度數(shù)據(jù)。試驗過程中要密切關注試件模型主要構(gòu)件裂縫發(fā)展，以確定開裂荷載。試件開裂后，每一加載間隔利用記號筆描繪裂縫發(fā)展狀態(tài)。試件開裂后，荷載級數(shù)進行加密，每30 kN為一級，并及時記錄各測點撓度、界面滑移量、鋼結(jié)構(gòu)應變等，直至試件被破壞，確定極限荷載。

2.3 測點布置

位移計布置見圖3。單個試件布置4個位移測點，各試件位移計布置方式相同。W1、W2測試加載點下位移，W3測試試件受壓側(cè)豎向位移，W4測試試件受壓側(cè)橫向位移。

圖3 位移計布置

3 試件破壞形態(tài)

3.1 雙PBL試件

破壞過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系；當加載至120 kN時，混凝土受壓側(cè)跨中及加載點處出現(xiàn)豎向裂縫，見圖4a。(2)當加載至150 kN時，橫向混凝土受拉側(cè)開孔板頂部出現(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，見圖4b。(3)當加載至275 kN時，橫向混凝土受拉側(cè)開孔板中心處出現(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)開孔板與混凝土出現(xiàn)明顯剝離，見圖4c。(4)加載至310 kN時，試件屈服，荷載達到承載力峰值，底部出現(xiàn)較大縱向貫穿裂縫，試件破壞，見圖4d。

圖4 雙PBL試件破壞形態(tài)

3.2 嵌入式試件

破壞過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系；當加載至90 kN時，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，見圖5a和圖5b。(2)當加載至130 kN時，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，見圖5c。(3)當加載至200 kN時，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，見圖5c和圖5d。(4)加載至230 kN時，試件屈服，荷載達到承載力峰值，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系；當加載至110 kN時，受壓側(cè)混凝土加載點下部出現(xiàn)對稱豎向裂縫，見圖6a。(2)當加載至155 kN時，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，見圖6b。(3)當加載至200 kN時，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，見圖6c。(4)加載至244.38 kN時，試件屈服，荷載達到承載力峰值，底部出現(xiàn)較大縱向貫穿裂縫，試件破壞，見圖6d。

圖6 全栓釘試件破壞形態(tài)

4 試驗結(jié)果及其分析

4.1 荷載位移曲線

荷載-位移曲線見圖7。由圖7可知，三種類型試件的荷載-位移曲線均大致可分為三個部分:(1)彈性階段。此階段荷載基本由混凝土承擔，荷載和混凝土底部的位移成正比。(2)彈塑性階段。此階段混凝土已開裂，荷載由混凝土和鋼筋共同承擔，荷載與位移呈非線性增長，且速率逐漸降低。(3)屈服階段?；炷帘粔核楹螅奢d基本全由鋼筋承擔。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，見圖8。

圖8 結(jié)合部橫向彎矩

4.2.1 雙PBL試件

對于帶貫穿鋼筋的PBL連接件而言，大部分學者認為其承載力主要由孔洞內(nèi)混凝土和貫穿鋼筋承擔。根據(jù)《波形鋼腹板組合梁橋技術標準》(CJJ/T 272—2017)，雙開孔板連接件的橫向彎矩為:

式中:Md為彎矩設計值(N·mm)；n為與Md對應板寬內(nèi)的單排開孔鋼板的孔數(shù)量；b為開孔板間距(mm)；Vu為單個開孔鋼板連接件受剪承載力設計值(N)，取Vu1和Vu2的較小值。

其中，Vu1和Vu2為:

根據(jù)式(1)計算得出試件的極限承載力設計值為211.25 kN·m，試驗得出的極限承載力為310.19 kN·m?？梢娨?guī)范中的公式略有保守，且所設計的建筑物有一定的安全儲備。

4.2.2 嵌入式試件

對于嵌入式試件，嵌入式連接件的極限承載力設計值計算，未見相關文獻和規(guī)范介紹。根據(jù)本試驗可知，嵌入式試件的承載力小于雙PBL試件和全栓釘試件，但因未進行大量試驗，故試驗所得極限承載力存在偶然性。

4.2.3 全栓釘試件

對于全栓釘連接件而言，橫向抗彎承載力主要由栓釘?shù)睦瘟沓袚?。根?jù)《波形鋼腹板組合梁橋技術標準》(CJJ/T 272-2017)，全栓釘連接件的彎矩計算公式:

式中:Md為角隅彎矩設計值(N·mm)；n為與Md對應板寬內(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計值(N)；H為栓釘長度(mm)。

根據(jù)式(4)計算得出試件的極限承載力設計值為230.94 kN·m，試驗所得到的極限承載力為244.38 kN·m?？梢娪嬎愎脚c試驗值吻合良好，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，類似于栓釘?shù)睦纹茐摹?/p>

(2)三種類型試件的荷載-位移曲線趨勢大致相同:首先是荷載與位移呈線性增長；然后荷載與位移呈非線性增長，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)范中對于雙PBL試件的抗彎承載力計算略有保守，試驗值大于規(guī)范設計值；而全栓釘試件的抗彎承載力設計值與試驗值吻合良好。