鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁抗剪性能分析

江東，邵永波，鄧?yán)迹艞?/p>

（西南石油大學(xué) 土木工程與測(cè)繪學(xué)院，成都 610500）

波紋腹板梁為普通工字型鋼梁的改進(jìn)形式而被廣泛用于橋梁、房屋和工業(yè)廠房等結(jié)構(gòu)中。波紋腹板的波折外形增加了平面外高度，從而在腹板厚度較小時(shí)依然具有較大的平面外剛度及較高的抗剪屈曲承載能力[1-3]。Yi等[4]采用數(shù)值計(jì)算方法研究梯形波紋腹板的剪切破壞模式時(shí)發(fā)現(xiàn)，梯形波紋腹板受剪時(shí)可能會(huì)發(fā)生3種不同的屈曲模式失效：局部屈曲、整體屈曲和耦合屈曲，并在參數(shù)研究基礎(chǔ)上提出了耦合屈曲承載力計(jì)算公式。對(duì)于波紋腹板的各種屈曲失效，國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究。李時(shí)等[5]對(duì)波紋腹板梁在剪力作用下的破壞機(jī)理及基本性質(zhì)進(jìn)行了理論分析。李國(guó)強(qiáng)等[6]采用數(shù)值分析方法研究了波紋腹板H型鋼梁的抗剪性能，并以板的穩(wěn)定理論為基礎(chǔ)提出了波紋腹板局部屈曲和整體屈曲的彈性極限強(qiáng)度以及剪切承載力計(jì)算公式。Sause等[7]提出了梯形波紋腹板發(fā)生局部屈曲和整體屈曲時(shí)波紋腹板的剛度計(jì)算公式。

考慮到工字梁一般承受彎矩和剪力作用，波紋腹板可顯著改善梁的抗剪屈曲性能，而彎矩則主要由翼緣承受。鋼板翼緣工字梁因其平板翼緣沒(méi)有足夠的抗扭剛度容易發(fā)生整體失穩(wěn)現(xiàn)象[8]。采用矩形、圓形和五邊形等鋼管混凝土翼緣來(lái)代替平板翼緣可以很好地提高工字梁抗扭剛度[9-11]。與平板翼緣工字梁相比，鋼管翼緣梁慣性矩更大，截面抗扭剛度提升顯著[12-13]。Sause[14]對(duì)鋼管混凝土上翼緣平腹板工字型曲梁與平板翼緣工字形曲梁開(kāi)展了對(duì)比試驗(yàn)，結(jié)果表明鋼管混凝土翼緣梁扭轉(zhuǎn)剛度較大，曲梁的整體穩(wěn)定性顯著提升。近年來(lái)，部分學(xué)者[15-17]將鋼管混凝土翼緣和波紋板相結(jié)合，提出了一種鋼管混凝土翼緣-波紋腹板工字梁構(gòu)件，并對(duì)其抗彎和抗剪等性能進(jìn)行試驗(yàn)和理論研究。結(jié)果表明，鋼管翼緣可以有效增強(qiáng)鋼梁的整體穩(wěn)定性，同時(shí)波紋腹板可以大幅提高鋼梁的抗剪承載力。

前期對(duì)波紋腹板以及鋼管翼緣工字梁的研究主要集中在直梁構(gòu)件中。隨著曲梁在實(shí)際工程中的廣泛應(yīng)用，其受力性能的研究也逐漸被重視，如：Yossef[18]提出了平板翼緣波紋腹板曲梁剪切強(qiáng)度的預(yù)測(cè)公式，Gao等[19]研究了鋼管混凝土翼緣平腹板曲梁的抗彎性能?？紤]到鋼管翼緣具有優(yōu)良的抗扭性能而波紋腹板具有很好的抗剪性能，設(shè)計(jì)了鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁（CG-RGTF-CW），并通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試和數(shù)值模擬方法對(duì)其抗剪性能進(jìn)行研究。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁（CG-RGTF-CW）受剪性能，參考《波紋腹板鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（CECS 291—2011）[20]設(shè)計(jì)制作了4個(gè)縮尺試件（包括1根直梁和3根曲梁）用于開(kāi)展曲梁的受剪承載力試驗(yàn)。試件設(shè)計(jì)過(guò)程中主要考慮以下幾個(gè)因素：1）為防止曲梁在加載過(guò)程中側(cè)翻而影響曲梁的受剪性能測(cè)試，曲梁弧度不宜設(shè)計(jì)過(guò)大，3個(gè)曲梁試件的弧度均取0.2 rad，對(duì)應(yīng)曲率半徑R=11.25 m。2）鋼管內(nèi)填充高強(qiáng)灌漿料以避免鋼管翼緣在受集中荷載時(shí)出現(xiàn)局部屈曲。由于鋼管翼緣尺寸限制，內(nèi)部沒(méi)有填充混凝土而是代替以高強(qiáng)灌漿料，主要是考慮混凝土骨料對(duì)填充質(zhì)量的影響。3）考慮到梁橫截面為單軸對(duì)稱截面，中和軸上移，為避免下翼緣過(guò)早屈服適當(dāng)加大下翼緣厚度。最終設(shè)計(jì)加工的4個(gè)試件上翼緣尺寸為bf×hu×tf=160 mm×60 mm×2.5 mm，下翼緣尺寸bf×tf=160 mm×12 mm，腹板厚度tw為2 mm，腹板高度hw為708 mm，跨度a為2 160 mm。所有試件詳細(xì)尺寸如表1所示，其中ST-G1為直梁，CT-G1、CT-G2以及CT-G3為曲梁。試件正視圖和俯視圖如圖1(a)所示，圖1(b)為橫截面示意圖，圖1(c)為波紋示意圖，直梁和曲梁的波紋腹板均設(shè)計(jì)為直腹板。在曲梁的波紋腹板與翼緣焊接過(guò)程中，將直腹板彎曲成曲腹板。圖1（c）中b為波紋子平板寬度，d為波紋子斜板投影長(zhǎng)度，c為波紋子斜板寬度，α為波紋傾角，hr為波紋深度。曲梁鋼管翼緣使用自動(dòng)拉弧機(jī)進(jìn)行彎曲加工，鋼管翼緣、波紋腹板、門式加載板和端板采用焊縫連接，鋼管內(nèi)部填充普通型高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料。

表1 試件幾何尺寸Table 1 Geometric dimensions of specimens

1.2 材性試驗(yàn)

鋼材拉伸試件按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T228.1—2010）[21]標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)加工。拉伸試件分別在波紋腹板、鋼管上翼緣以及下翼緣取樣，每個(gè)位置取3個(gè)。材性試驗(yàn)所得屈服強(qiáng)度f(wàn)y、極限抗拉強(qiáng)度f(wàn)u、斷裂后伸長(zhǎng)率e和彈性模量Es平均值如表2所示。以《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T50081—2002）[22]為依據(jù)制作3個(gè)邊長(zhǎng)為150 mm的高強(qiáng)灌漿料立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊，用于測(cè)試鋼管混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度。養(yǎng)護(hù)28 d后測(cè)得高強(qiáng)灌漿料立方體抗壓強(qiáng)度平均值為69 MPa。

表2 鋼材材料屬性Table 2 Mechanical properties of steels

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)在荷載量程為1 000 kN的四立柱壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，加載方案如圖2~3所示。試驗(yàn)加載過(guò)程中約束曲梁兩側(cè)端板的側(cè)向位移，曲梁兩側(cè)底部采用簡(jiǎn)支支座支撐。作動(dòng)器下方設(shè)置刀鉸裝置以實(shí)現(xiàn)梁平面內(nèi)自由轉(zhuǎn)動(dòng)且不發(fā)生平面外側(cè)向翻轉(zhuǎn)，如圖3所示。試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行校正清零后在梁試件跨中位置施加集中荷載。加載分為預(yù)加載和正式加載兩部分。首先預(yù)加載至0.2Pu（Pu為有限元模型預(yù)估的極限荷載），而后卸載并正式加載。正式加載過(guò)程首先采用位移控制加載至0.65Pu后，逐漸減緩加載速度直至腹板屈曲充分發(fā)展后終止試驗(yàn)。

圖2 加載裝置Fig. 2 Test loading device

圖3 加載示意圖Fig. 3 Test loading diagram

1.4 初始缺陷測(cè)量

考慮到波紋腹板的幾何初始缺陷對(duì)CG-RGTF-CW的抗剪性能的影響，在有限元模型中需要引入幾何初始缺陷。波紋腹板的幾何初始缺陷主要是腹板的平面外變形，如圖4(a)所示。使用激光水平儀輔助梁調(diào)平以保證梁水平放置。借助鉛垂線和水平尺測(cè)量翼緣至腹板間每塊波紋子板的水平距離，將測(cè)得的值減去翼緣外伸長(zhǎng)度便為腹板初始變形值。圖4(b)為測(cè)量的不同試件腹板的初始缺陷值，3個(gè)試件波紋腹板的面外變形基本在2 mm之內(nèi)。

圖4 試件的初始缺陷Fig. 4 Initial geometric imperfections of specimens

1.5 測(cè)點(diǎn)布置

CG-RGTF-CW受剪承載力試驗(yàn)中，采用三軸應(yīng)變花監(jiān)測(cè)波紋腹板失效過(guò)程的應(yīng)變發(fā)展。試驗(yàn)準(zhǔn)備階段利用有限元模型模擬試件可能出現(xiàn)剪切屈曲的位置。在可能失效的位置布置一定數(shù)量的應(yīng)變花用以監(jiān)測(cè)腹板的應(yīng)變。在腹板兩側(cè)對(duì)稱位置布置位移計(jì)用于監(jiān)測(cè)腹板面外位移，基于測(cè)得的位移值判斷腹板的屈曲模式。在梁的跨中下翼緣兩側(cè)豎向?qū)ΨQ位置布置2個(gè)位移計(jì)，兩者測(cè)得的位移平均值做為試件的彎曲撓度。圖5為不同試件的應(yīng)變花和位移計(jì)的測(cè)點(diǎn)布置示意圖，其中LVDT代表高精度電阻式位移計(jì)，數(shù)字1~54代表靜態(tài)應(yīng)變數(shù)據(jù)采集儀的采集通道。

圖5 試件測(cè)量布置Fig. 5 Arrangement of strain rosettes and LVDTs

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 失效模式

為準(zhǔn)確描述CG-RGTF-CW試件的失效模式，分別采用白色和紅色線條對(duì)波紋腹板屈曲位置和應(yīng)變數(shù)據(jù)發(fā)生突變的位置進(jìn)行突出標(biāo)記，并對(duì)波紋子板自試件端板至跨中依次編號(hào)，如圖6所示。圖6(a)中白色線條標(biāo)記了直梁試件ST-G1達(dá)到極限承載力時(shí)波紋腹板的屈曲位置，即3~5號(hào)波紋子板。屈曲位于單個(gè)波紋子板范圍內(nèi)，表明腹板發(fā)生了局部剪切屈曲。曲梁試件CT-G1在達(dá)到極限承載力時(shí)其失效模式如圖6(b)所示，屈曲分別位于在6號(hào)和7號(hào)子板范圍內(nèi)，其失效模式與直梁試件ST-G1類似，表現(xiàn)為局部剪切屈曲。試件STG1和CT-G1均發(fā)生腹板的局部剪切屈曲主要原因是2個(gè)試件的波紋子板寬厚比較大，剪切屈曲的擴(kuò)展能夠被限制在較大寬度的子板區(qū)域內(nèi)。圖6(c)顯示了曲梁試件CT-G2的失效模式，在1~6號(hào)波紋子板范圍內(nèi)形成了1個(gè)近似45°的跨越多個(gè)子板的屈曲范圍，呈現(xiàn)出整體剪切屈曲特征。圖6(c)同時(shí)發(fā)現(xiàn)試件的整體剪切屈曲出現(xiàn)在靠近下翼緣的區(qū)域。這是由于鋼管上翼緣對(duì)波紋腹板的面外轉(zhuǎn)動(dòng)約束作用較強(qiáng)，腹板靠近上翼緣的屈曲發(fā)生時(shí)間滯后于腹板靠近下翼緣的屈曲，故腹板的屈曲位置下移。曲梁試件CT-G3失效模式如圖6(d)所示。試件CT-G3達(dá)到極限承載力時(shí)，分別在1~3號(hào)波紋子板和4號(hào)波紋子板呈現(xiàn)出整體屈曲特征和局部屈曲特征，失效模式為耦合剪切屈曲。與試件GT-G2相比，試件CT-G3沿梁的高度方向呈現(xiàn)出更大的屈曲范圍，原因是試件CT-G3因具有更小的波紋傾角（α=20°），腹板平面外彎曲剛度降低，從而增大了波紋腹板的屈曲范圍，該現(xiàn)象與Yossef[18]的研究結(jié)果一致。

圖6 失效模式Fig. 6 Failure modes

綜上所述，不同波紋腹板形狀和尺寸的CG-RGTF-CW試件在剪切載荷作用下呈現(xiàn)出不同的失效模式，較稠密的波紋腹板曲梁易發(fā)生腹板的整體剪切屈曲，而較稀疏的波紋腹板曲梁易發(fā)生局部剪切屈曲。在曲率較小時(shí)，曲梁和直梁的波紋腹板失效模式基本一致，曲率對(duì)失效模式影響不明顯。

2.2 荷載-位移曲線

試件的荷載-位移曲線如圖7所示。所有試件的荷載-位移曲線均呈現(xiàn)出線性增長(zhǎng)至峰值載荷隨后突然下降的趨勢(shì)。試件CT-G1、CT-G2、CT-G3和ST-G1的波紋腹板屈曲失效時(shí)對(duì)應(yīng)的跨中豎向位移分別為3.87、4.76、3.53、4.29 mm，均小于中國(guó)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)中構(gòu)件作為主梁時(shí)的撓度容許值l/400=5.4 mm[23]。對(duì)比4組曲線發(fā)現(xiàn)，曲梁試件CT-G1和直梁試件ST-G1的剛度基本保持一致，表明曲率較小時(shí)對(duì)試件剛度影響較小。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)試件CT-G1和ST-G1的剛度略低于試件CT-G2和CT-G3，這是因?yàn)榍岸咻^大的波紋傾角降低了其豎向剛度。Yossef[18]在研究中指出增大波紋傾斜角度超過(guò)一定范圍時(shí)會(huì)降低梁的剛度，試驗(yàn)結(jié)果與該研究結(jié)論相吻合。

圖7 跨中荷載-位移曲線Fig. 7 Load-displacement curves at mid span

試件CT-G1、CT-G2、CT-G3和ST-G1分別加載至458、564、512、473 kN時(shí)腹板發(fā)生屈曲，隨后波紋腹板梁的荷載分別下降了峰值荷載的23%、55%、68%和41%。圖7同樣表明，所以試件的荷載達(dá)到極值點(diǎn)后均出現(xiàn)有大幅降低，表現(xiàn)出典型的回跳現(xiàn)象，屬于不穩(wěn)定分岔屈曲。對(duì)比直梁試件ST-G1與曲梁試件CT-G1的荷載-位移曲線發(fā)現(xiàn)，曲梁的曲率較小時(shí)曲率對(duì)承載力影響較小，兩者的極限荷載接近。

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

波紋腹板的屈曲失效過(guò)程也可以通過(guò)布置的應(yīng)變花監(jiān)測(cè)的測(cè)點(diǎn)位置應(yīng)變發(fā)展過(guò)程進(jìn)行分析。將應(yīng)變花所測(cè)的3個(gè)方向的線應(yīng)變帶入式（1）得到測(cè)點(diǎn)的主應(yīng)變，將主應(yīng)變帶入式（2）得到等效應(yīng)變。

圖8~11為試件的荷載-等效應(yīng)變曲線，其中(a)圖為應(yīng)變突變區(qū)域的荷載-等效應(yīng)變曲線，(b)圖為應(yīng)變未突變區(qū)域的荷載-等效應(yīng)變曲線。所有試件的荷載-等效應(yīng)變曲線表明，加載過(guò)程中波紋腹板上的應(yīng)變發(fā)展可以分為兩個(gè)階段：1）加載初期至荷載達(dá)到極值點(diǎn)前，應(yīng)變隨荷載呈線性增加；2）荷載達(dá)到極值點(diǎn)后，部分區(qū)域因屈曲引起應(yīng)變值發(fā)生突變。應(yīng)變未突變位置鋼材仍處于彈性階段，隨著荷載的下降腹板表現(xiàn)為彈性恢復(fù)。將圖8～11的(a)圖中顯示出應(yīng)變值突變的應(yīng)變花位置在圖6中用紅色方框標(biāo)出。發(fā)現(xiàn)應(yīng)變突變位置均處在屈曲范圍內(nèi)，可輔助驗(yàn)證試件的失效模式。

圖8 ST-G1荷載-等效應(yīng)變曲線Fig. 8 Load-equivalent strain curves for specimen ST-G1

圖9 CT-G1荷載-等效應(yīng)變曲線Fig. 9 Load-equivalent strain curves for specimen CT-G1

圖11 CT-G3荷載-等效應(yīng)變曲線Fig. 11 Load-equivalent strain curves for specimen CT-G3

2.4 荷載-側(cè)向位移曲線

為便于描述腹板側(cè)向位移的發(fā)展，在試件失效模式圖（如圖6所示）用黃色圓點(diǎn)標(biāo)記位移計(jì)布置位置。圖12(a)為直梁試件ST-G1的荷載-側(cè)向位移曲線。在達(dá)到峰值荷載474 kN時(shí)，2號(hào)及3號(hào)位移計(jì)測(cè)量值發(fā)生突變，其余測(cè)量值沒(méi)有顯著變化，這與實(shí)驗(yàn)中觀察到的現(xiàn)象一致，即腹板屈曲只發(fā)生在3～5號(hào)波紋子板。從圖12(b)中可見(jiàn)，曲梁試件CT-G1達(dá)到峰值荷載時(shí)，位移計(jì)的測(cè)量值均未出現(xiàn)突變。隨著荷載下降至330 kN，3號(hào)位移計(jì)測(cè)量值開(kāi)始突變。荷載進(jìn)一步下降至310 kN后，同樣的現(xiàn)象出現(xiàn)在2號(hào)位移計(jì)中。位移計(jì)測(cè)量值的變化情況與試驗(yàn)中所觀察的現(xiàn)象一致，曲梁試件CT-G1的屈曲從6、7號(hào)子板靠近跨中下翼緣處開(kāi)始，而后沿45°方向向上依次延伸至5號(hào)子板及3號(hào)子板。曲梁試件CT-G2的荷載-側(cè)向位移曲線如圖12(c)所示。峰值荷載后，1~3號(hào)位移計(jì)因所在子板屈曲引起側(cè)向位移值突變。7號(hào)及8號(hào)位移計(jì)均在試件未破壞的一側(cè)，在荷載下降過(guò)程中測(cè)量值也出現(xiàn)增大，這是由于曲梁試件發(fā)生平面外傾斜所導(dǎo)致的。曲梁試件CT-G3的荷載-側(cè)向位移曲線見(jiàn)圖12(d)。5號(hào)及6號(hào)位移計(jì)測(cè)量值因腹板屈曲產(chǎn)生突變。4號(hào)位移計(jì)不在屈曲范圍但監(jiān)測(cè)到相對(duì)較小的側(cè)向位移突變，這可能是由于1~4號(hào)子板較大的屈曲變形影響相鄰子板所導(dǎo)致。

圖12 腹板荷載-側(cè)向位移曲線Fig. 12 Load-lateral displacement curves of corrugated web

3 有限元分析

3.1 有限元模型

在有限元模型中，采用8節(jié)點(diǎn)線性縮減積分三維實(shí)體單元（C3D8R）模擬上翼緣鋼管內(nèi)的高強(qiáng)灌漿料，鋼管和鋼板采用4節(jié)點(diǎn)縮減積分曲殼單元（S4R）模擬。模型采用結(jié)構(gòu)式網(wǎng)絡(luò)劃分技術(shù)。經(jīng)過(guò)收斂性試算，網(wǎng)格尺寸取翼緣寬度1/5可以在滿足計(jì)算結(jié)果收斂的要求下提高計(jì)算效率。在相互作用方面，假定鋼管與混凝土表面無(wú)相對(duì)滑移，并采用“Tie”約束將矩形鋼管與混凝土進(jìn)行綁定。在門式墊板中間設(shè)置參考點(diǎn)與墊板上表面進(jìn)行耦合。邊界約束及加載情況如圖13所示。鋼材采用Han等[24]提出的簡(jiǎn)化五階段本構(gòu)關(guān)系，其中彈性模量、屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度采用實(shí)測(cè)拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)。高強(qiáng)灌漿料的材料屬性使用Han等[24]提出的等效應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系進(jìn)行定義。將Buckle分析中第一階屈曲模態(tài)作為初始幾何缺陷引入Risk非線性靜力分析中，缺陷取試驗(yàn)測(cè)得最大值。

圖13 邊界約束Fig. 13 Boundary conditions

3.2 結(jié)果分析

圖14為4個(gè)試件在極限荷載時(shí)的破壞模式對(duì)比圖。從圖14(a)和圖14(b)可知，試件ST-G1和CT-G1的屈曲都發(fā)生在單個(gè)子板，均為局部剪切屈曲。試件CT-G2子板較窄，屈曲橫跨多個(gè)子板為整體剪切屈曲，如圖14(c)所示。從圖14(d)可見(jiàn)，波紋腹板發(fā)生耦合剪切屈曲。綜上，4個(gè)試件的有限元失效模式均與試驗(yàn)結(jié)果相同。試驗(yàn)與有限元模型所得荷載-位移曲線對(duì)比如圖15所示。試驗(yàn)試件承載力和剛度與有限元模擬結(jié)果接近。表3中列出了詳細(xì)的承載力對(duì)比，結(jié)果表明有限元結(jié)果誤差均在10%以內(nèi)，驗(yàn)證了有限元模型的精確性。

圖14 試驗(yàn)與FE破壞模式對(duì)比Fig. 14 Comparison of failure modes between test and FE for four specimens

圖15 試驗(yàn)與FE荷載位移曲線對(duì)比Fig. 15 Comparison of load-displacement curves between the test and FE results

表3 試驗(yàn)與FE極限荷載對(duì)比Table 3 Comparison of the ultimate capacity between FE and test results

4 參數(shù)分析

為進(jìn)一步研究不同參數(shù)對(duì)CG-RGTF-CW抗剪性能的影響，采用提出的有限元模型進(jìn)行了參數(shù)分析。根據(jù)文獻(xiàn)[25]的參數(shù)范圍建議，分析了曲率，腹板高厚比hw/tw，波紋子平板寬b，波紋傾角α，波紋深度hr和腹板約束條件等參數(shù)對(duì)CG-RGTF-CW抗剪性能的影響。參數(shù)分析中采用的CG-RGTF-CW模型基本尺寸如表4所示。

表4 模型基本幾何尺寸Table 4 Basic geometric dimensions of models

4.1 曲率（Z）的影響

曲率參數(shù)Z反應(yīng)曲梁的彎曲程度，由式（3）計(jì)算得到[18]，式中a為跨度、R是曲率半徑、tw為腹板厚度、ν是泊松比。參數(shù)分析中，模型的Z值分別取0、200、400、600、800、899。

隨著梁曲率的增加，失效模式（10倍放大圖）及荷載-位移曲線出現(xiàn)顯著變化，分別如圖16~17所示。當(dāng)曲率參數(shù)Z從0增加到200時(shí)，腹板發(fā)生耦合剪切屈曲，梁的剛度有所降低，承載力下降約1.5%。考慮曲梁扭轉(zhuǎn)變形影響，腹板發(fā)生屈曲破壞時(shí)腹板上剪力分量為F×cosφ=0.98F，如圖18所示?？山普J(rèn)為該峰值荷載即為腹板屈曲失效的承載力。此時(shí)曲率較小，對(duì)腹板剪切屈曲強(qiáng)度影響不大。

圖17 不同Z模型的荷載-位移曲線Fig. 17 Load-displacement curves with different curvatures

圖18 模型受載偏轉(zhuǎn)示意圖Fig.18 Diagram of model deflection

隨著曲率進(jìn)一步增大，梁彈性階段剛度逐漸降低，承載力大幅下降，構(gòu)件失效模式由腹板屈曲向整體彎扭失效轉(zhuǎn)變。與小曲率梁(Z<200)不同，在達(dá)到峰值荷載時(shí)，曲率較大的梁的鋼管翼緣進(jìn)入屈服。這意味著上翼緣承擔(dān)的荷載增大，鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣抗彎扭性能得以發(fā)揮。上翼緣彎曲產(chǎn)生的附加扭矩，使模型發(fā)生整體彎扭變形失效，腹板并未屈曲。

4.2 波紋子平板寬度（b）的影響

通過(guò)改變波紋子平板寬度(b)以研究子板寬高比(b/hw)對(duì)CG-RCFTF-CW抗剪性能的影響。b分別取30、50、80、100、130、230 mm。hw保持不變?yōu)?00 mm，b/hw分別為0.04、0.07、0.11、0.14、0.18、0.32。第一階屈曲模態(tài)如圖19所示。從圖19中可知，隨著b增加，b/hw增大，屈曲模式由耦合剪切屈曲向局部剪切屈曲轉(zhuǎn)變。荷載-位移曲線如圖20所示，隨著b/hw增大，試件承載力有所降低，試件剛度變化不顯著。當(dāng)b/hw＜0.14時(shí)腹板發(fā)生耦合剪切屈曲。此時(shí)b/hw對(duì)梁的極限承載力影響不大。當(dāng)b/hw＞0.18時(shí)，腹板發(fā)生局部剪切屈曲，極限承載力有較大幅度下降。由此可見(jiàn)，在波紋尺寸設(shè)計(jì)中，合理調(diào)整子板水平板寬，降低寬高比b/hw，可改善CG-RCFTF-CW的承載力，充分發(fā)揮腹板材料性能。

圖19 不同b模型的屈曲模態(tài)Fig. 19 Buckling modes with different corrugation lengths

圖20 不同b模型的荷載-位移曲線Fig. 20 Load-displacement curves with different corrugation lengths

4.3 波紋傾角（α）的影響

波紋傾角(α)分別取23°、30°、45°、50°。荷載-位移曲線和第一階屈曲模態(tài)分別如圖21~22所示。隨著波紋傾角增加，承載力逐漸提高，剛度呈略微下降趨勢(shì)。當(dāng)波紋傾角小于30°時(shí)，腹板發(fā)生耦合剪切屈曲。保持子斜板水平投影長(zhǎng)度(d)不變，增大波紋傾角同時(shí)會(huì)增大子斜板寬度(c)。當(dāng)α為45°和50°時(shí)，較大的子斜板寬度會(huì)導(dǎo)致腹板發(fā)生局部剪切屈曲。因局部屈曲不涉及相鄰子板，所以α對(duì)局部剪切屈曲強(qiáng)度影響不大。此時(shí)增加α承載力不再顯著變化。

圖21 不同α模型的荷載-位移曲線Fig. 21 Load-displacement curves with different corrugation angles

圖22 不同α模型的屈曲模態(tài)Fig. 22 Buckling modes with different corrugation angles

4.4 腹板高厚比（hw/tw）的影響

腹板高度(hw=700 mm)不變，腹板厚度(tw)分別取1、1.5、2、2.5、3、3.5、4 mm，hw/tw分別為700、466、350、280、233、200、175。如圖23所示，隨著tw值增大，梁的剛度和承載力均增大。對(duì)于280

圖23 不同hw/tw模型的荷載-位移曲線Fig. 23 Load-displacement curves with different hw/tw ratios

圖24 不同hw/tw模型的屈曲模態(tài)Fig. 24 Buckling modes with different hw/tw ratios

4.5 波紋深度（hr）的影響

腹板厚度(tw=2 mm)保持不變，hr分別取23.16、40.52、57.85、69.37、127.27 mm，相應(yīng)的hr/tw為11.58、20.26、28.92、34.68、63.63。當(dāng)hr/tw＜20.26時(shí)，腹板發(fā)生耦合剪切屈曲。保持波紋傾角α不變，增大hr的同時(shí)會(huì)引起波紋子斜板寬度c的增大。當(dāng)hr/tw超過(guò)28.92時(shí)，因子斜板寬度較大，腹板發(fā)生局部剪切屈曲，如圖25所示。

圖25 不同hr模型的屈曲模態(tài)Fig. 25 Buckling modes with different corrugation depths

圖26中的荷載-位移曲線表明，腹板發(fā)生耦合剪切屈曲時(shí)極限承載力較大。腹板發(fā)生局部剪切屈曲時(shí)，承載力隨hr/tw增加而逐漸減小。

圖26 不同hr模型的荷載-位移曲線Fig. 26 Load-displacement curves with different corrugation depths

4.6 翼緣與腹板約束條件的影響

波紋腹板剪切屈曲強(qiáng)度受邊界約束條件影響，為研究鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣對(duì)波紋腹板抗剪屈曲性能影響，分別對(duì)簡(jiǎn)支(simple juncture, S)和固支(fixed juncture, F)下的波紋腹板進(jìn)行彈性屈曲分析[26]。腹板臨界剪切屈曲強(qiáng)度如表5所示，表中τcr,S為簡(jiǎn)支條件下的剪切屈曲強(qiáng)度，τcr,F為固支條件下的剪切屈曲強(qiáng)度。從表5中可知，固支邊界約束下波紋腹板的臨界剪切屈曲強(qiáng)度稍高，CG-RCFTF-CW臨界屈曲荷載比腹板在固支約束條件下的臨界屈曲荷載高，原因有兩方面：一是由于鋼管翼緣對(duì)波紋腹板約束較強(qiáng)；二是鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣承擔(dān)了部分剪力。當(dāng)波紋腹板厚度較小時(shí)，翼緣與腹板的約束對(duì)腹板臨界剪切屈曲強(qiáng)度影響更為顯著。降低波紋腹板高厚比也可以提高腹板抗剪性能。曲率大小對(duì)波紋腹板抗剪屈曲性能影響較小。鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣對(duì)腹板的約束作用較強(qiáng)且能承擔(dān)部分剪力，對(duì)波紋腹板抗剪屈曲性能具有顯著提升作用。

表5 不同約束臨界剪切屈曲強(qiáng)度Table 5 Critical shear stress of the corrugated web with different constraints

5 結(jié) 論

對(duì)鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣-波紋腹板新型曲梁和直梁的抗剪切性能進(jìn)行了試驗(yàn)和有限元分析，基于研究結(jié)果可得出以下結(jié)論：

1）鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁（CG-RCFTF-CW）的波紋疏密程度不同會(huì)導(dǎo)致梁的失效模式發(fā)生改變。波紋較稠密易發(fā)生腹板整體屈曲，較稀疏易發(fā)生腹板局部屈曲。

2）曲率較小時(shí)，曲梁與直梁承載力基本一致。隨著曲率參數(shù)Z增大，承載力下降，曲梁破壞模式由腹板屈曲向整體彎扭屈曲轉(zhuǎn)變。

3）增大腹板厚度tw，降低腹板高厚比(hw/tw)，可顯著提高CG-RCFTF-CW的承載力。波紋傾角α和波紋深度hr的不同會(huì)造成腹板屈曲形式的不同。

4）鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣對(duì)腹板約束較強(qiáng)且能承擔(dān)部分剪力，在梁總體高度不變的情況下，鋼管翼緣由于具有一定高度可降低腹板高厚比，從而提高波紋腹板抗剪屈曲性能。