鋼管混凝土柱-軟鋼板組合高墩受壓性能試驗

蔡哲罕, 卓衛(wèi)東, 林楷奇, 王志堅, 劉秋江

(1.福州大學 土木工程學院, 福建 福州 350108; 2.福建省土木工程多災害防治重點實驗室, 福建 福州 350108; 3.福建省交通規(guī)劃設計院有限公司, 福建 福州 350043; 4.福建開放大學 理工學院, 福建 福州 350003)

在國內工程界,通常將墩高不低于35 m或長細比超過60～70的橋梁墩柱定義為高墩[1]。眾所周知,對建于強震區(qū)的高墩橋梁,需要關注墩身穩(wěn)定性、墩頂位移量及其抗震性能。然而,在2008年汶川大地震發(fā)生之前,國內外已投入運營的高墩橋梁幾乎都沒有經歷過強震的考驗。2008年汶川大地震中,以廟子坪大橋為代表的百米高墩橋梁經受了考驗;從其震害現(xiàn)象看,傳統(tǒng)的鋼筋混凝土(reinforcement concrete)高墩橋梁總體滿足了“大震不倒”的設防目標,但修復代價巨大[2]。為改善傳統(tǒng)RC高墩的抗震性能,國內外學者基于抗震韌性設計(seismic resilient design)理念,先后提出了以防屈曲支撐、組合連梁、裝配式混凝土薄壁板等作為可更換部件的新型高墩結構體系[3-7];研究表明,這些新型高墩均具有良好的抗震性能。文獻[8]根據(jù)高墩的構造特點,從能力設計原理和結構抗震韌性設計理念出發(fā),提出一種由四肢鋼管混凝土柱、低屈服點鋼板(軟鋼板)和鋼系梁共同組成的組合高墩結構;其特色在于四肢鋼管混凝土柱與軟鋼板共同圍合成箱形截面,鋼管混凝土柱肢以受壓為主,軟鋼板則兼具“結構元件”、“犧牲元件”和“耗能元件”的功能,且震后可通過更換受損的軟鋼板快速恢復高墩功能。文獻[9-10]結果表明,采用能力設計方法,軟鋼板作為“犧牲元件”可在大震中率先屈服,從而大幅降低了組合高墩的抗側剛度;同時其作為耗能元件,通過塑性變形耗散大量地震能量,使四肢鋼管混凝土柱始終處于彈性狀態(tài),保證組合高墩始終具有足夠的受壓承載力。

對于鋼管混凝土組合截面的中長柱結構(如鋼管混凝土格構柱、疊合柱、異形柱及采用高強度材料組合的長柱等)的受壓性能,國內外目前已有不少研究成果。陳寶春等[11-15]對四肢鋼管混凝土格構柱、鋼管混凝土啞鈴形長柱等的受壓性能開展了系列試驗研究,結果表明,對于軸心或偏心受壓的四肢鋼管混凝土格構柱,綴管受力較小而始終處于彈性狀態(tài),破壞時均呈現(xiàn)整體破壞的形態(tài),且其極限承載力均隨長細比的增大而減少;隨著偏心率的增大,格構柱的整體側向撓度增大,極限承載力降低;對于軸心或偏心受壓的鋼管混凝土啞鈴形長柱,破壞形態(tài)均為彈塑性失穩(wěn)破壞,而且其正截面受壓承載力及切向剛度均隨長細比和偏心率的增大而降低。胥民揚等[16-17]通過軸壓和雙向偏壓試驗,研究了L形鋼板連接方鋼管混凝土異形柱的受壓性能;結果表明,連接鋼板對各單肢柱的約束作用較強,三肢柱可以協(xié)同變形,整體性良好。陳宗平等[18]以徑寬比、長細比、偏心率等為參數(shù),對方鋼管螺旋筋混凝土柱進行了大量偏心受壓試驗,研究了各參數(shù)變化對其偏壓性能的影響;結果表明,試驗參數(shù)范圍內的螺旋筋間距和徑寬比對其延性和抗彎剛度有所提升,且其各項力學性能均優(yōu)于普通方鋼管混凝土;隨著長細比和偏心率的增加,破壞時其跨中撓度呈非線性增長,承載力、延性和抗彎剛度均有所下降。王志濱等[19]采用相同方法對圓端形鋼管混凝土柱進行了偏壓試驗,研究偏心率和長細比對其偏壓性能的影響,得出了與文獻[18]相近的結論;鋼管對混凝土具有一定約束,但峰值荷載后發(fā)生了局部屈曲,加載全過程其截面保持平截面,側向撓度曲線近似半波曲線。羅霞等[20]開展了以長徑比為參數(shù)的軸壓試驗,探討了高強鋼管超高強混凝土軸壓柱的整體穩(wěn)定性能,結果表明,相較普通鋼管混凝土,其彈性階段比例高,彈塑性階段不明顯;隨著長徑比的增加,破壞模式由受壓強度破壞轉為彎曲失穩(wěn)破壞,初始缺陷引起的二階效應更加顯著,鋼管的套箍效應對承載力的增強作用下降。

目前,關于鋼管混凝土柱以及相關組合截面柱式構件的受壓性能研究已較為成熟。本文研究的鋼管混凝土柱-軟鋼板組合箱形截面高墩為一種可更換部件的新型組合截面高墩,前期工作表明其具有良好的抗震性能和震后可恢復性。然而,關于其靜力性能目前尚缺乏研究,需在試驗基礎上對各因素分別進行研究,進一步了解新型高墩的受力機理。為此,本文以荷載偏心率、軟鋼板厚度為試驗參數(shù),設計加工了一系列新型組合高墩試件,通過軸壓和偏壓試驗,深入探討荷載偏心率、軟鋼板厚度對其受壓性能的影響,為該新型組合高墩的進一步研究打下基礎。

1 受壓性能試驗概況

1.1 試件設計與制作

以某高速公路高墩橋梁為工程背景,根據(jù)前期研究成果[9-10]及試驗要求,設計了縮尺比例為1∶10的新型組合高墩試件,原型墩高為40.10 m,試件高H為4 010 mm。考慮到鋼管混凝土柱的設計已經成熟,故試驗考慮的參數(shù)為荷載偏心率和軟鋼板厚度;根據(jù)實際高墩橋梁調查,確定各試件的偏心率和軟鋼板厚度;為了與新型組合高墩進行對比,設計了柱肢間僅通過鋼系梁連接、無軟鋼板連接的對比試件t0e0。各試件的試驗參數(shù)如表1所示。

表1 試驗試件設計參數(shù)Table 1 Parameters of Specimens

圖1為新型組合高墩試件的構造示意圖。各試件高4 010 mm,縱橋向柱肢之間的軸心距h為280 mm,橫橋向柱肢間軸心距b為460 mm,兩柱肢間沿墩高方向各布置4根Q345鋼系梁,兩道系梁之間的凈距為1 090 mm;采用截面尺寸為100 mm×100 mm、壁厚4 mm的Q345方形鋼管,內填C50自密實微膨脹混凝土,含鋼率為18%;鋼系梁采用尺寸為150 mm×80 mm×10 mm的H型鋼,與方鋼管通過焊接連接;在鋼管混凝土柱和鋼系梁上均焊接了預留螺栓孔的連接腹板,螺栓間距取100 mm,滿足《鋼結構設計規(guī)范》(GB 50017-2017)中的螺栓間距要求;軟鋼板采用LYP100(屈服強度為100 MPa)鋼板,通過高強螺栓與周邊連接腹板相連接,與四肢鋼管混凝土柱組合形成箱形截面。

圖1 新型組合高墩試件構造Fig.1 Details of test specimens

四肢方鋼管頂部與底部均焊接尺寸為760 mm×580 mm×20 mm的鋼板作為端板,并預留澆筑混凝土的孔洞。根據(jù)新型組合高墩的設計概念,四肢鋼管混凝土柱為主要承壓部件,軟鋼板不直接參與受壓。為避免軟鋼板直接受壓,在鋼系梁與上、下端板之間均留有50 mm的間隙。

圖2展示新型組合高墩試件的部分制作場景。為避免柱腳處過早發(fā)生鋼管屈曲或其他破壞,在柱腳處焊接加勁肋,如圖2(b)所示;所有的焊接皆采用坡口熔透焊,以保證焊接處不發(fā)生撕裂或其他形式破壞;采用M12螺栓將軟鋼板與連接腹板連接,如圖2(d)和圖2(e)所示;加工120 mm厚的鋼板作為試件的加載端板,并在加載板上按預定偏心距設置相應的條形凹槽,如圖2(f)所示,通過刀鉸可對試件施加偏心壓力。

圖2 試件制作過程Fig.2 Process for preparing specimens

根據(jù)《金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010),分別對鋼管、軟鋼板和鋼系梁采用的鋼材進行材性測試,材性試驗結果如表2所列。在四肢鋼管內混凝土澆筑完成后,將其置于室溫下養(yǎng)護,同時制作3組邊長為150 mm的標準混凝土立方體試塊,同條件養(yǎng)護28 d,按照《混凝土物理力學性能試驗方法標準》(GB/T 50081-2019)測得混凝土的立方體抗壓強度平均值為63.83 MPa,彈性模量為34 500 MPa。

表2 鋼材力學性能Table 2 Mechanical properties of steel

1.2 加載方案與測點布置

本試驗在福州大學福建省土木工程多災害防治重點實驗室內實施,加載裝置為10 000 kN長柱壓力試驗機,如圖3所示。試件放置于試驗機承臺上,試件頂部端板通過螺栓與加載端板連接,并通過刀鉸將壓力傳遞至預留偏心距凹槽的加載板上,從而實現(xiàn)對試件的不同偏心率荷載加載。由于試件高度較大,僅于試件頂部設置刀鉸,底部則直接與試驗機承臺連接,故試件的邊界條件近似于“上端鉸接、下端固接”。采用分級單調加載制度,試驗前對試件進行預加載;預加荷載為預估峰值荷載的30%,分2級進行。正式加載時,在荷載達到60%預估峰值荷載之前,采用分級加載方式,每級的加載量為預估峰值荷載的1/20,持荷時間為2 min;加載荷載大于60%預估峰值荷載之后,采用位移連續(xù)加載,出于安全考量,試件出現(xiàn)明顯側向變形或試驗機加載速度跟不上試件變形速度或試驗停止。

圖3 軸壓試驗加載裝置Fig.3 Compression test setup

試件受到的軸心壓力或偏心壓力均由長柱壓力試驗機自動采集,圖4為本試驗采用的位移和應變測點布置圖。為測量試件變形,采用圖4(a)所示位移計布置方式,共布置了18個位移計(D1～D18):其中,D1～D16沿試件高度方向布置在遠載側柱肢(L1,L3),以測量試件側向撓度;D17和D18布置在試件底部端板上,測量試件底部的軸向位移和傾斜情況。采用圖4(b)所示應變片布置方式,測量試件鋼管、軟鋼板和組合截面的應變變化情況。

圖4 位移和應變測點布置Fig.4 Arrangement of displacement gauges and strain gauges

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象與試件破壞形態(tài)

對于新型組合高墩軸壓試件t05e0,在加載至95%峰值荷載Nu前,試件全截面發(fā)生壓縮變形,無明顯的側向變形;在軸壓力接近Nu時,試件中上部出現(xiàn)明顯的整體側向彎曲變形,一側柱肢(L2、L4)鋼管外側在0.65H高度附近出現(xiàn)鼓曲;加載至Nu時,該側柱肢(L2、L4)鋼管外側鼓曲程度加大,而與軟鋼板連接的內側面并未出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象,試件中上部產生了明顯的整體面內彎曲變形,鋼管內部發(fā)出連續(xù)的混凝土壓碎聲,承載力迅速下降。圖5(a)顯示其最終的破壞形態(tài),可見破壞時其兩側柱肢的側向撓度基本一致,呈整體面內彎曲變形形態(tài),測量結果證明其破壞類型屬彈塑性失穩(wěn)破壞;造成此破壞形態(tài)的原因,主要是在試件加工制作和焊接中產生的初始缺陷以及加載時的荷載偏心誤差所致(高墩軸壓試件受初始缺陷和荷載偏心誤差的影響較大,更易于產生較大的二階彎矩)。

圖5 試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure patterns

與新型組合高墩試件不同,對于四肢鋼管混凝土柱式高墩軸壓試件t0e0,加載至0.7Nu時,一側柱肢(L2、L4)即開始出現(xiàn)微小的側向彎曲變形;在軸壓力接近Nu時,該側柱肢(L2、L4)在0.8H高度附近已出現(xiàn)較為明顯的面內局部彎曲,而另一側柱肢則未出現(xiàn)明顯的側向變形;加載至Nu時,試件單側柱肢局部產生了較大的側向彎曲變形,其破壞形態(tài)如圖5(b)所示,可見其破壞時一側柱肢的側向撓度明顯大于另一側柱肢的側向撓度。與新型組合高墩軸壓試件t05e0對比發(fā)現(xiàn),兩者的破壞形態(tài)存在明顯差異,其原因在于試件t0e0的四肢柱間缺少有效的連接件,柱肢節(jié)間長細比過大,四肢柱無法協(xié)同變形,故出現(xiàn)單側柱肢節(jié)間局部失穩(wěn)破壞。

對于新型組合高墩各偏心受壓試件,加載至0.67Nu～0.83Nu時,試件的整體側向彎曲變形開始明顯發(fā)展;加載至Nu時,各試件均產生較大的整體側向彎曲變形,個別試件近載側鋼管在頂部或0.65H附近出現(xiàn)了微小局部鼓曲。各試件的破壞形態(tài)如圖5(c)～圖5(f)所示,可見其破壞形態(tài)相近,破壞時兩側柱肢的側向撓度均基本一致,呈整體面內彎曲變形形態(tài)。

試驗現(xiàn)象觀察表明,新型組合高墩試件在軸心力或偏心力加載全過程中,所有螺栓及連接板等構造均未發(fā)生破壞,焊縫未出現(xiàn)撕裂,實現(xiàn)了預期的試件設計目標;此外,四肢柱在軟鋼板和鋼系梁的約束下基本協(xié)調變形,未出現(xiàn)明顯的局部變形,表明新型組合高墩在軸心或偏心受壓下均具有良好的整體協(xié)同工作性能。

2.2 荷載-側向撓度曲線

圖6給出各新型組合高墩試件在達到峰值荷載時側向撓度沿試件高度的分布曲線;對于新型組合高墩偏心受壓試件,由于試件整體協(xié)同工作性能良好,各柱肢在同一高度的側向撓度值基本相同,故側向撓度值取試件遠載側柱肢同一高度處2個位移計所測側向撓度的平均值。由圖6可以發(fā)現(xiàn),所有試件的撓度曲線形狀均近似于正弦半波曲線,且波峰皆出現(xiàn)在0.65H～0.75H高度處;偏心率對撓度有明顯影響,在相同高度處撓度隨偏心率的增大而增大,而軟鋼板厚度對試件的側向變形形態(tài)和撓度的影響基本可以忽略。此外,在試件底部曲線的傾斜角度始終未超過1.2°,基本保持水平?？梢?試件的邊界條件近似滿足“上端鉸支、下端固定”。

圖7給出各試件的荷載-側向撓度曲線,這里側向撓度取為最大撓度出現(xiàn)的高度處側向撓度發(fā)展。由圖7可以發(fā)現(xiàn):

圖7 荷載-側向撓度關系曲線Fig.7 Load-lateral deflection curves

1)對于新型組合高墩軸壓試件t05e0,在軸壓力小于0.95Nu前,其側向撓度幾乎沒有增長,而柱式高墩軸壓試件t0e0在加載至0.7Nu時,一側柱肢的側向撓度即較快增長,但兩者破壞時均產生明顯的側向彎曲變形;與柱式高墩軸壓試件t0e0相比,新型組合高墩軸壓試件t05e0的初始斜率和極限承載力分別提高了57.1%和14.4%,說明新型組合高墩采用的組合箱形截面有效提高了其截面抗彎剛度和極限承載力。

2)對于相同軟鋼板厚度、不同偏心率的新型組合高墩偏心受壓試件,偏心率對其側向撓度和極限承載力均有明顯影響:偏心率越大,試件的側向撓度增速越快,導致二階彎矩效應越顯著,極限承載力越低;與軸壓試件相比,偏心率為0.405的試件的承載力下降了38.8%,但與峰值荷載相應的側向撓度(簡稱峰值撓度)增加了128%。

3)對比相同偏心率、不同軟鋼板厚度的偏壓試件t05e02與t10e2的荷載-側向撓度曲線可見,后者的初始斜率和極限承載力分別提高了22.7%和8.6%,峰值撓度減小了17.8%,這表明增大鋼板厚度可有效提高新型組合高墩的截面抗彎剛度和極限承載力。

2.3 荷載-軸向位移曲線

圖8給出各試件的荷載-軸向位移曲線,可以發(fā)現(xiàn),各軸壓和偏壓試件的荷載-軸向位移曲線基本可分為3個階段:1)彈性段,軸向位移隨荷載增大呈近似線性增長;2)彈塑性段,軸向位移隨荷載增大呈非線性增長;3)下降段,試件達到峰值荷載后,承載力隨軸向位移的增大而下降。對于偏心受壓試件,在其達到峰值荷載后,下降段均較為平緩,表現(xiàn)出較好的延性;而軸壓試件的下降段較陡,延性較差。

圖8 荷載-軸向位移關系曲線Fig.8 Load-axial displacement curves

從圖8(a)可見,與柱式高墩軸壓試件t0e0相比,新型組合高墩軸壓試件t05e0的彈性段斜率(初始軸向剛度)僅增大4.5%,說明采用組合箱形截面對其軸壓剛度影響不大。

對比相同軟鋼板厚度、不同偏心率的偏壓試件的荷載-軸向位移曲線可見(圖8(b)),偏心率對彈性段斜率有明顯影響:偏心率越大,試件的彈性段斜率越小,且越早進入彈塑性階段;與軸壓試件相比,偏心率為0.405的試件的彈性段斜率下降了35.7%。

對比相同偏心率、不同軟鋼板厚度的偏壓試件t05e02與t10e2的荷載-軸向位移曲線可見(圖8(c)),兩者彈性段曲線基本重合,說明增大軟鋼板厚度對新型組合高墩軸壓剛度的影響可以忽略。

2.4 鋼管應變發(fā)展

圖9給出各試件的荷載-鋼管縱向應變曲線;應變值取應變發(fā)展最快的0.65H高度截面處鋼管應變測點的平均縱向應變。

圖9 荷載-鋼管縱向應變曲線Fig.9 Curves of load-longitudinal strain of steel tubes

由圖9(a)和圖9(b)可見,新型組合高墩軸壓試件t05e0與柱式高墩軸壓試件t0e0相比,兩者在鋼管屈服之前兩側柱肢鋼管縱向應變曲線基本重合,說明此階段各柱肢均勻受壓;在鋼管屈服之后,兩側柱肢鋼管縱向壓應變繼續(xù)增長并開始出現(xiàn)差異,但前者差異較小,且荷載隨縱向壓應變增長沒有明顯的增大,而后者則差異明顯,且荷載隨縱向壓應變增長仍可繼續(xù)顯著增大。這表明新型組合高墩具有比四肢鋼管混凝土柱式高墩明顯更佳的整體協(xié)同工作性能。此外,在達到峰值荷載時,2個軸壓試件兩側鋼管縱向應變均遠大于屈服應變,說明兩者的破壞類型均屬于彈塑性失穩(wěn)破壞。

對比相同軟鋼板厚度、不同偏心率的偏壓試件的荷載-鋼管縱向應變曲線可見(圖9(c)),各試件遠載側與近載側柱肢的鋼管縱向應變發(fā)展存在明顯差異,前者的鋼管縱向應變遠小于后者,但均處于受壓狀態(tài),說明在偏心率不超過0.405時,各試件均為全截面受壓;在達到峰值荷載時,近載側柱肢的鋼管縱向應變均遠大于屈服應變,而遠載側柱肢鋼管既可能屈服,也可能未屈服,縱向應變隨偏心率增大而減小。此外,偏心率對各柱肢受力有明顯影響:偏心率越大,遠載側與近載側柱肢的鋼管縱向應變發(fā)展差異越大,且近載側鋼管越快屈服。

對比相同偏心率、不同軟鋼板厚度的偏壓試件t05e02與t10e2的荷載-鋼管縱向應變曲線可見(圖9(d)),兩者在彈性段的曲線基本重合,在鋼管屈服后,兩者曲線開始有所差異;軟鋼板厚度越大,遠載側與近載側柱肢的鋼管縱向應變差異相對較小,說明增大軟鋼板厚度可減小荷載偏心造成的兩側柱肢受力的不均勻。

圖10給出各試件的荷載-應變比曲線;這里應變比是指鋼管外表面的橫向應變與縱向應變之比,取為試件在0.65H截面處各鋼管c測點的實測應變比。

圖10 荷載-應變比曲線Fig.10 Curves of load-strain ratio of steel tubes

由圖10(a)可以發(fā)現(xiàn),對于新型組合高墩軸壓試件t05e0,在加載至0.78Nu之前,兩側柱肢的鋼管應變比值基本都在0.23～0.30,與鋼材的泊松比較為接近,說明此時鋼管的套箍作用尚未發(fā)揮;在荷載超過0.78Nu后,兩側柱肢鋼管應變比值迅速增大,鋼管的套箍作用開始得到發(fā)揮;達到峰值荷載時,兩側柱肢鋼管的應變比均超過0.40,說明鋼管的套箍作用已充分發(fā)揮。對于柱式高墩軸壓試件t0e0,在其達到峰值荷載時,L3柱肢鋼管應變比值僅為0.305,遠低于L4柱肢鋼管的應變比,說明此時L3柱肢一側鋼管的套箍作用未充分發(fā)揮。

由圖10(b)可以發(fā)現(xiàn),對于新型組合高墩各偏心受壓試件,在其達到峰值荷載時,近載側柱肢鋼管的應變比均超過0.40,說明近載側柱肢鋼管的套箍作用可充分發(fā)揮;而遠載側柱肢鋼管的應變比均未超過0.40,且偏心率越大,應變比越低,遠載側柱肢鋼管的套箍作用越不能充分發(fā)揮。

由圖10(c)可以發(fā)現(xiàn),與相同偏心率的偏壓試件t05e02相比,軟鋼板厚度較大的偏壓試件t10e2在近載側和遠載側柱肢鋼管的應變比均較大,說明增大軟鋼板厚度,有利于發(fā)揮鋼管的套箍作用。

2.5 軟鋼板和鋼系梁應變發(fā)展

圖11給出新型組合高墩軸壓試件和典型偏壓試件(偏心率為0.27)中軟鋼板的荷載-縱向應變曲線;應變值取應變發(fā)展最快的0.7H截面處軟鋼板各測點的縱向應變。由圖11可見,新型組合高墩試件在軸心或偏心壓力作用下,軟鋼板在加載全過程均呈現(xiàn)縱向受壓狀態(tài)。

圖11 荷載-軟鋼板縱向應變曲線Fig.11 Curves of load-longitudinal strain of LYP steel plates

對于新型組合高墩軸壓試件t05e0,由圖11(a)可以發(fā)現(xiàn),在軟鋼板屈服之前,各測點的縱向應變發(fā)展基本一致,說明軟鋼板整體均勻受壓;當軸壓力超過0.4Nu后,軟鋼板開始進入彈塑性階段,各測點的縱向壓應變繼續(xù)增大,但發(fā)展略有差異,且荷載隨縱向壓應變增長仍可繼續(xù)顯著增大;當軸壓力達到Nu時,各測點的縱向應變均遠超過屈服應變。這表明新型組合高墩達到軸壓承載力時,可忽略軟鋼板的軸壓剛度貢獻。

對于新型組合高墩偏壓試件,由圖11(b)和圖11(c)可以發(fā)現(xiàn),由于偏心荷載作用和側向撓度產生的二階彎矩效應,各測點的縱向壓應變發(fā)展初始即不同步;當軸壓力達到Nu時,各測點的縱向應變也均遠超過屈服應變。此外,與相同偏心率的偏壓試件t05e02相比,軟鋼板厚度較大的偏壓試件t10e2的屈服荷載更小,且達到峰值荷載時各測點的縱向壓應變更大,說明增大軟鋼板厚度,更有利于發(fā)揮軟鋼板的“結構元件”作用。

圖12繪出新型組合高墩軸壓試件和典型偏壓試件(偏心率分別為0.27和0.405)在2個不同截面處軟鋼板的荷載-橫向應變曲線及鋼系梁的荷載-縱向應變曲線。從圖12可以發(fā)現(xiàn),試件在軸心或偏心壓力作用下,軟鋼板在加載全過程總體表現(xiàn)為橫向受拉,其橫向應變值相對縱向應變值均較小,且變化較為復雜,在偏心率較大時,橫向應變值可能超過其屈服應變;不同位置的鋼系梁的縱向應變發(fā)展差異較大,但其縱向應變值始終較小,即使在試件達到峰值荷載時,其縱向應變值也均遠小于其屈服應變,說明鋼系梁僅起到構造連接作用。

圖12 鋼系梁與軟鋼板荷載-橫向應變曲線Fig.12 Curves of load-horizontal strain of LYP steel plates and steel tie beams

2.6 組合截面應變分布

圖13繪出新型組合高墩偏壓試件受不同偏心壓力作用時組合截面的縱向應變分布曲線,圖13中從左到右數(shù)據(jù)點依次對應為L3柱肢鋼管b、c測點、軟鋼板g、f測點、L4柱肢鋼管c、d測點的應變值。

由圖13可以發(fā)現(xiàn),當偏心壓力為0.4Nu時,各偏壓試件均處于彈性狀態(tài),四肢鋼管混凝土柱與軟鋼板變形協(xié)調,故截面縱向應變分布接近于線性分布,基本滿足平截面假定;當偏心壓力為0.8Nu和Nu時,相應的截面縱向應變分布都明顯偏離線性分布,這是因為隨著偏心壓力增大,各偏壓試件進入彈塑性狀態(tài),四肢鋼管混凝土柱與軟鋼板變形不再協(xié)調,軟鋼板縱向應變發(fā)展相對鋼管明顯較為緩慢,使截面縱向應變分布偏離線性分布。對新型組合高墩偏壓試件,若僅考慮兩側鋼管的縱向應變分布,則其在加載全過程中截面縱向應變分布均接近于線性分布,近似符合“擬平截面假定”[21];由此可見,對新型組合高墩截面進行彎矩-曲率分析時,可按照“擬平截面假定”進行。

3 正截面受壓承載力

表3列出了各新型組合高墩試件及四肢鋼管混凝土柱式高墩軸壓試件t0e0的正截面受壓承載力。從表3可見,與柱式高墩軸壓試件t0e0相比,新型組合高墩軸壓試件t05e0的承載力提高了14.4%,說明新型組合高墩采用的組合箱形截面有效提高了其軸壓承載力;與軸壓試件t05e0相比,偏壓試件t05e01、t05e02和t05e03的極限承載力分別下降了18%、30%和39%,說明新型組合高墩試件的極限承載力隨偏心率的增大呈大幅下降趨勢;與相同偏心率的偏壓試件t05e02相比,軟鋼板厚度較大的偏壓試件t10e2的極限承載力提高約8.6%,說明增加軟鋼板厚度,可明顯提高新型組合高墩偏壓試件的極限承載力。

表3 受壓承載力試驗實測結果與公式計算結果對比Table 3 Comparison of compressive bearing capacities between test and calculation results

若忽略軟鋼板對受壓承載力的貢獻、將新型組合高墩視為四肢鋼管混凝土平腹桿格構柱,則可采用現(xiàn)行《鋼管混凝土結構技術規(guī)范》(GB 50936-2014)中格構柱受壓承載力的規(guī)范公式,計算新型組合高墩的正截面受壓承載力。表3給出了相關計算結果及其與試驗實測結果的對比,可以發(fā)現(xiàn),按格構柱的規(guī)范公式計算得到的新型組合高墩的受壓承載力明顯小于試驗實測值,且誤差隨偏心率和軟鋼板厚度增大而增大,說明在計算新型組合高墩的受壓承載力時,應充分考慮軟鋼板的“結構元件”作用。限于篇幅,對新型組合高墩的受壓承載力計算方法,作者將另文分析。

4 結論

1)新型組合高墩試件在軸心或偏心壓力作用下,四肢鋼管混凝土柱在軟鋼板和鋼系梁的約束下基本協(xié)調變形,表現(xiàn)出良好的整體協(xié)同工作性能;破壞時兩側柱肢的側向撓度均基本一致,呈整體面內彎曲破壞形態(tài),破壞類型為彈塑性失穩(wěn)破壞。

2)在偏心率不超過0.405時,四肢鋼管混凝土柱全截面受壓,軟鋼板處于縱向受壓、橫向受拉狀態(tài),鋼系梁受力較小,僅起構造作用;在達到極限承載力時,軟鋼板及近載側柱肢鋼管的縱向壓應變數(shù)值均遠超過屈服應變值,而遠載側柱肢鋼管既可能屈服,也可能未屈服。

3)在偏心壓力作用下,組合截面縱向應變分布在彈性階段基本滿足“平截面假定”,在彈塑性階段近似滿足“擬平截面假定”;與常規(guī)鋼筋混凝土高墩相似,偏心率越大,新型組合高墩的側向撓度越大,極限承載力越低。

4)增大軟鋼板厚度,可有效提高新型組合高墩的截面抗彎剛度和正截面受壓承載力,降低其峰值撓度。在計算新型組合高墩的受壓承載力時,應充分考慮軟鋼板的“結構元件”作用。

綜合本文的試驗研究結果,新型組合高墩完全可滿足受壓構件的受壓性能要求。