曾 耀，吳 沖，周家興

（同濟(jì)大學(xué) 橋梁工程系，上海 200092）

鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)已經(jīng)在橋梁工程中廣泛使用，但大多應(yīng)用于以承受彎矩為主的組合梁，以充分發(fā)揮鋼材抗拉的性能。在日本和臺(tái)灣地區(qū)，有將作為壓彎構(gòu)件的鋼和普通鋼筋混凝土組合箱型柱作為橋墩應(yīng)用于橋梁工程[1]，其使用外層鋼板或內(nèi)外雙層鋼板來提高結(jié)構(gòu)的整體承載能力[2－3]，這種形式的構(gòu)件在混凝土澆筑過程中，內(nèi)外鋼板同時(shí)也作為施工模板，可節(jié)省施工時(shí)間和建設(shè)費(fèi)用。為1992年世博會(huì)修建的阿拉米羅大橋索塔原先計(jì)劃為鋼筋混凝土構(gòu)件，由于需要配置的鋼筋過多以及索塔的橫截面外形復(fù)雜，后修改為具有外層鋼板的鋼－混凝土組合索塔以減少配筋和方便索塔造型；索塔橫截面內(nèi)設(shè)有圓形的空心部分，鋼板與混凝土之間采用圓柱頭焊釘和加勁肋作連接件。對(duì)于高達(dá)298m的昂船洲大橋索塔的上塔柱來說，由外層不銹鋼板和混凝土以及內(nèi)部鋼錨箱共同承受荷載，形成鋼－混凝土組合索塔，不銹鋼板與混凝土之間采用圓柱頭焊釘連接。

鋼板屈曲是矩形截面鋼－混凝土組合柱的典型破壞形態(tài)之一。為了提高構(gòu)件整體承載能力，有研究者使用不同的方法來提高矩形截面鋼－混凝土組合柱中鋼 板 構(gòu) 件 抵 抗 屈 曲 的 能 力，Ge[4]、Tao[5－8]、Dabaon[9]、Zhang[10]和郭蘭慧[11]使用加勁肋；Tao[6]使用加勁肋、對(duì)拉棒和錨固棒等措施共同作用；Nakanishi[12]使用圓柱頭焊釘；Huang[13]在鋼板四角焊接連接棒；Cai[14]、Hsu[15]采用雙向?qū)?，其中大多?shù)方法僅僅適用于建筑結(jié)構(gòu)中橫截面尺寸相對(duì)較小的實(shí)心截面組合柱，可能不太合適于纜索支撐橋梁的索塔。

開孔板常作為剪力連接件在橋梁工程中使用，圓形開孔的構(gòu)造形態(tài)使開孔板連接件具有各向同性的受力特征，不像焊釘連接件那樣具有不同的抗剪和抗拉拔能力，因此能夠更好的在復(fù)雜的受力狀態(tài)下工作。在以受壓為主的結(jié)構(gòu)中，開孔板不僅作為連接件使混凝土和鋼板共同工作，而且本身可以作為鋼板的加勁肋承載，同時(shí)延緩鋼板屈曲，提高構(gòu)件的承載能力。本文主要研究具有內(nèi)外雙層鋼箱和外層鋼箱2類使用開孔板連接件的組合索塔壓彎行為。通過軸壓和恒定軸力下往復(fù)荷載作用試驗(yàn)，了解此類結(jié)構(gòu)的極限能力、破壞形態(tài)以及開孔板在組合索塔中的性能，并揭示其受力特性與破壞機(jī)理。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作了10個(gè)組合索塔模型試件，包括5個(gè)內(nèi)外雙層鋼箱截面試件和5個(gè)外層鋼箱截面試件，分別命名為DP系列試件和SP系列試件。所有試件均具有相同的外形尺寸，橫截面設(shè)計(jì)如圖1—3所示。試件的兩端設(shè)置有加勁肋和橫隔板，以保證外部荷載能均勻的傳遞給模型試件。開孔板開孔直徑為30mm，在開孔后采用熔透焊焊接在鋼箱壁板上，鋼箱制作時(shí)的焊縫也全部熔透，為加工方便，在水平荷載作用方向上的鋼板每邊各留5mm的焊接空間，同時(shí)，所有試件端板均開有圓孔以澆筑內(nèi)部混凝土。在雙層鋼箱試件中，內(nèi)外鋼箱同時(shí)作為混凝土澆筑模板。對(duì)無內(nèi)部鋼箱的SP系列試件來說，使用普通鋼筋混凝土來模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)構(gòu)造，在混凝土截面配有一層8mm普通鋼筋；澆筑混凝土?xí)r，試件中空部分放置木模，澆筑完成7d后拆除，自然養(yǎng)護(hù)。

圖1 DP系列試件橫截面設(shè)計(jì)

圖2 SP系列試件橫截面設(shè)計(jì)

圖3 開孔板

1.2 材料特性

測(cè)試所用的試件鋼板以及開孔板均來自于同一批產(chǎn)品，測(cè)得4mm鋼板屈服強(qiáng)度為342.4MPa，極限抗拉強(qiáng)度為 463.7MPa，彈性模量為2.03×105MPa；8mm普通鋼筋屈服強(qiáng)度為335.6MPa，極限抗拉強(qiáng)度為489.6MPa，彈性模量為1.98×105MPa。試件中填充的混凝土也是同一批產(chǎn)品，均在一天內(nèi)澆筑完成。在混凝土澆筑完成28d后，測(cè)得邊長(zhǎng)為150mm標(biāo)準(zhǔn)立方體混凝土試塊強(qiáng)度為50.7MPa，彈性模量為3.34×104MPa。

1.3 加載設(shè)備

試驗(yàn)使用的MTS系統(tǒng)具有豎向20000kN和水平2000kN的加載能力，兩個(gè)方向均可使用力或位移控制加載，最大水平加載位移為50cm。試件上端與反力架連接，試件下端通過專門設(shè)計(jì)的柱鉸與MTS臺(tái)座連接，用于荷載的施加。試件與柱鉸之間，試件與反力架之間全部采用高強(qiáng)螺栓連接，如圖4所示。

1.4 加載方案

圖4 試驗(yàn)裝置

1.4.1 軸壓試驗(yàn) 軸壓試件為1個(gè)雙層鋼箱截面試件和1個(gè)外層鋼箱截面試件，分別命名為DP-100和SP-100，試件名稱中數(shù)字代表試驗(yàn)時(shí)的軸力與軸向極限能力比值的百分?jǐn)?shù)。軸壓試驗(yàn)使用2步加載：

1）軸向預(yù)載：以5kN／s的荷載速率加載至1000kN，持荷3min，然后卸載；

2）軸向加載：以5kN／s的荷載速率加載至1500kN后，轉(zhuǎn)換為0.01mm／s的位移增量加載，直至試件破壞。

1.4.2 往復(fù)荷載試驗(yàn) 共對(duì)8個(gè)模型試件進(jìn)行恒定軸力下的往復(fù)荷載試驗(yàn)，包括4個(gè)雙層鋼箱截面試件和4個(gè)外層鋼箱截面試件。恒定軸力值大約為軸壓試驗(yàn)得到的極限承載能力的0、20%、40%以及60%，試件命名規(guī)則如同軸壓試驗(yàn)。往復(fù)荷載試驗(yàn)與軸壓試驗(yàn)在同一設(shè)備上進(jìn)行，使用3步加載：

1）軸向預(yù)載：以5kN／s的荷載速率加載至1000kN，持荷3min，然后卸載；

2）軸向加載：以5kN／s的荷載速率加載至指定軸力；

3）水平往復(fù)加載：保持軸力恒定，水平加載，直至試件破壞。

由于試件無明顯水平屈服力，往復(fù)荷載全部使用位移加載，加載位移為5mm的整數(shù)倍，典型的位移加載歷程如圖5所示：

圖5 位移加載歷程

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 軸壓試驗(yàn)結(jié)果

試件DP-100和SP-100的軸向極限承載能力分別為7952kN和7293kN。DP-100試件由于柱鉸支承附近鋼板局部屈曲后整體屈曲，相應(yīng)位置處混凝土壓碎而無法繼續(xù)承載，但鋼板的局部屈曲波長(zhǎng)被限制在開孔板和鋼板壁之間，如圖6所示。SP-100試件由于混凝土無內(nèi)部鋼箱約束而在試驗(yàn)過程中出現(xiàn)壓碎脫落的現(xiàn)象；同時(shí)，柱鉸支承端附近的鋼板也局部屈曲后整體屈曲，相應(yīng)位置處角焊縫逐漸受壓開裂，裂縫的長(zhǎng)度隨著荷載的增加而增加，如圖7所示。

圖6 試件DP-100鋼板局部屈曲

圖7 試件SP-100鋼板焊縫開裂

2.2 往復(fù)荷載試驗(yàn)結(jié)果

通常的軸壓比由軸向極限承載能力的理論值確定。為獲得構(gòu)件較為真實(shí)的彎矩－軸力關(guān)系，往復(fù)荷載試驗(yàn)時(shí)利用相同試件軸壓試驗(yàn)得到的實(shí)際軸向極限承載能力來定義真實(shí)的軸壓比，如表1所示。

表1 試驗(yàn)軸壓比

所有往復(fù)荷載試驗(yàn)試件的水平荷載－位移曲線如圖8所示，所有試件在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)均無法維持相應(yīng)的軸向荷載，幾乎完全喪失承載能力。軸壓比在20%左右的2個(gè)試件展現(xiàn)出良好的力學(xué)性能，其不僅具有較高的水平承載能力，而且荷載－位移曲線飽滿，無明顯捏縮現(xiàn)象。圖9和圖10展示了2種典型破壞形態(tài)：受拉破壞和受壓破壞。受拉破壞主要表現(xiàn)為焊縫和鋼板在往復(fù)荷載作用下發(fā)生低周疲勞開裂，開裂從角焊縫端部沿試件橫截面方向開始發(fā)展，隨著荷載和循環(huán)次數(shù)的增加，直至幾乎貫穿整塊鋼板；同時(shí)，內(nèi)部混凝土也往復(fù)受拉開裂破壞。受壓破壞主要表現(xiàn)為水平荷載方向鋼板局部屈曲，內(nèi)部混凝土壓碎，但局部屈曲波長(zhǎng)和軸壓試件一樣被限制在開孔板和鋼板壁之間，無縱向焊縫破壞。軸壓比在60%左右的2個(gè)試件出現(xiàn)明顯的剪切破壞行為，如圖11所示；盡管它們具有較高的水平承載能力，但幾乎未表現(xiàn)出任何耗能能力和延性性能。

圖8 水平荷載－位移曲線

圖9 試件DP-20受拉破壞

圖10 試件DP-40局部屈曲

圖11 試件SP-60剪切破壞

骨架曲線是連接每級(jí)循環(huán)的荷載最大峰值點(diǎn)所形成的曲線，兩類試件的骨架曲線如圖12所示。在加載初期，荷載－位移關(guān)系基本為線性，隨著荷載的增加，非線性效應(yīng)逐漸明顯。除無軸力的試件外，軸壓比對(duì)各類試件的初期剛度影響不大，但后期剛度隨著軸壓比的增加而增加；而無軸力作用的試件DP-00和SP-00的剛度和承載能力均低于其他各個(gè)試件。

圖12 試件骨架曲線

3 受力特性與破壞機(jī)理

3.1 受拉破壞試件

混凝土內(nèi)填于外部鋼箱中，水平荷載引起的端部彎矩首先由與荷載方向垂直的試件外部鋼板承受，而不像鋼筋埋在混凝土中的普通鋼筋混凝土構(gòu)件那樣彎矩首先由混凝土承受。對(duì)于無軸力試件來說，試件鋼板橫截面兩端焊縫剛度較大，而中間截面剛度相對(duì)較小，試件鋼板所承受的彎矩主要由縱向焊縫分擔(dān)，試件初始剛度較小。而對(duì)軸壓比為20%左右的試件來說，軸壓的存在使鋼板和混凝土截面共同承載，試件初始剛度要大于無軸力試件。

對(duì)無軸力試件來說，在水平往復(fù)加載初期，試件截面受拉區(qū)域混凝土開裂，受拉區(qū)主要由鋼板承載，而受壓區(qū)鋼板與混凝土共同工作，因此，受拉區(qū)鋼板先于受壓區(qū)鋼板屈服。試驗(yàn)過程中，混凝土裂縫在反向加載時(shí)，由于鋼板和焊縫的塑性伸長(zhǎng)而難以完全閉合，張開的裂縫在受壓區(qū)一直存在，直到受壓鋼板有較大面積屈服后，裂縫有一定程度的閉合，此時(shí)，混凝土才承受一定壓力。受壓區(qū)中難以完全閉合的混凝土張開裂縫的存在是試件荷載－位移曲線出現(xiàn)明顯捏縮現(xiàn)象的因素之一。隨著水平位移和循環(huán)次數(shù)的增加，試件焊縫因低周疲勞而沿橫截面方向出現(xiàn)開裂，外部荷載完全轉(zhuǎn)移到未開裂的鋼板截面和混凝土部分。在外部鋼板裂縫不斷發(fā)展的同時(shí)，由于缺少外部鋼板的有效約束，較大的水平位移導(dǎo)致試件截面開裂混凝土沿張開裂縫相對(duì)滑移和錯(cuò)動(dòng)，這是引起試件荷載－位移曲線出現(xiàn)明顯捏縮現(xiàn)象的另一重要因素?；炷两孛媸芾_裂和鋼板低周疲勞開裂明顯削弱了試件橫截面性能，導(dǎo)致試件水平極限荷載要小于有軸力的試驗(yàn)試件。

軸壓的存在不僅能有效延遲混凝土截面受拉開裂和鋼板低周疲勞開裂，而且能促進(jìn)混凝土張開裂縫的閉合，同時(shí)阻止開裂混凝土沿張開裂縫相對(duì)滑移和錯(cuò)動(dòng)。因此，軸壓比為20%左右的試件荷載－位移曲線不僅飽滿且無捏縮現(xiàn)象發(fā)生，試件的水平極限能力也高于無軸力試件；但20%左右的軸壓比不足以改變?cè)嚰氖芾茐男螒B(tài)。

3.2 受壓破壞試件

對(duì)軸壓比為40%左右的試件來說，加載初期，軸向壓力的存在使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)局部屈曲，荷載逐漸由鋼板傳遞到混凝土截面，在較大的軸力作用下，混凝土截面幾乎不承受拉伸荷載。隨著水平位移的增加，鋼板屈曲引起的鼓曲繼續(xù)增大，并逐漸屈服，但仍然被限制在開孔板之間；內(nèi)部混凝土在往復(fù)荷載作用下開裂、壓碎。由于內(nèi)部混凝土壓碎后對(duì)開孔板的約束減弱，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。試件破壞時(shí)的塑性鉸區(qū)域位于試件承受彎矩的端部，長(zhǎng)度大約為一個(gè)橫向局部屈曲波長(zhǎng)，即兩開孔板之間距離。

而對(duì)軸壓比為60%左右的試件來說，在軸力的加載過程中，試件端部鋼板已經(jīng)開始出現(xiàn)局部屈曲，因此，在水平加載開始時(shí)，外部荷載幾乎完全由混凝土截面承受。隨著水平循環(huán)位移的增加，試件端部鋼板局部屈曲更加明顯，但同樣被限制在開孔板之間。同時(shí)，鋼板沿試件長(zhǎng)度方向出現(xiàn)多處局部屈曲，局部屈曲引起的鼓曲在鋼板橫截面沿45°角斜直線排列，試件開始出現(xiàn)剪切破壞現(xiàn)象。在到達(dá)極限承載能力后，試件在軸壓與水平荷載共同作用下突然發(fā)生脆性破壞，承載能力急劇下降，且無確定的塑性鉸位置。

在較大的軸力作用下，受壓鋼板的局部屈曲和混凝土的雙軸受力特性降低了試件荷載－位移曲線的飽滿程度，這種現(xiàn)象在軸壓比為60%左右時(shí)表現(xiàn)得最為明顯。

4 軸力－彎矩關(guān)系

為了防止鋼板過早屈曲而影響鋼－混凝土組合柱承載能力，各主要規(guī)范均對(duì)鋼板的寬厚比進(jìn)行限制。AISC LRFD 1999規(guī)范[16]對(duì)組合柱的鋼板寬厚比限制為：

根據(jù) Uy[18]的研究成果，AISC 2005規(guī)范[17]對(duì)組合柱鋼板寬厚比限制放寬為：

EuroCode 4規(guī)范[19]對(duì)組合柱鋼板寬厚比限制為：

上述公式中的Es為鋼材彈性模量，fy為鋼材屈服強(qiáng)度。軸壓試驗(yàn)和往復(fù)荷載試驗(yàn)均表明開孔板具有使鋼板和混凝土良好的共同工作，有效限制鋼板局部屈曲的性能，可作為鋼壁板的連續(xù)支承邊界。因此，試件鋼板寬厚比由90降低為30，滿足AISC 2005規(guī)范和EC 4規(guī)范要求，按照規(guī)范計(jì)算壓彎承載能力時(shí)認(rèn)為鋼板截面全截面有效。

由于嵌入混凝土中的開孔板承載能力無明確的計(jì)算方法，在理論分析時(shí)分別考慮2種情形：一種是較為保守的不考慮開孔板加勁肋對(duì)承載能力的任何貢獻(xiàn)，即計(jì)算構(gòu)件能力時(shí)，將加勁肋的橫截面面積作為混凝土計(jì)算?；谶@種假設(shè)的規(guī)范計(jì)算值和試驗(yàn)值的比較結(jié)果如圖13所示，在無軸力的情況下，試驗(yàn)結(jié)果和理論預(yù)測(cè)值吻合相對(duì)較好，但隨著軸壓比的增大，試驗(yàn)值越來越偏離規(guī)范計(jì)算值，且極限彎矩隨軸壓比的增加而增加。

圖13 試件軸力－彎矩曲線

另一種非保守的計(jì)算方法是假定開孔板全截面有效，即忽略開孔板中開孔的存在，基于這個(gè)假定的理論預(yù)測(cè)值和試驗(yàn)值的比較結(jié)果如圖14所示，在軸壓比大約為20%的時(shí)候，試驗(yàn)結(jié)果和規(guī)范計(jì)算值吻合較好，但其軸力－彎矩關(guān)系的趨勢(shì)變化與前者相同。

圖14 試件軸力－彎矩曲線

5 結(jié) 論

通過軸壓和往復(fù)荷載下的鋼混組合索塔壓彎性能試驗(yàn)研究、機(jī)理分析以及與規(guī)范計(jì)算結(jié)果比較，得到如下結(jié)論：

1）開孔板可既作連接件又作加勁肋，能有效地提高鋼板抗局部屈曲性能。

2）鋼板低周疲勞開裂和混凝土受拉裂縫明顯降低無軸力試件的力學(xué)性能；相反，過高的軸力導(dǎo)致鋼板過早局部屈曲和混凝土雙軸受力，從而降低軸壓比為60%左右試件的力學(xué)性能。

3）軸壓比是影響構(gòu)件能力的一個(gè)主要因素，它不僅影響構(gòu)件的極限彎矩、延性和耗能能力，而且還控制構(gòu)件的破壞形態(tài)。實(shí)際結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)選擇合適的軸壓比，對(duì)于可能承受往復(fù)荷載的索塔來說更應(yīng)如此。

4）是否考慮開孔板的橫截面貢獻(xiàn)對(duì)計(jì)算低軸力和無軸力試件的彎曲能力有明顯影響。

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