陳 偉，莫時旭，陳永健，陳丕鈺，衛(wèi)士杰

(1.廣西礦冶與環(huán)境科學實驗中心，廣西桂林541004;2.廣西巖土力學與工程重點實驗室，廣西桂林541004)

部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁是一種在中間支座區(qū)段全截面和跨中區(qū)段鋼箱截面受壓區(qū)充填混凝土而形成的鋼箱連續(xù)梁.其截面承載能力與連續(xù)梁的內(nèi)力分布具有良好的適應性[1－4].文獻[5 －9]對部分充填混凝土鋼箱簡支梁的抗彎、抗扭、抗剪、局部穩(wěn)定等性能進行了試驗和理論分析;文獻[10]對其在吊車梁改造中的應用進行了總結.

在簡支梁研究的基礎上，為研究充填混凝土對鋼箱連續(xù)梁受力性能的影響，進行了2個兩跨部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁模型和一個空鋼箱連續(xù)梁模型的加載試驗;利用ANSYS分析軟件，對試驗梁進行了空間非線性有限元分析，基于有限元分析模型，對影響承載能力的主要參數(shù)進行了分析;進行了部分充填混凝土鋼箱連續(xù)吊車梁的試設計，與簡支吊車梁進行比較.

1 試驗簡介

1.1 試驗模型和方法

部分充填混凝土鋼箱連續(xù)試驗梁試件截面及縱向尺寸如圖1所示，具體尺寸見表1.

P1和P2為部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁模型，兩者僅鋼箱頂板和腹板厚度不同，前者為3 mm，后者為2 mm.模型P1和H1鋼箱尺寸相同，模型H1為空鋼箱連續(xù)梁.試驗裝置如圖2所示，通過分配梁將兩個集中荷載對稱于中間支座施加在試驗梁上，分配梁計算跨徑2.9 m.

圖1 1/2試驗梁布置圖

表1 試驗梁截面尺寸 單位/mm

1.2 材料強度

鋼板為Q235鋼材，標準試驗實測屈服強度為293 N/mm2，抗拉強度為 400 N/mm2.

混凝土設計強度等級為C40，試驗時實測立方體抗壓強度為43 N/mm2.

2 試驗結果

2.1 荷載－撓度關系

試驗梁模型的荷載－撓度曲線如圖3所示.模型P1和P2的極限荷載分別為540 kN和440 kN，荷載在極限荷載的70%以下時，撓度與荷載近于線性關系;荷載達到極限荷載的70% ～95%之間，撓度與荷載呈彈塑性關系;荷載達到極限荷載的95%后模型進入塑性破壞階段，撓度急劇增加，破壞過程表現(xiàn)為塑性破壞.

模型H1承受的最大荷載為280 kN，在破壞前基本處于線彈性工作階段，中間支座處鋼箱腹板局部屈曲，引起截面承載能力突然下降而破壞，表現(xiàn)為脆性破壞.

圖2 試驗裝置

模型P1與H1鋼箱截面尺寸相同，試驗結果表明，部分充填混凝土后的模型P1比空鋼箱模型H1承受的最大荷載增大了1.9倍.

圖3 試驗梁荷載－撓度曲線

2.2 彎矩－曲率關系

由圖4可見，P1跨中截面彎矩達到極限彎矩的67%前，彎矩與曲率呈線性關系，在荷載達到極限荷載的67%后，跨中鋼箱底板開始屈服，跨中截面曲率迅速發(fā)展，荷載在極限荷載的90%后，截面大部分進入塑性狀態(tài);當中支座截面彎矩達到極限彎矩的72%前，彎矩與曲率呈線性關系，在荷載達到極限荷載的80%后，截面曲率迅速發(fā)展，截面大部分很快進入塑性狀態(tài).

從圖5可以看出，P2跨中截面彎矩達到極限彎矩的70%前，彎矩與曲率呈線性關系，在荷載達到極限荷載的70%后，跨中鋼箱底板開始屈服，跨中截面曲率迅速發(fā)展，荷載在極限荷載的95%后，截面大部分進入塑性狀態(tài);當中支座截面彎矩達到極限彎矩的85%前，彎矩與曲率呈線性關系，在荷載達到極限荷載的85%后，截面曲率迅速發(fā)展，截面大部分很快進入塑性狀態(tài).

從圖6可以看出，H1試驗受載過程中彎矩與曲率基本呈線性關系，破壞前跨中截面鋼箱頂板開始屈服，中支座截面鋼箱頂板進入屈服階段.

圖4 P1截面彎矩－曲率關系

表2結果表明，部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁試驗模型 P1和 P2跨中截面延性(φus/φys)為 8.3～8.5，中支座截面延性(φus/φys)為 10.0 ～15.5;P1跨中截面Mus比H1提高100%，中支座截面提高84%，P1中支座截面延性是H1的9.7倍，P1跨中截面延性是H1的8.3倍.

3 非線性有限元分析

3.1 有限元模型

計算機軟硬件技術的發(fā)展，可以利用有限元法更真實地模擬組合梁的受力過程.本文采用ANSYS軟件對部分充填混凝土鋼箱連續(xù)試驗梁進行了空間有限元非線性分析.

圖5 P2截面彎矩－曲率關系

本計算模型鋼箱組成鋼板采用三維4節(jié)點板殼單元(shell181)，內(nèi)填混凝土采用三維8節(jié)點實體單元(solid65).忽略鋼板與混凝土之間的粘結作用，鋼板與混凝土之間的采用間隙單元(link10)模擬.幾何模型按照試驗梁的實際尺寸建立，考慮到問題的對稱性，僅建立1/4模型，以減小模型規(guī)模，提高計算效率，在所有對稱面上施加了對稱約束條件，如圖7所示.

圖6 H1截面彎矩－曲率關系

表2 試驗結果 單位/(kN·m)

Mys為試驗屈服彎矩;Mus為試驗極限彎矩;φys為試驗屈服曲率;φys為試驗極限曲率

3.2 鋼材應力－應變關系

鋼材應力－應變關系采用三段式應力－變關系，如式(1)，取強化段的起始應變 εt=0.0028，取E'S=0.01Es.

圖7 非線性分析模型

3.3 混凝土本構關系和破壞準則

充填混凝土由于受到鋼箱約束，其受力性能得到改善，其應力－應變關系采用文獻[11]以約束效應系數(shù)ξ為主要參數(shù)的核心混凝土應力－應變關系.混凝土破壞準則采用William－Warnke五參數(shù)破壞準則，在混凝土單元特性參數(shù)表中，取裂縫張開剪力傳遞系數(shù)為0.5，裂縫閉合剪力傳遞系數(shù)為1.0，混凝土抗拉強度由混凝土強度等級確定，關閉壓碎判斷，以方便運算中收斂.拉應力折減系數(shù)選用默認值0.6，其余均采用默認值.[12]

3.4 荷載的施加、求解方法、收斂準則

把荷載分配梁支座下墊板看成完全剛性，在鋼箱頂板上方加剛度足夠大的墊塊單元，墊塊單元采用Solid45單元模擬，每個墊塊單元與頂板重合的節(jié)點至少有一個在X、Y、Z上的位移完全耦合，其余節(jié)點在Y上的位移耦合，加載時采用面力施加于墊塊單元上，可有效避免加載點的應力集中現(xiàn)象.

求解方法采用波前法，此方法內(nèi)存占用小，穩(wěn)定性好.

采取以下加速收斂的措施:將每一個荷載步的荷載通過一系列的荷載子步逐步施加，并多次調(diào)整荷載子步數(shù)進行試算;將每個荷載子步的迭代次數(shù)限值增加為50次;采用以力為基礎的收斂準則，收斂精度放寬為5%;打開自動時間分步與線性搜索選項等，所有計算均進行至試驗加載過程全部完成或計算不能收斂為止.

4 有限元分析結果與試驗結果對比

4.1 跨中撓度比較

試驗梁模型跨中實測撓度與有限元模型計算結果的對比如圖8所示.

圖8 試驗梁撓度試驗值與計算值比較

P1在極限荷載的50%之前，撓度計算值與試驗值相近，之后兩者有一定偏離，計算值略小于試驗值，計算曲線稍陡于試驗曲線，計算極限撓度值小于試驗值，說明試驗模型鋼箱與充填混凝土在荷載較大時有一定脫離，使試驗梁剛度略有降低.

P2撓度計算值與試驗值吻合良好，只是在進入破壞階段后兩者有一定偏離，計算極限撓度值略小于試驗值.

H1撓度計算值小于試驗值，表明試驗模型在受力過程中受壓區(qū)鋼板存在面外變形，使模型梁剛度有一定降低;計算承載力為440kN，計算極限撓度值31 mm，遠大于相應的試驗值280 kN和6.4 mm，表明空鋼箱梁由于局部屈曲導致梁破壞而使截面的塑性承載力遠不能得到充分發(fā)揮.

總的來說，試驗撓度實測值與計算結果基本吻合，尤其在線彈性工作階段吻合良好，有限元分析模型是合理的.

4.2 截面曲率比較

從圖4可見，P1跨中截面彎矩達到極限彎矩的72%前，彎矩與曲率呈線性關系;之后，后截面曲率增大加快;達到極限彎矩的92%后，截面曲率迅速增大，全截面進入塑性狀態(tài)，當中支座截面彎矩達到極限彎矩的50%前，彎矩與曲率呈線性關系;之后，截面曲率增大加快;達到極限彎矩的92%后，截面曲率迅速增大，全截面進入塑性狀態(tài).在極限彎矩的50%之前，曲率計算值與試驗值吻合良好.

從圖5可見，P2跨中截面彎矩達到極限彎矩的70%前，彎矩與曲率呈線性關系;之后，截面曲率增大加快;達到極限彎矩的86%后，截面曲率迅速增大，全截面進入塑性狀態(tài).中支座截面彎矩達到極限彎矩的67%前，彎矩與曲率呈線性關系;之后，截面曲率增大加快;達到極限彎矩的88%后，截面曲率迅速增大，全截面進入塑性狀態(tài).在極限彎矩的60%之前，曲率計算值與試驗值吻合良好.

從圖6可見，模型H1試驗荷載下基本處于彈性工作階段，曲率計算值與試驗值相近.

Myc為計算屈服彎矩;Muc為計算極限彎矩;φyc為計算屈服曲率;φyc為計算極限曲率

由表2、3結果可見，模型P1和P2各項計算參數(shù)與試驗參數(shù)有比較好的一致性;P1與H1比較，Myc提高20%以上，Muc提高30%以上;H1的Mys與Myc相近，而Muc比 Mus大45% ～60%，說明空鋼箱連續(xù)梁模型近50%的極限強度沒有發(fā)揮.

綜上所述，試驗曲率實測值與計算結果在彈性工作階段吻合良好，在彈塑性階段，曲率－彎矩曲線形狀具有良好的一致性，計算模型得到驗證.

表3 計算結果 單位/kN·m

5 部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁參數(shù)分析

利用有限元分析模型，通過改變部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁翼板厚度、混凝土強度等參數(shù)，得到相應參數(shù)變化與組合梁承載力變化的關系.將中間支座附近主要承受負彎矩的部分定義為中支座區(qū)段，其余承受正彎矩的部分定義為跨中區(qū)段.由圖9可見，加厚跨中區(qū)底板對提高連續(xù)梁的承載力提高效果最明顯，而加厚支座區(qū)底板對提高連續(xù)梁的承載力提高效果最不明顯;相對而言，對于跨中區(qū)段加大底板厚度比加大頂板厚度對提高梁的抗彎極限承載能力效果更好，而對于中支座區(qū)段加大頂板厚度比加大底板厚度對提高梁的抗彎極限承載能力效果更好.

由圖10可見，混凝土強度等級在C60以下時，承載力隨強度等級提高近于線性增大，但由C20～C60，強度等級增大3倍，而承載力僅提高25%，因此，混凝土強度提高對梁的承載力提高貢獻不明顯.

因此，對于部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁，可適當加大受拉區(qū)鋼箱翼板(跨中區(qū)底板和中支座區(qū)頂板)厚度，混凝土強度等級可選用C30～C40，以保證結構適用又較為經(jīng)濟.

圖9 鋼板厚度－承載力關系

圖10 混凝土強度等級－承載力關系

6 討論

某重型吊車梁改造成功使用部分充填混凝土鋼箱簡支梁[9].本文討論采用連續(xù)梁方案吊車梁剛度的提高.簡支梁跨度6 m，截面尺寸為寬度370 mm，高度850 mm，鋼箱頂板厚度10 mm，底板厚度16 mm，腹板厚度10 mm，隔板厚度10 mm，采用Q235鋼板焊接而成.上箱室高300 mm，充填C40混凝土.其中一片梁進行了彈性試驗，以驗證彈性階段梁的剛度和鋼箱與混凝土共同工作情況.試驗梁計算跨徑5.8 m，試驗荷載用跨徑1.0m的分配梁對稱于跨中施加.最大試驗荷載570 kN，試驗荷載效率0.84.最大荷載時，梁處于彈性階段，試驗撓度4.0 mm，按換算截面抗彎剛度計算撓度3.0 mm，說明由于充填混凝土與鋼箱之間的脫空和相對滑移等使截面實際剛度比換算截面剛度低，以下討論按換算截面剛度乘以0.75的折減系數(shù)作為計算截面剛度討論.采用兩跨2×6 m的連續(xù)梁時，截面尺寸相同，同樣的荷載下計算撓度為2.8 mm，相對于簡支梁撓度下降30%;將截面高度降低為720 mm，上箱室高 ，充填C40混凝土，其他尺寸不變，采用兩跨2×6 m的連續(xù)梁時，同樣的荷載下計算撓度為4.3 mm，與簡支梁撓度相近;而采用空鋼箱計算撓度為6.2 mm，可見，充填混凝土后剛度提高近50%.

充填混凝土可以提高鋼箱梁的承載能力和剛度.另外，充填混凝土還可以在以下方面改善鋼箱梁的性能，一方面，充填混凝土后可能防止箱內(nèi)銹蝕的發(fā)生;另一方面，在疲勞荷載作用下，鋼箱的疲勞裂縫通常出現(xiàn)在焊縫部分，如腹板與翼板之間的焊縫，充填混凝土后，既可以減少鋼箱中焊縫的數(shù)量，也可以降低焊縫處應力集中，因而降低鋼箱結構在使用過程中發(fā)生疲勞破壞的風險.

7 結論

本文試驗結果和非線性有限元分析表明:

1)鋼箱連續(xù)梁與部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁破壞模式有明顯的區(qū)別，鋼箱連續(xù)梁表現(xiàn)為脆性破壞，而部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁表現(xiàn)為塑性破壞;

2)部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁模型與鋼箱連續(xù)梁模型相比，試驗承載力提高90%，延性增大8倍;

3)參數(shù)分析表明增大鋼箱受拉區(qū)翼板厚度對提高連續(xù)梁承載力效果最優(yōu)，混凝土強度提高效果不明顯;

4)部分充填混凝土鋼箱連續(xù)梁在大跨度建筑、重載、橋梁等結構中具有良好的應用前景.

[1]鐘新谷，舒小娟，鄭玉國，等.鋼箱－混凝土組合梁正截面承載力的初步研究[J].土木工程學報，2002，35(6):73－79.

[2]鐘新谷，舒小娟，沈明燕，等.鋼箱－混凝土組合梁彎曲性能試驗研究[J].建筑結構學報，2006(01):71－76.

[3]莫時旭，鐘新谷，沈明燕，等.鋼箱－混凝土梁局部屈曲分析與試驗研究[J].鐵道科學與工程學報，2007(2):48－53.

[4]莫時旭，鐘新谷，沈明燕，等.鋼箱－混凝土梁抗剪性能試驗研究[J].橋梁建設，2007(6):13 －16.

[5]舒小娟，鐘新谷.鋼箱－混凝土組合梁的扭轉特性分析[J].工程力學，2007，24(5):125 －131.

[6]莫時旭，鐘新谷，鄭 艷，等.鋼箱－混凝土組合梁力學性能分析與試驗研究[J].哈爾濱商業(yè)大學學報:自然科學版，2007，23(6):707 －713.

[7]莫時旭，廖俊晟，鄭 艷，等.基于塑性理論的鋼箱－砼組合梁抗彎強度計算[J].桂林理工大學學報，2011，31(1):62－68.

[8]SHUN －ICHI N，HIROMITSU M .Bending strength of concrete－ filled narrow －width steel box girder[J].Journal of Constructional Steel Research，2008，64:128 －133.

[9]鐘新谷，舒小娟，沈明燕，等.鋼箱－混凝土組合梁正截面強度設計理論與試驗研究[J].中國工程科學，2008，10(10):47－52.

[10]舒小娟，鐘新谷，沈明燕，等.鋼箱－混凝土組合梁初步設計與應用[J].土木工程學報，2011，S1:8 －16.

[11]韓林海，陶 忠.方鋼管混凝土軸壓力學性能的理論分析與試驗研究[J].土木工程學報，2001，34(2):17 －25.

[12]鄧以泰，薛 璞，楊 軍.復合材料工字梁開孔應力補強分析[J].哈爾濱商業(yè)大學學報:自然科學版，2013，29(6):711－714.