蔣越，莫時旭，2，鄭艷，2，韓濤

(1.桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院，廣西 桂林 541004；2.廣西巖土力學(xué)與工程重點實驗室，廣西 桂林 541004)

0 引 言

鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁是鋼箱梁與混凝土翼板通過剪力連接件連接在一起，并協(xié)同工作的一種新型梁，可以充分發(fā)揮鋼梁受拉性能和混凝土板受壓強度的優(yōu)勢，其整體受力性能要明顯優(yōu)于二者受力性能的簡單疊加。鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁承載力高、截面高度小、整體穩(wěn)定性好，因此，在國內(nèi)外得到廣泛的應(yīng)用與研究。在荷載作用下，鋼箱梁與混凝土板打破整體的變形協(xié)調(diào)限制，產(chǎn)生軸向剪力，從而使組合梁存在相對滑移。

鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁界面與連接件的分析屬于接觸非線性問題，是研究組合連續(xù)梁相對滑移的關(guān)鍵，國內(nèi)外學(xué)者均對此進行了大量研究。A Morassi等[1]通過4根鋼-混凝土組合的自振模態(tài)試驗發(fā)現(xiàn)，組合梁的自振特性與抗剪連接件的損傷之間有極大的關(guān)系；CHEN S M[2]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)，連續(xù)組合梁的滑移與材料有關(guān)，進一步編寫了連續(xù)組合梁材料非線性的程序；J.G.Ollgaard等[3]對栓釘?shù)目辜舫休d能力進行了深入研究，建立的栓釘抗剪連接模型被各國規(guī)范采用；石衛(wèi)華等[4]對栓釘抗剪連接件的承載能力進行了可靠度分析，并提出栓釘抗剪連接承載能力的修正公式；楊勇等[5]分析了端部混凝土對單孔連接件極限承載力的貢獻，并提出連接件抗剪承載能力的計算模型；王景全等[6]通過簡支鋼-混凝土組合梁的靜力加載試驗，得出了截面滑移對組合梁的力學(xué)性能的影響。

目前研究中對栓釘?shù)目辜暨B接度和布置沒有明確的標(biāo)準(zhǔn)，針對此問題，設(shè)計了3片不同抗剪連接度試驗組合梁進行試驗，同時利用ANSYS建模進行分析。探討不同抗剪連接度對部分充填式窄幅鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁的極限承載力、撓度、滑移的影響，并給出適合于部分充填式窄幅鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁的最佳抗剪連接度和栓釘布置方式。

1 試 驗

1.1 試驗梁參數(shù)

設(shè)計了3根充填式窄幅鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁試件。試驗梁總長L=6 400 mm，共有兩跨，每跨3 000 mm，梁高420 mm；混凝土翼板厚為120 mm，寬1 000 mm；鋼箱梁采用Q235鋼板焊接而成，腹板高300 mm，頂板和底板寬度均為220 mm，厚10 mm?；炷亮W(xué)性能參數(shù)見表1，鋼材力學(xué)性能參數(shù)見表2。在負彎矩區(qū)部分充填核心混凝土，充填率為50%，組合連續(xù)梁負彎矩區(qū)橫截面如圖1所示。鋼箱梁與混凝土板之間采用13 mm的4.8級普通栓釘連接，抗剪連接度通過栓釘間距大小調(diào)節(jié)。栓釘布置參數(shù)見表3。

表2 鋼材力學(xué)性能參數(shù)

圖1 組合連續(xù)梁負彎矩區(qū)橫截面圖

Fig.1 Section diagram of negative moment zone of the composite beam

表3 栓釘布置參數(shù)

1.2 試驗裝置

試驗裝置包括反力架、液壓千斤頂、應(yīng)變采集系統(tǒng)、壓力傳感器和顯示千分表。采用靜力加載方式，試驗裝置如圖2所示。利用反力架通過梁跨中位置的2個液壓千斤頂兩點對稱施加在試驗梁上。施加力大小由2個壓力傳感器顯示。應(yīng)變采集系統(tǒng)按荷載逐級采集應(yīng)變數(shù)據(jù)，應(yīng)變箱的補償片與同尺寸的鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁連接，利用電橋加減特性使2片試驗梁進行相互溫度補償，從而減小試驗誤差。在試驗梁的支座L/4，L/2，(3L)/4截面混凝土翼板與鋼箱界面處分別安置千分表，用于測量翼板、支座位移與鋼箱的相對滑移。

圖2 加載裝置

1.3 結(jié)果與分析

1.3.1 荷載-撓度曲線

為考慮不同抗剪連接度對部分充填式窄幅鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁變形能力的影響，選取試驗梁荷載-跨中撓度關(guān)系曲線進行對比研究，如圖3所示[10]。3片試驗梁PFSCB1、PFSCB2與PFSC-B3抗剪連接度分別為1.0，0.75，0.5。開始加載時，連續(xù)組合梁翼板與鋼箱梁交界面之間產(chǎn)生的滑移量很小，連續(xù)組合梁撓度值大小可以忽略不計，3片試驗梁的撓度隨荷載變化趨勢基本接近，均為線性變化，此時組合梁處于彈性階段。荷載繼續(xù)增大時，組合梁受到的剪力較大，鋼箱梁核心混凝土出現(xiàn)脫空現(xiàn)象，鋼箱發(fā)生局部屈曲，剪力連接度較低的試驗梁產(chǎn)生的滑移量開始增大，從而使連續(xù)組合梁截面曲率增大，呈非線性，組合梁進入彈塑性階段。當(dāng)荷載繼續(xù)增大接近極限荷載時，試驗梁PFSCB3撓度驟增，這是因為局部屈曲導(dǎo)致剛度降低，同時組合梁受到的剪力過大導(dǎo)致栓釘剪斷，因此，試驗梁的承載能力受界面滑移影響較大，試驗梁PFSCB1為高抗剪連接，受到的影響較小。組合梁在進入彈塑性階段以后，撓度發(fā)展很快，增長幅度約為彈性階段的2倍，組合梁展現(xiàn)出相當(dāng)好的延性。

圖3 試驗梁荷載-跨中撓度關(guān)系曲線

1.3.2 荷載-滑移關(guān)系曲線

連續(xù)組合梁中混凝土板和鋼箱梁通過栓釘抗剪連接件的作用形成一個整體，協(xié)同工作，受到連續(xù)組合梁傳遞過來的水平剪力作用時，栓釘會發(fā)生形變，使得鋼箱梁與翼板交界面之間出現(xiàn)相對滑移[11]。相對滑移的出現(xiàn)降低了試驗梁的剛度，使其曲率和撓度變大，影響整體受力性能，因此，為研究部分充填式窄幅鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁的滑移變化情況，繪制荷載-滑移曲線圖和試驗梁延梁縱向滑移分布圖，如圖4所示。從圖4可以看出，開始加載時，3片連續(xù)試驗梁的滑移值均較小，界面滑移值曲線基本呈線性變化，反映出彈性階段試驗梁中混凝土板和鋼箱梁的整體工作性能良好。隨著荷載不斷增大，試驗梁剪力增大，鋼梁與翼板自然黏結(jié)力破壞，栓釘承擔(dān)交界面剪力作用而發(fā)生形變，相比試驗梁PFSCB2與PFSCB1，試驗梁PFSCB3抗剪連接度較小，滑移值增長較快。當(dāng)連續(xù)組合梁進入彈塑性工作階段，鋼箱承受較大彎矩、剪力而出現(xiàn)局部屈曲，撓度增大明顯，交界面之間滑移曲線呈非線性變化。隨著荷載持續(xù)增加，試驗梁PFSCB3的滑移值急劇增加，曲線開始變平，抗剪連接度較小的組合梁中栓釘開始被剪斷。從試驗過程可以看出，塑性破壞階段時試驗梁PFSCB2與PFSCB1延性較好，因此，在較高剪力連接度下，部分抗剪設(shè)計對連續(xù)組合梁的受力性能和抗彎剛度影響不是很大。

圖4 試驗梁荷載-跨中相對滑移曲線

2 有限元模型建立與求解

2.1 單元類型選擇

運用有限元軟件ANSYS對鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁進行建模，有限元模型如圖5所示。鋼箱梁與混凝土均采用三維實體單元，鋼箱梁采用Solid45模擬；混凝土采用Solid65單元模擬，與Solid45相比，增加了材料非線性的處理，能有效模擬出混凝土的開裂、壓碎、塑性變形和徐變，還可模擬鋼筋的拉伸、壓縮、塑性變形和蠕變；鋼箱內(nèi)部分填充的混凝土與鋼箱的連接采用Link10單元模擬，此單元能有效模擬軸向受壓和受拉的全過程。栓釘采用combin39單元，直接在鋼箱梁和混凝土的兩個重合點上建立彈簧節(jié)點，然后定義其荷載-位移曲線。本文主要研究鋼梁與混凝土的滑移，建模時只需模擬組合梁的栓釘作用，鋼箱梁與混凝土板的黏結(jié)作用很小，不予考慮。

圖5 鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁有限元模型

2.2 材料本構(gòu)關(guān)系

2.2.1 混凝土本構(gòu)關(guān)系

該單元材料的非線性關(guān)系主要通過定義混凝土單軸受拉、受壓應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系曲線實現(xiàn)。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[7]中定義的混凝土受壓本構(gòu)關(guān)系確定本文的本構(gòu)關(guān)系，混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線出現(xiàn)拋物線形的上升、下降段，如圖6所示，上升段計算公式為

(1)

下降段計算公式為

(2)

式中：ε為混凝土軸向應(yīng)變；ε0為混凝土最小軸向應(yīng)變，取0.002；εu為混凝土最大軸向應(yīng)變，取0.003 5；σ為混凝土應(yīng)力，MPa；σ0為混凝土的峰值應(yīng)力，σ0=0.85R，R為混凝土立方抗壓強度，MPa。

圖6 混凝土材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線

鋼箱內(nèi)充填混凝土后，混凝土的受力情況與方鋼管混凝土構(gòu)件類似，在文獻[8]提出的方鋼管核心混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系基礎(chǔ)上引入配鋼指數(shù)λ進行修正，修正后的表達式為

(3)

式中：θ為界限底角，(°)；fck為素混凝土抗壓強度，MPa；As為鋼箱截面面積，mm2；Ac為鋼箱內(nèi)核心混凝土截面面積，mm2；fsy為鋼箱的抗壓強度，MPa；fcy為鋼箱內(nèi)核心混凝土的抗壓強度，MPa。

2.2.2 鋼材本構(gòu)關(guān)系

連續(xù)梁中鋼箱板材的SHELL181單元和鋼筋的LINK8單元中有關(guān)鋼材的彈性模量、泊松比、屈服強度等數(shù)值通過實常數(shù)輸入。采用鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[9]定義其本構(gòu)關(guān)系，鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖7所示，其應(yīng)力-應(yīng)變公式為

(4)

式中：σs為鋼材應(yīng)力，MPa；fy為屈服強度，MPa；ε為鋼材軸向應(yīng)變；εy為鋼材進入屈服階段的軸向應(yīng)變；εt為鋼材進入強化階段的軸向應(yīng)變,取0.002 8；Es為鋼材的彈性模量，MPa；E′為鋼材強化階段的彈性模量，E′=0.01Es.

2.2.3 栓釘本構(gòu)關(guān)系

栓釘將連續(xù)組合梁翼板受到的縱向剪力傳遞給鋼梁，同時抵抗2種材料在受力過程中的變形從而出現(xiàn)掀起現(xiàn)象。根據(jù)栓釘試驗結(jié)果,選取荷載-位移曲線作為其本構(gòu)模型，F(xiàn)-D曲線如圖8所示,其中F為荷載，D為位移。

圖7 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖8 栓釘荷載-位移曲線

2.3 模型求解

由于鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁模型的復(fù)雜性，先建立鋼箱、混凝土翼板、鋼筋等部分單元，然后將各部分組合為整體模型[12-13]。根據(jù)試驗設(shè)計，建模時鋼箱-混凝土連續(xù)組合梁(x，y)方向固定，組合梁中部(x，y，z)方向固定。為了避免支座和加載點因應(yīng)力集中使試驗梁突然破壞導(dǎo)致計算不收斂，在加載點設(shè)置墊塊與翼板連接，在支座處設(shè)置墊塊與底板連接。為確保計算結(jié)果的正確性，采用合理的收斂準(zhǔn)則。對于鋼箱-混凝土結(jié)構(gòu)，混凝土材料的性質(zhì)比金屬材料復(fù)雜，因而在鋼箱-混凝土結(jié)構(gòu)的非線性分析中，混凝土強度準(zhǔn)則的建立至關(guān)重要。本文采用Willan-warnke原則，張開裂縫的剪力傳遞系數(shù)βt影響比較大，此模型βt=0.3，閉合裂縫的剪力傳遞系數(shù)βc=0.95。考慮開裂后慢慢釋放拉應(yīng)力，以助吸收，拉應(yīng)力釋放系數(shù)Tc=1。

3 結(jié)果與分析

3.1 滑移與撓度分析

為研究連續(xù)組合梁的實際受力性能和變形情況，繪制縱向滑移分布圖和荷載-跨中撓度圖，如圖9～10所示。

從圖9可以看出，在加載過程中，以跨中為對稱原點，向邊跨延伸同等距離的滑移值呈反對稱關(guān)系。在距跨中距離-1.5～1.5 mm的斜率很大，滑移增量較大，隨著不斷向兩跨延伸，離梁跨邊緣越近，滑移增量上升趨勢越平緩，斜率不斷減小,說明負彎矩區(qū)的抗剪連接度對鋼箱-混凝土連續(xù)組合梁影響比較大。從圖10可以看出，試驗值比有限元模擬結(jié)果大，且有限元模擬曲線比試驗值圓滑，這是因為試驗梁在澆筑凝結(jié)時溫度引起了收縮，混凝土板產(chǎn)生小裂縫。對于這些初始缺陷很難在有限元模擬中進行添加，因此，模擬結(jié)果精度低于試驗值。經(jīng)有限元曲線與試驗曲線對比可知，有限元模擬結(jié)果與試驗值相差不大，此模型能真實反映出連續(xù)組合梁的實際受力性能和變形情況。

圖9 縱向滑移分布曲線

圖10 荷載-跨中撓度曲線

3.2 局部屈曲分析

為研究試驗過程中連續(xù)組合梁試件出現(xiàn)腹板局部屈曲現(xiàn)象，繪制了1/2試驗組合梁腹板局部屈曲云圖與有限元圖形對比分析。有限元組合梁腹板局部屈曲云圖和試驗組合梁腹板局部屈曲云圖如圖11～12所示。從圖11～12中可以看出，組合梁腹板在塑性區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)了局部屈曲，形成斜向屈曲波，該區(qū)域位于最大正彎矩至反彎點區(qū)間內(nèi)，以剪切屈曲為主。負彎矩區(qū)未出現(xiàn)局部屈曲，說明負彎矩區(qū)下箱室充填混凝土可以有效分擔(dān)鋼箱腹板承受的壓應(yīng)力，減小屈曲的可能性,并限制了鋼箱腹板的內(nèi)屈。

圖11 有限元組合梁腹板局部屈曲云圖

圖12 試驗組合梁腹板局部屈曲云圖

3.3 抗剪連接度參數(shù)分析

通過本文建立的有限元模型模擬了7片不同抗剪連接度的部分充填式鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁[14-17]。模型編號SC1～SC7的抗剪連接度分別為1.6,1.4,1.2,1.0,0.8,0.6,0.4，有限元模型梁荷載-跨中相對滑移圖如圖13所示，從圖13中7條曲線對比可以看出，試驗梁在受力過程中，從彈性階段到彈塑性階段延性較好，滑移值沒有出現(xiàn)較大突變，塑性階段滑移值驟增，交界面的塑性鉸慢慢形成，使連續(xù)組合梁交界面剪力出現(xiàn)重分布?？辜暨B接度大小在彈性工作狀態(tài)反映不是很明顯，抗剪連接度較大時，組合梁整體性好，荷載-滑移曲線較為均勻，在塑性階段的剛度和變形能力更好。有限元模型梁抗剪連接度-最大滑移如圖14所示。當(dāng)抗剪連接度從0.4增加到1.6時，界面最大滑移量從4.25 mm減小到1.78 mm，說明交界面滑移隨著抗剪連接度增大而減小?？辜暨B接度在0.4～1.0時，組合梁的最大滑移值急劇增長，增量值為2.15 mm；在抗剪連接度在 1.0～1.6時，組合梁的最大滑移值增長緩慢，增量值為0.32 mm。抗剪連接度對組合梁的延性和承載能力有一定影響，隨著抗剪連接度增加，最大滑移量減少，抗剪連接度超過1.0后滑移量改變不明顯，說明栓釘在抗剪連接度為0.4～1.0時抗剪效果發(fā)揮比較充分。

圖13 有限元模型梁荷載-跨中相對滑移關(guān)系曲線

圖14 有限元模型梁抗剪連接度-最大滑移關(guān)系曲線

4 結(jié) 論

(1)由試驗數(shù)據(jù)分析可知，部分抗剪連接組合梁延性較好?？辜暨B接度較低時，截面滑移對鋼箱-混凝土連續(xù)組合梁的剛度和承載能力的影響較大，高抗剪連接度對其影響較小。

(2)經(jīng)有限元分析可知，該模型能準(zhǔn)確地模擬部分充填式窄幅鋼箱-混凝土組合連續(xù)梁的受力性能。組合梁負彎矩區(qū)的抗剪連接度對鋼箱-混凝土連續(xù)組合梁影響比較大，正彎矩區(qū)可以合理減少栓釘?shù)牟贾脭?shù)量，增大布置間距，經(jīng)濟效益更佳。

(3)鋼箱-混凝土連續(xù)組合梁的界面相對滑移與抗剪連接度有關(guān)，抗剪連接度越大，滑移值越小，組合梁的抗彎和抗剪承載力越高。在滿足剛度和承載力的情況下，可在0.4～1.0內(nèi)適當(dāng)調(diào)整抗剪連接度，使栓釘連接效果最佳。