王秀麗，馮竹君*，曾在平,3，申 亮，李 杰

(1.蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050；2.蘭州理工大學(xué) 西部土木工程防災(zāi)減災(zāi)教育部工程研究中心，甘肅 蘭州 730050；3.甘肅建筑職業(yè)技術(shù)學(xué)院，甘肅 蘭州 730050；4.中鐵二十局集團(tuán)市政工程有限公司，甘肅 蘭州 730030)

管翼緣焊接箱型截面構(gòu)件作為一種新型組合構(gòu)件，逐漸被人們認(rèn)識和使用，但是其設(shè)計理論仍未完善。管翼緣焊接箱型截面構(gòu)件包括管翼緣焊接箱型截面組合梁和管翼緣焊接箱型截面組合柱。管翼緣組合梁是將傳統(tǒng)鋼–混凝土組臺梁中工字鋼梁的平鋼板上翼緣用鋼管混凝土替代，而形成的一種新型組合結(jié)構(gòu)構(gòu)件。近年來，由于管翼緣組合梁良好的剛度和穩(wěn)定性，多應(yīng)用于大跨度橋梁工程。這種管翼緣組合梁的應(yīng)用，不僅使得橋梁的跨度更大，而且使得整體橋梁質(zhì)量向更輕的方向發(fā)展。橋梁因處于不同的地質(zhì)環(huán)境條件，其中的梁和柱構(gòu)件常常存在腐蝕等耐久性問題。為保證結(jié)構(gòu)的安全性和耐久性，提出用耐候鋼替代普通結(jié)構(gòu)鋼應(yīng)用于橋梁結(jié)構(gòu)當(dāng)中。同時，由于市場及地域等諸多因素限制，工程中常用焊接鋼管代替無縫鋼管，這種情況要求更高的焊縫質(zhì)量。因此，研究不同焊縫熔深下的焊接箱型截面構(gòu)件的承載力性能意義重大。

為了使鋼管混凝土構(gòu)件更好地應(yīng)用于實際工程中，國內(nèi)外學(xué)者一直致力于鋼管混凝土構(gòu)件的性能研究。呂西林等[1]通過試驗研究了軸心受壓方鋼管混凝土短柱的破壞機(jī)理、延性和極限承載力，討論了不同鋼管寬厚比以及混凝土強(qiáng)度等級對方鋼管混凝土短柱性能的影響。韓林海等[2]利用數(shù)值解法計算出方鋼管混凝土軸心受壓時的荷載–變形全過程關(guān)系曲線，并進(jìn)行了試驗研究，推導(dǎo)出軸壓強(qiáng)度和軸壓模量等參數(shù)的簡化計算公式。Kuranovas等[3]對1 303個鋼管混凝土試件的試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析，并與歐洲標(biāo)準(zhǔn)EC4中確定這些組合構(gòu)件承載能力的方法進(jìn)行了比較，給出了一些典型的曲線圖以供研究人員對比使用。Chang等[4]介紹了一種新型組合構(gòu)件—不銹鋼–碳素鋼管混凝土柱，并進(jìn)行了一系列的抗壓試驗，提出了修正的混凝土芯材應(yīng)力應(yīng)變模型，對碳素鋼管的管厚、管徑和屈服強(qiáng)度等參數(shù)進(jìn)行了研究，明確組合柱的性能。Yu等[5]在針對目前鋼管混凝土柱的設(shè)計實踐中，對于不同的截面采用不同的計算公式進(jìn)行軸向承載力計算的問題，提出了圓截面和多邊形截面實心和空心鋼管混凝土柱軸心承載力的統(tǒng)一計算公式。Romero等[6]研究了超高強(qiáng)混凝土對圓鋼管混凝土的影響，通過細(xì)長柱試驗的結(jié)果對歐洲規(guī)范EC4中關(guān)于組合柱設(shè)計的現(xiàn)行規(guī)定進(jìn)行了評估。丁發(fā)興[7]、傅強(qiáng)[8]等結(jié)合試驗和有限元方法分析比較耐候鋼管混凝土軸壓短柱與普通鋼管混凝土軸壓短柱力學(xué)性能的差異，結(jié)果表明耐候鋼管混凝土軸壓短柱靜力力學(xué)性能與鋼管混凝土試件無顯著差異。Yu等[9]對15根再生自密實鋼管混凝土（recycled self-compacting concrete filled steel tubular，RSCCFST）柱進(jìn)行了軸壓試驗，根據(jù)試驗研究和極限平衡理論，推導(dǎo)了鋼管混凝土柱承載力的計算公式；在此基礎(chǔ)上，提出了鋼管混凝土柱極限應(yīng)變、剛度和應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的預(yù)測模型。為了進(jìn)一步提高鋼管混凝土短柱軸壓承載力計算的準(zhǔn)確性，曹兵等[10]收集和整理了國內(nèi)外562個鋼管混凝土短柱軸壓承載力試驗數(shù)據(jù)，結(jié)果表明，《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB 50936—2014）[11]計算模型的理論計算值相比于試驗值多數(shù)偏高。唐紅元等[12]通過研究圓不銹鋼管混凝土柱軸壓承載力，由擬合公式推導(dǎo)得出圓不銹鋼管混凝土抗壓承載力模型。

對于鋼管混凝土短柱在局部受壓下的受力性能及其承載力的影響因素，目前僅開展了有限的研究。劉威等[13]通過對28個方鋼管混凝土軸壓短構(gòu)件局壓承載力的試驗研究，提出了方鋼管混凝土局壓承載力的初步計算方法。Ding等[14]通過試驗對圓鋼管混凝土短柱和方形鋼管混凝土短柱在局部受壓下的受力性能進(jìn)行研究，并提出了鋼管混凝土短柱局部受壓承載力的解析計算公式。Yang等[15–16]研究了矩形截面的深寬比、部分受壓面積比（混凝土截面與部分受壓面積之比）、頂端板的鋼板厚度、部分受壓的承壓板形狀（矩形和條形）對局壓短柱受力性能的影響。

國內(nèi)外學(xué)者對鋼管混凝土翼緣組合梁的研究較少，其中Sause等[17]對鋼管混凝土翼緣工字形鋼梁（concrete-filled tubular flange girders，CFTFGs）的受力性能進(jìn)行了試驗研究，試驗結(jié)果表明，CFTFGs的側(cè)向扭轉(zhuǎn)屈曲能力得到提高，在施工工況和最終施工工況下均具有較好的承載設(shè)計荷載的能力，為工程設(shè)計提供了參考。鄭霜杰[18]系統(tǒng)研究了圓鋼管混凝土翼緣組合梁的受力性能，分析圓鋼管混凝土翼緣–組合梁破壞機(jī)理，其在橋梁工程中的應(yīng)用具有一定的技術(shù)經(jīng)濟(jì)性。計靜等[19]進(jìn)行矩形鋼管混凝土翼緣–蜂窩鋼腹板H形截面組合短柱軸壓性能試驗研究。

本文依托西北地區(qū)蘭州某大跨度鋼結(jié)構(gòu)高架橋梁中矩形焊接管翼緣組合梁中構(gòu)件設(shè)計施工時的具體問題，研究在實際施工過程中高空泵送混凝土的壓力對焊接耐候鋼管焊縫的影響及承載力問題。在研究鋼管混凝土承載力性能時，由于加載裝置的荷載顯著小于鋼管混凝土理論承載力，故在試驗中設(shè)計了局部受壓的加載方式以測得試件極限承載力。試驗結(jié)果為局部加載的工程情況（例如，人行天橋支座下部柱端的局部加載受力情況）提供參考。試驗考慮耐候鋼焊接組合截面焊縫熔深因素，探究在不同熔深下的箱形焊接管翼緣組合構(gòu)件的承載力性能及在單軸壓力下的應(yīng)力分布規(guī)律，并與理論計算值進(jìn)行對比。

1 試驗研究

由于蘭州地區(qū)某大跨度鋼結(jié)構(gòu)高架管翼緣組合橋梁中的構(gòu)件多暴露在大氣環(huán)境中，或者處于復(fù)雜的地區(qū)環(huán)境下，其必然存在防腐蝕的耐久性要求，故采用耐候鋼代替普通結(jié)構(gòu)鋼?？紤]實際工程中鋼管混凝土管翼緣構(gòu)件中翼緣主要承受壓力的受力特點，設(shè)計了鋼管混凝土柱構(gòu)件的單軸壓力試驗。試驗在蘭州理工大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗室進(jìn)行，試驗共加工制作3個試件，矩形鋼管材料選用Q345qENH耐候鋼，耐候鋼的焊接材料具有耐候性能，鋼管內(nèi)澆C50自密實混凝土。

1.1 試件設(shè)計

試驗中，加工制作試件3個，分別為全熔透焊縫（14 mm）、部分熔透焊縫（8和11 mm）焊接箱型截面鋼管混凝土短柱，柱截面尺寸為250 mm×500 mm，高度1 000 mm，鋼板厚14 mm，如圖1所示。試件尺寸及編號詳見表1。在一些實際工程中，對鋼管構(gòu)件多設(shè)橫向隔板等措施，以保證構(gòu)件的穩(wěn)定性和強(qiáng)度，而本工程的構(gòu)件截面尺寸不大，僅為250 mm×500 mm，且內(nèi)部填充混凝土，穩(wěn)定性和強(qiáng)度有一定保證，所以未設(shè)置橫向隔板。

表1 軸心受壓試件參數(shù)Tab. 1 Parameters of axial compression specimens

圖1 試件橫截面圖Fig. 1 Cross section of test specimens

1.2 材料力學(xué)性能

耐候鋼采用Q345qENH級鋼，制作加工3個標(biāo)準(zhǔn)試樣，試樣尺寸和拉伸試驗結(jié)果見表2。試驗?zāi)秃蜾摼哂忻黠@的彈性、屈服、強(qiáng)化和頸縮階段。試驗測得C50自密實混凝土7、15和30 d的標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度分別為45、50和58.2 MPa，符合《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB50010—2010（2015年局部修訂））[20]要求。

表2 耐候鋼試件參數(shù)Tab. 2 Parameters of weathering steel specimens

1.3 試驗方案

試驗通過兩臺200 t（型號為YAW–2000）的門式豎向加載裝置連接一根橫梁，并由一臺500 t（型號為QF500T–20）的分離式油壓千斤頂加載。試驗過程中，液壓千斤頂?shù)暮奢d通過置于試件上端正中的局壓鋼墊板施加于試件，用兩個位移計直接對稱地支頂在加載墊塊上部的鋼板上表面，局壓墊板相對于試件的位移由DH3816數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集，加載示意如圖2所示。

圖2 試件加載示意圖Fig. 2 Schematic diagram of specimen loading

1.3.1 測點布置及裝置

為了測得受壓鋼管混凝土短柱的破壞模式及傳力路徑，試驗分別測試混凝土內(nèi)部應(yīng)變及耐候鋼表面的應(yīng)變。電阻應(yīng)變片型號為BX120–3AA。在澆筑混凝土前，對貼在鋼筋上的電阻應(yīng)變片使用環(huán)氧樹脂膠作為防水處理。在混凝土短柱內(nèi)部中心位置（試件高度為500 mm處）放置3根相互垂直的鋼筋并進(jìn)行綁扎固定，3根鋼筋長度分別為150、300和500 mm。每根鋼筋兩端分別貼1片應(yīng)變片，共計6片應(yīng)變片（1～6），具體布置如圖3所示。在耐候鋼表面一共粘貼36片應(yīng)變片，其中：28個點（7～34）測試靜態(tài)應(yīng)變（1～28）；其他8個點（D1～D8）測試動態(tài)應(yīng)變，以找尋峰值應(yīng)變以及應(yīng)變變化規(guī)律，具體布置如圖4所示。同時，在試件長邊對稱位置豎向放置2個量程50 mm的位移計（L1、L2），用以測量豎向位移；在長邊（L3）及短邊（L4）豎向中心位置水平放置2個量程50 mm的位移計用以測量橫向位移；位移傳感器型號為WY–50，靈敏度為200 με/mm，具體布置如圖5所示。靜態(tài)應(yīng)變及位移由DH3816靜態(tài)應(yīng)變測試分析系統(tǒng)采集，動態(tài)應(yīng)變由INV3060V動態(tài)采集儀采集。圖6為試驗加載現(xiàn)場照片。

圖3 混凝土內(nèi)部應(yīng)變片布置Fig. 3 Layout of strain gauges inside concrete

圖4 試件表面應(yīng)變片布置Fig. 4 Layout of strain gauge on specimen surface

圖5 位移傳感器布置Fig. 5 Layout of displacement sensor

圖6 試驗加載現(xiàn)場照片F(xiàn)ig. 6 Photo of test loading site

1.3.2 加載方案

選用尺寸為245 mm×125 mm×30 mm的矩形鋼板墊塊進(jìn)行局部加載，加載按照預(yù)估破壞荷載一共分13級進(jìn)行，每級加載270 kN、5 min，持荷5 min，前3級光預(yù)加載再卸載。具體加載步驟及荷載換算如表3所示。

表3 加載步驟Tab. 3 Loading steps

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試件破壞過程及破壞形態(tài)

不同焊縫熔深的3個試件全部發(fā)生混凝土的局部剪切破壞，混凝土裂縫沿著局壓墊塊的4個角部斜向開展到矩形鋼管焊接角部，混凝土開裂后的試件如圖7所示。其中，對試件CFST–1B在混凝土開裂后繼續(xù)加載，直至整個墊塊陷入混凝土中，以測得混凝土開裂后鋼管表面及混凝土內(nèi)部應(yīng)變的變化規(guī)律。3個試件均未發(fā)生整體的傾斜變形，只是在側(cè)向發(fā)生局部鼓起。

圖7 3組試件破壞形態(tài)Fig. 7 Failure modes of three groups of specimens

由圖7（a）可見，在荷載作用下，部分熔透的試件（熔深8 mm）鋼板約束能力弱，鋼管發(fā)生明顯鼓起，塑性變形明顯；由圖7（b）可見，在荷載作用下，部分熔透的試件（熔深11 mm）鋼板約束能力增大，鋼管發(fā)生輕微鼓起；由圖7（c）可見，在荷載作用下，全熔透的試件的混凝土套箍效應(yīng)明顯，混凝土能發(fā)揮較大承載力，箱型鋼管也可承受一定荷載，兩者組合效應(yīng)明顯。

由圖7可見，隨著熔深的增大，鋼管的鼓起程度越小。對14 mm熔深的試件（圖7（c）），在混凝土開裂后繼續(xù)加載，可以看出鋼板的鼓起程度加大了，說明全熔透的鋼管混凝土試件在局壓荷載下混凝土開裂后，鋼管依然可以承受荷載并產(chǎn)生塑性變形。

由此可知，全熔透的試件對鋼管內(nèi)混凝土的約束作用最大，部分熔透的試件約束作用次之，故全熔透試件的鋼管在混凝土開裂時的鼓起最小。

2.2 局壓承載力

由表1的3組試驗的局壓承載力可見，熔深增大到一定程度時，部分熔透試件和全熔透試件的承載力相等。

根據(jù)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB50936—2014）[11]，鋼管混凝土短柱的軸心受壓強(qiáng)度承載力設(shè)計值N0按式（1）～（4）計算：

式中，Asc為鋼管混凝土構(gòu)件截面面積，fsc為鋼管混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計值。代入試件相關(guān)參數(shù)，算得N0為8 176 kN。根據(jù)規(guī)范[11]，按式（5）計算其局部受壓承載力Nul為4 402 kN。

式中，A1為 局部受壓面積，Ac為鋼管內(nèi)核心混凝土的橫截面面積。

同時，根據(jù)文獻(xiàn)[21]，參考式（6）計算鋼管混凝土局壓承載力折減系數(shù)KLC0為0.53，則根據(jù)Nul=KLC0·N0計 算鋼管混凝土短柱的局壓承載力Nul為4 324 kN。

式中，局壓面積比 β=Ac·A?l1，系數(shù)A=(?1.38ξ+105)×10?2，系 數(shù)B=(1.5ξ?5.2)×10?2，約 束 效 應(yīng) 系 數(shù)ξ=α×fy/fck，其中，α為鋼管混凝土截面含鋼率，fy為鋼材屈服極限，fck為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

試驗測得全熔透焊縫下的鋼管混凝土局壓承載力為2 970 kN，此結(jié)果明顯低于理論計算值。說明根據(jù)規(guī)范[11]及文獻(xiàn)[21]計算的局壓承載力，結(jié)果會過高估計矩形焊接鋼管混凝土的局壓承載能力。

分析其原因，規(guī)范[11]提供的鋼管混凝土的局壓承載力是按照無縫圓鋼管混凝土計算的，而本文是方鋼管混凝土，一般情況下，圓形鋼管混凝土的約束效應(yīng)大于方鋼管混凝土。而文獻(xiàn)[21]提供的矩形鋼管混凝土的承載力計算公式是由無縫鋼管混凝土的試驗及數(shù)值模擬得出，與本文的焊接鋼管混凝土存在差異，說明焊接的鋼管混凝土承載力相較于無縫鋼管混凝土顯著降低。

2.3 荷載位移曲線分析

各試件的荷載位移曲線如圖8～9所示。由圖8可知：在混凝土開裂前試件的豎向位移隨荷載的增大基本呈線性增長的趨勢；同時，隨著熔深的增大，豎向位移增大，且豎向兩測點測得位移值相差不大，全熔透焊縫試件開裂時的豎向位移最大值為6.28 mm；在荷載達(dá)到一定程度時，不增加荷載的情況下位移繼續(xù)增大；因試件CFST–1B開裂后繼續(xù)加載，所測得的荷載位移曲線較完整，可以看出試件最終所能承受的荷載穩(wěn)定在2 160 kN，試件開裂荷載即為構(gòu)件所能承受的極限荷載。

圖8 試件豎向荷載位移曲線Fig. 8 Vertical load displacement curves of specimens

從圖9可知：3個試件右側(cè)位移均呈現(xiàn)一個持續(xù)變大的過程；前側(cè)位移整體呈先增長后減小的趨勢，隨著熔深的增大，前側(cè)位移增大，全熔透焊縫試件前側(cè)最大位移達(dá)到0.61 mm。由此可知3個試件側(cè)向均發(fā)生局部鼓曲。

圖9 試件橫向荷載位移曲線Fig. 9 Lateral load displacement curves of specimens

2.4 荷載應(yīng)變曲線分析

混凝土內(nèi)部各測點的荷載應(yīng)變曲線如圖10所示。由于全熔透試件在澆灌混凝土?xí)r測點3和5應(yīng)變片損壞，故只測得4個點的應(yīng)變。從圖10可以看出：部分熔透焊縫的試件在局壓荷載下，混凝土內(nèi)部測點豎向整體受壓，中部橫向基本呈現(xiàn)長向受拉、短向受壓的受力狀態(tài)，在混凝土開裂時應(yīng)變發(fā)生突變；全熔透焊縫的試件3個方向都受壓，混凝土開裂時應(yīng)變突變不明顯。以上分析說明全熔透焊縫的試件約束力大于部分熔透的試件，故部分熔透試件內(nèi)部混凝土有橫向膨脹的趨勢。

圖10 混凝土內(nèi)部荷載應(yīng)變曲線Fig. 10 Internal load strain curves of concrete

鋼材表面豎向荷載應(yīng)變曲線如圖11所示。

由圖11可以看出：直到混凝土壓裂，耐候鋼材一直處于彈性階段，最大應(yīng)變?yōu)?20×10–6（試件CFST–1A），換算成應(yīng)力為161 MPa。由此，即使混凝土已經(jīng)開裂，鋼管混凝土依然可以繼續(xù)承受荷載并發(fā)生變形；3個試件豎向整體承受壓應(yīng)變，且隨荷載增大呈增大的趨勢，最大豎向應(yīng)變在試件的中部位置，試件底部應(yīng)變次之。由應(yīng)變發(fā)展規(guī)律可知，局部鼓曲位置向試件底部發(fā)展，這與試驗中觀察到的鋼材表面鼓曲一致。

圖11 鋼材表面豎向荷載應(yīng)變曲線Fig. 11 Vertical load strain curve of steel surface

鋼材表面橫向荷載應(yīng)變曲線如圖12所示。

圖12 鋼材表面橫向荷載應(yīng)變曲線Fig. 12 Lateral load strain curve of steel surface

由圖12可以看出：在鋼管混凝土試件頂部，中間部位鋼材橫向受拉，四角部位鋼材橫向受壓；在鋼管混凝土試件中上部，表面橫向整體受拉；在鋼管混凝土試件中部，表面橫向整體受拉，局部應(yīng)變發(fā)生突變。整體橫向應(yīng)變隨著位置的增高而增大，部分熔透試件開裂時橫向應(yīng)變突變較全熔透試件明顯。

2.5 靜態(tài)應(yīng)變與動態(tài)應(yīng)變分析

對比試件中部同時刻的豎向靜力與動力應(yīng)變值如表4所示。由于篇幅所限，本文僅提供3種試件D5測點的動態(tài)應(yīng)變時程曲線，如圖13所示。

表4 靜態(tài)與動態(tài)應(yīng)變對比Tab. 4 Comparison of static and dynamic strain

圖13 試件測點D5動態(tài)應(yīng)變時程曲線Fig. 13 Dynamic strain time history curves of test point D5

由表4和圖13可見，同時刻的靜動態(tài)應(yīng)變值相差不大，隨著熔深的增大，D5測點的動態(tài)應(yīng)變值整體呈減小的趨勢。結(jié)果表明：全熔透試件的受力更合理，所測應(yīng)變值更小。

3 結(jié) 論

本文開展了焊接箱型截面構(gòu)件在不同焊縫熔深下的局壓單軸承載力試驗，測得了試件位移變化及混凝土內(nèi)部和鋼管表面不同測點的靜態(tài)及動態(tài)應(yīng)變，得到以下主要結(jié)論：

1）所有試件均發(fā)生剪切破壞，隨著試件熔深的增大，鋼管的鼓起程度越小。混凝土開裂后，試件還能繼續(xù)承受荷載并發(fā)生變形。

2）熔深達(dá)到一定程度后混凝土開裂時的部分熔透試件和全熔透試件豎向局壓承載力相等。焊接矩形鋼管混凝土試件承受單軸局壓荷載下的開裂荷載即為構(gòu)件所能承受的極限荷載。現(xiàn)有規(guī)范及文獻(xiàn)提供的鋼管混凝土局壓承載力過高地估計了焊接矩形耐候鋼管混凝土試件的承載能力。

3）全熔透試件在單軸壓力作用下，開裂時的豎向位移較部分熔透試件的大，試件中部的橫向鼓曲隨荷載的增大而向試件底部延伸。

4）構(gòu)件內(nèi)部混凝土應(yīng)變值，開裂時全熔透構(gòu)件比部分熔透構(gòu)件突變小。耐候鋼表面最大豎向應(yīng)變主要在試件的中部。試件橫向整體受拉，局部在頂部角部位置受壓，整體橫向應(yīng)變隨著位置的增高而增大。