蔡哲罕, 卓衛(wèi)東, 林楷奇, 王志堅(jiān), 劉秋江

(1.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院, 福建 福州 350108; 2.福建省土木工程多災(zāi)害防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 福建 福州 350108; 3.福建省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司, 福建 福州 350043; 4.福建開(kāi)放大學(xué) 理工學(xué)院, 福建 福州 350003)

在國(guó)內(nèi)工程界,通常將墩高不低于35 m或長(zhǎng)細(xì)比超過(guò)60～70的橋梁墩柱定義為高墩[1]。眾所周知,對(duì)建于強(qiáng)震區(qū)的高墩橋梁,需要關(guān)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(guó)內(nèi)外已投入運(yùn)營(yíng)的高墩橋梁幾乎都沒(méi)有經(jīng)歷過(guò)強(qiáng)震的考驗(yàn)。2008年汶川大地震中,以廟子坪大橋?yàn)榇淼陌倜赘叨諛蛄航?jīng)受了考驗(yàn);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(shè)防目標(biāo),但修復(fù)代價(jià)巨大[2]。為改善傳統(tǒng)RC高墩的抗震性能,國(guó)內(nèi)外學(xué)者基于抗震韌性設(shè)計(jì)(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(jié)構(gòu)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(xiàn)[8]根據(jù)高墩的構(gòu)造特點(diǎn),從能力設(shè)計(jì)原理和結(jié)構(gòu)抗震韌性設(shè)計(jì)理念出發(fā),提出一種由四肢鋼管混凝土柱、低屈服點(diǎn)鋼板(軟鋼板)和鋼系梁共同組成的組合高墩結(jié)構(gòu);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(jié)構(gòu)元件”、“犧牲元件”和“耗能元件”的功能,且震后可通過(guò)更換受損的軟鋼板快速恢復(fù)高墩功能。文獻(xiàn)[9-10]結(jié)果表明,采用能力設(shè)計(jì)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(cè)剛度;同時(shí)其作為耗能元件,通過(guò)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(duì)于鋼管混凝土組合截面的中長(zhǎng)柱結(jié)構(gòu)(如鋼管混凝土格構(gòu)柱、疊合柱、異形柱及采用高強(qiáng)度材料組合的長(zhǎng)柱等)的受壓性能,國(guó)內(nèi)外目前已有不少研究成果。陳寶春等[11-15]對(duì)四肢鋼管混凝土格構(gòu)柱、鋼管混凝土啞鈴形長(zhǎng)柱等的受壓性能開(kāi)展了系列試驗(yàn)研究,結(jié)果表明,對(duì)于軸心或偏心受壓的四肢鋼管混凝土格構(gòu)柱,綴管受力較小而始終處于彈性狀態(tài),破壞時(shí)均呈現(xiàn)整體破壞的形態(tài),且其極限承載力均隨長(zhǎng)細(xì)比的增大而減少;隨著偏心率的增大,格構(gòu)柱的整體側(cè)向撓度增大,極限承載力降低;對(duì)于軸心或偏心受壓的鋼管混凝土啞鈴形長(zhǎng)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(zhǎng)細(xì)比和偏心率的增大而降低。胥民揚(yáng)等[16-17]通過(guò)軸壓和雙向偏壓試驗(yàn),研究了L形鋼板連接方鋼管混凝土異形柱的受壓性能;結(jié)果表明,連接鋼板對(duì)各單肢柱的約束作用較強(qiáng),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(zhǎng)細(xì)比、偏心率等為參數(shù),對(duì)方鋼管螺旋筋混凝土柱進(jìn)行了大量偏心受壓試驗(yàn),研究了各參數(shù)變化對(duì)其偏壓性能的影響;結(jié)果表明,試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)的螺旋筋間距和徑寬比對(duì)其延性和抗彎剛度有所提升,且其各項(xiàng)力學(xué)性能均優(yōu)于普通方鋼管混凝土;隨著長(zhǎng)細(xì)比和偏心率的增加,破壞時(shí)其跨中撓度呈非線性增長(zhǎng),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(duì)圓端形鋼管混凝土柱進(jìn)行了偏壓試驗(yàn),研究偏心率和長(zhǎng)細(xì)比對(duì)其偏壓性能的影響,得出了與文獻(xiàn)[18]相近的結(jié)論;鋼管對(duì)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(guò)程其截面保持平截面,側(cè)向撓度曲線近似半波曲線。羅霞等[20]開(kāi)展了以長(zhǎng)徑比為參數(shù)的軸壓試驗(yàn),探討了高強(qiáng)鋼管超高強(qiáng)混凝土軸壓柱的整體穩(wěn)定性能,結(jié)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(zhǎng)徑比的增加,破壞模式由受壓強(qiáng)度破壞轉(zhuǎn)為彎曲失穩(wěn)破壞,初始缺陷引起的二階效應(yīng)更加顯著,鋼管的套箍效應(yīng)對(duì)承載力的增強(qiáng)作用下降。

目前,關(guān)于鋼管混凝土柱以及相關(guān)組合截面柱式構(gòu)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(fù)性。然而,關(guān)于其靜力性能目前尚缺乏研究,需在試驗(yàn)基礎(chǔ)上對(duì)各因素分別進(jìn)行研究,進(jìn)一步了解新型高墩的受力機(jī)理。為此,本文以荷載偏心率、軟鋼板厚度為試驗(yàn)參數(shù),設(shè)計(jì)加工了一系列新型組合高墩試件,通過(guò)軸壓和偏壓試驗(yàn),深入探討荷載偏心率、軟鋼板厚度對(duì)其受壓性能的影響,為該新型組合高墩的進(jìn)一步研究打下基礎(chǔ)。

1 受壓性能試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)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(yàn)要求,設(shè)計(jì)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?？紤]到鋼管混凝土柱的設(shè)計(jì)已經(jīng)成熟,故試驗(yàn)考慮的參數(shù)為荷載偏心率和軟鋼板厚度;根據(jù)實(shí)際高墩橋梁調(diào)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(jìn)行對(duì)比,設(shè)計(jì)了柱肢間僅通過(guò)鋼系梁連接、無(wú)軟鋼板連接的對(duì)比試件t0e0。各試件的試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。

表1 試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Parameters of Specimens

圖1為新型組合高墩試件的構(gòu)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(nèi)填C50自密實(shí)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(guò)焊接連接;在鋼管混凝土柱和鋼系梁上均焊接了預(yù)留螺栓孔的連接腹板,螺栓間距取100 mm,滿足《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50017-2017)中的螺栓間距要求;軟鋼板采用LYP100(屈服強(qiáng)度為100 MPa)鋼板,通過(guò)高強(qiáng)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(gòu)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(yù)留澆筑混凝土的孔洞。根據(jù)新型組合高墩的設(shè)計(jì)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(chǎng)景。為避免柱腳處過(guò)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(yù)定偏心距設(shè)置相應(yīng)的條形凹槽,如圖2(f)所示,通過(guò)刀鉸可對(duì)試件施加偏心壓力。

圖2 試件制作過(guò)程Fig.2 Process for preparing specimens

根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1-2010),分別對(duì)鋼管、軟鋼板和鋼系梁采用的鋼材進(jìn)行材性測(cè)試,材性試驗(yàn)結(jié)果如表2所列。在四肢鋼管內(nèi)混凝土澆筑完成后,將其置于室溫下養(yǎng)護(hù),同時(shí)制作3組邊長(zhǎng)為150 mm的標(biāo)準(zhǔn)混凝土立方體試塊,同條件養(yǎng)護(hù)28 d,按照《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081-2019)測(cè)得混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度平均值為63.83 MPa,彈性模量為34 500 MPa。

表2 鋼材力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel

1.2 加載方案與測(cè)點(diǎn)布置

本試驗(yàn)在福州大學(xué)福建省土木工程多災(zāi)害防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室內(nèi)實(shí)施,加載裝置為10 000 kN長(zhǎng)柱壓力試驗(yàn)機(jī),如圖3所示。試件放置于試驗(yàn)機(jī)承臺(tái)上,試件頂部端板通過(guò)螺栓與加載端板連接,并通過(guò)刀鉸將壓力傳遞至預(yù)留偏心距凹槽的加載板上,從而實(shí)現(xiàn)對(duì)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(shè)置刀鉸,底部則直接與試驗(yàn)機(jī)承臺(tái)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(jí)單調(diào)加載制度,試驗(yàn)前對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載;預(yù)加荷載為預(yù)估峰值荷載的30%,分2級(jí)進(jìn)行。正式加載時(shí),在荷載達(dá)到60%預(yù)估峰值荷載之前,采用分級(jí)加載方式,每級(jí)的加載量為預(yù)估峰值荷載的1/20,持荷時(shí)間為2 min;加載荷載大于60%預(yù)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(cè)向變形或試驗(yàn)機(jī)加載速度跟不上試件變形速度或試驗(yàn)停止。

圖3 軸壓試驗(yàn)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(zhǎng)柱壓力試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)采集,圖4為本試驗(yàn)采用的位移和應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖。為測(cè)量試件變形,采用圖4(a)所示位移計(jì)布置方式,共布置了18個(gè)位移計(jì)(D1～D18):其中,D1～D16沿試件高度方向布置在遠(yuǎn)載側(cè)柱肢(L1,L3),以測(cè)量試件側(cè)向撓度;D17和D18布置在試件底部端板上,測(cè)量試件底部的軸向位移和傾斜情況。采用圖4(b)所示應(yīng)變片布置方式,測(cè)量試件鋼管、軟鋼板和組合截面的應(yīng)變變化情況。

圖4 位移和應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig.4 Arrangement of displacement gauges and strain gauges

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與試件破壞形態(tài)

對(duì)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(wú)明顯的側(cè)向變形;在軸壓力接近Nu時(shí),試件中上部出現(xiàn)明顯的整體側(cè)向彎曲變形,一側(cè)柱肢(L2、L4)鋼管外側(cè)在0.65H高度附近出現(xiàn)鼓曲;加載至Nu時(shí),該側(cè)柱肢(L2、L4)鋼管外側(cè)鼓曲程度加大,而與軟鋼板連接的內(nèi)側(cè)面并未出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象,試件中上部產(chǎn)生了明顯的整體面內(nèi)彎曲變形,鋼管內(nèi)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(jiàn)破壞時(shí)其兩側(cè)柱肢的側(cè)向撓度基本一致,呈整體面內(nèi)彎曲變形形態(tài),測(cè)量結(jié)果證明其破壞類(lèi)型屬?gòu)椝苄允Х€(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(chǎn)生的初始缺陷以及加載時(shí)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(chǎn)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(duì)于四肢鋼管混凝土柱式高墩軸壓試件t0e0,加載至0.7Nu時(shí),一側(cè)柱肢(L2、L4)即開(kāi)始出現(xiàn)微小的側(cè)向彎曲變形;在軸壓力接近Nu時(shí),該側(cè)柱肢(L2、L4)在0.8H高度附近已出現(xiàn)較為明顯的面內(nèi)局部彎曲,而另一側(cè)柱肢則未出現(xiàn)明顯的側(cè)向變形;加載至Nu時(shí),試件單側(cè)柱肢局部產(chǎn)生了較大的側(cè)向彎曲變形,其破壞形態(tài)如圖5(b)所示,可見(jiàn)其破壞時(shí)一側(cè)柱肢的側(cè)向撓度明顯大于另一側(cè)柱肢的側(cè)向撓度。與新型組合高墩軸壓試件t05e0對(duì)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(zhǎng)細(xì)比過(guò)大,四肢柱無(wú)法協(xié)同變形,故出現(xiàn)單側(cè)柱肢節(jié)間局部失穩(wěn)破壞。

對(duì)于新型組合高墩各偏心受壓試件,加載至0.67Nu～0.83Nu時(shí),試件的整體側(cè)向彎曲變形開(kāi)始明顯發(fā)展;加載至Nu時(shí),各試件均產(chǎn)生較大的整體側(cè)向彎曲變形,個(gè)別試件近載側(cè)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(jiàn)其破壞形態(tài)相近,破壞時(shí)兩側(cè)柱肢的側(cè)向撓度均基本一致,呈整體面內(nèi)彎曲變形形態(tài)。

試驗(yàn)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(guò)程中,所有螺栓及連接板等構(gòu)造均未發(fā)生破壞,焊縫未出現(xiàn)撕裂,實(shí)現(xiàn)了預(yù)期的試件設(shè)計(jì)目標(biāo);此外,四肢柱在軟鋼板和鋼系梁的約束下基本協(xié)調(diào)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(cè)向撓度曲線

圖6給出各新型組合高墩試件在達(dá)到峰值荷載時(shí)側(cè)向撓度沿試件高度的分布曲線;對(duì)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(cè)向撓度值基本相同,故側(cè)向撓度值取試件遠(yuǎn)載側(cè)柱肢同一高度處2個(gè)位移計(jì)所測(cè)側(cè)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(duì)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(duì)試件的側(cè)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(guò)1.2°,基本保持水平?？梢?jiàn),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(cè)向撓度曲線,這里側(cè)向撓度取為最大撓度出現(xiàn)的高度處側(cè)向撓度發(fā)展。由圖7可以發(fā)現(xiàn):

圖7 荷載-側(cè)向撓度關(guān)系曲線Fig.7 Load-lateral deflection curves

1)對(duì)于新型組合高墩軸壓試件t05e0,在軸壓力小于0.95Nu前,其側(cè)向撓度幾乎沒(méi)有增長(zhǎng),而柱式高墩軸壓試件t0e0在加載至0.7Nu時(shí),一側(cè)柱肢的側(cè)向撓度即較快增長(zhǎng),但兩者破壞時(shí)均產(chǎn)生明顯的側(cè)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(shuō)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(duì)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(duì)其側(cè)向撓度和極限承載力均有明顯影響:偏心率越大,試件的側(cè)向撓度增速越快,導(dǎo)致二階彎矩效應(yīng)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(yīng)的側(cè)向撓度(簡(jiǎn)稱(chēng)峰值撓度)增加了128%。

3)對(duì)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(cè)向撓度曲線可見(jiàn),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(gè)階段:1)彈性段,軸向位移隨荷載增大呈近似線性增長(zhǎng);2)彈塑性段,軸向位移隨荷載增大呈非線性增長(zhǎng);3)下降段,試件達(dá)到峰值荷載后,承載力隨軸向位移的增大而下降。對(duì)于偏心受壓試件,在其達(dá)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(guān)系曲線Fig.8 Load-axial displacement curves

從圖8(a)可見(jiàn),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(shuō)明采用組合箱形截面對(duì)其軸壓剛度影響不大。

對(duì)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(jiàn)(圖8(b)),偏心率對(duì)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(jìn)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(duì)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(jiàn)(圖8(c)),兩者彈性段曲線基本重合,說(shuō)明增大軟鋼板厚度對(duì)新型組合高墩軸壓剛度的影響可以忽略。

2.4 鋼管應(yīng)變發(fā)展

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

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

由圖9(a)和圖9(b)可見(jiàn),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(cè)柱肢鋼管縱向應(yīng)變曲線基本重合,說(shuō)明此階段各柱肢均勻受壓;在鋼管屈服之后,兩側(cè)柱肢鋼管縱向壓應(yīng)變繼續(xù)增長(zhǎng)并開(kāi)始出現(xiàn)差異,但前者差異較小,且荷載隨縱向壓應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)沒(méi)有明顯的增大,而后者則差異明顯,且荷載隨縱向壓應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)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(dá)到峰值荷載時(shí),2個(gè)軸壓試件兩側(cè)鋼管縱向應(yīng)變均遠(yuǎn)大于屈服應(yīng)變,說(shuō)明兩者的破壞類(lèi)型均屬于彈塑性失穩(wěn)破壞。

對(duì)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(yīng)變曲線可見(jiàn)(圖9(c)),各試件遠(yuǎn)載側(cè)與近載側(cè)柱肢的鋼管縱向應(yīng)變發(fā)展存在明顯差異,前者的鋼管縱向應(yīng)變遠(yuǎn)小于后者,但均處于受壓狀態(tài),說(shuō)明在偏心率不超過(guò)0.405時(shí),各試件均為全截面受壓;在達(dá)到峰值荷載時(shí),近載側(cè)柱肢的鋼管縱向應(yīng)變均遠(yuǎn)大于屈服應(yīng)變,而遠(yuǎn)載側(cè)柱肢鋼管既可能屈服,也可能未屈服,縱向應(yīng)變隨偏心率增大而減小。此外,偏心率對(duì)各柱肢受力有明顯影響:偏心率越大,遠(yuǎn)載側(cè)與近載側(cè)柱肢的鋼管縱向應(yīng)變發(fā)展差異越大,且近載側(cè)鋼管越快屈服。

對(duì)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(yīng)變曲線可見(jiàn)(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(kāi)始有所差異;軟鋼板厚度越大,遠(yuǎn)載側(cè)與近載側(cè)柱肢的鋼管縱向應(yīng)變差異相對(duì)較小,說(shuō)明增大軟鋼板厚度可減小荷載偏心造成的兩側(cè)柱肢受力的不均勻。

圖10給出各試件的荷載-應(yīng)變比曲線;這里應(yīng)變比是指鋼管外表面的橫向應(yīng)變與縱向應(yīng)變之比,取為試件在0.65H截面處各鋼管c測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)應(yīng)變比。

圖10 荷載-應(yīng)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(duì)于新型組合高墩軸壓試件t05e0,在加載至0.78Nu之前,兩側(cè)柱肢的鋼管應(yīng)變比值基本都在0.23～0.30,與鋼材的泊松比較為接近,說(shuō)明此時(shí)鋼管的套箍作用尚未發(fā)揮;在荷載超過(guò)0.78Nu后,兩側(cè)柱肢鋼管應(yīng)變比值迅速增大,鋼管的套箍作用開(kāi)始得到發(fā)揮;達(dá)到峰值荷載時(shí),兩側(cè)柱肢鋼管的應(yīng)變比均超過(guò)0.40,說(shuō)明鋼管的套箍作用已充分發(fā)揮。對(duì)于柱式高墩軸壓試件t0e0,在其達(dá)到峰值荷載時(shí),L3柱肢鋼管應(yīng)變比值僅為0.305,遠(yuǎn)低于L4柱肢鋼管的應(yīng)變比,說(shuō)明此時(shí)L3柱肢一側(cè)鋼管的套箍作用未充分發(fā)揮。

由圖10(b)可以發(fā)現(xiàn),對(duì)于新型組合高墩各偏心受壓試件,在其達(dá)到峰值荷載時(shí),近載側(cè)柱肢鋼管的應(yīng)變比均超過(guò)0.40,說(shuō)明近載側(cè)柱肢鋼管的套箍作用可充分發(fā)揮;而遠(yuǎn)載側(cè)柱肢鋼管的應(yīng)變比均未超過(guò)0.40,且偏心率越大,應(yīng)變比越低,遠(yuǎn)載側(cè)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(cè)和遠(yuǎn)載側(cè)柱肢鋼管的應(yīng)變比均較大,說(shuō)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(yīng)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(yīng)變曲線;應(yīng)變值取應(yīng)變發(fā)展最快的0.7H截面處軟鋼板各測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變。由圖11可見(jiàn),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(guò)程均呈現(xiàn)縱向受壓狀態(tài)。

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

對(duì)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(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變發(fā)展基本一致,說(shuō)明軟鋼板整體均勻受壓;當(dāng)軸壓力超過(guò)0.4Nu后,軟鋼板開(kāi)始進(jìn)入彈塑性階段,各測(cè)點(diǎn)的縱向壓應(yīng)變繼續(xù)增大,但發(fā)展略有差異,且荷載隨縱向壓應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)仍可繼續(xù)顯著增大;當(dāng)軸壓力達(dá)到Nu時(shí),各測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變均遠(yuǎn)超過(guò)屈服應(yīng)變。這表明新型組合高墩達(dá)到軸壓承載力時(shí),可忽略軟鋼板的軸壓剛度貢獻(xiàn)。

對(duì)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(cè)向撓度產(chǎn)生的二階彎矩效應(yīng),各測(cè)點(diǎn)的縱向壓應(yīng)變發(fā)展初始即不同步;當(dāng)軸壓力達(dá)到Nu時(shí),各測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變也均遠(yuǎn)超過(guò)屈服應(yīng)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(dá)到峰值荷載時(shí)各測(cè)點(diǎn)的縱向壓應(yīng)變更大,說(shuō)明增大軟鋼板厚度,更有利于發(fā)揮軟鋼板的“結(jié)構(gòu)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(gè)不同截面處軟鋼板的荷載-橫向應(yīng)變曲線及鋼系梁的荷載-縱向應(yīng)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(guò)程總體表現(xiàn)為橫向受拉,其橫向應(yīng)變值相對(duì)縱向應(yīng)變值均較小,且變化較為復(fù)雜,在偏心率較大時(shí),橫向應(yīng)變值可能超過(guò)其屈服應(yīng)變;不同位置的鋼系梁的縱向應(yīng)變發(fā)展差異較大,但其縱向應(yīng)變值始終較小,即使在試件達(dá)到峰值荷載時(shí),其縱向應(yīng)變值也均遠(yuǎn)小于其屈服應(yīng)變,說(shuō)明鋼系梁僅起到構(gòu)造連接作用。

圖12 鋼系梁與軟鋼板荷載-橫向應(yīng)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(yīng)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(shí)組合截面的縱向應(yīng)變分布曲線,圖13中從左到右數(shù)據(jù)點(diǎn)依次對(duì)應(yīng)為L(zhǎng)3柱肢鋼管b、c測(cè)點(diǎn)、軟鋼板g、f測(cè)點(diǎn)、L4柱肢鋼管c、d測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值。

由圖13可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)偏心壓力為0.4Nu時(shí),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(diào),故截面縱向應(yīng)變分布接近于線性分布,基本滿足平截面假定;當(dāng)偏心壓力為0.8Nu和Nu時(shí),相應(yīng)的截面縱向應(yīng)變分布都明顯偏離線性分布,這是因?yàn)殡S著偏心壓力增大,各偏壓試件進(jìn)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(diào),軟鋼板縱向應(yīng)變發(fā)展相對(duì)鋼管明顯較為緩慢,使截面縱向應(yīng)變分布偏離線性分布。對(duì)新型組合高墩偏壓試件,若僅考慮兩側(cè)鋼管的縱向應(yīng)變分布,則其在加載全過(guò)程中截面縱向應(yīng)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(jiàn),對(duì)新型組合高墩截面進(jìn)行彎矩-曲率分析時(shí),可按照“擬平截面假定”進(jìn)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(jiàn),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(shuō)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(shuō)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(shì);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(shuō)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(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果與公式計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of compressive bearing capacities between test and calculation results

若忽略軟鋼板對(duì)受壓承載力的貢獻(xiàn)、將新型組合高墩視為四肢鋼管混凝土平腹桿格構(gòu)柱,則可采用現(xiàn)行《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(GB 50936-2014)中格構(gòu)柱受壓承載力的規(guī)范公式,計(jì)算新型組合高墩的正截面受壓承載力。表3給出了相關(guān)計(jì)算結(jié)果及其與試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比,可以發(fā)現(xiàn),按格構(gòu)柱的規(guī)范公式計(jì)算得到的新型組合高墩的受壓承載力明顯小于試驗(yàn)實(shí)測(cè)值,且誤差隨偏心率和軟鋼板厚度增大而增大,說(shuō)明在計(jì)算新型組合高墩的受壓承載力時(shí),應(yīng)充分考慮軟鋼板的“結(jié)構(gòu)元件”作用。限于篇幅,對(duì)新型組合高墩的受壓承載力計(jì)算方法,作者將另文分析。

4 結(jié)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(diào)變形,表現(xiàn)出良好的整體協(xié)同工作性能;破壞時(shí)兩側(cè)柱肢的側(cè)向撓度均基本一致,呈整體面內(nèi)彎曲破壞形態(tài),破壞類(lèi)型為彈塑性失穩(wěn)破壞。

2)在偏心率不超過(guò)0.405時(shí),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(gòu)造作用;在達(dá)到極限承載力時(shí),軟鋼板及近載側(cè)柱肢鋼管的縱向壓應(yīng)變數(shù)值均遠(yuǎn)超過(guò)屈服應(yīng)變值,而遠(yuǎn)載側(cè)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(yīng)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(cè)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(jì)算新型組合高墩的受壓承載力時(shí),應(yīng)充分考慮軟鋼板的“結(jié)構(gòu)元件”作用。

綜合本文的試驗(yàn)研究結(jié)果,新型組合高墩完全可滿足受壓構(gòu)件的受壓性能要求。