袁西貴 張 凱

(1.成都職業(yè)技術學院城建學院, 成都 610218; 2.四川職業(yè)技術學院建筑工程學院, 四川遂寧 629000)

1 概 述

近年來,由于工廠化裝配式技術的推廣,疊合板組合梁因能充分利用鋼材和混凝土的受力特性,具有延性好、剛度大、施工方便等優(yōu)點,在世界各地得到了廣泛應用[1-2]。在我國也備受工程界青睞,常用于橋梁工程、吊車梁等一些承受重復荷載作用的結構構件中[3-4]。近些年,國內外對組合梁疲勞性能的研究主要限于有限元數(shù)值模擬,缺乏足夠試驗驗證。已有試驗研究多集中于剪力連接件[5-10],其試驗結果不能完全代替整梁的疲勞性能。少有的整梁疲勞性能試驗都局限于現(xiàn)澆板組合梁。對疊合板組合梁整梁疲勞性能研究幾乎空缺。主要因試件加工工序復雜,試驗強度大、費用高、周期長,試驗設備及過程往往極不穩(wěn)定,成果離散性大。少有科研院校和機構對其進行試驗研究。目前疊合板組合梁整梁疲勞設計只能借用現(xiàn)澆板組合梁疲勞試驗成果。為進一步推廣和應用這種半裝配式組合梁,充分發(fā)揮它們在山區(qū)、丘陵以及大型運輸和吊裝設備不便到達的地區(qū)橋梁建設及西部大開發(fā)相關工程中的作用,迫切需要對其進行深入的試驗研究與理論分析。通過對6根組合梁(其中5根疊合板組合梁)施加等幅疲勞荷載,并采用雙對數(shù)函數(shù)對其中5根發(fā)生Z2類構造細節(jié)疲勞破壞組合梁的試驗數(shù)據(jù)進行線性擬合,得到基于Z2類疲勞破壞的組合梁的S-N曲線。

2 試件設計

2.1 材料性能

組合梁混凝土材性試驗結果見表1;鋼梁材質為Q235B,按文獻[8]中規(guī)定進行材性試驗,其翼緣屈服強度ff、腹板屈服強度fw及極限強度fu分別為286,350,450 MPa[5];組合梁栓釘均為16Mn鋼經(jīng)冷拔、鍛造而成的φ16×65圓柱頭栓釘,其極限抗拉強度fsu為450 MPa;鋼筋采用HPB300。

表1 混凝材性試驗結果Table 1 Test results on the mechanicalproperties of concrete MPa

2.2 組件設計

組合梁中鋼梁采用翼緣不對稱的焊接H形鋼梁,其實測尺寸為:上翼緣90 mm×10 mm,下翼緣200 mm×9.9 mm,腹板5.8 mm×200 mm。疊合板組合梁截面及其配筋見圖1。其中:預制板及現(xiàn)澆板厚度分別為35,45 mm,梁翼緣總寬900 mm,預制板截面參數(shù)見圖2。預制板在鋼梁上支承長為20 mm,板底留縫寬10 mm,槽口上部凈寬50 mm;預制板內結合筋穿過交界面,其構造如圖2b、2c所示。

圖1 疊合板組合梁FSCB-6配筋詳圖 mmFig.1 Reinforcement of composite beam with laminated slabs

圖2 預制板截面及配筋詳圖 mmFig.2 Details of section and reinforcement of the precast slab

2.3 組合梁模型設計

試件采用跨度為4 500 mm的簡支梁。圖3所示為組合梁栓釘布置示意。栓釘均沿鋼梁上翼緣對稱單列布置,完全剪力連接程度組合梁FSCB-1～ FSCB-4每個剪彎區(qū)段內布置21個栓釘,不完全剪力連接疊合板組合梁FSCB-5每個剪彎區(qū)段內布置18個栓釘。為防止組合梁發(fā)生掀起等次生破壞,各梁純彎區(qū)段均布置了4個栓釘。

圖3 組合梁栓釘布置示意 mmFig.3 The schematic diagram of arrangements of studs in test beams

鋼板彈性模量Es=2.06×105MPa,鋼板與混凝土彈性模量之比αE,見表2。不計混凝土徐變,組合梁混凝土翼板等效鋼截面寬度b1取值見表2。

表2 試驗梁的混凝土翼板換算寬度b1取值Table 2 Converted widths of concrete flange slabs

基于平截面假定并按不考慮和考慮滑移效應兩種情況計算得到的組合梁抗力如表3所示。

表3 組合梁抗力計算匯總Table 3 Summary table for calculation ofresistance of composite beams kN·m

3 試驗裝置和加載方案

采用跨中兩點對稱加載。試驗加載方案見圖4。組合梁疲勞試驗加載裝置如圖5所示。本次疲勞試驗采用固定最小、最大應力水平的等幅正弦波加載,加載頻率為4 Hz。

圖4 組合梁加載方案 mmFig.4 The loading scheme of the composite beam

圖5 試驗加載裝置示意Fig.5 Schematic diagrams of test loading device

試驗分三步進行。首先以荷載下限預加載再卸載至零;然后做靜力加載和靜力卸載試驗,每級均采集數(shù)據(jù),試驗數(shù)據(jù)由計算機自動采集;最后做疲勞試驗。加載方式如圖6所示。

圖6 疲勞加載程序Fig.6 Fatigue loading procedure (FLOP)

數(shù)據(jù)采集設備包括:力和位移傳感器(界面滑移、跨中位移);應變儀及數(shù)據(jù)采集設備和軟件。

圖7給出了試驗梁的測點及儀表布置。圖中Ci及Si分別表示在翼緣板及鋼梁上電阻應變片(i表示離組合梁底面距離),Di為動態(tài)位移傳感器,分別用于量測翼緣板與鋼梁間相對滑移以及跨中位移。量測設備通道共16個分別用于:測力系統(tǒng)及跨中大量程位移計(200 mm);跨中截面混凝土翼緣板上5個電阻應變片;跨中截面鋼梁的翼緣下緣及腹板處4個電阻應變片;5個混凝土與鋼梁交界面相對滑移測點。

圖7 測點布置 mmFig.7 Arrangements of measuring points

4 疊合板組合梁的試驗研究

4.1 試驗主要參數(shù)

各組合梁的荷載下限取值均相同。各組合梁的疲勞荷載及其抗力計算值匯總見表4(含現(xiàn)澆板組合梁FSCB-1,表中除特別說明外,均不考慮滑移影響)。

表4 組合梁疲勞荷載設計參數(shù)Table 4 Summary for fatigue loads and calculation of resistance of composite beams

4.2 主要試驗現(xiàn)象及原因分析

試驗開始后先給試件預加靜力荷載,靜力荷載從0加至相應的荷載上限。預加載結束后組合梁殘余變形較大,緊接著開始疲勞試驗,試驗過程中,按照預定時間進行了數(shù)據(jù)采集,開始時采集次數(shù)密集,后來逐漸變稀,在臨近疲勞破壞時,加強了觀測。

從加載開始直到臨近組合梁疲勞破壞發(fā)生,各試驗梁中鋼梁上各測點和混凝土上各測點應變、跨中位移幅值等都很穩(wěn)定,未觀察到明顯異常。既無可見裂縫,更觀察不到鋼梁和混凝土交界面上明顯的相對滑移以及縱向劈裂破壞的發(fā)生。

對Z2類構造細節(jié)疲勞破壞的完全剪力連接疊合板組合梁FSCB-2～FSCB-4,當加載臨近疲勞破壞發(fā)生時,鋼梁下翼緣某些部位,如:鋼梁下翼緣與腹板相連焊縫及其熱影響區(qū)以及下料時未處理好的下翼緣切割邊等,因存在初始缺陷而存在應力集中現(xiàn)象,最終產生了內部裂紋而造成應力釋放,所釋放的應力轉移至附近鋼梁造成其應變迅速增長,隨著裂紋的不斷發(fā)展,鋼梁下翼緣截面幾何參數(shù)發(fā)生了變化,振動特征也受到了影響,組合梁剛度有所降低,因而加載逐漸變得困難,最大荷載及荷載幅值開始下降。此時加大荷載至設計荷載,很快最大荷載及荷載幅值重新下降。截面剛度顯著變小,組合梁變形增大,混凝土板內中和軸不斷上移,受壓區(qū)混凝土平均應變增加,跨中撓度增大。最終在鋼梁下翼緣切割邊或焊縫及其熱影響區(qū)產生了可見裂縫,組合梁已經(jīng)不能繼續(xù)穩(wěn)定地承受設計荷載了,發(fā)生了疲勞破壞。停機觀察可以看出,發(fā)生鋼梁在Z2類疲勞構造細節(jié)處拉裂的這類疲勞破壞的疊合板組合梁中鋼梁和混凝土板交界面以及梁的兩端部均無可見滑移,混凝土受拉區(qū)沒有出現(xiàn)明顯裂縫,混凝土板上表面也無壓酥現(xiàn)象,更無縱向劈裂破壞發(fā)生。該梁在卸載后有一定的殘余變形,但各栓釘完好無損,無一被剪壞。

對Z2類構造細節(jié)疲勞破壞的不完全剪力連接組合梁FSCB-5,隨著反復荷載的不斷施加,當加載至161萬次時(疲勞壽命為164萬次),已經(jīng)能觀察到鋼梁和混凝土交界面上出現(xiàn)了較為明顯的滑移,最大相對滑移發(fā)生在組合梁剪跨段靠近梁端一側,約為0.6 mm。剪跨段鋼梁與混凝土交界面處自然黏結差不多全部破壞。隨著荷載的進一步增加,鋼梁上部壓應變增加,鋼梁內中和軸下移,這之后梁FSCB-5包括疲勞破壞形態(tài)在內的表現(xiàn)與梁FSCB-4相同。直到疲勞破壞發(fā)生時,組合梁的兩端部均未見較大滑移,但剪跨段中間鋼梁和混凝土之間有稍許掀起趨勢,附近相對滑移也較為明顯,但各栓釘完好無損,無一被剪壞;混凝土板下緣雖然處于受拉區(qū),但沒有出現(xiàn)明顯受拉裂縫,而且混凝土板上表面直至試驗結束也無壓碎現(xiàn)象,更沒發(fā)生疲勞破壞。卸載后殘余變形較之完全剪力連接組合梁稍大,剛度退化也更明顯。與完全剪力連接組合梁FSCB-2、FSCB-3、FSCB-4相比,梁FSCB-5疲勞破壞發(fā)生時,鋼梁下翼緣與腹板連接焊縫及其熱影響區(qū)的裂縫發(fā)展更快。這一方面是因為該組合梁為部分剪力連接,組合作用相對弱一些;另一方面是由其破壞形態(tài)所決定的。加之荷載幅較大,諸多因素共同作用使得裂縫一經(jīng)出現(xiàn)便以較快速度開展,疲勞破壞更為突然。

疊合板組合梁FSCB-2～FSCB-5疲勞壽命分別為357萬次、299萬次、90萬次及164萬次。疲勞破壞發(fā)生時疊合板組合梁中鋼梁裂縫如圖8所示,其中梁FSCB-2與梁FSCB-3因鋼梁下翼緣切割邊拉裂而破壞,梁FSCB-4與梁FSCB-5因下翼緣與腹板連接焊縫及其熱影響區(qū)拉裂而破壞。

a—FSCB-2(裂縫15 mm); b—FSCB-3(裂縫10 mm);c—FSCB-4(裂縫10 mm); d—FSCB-5(裂縫10 mm)。圖8 疲勞破壞發(fā)生時疊合板組合梁中鋼梁裂縫Fig.8 Cracks of steel beams after fatigue failure

4.3 典型梁的試驗數(shù)據(jù)

以組合梁FSCB-4為例,部分加載時期組合梁截面不同位置處力-截面應變分布曲線見圖9a～9d;部分加載時期不同荷載下組合梁截面高度-截面應變分布曲線見圖10a～10d?？梢钥闯?在整個疲勞循環(huán)中,組合梁截面應變基本滿足平截面假定,且在不同的疲勞循環(huán)次數(shù)后組合梁截面應力和應變關系幾乎沒有任何變化,均保持了很好的彈性關系。

a—2萬次; b—10萬次; c—20萬次; d—50萬次。圖9 不同位置處力-截面應變分布曲線Fig.9 Relations between the force and the strain along cross section

a—2萬次; b—10萬次; c—20萬次; d—50萬次。圖10 不同荷載下截面高度-截面應變分布曲線Fig.10 Strains along cross section under different loads

4.4 基于Z2類疲勞破壞的疊合板組合梁疲勞壽命表達式

根據(jù)GB 50017—2017《鋼結構設計標準》,疲勞構造細節(jié)及栓釘?shù)男吞柡蛿?shù)量等必然會對鋼梁的疲勞性能造成或大或小的影響,按照文獻[5],這些因素將決定組合梁的應力幅指標,從而控制了組合梁的疲勞破壞形態(tài)和疲勞壽命。不同的構造細節(jié)分類的組合梁的疲勞S-N曲線在雙對數(shù)坐標中通常表現(xiàn)出不一樣的直線關系,可能S-N直線的截距不同,也可能斜率各異,因此應該分類進行數(shù)據(jù)回歸分析。

本次試驗中,組合梁僅荷載幅值不同,部分組合梁疲勞破壞發(fā)生在鋼梁下翼緣與腹板相連焊縫及其熱影響區(qū),另一部分組合梁疲勞破壞發(fā)生在鋼梁下翼緣切割邊,按照GB 50017—2017中的分類,本次試驗中,無論是鋼梁下翼緣與腹板相連焊縫及其熱影響區(qū),還是鋼梁下翼緣切割邊,均屬于Z2類構造細節(jié)。即,這兩種情況對應的疲勞破壞形態(tài)有大致相同的疲勞強度和疲勞壽命。故本試驗在進行數(shù)據(jù)處理時對之不作區(qū)分,試驗所得數(shù)據(jù)均可一并回歸。

圖11 試驗散點及l(fā)og Δσ～log N曲線Fig.11 Graph of test scatter points and log Δσ～log N curve

此外,對比現(xiàn)澆板組合梁FSCB-1與設計參數(shù)幾乎完全相同的疊合板組合梁FSCB-2的疲勞試驗,梁FSCB-1與梁FSCB-2的屈服荷載和極限荷載非常接近,并且兩者均一直承受著不變且相等的荷載幅作用,但兩者有幾乎完全相同的疲勞性能,疲勞壽命也沒有明顯差距。即,翼板是否為疊合板對組合梁疲勞性能影響不大;并且后者一直保持了較大的荷載水平,但是其疲勞壽命和殘余承載力并不低于前者?？梢?在荷載幅值作用相同時,荷載水平的高低對組合梁的疲勞壽命幾乎沒有影響。疲勞壽命更多地受荷載幅值的影響。因此在對組合梁的疲勞試驗的S-N曲線進行數(shù)值擬合時可將兩者一并擬合。圖11即為完全剪力連接現(xiàn)澆板組合梁FSCB-1,完全剪力連接疊合板組合梁FSCB-2～FSCB-4,不完全剪力連接疊合板組合梁FSCB-5等本次發(fā)生Z2類構造細節(jié)疲勞破壞的全部組合梁的試驗數(shù)據(jù)散點圖,以及采用廣為運用的雙對數(shù)坐標下的直線模型對這些組合梁的試驗數(shù)據(jù)進行擬合得到的疲勞破壞的log Δσ～logN曲線。為方便比較,圖中一并給出了基于GB 50017—2003得到的純鋼梁S-N曲線及本文推薦取值。相關方程分別如下。

本次擬合曲線:

logN+3.6log Δσ=13.97

(1a)

GB 50017曲線:

logN+4log Δσ=14.93

(1b)

筆者建議取值:

logN+3.6log Δσ=13.76

(1c)

將式(1c)記為:logN+αlog Δτ=η。這里α=3.6、η=13.76。擬合式(1a)及筆者建議表達式(1c)均采用雙對數(shù)計算模型,這是目前世界各地規(guī)范、規(guī)程運用最多、效果最好的一種計算模型。從圖11可見,數(shù)據(jù)散點全位于筆者建議取值之上。將其用于工程實際的安全性是有保障的。

需要說明的是,圖11中沒有給出按照GB 50017—2017中純鋼梁構造細節(jié)(Z2類)給出的相應疲勞S-N曲線,主要是因為其誤差過大,大部分試驗散點均位于相應曲線之下。而本試驗的結果與按照GB 50017—2003中純鋼梁構造細節(jié)(Z3類)給出的相應疲勞S-N曲線相當吻合。

5 結 論

Z2類疲勞破壞的組合梁在發(fā)生疲勞破壞前,平截面假定始終成立,鋼梁截面各點應力和應變基本保持了初期的水平。至疲勞破壞發(fā)生時,疲勞破壞脆性性質十分明顯,混凝土翼緣板下側裂縫開展及其與鋼梁交界面的相對滑移都很小;組合梁的殘余變形及其剛度退化均不明顯,發(fā)生這類疲勞破壞的組合梁殘余承載力也較大。

疲勞破壞形態(tài)既可能發(fā)生在鋼梁切割邊,又可能發(fā)生在腹板與下翼緣焊縫及其熱影響區(qū),可見按照GB 50017—2017中鋼梁構造細節(jié)劃分為同一個分類是合理的。但腹板與下翼緣焊縫及其熱影響區(qū)首先發(fā)生疲勞破壞相比鋼梁切割邊首先發(fā)生疲勞破壞裂縫發(fā)展更快,也更突然。

對比試驗表明:翼緣板是否為疊合板對組合梁疲勞性能影響不大;荷載水平的高低對組合梁的疲勞壽命幾乎沒有影響,疲勞壽命主要受荷載幅值的影響;現(xiàn)階段在整梁試驗數(shù)據(jù)有限的情況下,進行Z2類疲勞破壞的組合梁的疲勞設計時,建議采用本文中式(1c)進行復核。