袁西貴，王 衛(wèi)

(成都職業(yè)技術(shù)學院城建學院，四川 成都 610218)

0 引言

鋼-混凝土組合梁(簡稱組合梁)能充分發(fā)揮材料受力特性，具有抗震性能好、剛度大、穩(wěn)定性好、施工方便、造價低等優(yōu)點，在歐美、日本等地得到了廣泛的應(yīng)用，在我國也備受工程界的關(guān)注，多用于一些承受重復荷載作用的結(jié)構(gòu)構(gòu)件中，如橋梁工程、廠房吊車梁、碼頭面板等[1-3]。但國內(nèi)外對其所做的研究很少，且大多限于梁式結(jié)構(gòu)靜載試驗上，對包括組合梁的整梁的疲勞行為很少研究，已有組合梁疲勞性能的研究多集中于剪力連接件[3-9]，國內(nèi)對組合梁疲勞相關(guān)的設(shè)計規(guī)范也都只能參考國外規(guī)范編制。

結(jié)合我國西部大開發(fā)道路橋梁為先的戰(zhàn)略，迫切需要對鋼-混凝土組合梁進行試驗研究與理論分析，以便充分發(fā)揮它們在西部中小跨徑橋梁建設(shè)以及相關(guān)工程中的作用，同時也為制定和完善我國相關(guān)設(shè)計規(guī)程、規(guī)范提供一些參考。鑒于此，本論文就完全剪力連接程度現(xiàn)澆板組合梁疲勞性能進行了研究，以期了解完全剪力連接現(xiàn)澆板組合梁的力學性能，并為后續(xù)的疊合板組合梁疲勞性能試驗研究打下基礎(chǔ)。

1 試件設(shè)計

1.1 材料性能

鋼筋采用HPB300；鋼梁為上下翼緣不對稱的焊接Q235工字鋼梁，栓釘型號為Φ16×65 mm圓柱頭栓釘，所用材料為16 Mn鋼經(jīng)冷拔、鍛造而成?；炷敛男栽囼灲Y(jié)果如表1所示。

表1 混凝材性試驗結(jié)果

根據(jù)鋼梁材性試驗，翼緣屈服強度ff、腹板屈服強度fw及k各自極限強度分別如下取值：ff=286 MPa，fw=350 MPa，fu=450 Mpa；栓釘極限抗拉強度取為：fsu=450 MPa。

1.2 組件設(shè)計

本次現(xiàn)澆板組合梁疲勞試驗所采用鋼梁截面如圖1所示。

圖1 鋼梁截面及加勁肋

試驗梁的支承跨度取4 500 mm。為量測梁端鋼梁和混凝土翼緣間相對滑移，鋼梁兩端各伸出支承點100 mm，鋼梁實際長度為4 700 mm。各組件的設(shè)計如下。

1.2.1 鋼梁截面尺寸

采用焊接工字鋼梁截面，其支承處設(shè)置加勁肋，經(jīng)優(yōu)化設(shè)計截面尺寸如圖2所示。鋼梁腹板厚度為6 mm(實測5.8 mm)，高220 mm；上翼緣寬度為90 mm，下翼緣寬為200 mm，翼緣厚均取10 mm(下翼緣實測9.9 mm)。

圖2 現(xiàn)澆板組合梁FSCB-1配筋詳圖

1.2.2 混凝土翼緣板

混凝土現(xiàn)澆翼緣板厚取80 mm，板內(nèi)配置Ф6雙向雙層鋼筋，間距均為75 mm，截面參數(shù)詳見圖2(板內(nèi)下部鋼筋保護層為10 mm)。

1.3 栓釘?shù)脑O(shè)計

剪力連接件按照不考慮剪力圖變化而將剪力連接件均勻布置的塑性設(shè)計方法設(shè)計[10]，經(jīng)計算單個栓釘抗剪承載力Vu可取為：Vu=63 347 N。

1.4 組合梁模型的設(shè)計

完全剪力連接組合梁半個剪跨區(qū)段所需栓釘總個數(shù)nf計算過程如下：

式中：V1為組合梁半個剪跨區(qū)段混凝土及鋼梁交界面總剪力，N。

完全剪力連接情況下，取一個剪彎區(qū)段栓釘數(shù)為21個(實際剪力連接程度γ為1.047)，栓釘沿鋼梁上翼緣均勻?qū)ΨQ單列布置。但為防止組合梁受力過程中發(fā)生掀起等次生破壞，在純彎區(qū)段也對稱布置了4個栓釘。完全剪力連接現(xiàn)澆板組合梁FSCB-1中栓釘布置如圖3所示。

圖3 梁FSCB-1 栓釘布置

2 基于平截面假定的組合梁屈服彎矩和極限彎矩

基于平截面假定并分不考慮滑移效應(yīng)和考慮滑移效應(yīng)2種情況計算組合梁屈服彎矩[10]，過程如下。

2.1 組合梁屈服彎矩

取鋼板彈模Es=2.06×105，鋼板與混凝土彈性模量(Ec)之比αE如表2所示。不計混凝土徐變，組合梁FSCB-1截面換算成等梁編號為效鋼梁截面如圖4所示。取b2=90 mm，b3=5.8 mm，b4=200 mm，h1=80 mm，h2=10 mm，h3=220 mm，h4=9.9 mm。b1=900/αE，組合梁b1計算結(jié)果如表2所示。

表2 試驗梁的混凝土翼板換算寬度b1取值

2.1.1 不考慮滑移效應(yīng)時組合截面彈性中和軸及屈服彎矩

本次試驗梁FSCB-1組合截面幾何參數(shù)及屈服(極限)彎矩如表3所示。

圖4 組合梁等效彈性鋼截面

表3 不考慮滑移效應(yīng)影響組合梁截面計算抗力

2.1.2 考慮滑移效應(yīng)時組合截面彈性中和軸及屈服彎矩的確定

由鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準，考慮組合梁滑移效應(yīng)后組合梁屈服荷載及屈服彎矩如表4所示。

表4 考慮滑移效應(yīng)后試驗梁FSCB-1截面計算抗力

2.2 組合梁極限

表5 試驗梁FSCB-1靜力計算極限承載力

3 試驗裝置和加載方案

3.1 加力點的確定

疲勞試驗試件為簡支鋼-混凝土現(xiàn)澆板組合梁，采用跨中兩點對稱加載。本次試驗將剪跨取為2 000 mm。組合梁靜力試驗加載方案如圖5所示。

圖5 組合梁加載方案

3.2 加載方式及加載頻率

本次疲勞試驗主要關(guān)注的是疲勞壽命(疲勞強度)，并不關(guān)心疲勞損傷的判斷準則，故采用固定最小應(yīng)力和最大應(yīng)力水平的等幅正弦波加載而沒有采用變幅重復荷載作用。加載頻率約為4 Hz,也保證了試驗機加載端頭和混凝土板永不分離，確保了有效加載，避免了加載頻率引起的共振的影響。

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3.3 加載設(shè)備

2 000 kN萬能試驗機2臺，用于材性試驗。組合梁疲勞試驗在1 000 kN加載架下進行，由一臺500 kN的液壓脈動疲勞試驗機所控制的油壓千斤頂通過分配梁加載。荷載大小通過測力傳感器測量，千斤頂施加的荷載由一分配梁傳遞到通過坐漿固定于組合梁上表面的2個墊梁上。加載裝置如圖6所示。

圖6 試驗加載裝置

3.4 加載方式及測試裝置

3.4.1 加載方式

疲勞試驗分3步進行。首先以疲勞荷載下限進行預靜載試驗以觀察所布置的儀表及加載系統(tǒng)是否正常工作，再卸載至零。緊接著進行靜載試驗，按照梁疲勞荷載上限的20%為荷載增量分級加載，共5級，每加完一級荷載后便用計算機采集一次數(shù)據(jù)。為便于以后的對比分析，在經(jīng)過疲勞荷載下限Qmin時，應(yīng)增加一級。卸載時分5級卸載至零，同樣在經(jīng)過疲勞荷載下限時也應(yīng)增加一級。試驗數(shù)據(jù)全部由計算機自動采集，在試驗的全過程中通過監(jiān)視器對試驗梁的荷載—撓度及鋼梁下翼緣的荷載—應(yīng)變等曲線等進行了監(jiān)測。疲勞加載程序如圖7所示。

圖7 疲勞加載程序

3.4.2 測試裝置(數(shù)據(jù)采集設(shè)備)

測力傳感器：用于量測動、靜荷載值；位移傳感器：用于量測界面滑移、跨中位移等數(shù)據(jù)的采集；應(yīng)變儀及配套的數(shù)據(jù)采集設(shè)備和相應(yīng)軟件。

3.5 測試內(nèi)容及測點布置

3.5.1 量測內(nèi)容

量測設(shè)備通道共16個，其中測力系統(tǒng)1個通道；跨中撓度量測占用1個通道，故集中在1個截面布置應(yīng)變片，選取跨中截面，在該截面的鋼梁及混凝土上分別布置4和5個應(yīng)變測點；在梁半跨內(nèi)布置5個量測混凝土與鋼梁交界面的相對滑移的測點；裂縫寬度用刻度片和放大鏡觀測記錄。

3.5.2 測點布置

圖8給出了梁的測點及儀表布置圖。圖8中Ci表示在混凝土翼緣板上粘貼的電阻應(yīng)變片，Si表示鋼梁上粘貼的電阻應(yīng)變片；Di表示量測混凝土翼緣板與鋼梁間相對滑移以及量測組合梁跨中位移的動態(tài)位移傳感器(i表示離鋼梁下翼緣距離)。其中梁跨中截面布置了5個電阻應(yīng)變片，鋼梁翼緣下緣及腹板布置4個電阻應(yīng)變片。混凝土翼板與鋼梁交界面處布置位移傳感器以量測交界面相對滑移；梁的跨中裝有200 mm位移計以量測跨中撓度。

圖8 測點布置

4 試驗現(xiàn)象及分析

4.1 疲勞破壞前

預加靜力荷載時(從0加至110 kN)，開始能聽到由于鋼梁應(yīng)力重分布等原因使得組合梁發(fā)出的吱吱聲直至后來聲響漸漸消失。記錄到的滑移不明顯，但卸載后梁的殘余變形較大。

為了了解試件的靜力剛度隨反復荷載作用次數(shù)的影響，在不同疲勞循環(huán)時期進行了數(shù)據(jù)采集，緊接著卸載并作靜力剛度退化試驗，同時記錄了相應(yīng)數(shù)據(jù)。但本次力傳感器線性關(guān)系很不理想，因此現(xiàn)澆組合梁FSCB-1的剛度退化數(shù)據(jù)不可信，沒有對之進行分析采用。

當疲勞試驗進行到30萬次、47.5萬次、50萬次、165.5萬次時，由于采集系統(tǒng)軟件沖突等造成的系統(tǒng)不穩(wěn)定，電腦內(nèi)部軟件運行出錯或軟件沖突、電腦硬件老化、數(shù)據(jù)線路接口在長期使用過程中因發(fā)熱等導致連接不可靠等諸多原因，常常導致計算機內(nèi)部沖突、軟件不正常顯示、不正常退出或關(guān)閉，多數(shù)情況下甚至死機。因此，沒法得到動態(tài)過程中真實的殘余變形、殘余滑移等數(shù)據(jù)。鑒于此，我們的目標主要鎖定在對疲勞試驗的定性分析和疲勞壽命、疲勞荷載等可靠數(shù)據(jù)方面。需要說明的是，并非其他數(shù)據(jù)都不可用，比方說我們在分析數(shù)據(jù)時采用了穩(wěn)定狀態(tài)下的荷載差值引起的效應(yīng)進行分析。這樣，數(shù)據(jù)的真實性在很大程度上是有保證的。在試驗進行到249萬次時1～3通道過載，相應(yīng)混凝土上表面外測應(yīng)變片所測得的數(shù)據(jù)失效。所采集到的數(shù)據(jù)保持常量，經(jīng)檢查分析，排除了應(yīng)變片粘貼質(zhì)量的問題，最終發(fā)現(xiàn)了問題出在接口上。

在加載至250萬次作靜力剛度退化試驗，卸載到0時，我們聽到了組合梁發(fā)出的咯吱聲，估計是鋼梁與混凝土板在交界面間彈性反向滑移而產(chǎn)生了局部摩擦聲響。繼續(xù)加載至300萬次時，組合梁仍沒有表現(xiàn)出破壞的跡象，既觀察不到明顯滑移又看不到開裂。

總的來說，該梁在此前的絕大多數(shù)時間內(nèi)均表現(xiàn)出了很好的線性關(guān)系，采集到的數(shù)據(jù)也很穩(wěn)定。偶爾能聽到微弱的吱吱聲，組合梁并未因此發(fā)生可以觀察到的變化。為此，保持荷載幅值不變而提高應(yīng)力水平繼續(xù)疲勞試驗，將荷載上限Pmax提高到130 kN(約0.671Py)，荷載下限Pmin提高到60 kN(約0.31Py)。當反復荷載施加到333.33萬次時，卸載作靜力試驗，之后發(fā)現(xiàn)純彎區(qū)段混凝土板下表面已有4條幾乎平行的細微的橫向裂縫，其間距約為100 mm。直至疲勞試驗結(jié)束時最大縫寬也沒超過0.3 mm，如圖9所示。

圖9 組合梁FSCB-1疲勞破壞后混凝土板裂縫示意圖

靜力剛度退化試驗后繼續(xù)施加反復荷載，加載至334萬次后，鋼梁下翼緣與腹板焊縫連接處應(yīng)變緩慢降低，而腹板下緣應(yīng)變迅速增加，這個過程持續(xù)了大約40 min。這是由于熱影響區(qū)鋼材的抗疲勞能力低，當荷載循環(huán)達到一定次數(shù)時，其中的內(nèi)部微裂縫將有所發(fā)展，從而使得裂縫周圍與裂縫垂直方向鋼梁應(yīng)力有所釋放，原來由鋼梁下翼緣承受的部分荷載相當大的一部分轉(zhuǎn)移到了腹板上。

當反復荷載加至335.5萬次時聽到一沉悶聲響，這是鋼梁下翼緣與鋼梁腹板連接焊縫的熱影響區(qū)內(nèi)部微裂縫迅速發(fā)展而引起的鋼材被拉裂的聲音。此時鋼梁上已經(jīng)相繼出現(xiàn)了3條非常明顯的可見裂縫，如圖10所示。隨著反復荷載的繼續(xù)施加，裂縫很快沿腹板上方和下翼緣兩側(cè)發(fā)展，梁的剛度明顯減少，自振頻率有所降低，梁的強迫振動特性有所改變，跨中位移幅值加大，疲勞試驗機已經(jīng)滿足不了荷載引起的位移幅的要求了。這時實際上已經(jīng)無法施加疲勞荷載了，我們說疲勞破壞已經(jīng)發(fā)生了。

4.2 疲勞破壞后

疲勞破壞發(fā)生后停機仔細觀察，可以明顯看到距組合梁對稱軸線60 mm的那條主裂縫①在鋼梁下翼緣上已經(jīng)發(fā)展到了兩側(cè)，幾乎貫穿整個下翼緣截面，該裂縫沿腹板向上長達60 mm；另外一條位于剪跨區(qū)但離加載點僅110 mm的次裂縫②，在腹板上長達25 mm，但沿翼緣兩側(cè)延伸長度均為15 mm；在純彎區(qū)段距另一剪跨段25 mm處的那條次裂縫③在腹板上長達35 mm，但僅在翼緣的一側(cè)發(fā)展到外一條位于剪跨區(qū)但離加載點僅110 mm的次裂縫②，在腹板上長達25 mm，但沿翼緣兩側(cè)延伸長度均為15 mm；在純彎區(qū)段距另一剪跨段25 mm處的那條次裂縫③在腹板上長達35 mm，但僅在翼緣的一側(cè)發(fā)展到30 mm處，組合梁FSCB-1疲勞破壞時鋼梁上裂縫分布如圖10所示。至此，該試件宣告破壞，這種破壞形態(tài)也是很容易理解的。

圖10 梁FSCB-1疲勞破壞時鋼梁上裂縫分布

首先，3條裂縫均是從鋼梁腹板和翼緣連接焊縫處熱影響區(qū)出現(xiàn)，這在很大程度上可以說明鋼梁焊縫處熱影響區(qū)內(nèi)存在初始缺陷，這種初始缺陷既可能是熱影響區(qū)存在初始微裂縫，也可能是存在夾雜等缺陷，當然也不排除鋼板材質(zhì)不均、鋼板本身存在初始缺陷等可能性；其次，剪跨段加載點下方附近，特別是鋼梁腹板和翼緣連接焊縫處，鋼梁實際上是處于復雜應(yīng)力狀態(tài)，既有接近全梁范圍內(nèi)的最大正應(yīng)力的彎曲應(yīng)力存在，又有接近全梁最大的彎曲剪應(yīng)力存在。在這種復雜應(yīng)力下，焊縫處將產(chǎn)生很大的主拉應(yīng)力，從而成為疲勞破壞發(fā)生的最危險的區(qū)域；至于純彎區(qū)段，由于它有全梁最大的彎曲正應(yīng)力存在，必然也將控制著疲勞破壞的發(fā)生。所有這些原因構(gòu)成了這種疲勞破壞形態(tài)產(chǎn)生的理由。

疲勞破壞發(fā)生時，壓區(qū)混凝土無壓酥現(xiàn)象，整個組合梁包括兩端部均未出現(xiàn)可見滑移，梁的殘余變形并不顯著且多產(chǎn)生在預加載階段。此梁的疲勞壽命為337萬次，雖然疲勞破壞發(fā)生時該組合梁沒有任何栓釘被剪壞，同時也沒有縱向劈裂破壞發(fā)生。但由于裂縫首先出現(xiàn)在下翼緣與腹板連接焊縫的熱影響區(qū)，初始裂縫發(fā)展比較迅速，疲勞破壞發(fā)生后截面很快削弱，組合梁的殘余抗彎剛度以及殘余截面抗彎模量較小，組合梁殘余承載力變得很低(扣除削弱截面后可得計算殘余極限承載力為1萬kN)。由于梁FSCB-1下翼緣裂縫開展已經(jīng)很寬很長而到了不適宜繼續(xù)做該試件的靜力殘余承載力試驗。因而沒有能得到相關(guān)數(shù)據(jù)。這種破壞相比鋼梁下翼緣邊緣首先拉裂的破壞形態(tài)更為不利。在工程實踐中，在制作安裝組合梁時應(yīng)力求組合梁不發(fā)生這種破壞形態(tài)，因為其殘余承載力降低非常明顯。發(fā)生這種疲勞破壞形態(tài)的組合梁脆性較為明顯，破壞來得更突然。

從該試驗可以看出，對能保證施工質(zhì)量的完全剪力連接現(xiàn)澆板組合梁如果設(shè)計能使混凝土翼緣很接近中性軸，那么混凝土板的開裂將得到推遲，而且還會因此減少裂縫寬度。此外疲勞破壞發(fā)生時，混凝土板并未發(fā)生縱向劈裂破壞，說明按照目前我國規(guī)范要求進行的構(gòu)件設(shè)計不僅能保證靜力荷載下組合梁的破壞形態(tài)，也能保證疲勞荷載下組合梁不發(fā)生相對而言更為突然、更為危險的縱向劈裂破壞。這樣對于完全剪力連接組合梁疲勞破壞形態(tài)將僅由鋼梁的性能所控制。設(shè)計時可參考鋼結(jié)構(gòu)疲勞規(guī)范進行。

單就梁FSCB-1來說，由于應(yīng)力水平的提高加速了梁的疲勞破壞，似乎應(yīng)力水平對疲勞壽命等特征有明顯影響。但對比后期的混凝土疊合板作翼緣的組合梁FSCB-2[2]等，這種結(jié)論尚需進一步研究。梁FSCB-1的初始應(yīng)力水平更低，而疲勞壽命更短。究其原因，一方面可能是先期疲勞應(yīng)力水平低，在結(jié)構(gòu)內(nèi)部已有不同程度損傷的基礎(chǔ)上提高了后期應(yīng)力水平，使得一直處于低應(yīng)力狀態(tài)下的試件內(nèi)部原本較為穩(wěn)定的損傷進一步加劇，這種作用是不穩(wěn)定的，從而更易疲勞破壞。因此，筆者認為逐漸增大的變幅荷載對構(gòu)件的疲勞性能不利；另一方面，后期靜力試驗次數(shù)過多，本試件是純對比試驗，筆者設(shè)計了更多次數(shù)的靜力剛度退化，以期找到剛度隨疲勞循環(huán)次數(shù)而退化的規(guī)律從而為后面試件的試驗參數(shù)提供參考，由于靜力施加較為緩慢，對試件疲勞損傷更為徹底、更為充分，因而試件更早破壞。

5 試驗結(jié)果

5.1 截面應(yīng)變分布曲線

梁FSCB-1在不同加載時期應(yīng)變圓，應(yīng)變分布以及對應(yīng)70 kN荷載幅時截面應(yīng)變分布幾乎沒有變化，此外剛度也沒有明顯退化，這在很大程度上區(qū)別于混凝土梁，因而組合梁值得大力推廣應(yīng)用于承受疲勞荷載的橋梁等結(jié)構(gòu)中。由于在不同加載時期組合梁的疲勞特征區(qū)別不明顯，這里我們僅提供了部分加載時期的應(yīng)變分布曲線，如圖11～12所示。

由圖12可以看出，不同循環(huán)次數(shù)下平截面假定依然成立；不同循環(huán)次數(shù)下相同荷載作用下，各測點應(yīng)變變化可忽略不計；不同循環(huán)次數(shù)下同一測點鋼梁應(yīng)力與應(yīng)變保持了很好的正比關(guān)系。

注：應(yīng)變圓曲線上方的數(shù)字代表截面的高度。

圖12 梁FSCB-1在不同荷載循環(huán)次數(shù)時截面應(yīng)變分布曲線

5.2 破壞后的組合梁

組合梁FSCB-1疲勞破壞形態(tài)如圖13所示。由圖13(a)可知，組合梁破壞后的殘余變形很??；由圖13(b)可知，疲勞破壞首先發(fā)生在鋼梁下翼緣焊縫及其熱影響區(qū)。

(a)

(b)

6 結(jié)語

完全剪力連接程度的現(xiàn)澆板組合梁在等幅疲勞荷載作用下，疲勞破壞極易在鋼梁的熱影響區(qū)發(fā)生，在疲勞破壞發(fā)生前，在設(shè)計應(yīng)力幅作用下，組合梁平截面假定始終成立，鋼梁截面各點應(yīng)力和應(yīng)變表現(xiàn)出了很好的彈性關(guān)系(本次試件因混凝土應(yīng)力水平及應(yīng)力幅值均較低，混凝土翼緣板在整個試驗過程中也表現(xiàn)出了很好的彈性性質(zhì))，同時不同的荷載循環(huán)次數(shù)時截面的應(yīng)變幅以及應(yīng)變分布基本保持了初期的水平，其變化可忽略不計。

完全剪力連接疊合板組合梁直到疲勞破壞發(fā)生時，混凝土翼緣板下側(cè)裂縫開展以及與鋼梁交界面的相對滑移都很小，其剛度退化也不明顯。此外，除了初期的靜力預加載其殘余變形以外后期殘余變形相當小，本次試驗記錄到的疲勞荷載下殘余變形數(shù)據(jù)變化在整個循環(huán)加載過程并不明顯。根據(jù)后期的試驗梁的對比可見：應(yīng)力水平對于疲勞壽命的影響完全可以忽略不計，但因為本次試件數(shù)量有限，此結(jié)論尚需進一步驗證。