江東，邵永波，鄧?yán)迹艞?/p>

（西南石油大學(xué) 土木工程與測(cè)繪學(xué)院，成都 610500）

波紋腹板梁為普通工字型鋼梁的改進(jìn)形式而被廣泛用于橋梁、房屋和工業(yè)廠房等結(jié)構(gòu)中。波紋腹板的波折外形增加了平面外高度，從而在腹板厚度較小時(shí)依然具有較大的平面外剛度及較高的抗剪屈曲承載能力[1-3]。Yi等[4]采用數(shù)值計(jì)算方法研究梯形波紋腹板的剪切破壞模式時(shí)發(fā)現(xiàn)，梯形波紋腹板受剪時(shí)可能會(huì)發(fā)生3種不同的屈曲模式失效：局部屈曲、整體屈曲和耦合屈曲，并在參數(shù)研究基礎(chǔ)上提出了耦合屈曲承載力計(jì)算公式。對(duì)于波紋腹板的各種屈曲失效，國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究。李時(shí)等[5]對(duì)波紋腹板梁在剪力作用下的破壞機(jī)理及基本性質(zhì)進(jìn)行了理論分析。李國(guó)強(qiáng)等[6]采用數(shù)值分析方法研究了波紋腹板H型鋼梁的抗剪性能，并以板的穩(wěn)定理論為基礎(chǔ)提出了波紋腹板局部屈曲和整體屈曲的彈性極限強(qiáng)度以及剪切承載力計(jì)算公式。Sause等[7]提出了梯形波紋腹板發(fā)生局部屈曲和整體屈曲時(shí)波紋腹板的剛度計(jì)算公式。

考慮到工字梁一般承受彎矩和剪力作用，波紋腹板可顯著改善梁的抗剪屈曲性能，而彎矩則主要由翼緣承受。鋼板翼緣工字梁因其平板翼緣沒有足夠的抗扭剛度容易發(fā)生整體失穩(wěn)現(xiàn)象[8]。采用矩形、圓形和五邊形等鋼管混凝土翼緣來代替平板翼緣可以很好地提高工字梁抗扭剛度[9-11]。與平板翼緣工字梁相比，鋼管翼緣梁慣性矩更大，截面抗扭剛度提升顯著[12-13]。Sause[14]對(duì)鋼管混凝土上翼緣平腹板工字型曲梁與平板翼緣工字形曲梁開展了對(duì)比試驗(yàn)，結(jié)果表明鋼管混凝土翼緣梁扭轉(zhuǎn)剛度較大，曲梁的整體穩(wěn)定性顯著提升。近年來，部分學(xué)者[15-17]將鋼管混凝土翼緣和波紋板相結(jié)合，提出了一種鋼管混凝土翼緣-波紋腹板工字梁構(gòu)件，并對(duì)其抗彎和抗剪等性能進(jìn)行試驗(yàn)和理論研究。結(jié)果表明，鋼管翼緣可以有效增強(qiáng)鋼梁的整體穩(wěn)定性，同時(shí)波紋腹板可以大幅提高鋼梁的抗剪承載力。

前期對(duì)波紋腹板以及鋼管翼緣工字梁的研究主要集中在直梁構(gòu)件中。隨著曲梁在實(shí)際工程中的廣泛應(yīng)用，其受力性能的研究也逐漸被重視，如：Yossef[18]提出了平板翼緣波紋腹板曲梁剪切強(qiáng)度的預(yù)測(cè)公式，Gao等[19]研究了鋼管混凝土翼緣平腹板曲梁的抗彎性能?？紤]到鋼管翼緣具有優(yōu)良的抗扭性能而波紋腹板具有很好的抗剪性能，設(shè)計(jì)了鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁（CG-RGTF-CW），并通過試驗(yàn)測(cè)試和數(shù)值模擬方法對(duì)其抗剪性能進(jìn)行研究。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁（CG-RGTF-CW）受剪性能，參考《波紋腹板鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（CECS 291—2011）[20]設(shè)計(jì)制作了4個(gè)縮尺試件（包括1根直梁和3根曲梁）用于開展曲梁的受剪承載力試驗(yàn)。試件設(shè)計(jì)過程中主要考慮以下幾個(gè)因素：1）為防止曲梁在加載過程中側(cè)翻而影響曲梁的受剪性能測(cè)試，曲梁弧度不宜設(shè)計(jì)過大，3個(gè)曲梁試件的弧度均取0.2 rad，對(duì)應(yīng)曲率半徑R=11.25 m。2）鋼管內(nèi)填充高強(qiáng)灌漿料以避免鋼管翼緣在受集中荷載時(shí)出現(xiàn)局部屈曲。由于鋼管翼緣尺寸限制，內(nèi)部沒有填充混凝土而是代替以高強(qiáng)灌漿料，主要是考慮混凝土骨料對(duì)填充質(zhì)量的影響。3）考慮到梁橫截面為單軸對(duì)稱截面，中和軸上移，為避免下翼緣過早屈服適當(dāng)加大下翼緣厚度。最終設(shè)計(jì)加工的4個(gè)試件上翼緣尺寸為bf×hu×tf=160 mm×60 mm×2.5 mm，下翼緣尺寸bf×tf=160 mm×12 mm，腹板厚度tw為2 mm，腹板高度hw為708 mm，跨度a為2 160 mm。所有試件詳細(xì)尺寸如表1所示，其中ST-G1為直梁，CT-G1、CT-G2以及CT-G3為曲梁。試件正視圖和俯視圖如圖1(a)所示，圖1(b)為橫截面示意圖，圖1(c)為波紋示意圖，直梁和曲梁的波紋腹板均設(shè)計(jì)為直腹板。在曲梁的波紋腹板與翼緣焊接過程中，將直腹板彎曲成曲腹板。圖1（c）中b為波紋子平板寬度，d為波紋子斜板投影長(zhǎng)度，c為波紋子斜板寬度，α為波紋傾角，hr為波紋深度。曲梁鋼管翼緣使用自動(dòng)拉弧機(jī)進(jìn)行彎曲加工，鋼管翼緣、波紋腹板、門式加載板和端板采用焊縫連接，鋼管內(nèi)部填充普通型高強(qiáng)無收縮灌漿料。

表1 試件幾何尺寸Table 1 Geometric dimensions of specimens

1.2 材性試驗(yàn)

鋼材拉伸試件按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T228.1—2010）[21]標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)加工。拉伸試件分別在波紋腹板、鋼管上翼緣以及下翼緣取樣，每個(gè)位置取3個(gè)。材性試驗(yàn)所得屈服強(qiáng)度fy、極限抗拉強(qiáng)度fu、斷裂后伸長(zhǎng)率e和彈性模量Es平均值如表2所示。以《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T50081—2002）[22]為依據(jù)制作3個(gè)邊長(zhǎng)為150 mm的高強(qiáng)灌漿料立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊，用于測(cè)試鋼管混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度。養(yǎng)護(hù)28 d后測(cè)得高強(qiáng)灌漿料立方體抗壓強(qiáng)度平均值為69 MPa。

表2 鋼材材料屬性Table 2 Mechanical properties of steels

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)在荷載量程為1 000 kN的四立柱壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，加載方案如圖2~3所示。試驗(yàn)加載過程中約束曲梁兩側(cè)端板的側(cè)向位移，曲梁兩側(cè)底部采用簡(jiǎn)支支座支撐。作動(dòng)器下方設(shè)置刀鉸裝置以實(shí)現(xiàn)梁平面內(nèi)自由轉(zhuǎn)動(dòng)且不發(fā)生平面外側(cè)向翻轉(zhuǎn)，如圖3所示。試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行校正清零后在梁試件跨中位置施加集中荷載。加載分為預(yù)加載和正式加載兩部分。首先預(yù)加載至0.2Pu（Pu為有限元模型預(yù)估的極限荷載），而后卸載并正式加載。正式加載過程首先采用位移控制加載至0.65Pu后，逐漸減緩加載速度直至腹板屈曲充分發(fā)展后終止試驗(yàn)。

圖2 加載裝置Fig. 2 Test loading device

圖3 加載示意圖Fig. 3 Test loading diagram

1.4 初始缺陷測(cè)量

考慮到波紋腹板的幾何初始缺陷對(duì)CG-RGTF-CW的抗剪性能的影響，在有限元模型中需要引入幾何初始缺陷。波紋腹板的幾何初始缺陷主要是腹板的平面外變形，如圖4(a)所示。使用激光水平儀輔助梁調(diào)平以保證梁水平放置。借助鉛垂線和水平尺測(cè)量翼緣至腹板間每塊波紋子板的水平距離，將測(cè)得的值減去翼緣外伸長(zhǎng)度便為腹板初始變形值。圖4(b)為測(cè)量的不同試件腹板的初始缺陷值，3個(gè)試件波紋腹板的面外變形基本在2 mm之內(nèi)。

圖4 試件的初始缺陷Fig. 4 Initial geometric imperfections of specimens

1.5 測(cè)點(diǎn)布置

CG-RGTF-CW受剪承載力試驗(yàn)中，采用三軸應(yīng)變花監(jiān)測(cè)波紋腹板失效過程的應(yīng)變發(fā)展。試驗(yàn)準(zhǔn)備階段利用有限元模型模擬試件可能出現(xiàn)剪切屈曲的位置。在可能失效的位置布置一定數(shù)量的應(yīng)變花用以監(jiān)測(cè)腹板的應(yīng)變。在腹板兩側(cè)對(duì)稱位置布置位移計(jì)用于監(jiān)測(cè)腹板面外位移，基于測(cè)得的位移值判斷腹板的屈曲模式。在梁的跨中下翼緣兩側(cè)豎向?qū)ΨQ位置布置2個(gè)位移計(jì)，兩者測(cè)得的位移平均值做為試件的彎曲撓度。圖5為不同試件的應(yīng)變花和位移計(jì)的測(cè)點(diǎn)布置示意圖，其中LVDT代表高精度電阻式位移計(jì)，數(shù)字1~54代表靜態(tài)應(yīng)變數(shù)據(jù)采集儀的采集通道。

圖5 試件測(cè)量布置Fig. 5 Arrangement of strain rosettes and LVDTs

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 失效模式

為準(zhǔn)確描述CG-RGTF-CW試件的失效模式，分別采用白色和紅色線條對(duì)波紋腹板屈曲位置和應(yīng)變數(shù)據(jù)發(fā)生突變的位置進(jìn)行突出標(biāo)記，并對(duì)波紋子板自試件端板至跨中依次編號(hào)，如圖6所示。圖6(a)中白色線條標(biāo)記了直梁試件ST-G1達(dá)到極限承載力時(shí)波紋腹板的屈曲位置，即3~5號(hào)波紋子板。屈曲位于單個(gè)波紋子板范圍內(nèi)，表明腹板發(fā)生了局部剪切屈曲。曲梁試件CT-G1在達(dá)到極限承載力時(shí)其失效模式如圖6(b)所示，屈曲分別位于在6號(hào)和7號(hào)子板范圍內(nèi)，其失效模式與直梁試件ST-G1類似，表現(xiàn)為局部剪切屈曲。試件STG1和CT-G1均發(fā)生腹板的局部剪切屈曲主要原因是2個(gè)試件的波紋子板寬厚比較大，剪切屈曲的擴(kuò)展能夠被限制在較大寬度的子板區(qū)域內(nèi)。圖6(c)顯示了曲梁試件CT-G2的失效模式，在1~6號(hào)波紋子板范圍內(nèi)形成了1個(gè)近似45°的跨越多個(gè)子板的屈曲范圍，呈現(xiàn)出整體剪切屈曲特征。圖6(c)同時(shí)發(fā)現(xiàn)試件的整體剪切屈曲出現(xiàn)在靠近下翼緣的區(qū)域。這是由于鋼管上翼緣對(duì)波紋腹板的面外轉(zhuǎn)動(dòng)約束作用較強(qiáng)，腹板靠近上翼緣的屈曲發(fā)生時(shí)間滯后于腹板靠近下翼緣的屈曲，故腹板的屈曲位置下移。曲梁試件CT-G3失效模式如圖6(d)所示。試件CT-G3達(dá)到極限承載力時(shí)，分別在1~3號(hào)波紋子板和4號(hào)波紋子板呈現(xiàn)出整體屈曲特征和局部屈曲特征，失效模式為耦合剪切屈曲。與試件GT-G2相比，試件CT-G3沿梁的高度方向呈現(xiàn)出更大的屈曲范圍，原因是試件CT-G3因具有更小的波紋傾角（α=20°），腹板平面外彎曲剛度降低，從而增大了波紋腹板的屈曲范圍，該現(xiàn)象與Yossef[18]的研究結(jié)果一致。

圖6 失效模式Fig. 6 Failure modes

綜上所述，不同波紋腹板形狀和尺寸的CG-RGTF-CW試件在剪切載荷作用下呈現(xiàn)出不同的失效模式，較稠密的波紋腹板曲梁易發(fā)生腹板的整體剪切屈曲，而較稀疏的波紋腹板曲梁易發(fā)生局部剪切屈曲。在曲率較小時(shí)，曲梁和直梁的波紋腹板失效模式基本一致，曲率對(duì)失效模式影響不明顯。

2.2 荷載-位移曲線

試件的荷載-位移曲線如圖7所示。所有試件的荷載-位移曲線均呈現(xiàn)出線性增長(zhǎng)至峰值載荷隨后突然下降的趨勢(shì)。試件CT-G1、CT-G2、CT-G3和ST-G1的波紋腹板屈曲失效時(shí)對(duì)應(yīng)的跨中豎向位移分別為3.87、4.76、3.53、4.29 mm，均小于中國(guó)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)中構(gòu)件作為主梁時(shí)的撓度容許值l/400=5.4 mm[23]。對(duì)比4組曲線發(fā)現(xiàn)，曲梁試件CT-G1和直梁試件ST-G1的剛度基本保持一致，表明曲率較小時(shí)對(duì)試件剛度影響較小。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)試件CT-G1和ST-G1的剛度略低于試件CT-G2和CT-G3，這是因?yàn)榍岸咻^大的波紋傾角降低了其豎向剛度。Yossef[18]在研究中指出增大波紋傾斜角度超過一定范圍時(shí)會(huì)降低梁的剛度，試驗(yàn)結(jié)果與該研究結(jié)論相吻合。

圖7 跨中荷載-位移曲線Fig. 7 Load-displacement curves at mid span

試件CT-G1、CT-G2、CT-G3和ST-G1分別加載至458、564、512、473 kN時(shí)腹板發(fā)生屈曲，隨后波紋腹板梁的荷載分別下降了峰值荷載的23%、55%、68%和41%。圖7同樣表明，所以試件的荷載達(dá)到極值點(diǎn)后均出現(xiàn)有大幅降低，表現(xiàn)出典型的回跳現(xiàn)象，屬于不穩(wěn)定分岔屈曲。對(duì)比直梁試件ST-G1與曲梁試件CT-G1的荷載-位移曲線發(fā)現(xiàn)，曲梁的曲率較小時(shí)曲率對(duì)承載力影響較小，兩者的極限荷載接近。

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

波紋腹板的屈曲失效過程也可以通過布置的應(yīng)變花監(jiān)測(cè)的測(cè)點(diǎn)位置應(yīng)變發(fā)展過程進(jìn)行分析。將應(yīng)變花所測(cè)的3個(gè)方向的線應(yīng)變帶入式（1）得到測(cè)點(diǎn)的主應(yīng)變，將主應(yīng)變帶入式（2）得到等效應(yīng)變。

圖8~11為試件的荷載-等效應(yīng)變曲線，其中(a)圖為應(yīng)變突變區(qū)域的荷載-等效應(yīng)變曲線，(b)圖為應(yīng)變未突變區(qū)域的荷載-等效應(yīng)變曲線。所有試件的荷載-等效應(yīng)變曲線表明，加載過程中波紋腹板上的應(yīng)變發(fā)展可以分為兩個(gè)階段：1）加載初期至荷載達(dá)到極值點(diǎn)前，應(yīng)變隨荷載呈線性增加；2）荷載達(dá)到極值點(diǎn)后，部分區(qū)域因屈曲引起應(yīng)變值發(fā)生突變。應(yīng)變未突變位置鋼材仍處于彈性階段，隨著荷載的下降腹板表現(xiàn)為彈性恢復(fù)。將圖8～11的(a)圖中顯示出應(yīng)變值突變的應(yīng)變花位置在圖6中用紅色方框標(biāo)出。發(fā)現(xiàn)應(yīng)變突變位置均處在屈曲范圍內(nèi)，可輔助驗(yàn)證試件的失效模式。

圖8 ST-G1荷載-等效應(yīng)變曲線Fig. 8 Load-equivalent strain curves for specimen ST-G1

圖9 CT-G1荷載-等效應(yīng)變曲線Fig. 9 Load-equivalent strain curves for specimen CT-G1

圖11 CT-G3荷載-等效應(yīng)變曲線Fig. 11 Load-equivalent strain curves for specimen CT-G3

2.4 荷載-側(cè)向位移曲線

為便于描述腹板側(cè)向位移的發(fā)展，在試件失效模式圖（如圖6所示）用黃色圓點(diǎn)標(biāo)記位移計(jì)布置位置。圖12(a)為直梁試件ST-G1的荷載-側(cè)向位移曲線。在達(dá)到峰值荷載474 kN時(shí)，2號(hào)及3號(hào)位移計(jì)測(cè)量值發(fā)生突變，其余測(cè)量值沒有顯著變化，這與實(shí)驗(yàn)中觀察到的現(xiàn)象一致，即腹板屈曲只發(fā)生在3～5號(hào)波紋子板。從圖12(b)中可見，曲梁試件CT-G1達(dá)到峰值荷載時(shí)，位移計(jì)的測(cè)量值均未出現(xiàn)突變。隨著荷載下降至330 kN，3號(hào)位移計(jì)測(cè)量值開始突變。荷載進(jìn)一步下降至310 kN后，同樣的現(xiàn)象出現(xiàn)在2號(hào)位移計(jì)中。位移計(jì)測(cè)量值的變化情況與試驗(yàn)中所觀察的現(xiàn)象一致，曲梁試件CT-G1的屈曲從6、7號(hào)子板靠近跨中下翼緣處開始，而后沿45°方向向上依次延伸至5號(hào)子板及3號(hào)子板。曲梁試件CT-G2的荷載-側(cè)向位移曲線如圖12(c)所示。峰值荷載后，1~3號(hào)位移計(jì)因所在子板屈曲引起側(cè)向位移值突變。7號(hào)及8號(hào)位移計(jì)均在試件未破壞的一側(cè)，在荷載下降過程中測(cè)量值也出現(xiàn)增大，這是由于曲梁試件發(fā)生平面外傾斜所導(dǎo)致的。曲梁試件CT-G3的荷載-側(cè)向位移曲線見圖12(d)。5號(hào)及6號(hào)位移計(jì)測(cè)量值因腹板屈曲產(chǎn)生突變。4號(hào)位移計(jì)不在屈曲范圍但監(jiān)測(cè)到相對(duì)較小的側(cè)向位移突變，這可能是由于1~4號(hào)子板較大的屈曲變形影響相鄰子板所導(dǎo)致。

圖12 腹板荷載-側(cè)向位移曲線Fig. 12 Load-lateral displacement curves of corrugated web

3 有限元分析

3.1 有限元模型

在有限元模型中，采用8節(jié)點(diǎn)線性縮減積分三維實(shí)體單元（C3D8R）模擬上翼緣鋼管內(nèi)的高強(qiáng)灌漿料，鋼管和鋼板采用4節(jié)點(diǎn)縮減積分曲殼單元（S4R）模擬。模型采用結(jié)構(gòu)式網(wǎng)絡(luò)劃分技術(shù)。經(jīng)過收斂性試算，網(wǎng)格尺寸取翼緣寬度1/5可以在滿足計(jì)算結(jié)果收斂的要求下提高計(jì)算效率。在相互作用方面，假定鋼管與混凝土表面無相對(duì)滑移，并采用“Tie”約束將矩形鋼管與混凝土進(jìn)行綁定。在門式墊板中間設(shè)置參考點(diǎn)與墊板上表面進(jìn)行耦合。邊界約束及加載情況如圖13所示。鋼材采用Han等[24]提出的簡(jiǎn)化五階段本構(gòu)關(guān)系，其中彈性模量、屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度采用實(shí)測(cè)拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)。高強(qiáng)灌漿料的材料屬性使用Han等[24]提出的等效應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系進(jìn)行定義。將Buckle分析中第一階屈曲模態(tài)作為初始幾何缺陷引入Risk非線性靜力分析中，缺陷取試驗(yàn)測(cè)得最大值。

圖13 邊界約束Fig. 13 Boundary conditions

3.2 結(jié)果分析

圖14為4個(gè)試件在極限荷載時(shí)的破壞模式對(duì)比圖。從圖14(a)和圖14(b)可知，試件ST-G1和CT-G1的屈曲都發(fā)生在單個(gè)子板，均為局部剪切屈曲。試件CT-G2子板較窄，屈曲橫跨多個(gè)子板為整體剪切屈曲，如圖14(c)所示。從圖14(d)可見，波紋腹板發(fā)生耦合剪切屈曲。綜上，4個(gè)試件的有限元失效模式均與試驗(yàn)結(jié)果相同。試驗(yàn)與有限元模型所得荷載-位移曲線對(duì)比如圖15所示。試驗(yàn)試件承載力和剛度與有限元模擬結(jié)果接近。表3中列出了詳細(xì)的承載力對(duì)比，結(jié)果表明有限元結(jié)果誤差均在10%以內(nèi)，驗(yàn)證了有限元模型的精確性。

圖14 試驗(yàn)與FE破壞模式對(duì)比Fig. 14 Comparison of failure modes between test and FE for four specimens

圖15 試驗(yàn)與FE荷載位移曲線對(duì)比Fig. 15 Comparison of load-displacement curves between the test and FE results

表3 試驗(yàn)與FE極限荷載對(duì)比Table 3 Comparison of the ultimate capacity between FE and test results

4 參數(shù)分析

為進(jìn)一步研究不同參數(shù)對(duì)CG-RGTF-CW抗剪性能的影響，采用提出的有限元模型進(jìn)行了參數(shù)分析。根據(jù)文獻(xiàn)[25]的參數(shù)范圍建議，分析了曲率，腹板高厚比hw/tw，波紋子平板寬b，波紋傾角α，波紋深度hr和腹板約束條件等參數(shù)對(duì)CG-RGTF-CW抗剪性能的影響。參數(shù)分析中采用的CG-RGTF-CW模型基本尺寸如表4所示。

表4 模型基本幾何尺寸Table 4 Basic geometric dimensions of models

4.1 曲率（Z）的影響

曲率參數(shù)Z反應(yīng)曲梁的彎曲程度，由式（3）計(jì)算得到[18]，式中a為跨度、R是曲率半徑、tw為腹板厚度、ν是泊松比。參數(shù)分析中，模型的Z值分別取0、200、400、600、800、899。

隨著梁曲率的增加，失效模式（10倍放大圖）及荷載-位移曲線出現(xiàn)顯著變化，分別如圖16~17所示。當(dāng)曲率參數(shù)Z從0增加到200時(shí)，腹板發(fā)生耦合剪切屈曲，梁的剛度有所降低，承載力下降約1.5%?？紤]曲梁扭轉(zhuǎn)變形影響，腹板發(fā)生屈曲破壞時(shí)腹板上剪力分量為F×cosφ=0.98F，如圖18所示?？山普J(rèn)為該峰值荷載即為腹板屈曲失效的承載力。此時(shí)曲率較小，對(duì)腹板剪切屈曲強(qiáng)度影響不大。

圖17 不同Z模型的荷載-位移曲線Fig. 17 Load-displacement curves with different curvatures

圖18 模型受載偏轉(zhuǎn)示意圖Fig.18 Diagram of model deflection

隨著曲率進(jìn)一步增大，梁彈性階段剛度逐漸降低，承載力大幅下降，構(gòu)件失效模式由腹板屈曲向整體彎扭失效轉(zhuǎn)變。與小曲率梁(Z<200)不同，在達(dá)到峰值荷載時(shí)，曲率較大的梁的鋼管翼緣進(jìn)入屈服。這意味著上翼緣承擔(dān)的荷載增大，鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣抗彎扭性能得以發(fā)揮。上翼緣彎曲產(chǎn)生的附加扭矩，使模型發(fā)生整體彎扭變形失效，腹板并未屈曲。

4.2 波紋子平板寬度（b）的影響

通過改變波紋子平板寬度(b)以研究子板寬高比(b/hw)對(duì)CG-RCFTF-CW抗剪性能的影響。b分別取30、50、80、100、130、230 mm。hw保持不變?yōu)?00 mm，b/hw分別為0.04、0.07、0.11、0.14、0.18、0.32。第一階屈曲模態(tài)如圖19所示。從圖19中可知，隨著b增加，b/hw增大，屈曲模式由耦合剪切屈曲向局部剪切屈曲轉(zhuǎn)變。荷載-位移曲線如圖20所示，隨著b/hw增大，試件承載力有所降低，試件剛度變化不顯著。當(dāng)b/hw＜0.14時(shí)腹板發(fā)生耦合剪切屈曲。此時(shí)b/hw對(duì)梁的極限承載力影響不大。當(dāng)b/hw＞0.18時(shí)，腹板發(fā)生局部剪切屈曲，極限承載力有較大幅度下降。由此可見，在波紋尺寸設(shè)計(jì)中，合理調(diào)整子板水平板寬，降低寬高比b/hw，可改善CG-RCFTF-CW的承載力，充分發(fā)揮腹板材料性能。

圖19 不同b模型的屈曲模態(tài)Fig. 19 Buckling modes with different corrugation lengths

圖20 不同b模型的荷載-位移曲線Fig. 20 Load-displacement curves with different corrugation lengths

4.3 波紋傾角（α）的影響

波紋傾角(α)分別取23°、30°、45°、50°。荷載-位移曲線和第一階屈曲模態(tài)分別如圖21~22所示。隨著波紋傾角增加，承載力逐漸提高，剛度呈略微下降趨勢(shì)。當(dāng)波紋傾角小于30°時(shí)，腹板發(fā)生耦合剪切屈曲。保持子斜板水平投影長(zhǎng)度(d)不變，增大波紋傾角同時(shí)會(huì)增大子斜板寬度(c)。當(dāng)α為45°和50°時(shí)，較大的子斜板寬度會(huì)導(dǎo)致腹板發(fā)生局部剪切屈曲。因局部屈曲不涉及相鄰子板，所以α對(duì)局部剪切屈曲強(qiáng)度影響不大。此時(shí)增加α承載力不再顯著變化。

圖21 不同α模型的荷載-位移曲線Fig. 21 Load-displacement curves with different corrugation angles

圖22 不同α模型的屈曲模態(tài)Fig. 22 Buckling modes with different corrugation angles

4.4 腹板高厚比（hw/tw）的影響

腹板高度(hw=700 mm)不變，腹板厚度(tw)分別取1、1.5、2、2.5、3、3.5、4 mm，hw/tw分別為700、466、350、280、233、200、175。如圖23所示，隨著tw值增大，梁的剛度和承載力均增大。對(duì)于280

圖23 不同hw/tw模型的荷載-位移曲線Fig. 23 Load-displacement curves with different hw/tw ratios

圖24 不同hw/tw模型的屈曲模態(tài)Fig. 24 Buckling modes with different hw/tw ratios

4.5 波紋深度（hr）的影響

腹板厚度(tw=2 mm)保持不變，hr分別取23.16、40.52、57.85、69.37、127.27 mm，相應(yīng)的hr/tw為11.58、20.26、28.92、34.68、63.63。當(dāng)hr/tw＜20.26時(shí)，腹板發(fā)生耦合剪切屈曲。保持波紋傾角α不變，增大hr的同時(shí)會(huì)引起波紋子斜板寬度c的增大。當(dāng)hr/tw超過28.92時(shí)，因子斜板寬度較大，腹板發(fā)生局部剪切屈曲，如圖25所示。

圖25 不同hr模型的屈曲模態(tài)Fig. 25 Buckling modes with different corrugation depths

圖26中的荷載-位移曲線表明，腹板發(fā)生耦合剪切屈曲時(shí)極限承載力較大。腹板發(fā)生局部剪切屈曲時(shí)，承載力隨hr/tw增加而逐漸減小。

圖26 不同hr模型的荷載-位移曲線Fig. 26 Load-displacement curves with different corrugation depths

4.6 翼緣與腹板約束條件的影響

波紋腹板剪切屈曲強(qiáng)度受邊界約束條件影響，為研究鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣對(duì)波紋腹板抗剪屈曲性能影響，分別對(duì)簡(jiǎn)支(simple juncture, S)和固支(fixed juncture, F)下的波紋腹板進(jìn)行彈性屈曲分析[26]。腹板臨界剪切屈曲強(qiáng)度如表5所示，表中τcr,S為簡(jiǎn)支條件下的剪切屈曲強(qiáng)度，τcr,F為固支條件下的剪切屈曲強(qiáng)度。從表5中可知，固支邊界約束下波紋腹板的臨界剪切屈曲強(qiáng)度稍高，CG-RCFTF-CW臨界屈曲荷載比腹板在固支約束條件下的臨界屈曲荷載高，原因有兩方面：一是由于鋼管翼緣對(duì)波紋腹板約束較強(qiáng)；二是鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣承擔(dān)了部分剪力。當(dāng)波紋腹板厚度較小時(shí)，翼緣與腹板的約束對(duì)腹板臨界剪切屈曲強(qiáng)度影響更為顯著。降低波紋腹板高厚比也可以提高腹板抗剪性能。曲率大小對(duì)波紋腹板抗剪屈曲性能影響較小。鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣對(duì)腹板的約束作用較強(qiáng)且能承擔(dān)部分剪力，對(duì)波紋腹板抗剪屈曲性能具有顯著提升作用。

表5 不同約束臨界剪切屈曲強(qiáng)度Table 5 Critical shear stress of the corrugated web with different constraints

5 結(jié) 論

對(duì)鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣-波紋腹板新型曲梁和直梁的抗剪切性能進(jìn)行了試驗(yàn)和有限元分析，基于研究結(jié)果可得出以下結(jié)論：

1）鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁（CG-RCFTF-CW）的波紋疏密程度不同會(huì)導(dǎo)致梁的失效模式發(fā)生改變。波紋較稠密易發(fā)生腹板整體屈曲，較稀疏易發(fā)生腹板局部屈曲。

2）曲率較小時(shí)，曲梁與直梁承載力基本一致。隨著曲率參數(shù)Z增大，承載力下降，曲梁破壞模式由腹板屈曲向整體彎扭屈曲轉(zhuǎn)變。

3）增大腹板厚度tw，降低腹板高厚比(hw/tw)，可顯著提高CG-RCFTF-CW的承載力。波紋傾角α和波紋深度hr的不同會(huì)造成腹板屈曲形式的不同。

4）鋼管高強(qiáng)灌漿料翼緣對(duì)腹板約束較強(qiáng)且能承擔(dān)部分剪力，在梁總體高度不變的情況下，鋼管翼緣由于具有一定高度可降低腹板高厚比，從而提高波紋腹板抗剪屈曲性能。