部分充填式鋼箱-混凝土組合梁的負(fù)彎矩區(qū)裂縫寬度

莫時(shí)旭, 趙劍光, 胥海寧

(1. 廣西巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 廣西 桂林 541004;2. 桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院， 廣西 桂林 541004)

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部分充填式鋼箱-混凝土組合梁的負(fù)彎矩區(qū)裂縫寬度

莫時(shí)旭1,2, 趙劍光1,2, 胥海寧2

(1. 廣西巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 廣西 桂林 541004;2. 桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院， 廣西 桂林 541004)

摘要：對(duì)4根反向加載的部分充填式鋼箱-混凝土組合梁進(jìn)行單調(diào)受彎試驗(yàn)，并對(duì)影響組合梁負(fù)彎矩區(qū)裂縫的因素進(jìn)行分析.根據(jù)試驗(yàn)與理論分析，完善考慮混凝土收縮應(yīng)力的部分充填式鋼箱-混凝土組合梁負(fù)彎矩區(qū)開裂彎矩計(jì)算方法.對(duì)負(fù)彎矩區(qū)不同力比的組合梁裂縫寬度試驗(yàn)觀測(cè)值與各文獻(xiàn)計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比.結(jié)果表明：力比是影響組合梁裂縫發(fā)展的主要因素，栓釘?shù)牟贾煤弯摿簝?nèi)充填的混凝土對(duì)裂縫的發(fā)展也有影響.

關(guān)鍵詞：鋼箱-混凝土； 組合梁； 裂縫； 負(fù)彎矩區(qū)； 力比

部分充填式鋼箱-混凝土組合梁橋是在普通的組合梁橋的基礎(chǔ)上，為改善中間支座區(qū)受力性能而提出的一種新型連續(xù)組合梁橋結(jié)構(gòu)形式.組合梁上部為配筋混凝土翼板，下部為內(nèi)填了混凝土的鋼箱梁，兩者通過栓釘連接在一起.鋼材和混凝土是組成組合梁橋的主要結(jié)構(gòu)材料，它們既具備良好的力學(xué)性能[1]、較高的承載能力[2]、適宜的施工性能和耐久性，同時(shí)也具有良好的技術(shù)經(jīng)濟(jì)效益，能夠緊跟現(xiàn)代社會(huì)發(fā)展的需求.組合梁中的翼緣板受壓、鋼梁受拉是一種比較有利的受力狀態(tài)，但是連續(xù)組合梁負(fù)彎矩區(qū)一般都是鋼梁受壓、翼緣板受拉，所以，組合連續(xù)梁橋負(fù)彎矩區(qū)一般都是帶裂縫工作.組合梁翼板出現(xiàn)裂縫會(huì)降低結(jié)構(gòu)剛度和強(qiáng)度，影響梁的耐久性和降低使用壽命.因此，要對(duì)組合梁負(fù)彎矩區(qū)的裂縫發(fā)展情況進(jìn)行具體分析，從而控制負(fù)彎矩區(qū)裂縫的寬度.本文通過對(duì)比分析4根部分充填式鋼箱-混凝土組合梁在負(fù)彎矩區(qū)不同力比、栓釘數(shù)量和分布、鋼箱內(nèi)全填和部分充填混凝土對(duì)翼板裂縫發(fā)展的影響，研究組合梁負(fù)彎矩區(qū)混凝土翼板裂縫的開展規(guī)律.

1實(shí)驗(yàn)方法

1.1試件的設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了4根部分充填式鋼箱-混凝土組合梁(PSCB-1，PSCB-2，PSCB-3，PSCB-4)，并進(jìn)行對(duì)比研究.混凝土翼板參數(shù)：組合梁的跨徑為4 400 mm；混凝土翼板厚度為120 mm；翼板寬為1 000 mm；翼板混凝土的強(qiáng)度等級(jí)均為C40.組合梁截面尺寸：組合梁高為420 mm；鋼箱梁截面尺寸為300 mm×120 mm；腹板厚度為6 mm；頂板和底板厚度均為10 mm；鋼箱梁采用Q235級(jí)鋼板焊接而成.試件的材料特性和配筋率,如表1～3所示.

表1　鋼材的材料特性

表1～3中：抗剪連接度均為1.0；D/h為直徑/厚度；Es為彈性模量；fs為極限強(qiáng)度；fy為屈服強(qiáng)度；fcu

表2 試件參數(shù)Tab.2 Parametersoftestspecimens試件號(hào)p/%Rd/mmPSCB110.18450PSCB220.36240PSCB330.54180PSCB420.28240表3 試件的材料特性Tab.3 Propertiesoftestspecimens試件編號(hào)混凝土翼板fcu/MPa fc/MPa鋼箱內(nèi)填混凝土fcu/MPa fc/MPaPSCB142.126.432.921.8PSCB240.327.932.323.4PSCB341.226.131.222.8PSCB440.828.533.123.1

(a) PSCB-1～PSCB-3　　　　　　　　　(b) PSCB-4　　　　圖1　組合梁橫截面(單位：mm)　Fig.1　Section of the composite beam (unit：mm)

圖2　試驗(yàn)裝置與加載設(shè)備Fig.2　Test setup and loading equipment

為立方體抗壓強(qiáng)度；fc為軸心抗壓強(qiáng)度；p為配筋率；R為力比；d為栓釘?shù)拈g距.試件PSCB-1，PSCB-2，PSCB-3鋼梁內(nèi)充填的混凝土為半填充，PSCB-4為全填充.試件具有相同結(jié)構(gòu)尺寸，其截面形狀及相關(guān)參數(shù)，如圖1所示.

1.2加載裝置

試件的加載裝置，如圖2所示.采用液壓千斤頂進(jìn)行兩點(diǎn)對(duì)稱式反向加載，施加的荷載通過放置在液壓千斤頂上的壓力傳感器顯示，液壓千斤頂提供的集中力通過計(jì)算跨徑為1 400 mm的分配梁分成兩個(gè)相等的力，經(jīng)鋼梁底板施加給組合梁.荷載按每級(jí)10 kN加載，穩(wěn)定5 min后，進(jìn)行數(shù)據(jù)采集和裂縫觀測(cè)，應(yīng)變由應(yīng)變箱采集測(cè)得，裂縫寬度由裂縫觀測(cè)儀測(cè)得.同時(shí),在混凝土翼板上畫出裂縫的分布和標(biāo)出對(duì)應(yīng)的荷載值.

2 裂縫的開展及分布規(guī)律

2.1力比

文中引用力比值R分析裂縫的發(fā)展變化情況[3].由于鋼箱內(nèi)填充了混凝土，采用換算截面法,把組合梁鋼梁內(nèi)填充的混凝土換算成鋼材,即

(1)

式(1)中：Ar為組合梁翼板縱向鋼筋截面積;As為受壓鋼梁截面積;Ac為鋼梁內(nèi)填充混凝土截面積;fry,fy分別為縱向鋼筋和鋼梁的屈服強(qiáng)度;αE為鋼材與混凝土的彈性模量之比.

2.2開裂彎矩值

組合梁負(fù)彎矩區(qū)由于混凝土翼板受拉，在拉應(yīng)力作用下,翼板上表面很容易出現(xiàn)裂縫.為了更好地探究混凝土翼板開始出現(xiàn)裂縫時(shí)的規(guī)律，對(duì)組合梁的開裂彎矩進(jìn)行計(jì)算.當(dāng)混凝土翼板與鋼梁組合在一起形成組合作用后，混凝土的收縮受到組合梁混凝土翼板內(nèi)鋼筋和鋼梁的約束作用.組合梁開裂彎矩不僅受翼板內(nèi)縱向鋼筋和鋼梁的影響，也受到翼板混凝土收縮應(yīng)變的影響.影響混凝土收縮應(yīng)變的因素很多，除了混凝土本身的特征如集料的種類、水泥、配合比、養(yǎng)護(hù)的方法和尺寸外，還受加載期間的濕度、溫度和加載齡期等影響.王鐵夢(mèng)[4]觀測(cè)到混凝土在3個(gè)月時(shí)的收縮應(yīng)變?yōu)?85×10-6，聶建國(guó)[5]認(rèn)為普通混凝土的極限收縮應(yīng)變?yōu)?24×10-6,綜合參考上述文獻(xiàn)，文中混凝土收縮應(yīng)變?nèi)?50×10-6.

組合梁開裂彎矩計(jì)算時(shí)假設(shè)[6]：1) 鋼材和混凝土為彈性材料，組合梁截面采用換算截面幾何特性;2) 平截面假定組合梁中混凝土翼板和鋼梁之間的滑移忽略不計(jì).負(fù)彎矩區(qū)開裂彎矩計(jì)算式為

(2)

式(2)中：ft為混凝土的抗拉強(qiáng)度;Wo為組合梁翼板受拉邊緣換算截面抵抗矩;σcc為混凝土的收縮應(yīng)力;γsc為組合梁的截面塑性系數(shù)，由組合梁截面特征按照文獻(xiàn)[7]的相關(guān)公式計(jì)算，文中取值為1.8.

表4　開裂彎矩計(jì)算值與實(shí)測(cè)值

2.3裂縫特征

當(dāng)荷載加載到0.15Pu時(shí)，跨中附近開始出現(xiàn)第1條主裂縫；隨著荷載增加，在距第1條裂縫119，140，156，170 mm處，試件PSCB-1，PSCB-2，PSCB-3，PSCB-4混凝土翼板上，對(duì)稱于第1條主裂縫開始依次出現(xiàn)第2，3條主裂縫.當(dāng)荷載繼續(xù)增加，不斷有新的裂縫產(chǎn)生；當(dāng)荷載增加到0.4Pu，開始出現(xiàn)橫向貫通的主裂縫，裂縫的寬度不斷增大、間距不斷減小，各貫通裂縫之間仍有新裂縫出現(xiàn)，試件PSCB-1，PSCB-2，PSCB-3，PSCB-4裂縫的最大寬度分別為0.21，0.16，0.11，0.14 mm；當(dāng)荷載達(dá)到0.7Pu后,不再出現(xiàn)新的主裂縫，鋼筋開始屈服，試件PSCB-1，PSCB-2，PSCB-3，PSCB-4的混凝土翼板裂縫最大寬度分別為0.38，0.29，0.21，0.26 mm； 隨著荷載的增加， 各主裂縫之間出現(xiàn)的次級(jí)裂縫較多，試件PSCB-1，PSCB-2，PSCB-3和PSCB-4貫通的主裂縫間距約在190～210 mm之間.各試件混凝土翼板上表面裂縫分布情況,如圖3所示.

(a) PSCB-1 (b) PSCB-2

(c) PSCB-3 (d) PSCB-4 圖3　試件的裂縫分布Fig.3 Crack distribution of specimens

3結(jié)果及分析

力比R是組合梁裂縫寬度的一個(gè)重要的影響因素，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了研究[8-12].試驗(yàn)結(jié)果顯示，在荷載相同和鋼梁內(nèi)混凝土充填高度相同時(shí)，R越大，裂縫寬度越??；隨著荷載的增加，裂縫的發(fā)展越慢；而R較小的組合梁，裂縫寬度較大，裂縫發(fā)展更快，開裂彎矩越低.由圖3可知：試件PSCB-3相比PSCB-1，裂縫的分布較密較細(xì).各試件荷載-最大裂縫寬度曲線的關(guān)系，如圖4所示.由圖4可知：各試件的裂縫寬度在超過0.3 mm后,變化得更快.

組合梁橋主要由鋼梁和鋼筋混凝土翼板組成，配筋率是影響翼板裂縫的重要因素,但是，充填了混凝土的鋼箱梁也是混凝土組合梁的一個(gè)重要組成部分，必須綜合考慮所選的鋼梁和配筋率的相互關(guān)系.配筋率較低，力比較小的組合梁，如PSCB-1，當(dāng)翼板出現(xiàn)裂縫，隨著荷載的增加，裂縫的發(fā)展較快，裂縫寬度較大，受拉鋼筋屈服，但是,混凝土組合梁并沒有出現(xiàn)脆性破壞的特征.這是因?yàn)榫哂休^好的延伸性的部分充填鋼箱梁參與了工作.試件PSCB-3的鋼箱完全屈服時(shí)，混凝土翼板并沒有完全破壞，為了充分利用鋼材和混凝土的強(qiáng)度，R不應(yīng)過大.在較大配筋率的情況下，研究考慮鋼箱充填的混凝土提高鋼梁的強(qiáng)度和剛度，如試件PSCB-2和PSCB-4.試件PSCB-2和PSCB-4有相同的配筋率，由于鋼箱內(nèi)填充的混凝土情況不同，試件PSCB-4的R較小,裂縫寬度及特征裂縫實(shí)測(cè)值，如表5所示.表5中：Pu為極限荷載值；P0.2為實(shí)測(cè)裂縫寬度達(dá)到0.2 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載值；P0.3為實(shí)測(cè)裂縫寬度達(dá)到0.3 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載值.由表5可知:在翼板裂縫寬度為0.3 mm時(shí)，對(duì)應(yīng)P0.3/Pu更大.因此，在控制混凝土翼板裂縫寬度前提下，試件PSCB-4比PSCB-2更能充分利用組合梁的極限強(qiáng)度.

表5　裂縫寬度及特征裂縫實(shí)測(cè)值

4根試驗(yàn)梁的抗剪連接度均為1.0，但是有不同的栓釘間距.由圖3可知:栓釘間距較小的試驗(yàn)梁，其裂縫分布呈八字形特征更加明顯，且裂縫發(fā)展越慢，裂縫分布更密.試件荷載-鋼筋應(yīng)變關(guān)系,如圖5所示.由圖5可知:當(dāng)翼板未開裂時(shí)，鋼筋應(yīng)變與混凝土相同；而當(dāng)混凝土翼板開始出現(xiàn)裂縫，鋼筋應(yīng)變突然增大，組合梁進(jìn)入帶裂縫工作階段.由于栓釘?shù)淖饔?，鋼筋的?yīng)力通過混凝土翼板傳遞給了栓釘，引起組合梁栓釘處的混凝土應(yīng)力集中.因此,栓釘?shù)纳戏匠霈F(xiàn)裂縫，當(dāng)裂縫越大，栓釘?shù)淖饔镁驮酱?，限制了裂縫的較大發(fā)展.

圖4　試件荷載-最大裂縫寬度關(guān)系 圖5　試件荷載-鋼筋應(yīng)變關(guān)系 Fig.4　Load-maximum crack width curves of specimens　　Fig.5　Load-reinforcement strain curves of spcimens

4組合梁翼板裂縫寬度計(jì)算

為了計(jì)算組合梁負(fù)彎矩區(qū)的裂縫寬度值，許多學(xué)者對(duì)此進(jìn)行了研究.文獻(xiàn)[3]，[13]分別提出了裂縫寬度的計(jì)算公式;我國(guó)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]建議,組合梁負(fù)彎矩區(qū)混凝土翼板的最大裂縫可根據(jù)《混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]按軸心受拉進(jìn)行計(jì)算，其計(jì)算式為

(3)

(4)

式(3)～(4)中：αcr為構(gòu)件受力特征系數(shù);ψ為裂縫間縱向受拉鋼筋應(yīng)變不均勻系數(shù);σs為縱向受拉鋼筋應(yīng)力;Es為鋼筋的彈性模量;cs為最外層縱向受拉鋼筋外邊緣至受拉區(qū)底邊的距離;deq為受拉區(qū)縱向鋼筋的等效直徑;ρte為縱向受拉鋼筋配筋率;ftk為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值.

文獻(xiàn)[12]建議最大裂縫寬度的計(jì)算式為

(5)

式(5)中：αcr=1.0;σrk為縱向受拉鋼筋應(yīng)力;la為橫向鋼筋平均間距;Rp為力比值.

《公路鋼筋混凝土和預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》[16]采用的裂縫寬度計(jì)算公式主要建立在因素分析和數(shù)理統(tǒng)計(jì)基礎(chǔ)上，其計(jì)算式為

(6)

(7)

式(6)～(7)中：C1為鋼筋表面形狀系數(shù)，對(duì)帶肋鋼筋C1=1.0;C2為考慮荷載長(zhǎng)期效應(yīng)影響系數(shù)，C2=1.0;C3為構(gòu)件性質(zhì)有關(guān)的系數(shù)，對(duì)軸心受拉構(gòu)件C3=1.2;σss為縱向受拉鋼筋應(yīng)力;d為縱向受拉鋼筋直徑;ρ為受拉鋼筋配筋率;hf和bf分別為受拉翼板的厚度和寬度;b和ho分別為受拉翼板的有效寬度和高度;As為受拉鋼筋截面積.

采用文獻(xiàn)[12]、規(guī)范[15]和規(guī)范[16]的公式，對(duì)試件在負(fù)彎矩區(qū)彈性階段的最大裂縫寬度進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖6所示.圖6中：W為裂縫寬度.由圖6可知：規(guī)范[15]和規(guī)范[16]所得的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值偏差較大，而文獻(xiàn)[12]所得的計(jì)算值由于綜合考慮了鋼箱-混凝土組合梁的力比、配筋率、橫向鋼筋的間距對(duì)裂縫寬度的影響，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值相對(duì)更接近，對(duì)裂縫最大寬度的計(jì)算具有一定的參考意義.

(a) PSCB-1 (b) PSCB-2

(c) PSCB-3 (d) PSCB-4圖6　試件裂縫寬度試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較Fig.6　Comparison between test and numerical crack width of specimens

5結(jié)論

1) 當(dāng)力比較大、配筋率較大時(shí)，裂縫的發(fā)展趨勢(shì)緩慢，且寬度較小,分布較密；當(dāng)力比值較小，裂縫寬度達(dá)到0.2 mm時(shí)，裂縫發(fā)展較快，裂縫的間距較大,裂縫寬度較大.

2) 栓釘間距小的梁，裂縫發(fā)展慢，裂縫分布密.

3) 當(dāng)力比R較大時(shí)，鋼梁比混凝土翼板鋼筋先屈服，為了充分發(fā)揮鋼材和混凝土的材料特性，可以考慮在鋼箱內(nèi)充填混凝土，以提高鋼梁的截面強(qiáng)度和剛度.

4) 相對(duì)于普通混凝土梁橋，由于鋼梁的約束作用，混凝土的收縮應(yīng)變對(duì)組合梁的開裂彎矩影響較大，力比R越大,開裂彎矩越大.

5) 組合梁翼板裂縫寬度計(jì)算應(yīng)綜合考慮組合梁的力比、配筋率、橫向鋼筋的間距的影響.

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(責(zé)任編輯： 黃曉楠英文審校： 方德平)

Crack Width of Concrete-Partially-Filled Steel Box Composite Beam Under Negative Moment

MO Shixu1,2, ZHAO Jianguang1,2, XU Haining2

(1. Guangxi Key Laboratory of Rock-Soil Mechanic and Engineering, Guilin 541004 , China;2. College of Civil Engineering and Architecture, Guilin University of Technology, Guilin 541004 , China)

Abstract：A flexural test was carried out on four concrete-partially-filled steel box composite beams with reverse loading. The factors that influence the cracks in the negative moment region of the composite beams was analyzed. According to the experimental and theoretical analysis, the method to calculate the cracking moment of the concrete-partially-filled steel box composite beam in the negative moment region considering the concrete shrinkage stress was modified. The test results of crack width in the negative moment region of the composite beams with different force ratios were compared with the calculation values in other references. It is indicated that force ratio is the main factor affecting the development of the crack width of composite beams, while the layout of stud and the concrete filled in the steel beams also influence the crack width.

Keywords：steel box-concrete; composite beams； crack； negative moment region； force ratio

中圖分類號(hào)：TU 398.9; TU 317.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51168011， 51108109)； 廣西巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室科研基金資助項(xiàng)目(11-CX-05)

通信作者：莫時(shí)旭(1964-)，男，教授，博士，主要從事鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的研究.E-mail:478990056@qq.com.

收稿日期：2015-10-24

doi:10.11830/ISSN.1000-5013.2016.03.0352

文章編號(hào)：1000-5013(2016)03-0352-06