Q420鋼U肋加勁板軸壓承載性能試驗(yàn)研究

張雅俊，林立華，劉玉擎

（1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092；2.廈門路橋工程投資發(fā)展有限公司，福建廈門361000）

隨著橋梁跨度的不斷發(fā)展，為降低主梁自重而出現(xiàn)一些纖細(xì)化的大跨結(jié)構(gòu)形式，其中最具代表性的是鋼箱梁橋。正交異性鋼箱梁具有抗扭和橫向抗彎剛度大、自重輕、預(yù)制化程度高和工期短等優(yōu)點(diǎn)［1］。另一方面，Q420鋼具有強(qiáng)度高、韌性好以及耐久性能和焊接性能良好等優(yōu)勢(shì)，在橋梁建設(shè)中得到廣泛應(yīng)用［2-3］。我國(guó)規(guī)范對(duì)采用高強(qiáng)度鋼材的鋼結(jié)構(gòu)橋梁依然沿用相同的計(jì)算方法，設(shè)計(jì)時(shí)主要依靠工程經(jīng)驗(yàn)［4-5］，但是鋼箱梁橋的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性、承載性能與鋼材強(qiáng)度密切相關(guān)，需要開(kāi)展高強(qiáng)度鋼材在鋼箱梁橋中運(yùn)用的相關(guān)研究。

正交異性鋼箱梁主要構(gòu)件為加勁板，由母板、加勁肋等構(gòu)成。對(duì)于鋼箱梁受壓段，由于加勁板對(duì)屈曲破壞較為敏感，因此準(zhǔn)確預(yù)測(cè)其極限承載力和破壞模式對(duì)鋼箱梁橋的設(shè)計(jì)至關(guān)重要［6］。目前，受壓U肋加勁板方面的研究主要集中于極限承載力的影響因素和對(duì)應(yīng)的破壞形式。Chen等［7］開(kāi)展了30個(gè)足尺單根U肋加勁板軸壓試驗(yàn)，并與美國(guó)公路橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范（AASHTO LRFD）比較，總結(jié)了密實(shí)截面和半密實(shí)截面的設(shè)計(jì)要求，并提出極限強(qiáng)度計(jì)算式。Chou等［8］為了驗(yàn)證New San Francisco-Oakland海灣橋的設(shè)計(jì)強(qiáng)度，開(kāi)展了2個(gè)縮尺的正交異性板軸壓試驗(yàn)，結(jié)果表明U肋加勁板先發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，但承載力仍然繼續(xù)上升，最后由于母板和U肋的局部失穩(wěn)而達(dá)到極限承載力。李立峰等［9］提出一種U肋加勁板極限承載力計(jì)算方法，該方法考慮了材料非線性、幾何非線性、初始幾何缺陷、焊接殘余應(yīng)力對(duì)極限承載力的影響，并通過(guò)6個(gè)U肋加勁板軸壓試驗(yàn)證明該方法能夠較好地計(jì)算U肋加勁板的極限承載力。Shin等［10］通過(guò)有限元方法建立84個(gè)分析模型，包含普通鋼和高強(qiáng)鋼，并與現(xiàn)行各國(guó)規(guī)范進(jìn)行比較，對(duì)于不同屈服強(qiáng)度的鋼材，有限元計(jì)算結(jié)果均高于規(guī)范計(jì)算結(jié)果。最后，提出用于U肋加勁板極限承載力的計(jì)算方法，并且該方法與有限元計(jì)算結(jié)果相吻合。趙秋等［11］通過(guò)9個(gè)混合鋼U肋加勁板試驗(yàn)分析試件的失穩(wěn)破壞機(jī)理，試件破壞形式主要分為整體失穩(wěn)和局部屈曲2種，并且整體失穩(wěn)和局部屈曲分別表現(xiàn)為延性破壞和脆性破壞，試件的極限承載力與局部板單元的寬厚比有關(guān)。現(xiàn)有研究和規(guī)范給出了受壓U肋加勁板的極限承載力計(jì)算方法和破壞形式，但未給出受壓U肋加勁板各板件間發(fā)生局部屈曲的相對(duì)關(guān)系，故鋼箱梁橋的設(shè)計(jì)和檢修過(guò)程中難以針對(duì)易發(fā)生失穩(wěn)的部位進(jìn)行加強(qiáng)和維護(hù)。

對(duì)于受壓鋼結(jié)構(gòu)，常見(jiàn)的破壞形式為局部板件屈曲破壞，導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)喪失承載力而發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞，因此準(zhǔn)確預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)破壞位置，有利于提高鋼箱梁橋的合理設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)維護(hù)。Gardner［12］通過(guò)板件柔度確定結(jié)構(gòu)的最易屈曲板件，計(jì)算得到的受彎鋼工字梁和空心鋼圓管的極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果相吻合。該方法被推廣到不銹鋼結(jié)構(gòu)、鋁合金結(jié)構(gòu)、高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)和組合結(jié)構(gòu)等［13-18］，說(shuō)明板件柔度能夠預(yù)測(cè)極限狀態(tài)下鋼結(jié)構(gòu)板件的屈曲破壞位置。然而，U肋加勁板的尺寸較大，并且構(gòu)造更為復(fù)雜，目前還缺乏關(guān)于U肋加勁板板件柔度與破壞形式間關(guān)系的研究。

以Q420鋼U肋加勁板為研究對(duì)象，制作4個(gè)縮尺比為1∶2的試件進(jìn)行軸壓承載性能試驗(yàn)，對(duì)U肋加勁鋼板極限承載力、破壞形式、破壞機(jī)理等進(jìn)行分析，探究不同板件柔度與破壞形式的對(duì)應(yīng)關(guān)系，解決現(xiàn)有規(guī)范難以判定整體結(jié)構(gòu)最易破壞位置的問(wèn)題，為鋼箱梁橋的合理設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)維護(hù)提供指導(dǎo)依據(jù)。

1 U肋加勁板模型試驗(yàn)

1.1 試件分組及構(gòu)造

圖1為U肋加勁板示意圖及試件照片，表1為試件母板及U肋的幾何尺寸。圖1中，H、W分別為U肋加勁板母板高度及板寬，b、h分別為U肋間距和高度，tm、ts分別為母板和U肋的板厚，bb為U肋加勁板翼緣寬度，bu、bd分別為U肋的開(kāi)口和底板寬度。試件均滿足《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》［5］的構(gòu)件尺寸比例要求，即寬厚比限值。在試件的兩端對(duì)稱布置剛度足夠大的鋼平板，并在每個(gè)U肋腹板端部設(shè)置三角加勁肋，確保加載過(guò)程中試件所有板件均勻受力，以避免偏心加載，同時(shí)防止加載時(shí)端部由于應(yīng)力集中而發(fā)生破壞。

圖1 U肋加勁板示意圖及實(shí)物圖Fig.1 Schematic diagram of U-rib stiffened plate and test specimen

表1 試件尺寸Tab.1 Dimension of specimens 單位：mm

1.2 材性試驗(yàn)

表2給出試驗(yàn)構(gòu)件所用鋼材的材性測(cè)試結(jié)果。表2中，fy和fu分別為鋼材的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度，E為鋼材的彈性模量，tt為鋼材的厚度。U肋加勁板試件共采用3種厚度的鋼材，分別為4 mm、6 mm和8 mm。

表2 鋼板材料性能Tab.2 Material properties of steel plate

1.3 測(cè)點(diǎn)布置及試驗(yàn)加載

圖2為位移計(jì)及應(yīng)變片布置示意圖。圖2中，D1～D5為試件面外變形測(cè)點(diǎn)，沿試件高度布置，間距為H/4，D6、D7為試件軸向位移測(cè)點(diǎn)，A1～A3、B1～B5和C1～C3為母板的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，也以H/4為間距沿試件高度布置，A4～A8、B6～B14和C4～C8為U肋的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，其中B2、B3、B9、B11為試件三向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，其余為單向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。

圖2 位移計(jì)及應(yīng)變片布置Fig.2 Arrangement of displacement meters and straingauges

圖3為U肋加勁板試件加載示意圖和實(shí)物圖。在試件加載端和支承端均布置限位擋塊，由螺栓固定，防止試件兩端發(fā)生橫向位移。采用20 000 kN加載機(jī)施加均勻軸壓荷載，試件形心軸位于加載平臺(tái)中心線處，加載端與支承端的邊界條件近似等效為兩邊簡(jiǎn)支狀態(tài)。試驗(yàn)過(guò)程中，先采用力加載形式施加豎向荷載，加載速率為5 kN·min-1。當(dāng)荷載達(dá)到100 kN時(shí)，改用位移加載控制，荷載降至極限承載力的85%時(shí)卸載。

圖3 加載準(zhǔn)備Fig.3 Preparation of loading

2 U肋加勁板試驗(yàn)結(jié)果

2.1 極限承載力

圖4為U肋加勁板試件荷載-縱向位移曲線。圖4中，F(xiàn)z為U肋加勁板實(shí)測(cè)承載力，Δz為縱向位移。4個(gè)試件的荷載-縱向位移曲線的規(guī)律相似。在彈性加載階段，荷載-縱向位移關(guān)系近似為線性；接近極限承載力時(shí)，軸壓剛度逐漸降低，達(dá)到極限承載力后隨著位移的增加，承載力逐漸下降。在彈性階段，試件B4的初始軸壓剛度最大，B2和B3的初始軸壓剛度相近，試件B1最早進(jìn)入彈塑性階段。

圖4 荷載-縱向位移曲線Fig.4 Load-longitudinal displacement curve

表3為試件極限承載力試驗(yàn)結(jié)果與全截面屈服承載力計(jì)算值的比較。表3中，F(xiàn)u為U肋加勁板極限承載力實(shí)測(cè)值，F(xiàn)y為U肋加勁板全截面屈服承載力計(jì)算值，由試件各板件實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度乘以自身面積總和所得，α1為試驗(yàn)實(shí)測(cè)極限承載力與全截面屈服承載力的比值。α1的計(jì)算式如下所示：

表3 極限承載力比較Tab.3 Comparison of ultimate capacities

試件B3由于兩端塑性鉸的形成，發(fā)生整體屈曲而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞，極限承載力實(shí)測(cè)值略低于全截面屈服承載力計(jì)算值，其他3個(gè)試件的α1范圍在0.97至0.98之間，說(shuō)明U肋加勁板極限承載力基本達(dá)到全截面屈服承載力。

2.2 破壞形式

對(duì)于軸心受壓構(gòu)件，構(gòu)件的相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比ω能反映結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性，構(gòu)件的相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比ω［5］一般表示為

式中：ωi為構(gòu)件對(duì)主軸i方向的長(zhǎng)細(xì)比。構(gòu)件的相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比ω由最易發(fā)生整體失穩(wěn)的主軸決定，即長(zhǎng)細(xì)比ωi的最大值決定。ωi可由下式確定［5］：

式中：l0i為構(gòu)件主軸i的計(jì)算長(zhǎng)度；ii為構(gòu)件截面對(duì)主軸i的回轉(zhuǎn)半徑。試件B1、B2、B3、B4的相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比ω分別為0.24、0.26、0.31和0.41。相比于試件B1和B2，試件B3和B4的相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比ω較大，更可能發(fā)現(xiàn)整體失穩(wěn)。

圖5分別給出4個(gè)試件的最終破壞形式。試驗(yàn)結(jié)果與相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比ω計(jì)算結(jié)果基本一致，試件B1和B2發(fā)生局部屈曲破壞，試件B3和B4發(fā)生整體屈曲破壞。在極限狀態(tài)下，試件B1和B2的破壞形式均為U肋的斜腹板發(fā)生局部屈曲，隨著整體剛度的降低，試件的承載力逐漸下降。對(duì)于試件B3，由于端頭處三角加勁肋剛度不足，靠近加載端和支承端的板件局部應(yīng)力遠(yuǎn)大于其他位置，加載端和支承端的U肋腹板最先發(fā)生局部屈曲，隨著U肋、母板相對(duì)抗彎剛度比的降低，試件在未達(dá)到極限承載力前發(fā)生整體屈曲。試件B4在母板翼緣處最先發(fā)生局部屈曲，隨后出現(xiàn)整體屈曲破壞。

圖5 U肋加勁板破壞形式Fig.5 Failure modes of U-rib stiffened plates

圖6為試件在荷載Fz下U肋加勁板面外變形沿高度方向的分布。圖6中，Δt為面外變形，Ht為測(cè)點(diǎn)距試件底部的高度。試件B1和B2均發(fā)生U肋局部屈曲破壞，加勁板的面外變形呈現(xiàn)為沿高度方向的正弦波狀面外變形。試件B3在達(dá)到承載力3 527.1 kN時(shí)，面外變形突然增大，表現(xiàn)為明顯的整體屈曲破壞。試件B4在達(dá)到極限承載力前，母板翼緣處發(fā)生局部屈曲，之后整體面外變形增大，發(fā)生整體屈曲破壞。

圖6 U肋加勁板面外變形分布Fig.6 Horizontal deformation distribution of U-ribstiffened plates

3 U肋加勁板試驗(yàn)分析

3.1 U肋加勁板板件柔度

對(duì)于受壓鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件，板件柔度λe能夠反映其變形能力，從而決定整體結(jié)構(gòu)在極限承載力下的最終變形和破壞位置［12］。板件柔度λe［12］一般表示為

式中：fcr為板件的臨界壓應(yīng)力，即板件彈性屈曲臨界應(yīng)力。fcr可由下式確定［18］：

式中：k為板件的臨界彈性屈曲系數(shù)，一般均勻受壓的三邊簡(jiǎn)支板和四邊簡(jiǎn)支板分別取0.425、4.000［5］；υ為鋼材泊松比；c、t分別為板件的有效寬度和厚度。試件整體柔度λmax反映了整體變形能力，由最易失穩(wěn)板件柔度λe，i確定。

表4給出了不同板件柔度及整體柔度。表4中，λm和λb分別為母板肋間和翼緣板件的柔度，λuw和λub分別為U肋斜腹板和底板板件的柔度。試件B1和B3的最大板件柔度分別為0.73和0.62，位于U肋斜腹板上；試件B2和B4的最大板件柔度分別為0.86和0.80，位于母板翼緣板上。試件B1和B3最易發(fā)生屈曲的板件為U肋斜腹板，而試件B2和B4最易發(fā)生屈曲的位置為母板翼緣處。

表4 U肋加勁板柔度Tab.4 Slenderness of U-rib stiffened plates

由圖5可見(jiàn)，試件B1和B4分別最先在U肋斜腹板和母板翼緣處發(fā)生局部屈曲，與表4中柔度計(jì)算確定的試件最易發(fā)生屈曲板件一致。對(duì)于試件B2，U肋斜腹板先于母板翼緣處發(fā)生局部屈曲，可能是由于該試件的U肋斜腹板存在較大的初始缺陷及殘余應(yīng)力，并且U肋斜腹板和母板翼緣的板件柔度遠(yuǎn)大于其他板件柔度。對(duì)于試件B3由于兩端加勁不足而發(fā)生整體屈曲破壞，但在發(fā)生整體失穩(wěn)前，加載端和支承端的U肋腹板均先于母板發(fā)生局部屈曲，U肋腹板屈曲導(dǎo)致剛度大幅下降進(jìn)而發(fā)生整體屈曲。

相比于柔度計(jì)算結(jié)果，4個(gè)試件均滿足規(guī)范［5，18］中受壓構(gòu)件的尺寸比例要求，即不允許在彈性階段發(fā)生局部屈曲，但無(wú)法直觀判斷局部屈曲發(fā)生的具體位置，導(dǎo)致在設(shè)計(jì)過(guò)程中難以對(duì)薄弱部位進(jìn)行有效增強(qiáng)，在檢修階段難以針對(duì)易屈曲位置進(jìn)行監(jiān)控和維護(hù)。

3.2 荷載-應(yīng)變曲線

圖7～10分別為4個(gè)試件母板、肋板截面B處不同荷載下沿板寬方向分布的縱向應(yīng)變。圖7中，εzm、εzs分別為母板、肋板縱向應(yīng)變，xh為應(yīng)變測(cè)點(diǎn)到母板翼緣的距離，U肋中心線位置分別代表加勁板左、中、右側(cè)的U肋，與圖1中一致。板件屈曲前，縱向應(yīng)變沿橫截面分布比較均勻；板件屈曲后，隨著荷載的增大，縱向應(yīng)變的分布呈正弦波狀變形。

如圖7b所示，在極限狀態(tài)下，試件B1的U肋-L右腹板Pb1-1和U肋-M右腹板Pb1-2先后發(fā)生局部屈曲破壞。隨著軸向位移的繼續(xù)增大，加勁板的承載力開(kāi)始下降，并且U肋-L和U肋-M間及U肋-M和U肋-R間的母板也發(fā)生局部屈曲破壞。

圖7 U肋加勁板B1縱向應(yīng)變沿橫截面分布Fig.7 Longitudinal strain distribution of U-rib stiffened plate B1 alone cross-section

圖8a、b為試件承載力上升段和下降段的應(yīng)變分布。試件B2的U肋-M右側(cè)腹板Pb2-1在極限狀態(tài)下最先發(fā)生局部屈曲破壞，在達(dá)到極限承載力后應(yīng)變急劇上升，如圖8b所示。相比于試件B1，試件B2母板未發(fā)現(xiàn)明顯的屈曲破壞，母板應(yīng)變隨著軸向位移增大而逐漸增加。

圖8 U肋加勁板B2縱向應(yīng)變沿橫截面分布Fig.8 Longitudinal strain distribution of U-rib stiffened plate B2 alone cross-section

由圖9a、b可見(jiàn)，隨著軸向位移的增加，試件B3母板和U肋的應(yīng)變逐漸增大，并且分布較為平均。當(dāng)試件B3兩端的三角加勁肋形成塑性鉸使構(gòu)件發(fā)生整體屈曲，即達(dá)到極限承載力之后，母板和U肋的應(yīng)變均明顯增大，其中U肋-L和U肋-R肋間的母板應(yīng)變較大于其余位置的母板，3個(gè)U肋腹板的應(yīng)變均大于U肋底板。

圖9 U肋加勁板B3縱向應(yīng)變沿橫截面分布Fig.9 Longitudinal strain distribution of U-rib stiffened plate B3 alone cross-section

在發(fā)生整體失穩(wěn)前，除試件B4在U肋-M中心線附近的母板存在較大應(yīng)變外，母板和U肋的應(yīng)變分布較為平均。當(dāng)試件B4達(dá)到極限承載力時(shí)，母板和U肋的應(yīng)變驟增，并且U肋的應(yīng)變分布與試件B3類似，也表現(xiàn)為3個(gè)U肋腹板的應(yīng)變均大于U肋底板。由于在母板翼緣處未布置應(yīng)變片，因此缺少母板翼緣的荷載-應(yīng)變曲線。

根據(jù)上述加勁板的破壞形式及荷載-應(yīng)變曲線，試驗(yàn)結(jié)果與柔度計(jì)算結(jié)果基本一致，表明板件柔度能較好地預(yù)測(cè)受壓U肋加勁板最先發(fā)生局部屈曲的位置。

圖10 U肋加勁板B4縱向應(yīng)變沿橫截面分布Fig.10 Longitudinal strain distribution of U-rib stiffened plate B4 alone cross-section

4 結(jié)論

（1）軸壓作用下，Q420鋼U肋加勁板最終破壞形式主要表現(xiàn)為局部屈曲、整體屈曲和局部與整體組合屈曲破壞。對(duì)于3種破壞形式，4個(gè)Q420鋼U肋加勁板試件極限承載力均能達(dá)到全截面屈服承載力。

（2）在達(dá)到極限承載力前受壓U肋加勁板先發(fā)生局部屈曲，最后出現(xiàn)整體屈曲而導(dǎo)致試件破壞。

（3）對(duì)于受壓U肋加勁板，由板件柔度λe確定的最易發(fā)生屈曲板件與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，說(shuō)明板件柔度能夠較好地預(yù)測(cè)受壓U肋加勁板在極限狀態(tài)下的破壞位置。