正六边形孔蜂窝组合梁腹板纯弯屈曲研究

蜂窝构件是将 H 型钢按一定折线或圆弧线割后错位焊接形成的空腹构件。蜂窝梁具有承载力高、抗弯刚度大和方便穿越管线等优点,近年来广泛应用于各类高层建筑和大跨度结构中。但由于组成蜂窝梁的板件往往较薄,且经过错位焊接后高度较高,在弯曲应力的作用下更容易发生局部失稳。

目前,有关于蜂窝梁局部稳定性能的大部分研究都停留在纯钢梁的阶段,对蜂窝组合梁研究较少。Anupriya 等、Chen 等和贾连光等分别对有、无加劲肋的蜂窝梁进行研究,发现横向加劲肋的设置可以有效提高腹板的抗屈曲能力;Redwood 等、Tsavdaridis 等和王旭东等发现跨中受集中荷载的蜂窝梁腹板的屈曲破坏更易发生在剪力较大的区段;邓皓、罗烈等和李鹤等发现高厚比是影响蜂窝梁屈曲性能的关键性因素;蒲万丽等和张卓给出了纯弯作用下蜂窝梁腹板局部屈曲变形模式,拟合出开孔板屈曲系数计算式。

蜂窝组合梁中混凝土楼板的存在可以显著增加构件的承载能力以及抗弯刚度,但是也会改变蜂窝梁的受力状态、应力变化以及破坏模态。因此,有必要对考虑楼板作用的蜂窝组合梁腹板受弯时的屈曲性能进行更为深入的研究。本文以纯弯作用下的正六边形孔蜂窝组合梁为研究对象,采用理论分析与试验研究相结合的方法,研究蜂窝组合梁在静力作用下的屈曲性能以及高厚比、开孔率对蜂窝组合梁破坏模式、屈曲荷载和极限承载力等方面的影响。

1.1 试验设计

结合已完成的纯钢蜂窝梁试验,设计 2 根简支蜂窝组合梁。试验在蜂窝梁四分点处施加集中力,使得两加载点中间部分仅受到弯矩作用,两端受到弯剪共同作用。为避免施加集中荷载过大造成加载位置的局部压曲破坏,在加载处对称焊接厚度为14 mm 的横向加劲肋。混凝土板长度与梁长相同,内部设置直径分别为 10 mm 和 8 mm 的纵向受力钢筋及箍筋。蜂窝梁上翼缘焊接直径为 16 mm 的圆形抗剪连接件,抗剪连接件沿梁长方向间距为143 mm,采用双排布置,两排间距 130 mm。两根组合梁试件区别在于纯弯段孔间腹板有无加劲肋(加劲肋厚度为 9 mm)。除混凝土楼板外,本试验试件与相关文献中纯钢蜂窝梁试件的参数均相同。试件详图如图 1 所示,具体的尺寸参数见表 1。

a—试件 ZHL-1; b—试件 ZHL-2。 

图 1 组合梁试件详图 mm

表 1 试件具体尺寸    mm

1.2 试验装置与加载制度

1.2.1 试验装置

试验在沈阳建筑大学结构工程实验室进行。试件为简支组合梁,一端为滚动铰支座,另一端为固定铰支座。为避免加载过程中支墩发生移动,在支墩外侧布置螺杆,提供水平方向支撑。作动器下放置垫块使荷载施加到分配梁上,分配梁下端布置支座,形成集中力施加到试件加载点,通过分配梁保证荷载均匀地传递到混凝土板上,试验装置如图 2 所示。

a—试验装置示意; b—试验加载装置。

图 2 试验装置详图

1.2.2 加载制度

采用荷载-位移控制法加载,加载过程分为两个阶段:1) 弹性阶段以荷载控制加载,每级荷载增加 200 kN,到达加载值后持载 3 min 等待荷载传递,观测试件各部分的局部变形,再进行下一级加载;2) 当试件屈服后,再以位移控制加载,并以0.5 Δ _y ( Δ _y 为屈服位移)递增,当试件破坏或承载力达到极限荷载的 85%以下时停止加载。

1.3 测量方法

为研究蜂窝钢梁部分孔间墩板及梁上部分桥板的变形和孔间墩板及孔洞周围位置的应力变化情况,在蜂窝试件孔间墩板中心处及三个孔的上方桥板中心位置布置位移计,用来测量各个位置平面外位移;在孔角应力集中关键位置布置应变花,孔上下桥板位置、下翼缘跨中位置和混凝土板上表面粘贴应变片。具体布置如图 3 所示。

a—组合梁位移计和应变片布置; b—混凝土应变片布置。

图 3 位移计和应变片布置

2.1 试验现象

为便于试验现象的描述,将试件各孔及各孔角进行编号,具体编号如图 4 所示。

图 4 试件孔及孔角编号

2.1.1 试件 ZHL-1

ZHL-1 为未设置孔间加劲肋的蜂窝组合梁。加载初期, 试件处于弹性工作阶段。加载至1200 kN 时,混凝土板加载点处出现裂缝,此时各孔角最大应变为 1268 × 10 ^-6 ,没有屈曲现象发生。加载至 1932 kN 时,试件荷载-位移曲线出现拐点,试件进入屈服阶段。加载至 1951 kN 时,18 号孔角发生屈曲,此时应变为 1550×10 ^-6 ,由材性试验数据可知,5 mm 钢板的屈服应变为 1650 × 10 ^-6 ,说明板件尚未达到屈服应变就发生弹性屈曲;当加载至2004 kN 时,BC 孔间墩板发生屈曲失稳,此时应变为 1170×10 ^-6 ,发生弹性屈曲。加载至 2657 kN 时,试件达到极限承载力,蜂窝梁 C 孔 17、18 孔角附近发生鼓曲,孔间墩板均出现向内侧凹陷的现象,混凝土基本退出工作,荷载大部分由钢梁承担,随着挠度的增加,腹板向外鼓曲发展迅速,承载力下降,试件出现巨大响声,混凝土块掉落,上表面钢筋裸露出来。当荷载下降到极限承载力的 85%时试验结束。此时蜂窝梁 B、C 孔间失稳现象相对严重,上半部分向内凹陷、下半部分向外鼓曲;靠近两端加载处加劲肋内腹板处出现不同程度鼓曲;A 孔 2 号、3 号孔角间位置向外鼓曲,C 孔17 号、18 号孔角边缘向外鼓曲角度在 30° ~ 45°之间,16 号、17 号孔角处向外鼓曲,角度约为 45°。经检查各个蜂窝孔孔角未出现撕裂情况。破坏后的试件变形如图 5 所示。

a—破坏后的试件; b—混凝土板被压碎;c—C 孔上翼缘与混凝土板连接; d—A 孔边缘鼓曲;e—C 孔鼓曲。

图 5 ZHL-1 各位置破坏情况

2.1.2 试件 ZHL-2

ZHL-2 在腹板孔间设置了加劲肋,其他与 ZHL-1 同。加载初期,试件处于弹性工作阶段,变化过程与 ZHL-1 相似。加载至 1600 kN 时,混凝土板加载点处和支座附近出现裂缝,此时各孔角最大应变为 964 × 10 ^-6 ,没有屈曲现象发生;加载至 1800 kN时,6 号孔角发生屈曲,应变为 1302 × 10 ^-6 ,此处为弹性屈曲;当加载至 1900 kN 时,试件荷载-位移曲线出现拐点,试件进入屈服阶段。混凝土的竖向裂缝贯通,上表面加载点附近表层呈片状翘起,混凝土板与钢梁连接处小块混凝土发生脱落,C 孔 16 号孔角发生屈曲。加载至 2776 kN 时,试件达到极限承载力,加载点处混凝土被压碎,此处所对应钢材局部失稳退出工作,构件破坏速度加快。A 孔上方翼缘被压曲,与混凝土板连接处有分离迹象,1 号、3 号、4号和 6 号孔角均向平面外鼓起,其中 1 号孔角变形最为严重。B 孔 9 号孔角处出现轻微鼓曲,C 孔孔角 14 到孔角 15 位置、孔角 17 位置处腹板出现鼓曲。荷载下降到极限承载力的 85%以下时,试验结束。经检查发现各个蜂窝孔孔角未出现撕裂情况,孔间腹板未发生屈曲。完全破坏后的试件如图 6 所示。

a—试件 ZHL-2 完全破坏形态; b—A 孔孔角 3 鼓曲情况;c—A 孔孔角 4 鼓曲; d—C 孔边缘鼓曲;e—A 孔上翼缘与楼板连接。

图 6 ZHL-2 破坏情况

根据试验测得不同梁高截面处的应变,得到图7 中 ZHL-1 试件的 1—1 截面和 2—2 截面应力随梁高的变化规律,进而得到截面的应力分布特点,如图 7b、c 所示,中性轴以上为受压区,以下为受拉区。由于对梁腹板开孔,截面的中性轴位置是不断变化的,开孔截面的中性轴位置随着开孔截面高度的减小而逐渐降低,组合梁试件的受拉受压区分布如图 7a 所示。所以,不同截面的屈曲位置并不相同,当由开孔截面过渡到未开孔截面时,中性轴下降,梁腹板的屈曲位置由 1—1 截面的上桥板和相应孔角转移至 2—2 截面的墩板处。对于 ZHL-2 试件,由于在 2—2 截面处设置加劲肋,此处的腹板得到约束,孔间墩板的侧向刚度大大提升,抗屈曲能力提升,仅 1—1 截面的孔角和上桥板处发生屈曲。

a—组合梁拉压区分布; b—1—1 截面内力分布; c—2—2 截面内力分布。

图 7 组合梁拉压区及各截面内力分布

与本试验组成对照组的蜂窝梁破坏后形态如图8 所示。对各试件破坏情况进行对比。

a—FWL-1; b—FWL-2。

图 8 蜂窝梁破坏形态

1) 比较 ZHL-1 和 FWL-1 可知:纯钢蜂窝梁及蜂窝组合梁破坏位置均出现在靠近固定铰支座一侧的首个蜂窝孔附近,两端加载点处荷载并不完全相等,由于初始缺陷的存在,随着荷载的增加,梁左、右两端腹板的刚度差异增大,使得破坏发生在一边的孔周。两者不同之处在于,ZHL-1 的孔间墩板部分出现了局部屈曲,上翼缘出现轻微程度的屈曲,而FWL-1 破坏形态为上翼缘及对应桥板位置严重屈曲,说明混凝土板对于梁上翼缘的约束增加了上翼缘的水平刚度。对于 FWL-1,在整个加载过程中,上部钢梁受压,下部钢梁受拉,其与 ZHL-1 在截面应力分布上有很大不同。由于蜂窝梁开孔,桥板部分连接上翼缘形成 T 型空腹区域,相比于实腹区承受应力更大,所以在空腹区孔洞上方失稳。

2) 比较 ZHL-1 和 ZHL-2 可知:ZHL-1 的变形主要发生在 C 孔,而 ZHL-2 的变形主要发生在 A孔,这是因为在试验过程中,调换了分配梁的铰支座,说明分配梁铰支座对组合梁变形位置有所影响。ZHL-1 的腹板屈曲发生在两端孔孔角和孔间腹板处,而 ZHL-2 的腹板屈曲仅发生在两端孔角处,这是因为 ZHL-2 在腹板孔间设置了加劲肋,加劲肋所对应处的腹板受到约束,孔间腹板刚度大大提高,使腹板屈曲的薄弱位置转移到了两边开孔处,又由于六边形孔的应力集中现象,所以 ZHL-2 的腹板屈曲仅发生在边孔孔角处。

2.2 性能分析

各试件的荷载 -位移关系如图 9 和表 2 所示。比较各试件的性能如下。

1) 比较各试件的屈服荷载和峰值荷载可知:ZHL-1 比 FWL-1 的屈服荷载和峰值荷载分别提高26.1%和 44%,ZHL-2 比 FWL-3 的屈服荷载和峰值荷载分别提高 26.5%和 49.8%,说明楼板可以有效提高梁的屈曲荷载,减少屈曲现象的发生。这是因为组合梁具有较宽、较厚的钢筋混凝土板,可承受弯曲压应力,所施加荷载通过混凝土板和蜂窝梁上翼缘传递给腹板,组合梁腹板比纯钢蜂窝梁腹板承受的局部压应力要小很多,此时弯矩在组合梁腹板上产生的是拉应力,对腹板稳定起有利作用,且蜂窝梁受压翼缘板可以给腹板提供较大的约束作用,从而提高承载能力。

2) 比较各试件的屈服位移和极限位移可知:ZHL-1 比 FWL-1 的屈服位移和极限位移分别提高32.9%和 101.4%,ZHL-2 比 FWL-3 的屈服位移和极限位移分别提高 27.5%和 60.6%,说明混凝土板可以显著提高试件的延性。这是因为混凝土板与钢梁协同工作,混凝土位于受压区,钢梁受拉,具有较高的承载力,且在达到屈服位移后仍有很大储备空间。

a—组合梁; b—蜂窝梁。

图 9 试件荷载-位移曲线

表 2 试件结果

2.3 变形分析

为研究腹板的屈曲性能,测得试件孔间腹板平面外变形如图 10 所示。从图 10a 中可以明显看出,A、B 孔间腹板平面外变形远小于 B、C 孔间平面外变形,这是由于试件初始缺陷的存在使破坏主要发生在 C 孔, 造成两墩板变形的不一致。到达1500 kN 后,混凝土板的裂缝逐渐增多,其所能承受压力逐渐减小,所以 B、C 孔间墩板向平面外变形的速度加快。

通过比较图 10b、c 可以发现,ZHL-1 平面外变形较大的是 C 孔,而 ZHL-2 中变形较大的为 A 孔,说明屈曲较严重位置均为靠近固定铰支座的首个孔角。ZHL-1 的平面外最大变形为 0.99 mm, 而ZHL-2 的平面外最大位移为 0.86 mm, 减小了16.5%,且 ZHL-2 的其余两孔的平面外最大位移均不超过 0.1 mm,说明加劲肋的设置可以有效提高试件的抗屈曲性能,避免腹板局部屈曲的发生。

a—ZHL-1 孔角腹板变形趋势; b—ZHL-1 桥板变形趋势; c—ZHL-2 桥板变形趋势。

图 10 试件整体变形曲线

2.4 应变分析

2.4.1 混凝土板跨中应变分布

为研究混凝土板的变形情况以及裂缝出现的情况,选取两个试件混凝土板跨中 5 个测点进行研究,沿宽度方向编号为 H1 ~ H5(图 3)。图 11 为混凝土板上表面跨中各位置应变随着跨中挠度增加的走势图。通过两试件混凝土板应变随跨中挠度的变化规律可知: 

1) 混凝土在加载过程中,共经历了三个阶段,分别是弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。在弹性工作阶段,混凝土板的位移-应变曲线呈线性增长,荷载主要由混凝土板承担,混凝土板没有开裂,对钢梁的约束作用较强;随着荷载增大,混凝土板开始进入带有裂缝工作的弹塑性阶段,此时随着加载过程中混凝土裂缝的增多,位移-应变曲线增长速度减慢,混凝土板对钢梁腹板的约束逐渐减小,钢梁腹板18 号孔角处率先出现屈曲现象,随后 B、C 孔间墩板发生屈曲;当加载点附近混凝土板被压碎时,混凝土进入破坏阶段,试件达到极限承载力,混凝土应变达到极值,开始进入下降阶段,混凝土基本退出工作,此时混凝土板对钢梁几乎没有约束,荷载主要由钢梁承担, 导致屈曲变形急剧增加, 试件承载力下降。

2) 两试件中心位置 H3 应变最大,变化最为明显,其他位置的应变沿宽度方向的改变从中心部位向板的边缘逐渐降低,但是降低幅度并不大,且其余位置应变片的应变数值接近。说明对应腹板部分的混凝土变形较大,在抗剪连接件的作用下受到钢梁协同变形的影响最大。与 ZHL-1 相比,ZHL-2 混凝土板的各测点最大应变分别减少 10% ~ 20%,加劲肋的设置使混凝土板跨中位置变形明显减小,与试验中 ZHL-2 蜂窝梁 B 孔几乎未发生变形的现象相对应,说明加劲肋的设置可以减轻跨中混凝土板的破坏程度,进而提高试件承载能力(承载力提高约为 5%)。

a—ZHL-1; b—ZHL-2。

图 11 混凝土板跨中应变-跨中挠度曲线

2.4.2 蜂窝孔应变分布

各孔角在加载过程中的应变随荷载变化的规律如图 12 所示。比较各试件孔角应变随荷载变化曲线可知:两组合梁各角点应变随荷载变化规律较为相似,在试验加载初期,应变-荷载曲线近似为直线,试件整体处于弹性阶段,随着荷载增加,各孔角先后进入屈服阶段。ZHL-2 各角点的应变明显大于 ZHL-1 各角点,且 ZHL-1 各角点先于 ZHL-2进入屈服阶段,说明加劲肋的设置使两加载点处集中力可以更加均匀地传递给蜂窝梁腹板,各孔角的应力集中现象减弱,进入屈服阶段较晚,所能承受荷载变大,进而所对应的应变也较大。

a—ZHL-1 试件孔 C; b—ZHL-2 试件孔 A; c—ZHL-1 试件孔 B; d—ZHL-2 试件孔 B; e—ZHL-1 试件孔 A; f—ZHL-2 试件孔 C。

图 12 孔角处应变-荷载曲线

3.1 有限元模型的建立

本文采用有限元软件 ABAQUS 对蜂窝组合梁的纯弯屈曲进行模拟分析。建立的有限元模型如图13 所示。

图 13 有限元模型

3.1.1 单元类型的选取

本试验中试件腹板厚度远小于整体构件其他方向的尺寸,并且可以忽略厚度方向的应力变化,所以试件中的蜂窝梁及其加劲肋部分使用 S4R 四结点减缩积分壳单元进行建模。栓钉和混凝土板采用C3D8R 实体单元建立。混凝土板内钢筋采用 T3D2 桁架单元建立。

3.1.2 材料属性

本文需要对组合梁进行非线性屈曲分析,且为单向加载,因此钢材本构模型选用双线性随动强化(BKIN)模型。钢材的应力-应变关系模型应该满足 von Mises 屈服准则。混凝土塑性损伤模型可采用单调加载、循环加载和动态加载等多种受力模式,因此本模型采用塑性损伤模型,假定材料的弹性行为是各向同性和线性的。

3.1.3 模型相互作用关系

本文有限元模型是由蜂窝钢梁、加劲肋、混凝土板、钢筋和栓钉所组成,建模过程中根据构件实际连接情况和受力传力情况来定义各个部件之间的相互作用。蜂窝梁与加劲肋和蜂窝梁与栓钉之间采用焊接连接,建模时将其合并成为一个部件进行分析。栓钉与混凝土的接触设置为内置,将栓钉作为内置区域嵌入混凝土板中。纵向钢筋和箍筋合并形成钢筋网,将钢筋网作为内置区域嵌入混凝土板,并与混凝土板协同工作。混凝土板与钢梁采用栓钉连接,试验过程中两者之间滑动较小,在接触面定义法向为硬接触,切向摩擦系数为 0.3。

3.1.4 边界条件

根据试验实际情况设置模型的边界条件。蜂窝组合梁的左端约束 X 、 Y 、 Z 三个方向位移及绕 Z 轴的转角,用以模拟固定铰支座;在组合梁右端约束 X 、 Y 两个方向的位移及绕 Z 轴的转角,用以模拟滑动支座。为模拟整个加载过程,在模型加劲肋的上方定义的参考点上施加位移来控制荷载施加。

3.1.5 分析步设置

本文研究内容为蜂窝组合梁腹板的纯弯屈曲,有限元模拟过程中需要进行线性屈曲分析和非线性分析。

首先采用特征值分析方法对模型进行线性屈曲分析,求出结构发生分岔失稳时的屈曲临界荷载。采用 Lanczos 方法,将结构的一阶屈曲特征值及其对应的特征向量作为结构的弹性屈曲荷载系数和屈曲模态。

在线性屈曲分析的基础上,进行非线性屈曲分析,得到结构发生大变形后位移随荷载的变化关系以及结构的极限承载力。本模型采用 Riks 分析方法,将特征值屈曲分析中得到的屈曲模式作为初始缺陷加入到后屈曲分析中激发其屈曲响应。

3.2 有限元模型参数验证

3.2.1 破坏形态比较

通过试验结果可知:ZHL-1 在破坏时 C 孔发生较大的变形,孔右上方腹板发生较大鼓曲,中间位置孔角腹板向内鼓曲,翼缘部分出现较大的变形,混凝土被压碎;ZHL-2 在破坏时 A 孔发生较大的变形,1号、3 号、4 号和 6 号孔角均发生屈曲,C 孔边缘发生轻微屈曲。通过有限元模拟与试验结果的对比发现两者破坏形态相似,吻合状况较好,如图 14 所示。

a—ZHL-1 试件整体破坏; b—ZHL-1 模型整体破坏; c—ZHL-1 试件混凝土破坏; d—ZHL-1 模型混凝土破坏;e—ZHL-2 试件孔 A 破坏; f—ZHL-2 模型孔 A 破坏; g—ZHL-2 试件孔 C 边缘鼓曲; h—ZHL-2 模型孔 C 破坏。

图 14 有限元模型与试验的变形对比

3.2.2 荷载-位移曲线比较

图 15 为 ZHL-1 和 ZHL-2 的试验和模型的位移-荷载曲线对比,可知:ZHL-1 的试验试件与模型试件的屈曲荷载和峰值荷载误差分别为 1.46% 和0.61%,ZHL-2 的试验试件与模型试件的屈曲荷载和峰值荷载误差分别为 2.5% 和 2.6%,表明试验试件和模型试件的位移-荷载曲线拟合较好,但ZHL-1 弹塑性阶段模型试件的荷载略小于试验试件,这是由于在进行非线性分析过程中所施加的初始缺陷与试验实际的初始缺陷之间存在一定的误差。

a—ZHL-1; b—ZHL-2。

图 15 荷载-位移曲线对比

综上所述,通过将模型的破坏形态、荷载-位移曲线和承载力与试验的进行对比分析,可以发现本文所建立模型的模拟结果与试验结果相比具有较高拟合度,误差较小。说明此模型的建立较为准确,具有普遍适用性,可以用来进行下一步参数分析。

4.1 纯弯作用下组合梁的屈曲模式

4.1.1 组合梁的破坏模式

建立腹板高厚比为 65 ~ 155,开孔率为 45% ~70%的有限元模型,仅改变蜂窝梁腹板的开孔高度和厚度,其余参数均相同。各模型以蜂窝梁的开孔高度和腹板高厚比进行命名,如编号为 ZHL-260-115 的模型,其中 ZHL 表示蜂窝组合梁,260 表示开孔高度 为 260mm, 115 表示梁腹板高厚比为 115。各有限元模型参数及最终的破坏模式如表 3 所示。可知:各构件的破坏模式主要有两种,第一种为强度破坏,表现为翼缘屈服;第二种为屈曲破坏,表现为墩板屈曲。当高厚比小于 80 时,试件发生强度破坏;当高厚比为 80 时,开孔率大于 50%的试件发生强度破坏,开孔率小于 50% 的试件发生屈曲破坏;当高厚比大于 80 时,试件发生屈曲破坏。说明高厚比是决定试件破坏模式的决定性因素,开孔率是影响组合梁破坏模式的重要因素。

表 3 有限元模型参数及破坏模式

4.1.2 组合梁的屈曲模式

对上述屈曲破坏的蜂窝组合梁试件进行归类,共出现了两种屈曲模式。

第一种屈曲模式如图 16 所示,可知:蜂窝组合梁孔间墩板发生半波形平面外失稳,孔间墩板向相同方向发生屈曲;平面外最大位移出现在孔间墩板位置,孔洞上方几乎未发生屈曲,位移方向相对跨中呈轴对称分布。

a—ZHL-260-95 应力云图,MPa; b—ZHL-260-95平面外位移俯视图,mm。

图 16 第一种屈曲模式

第二种屈曲模式如图 17 所示,可知:蜂窝组合梁孔间墩板发生半波形平面外失稳,孔间墩板向相反方向发生屈曲。与第一种屈曲模式不同的是,位移方向相对跨中呈中心对称分布。

a—ZHL-260-115 应力云图,MPa; b—ZHL-260-115平面外位移俯视图,mm。

图 17 第二种屈曲模式

4.2 高厚比对组合梁纯弯屈曲的影响

4.2.1 不同高厚比下屈曲荷载

不同开孔率试件的屈曲荷载随高厚比变化规律如图 18 所示,可以看出: 

1) 开孔率一定时,屈曲荷载随着高厚比的增大而减小,试件越容易发生屈曲。

2) 由屈曲荷载随高厚比变化曲线可以看出,随着高厚比的增大,曲线逐渐变得平缓,说明此时混凝土板和翼缘板对腹板的约束已经达到一定程度,屈曲荷载保持相对平稳,变化幅度逐渐降低。

3) 减小腹板高厚比可以有效提高试件屈曲荷载,减小屈曲发生的可能性,提高组合梁的局部稳定性能。

图 18 不同高厚比试件屈曲荷载

4.2.2 不同高厚比下极限荷载

不同高厚比下的极限荷载如图 19 所示,可以看出:开孔率一定时,试件极限荷载随着高厚比的增大而减小,但相对于屈曲荷载来说,试件极限承载力的变化幅度均不超过 10%,变化幅度较小,说明高厚比的改变对极限承载力影响程度较小。

图 19 不同高厚比试件的极限荷载

4.3 开孔率对组合梁纯弯屈曲的影响

4.3.1 不同开孔率下屈曲荷载

不同高厚比试件的屈曲荷载随开孔率变化规律如图 20 所示,可以看出: 

1) 当高厚比一定时,屈曲荷载随着开孔率的增大而增大,这是因为组合梁中混凝土板和蜂窝梁上翼缘会对腹板起到约束作用,开孔率变大,腹板削弱面积增大,约束作用增强,腹板不容易发生屈曲。

2) 当高厚比不大于 115 且开孔率大于 60%时,屈曲荷载随开孔率的变化幅度逐渐降低,约为 1%,说明开孔率的改变对屈曲荷载的提高是有限的。

3) 当高厚比大于 115 时,开孔率为 45%的试件和开孔率为 70% 的试件的屈曲荷载仅相差约 5%,说明此时开孔率的改变对屈曲荷载已无明显影响。

图 20 不同开孔率试件屈曲荷载

4.3.2 不同开孔率下极限荷载

不同开孔率下试件极限荷载如图 21 所示,可以发现: 

1) 当高厚比不大于 80 时, 开孔率为 45% 和70%的试件的极限荷载仅相差 5%,说明此时开孔率的变化对试件承载力无明显影响。

2) 当高厚比大于 80 时,极限荷载随开孔率的增大而逐渐减小,但变化幅度均不超过 10%,说明开孔率对试件极限承载力影响较小。

图 21 不同开孔率试件极限荷载

1) 组合梁与纯钢蜂窝梁相比较,屈曲区域由纯钢梁的上翼缘和桥板转移至组合梁的孔间墩板和孔角处,屈服荷载和极限荷载分别提高约 26% 和50%,屈服位移和极限位移提高约 30%和 60%,表明混凝土板的增加可以有效提高梁的屈服荷载和极限承载力,提高试件延性和局部稳定性,避免局部屈曲现象的发生。

2) 组合梁腹板间设置加劲肋可以提高对腹板的约束作用,减弱孔角处的应力集中现象,提高孔间腹板刚度,有效避免孔间墩板屈曲失稳,且极限承载力提高约为 5%。

3) 组合梁出现的两种屈曲模式,均为孔间墩板发生半波形平面外失稳,平面外最大位移均出现在孔间墩板位置。两者区别在于,第一种屈曲模式位移方向相对跨中呈轴对称分布,第二种屈曲模式位移方向相对跨中呈中心对称分布。

4) 腹板高厚比是决定组合梁破坏模式和纯弯屈曲的决定性因素。高厚比小于 80 时,发生强度破坏;高厚比大于 80 时,发生屈曲破坏。屈曲荷载随高厚比增大而减小,减小腹板高厚比可以有效提高组合梁的局部稳定性。

5) 开孔率是影响组合梁破坏模式和纯弯屈曲的重要因素。当高厚比小于 115、开孔率小于 60%时,屈曲荷载随着开孔率的增大而增大。