分离式叠合板组合梁受力性能试验与模拟研究

吕俊利周圣楠吕京京蔡永远陈其超

(1.山东建筑大学土木工程学院,山东济南250101；2.建筑结构加固改造与地下空间工程教育部重点实验室,山东济南250101)

0 引言

随着近几年装配式建筑的发展,在传统组合梁的基础上发展起来一种新型组合结构—叠合板组合梁,由钢梁、叠合板(预制底板和后浇层浇筑而成)、桁架钢筋和抗剪连接件构成,其中叠合板下部是由多块预制底板拼接而成,预制底板中设置桁架钢筋,桁架钢筋的一部分嵌入后浇层中,可以增加两者之间的粘结作用。叠合板组合梁不仅具有传统组合梁承载力高、刚度大等优点,而且还具备预制装配、快速施工等特点,推广叠合板组合梁符合我国当前基本建设的国情,因此有必要研究此类新型组合梁的受力性能。

目前,学者们从公式推导[1-4]、试验研究[5-8]和数值分析[9-12]等方面对传统组合梁进行了大量研究,但是仅有一些学者研究了叠合板的受力性能。吴方伯等[13]提出拼缝位置不配置抗裂钢筋的叠合板在双向受力时有可能会沿着上下层混凝土的结合面发生开裂现象；崔士起等[14]在研究分离式叠合板的抗弯刚度时,发现在远离拼缝处,叠合板中新旧混凝土结合良好,试件的抗弯刚度随现浇层厚度的增加而明显增大；聂建国等[15]对不同翼缘形式的组合梁进行试验研究,发现不同翼板形式的组合梁,其受弯性能和破坏形态会有显著差别。上述研究表明,叠合板组合梁的受力性能明显不同于传统组合梁。因此,文章对足尺分离式叠合板组合梁的受力性能开展试验研究和数值分析,其成果可以为此类新型组合梁的进一步理论分析提供参考。

1 分离式叠合板组合梁受力性能试验

1.1 材料与方法

1.1.1 材料及试件设计

试验设计并制作了两根足尺寸分离式叠合板组合梁,编号为 SCB-1和 SCB-2；试件全长为4 800 mm,翼缘板宽度参照GB 50017—2003《钢结构设计规范》[16]取值为1 625 mm；板内钢筋采用HRB400,栓钉直径为16 mm,熔焊后长度取80 mm；预制和现浇混凝土均为C30,钢梁采用Q235B型热轧H型钢焊接而成,规格为HN250×125×6×9。 试验梁的主要参数见表1,几何尺寸和构造如图1所示。

图1 试验梁的构造与几何尺寸图

1.1.2 加载装置及加载方案

试验采用两级分配梁进行传递加载,加载装置为一台100 T级的油压千斤顶,放置在试验梁的中点正上方位置。加载时,千斤顶先将集中力施加在一级分配梁上,再通过两个沿叠合板宽度方向布置在试件表面1/3位置的二级分配梁将力传递到叠合板上表面,在试件三分点处进行单调加载。试验模拟两边简支的边界条件,在钢梁底部放置铰支座,其形式通过垫板、钢滚轴和限位钢筋来实现,试件端部均外伸150 mm,加载装置如图2所示。

试验前先进行预加载,从而消除加载装置各部件与试件间不必要的空隙,使各部件紧密贴合。试验期间采用力控制加载,每级荷载增量为10 kN,试验过程中观察并记录试验现象,为保证测试数据的稳定性,试验中每级荷载持荷5 min后再进行应变、位移以及裂缝宽度的测量与记录,当试件的承载力显著下降时,即认为试件已达到承载力极限状态并停止加载。

图2 加载装置图

1.1.3 测点布置

试验梁的应变及位移测点布置如图3所示,沿试件长度方向共布置5个位移计,其中试件跨中和加载点位置处的位移计主要用于测量加载过程中试验梁的挠度,两端支座处的位移计主要用于测量叠合板和钢梁之间的掀起位移。在加载点处沿高度方向共布置8个应变片,用于测量加载过程中钢梁截面的应变和叠合板沿高度方向的应变。

图3 试验梁的测点布置图

1.2 试验现象及结果分析

1.2.1 试验现象

对于试件SCB-1,其在试验加载初期,未见裂缝产生,此时试件的跨中挠度较小,钢梁和叠合板协同工作性能良好；加载至50 kN时,纯弯段内预制板拼缝处出现细微裂缝；至100 kN时,跨中区域内叠合板下表面出现一批可见的横向裂缝；至120 kN时,叠合板板侧在预制板拼缝处产生一条较宽的竖向裂缝,并随着荷载的持续增大逐渐斜向发展延伸至混凝土后浇层,新旧混凝土结合界面出现一条水平裂缝；至240 kN时,在远离预制板拼缝处,叠合板板侧出现沿新旧混凝土结合界面的水平裂缝；荷载继续加载至260 kN时,叠合板上表面1/4位置的拼缝处出现一条横向贯穿裂缝,试件挠度急剧增大,试验梁达到极限承载状态,停止加载。试验结束后,试验梁的剪跨段出现明显的剪切裂缝,如图4(a)所示；钢梁与叠合板交界面出现相对掀起现象,如图4(b)所示；此外,叠合板板底纯弯处出现多条近似平行的通长横向裂缝,如图4(c)所示。

对于试件SCB-2,其在试验加载初期,未见裂缝产生,此时试件的跨中挠度较小,钢梁和叠合板协同工作性能良好；当加载至70 kN时,纯弯段内预制板拼缝处出现细微的裂缝；至110 kN时,跨中区域的叠合板下表面出现一批可见横向裂缝；至140 kN时,叠合板板侧在预制板拼缝处产生一条较宽的竖向裂缝并随着荷载的持续增大逐渐斜向发展延伸至混凝土后浇层,新旧混凝土结合界面出现一条水平裂缝；至260 kN时,在远离预制板拼缝处,叠合板板侧出现沿新旧混凝土结合界面的水平裂缝；至280 kN时,叠合板上表面1/4位置的拼缝处出现一条横向贯穿裂缝,试件挠度急剧地增大,试验梁达到极限承载状态后,停止加载。试验结束后,观察其破坏形态可以发现,其破坏形态与试件SCB-1相似。

从试验现象可以看出,荷载作用下分离式叠合板组合梁在预制板拼缝附近发生剪切破坏,新旧混凝土结合界面发生开裂,但在远离拼缝处,加载至接近极限荷载时试验梁叠合板内的新旧混凝土结合界面才发生开裂。可见,虽然分离式叠合板组合梁中预制底板拼缝的存在破坏了预制底板的连续性,削弱了试件的抗剪承载力,但在远离拼缝处,叠合板仍为上下两层混凝土整体受力、协同工作。

图4 试验梁的破坏形态图

1.2.2 试验结果特征值

试验梁的特征值见表2,其中Pu为试验梁极限荷载的实测值；δu为达到极限荷载时所对应的跨中挠度实测值；Pcr为试验梁出现第一批裂缝时所对应的开裂荷载实测值；δcr为达到开裂荷载时所对应的跨中挠度实测值；Py为钢梁下翼缘屈服时所对应的荷载实测值；δy为达到屈服荷载时所对应的跨中挠度实测值；y1为试验梁加载到260 kN(SCB-1的极限荷载实测值)时所对应的跨中挠度实测值。

表2 试件结果特征值表

从表2可以看出,在SCB-2的后浇层厚度比SCB-1的后浇层厚度增大20 mm的情况下,前者的极限荷载Pu、屈服荷载Py和开裂荷载Pcr的实测值分别提高了7.7%、16.7%和10%。由挠度比值δu/δy可知,SCB-2的延性要优于SCB-1,其变形能力也更强。

1.2.3 跨中荷载—挠度曲线分析

两试验梁的跨中荷载—挠度曲线,如图5所示。两试验梁的跨中荷载—挠度曲线变化趋势基本一致,大致可以分为3个阶段:弹性阶段、弹塑性阶段以及破坏阶段。

图5 试验梁的跨中荷载—挠度曲线图

在加载初期,由于荷载较小,钢梁和叠合板的组合作用良好,此时试验梁的刚度主要由钢梁提供,故两者曲线基本吻合；混凝土发生开裂后,钢梁与叠合板的协同工作性能未受影响,且钢梁并未发生屈曲,此时试件仍是完全弹性状态,故曲线上没有呈现出明显的拐点；随着荷载的继续增加,混凝土不断开裂,曲线斜率开始减小,试件的挠度随荷载的增大呈非线性变化,试件进入弹塑性阶段；在破坏阶段,钢梁受拉屈服,截面内力发生重分布,试件挠度急剧增大,承载力迅速下降,试验梁达到极限承载状态,停止加载。

试件SCB-1与SCB-2的截面形式相同,但后浇层厚度不同。从图5可以看出,弹性阶段内试件SCB-2的曲线斜率大于试件SCB-1的曲线斜率,说明增加后浇层厚度可以提高试件的初始抗弯刚度。1.2.4 加载点处沿截面高度方向应变分布分析

图6给出了试验梁加载点处沿截面高度方向的应变分布,应变沿截面高度近似呈线性分布,基本符合平截面假定。但是钢梁截面应变非直线变化较混凝土截面明显,考虑是由于应变片布置在钢梁受力最大的截面处,钢梁塑性发展明显,而叠合板中存在剪力滞效应,应变随着距叠合板中心距离的增大而显著降低,导致板侧混凝土的应变较小,混凝土截面应变仍呈线性分布。

图6 加载点处沿截面高度方向应变分布图

2 分离式叠合板组合梁受力性能数值分析

采用有限元分析软件 ABAQUS建立与试验梁同尺寸的模型1和2,并将其跨中荷载—挠度曲线分别与试验跨中荷载—挠度曲线进行对比分析。

2.1 本构关系

材料本构模型的选择对于模型的计算结果至关重要,为了使模拟结果更加准确,混凝土的本构模型采用GDP模型,栓钉及钢梁采用二折线本构模型。

混凝土建模时采用ABAQUS提供的混凝土塑性损伤模型,其本构关系采用GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[17]中所建议的曲线。

混凝土的受拉应力—应变曲线由式(1)～(5)表示为

式中:dt为混凝土受拉的损伤参数；αt为曲线下降段的形状参数,可以根据分析需要进行适当调整；ft,r为混凝土抗拉强度的标准值,在结构分析时可以根据实际计算需要取多种值(取C30混凝土的轴心抗拉强度标准值)；εt,r为混凝土抗拉强度标准值ft,r所对应的混凝土拉应变的峰值。

混凝土受压应力—应变曲线由式(6)～(11)表示为

式中:dc为混凝土受压的损伤参数；αc为曲线下降段的形状参数,可以根据分析需要进行适当调整；fc,r为混凝土抗压强度的标准值,在结构分析时可以根据实际计算需要取多种值(取C30混凝土的轴心抗压强度标准值)；εc,r为混凝土抗压强度标准值fc,r所对应的混凝土压应变的峰值。

钢材的本构关系采用双折线模型,如图7所示,确保应力—应变关系的唯一性。图中Es为钢筋的弹性模量,MPa。

图7 钢材本构关系曲线图

2.2 模型建立

试验梁的有限元分析模型由钢梁、预制板、栓钉、后浇层和钢筋骨架(钢筋网和桁架钢筋合并而成)五部分组成,各部分按照试件的几何尺寸进行建模。

模型中预制板、钢梁、栓钉、后浇层均为三维实体单元,单元类型选用C3D8R(八节点线性六面体减缩积分单元),钢筋骨架为三维线性单元,单元类型为T3D2(两结点线性三维桁架单元)；通过内置区域命令将钢筋骨架嵌入到叠合板中,忽略两者之间的相对滑移；后浇层与预制板之间、预制板与钢梁之间设置面与面接触；栓钉与钢梁之间使用TIE命令,将其绑定在一起,两者之间不发生相对运动。

2.3 加载方式

采用集中力加载,为避免加载时出现局部破坏,将垫块设置为刚体,利用Amplitudes建立与试验相同的加载规律,将集中力加在垫块中心处。

2.4 承载力模拟与试验结果对比

梁试验与数值模拟所得到的跨中荷载—挠度曲线对比如图8所示,可以看出试验与数值模拟结果吻合良好,两者的曲线斜率基本一致,屈服荷载与试验值基本吻合,但总体来说,数值模拟得出的荷载—位移曲线与试验曲线存在一定的偏差,但是差别并不大,表明所建立的叠合板组合梁的有限元模型较为合理,可以用其进行后续的参数分析,以深入研究影响该类组合梁受力性能的其他因素。

图8 梁试验与模拟跨中荷载—挠度对比曲线图

2.5 栓钉间距的影响

其他参数不变,仅变化栓钉间距,其影响曲线如图9所示,当栓钉间距由200 mm分别减小到150和100 mm时,极限承载力分别提高13%和21.7%；同时试件的初始抗弯刚度也略有提高。这说明分离式叠合板组合梁的极限承载力和初始抗弯刚度随着栓钉间距的减小而提高。

图9 栓钉间距的影响曲线图

2.6 预制板在钢梁上翼缘搁置长度的影响

其它参数不变,仅变化预制板搁置长度。预制板在钢梁上翼缘搁置长度的影响如图10所示。

图10 预制板在钢梁上翼缘搁置长度的影响曲线图

由图10可知,搁置长度为60 mm时,试件的初始抗弯刚度最小,考虑是由于搁置长度增大造成握裹栓钉的后浇混凝土体积减小,使栓钉在相同荷载作用下的变形增大,导致叠合板与钢梁之间的滑移增大,试件的初始抗弯刚度降低；对于搁置长度分别为30和40 mm的试件,两者的初始抗弯刚度相近,但搁置长度为40 mm的试件,其极限承载力略大。综合来说,当预制板在钢梁上翼缘的搁置长度为40 mm时,分离式叠合板组合梁的受力性能较好。

3 结论

文章针对分离式叠合板组合梁的受力性能开展了试验研究,对跨中位移变化规律以及后浇层厚度对组合梁整体工作性的影响进行了分析,同时采用有限元软件对比分析不同栓钉间距的同尺寸模型,得出的主要结论如下:

(1)分离式叠合板组合梁中预制板拼缝的存在,破坏了预制底板的连续性,削弱了试件的抗剪承载力,造成试件发生剪切破坏,但在远离拼缝处,其叠合板仍为上、下两层混凝土整体受力,协同工作。

(2)增加后浇层厚度和减小栓钉间距均可以提高分离式叠合板组合梁受力性能。分离式叠合板组合梁施工时,预制板在钢梁上翼缘的搁置长度宜为40 mm。

(3)利用有限元软件进行数值模拟,并与试验结果进行对比,两者的吻合程度较高,验证了数值分析模型的有效性和可行性。