部分包覆钢-混凝土组合梁的滞回性能试验研究*

赵必大 龚大程 李瑞锋 俞晨达 章雪峰 周海敬

(1.浙江工业大学土木工程学院, 杭州 310023; 2.浙江精工绿筑住宅科技有限公司, 浙江绍兴 312030; 3.浙江工业大学工程设计集团有限公司, 杭州 310014)

部分包覆钢-混凝土组合梁(PEC梁)通常是指在H形或工字形开口截面钢(在PEC梁中也称主钢件)的翼缘和腹板之间填充混凝土、并且钢和混凝土共同工作承担外荷载作用的组合梁。这种组合梁最早由欧洲学者提出,当时主钢件采用宽厚比相对较小的轧制工字钢或H型钢(填充的混凝土能有效抑制钢腹板屈曲和钢翼缘向内屈曲、但无法抑制钢翼缘向外屈曲),且截面设置了栓钉、纵筋、箍筋(放置在钢腹板两侧)。到了20世纪后期,加拿大人提出用板件宽厚比(或高厚比)更大的焊接H型钢作为主钢件,并去掉箍筋以简化构造,但沿着主钢件的翼缘边缘按一定的间距设置连杆(两端焊接于两个钢翼缘的钢筋或扁钢)用来抑制钢翼缘向外屈曲,提高翼缘抗屈曲性能以充分发挥钢材强度优势(节省用钢)。连杆和钢翼缘起到约束混凝土的作用,以增强钢和混凝土的组合效果;填充的混凝土则提高了梁的刚度,改善了防火和防腐性能。对比普通型钢-混凝土组合梁或钢筋混凝土梁,钢翼缘位于截面最外边缘的构造特点使得PEC梁更能充分发挥钢材高强度优势。在施工方面,PEC梁在浇筑混凝土时几乎无需模板(主钢件侧翻后两翼缘兼做模板),是一种非常适合装配式建筑的结构构件。

国外较早开展PEC梁的研究。1993年,Kind-mann等对12根PEC梁进行了试验研究[1],结果表明,不考虑混凝土作用明显低估了组合梁的承载力。在国内,近年来随着装配式建筑的兴起,适合装配式建筑的PEC梁得到较多关注。李炜等对PEC梁的静力性能进行了深入的研究[2-3],并提出了新型的C形和X形连杆,结果表明,PEC梁抗弯承载力试验实测值Mut与全截面塑性理论计算值Mpt较为接近(Mut/Mpt多为1.1～1.3);新型连杆有效地解决了早期连杆(一根两端与钢翼缘焊接的直杆钢筋)与翼缘之间拉结不牢的缺陷(试验中常发生连杆与翼缘断开),从而有效地提高了钢翼缘的抗屈曲性能,且新型连杆对混凝土的约束作用更强。肖锦等对主钢件顶部带有混凝土翼板的PEC梁进行了试验研究[4],研究表明:主钢件翼缘不对称(受压翼缘宽度小于受拉翼缘)的T形截面PEC梁的抗弯承载力仅略低于主钢件翼缘对称的T形截面PEC梁(低了约1%),但前者的钢翼缘与混凝土翼板之间的滑移比后者的大,T形截面PEC梁的腹部混凝土和型钢之间的相对滑移小可忽略。胡夏闽团队对PEC梁的受弯和受剪性能进了试验研究[5-7],结果表明:主钢件腹部的纵向剪力主要靠混凝土间的黏结力和摩檫力承担,即使在极限状态承载下主钢件和混凝土之间相对滑移都很小,滑移效应对PEC梁受弯承载力的影响可以忽略。近几年来,为了节省用钢以及方便施工,国内外提出了主钢件腹部开孔的PEC梁并对其性能进行了研究。[8-10]然而,目前对PEC梁的研究主要围绕静力性能开展,对PEC梁抗震性能研究较少。李炜等对PEC梁进行往复纯弯矩和往复弯剪作用下的试验研究[11],结果表明:PEC梁的滞回曲线较饱满、延性较好,但每个加载模式仅一根梁且采用复杂的X形连杆。

框架结构在地震作用下,PEC框架梁往往受往复弯矩和剪力共同作用,因此,设计了2个截面高度不同、采用C形连杆的PEC梁试件,对其弯剪力滞回性能进行试验研究。

1 试验概况

1.1 试件设计

试验共设计了2根截面高度不同的PEC梁试件,如图1所示。

图1 试件示意 mmFig.1 The schematic diagram of specimen

考虑到加载装置的大小,试件总长度为1 490 mm,分为居中为1 200 mm长的试验段(组合梁段)、两端各长为145 mm的连接段(用于连接加载装置的纯钢加劲段)。试件几何参数如表1所示,表中第一列的字母和数字分别表示梁及其截面高度,如B-300表示截面高度为300 mm的PEC梁;第二、三列分别表示梁截面的高度h、宽度b,第四、五列分别表示主钢件的腹板壁厚tw、翼缘壁厚tf,第六、七列分别表示连杆的直径d和间距s。设计试件时,主钢件为Q355钢板焊接而成的H形截面钢,翼缘板、腹板的厚度分别为 6,5 mm。如此,主钢件的外伸翼缘宽厚比约为17εk(εk=(235/fy)0.5,fy为钢板屈服强度标准值),约为T/CECS 719—2020《部分包覆钢-混凝土组合结构技术规程》[12]中规定的2类截面(达到主钢件全截面塑性弯矩)限值14εk和3类截面(主钢件仅截面边缘屈服)限值20εk的中间值,用来考察外伸翼缘宽厚比超过2类截面限值情况下主钢件截面是否有足够的塑性发展。试件采用施工更简单的C形连杆(对比X形连杆),由直径为6 mm的钢筋弯折形成,两端弯折段与翼缘钢板采用角焊缝满焊连接。连杆的间距参考文献[2]取为250 mm,并在腹板两侧对称设置。此外,在截面中部设置2根直径10 mm的腰筋,起到约束混凝土裂缝的作用。混凝土浇筑前试件的照片如图2所示。

表1 试件几何参数Table 1 Geometric parameters of specimens mm

图2 混凝土浇筑前的试件Fig.2 A typical specimens before casting concrete

混凝土浇筑时主钢件腹板平行于地面放置,先浇筑腹板一侧混凝土,待初凝后翻转浇筑另一侧混凝土。试验前进行了材性试验,钢材拉伸试验结果见表2。混凝土则制作2组共计6个边长100 mm的非标准立方体抗压试块,进行混凝土抗压试验并按GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[13]的方法换算为150 mm边长立方体标准试块的抗压强度fcu,结果见表3,表中的C1、C2分别为先、后浇筑一侧的混凝土试块。

表2 钢材的力学性能试验结果Table 2 Measured mechanical properties of steels

表3 混凝土立方体抗压强度Table 3 Compressive strength of concrete test cubes MPa

1.2 加载装置

参考文献[11]并结合实验室既有的平面加载框架系统,设计能模拟框架梁在地震作用下受往复弯剪作用的加载装置,如图3所示。加载装置由实验室已有的平面加载框架系统(包含平面加载框架、两个作动器和液压伺服系统),以及新设计的加载钢梁、底座(钢柱)、耳板等组成。南北两侧两个作动器通过高强螺栓固定于平面加载框架的上部反力梁,作动器底部通过4根锚栓与加载钢梁(箱型截面)的一端相连,加载钢梁的另一端通过高强螺栓和端板与试件连接,加载钢梁插入底座顶部的两个耳板后再用销轴与底座连接(加载钢梁可绕销轴转动)。如此,试件及其两端的加载钢梁形成一个整体、但抗弯刚度EI变化的两端伸臂梁,两个底座则视为伸臂梁的支座。为了更好地模拟伸臂梁受力条件,南侧底座顶部的耳板开设椭圆形孔洞,可使加载钢梁能沿水平方向适当移动。

1.3 加载方案

试验采用两侧作动器始终保持相反方向往复加载(即一个作动器往下推的同时另一个作动器往上拉),以模拟框架梁在水平地震作用下的往复弯剪作用,并定义南端作动器向下、北端作动器向上为正向加载。以负向加载为例,试件的弯矩和剪力如图4所示。采用加载端的荷载-位移混合控制加载方式,具体如下:试验前先对试件进行有限元模拟分析,得到钢翼缘屈服时的荷载并认为其为屈服荷载Py;试验时前三级采用荷载控制加载,每一级循环2次且幅值分别为0.3Py、0.6Py、Py,并记录Py时加载端位移读数δy;而后改由位移控制加载,每级峰值荷载为1.5δy、2δy、2.5δy…逐渐增加,每级循环2次,一直加载至试件断裂破坏或承载力过了峰值下降超过15%。

a—弯矩图;b—剪力图。图4 负向加载下试件的弯矩图和剪力Fig.4 Bending moment and shear of the specimen under negative loading

1.4 测量方案

位移和应变测点布置如图5所示,在PEC梁试件两端主钢件的上下翼缘布置了三向应变片T1～T4,在试件北端靠近钢翼缘的混凝土表面布置了应变片C1～C4,此外还在加载钢梁弯矩最大处布置了应变片以监测加载钢梁的受力情况。关于位移测点,除了在两加载端布置位移计D1和D2外,还在试件两端分别布置4个竖向位移计D3～D6和8个水平位移计D7～D14,用来获取整根试件刚体转动相对于地面的转角θr、以及试件南北两端截面的转角θs和θn,计算式如式(1):

a—位移计布置;b—应变片布置。图5 位移计和应变片布置Fig.5 Arrangements of displacement meters and strain gauges

(1a)

(1b)

(1c)

式中:δ3～δ14为位移计D3～D14测得的位移;l3为组合梁段长度;h为截面高度。

2 试验结果分析

2.1 试验现象和破坏模式

关于试件B-300,第2级循环加载过程中(±0.6Py加载级),混凝土表面观察到裂缝。荷载增加,混凝土表面裂缝不断增加和扩散。加载至±2δy加载级第1次循环的负向峰值时(作动器荷载约413 kN),观察到主钢件两端翼缘局部屈曲。加载至±2.5δy加载级第1次循环过程中,作动器达到整个试验过程的最大荷载451.9 kN,此时主钢件两侧钢翼缘的局部屈曲已经非常明显,试件北端角部混凝土被压溃剥落。此后,每一次循环的峰值荷载比上一次循环都略有降低。加载至±3.5δy加载级第1次循环的负向峰值时,组合梁试件南端的钢翼缘开始出现细微裂纹,但随即靠近组合梁南端的连接段(用于连接加载装置的纯钢加劲段)的钢翼缘发生断裂且裂纹快速扩散,为了安全而终止试验。试验结束时,钢翼缘已发生明显屈曲且附近的混凝土被压溃脱落,混凝土出现多条裂缝宽度较大的裂纹。将钢翼缘严重屈曲附近的混凝土剔凿,发现试件的北端腹板出现屈曲而南端腹板被拉裂,连杆虽发生较大弯曲变形但并未脱离钢翼缘,最终破坏如图6所示。

a—整体状态;b—局部。图6 试件B-300破坏模式Fig.6 Failure modes of specimen B-300

关于试件B-200,第1级循环加载过程中(±0.3Py加载级),混凝土表面观察到裂缝。随着荷载的增加,裂纹不断地增加和扩散。加载至±2.5δy加载级第1次循环的负向峰值时(作动器荷载约为158.3 kN),主钢件两端钢翼缘观察到局部屈曲。在±3δy加载级第2次循环过程中,作动器达到整个试验过程中的最大荷载271.9 kN,主钢件两端的钢翼缘屈曲明显,组合梁南端角部的混凝土开始剥落。之后每一次循环的作动器峰值荷载逐级降低,混凝土剥落越来越严重。±4δy加载级第1次循环的负向峰值时(约259.7 kN),组合梁角部的混凝土压溃,混凝土与组合梁试件两端的加劲钢板脱离。在±4.5δy第1次循环加载过程中,组合梁试件靠近北端的钢翼缘拉断,试验终止。将钢翼缘严重屈曲和断裂附近的混凝土剔凿,发现翼缘断裂处腹板也被拉裂,连杆没脱离钢翼缘,但原本焊接在试件端部加劲钢板上的腰筋从钢板处脱离(试件整体变形较大的原因),最终破坏如图7所示。

a—整体;b—局部。图7 试件B-200破坏模式Fig.7 Failure modes of specimen B-200

2.2 弯矩-转角曲线

根据式(1)得到试件两端转角(θs和θn)的平均值θ,再根据加载端作动器荷载P和加载钢梁长度l1及试件组合梁段长度l3等得到两端弯矩Ms和Mn(图4)并得到平均值M,得到弯矩-转角(M-θ)滞回,如图8所示。需要说明的是,试验后期混凝土出现较大损伤、且两端损失程度不同,导致两端作动器的荷载不同,当两端荷载差异超过10%时,认为不能满足试验预期的受力条件,用虚线表示。可知:PEC梁的滞回曲线比较饱满(呈梭形),滞回特征类似钢构件;在屈服或屈曲严重的加载后期,每级加载下2次循环的曲线存在一定偏差。

a—试件B-300;b—试件B-200。图8 试件的弯矩-转角滞回曲线Fig.8 Moment-rotation hysteretic curves of specimens

图9给出2个试件的骨架曲线。可知:荷载较小的弹性受力阶段,试件B-300和B-200的骨架曲线基本呈直线,屈服后曲线逐渐呈现出非线性特征。试件B-300的极限承载力明显大于试件B-200,但B-300到达极限承载力时的梁端转角更小。需要说明的是,试件B-300负向曲线明显短于正向曲线,是因为在主钢件钢翼缘(靠近南端)刚出现细微裂纹时邻近的连接段(用于连接加载装置的纯钢加劲段)的下翼缘在加载过程中突然断裂且裂纹快速扩展,为了安全而终止试验。

B-300; B-200。图9 试件的弯矩-转角骨架曲线Fig.9 Comparisons of moment-rotation skeleton curves

2.3 承载力分析

表4给出了组合梁试件的抗弯承载力实测值Mut(包括正向Mut+和负向Mut-),以及试验中受到的最大剪力Vm。为了便于对比,表中列出T/CECS 719—2020计算所得的组合梁抗弯承载力Mcecs(按全塑性方法计算且不考虑弯矩和剪力相互作用的不利影响)和抗剪承载力Vcecs;列出欧洲标准EC 4[14]的验算结果,即将剪力Vm分解成Vm-a(主钢件承担)和Vm-cs(腹部钢筋混凝土承担)两部分后进行验算:Vm-a≤Vau、Vm-cs≤Vcsu(Vau为主钢件的抗剪承载力同Vcecs、Vcsu为腹部混凝土的抗剪承载力按GB 50010—2010的受剪构件计算)。此外,表4还列出钢和混凝土简单叠加后的抗剪承载力Vacsu。上述相关的抗剪承载力和剪力的计算式如式(2):

表4 试件承载力试验值和理论值比较Table 4 Comparisons of bearing capacities between tests and theoretical results

(2a)

Vcsu=αcvftkhw(b-tw)

(2b)

Vacsu=Vau+Vcsu

(2c)

Vm-a=VmMau/(Mau+Mrcu)

(2d)

Vm-cs=VmMrcu/(Mau+Mrcu)

(2e)

式中:hw和tw为主钢件腹板的高度和厚度;b为主钢件翼缘宽度;fyw为钢腹板的抗拉强度;ftk为混凝土轴心抗拉强度标准值(参考GB 50010—2010计算);αcv为斜截面混凝土受剪承载力系数,取0.7;Mau为主钢件全截面塑性受弯承载力(钢材屈服强度取表2的实测值);Mrcu为按GB 50010—2010计算所得腹部钢筋混凝土正截面抗弯承载力,考虑到仅配置腰筋而无纵筋(靠近翼缘处的纵向钢筋),计算Mrcu时近似为截面的宽b-tw、高hw/2且配2根10 mm钢筋(腰筋视为纵筋)的混凝土截面。

由表4可知:弯剪共同作用下PEC梁试件B-300和B-200(剪跨比λ为2和3)的抗弯承载力实际值Mut(取正负向平均值)大于T/CECS 719—2020计算值Mcecs(Mut/Mcecs依次为1.23和1.29)。对比之下,文献[3,11]中6个弯剪加载试件(5个单调加载和1个往复加载)的Mut/Mcecs为1.18～1.36,6个纯弯矩加载试件(5个单调加载和1个往复加载)的Mut/Mcecs为1.07～1.2。说明T/CECS 719—2020给出的全截面塑性法估算PEC梁的抗弯承载力是安全的,即使PEC梁的钢翼缘外伸宽厚比b0/tf达到约17εk且连杆间距与主钢件翼缘宽度之比Sa/b达到1.4,突破T/CECS 719—2020关于全截面塑性法的应用限制:b0/tf限值14εk(二类截面)或b0/tf可以放宽但Sa/b<0.5。

由表4亦可知,试验中组合梁的最大剪力Vm大于PEC梁的抗剪承载力理论计算值Vcecs(Vm/Vcecs=1.14、1.05),按EC 4分配法(主钢件和混凝土分担剪力)所得主钢件分担的最大剪力Vm-a大于或接近主钢件抗剪承载力理论值Vau(Vm-a/Vau=1.08、0.99)。因为2个试件以弯曲破坏为主(近端部截面混凝土压溃且钢翼缘屈曲),而图4弯剪加载模式下组合梁段(试件试验段)长度l3越小,其端部截面达到相同弯矩M时所需的作动器荷载P越大,端部截面受到的剪力V(V=2Pl1/(2l2+l3))也越大。根据2个试件B-300和B-200以弯曲破坏为主的特征,说明2个试件的实际抗剪承载力比Vm更大,也说明T/CECS 719—2020和EC 4低估了试件抗剪承载力。

为了进一步分析PEC梁的抗剪承载力,对文献[3,11]中6个弯剪加载PEC梁试件(加载模式同图4)的抗剪承载力进行了分析,结果列于表5。其中,试件编号中(第一列)第一个字母C、D分别表示组合梁段长度较长、较短(剪跨比λ分别为3、1.5),编号中带字母Q、Z分别表示采用轻质混凝土试件、往复加载(滞回试验)试件,表中前4个试件(λ=3)的破坏模式以弯曲破坏[3]为主,表中后2个试件(λ=1.5)为弯剪破坏模式[3]。由表5可知:弯剪破坏为主的试件在试验过程中受到的最大剪力Vm不仅明显大于Vcecs而且大于Vacsu(Vm/Vacsu=1.38、1.41),按分配法[14]所得主钢件分担的最大剪力Vm-a也明显大于主钢件抗剪承载力理论值Vau(Vm-a/Vau=1.53、1.56)。由表5亦可知,即使以弯曲破坏为主的前4个试件,试件的Vm亦接近抗剪承载力理论值Vcecs。综合表4和表5,说明PEC梁的实际抗剪承载力要大于T/CECS 719—2020和EC 4的理论计算值,也说明混凝土对钢腹板的约束、以及钢翼缘和连杆对混凝土的约束使得PEC梁具有良好的抗剪承载特性。

表5 文献[3]和[11]试件的受剪承载力分析Table 5 Analysis on shear capacities of specimens in reference [3] and [11]

2.4 延性和耗能评估

表6对试件的延性和变形能力进行了评估。表中:θy为屈服转角(正θy+、负θy-),θu为极限转角(正θu+、负θu-),μ=θu/θy为试件的延性系数(正μ+、负μ-)。θu取骨架曲线中峰值弯矩对应的转角(即曲线极值点的横坐标),θy则参考文献[11]列出的Park法确定:找到骨架曲线上弯矩为0.6Mmax的点并将其与原点连线,延长该连线使之与过峰值弯矩的水平线相交于A点,A点的横坐标(转角)为θy。由表6可知:2个试件的延性系数为4～6.8,延性较好。

表6 延性分析Table 6 Ductility analysis of specimens

构件的耗能可采用耗能系数(即循环往复周期内构件耗散的能量与弹性势能的比值)来评估,其表达式为E=S/(0.5Mm+θm++0.5Mm-θm-)。其中,S为弯矩-转角滞回环包围的面积(即耗能),θm+、θm-分别为滞回环中正向、负向最大转角(广义变形),Mm+、Mm-为滞回环中与Δ+、Δ-对应的弯矩(广义力)。得到2个试件的耗能系数随着循环次数的变化,如图10所示。可知:在屈服前的6次循环的耗能系数E很小,屈服后E随着循环次数增加而呈增大趋势,在1.5δy加载级之后B-300的耗能系数总体上大于B-200的。试验结束时2个试件B-300、B-200的耗能系数分别为约2.9、2.8,2个试件在屈服后的耗能系数平均值依次为2.3、2.2,说明2个PEC梁试件都表现出良好的耗能能力、截面高度对于PEC梁的耗能性能影响小。

—B-300; —B-200。图10 试件的耗能系数Fig.10 Energy dissipation coefficients of specimens

2.5 刚度退化分析

在循环加载过程中,随着主钢件的屈服以及混凝土的损伤,PEC梁的抗弯刚度(定义为端部产生单位转角时所需的弯矩)将会下降(退化)。按JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[15]可用割线刚度表示每个循环下的PEC梁刚度,如Ki= (|+Mi|+|-Mi|)/(|+θi|+|-θi|)为第i次循环时试件刚度。其中,+Mi、-Mi分别为第i次循环的正、负峰值弯矩,+θi、-θi分别为+Mi、-Mi所对应的转角。以第1次循环时的割线刚度作为试件的初始刚度K1,以刚度之比Ki/K1作为参数来分析试件的刚度退化,见图11(纵坐标为Ki/K1、横坐标为对应的试件端部转角)。

B-300;B-200。图11 试件的刚度退化Fig.11 Stiffness degradation of specimens

可知:两个试件的刚度随端部转角的增大而减小,且刚度退化速度呈先快后慢的特点。因为随着转角的逐渐增大,先是混凝土裂纹不断增加、钢翼缘屈服,试件刚度退化明显;接近承载力峰值荷载时(转角相对较大),混凝土已损伤严重,主钢件塑性化程度高,此后试件的刚度虽不断退化,但退化速度较平缓。

3 结束语

通过对2根部分包覆钢-混凝土组合梁(PEC梁)弯-剪滞回性能的试验,并结合前人弯-剪试验结果,研究PEC梁的滞回性能,结论如下:

1)在低周往复弯剪作用下,2个PEC梁试件的最终破坏模式为靠近端部的主钢件钢翼缘弹塑性局部屈曲后断裂、钢腹板断裂,并伴随着附近的混凝土压溃。

2)PEC梁实测抗弯承载力大于按全截面塑性方法计算所得抗弯承载力理论值,混凝土和连杆有效地抑制了钢翼缘和钢腹板的屈曲,使得钢材强度得到充分利用,并且试验结果表明全截面塑性法的适用范围比T/CECS 79—2020规定的更广:用全截面塑性法来计算钢翼缘外伸宽厚比达17εk的PEC梁的承载力也是安全的,即使连杆间距Sa较大(达1.4倍钢翼缘宽度b)。

3)弯剪加载条件下,弯剪破坏模式的PEC梁试件(剪跨比λ=1.5)所受的最大剪力明显高于按T/CECS 79—2020和EC 4计算所得抗剪承载力理论值,弯曲破坏为主的PEC梁试件(剪跨比λ=2、3)所受的最大剪力接近或大于按T/CECS 79—2020计算所得抗剪承载力理论值,表明当前技术标准低估了PEC梁抗剪承载力。

4)2个PEC梁试件的弯矩-转角滞回曲线饱满、延性系数为4～6.8、屈服后平均耗能系数为2.2以上,表现出良好的抗震性能。