賈連光 唐 康 焦禹銘 趙一民

(1.沈陽(yáng)建筑大學(xué)土木工程學(xué)院， 沈陽(yáng) 110168； 2.中國(guó)中建設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司遼寧分公司， 沈陽(yáng) 110016；3.中房集團(tuán)遼寧置業(yè)有限公司， 沈陽(yáng) 110043)

蜂窩梁是指將工字型鋼在腹板按照一定的幾何規(guī)律進(jìn)行切割，錯(cuò)位重新組合焊接形成的蜂窩構(gòu)件。蜂窩梁具有自重輕、經(jīng)濟(jì)效益大、節(jié)約凈高等優(yōu)點(diǎn)。在建筑結(jié)構(gòu)中將蜂窩鋼梁與混凝土板通過(guò)抗剪連接件組合成蜂窩組合梁，蜂窩組合梁保留蜂窩鋼梁和混凝土板兩者的優(yōu)良性能。隨著工業(yè)技術(shù)的發(fā)展，蜂窩組合梁逐漸用于各類(lèi)高層建筑、大跨度和框架結(jié)構(gòu)中，并應(yīng)用于實(shí)際工程中，如徐州彭城電廠和天津中鋼國(guó)際廣場(chǎng)。由于蜂窩梁的腹板上孔洞的存在，使得腹板的剛度不再連續(xù)，在承受剪力、軸力和彎矩的共同作用下可能發(fā)生強(qiáng)度破壞和穩(wěn)定破壞等多種破壞形式，如孔洞處費(fèi)氏塑性鉸破壞、孔洞間腹板屈曲破壞及腹板中部水平焊縫強(qiáng)度破壞等[1]。

目前，國(guó)內(nèi)外關(guān)于蜂窩梁局部穩(wěn)定問(wèn)題的研究多在純鋼梁，對(duì)考慮混凝土板作用的蜂窩組合梁研究較少，國(guó)外針對(duì)蜂窩梁穩(wěn)定性研究開(kāi)展較早，Stanislaw等[2]首先研究了蜂窩梁的整體穩(wěn)定性和開(kāi)孔腹板的局部穩(wěn)定性，得出腹板開(kāi)孔對(duì)梁的側(cè)向屈曲模式和屈曲荷載影響很小的結(jié)論。Zaarour等[3]對(duì)蜂窩梁腹板的屈曲進(jìn)行了試驗(yàn)研究，提出了兩種測(cè)得屈曲荷載的方法。Redwood等[4]研究了孔間墩板的屈曲及彎剪比對(duì)蜂窩梁破壞形態(tài)的影響，提出了一個(gè)圖表和兩個(gè)公式共計(jì)三種計(jì)算蜂窩梁墩腰處剪力的方法。Marian等[5]進(jìn)行了集中荷載作用下33根蜂窩梁的受力性能以及屈曲變形試驗(yàn)，給出了關(guān)于蜂窩梁中應(yīng)力重分布以及整體穩(wěn)定的一些論述。Lawson等[6]對(duì)3根蜂窩組合梁進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明孔間墩板屈曲破壞是主要破壞模式，給出了計(jì)算墩板局部穩(wěn)定的簡(jiǎn)化公式。文獻(xiàn)[7-9]對(duì)有、無(wú)加勁肋的蜂窩梁進(jìn)行了試驗(yàn)研究，提出了橫向加勁肋的設(shè)置對(duì)腹板抗屈曲能力影響顯著。周光禹[10]對(duì)壓彎作用下蜂窩構(gòu)件局部屈曲系數(shù)進(jìn)行了研究，提出了蜂窩構(gòu)件局部屈曲系數(shù)的設(shè)計(jì)式。張益凡[11]研究了開(kāi)圓孔腹板在均布荷載下的局部穩(wěn)定問(wèn)題以及探討了開(kāi)圓孔的腹板在受彎和均勻受剪下的屈曲模式。文獻(xiàn)[12-13]分別研究了純彎、純剪切狀態(tài)下蜂窩梁腹板彈性屈曲性能，擬合出了開(kāi)孔板屈曲系數(shù)計(jì)算式。邵博[14]研究了彎剪應(yīng)力作用下蜂窩梁腹板局部穩(wěn)定性問(wèn)題，擬合出蜂窩梁的彈性屈曲荷載公式。王旭東等[15]探討了在跨中集中荷載作用下開(kāi)圓角多邊形孔的屈曲模式，得出不同圓角半徑的蜂窩梁均發(fā)生孔間腹板屈曲破壞。文獻(xiàn)[16-17]分別對(duì)蜂窩梁、蜂窩組合梁腹板在純彎作用下的局部穩(wěn)定進(jìn)行分析，得出設(shè)置橫向加勁肋以及混凝土樓板能有效提高腹板抗屈曲能力。周緒紅等[18]結(jié)合國(guó)內(nèi)外三十多年對(duì)蜂窩梁穩(wěn)定性的研究，分析了影響蜂窩梁的主要因素以及總結(jié)了當(dāng)前穩(wěn)定性研究中的不足。

蜂窩組合梁負(fù)彎矩區(qū)混凝土板受拉，蜂窩鋼梁部分受拉、部分受壓，截面應(yīng)力分布、變形發(fā)展以及失效模態(tài)與普通鋼混凝土組合梁有較大差異。本文以彎剪作用下的正六邊形孔蜂窩鋼-混凝土板組合梁為研究對(duì)象，采用有限元分析與試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法，研究蜂窩組合梁在靜力作用下負(fù)彎矩區(qū)的屈曲性能以及腹板高厚比、開(kāi)孔率對(duì)蜂窩組合梁破壞模式、屈曲荷載和極限承載力等方面的影響。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)一共設(shè)計(jì)制作了3根梁，1根為純鋼蜂窩梁，2根為簡(jiǎn)支蜂窩組合梁[19]。試驗(yàn)在蜂窩組合梁的跨中進(jìn)行單點(diǎn)加載，組合梁負(fù)彎矩區(qū)受到彎矩和剪力共同作用。由于在彎剪共同作用下的試件腹板區(qū)域更容易發(fā)生破壞，為避免施加集中荷載過(guò)大造成加載位置的局部壓曲破壞，在支座和集中力作用處設(shè)置橫向加勁肋，加勁肋厚度同翼緣厚為14 mm?；炷涟彘L(zhǎng)度與梁長(zhǎng)相同，內(nèi)部設(shè)置直徑分別為10 mm和8 mm的縱向受力鋼筋及箍筋。蜂窩梁上翼緣焊接直徑為16 mm的圓柱頭栓釘作為抗剪連接件，材質(zhì)為45號(hào)鋼，抗剪連接件沿梁長(zhǎng)方向間距為142 mm，采用雙排布置，兩排間距130 mm，梁高×翼緣寬×翼緣厚×腹板厚為500 mm×250 mm×14 mm×8 mm。試件詳圖如圖1所示，具體的尺寸參數(shù)見(jiàn)表1。

a—試件ZHL-1尺寸； b—試件ZHL-2尺寸。圖1 組合梁試件詳圖 mmFig.1 Details of composite beams

表1 試件具體尺寸Table 1 Specimen sizes

1.2 材料材性試驗(yàn)

試件依據(jù)GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[20]、JGJ 138—2016《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[21]和《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)手冊(cè)》[22]進(jìn)行設(shè)計(jì)，蜂窩梁整體采用Q355鋼材，對(duì)鋼梁翼緣和腹板處鋼板分別制作3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，取其平均值作為計(jì)算結(jié)果,試件所用鋼筋同樣每種制作3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)?；炷涟逯械墓拷罴笆芰︿摻畈捎肏RB400鋼筋，直徑分別為8 mm和10 mm，鋼筋與鋼板拉伸試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 鋼材及鋼筋力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel and rebars

試件混凝土板采用C30商品混凝土，并進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)澆筑，同時(shí)澆筑150 mm×150 mm×150 mm標(biāo)準(zhǔn)立方體混凝土抗壓試塊，與試驗(yàn)試件同等條件養(yǎng)護(hù)28 d后檢測(cè)試件強(qiáng)度。根據(jù)現(xiàn)行GB/T 50081—2019《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[23]歸納混凝土強(qiáng)度試驗(yàn)方法，并進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 混凝土材料力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of concrete

1.3 試驗(yàn)裝置與加載制度

1.3.1試驗(yàn)裝置

本次試驗(yàn)在沈陽(yáng)建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)工程實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用簡(jiǎn)支組合梁倒置反向加載方式進(jìn)行豎向單調(diào)加載，這樣加載可以使組合梁完全處于負(fù)彎矩區(qū)，同時(shí)加載方便，操作簡(jiǎn)單[24-25]。簡(jiǎn)支組合梁一端為固定鉸支座，另一端為滾動(dòng)鉸支座，支座通過(guò)焊接角鋼的方式固定到支墩上，避免在加載過(guò)程中滑動(dòng)同時(shí)又便于拆卸，在加載時(shí)通過(guò)螺桿將支墩拉結(jié)固定，防止支墩滑移。

為了保證蜂窩梁試件和蜂窩組合梁試件的整體穩(wěn)定性，自反力架下地面有間距1 000 mm、直徑80 mm的孔洞，支撐通過(guò)壓梁和螺桿固定到地面。試驗(yàn)裝置如圖2所示。

a—試驗(yàn)裝置； b—試驗(yàn)加載裝置。圖2 試驗(yàn)裝置詳圖Fig.2 Details of experimental device

1.3.2加載制度

在試件正式加載前先對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載，預(yù)加載荷載值控制為有限元模擬得到的試件極限荷載值的10%，通過(guò)預(yù)加載使試件與試驗(yàn)裝置緊密接觸，并檢查試驗(yàn)裝置以及采集系統(tǒng)的穩(wěn)定性和可靠性，及時(shí)發(fā)現(xiàn)問(wèn)題并加以改正。完成預(yù)加載后進(jìn)行正式加載，加載采用分級(jí)的方式進(jìn)行，每級(jí)荷載50 kN，加載速率為30 kN/min，每級(jí)荷載持載3 min使荷載充分傳遞。加載過(guò)程中當(dāng)達(dá)到預(yù)估開(kāi)裂荷載的80%時(shí)，加載荷載改為10 kN每級(jí)，直到混凝土充分開(kāi)裂后恢復(fù)50 kN每級(jí)。當(dāng)試件達(dá)到極限承載力后繼續(xù)加載，至荷載值降為極限荷載的85%后停止試驗(yàn)，進(jìn)行卸載。試件加載示意如圖3所示。

圖3 ZHL組試件加載試驗(yàn)示意Fig.3 The schematic diagram of test loading of ZHL specimen

1.4 測(cè)量方法

1.4.1位移的測(cè)量

為研究蜂窩組合梁部分孔間墩板的變形情況，在試件孔間墩板中心處布置位移計(jì)，用來(lái)測(cè)量各個(gè)位置平面外位移。位移計(jì)1、2、3、4、8和9的量程均為100 mm，位移計(jì)5和7的量程為200 mm，位移計(jì)6的量程為300 mm。位移計(jì)布置如圖4所示。

圖4 試件位移計(jì)布置示意Fig.4 The schematic diagram of arrangement of displacement meters on the specimen

1.4.2應(yīng)變的測(cè)量

為分別測(cè)量試件上下翼緣、試件蜂窩孔周?chē)涂组g墩板的應(yīng)變值，在孔角應(yīng)力集中關(guān)鍵位置處布置應(yīng)變花，在孔上下橋板位置布置應(yīng)變片，下翼緣跨中位置及混凝土板上表面均粘貼應(yīng)變片，具體應(yīng)變片布置如圖5所示。

圖5 試件鋼梁部分應(yīng)變片布置Fig.5 Arrangements of some strain gauges on the steel beam of the specimen

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

為便于描述試驗(yàn)現(xiàn)象，將試件蜂窩孔和孔角進(jìn)行編號(hào)，如孔角 A3 表示 A 孔的第三個(gè)孔角，試件孔角編號(hào)見(jiàn)圖6。

圖6 試件孔角編號(hào)Fig.6 Number of specmen hole angle

試件ZHL-1為鋼-混凝土蜂窩組合梁，開(kāi)孔率為47%，試驗(yàn)前試件形態(tài)見(jiàn)圖2。荷載加載至180 kN時(shí)跨中加勁肋左側(cè)約30 mm處混凝土板出現(xiàn)1號(hào)裂縫，隨著荷載的增加裂縫寬度逐漸增大并沿著混凝土板厚度方向開(kāi)展。荷載達(dá)到210 kN時(shí)，D孔下方方混凝土板開(kāi)裂出現(xiàn)2號(hào)裂縫。1號(hào)裂縫在荷載達(dá)到250 kN時(shí)沿板寬度方向貫穿混凝土板。加載至270 kN時(shí)1號(hào)裂縫左側(cè)約150 mm處出現(xiàn)3號(hào)裂縫。隨后350 kN時(shí)3號(hào)裂縫沿混凝土板寬度方向擴(kuò)展并貫穿混凝土板，同時(shí)C孔正下方混凝土開(kāi)裂出現(xiàn)4號(hào)裂縫。加載至370 kN時(shí)在混凝土板頂觀察到5號(hào)裂縫，380 kN時(shí)，1號(hào)裂縫和2號(hào)裂縫間出現(xiàn)6號(hào)裂縫，平均裂縫間距為 150 mm。隨著荷載的增加混凝土裂縫繼續(xù)增多，新增裂縫位置逐漸由跨中向梁端變化，現(xiàn)有裂縫寬度逐漸加寬。加載至450 kN時(shí)4號(hào)裂縫左側(cè)60 mm處混凝土板上表面出現(xiàn)7號(hào)裂縫，裂縫自上向下開(kāi)展；600 kN時(shí)，E孔下方混凝土板出現(xiàn)8號(hào)裂縫?？缰谢炷涟逶?50 kN時(shí)新增9號(hào)裂縫，之后隨著荷載的增加未發(fā)現(xiàn)明顯新增裂縫。在加載開(kāi)始到650 kN混凝土充分開(kāi)裂的過(guò)程中，鋼梁未發(fā)生明顯變形，混凝土板裂縫分布如圖7所示。

圖7 混凝土板裂縫分布Fig.7 Crack distribution of concrete slab

荷載達(dá)到730 kN時(shí)，試件D1孔角出現(xiàn)輕微鼓曲，其余各孔未觀察到明顯變形，但隨荷載繼續(xù)增加D1孔角變形未加重。C1孔角在荷載達(dá)到750 kN時(shí)發(fā)生明顯變形，同時(shí)B孔和C孔間鋼梁上翼緣發(fā)生彎曲變形。768 kN時(shí)C孔以及B孔和C孔孔間墩板突然出現(xiàn)S形變形，試件承載力瞬間下降到730 kN，隨后試件豎向位移迅速增長(zhǎng)，試件承載力繼續(xù)降低。在承載力下降過(guò)程中B孔和C孔孔間墩板變形逐漸加大，墩板上方翼緣發(fā)生扭曲，左側(cè)支座處混凝土板出現(xiàn)掀起現(xiàn)象。當(dāng)荷載降到693 kN時(shí)，A孔和B孔孔間墩板開(kāi)始出現(xiàn)S形彎曲，緊接著試件A孔角鼓曲。試件承載力降為極限承載力的85%時(shí)試驗(yàn)結(jié)束，試件左側(cè)變形嚴(yán)重但右半部分各孔除D孔外均未發(fā)生明顯變形。試件左側(cè)部分墩板變形如圖8a所示，翼緣變形如圖8b所示，試驗(yàn)后試件形態(tài)如圖8c所示。

a—試件墩板變形； b—試件翼緣變形； c—試件ZHL-1整體變形。圖8 試件ZHL-1變形Fig.8 Deformation of specimen ZHL-1

試件ZHL-2為鋼-混凝土蜂窩組合梁，開(kāi)孔率為60%，試驗(yàn)前試件形態(tài)見(jiàn)圖9a。荷載加載至100 kN時(shí)，試件跨中位置出現(xiàn)輕微響聲，經(jīng)觀察未發(fā)現(xiàn)混凝土開(kāi)裂，加載至110 kN時(shí)試件“噠”一聲發(fā)出脆響，此時(shí)觀察到跨中混凝土板出現(xiàn)1號(hào)裂縫。隨著荷載增加，1號(hào)裂縫逐漸沿混凝土板寬度方向開(kāi)展，裂縫寬度逐漸加大。荷載達(dá)到130 kN時(shí)，試件再次發(fā)出響聲，響聲間歇出現(xiàn)直至160 kN后消失。在此期間，C孔中心位置混凝土板在荷載達(dá)到150 kN時(shí)出現(xiàn)2號(hào)裂縫，隨后160 kN時(shí)D孔中心位置混凝土板出現(xiàn)3號(hào)裂縫。加載至170 kN時(shí)2號(hào)裂縫在混凝土板厚度方向貫穿，210 kN時(shí)1號(hào)裂縫同樣沿混凝土板厚度方向貫穿。荷載達(dá)到230 kN時(shí)觀察到貫穿混凝土板的4號(hào)裂縫。E孔中心處混凝土板在280 kN時(shí)出現(xiàn)5號(hào)裂縫，此時(shí)各條裂縫平均間距為300 mm。隨后隨著荷載的增加裂縫逐漸變密，加載至300 kN的過(guò)程中新增3條裂縫，同時(shí)隨著荷載的增加現(xiàn)有裂縫寬度逐漸加大，300 kN后未在混凝土板上觀察到新增裂縫。荷載從330 kN加至430 kN的過(guò)程中，試件鋼梁部分再次持續(xù)發(fā)出響聲。C孔在荷載達(dá)到380 kN時(shí)出現(xiàn)輕微變形，并在430 kN時(shí)變形增大。隨后450 kN時(shí)D孔出現(xiàn)變形，此后隨著荷載的增加試件豎向位移增長(zhǎng)逐漸加快，但D孔變形并未加大。荷載達(dá)到500 kN時(shí)，A孔與B孔間墩板出現(xiàn)鼓曲，C孔孔角變形繼續(xù)加大。加載至564 kN時(shí)B孔與C孔間墩板出現(xiàn)S形彎曲，試件承載力突降至525 kN，隨后承載力迅速降低，豎向位移迅速變大。承載下降的過(guò)程中B孔與C孔間墩板S形變形進(jìn)一步加大，A孔與B孔間墩板變形也由鼓曲變?yōu)镾形變形，左側(cè)支座處混凝土板出現(xiàn)掀起現(xiàn)象(圖9b)。試件承載力降為極限承載力的85%時(shí)試驗(yàn)結(jié)束，試件混凝土板裂縫分布如圖9c所示，試件墩板變形如圖9d所示，試驗(yàn)后試件形態(tài)如圖9e所示。

a—試驗(yàn)前試件形態(tài)； b—混凝土板掀起； c—混凝土板裂縫分布； d—試件墩板變形； e—試件ZHL-2整體變形。圖9 試件ZHL-2變形Fig.9 Deformation of specimen ZHL-2

試件FWl-1為不帶混凝土板的蜂窩鋼梁，開(kāi)孔率為47%。荷載達(dá)到710 kN后，荷載值幾乎停止增長(zhǎng)，此時(shí)觀察到B孔和C孔孔間墩板出現(xiàn)輕微鼓曲。B孔和C孔間墩板在荷載達(dá)到717 kN時(shí)變形突然加大，出現(xiàn)S形彎曲，試件承載力迅速下降。承載力下降過(guò)程中試件變形進(jìn)一步加大，左側(cè)四分點(diǎn)位移和跨中豎向位移迅速增大，但右側(cè)四分點(diǎn)豎向位移未發(fā)生明顯變化。當(dāng)荷載降至646 kN時(shí)，B1孔角發(fā)生鼓曲，隨后A孔和B孔間墩板出現(xiàn)鼓曲并逐漸發(fā)展為S形彎曲。試件承載力降為極限承載力的85%時(shí)試驗(yàn)結(jié)束，完全破壞后的試件如圖10所示。

a—試件D孔變形； b—試件左側(cè)墩板及孔角變形； c—FWL-1整體變形。圖10 試件FWL-1變形Fig.10 Deformation of specimen FWL-1

2.2 結(jié)果分析

彎剪聯(lián)合作用時(shí)蜂窩組合梁混凝土板裂縫集中在加載點(diǎn)處，破壞形態(tài)表現(xiàn)為孔間墩板屈曲。純鋼蜂窩梁FWL-1與存在混凝土板的蜂窩組合梁ZHL-1破壞模式較為相似，均為靠近跨中加載點(diǎn)左側(cè)的C孔屈曲，C孔屈曲后向A孔和B孔傳遞導(dǎo)致承載力下降，試件退出工作。由于實(shí)際跨中加載過(guò)程與理論加載有差異，存在加載裝置的初偏心。試驗(yàn)進(jìn)程中隨著荷載不斷加大，及加載裝置初偏心的存在，初始缺陷造成的試件左右兩端剛度差異不斷增大，因此導(dǎo)致試驗(yàn)在蜂窩梁一側(cè)損壞。在加載過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)WL-1與ZHL-1的破壞都是當(dāng)達(dá)到屈曲荷載時(shí)C孔孔角2及其對(duì)角孔角5發(fā)生鼓曲現(xiàn)象，進(jìn)而隨著荷載加大，腹板屈曲現(xiàn)象明顯，可見(jiàn)在彎剪聯(lián)合作用下，對(duì)于跨中最近的第一個(gè)孔的應(yīng)力集中更加明顯。比較FWL-1和ZHL-1可知，混凝土板能有限提高組合梁抗彎剪能力，使其屈服荷載提高6.0%，屈曲荷載提高5.6%，極限荷載提高7.2%左右。對(duì)比試件ZHL-1和試件ZHL-2得出，當(dāng)開(kāi)孔率由47%增大到60%后，試件屈服荷載、屈曲荷載和極限荷載會(huì)大幅降低；兩個(gè)試件屈曲部位都首先出現(xiàn)在C孔，試件ZHL-1在左墩板及其翼緣部分，試件ZHL-2在左側(cè)墩板處，且鋼梁與混凝板發(fā)生掀起現(xiàn)象。

3 有限元模型的建立與驗(yàn)證

3.1 有限元模型的建立

采用ABAQUS有限元軟件建立了負(fù)彎矩和剪力共同作用時(shí)蜂窩組合梁的有限元模型,對(duì)靜力加載下的受彎剪屈曲性能進(jìn)行研究。同時(shí)以試驗(yàn)數(shù)據(jù)為依據(jù)對(duì)模型進(jìn)行了修正，并與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，確定有限元模型的可靠性。

蜂窩組合梁模型中，蜂窩梁及其加勁肋采用S4R殼單元。栓釘和混凝土板采用C3D8R實(shí)體單元建立?；炷涟鍍?nèi)鋼筋采用T3D2桁架單元建立。鋼材材料屬性采用三折線模型，混凝土采用混凝土塑性損傷模型。有限元模型由蜂窩鋼梁、加勁肋、混凝土板、鋼筋骨架和栓釘組成。實(shí)際構(gòu)件中，鋼筋與混凝土板通過(guò)黏結(jié)力和機(jī)械咬合力協(xié)同工作，混凝土板與鋼梁通過(guò)抗剪連接件栓釘進(jìn)行傳力，栓釘與鋼梁、加勁肋與鋼梁采用焊接的方式形成整體。故建模時(shí)蜂窩梁與加勁肋采用合并方式，蜂窩梁與栓釘之間采用綁定方式，將三者形成一個(gè)整體分析，栓釘與鋼筋骨架皆?xún)?nèi)置于混凝土板中，混凝土板為主區(qū)域，鋼筋骨架與栓釘為嵌入單元?？紤]到混凝土板與鋼梁翼緣表面間存在接觸，建立相互作用時(shí)混凝土板與鋼梁采用表面-表面接觸，在接觸面中法向定義為硬接觸，切向定義為罰，罰摩擦系數(shù)為0.3。為更合理模擬試件兩端支座以及加載點(diǎn)處的受力情況，在梁兩端和加載點(diǎn)處的加勁肋設(shè)置參考點(diǎn)，并將加勁肋與參考點(diǎn)耦合，在參考點(diǎn)上施加力和邊界條件。模型耦合約束示意如圖11所示。

a—支座處耦合； b—加載點(diǎn)耦合。圖11 模型中的耦合約束Fig.11 Coupling constraints in the model

根據(jù)試驗(yàn)實(shí)際情況設(shè)置蜂窩組合梁模型支座處的邊界條件。梁左側(cè)加勁肋處參考點(diǎn)定義為固定鉸支座，施加X(jué)、Y、Z三個(gè)方向約束及繞Z軸方向的轉(zhuǎn)角，參數(shù)設(shè)置為U1=0、U2=0、U3=0、UR3=0；梁右側(cè)加勁肋處參考點(diǎn)定義為可動(dòng)鉸支座，施加X(jué)、Y兩個(gè)方向約束及繞Z軸方向的轉(zhuǎn)角，參數(shù)設(shè)置為U1=0、U2=0、UR3=0。在跨中加載點(diǎn)處的參考點(diǎn)上施加位移進(jìn)行加載，來(lái)模擬荷載在跨中處的加載過(guò)程。蜂窩鋼梁作為重點(diǎn)研究對(duì)象，需對(duì)其鋼梁網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化處理，以得證這部分網(wǎng)格的質(zhì)量。

本文對(duì)考慮混凝土板的蜂窩梁腹板受彎剪屈曲性能進(jìn)行研究，故在有限元模擬時(shí)需對(duì)試件進(jìn)行屈曲分析及非線性分析。先采用特征值分析方法對(duì)模型進(jìn)行線性分析，特征值分析方法中采用的特征值求解器是Lanczos方法，請(qǐng)求的特征值個(gè)數(shù)為10個(gè)。將特征值分析所得屈曲荷載及屈曲模式，作為部件的初始缺陷加入到第二步的非線性分析中，非線性屈曲分析時(shí)采用的是靜態(tài)，Risk分析方法。

3.2 有限元模型可靠性驗(yàn)證

按照上述步驟建立與試驗(yàn)試件尺寸相同，受力形態(tài)傳力路徑相一致的有限元模型，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果選取位移控制加載方法，在設(shè)置的參考點(diǎn)上進(jìn)行單調(diào)加載。經(jīng)過(guò)模擬運(yùn)算出模型的破壞形態(tài)、變形特征、荷載-位移曲線，通過(guò)對(duì)比運(yùn)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性和合理性，以保證下一步參數(shù)化分析模擬的準(zhǔn)確性。

3.2.1破壞形態(tài)及變形特征

在彎矩和剪力共同作用下，試件在破壞時(shí)一側(cè)變形嚴(yán)重而另一側(cè)未發(fā)生明顯變形,試件跨中位置出現(xiàn)明顯豎向位移，試件破壞形態(tài)表現(xiàn)為試件一側(cè)孔間墩板鼓曲(圖8、9)。在有限元模擬中試件破壞形態(tài)同樣表現(xiàn)為孔間墩板鼓曲，且試件跨中出現(xiàn)明顯豎向位移，有限元模擬的變形情況如圖12所示。可見(jiàn)有限元模型與試驗(yàn)結(jié)果一致，能準(zhǔn)確模擬試件的變形特征。

a—ZHL-1整體破壞； b—ZHL-2整體破壞； c—ZHL-1墩板及孔角變形； d—ZHL-2墩板及孔角變形。圖12 有限元模擬中ZHL試件破壞變形Fig.12 Failure and deformation of specimen ZHL in finite element simulation

3.2.2荷載-位移曲線比較

圖13為彎矩剪力共同作用時(shí)試件ZHL-1與ZHL-2試驗(yàn)與有限元模擬荷載-位移曲線對(duì)比。由圖可知，有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果的荷載-位移曲線在彈性段基本吻合，具有較高的一致性，在彈塑性階段有一定誤差，但誤差較小，由于試驗(yàn)存在的初始缺陷與模擬時(shí)所添加的初始缺陷存在誤差，使其模擬出的屈曲荷載略高于試驗(yàn)值。ZHL-1的試驗(yàn)試件與模擬試件的屈曲荷載誤差為0.13%，極限荷載誤差為0.33%，ZHL-2的試驗(yàn)試件與模擬試件屈曲荷載誤差為6.02%，極限荷載誤差為0.71%，試驗(yàn)與有限元模擬得到的屈曲荷載與極限荷載較為接近，誤差均在10%以?xún)?nèi)，其荷載-位移曲線擬合度較好。

a—試件ZHL-1； b—試件ZHL-2。圖13 荷載-位移曲線對(duì)比Fig.13 Comparisons of load-displacement curves

通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)與模擬得到的破壞形態(tài)、變形特征、荷載-位移曲線，可以得出模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有較高擬合度，誤差較小。說(shuō)明該模型能準(zhǔn)確反映蜂窩組合梁負(fù)彎矩區(qū)在彎剪聯(lián)合作用下的變形特征和承載能力，可以用來(lái)進(jìn)行參數(shù)化分析。

4 組合梁腹板屈曲性能參數(shù)分析

基于已完成的不考慮混凝土板效應(yīng)的蜂窩梁的抗彎剪性能試驗(yàn)可知，腹板高厚比對(duì)蜂窩梁的抗彎剪性能有明顯影響,蜂窩組合梁因考慮混凝土板的組合效應(yīng)，破壞模式和應(yīng)力分布與蜂窩梁有很大不同，需對(duì)腹板的作用效應(yīng)進(jìn)行深入分析，為了進(jìn)一步對(duì)蜂窩組合梁在彎剪作用下腹板屈曲進(jìn)行研究，以ZHL-1模型為基礎(chǔ)，使其孔間距保持不變，建立不同高厚比和開(kāi)孔率下的蜂窩組合梁模型，分析不同參數(shù)下的破壞模式、屈曲荷載和極限荷載。

4.1 彎剪作用下組合梁的屈曲破壞模式

通過(guò)改變鋼梁開(kāi)孔率及腹板厚度研究不同腹板高厚比的蜂窩組合梁在負(fù)彎矩和剪力共同作用下的受力性能，分析腹板對(duì)蜂窩組合梁的影響機(jī)理。建立腹板高厚比為47.2～78.7，開(kāi)孔率為45%～70%的有限元模型，共6組36個(gè)構(gòu)件，模型試件僅改變蜂窩梁的開(kāi)孔率和腹板厚度，其他尺寸與試驗(yàn)完全相同。各構(gòu)件的破壞模式如表4所示，其中構(gòu)件編號(hào)以構(gòu)件開(kāi)孔率和腹板高厚比命名，以ZHL-50-59為例，“ZHL”表示蜂窩組合梁，“50”表示開(kāi)孔率，“59”表示腹板高厚比。

表4 試件破壞模式Table 4 Failure modes of specimens

由表4可以得出：當(dāng)高厚比小于58時(shí)，試件均發(fā)生強(qiáng)度破壞；當(dāng)高厚比為58，開(kāi)孔率小于等于50%時(shí)試件發(fā)生屈曲破壞，開(kāi)孔率大于55%時(shí)試件發(fā)生強(qiáng)度破壞；當(dāng)高厚比大于58時(shí)，試件均發(fā)生腹板屈曲破壞。說(shuō)明高厚比是影響試件破壞模式的決定性因素，開(kāi)孔率是影響組合梁破壞模式的重要因素。

4.2 高厚比對(duì)組合梁彎剪屈曲的影響

4.2.1不同高厚比下屈曲荷載

不同開(kāi)孔率試件的屈曲荷載隨高厚比變化規(guī)律如圖14所示，可以得出：

圖14 不同高厚比試件屈曲荷載Fig.14 Buckling load of specimens with different height-thickness ratios

1)當(dāng)開(kāi)孔率一定時(shí)，組合梁屈曲荷載隨高厚比的增大而減小，高厚比越大，試件越容易發(fā)生屈曲破壞，隨著腹板高厚比的增大屈曲荷載下降幅度逐漸降低。

2)腹板高厚比每增加一個(gè)單位，開(kāi)孔率為45%～70%組合梁模型屈曲荷載分別減小32.19，31.3，28.7，25.94，23.4，20.98 kN，平均降幅分別為27.65%，28.57%，28.84%，28.95%，29.05%，29.13%，可以得出腹板高厚比對(duì)蜂窩組合梁的屈曲荷載影響很大。

3)減小腹板高厚比可以有效提高試件抗屈曲能力，防止試件發(fā)生屈曲破壞，從而提高蜂窩組合梁的局部穩(wěn)定性能。

4.2.2不同高厚比下極限荷載

不同高厚比下的極限荷載如圖15所示，可以得出：

圖15 不同高厚比試件極限荷載Fig.15 Ultimate load of specimens with different height-thickness ratios

1)開(kāi)孔率一定時(shí)，試件極限荷載隨著腹板高厚比的增大而減小，但極限承載力相比于屈曲荷載隨著高厚比變化的下降趨勢(shì)更緩慢。

2)腹板高厚比每增加一個(gè)單位，開(kāi)孔率為45%～70%組合梁模型極限荷載分別減小21.28，19.1，16.76，14.44，12.27，9.17 kN，平均降幅分別為18.04%，17.86%，17.71%，17.25%，16.86%，13.99%，說(shuō)明高厚比的改變對(duì)極限承載力影響程度較大，不容忽視。

4.3 開(kāi)孔率對(duì)組合梁純彎屈曲的影響

4.3.1不同開(kāi)孔率下屈曲荷載

不同高厚比試件的屈曲荷載隨開(kāi)孔率變化規(guī)律如圖16所示，可以得出：

圖16 不同開(kāi)孔率試件屈曲荷載Fig.16 Buckling load of specimens with different opening ratios

1)當(dāng)高厚比一定時(shí)，試件屈曲荷載隨著開(kāi)孔率的增大而減小，這是因?yàn)殡S著開(kāi)孔率增大，孔洞處截面面積削弱，抗剪承載力顯著下降，腹板越易發(fā)生屈曲破壞。

2)開(kāi)孔率每增加一個(gè)單位，腹板高厚比為47.2～78.7組合梁模型屈曲荷載分別減小20.4，17.12，13.8，13.24，9.36，6.28 kN，平均降幅分別為10.65%，11.52%，12.00%，12.05%，12.14%，12.46%，說(shuō)明開(kāi)孔率的改變對(duì)屈曲荷載影響程度較大。

4.3.2不同開(kāi)孔率下極限荷載

不同高厚比下的極限荷載如圖17所示，可以得出：

圖17 不同開(kāi)孔率試件極限荷載Fig.17 Ultimate load of specimens with different opening ratios

1)當(dāng)高厚比一定時(shí)，試件極限荷載隨著開(kāi)孔率的增大而減小，相比于屈曲荷載，極限承載力隨著開(kāi)孔率變化的下降趨勢(shì)相差不大。

2)開(kāi)孔率每增加一個(gè)單位，腹板高厚比為47.2～78.7組合梁模型極限荷載分別減小23.41，19.04，16.28，15.5，12.06，8.14 kN，平均降幅分別為14.92%，14.26%，14.44%，14.09%，13.4%，10.65%，說(shuō)明開(kāi)孔率的改變對(duì)極限荷載影響程度也較大。

5 結(jié)束語(yǔ)

1)在負(fù)彎矩和剪力共同作用時(shí)，蜂窩組合梁與純蜂窩鋼梁相比較，其破壞模式皆為孔間墩板屈曲，混凝土板可使試件屈服荷載提高6.0%，屈曲荷載提高5.6%,極限荷載提高7.2%，極限位移提高31.2%。在負(fù)彎矩和剪力共同作用下，混凝土樓板對(duì)試件力學(xué)性能提高有限，在蜂窩組合梁設(shè)計(jì)中，負(fù)彎矩區(qū)段的混凝土樓板對(duì)試件影響較小。

2)組合梁開(kāi)孔率增大后，試件屈服荷載、屈曲荷載和極限荷載會(huì)大幅降低，試件屈服荷載降低24.4%、屈曲荷載降低29.6%、極限荷載降低21.3%。腹板開(kāi)孔削弱了抗剪承載力，且腹板開(kāi)孔處為自由邊，墩板兩側(cè)孔角形成塑性區(qū)域后墩板約束減弱，進(jìn)而發(fā)生屈曲。開(kāi)孔率增大后試件抗剪能力進(jìn)一步降低，自由邊范圍增大，墩板穩(wěn)定性減弱，孔角塑性區(qū)域形成加快，墩板約束減弱穩(wěn)定性變差，使屈曲荷載降低，開(kāi)孔率較大時(shí)甚至使蜂窩組合梁未屈服便發(fā)生屈曲。

3)腹板高厚比是影響蜂窩組合梁破壞模式的決定性因素。高厚比小于58時(shí)，試件發(fā)生強(qiáng)度破壞；高厚比大于58時(shí)，試件發(fā)生腹板屈曲破壞。開(kāi)孔率是影響組合梁破壞模式的重要因素。當(dāng)高厚比為58、開(kāi)孔率大于55%時(shí)，組合梁發(fā)生強(qiáng)度破壞。屈曲荷載隨高厚比和開(kāi)孔率增大而減小，減小腹板高厚比和開(kāi)孔率可以有效提高組合梁的局部穩(wěn)定性。