袁西貴

完全剪力連接疊合板組合梁靜力試驗研究

袁西貴

（成都職業(yè)技術學院城建學院，四川 成都 610218）

通過完全剪力連接疊合板組合梁靜力試驗結果，對比分析了基于平截面假定并考慮滑移效應影響得到的現(xiàn)澆板組合梁的承載力計算公式，結果表明，兩者的力學性能沒有明顯的差別，均可采用現(xiàn)澆板組合梁承載力計算公式。

完全剪力連接；疊合板；剪力連接程度

鋼-混凝土組合梁能充分利用材料的受力特性，具有抗震性能好、剛度大、施工方便、造價低等優(yōu)點，在歐美、日本等得到了廣泛應用[1]。在我國目前也備受工程界關注，多用于一些承受重復荷載作用的結構構件中，如橋梁工程、廠房吊車梁等。

隨著工廠化、工業(yè)化裝配式技術的推廣，作為半裝配式的疊合板組合梁在房屋建筑工程中運用越來越受歡迎。因其具有不中斷交通、便于組織立體作業(yè)、現(xiàn)場濕作業(yè)少、施工速度快等優(yōu)勢更是在橋梁工程中具有廣泛應用前景[1-2]。

目前有關疊合板組合梁的研究甚少，已有研究成果大多針對現(xiàn)澆板組合梁。為充分發(fā)揮它們在山區(qū)、丘陵地區(qū)中小跨徑橋梁建設及相關工程中的作用，亟需對其進行包括疲勞性能在內的受力性能試驗研究，以便為完善我國相關設計規(guī)程、規(guī)范提供參考。本試驗主要是通過靜力試驗了解完全剪力連接疊合板組合梁的力學性能，并為后續(xù)疲勞性能試驗研究打下基礎。

1 試件設計

1.1 材料性能

鋼筋采用HPB300；栓釘型號16 mm×65 mm，所用材料為16Mn鋼經冷拔、鍛造而成，取栓釘極限抗拉強度su=450 MPa；鋼梁采用Q235B，翼緣屈服強度f、腹板屈服強度w及其極限強度u按材性試驗如下取值：f=286 MPa，w=350 MPa，u=450 MPa?；炷敛男栽囼灲Y果見表1。

表1 梁FSCB-0混凝土材性試驗結果 MPa

預制層 現(xiàn)澆疊合層 fcufcEcfcufcEc 50.940.73269248.438.732240

1.2 組件設計

試件采用跨度為4 500 mm簡支梁。焊接鋼梁上下翼緣寬分別為90、200 mm，鋼梁總高220 mm。腹板厚度實測值為5.8 mm，上翼緣厚為10 mm，下翼緣實測厚9.9 mm。

混凝土翼緣板預制板厚35 mm，上下邊緣寬分別取700、740 mm，板底留10 mm縫寬，板跨方向取425 mm；現(xiàn)澆層厚為45 mm，整個疊合板板厚為80 mm。梁每側各6塊預制板，每塊板內配106下部縱向受力筋，66板橫向分布筋，間距均為75 mm。預制板在鋼梁上支承長為20 mm，板跨方向長425 mm，梁翼緣總寬900 mm，其中槽口下部凈寬50 mm。預制板截面參數(shù)詳見圖1。

圖1 預制板截面及配筋詳圖

預制混凝土板內設結合鋼筋穿過交界面[3]，構造詳見圖1(b)、(c)。預制板及現(xiàn)澆板混凝土強度均取C40。組合梁FSCB-0截面配筋詳見圖2。

圖2 疊合板組合梁FSCB-0配筋詳圖

試件按剪力連接件均勻布置的塑性設計法設計，單個栓釘抗剪承載力V=63 347 N。按照完全剪力連接組合梁設計時，半個剪跨區(qū)段所需栓釘總個數(shù)f=20.053。

1.3 組合梁模型的設計

取一個剪彎段栓釘數(shù)為21(實際剪力連接程度為1.047)，栓釘沿鋼梁上翼緣均勻對稱單列布置。為防組合梁發(fā)生掀起等次生破壞，在純彎區(qū)段也布置了4個栓釘。全梁跨共46個栓釘。組合梁FSCB-0的栓釘布置詳見圖3所示。

圖3 梁FSCB-0栓釘布置

2 現(xiàn)澆板組合梁承載力計算

2.1 現(xiàn)澆板組合梁屈服彎矩的計算

鋼板彈性模量E=2.06×105，鋼板與混凝土彈性模量(E)之比α=6.372 7。不計混凝土徐變，組合梁等效鋼截面寬度1見表2[4-6]。

表2 試驗梁的混凝土翼板換算寬度取值

項次fc/MPaαEb1/mm 同條件現(xiàn)澆板39.1226.3727141.23

2.1.1 不考慮滑移效應時組合截面彈性屈服彎矩

本次試驗梁同條件現(xiàn)澆板組合截面幾何參數(shù)及屈服(極限)彎矩計算如表3。

表3 不考慮滑移效應影響組合梁截面計算抗力

中和軸高度X/mm屈服彎矩Mys/(kN·m)屈服彎矩Myc/(kN·m) 228.84193.81424.6

表中為組合梁換算截面中和軸至鋼梁下翼緣底邊的距離；M為由鋼梁下翼緣計算而得組合截面屈服彎矩；M由混凝土翼緣板邊緣應力極值計算得組合截面彈性極限彎。

2.1.2 考慮滑移效應時組合截面屈服彎矩

考慮組合梁滑移效應后同條件現(xiàn)澆板組合梁屈服荷載及屈服彎矩如表4。

表4 考慮滑移效應后試驗梁同條件現(xiàn)澆板截面計算抗力

項次ζ屈服彎矩My/(kN·m)屈服荷載Py/kN 取值0.9518184.468184.468

注：為考慮滑移效應后彈性彎矩折減系數(shù)。

2.2 現(xiàn)澆板組合梁極限彎矩

不計混凝土抗拉，塑性設計時同條件現(xiàn)澆板組合梁混凝土受壓區(qū)高度p及靜力極限承載力u見表5。

表5 試驗梁同條件現(xiàn)澆板靜力計算極限承載力Mu

項次Xp/mmMu/MPa極限荷載Py/kN 同條件現(xiàn)澆板36.08266.63266.63

組合梁屈服彎矩以及極限彎矩匯總見表6。

表6 現(xiàn)澆板組合梁屈服彎矩以及極限彎矩匯總表 kN·m

項次栓釘數(shù)剪力連接度γ不計滑移屈服彎矩考慮滑移屈服彎矩極限彎矩 同條件現(xiàn)澆板211.05193.81184.468266.63

3 試驗裝置和加載方案

3.1 加力點的確定

試驗采用跨中兩點對稱加載。組合梁靜力試驗加載方案見圖4。

圖4 組合梁加載方案

3.2 加載設備

靜力試驗由1臺500 kN的液壓脈動疲勞試驗機所控制的油壓千斤頂分配梁加載。試驗機的最大動、靜負荷均為500 kN，荷載大小通過與千斤頂相連的測力傳感器測量，千斤頂施加的荷載由一分配梁傳遞到通過坐漿固定于組合梁上表面的2個墊梁上。加載裝置如圖5。

圖5 試驗加載裝置

3.3 測試裝置

數(shù)據(jù)采集設備包括：用于量測動、靜荷載值的測力傳感器，用于量測界面滑移、跨中位移等數(shù)據(jù)的位移傳感器；應變儀及配套的數(shù)據(jù)采集設備和相應軟件。

3.4 測試內容及測點布置

(1)量測內容

量測設備通道共16個。其中測力及跨中撓度的通道各1個，跨中截面鋼梁及混凝土上分別布置4～5個應變測點；在梁半跨內布置5個量測混凝土與鋼梁交界面相對滑移的測點；裂縫寬度用刻度片觀測記錄。

(2)測點布置

圖6給出了試驗梁的測點及儀表布置詳圖。圖中C表示在混凝土翼緣板上粘貼的電阻應變片，S表示在鋼梁上粘貼的電阻應變片(這里表示離鋼梁下翼緣距離)；D表示量測混凝土翼緣板與鋼梁間相對滑移以及量測組合梁跨中位移的動態(tài)位移傳感器。

圖6 測點布置圖

為了量測組合梁跨中截面的應變分布，在混凝土翼緣板上、下表面及側面布置5個電阻應變片，鋼梁的翼緣下緣及腹板布置4個電阻應變片。此外，為量測相對滑移，在混凝土翼板與鋼梁交界面處布置位移傳感器；為量測跨中撓度，試驗梁的跨中裝有大量程位移計(200 mm)。

4 試驗現(xiàn)象

加載至180 kN時，純彎區(qū)段預制板交接槽口下表面出現(xiàn)一條很細的短裂縫，直至極限荷載約276 kN時該裂縫寬度也未超過0.4 mm(對應的跨中位移為78 mm)，破壞后混凝土板裂縫如圖7所示。

圖7 靜力破壞后混凝土板裂縫示意圖

圖8 梁FSCB-0力-滑移曲線

圖9 梁FSCB-0破壞形態(tài)圖

5 實驗結果與分析

5.1 試驗主要現(xiàn)象分析

加載初期的聲響主要是鋼梁焊縫處初始殘余應力在受力后發(fā)生了重分布以及支座和分配梁等傳力、加力設備在相互接觸處受力壓緊所致。

破壞時栓釘無一被剪斷，說明完全剪力連接組合梁栓釘抗剪強度足夠。原因有三：一是靜力試驗中鋼梁不可能全截面屈服，按塑性分析法設計的栓釘抗剪能力是足夠的；二是混凝土板與鋼梁上翼緣間的自然黏接非常明顯，這有助于栓釘抗剪；三是對稱加載作用點下方形成了較為集中的摩擦力，起到了栓釘?shù)目辜糇饔谩?/p>

試驗中，裂縫不斷加長變寬，但始終短小，主要因為組合梁屈服前混凝土板下緣要么受壓，要么受拉，受拉時，直到破壞其拉應變也不大，從而推遲了混凝土的開裂并減少了裂縫寬度。

整個加載過程中，鋼梁沒有拉裂，后期一直處于屈服平臺階段，組合梁表現(xiàn)出良好的延性，這有利于結構抗震。組合梁直到試件失效也沒出現(xiàn)可見的滑移，自然黏接仍未完全破壞。

此外，純彎區(qū)段疊合板間交接面槽口處，即使撓跨比已達1∶60時，混凝土裂縫開展寬度也很小。雖然薄弱面首先出現(xiàn)在預制板間交接面槽口處；但該處裂縫和預制板板內裂縫幾乎是同時出現(xiàn)的，說明槽口截面混凝土抗拉強度和預制板內混凝土抗拉強度是相當?shù)摹？梢灶A見，即使是承受疲勞荷載，采取恰當?shù)墓に囂幚懑B合面，疊合板組合梁質量也是可以保證的。此外，由于試件設計是按照規(guī)范構造要求進行的，破壞時也未發(fā)生更為脆性的縱向劈裂破壞。

此外，疊合板組合梁屈服荷載及極限荷載實測值與按現(xiàn)澆混凝土翼緣板計算所得結果一致。實測值所得屈服荷載和極限荷載比理論計算分別提高了5.3%和3.3%。結果略有增大，一是因為計算中未考慮交界面摩擦影響；二是因為材性試驗結果與構件本身材性不同。同時理論計算和簡化偏于安全。梁FSCB-0靜力試驗所得力-跨中位移關系如圖10所示。

圖10 梁FSCB-0力－跨中位移曲線

5.2 試驗成果

試驗梁截面應變分布如圖11～圖14所示。

圖11 梁FSCB-0截面應變

圖12 梁FSCB-0混凝土頂面壓應變曲線

圖13 梁FSCB-0鋼梁底面最大拉應變曲線

圖14 梁FSCB-0混凝土板底拉應變曲線

由圖可見，疊合板組合梁表現(xiàn)了很好的塑性，在屈服前，栓釘連接的組合板與鋼梁間的滑移幾乎可以忽略不計，疊合板組合梁剛度很大，位移變化相當緩慢，屈服時疊合板組合梁的位移和屈服彎矩不低于按現(xiàn)澆板組合梁計算結果，如表7所示。屈服之后，組合梁表現(xiàn)出很好的延性，極限承載力也較高，安全儲備較大，屈服荷載與極限荷載之比約為0.74，疊合板組合梁的這些力學性能十分利于在工程中的應用和推廣。

表7 組合梁承載力對比結果 kN

項次屈服荷載極限荷載備注 不計滑移計滑移 現(xiàn)澆板193.81184.468266.63計算值 疊合板204276實測值

6 結論

基于平截面假定并考慮現(xiàn)澆板與鋼梁間相對滑移影響得到的完全剪力連接現(xiàn)澆板組合梁承載力計算公式，可直接用于計算完全剪力連接疊合板組合梁。完全剪力連接疊合板組合梁在試驗中表現(xiàn)出來的裂縫開展、相對滑移、位移特征、屈服彎矩及極限承載力等力學性能與現(xiàn)澆板組合梁高度一致。

[1] 李建軍. 鋼-混凝土組合梁疲勞性能的試驗研究[D]. 北京: 清華大學, 2002.

[2] 聶建國, 余志武. 鋼-混凝土組合梁在我國的研究及應用[J]. 土木工程學報, 1999, 32(2): 3-8

[3] YB 9238—92. 鋼-混凝土組合樓蓋結構設計與施工規(guī)程: [S]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 1992.

[4] 聶建國, 沈聚敏, 袁彥聲, 等. 鋼-混凝土組合梁連接件實際承載力的研究[J]. 建筑結構學報, 1996, 17(2): 21-25.

[5] 聶建國, 劉明等, 葉列平. 鋼-混凝土組合結構[M]. 北京:中國建筑工業(yè)出版社, 2005.

[6] GB 17—2017. 鋼結構設計規(guī)程[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2017.

Static Test Study of Complete Shear Connection Composite Beam with Laminated Slabs

YUAN Xi-gui

（School of Urban Construction, Chengdu Polytechnic College, Chengdu 610218, China）

In this paper, in view of the slip effect, the bearing capacity of composite beam with cast-in-site slabs based on plane cross section assumption is compared by the static test of complete shear connection composite beams with laminated slabs.The results show that there is no significant difference between them. Both can use the same bearing capacity calculation formula.

complete shear connection; laminated plate; shear connection degree

10.15916/j.issn1674-3261.2022.02.011

TU398；TU997

A

1674-3261(2022)02-0122-05

2021-05-26

四川省教育廳2017年度科研計劃自然科學類重點項目(17ZA0140)

袁西貴(1971-)，男，四川遂寧人，高級工程師，碩士。

責任編輯：孫 林