丁克偉, 張星辰, 劉運林, 賈高宗, 房尚京

(安徽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院,安徽 合肥 230601)

鋼-混凝土疊合板組合梁是組合梁中的一類,近年來在裝配式建筑領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。疊合板組合梁不僅具有現(xiàn)澆組合梁的優(yōu)勢,還具有施工速度快、節(jié)省支模工序與材料的優(yōu)勢。對于現(xiàn)澆鋼-混凝土組合梁在負彎矩作用下的力學(xué)效應(yīng),相關(guān)研究成果較豐富。文獻[1-3]研究負彎矩作用下滑移影響的附加撓度對于整體構(gòu)件剛度的影響,并提出鋼-混凝土組合梁折減剛度計算公式;文獻[4-6]研究含聚乙烯醇(polyvinyl alcohol,PVA)纖維與水泥基體復(fù)合材料(engineered cementitious composite,ECC)的混凝土組合梁在負彎矩作用下的力學(xué)性能,提出了含ECC的混凝土組合梁受彎裂縫寬度計算公式;文獻[7-10]研究腹板開孔類的組合梁在負彎矩作用下的抗剪性能,提出剪力連接件的拔出力公式;文獻[11-12]研究負彎矩作用下鋼-混凝土蜂窩組合梁的力學(xué)性能,發(fā)現(xiàn)改變腹板高厚比與翼緣寬厚比對構(gòu)件承載力有明顯影響。

疊合板拼縫處設(shè)置的附加鋼筋能有效抑制拼縫的開展,提高疊合板極限承載力。文獻[13-15]提出一種多功能限位器,使拼縫處的鋼筋形成桁架形式,提高受力性能,試驗結(jié)果表明新型拼縫結(jié)構(gòu)等同于現(xiàn)澆,多功能限位器提高了傳力性能和施工效率。

由于預(yù)制疊合底板伸出“胡子筋”構(gòu)造的模具需要開孔,不同的預(yù)制底板需要不同的規(guī)格,施工中還需要現(xiàn)場穿筋,且要避免與鋼梁上栓釘發(fā)生沖突,最終導(dǎo)致澆筑模具成本增加。文獻[16]設(shè)計5塊預(yù)制底板不出筋的密拼單向疊合板,對其進行兩點靜力加載試驗,并提出2種新型拼縫構(gòu)造,避免了拼縫處裂縫沿疊合面橫向發(fā)展而過早破壞;文獻[17]對角鋼抗剪連接件進行推出試驗研究,提出角鋼連接件的地基梁模型;文獻[18]研究分離式疊合板組合梁在正彎矩作用下的受力性能,發(fā)現(xiàn)拼縫的存在削弱了試件的抗剪承載力。

為了避免疊合板出筋所造成的問題,本文設(shè)計一種含角鋼連接件的疊合板組合梁,在角鋼的一面焊接伸進預(yù)制疊合底板的鋼筋,將角鋼另一面焊接在鋼梁上;對這種密拼型鋼筋桁架疊合板組合梁進行負彎矩單點靜力試驗及有限元模擬。

1 試驗概況

1.1 試驗設(shè)計

試驗以預(yù)制疊合底板是否帶角鋼連接件為參數(shù),設(shè)計2根簡支疊合板組合梁。試件參數(shù)見表1所列,具體試件尺寸如圖1所示(單位為mm)。

表1 試件參數(shù)信息

圖1 試件尺寸

鋼梁采用Q235B熱軋H型鋼,鋼梁兩邊焊接加勁肋,栓釘規(guī)格采用M16-100。按文獻[19]中公式進行完全抗剪設(shè)計,布置栓釘數(shù)量為14個,栓釘間距為250 mm。

抗剪設(shè)計具體計算公式為:

Vs=Astfst

(1)

(2)

nf=Vs/Vu

(3)

η=n/nf

(4)

其中:Vs為鋼梁與混凝土交界面的縱向剪力;Ast為鋼筋截面面積;fst為鋼筋受拉受壓強度設(shè)計值;Vu為栓釘?shù)目辜舫休d力;Asd為栓釘截面面積;Ec為混凝土彈性模量;fc為混凝土軸心抗壓強度設(shè)計值;fus為栓釘?shù)臉O限抗拉強度設(shè)計值;nf為組合梁完全抗剪時所需栓釘數(shù)量計算值;n為組合梁中實際栓釘數(shù)量;η為栓釘剪力連接度。

1.2 材料性能

混凝土疊合底板與后澆混凝土板均采用C30混凝土,參照文獻[20]對混凝土試塊進行抗壓強度試驗,最終得到疊合底板混凝土立方體抗壓強度為35.6 MPa,后澆層混凝土立方體抗壓強度為33.2 MPa。按照文獻[21]的要求,截取試件制作時同批次鋼筋及鋼梁母材進行材料性能試驗,試驗結(jié)果見表2所列。

表2 鋼材力學(xué)性能試驗結(jié)果

1.3 加載裝置與加載方案

試驗在安徽省建筑結(jié)構(gòu)與地下工程重點實驗室進行。加載裝置示意如圖2所示,試驗前期將疊合板組合梁倒置,在鋼梁中心位置放置加載鋼板、500 kN液壓千斤頂、壓力傳感器,并與反力架正中心在一條水平線上,保證豎向荷載與組合梁重心處于同一垂直平面內(nèi)。

動物模型建立 采用40%四氯化碳溶液腹腔注射法構(gòu)建大鼠病毒性肝纖維化模型，劑量為3 μl/g體重，每周2次，分別注射4周(實驗組1)、8周(實驗組2)、12周(實驗組3)，以制備不同程度的肝纖維化模型。對照組腹腔注射等量的生理鹽水。

圖2 加載裝置示意

加載制度采用力控制加載;在正式加載前先進行預(yù)加載,以每級15 kN加載至30 kN,然后卸載至1 kN;正式加載以每級15 kN加載至150 kN,然后以每級30 kN加載至試件破壞。

2 試驗現(xiàn)象與結(jié)果分析

試驗加載現(xiàn)場圖片如圖3所示，疊合板板底裂縫分布如圖4所示。

圖3 試驗加載現(xiàn)場圖片

圖4 試件板底裂縫分布情形

對于試件SSB-1,荷載分別加載至60～75 kN、120～135 kN、210～240 kN時,疊合板板底接連出現(xiàn)跨中橫向受拉裂縫、拼縫處橫向受拉裂縫、縱向剪切裂縫。對于試件SSB-2,上述3種裂縫分別出現(xiàn)在75～90 kN、120～135 kN、180～210 kN。荷載加載至270～300 kN時,2個試件均出現(xiàn)鋼梁翼緣、腹板屈曲現(xiàn)象;加載至296 kN左右時,2個試件承載力下降,最終均表現(xiàn)為受彎破壞。

從圖4可以看出,試件SSB-2裂縫密度大于試件SSB-1,即試件SSB-2裂縫的間距小于試件SSB-1的裂縫間距?；炷烈砭壈迨芾茐氖怯捎诳辜暨B接件傳遞剪切力,在混凝土中產(chǎn)生拉應(yīng)力所導(dǎo)致的,試件SSB-1抗剪連接件的數(shù)量多于試件SSB-2,從而影響了裂縫間距。

2個試件主要試驗結(jié)果見表3所列。表3中:Pcr為開裂荷載;Py為屈服荷載;Pu為組合梁承載力下降時的極限荷載;δcr、δy、δu為與荷載相對應(yīng)的撓度。2個試件屈曲破壞時Pu相近,試件SSB-1的Pcr小于試件SSB-2,但其Py大于試件SSB-2。

表3 2個試件主要試驗結(jié)果

2個試件的荷載-相對滑移曲線如圖5所示。

圖5 2個試件的荷載-滑移曲線

從圖5可以看出:試件SSB-1初期彈性階段時沿組合梁跨度方向各處的滑移呈線性增長,且符合彈性階段組合梁支座處滑移最大、跨中滑移最小的規(guī)律[1];由于出筋構(gòu)造使得疊合板整體性能更好,導(dǎo)致當(dāng)荷載水平較低時,試件SSB-2支座處滑移并未出現(xiàn)增長,且1/4凈跨處滑移量大于支座處;隨著荷載增加,試件SSB-2整體滑移量大于試件SSB-1,這是由于角鋼連接件作為抗剪連接件起到減小滑移量的作用,從而使得試件的附加撓度變小。

2個試件荷載-跨中撓度曲線如圖6所示,跨中截面沿高度方向的應(yīng)變分布如圖7所示。

圖6 2個試件的荷載-跨中撓度曲線

圖7 2個試件的跨中應(yīng)變沿截面高度分布

由圖6可知:在加載初期,2個試件的荷載-撓度曲線呈線性關(guān)系且?guī)缀跻恢?在混凝土開裂后,試件SSB-1的撓度增長速率小于試件SSB-2。根據(jù)負彎矩折減剛度計算公式[2],因為角鋼連接件可減小附加撓度,減小折減剛度系數(shù),所以試件SSB-1抗彎剛度大于試件SSB-2。

從圖7可以看出,截面應(yīng)變沿高度方向呈非線性分布,呈拋物線變化,平截面假定無法成立。其主要原因如下:① 跨中混凝土板與鋼梁的交界面處滑移最小,但滑移應(yīng)變最大,使得交界面處產(chǎn)生應(yīng)變突變,試件SSB-2的應(yīng)變突變非常明顯;② 由于疊合板中存在剪力滯的影響,造成混凝土板的縱向拉應(yīng)變在板的橫截面上分布不均勻,以至于距疊合板中心位置越遠,混凝土所受拉應(yīng)變越小。

從圖7還可以看出,在混凝土開裂前,試件SSB-2的疊合板縱向拉應(yīng)變小于試件SSB-1。鋼梁與混凝土之間的自由滑動可以釋放混凝土的受拉應(yīng)力,降低混凝土開裂風(fēng)險。角鋼連接件可以減小混凝土與鋼梁之間的相對滑移,限制了兩者的自由滑動,最終導(dǎo)致試件SSB-1的混凝土先于試件SSB-2開裂。

3 彈性抗彎剛度計算

試件SSB-1、SSB-2極限彈性狀態(tài)均由鋼梁翼緣屈服控制,其彎矩Meu的計算公式[1]為:

Meu=

(5)

其中:As為鋼梁截面面積;Is為鋼梁自身的截面慣性矩;Ws為鋼梁截面抵抗矩;h為鋼梁高度;y0=yr+ys,yr、ys分別為鋼筋、鋼梁形心到混凝土板與鋼梁交界面的距離。

本文彈性抗彎剛度計算采用文獻[2]中負彎矩區(qū)鋼-混凝土組合梁折減剛度表達式,只考慮鋼梁與混凝土板之間相對滑移的影響以及鋼筋與混凝土板之間黏結(jié)滑移效應(yīng)的影響,不考慮混凝土板對剛度的貢獻及角鋼連接件對滑移的影響,則計算公式適用于試件SSB-2。

2個試件撓度、剛度計算結(jié)果見表4所列。表4中:P為極限彈性承載力;δ1為試件的跨中撓度試驗值;δ2為試件SSB-2未考慮滑移的跨中撓度計算值;Δδ為附加撓度;δ3為試件SSB-2考慮滑移后跨中撓度計算值;(EI)1為試驗剛度;(EI)2為計算剛度。

考慮滑移后試件SSB-2的跨中撓度及抗彎剛度計算值與試驗值吻合度良好,驗證了理論計算符合實際情況,故可通過試件SSB-2的計算值與試件SSB-1的試驗值相對比。由表4可知,混凝土板開裂后試件SSB-1的抗彎剛度相對于試件SSB-2提高23%。因此,在疊合底板中預(yù)埋角鋼連接件對試件的抗彎剛度增加有顯著作用。

表4 試件撓度、剛度計算結(jié)果對比

本文引入真實剪力連接度概念。當(dāng)縱向鋼梁上有角鋼與栓釘2種抗剪連接件時,兩者將共同分擔(dān)縱向剪力,則栓釘所承擔(dān)的剪力將小于實際縱向剪力。按照文獻[19]計算組合梁完全抗剪時,所需完全抗剪的栓釘數(shù)量降低,從而使得真實剪力連接度小于計算的栓釘剪力連接度。若組合梁內(nèi)部只含栓釘抗剪連接件,則真實剪力連接度等于計算值。因此,試件SSB-1計算值小于表1中真實值,試件SSB-2計算值等于表1中真實值。

4 有限元模擬與分析

采用ABAQUS軟件對試件SSB-1進行有限元模擬,并與試驗組進行對比。考慮到角鋼連接件在組合梁中承擔(dān)混凝土與鋼梁界面的部分縱向剪力,為研究角鋼連接件抗剪性能的強弱,通過減小真實剪力連接度,對不出筋含角鋼連接件的疊合板組合梁進行參數(shù)化分析,具體組合梁參數(shù)見表5所列。

表5 有限元模擬試件參數(shù)信息

試件荷載-跨中撓度曲線有限元模擬與試驗結(jié)果對比如圖8所示。

從圖8a可以看出,有限元結(jié)果與試驗結(jié)果幾乎吻合,證明了模型的合理性。

從圖8b可以看出,當(dāng)栓釘?shù)募袅B接度從1.06降低到0.69時,試件SSB-5相對于試件SSB-3從完全抗剪降為部分抗剪時,抗彎剛度發(fā)生降低,但試件SSB-4相對于試件SSB-1的抗彎剛度并未發(fā)生太大變化。

圖8 試件荷載-跨中撓度曲線有限元模擬與試驗結(jié)果對比

文獻[22]研究發(fā)現(xiàn),抗彎剛度隨著剪力連接度的增大而增大,當(dāng)剪力連接度超過2時,剪力連接度對抗彎剛度的影響不明顯。本文中試件SSB-1、SSB-4的真實剪力連接度均超過2,驗證了角鋼連接件使栓釘剪力連接度的計算值小于真實值。

有限元模擬下不同剪力連接度疊合板組合梁的屈服特征值及抗彎剛度見表6所列。試件SSB-3、SSB-4相對于試件SSB-5的抗彎剛度分別增加6%、12%,由此可知,疊合底板中預(yù)埋角鋼連接件對試件剛度的提升效果更顯著。

表6 不同剪力連接度試件的屈服特征值及剛度

5 結(jié) 論

本文對組合梁進行單點靜力加載試驗,在試驗基礎(chǔ)上,對不同剪力連接度的組合梁進行數(shù)值模擬對比,得出以下結(jié)論:

(1)相對于出筋疊合底板,在疊合底板中加入角鋼連接件會增大混凝土板橫向開裂風(fēng)險、減小縱向開裂風(fēng)險,對試件的極限承載力影響不大。

(2)將負彎矩區(qū)鋼-混凝土組合梁折減剛度公式得到的計算值與試驗值進行對比,結(jié)果驗證了在疊合底板中預(yù)埋角鋼連接件可以提高組合梁的抗彎剛度。

(3)有限元模擬結(jié)果表明,預(yù)埋角鋼連接件可以減少完全抗剪所需的栓釘數(shù)量,按相關(guān)規(guī)范計算的栓釘剪力連接度低于真實值。與增加栓釘數(shù)量相比,增加一定數(shù)量的角鋼連接件對疊合板組合梁抗彎剛度的提升效果更加顯著。