部分包覆鋼-混凝土組合梁受彎承載能力及變形能力試驗(yàn)研究*

李 煒， 陳以一

(1 同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院(集團(tuán))有限公司， 上海 200092； 2 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院， 上海 200092； 3 上海杉達(dá)學(xué)院， 上海 201209)

0 引言

部分包覆鋼-混凝土組合構(gòu)件(Partially-Encased Composite Steel and Concrete Members，簡(jiǎn)稱(chēng)PEC構(gòu)件)由H形截面的主鋼件及翼緣和腹板間填筑的混凝土組成。該截面最早由歐洲學(xué)者提出，主鋼件一般采用型鋼，混凝土主要用于提高主鋼件的耐火能力，且截面設(shè)置了箍筋、抗剪鍵和縱筋(圖1(a))。隨著研究的深入，混凝土的加入還提高了截面的抗屈曲能力、承載力及剛度[1]。1996年，加拿大Canam公司提出一種改進(jìn)形式的截面，將普通型鋼替換為焊接薄壁H型鋼，并在H型鋼翼緣間設(shè)置連桿(Link)來(lái)改善翼緣的屈曲性能(圖1(b))[2]。此截面經(jīng)改進(jìn)后，構(gòu)造更為簡(jiǎn)單，且提高了主鋼件翼緣板抗屈曲性能。

圖1 部分包覆組合構(gòu)件截面形式

早期連桿為一根直桿的鋼筋，其兩端與上下翼緣焊接。由于焊縫朝向腹板一側(cè)施焊困難，導(dǎo)致焊縫質(zhì)量不能保證設(shè)計(jì)承載力的要求，在試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)連桿與翼緣斷開(kāi)，進(jìn)而導(dǎo)致上下翼緣失去面外的拉結(jié)約束[3]。同時(shí)，混凝土在彎剪作用下會(huì)產(chǎn)生斜裂縫?；谝陨显?，對(duì)連桿的形式進(jìn)行了改進(jìn)，提出了C型與X型連桿[4]。

R Kindmann和R Bergmann[1]在1993年對(duì)12根部分包覆組合梁進(jìn)行了試驗(yàn)研究，考察了部分組合梁的抗彎性能、抗剪性能及鋼-混凝土滑移效應(yīng)，同時(shí)提出了相關(guān)承載能力計(jì)算公式。結(jié)果表明：如僅考慮混凝土對(duì)鋼梁翼緣屈曲的有利作用而不考慮其對(duì)承載能力的貢獻(xiàn)，得到的計(jì)算結(jié)果偏于保守；考慮混凝土對(duì)承載力的貢獻(xiàn)后，承載能力能高出22%～29%。

IM Assi和SM Abed等[5]在2002年對(duì)12根部分包覆組合梁進(jìn)行了試驗(yàn)研究。將腹板兩側(cè)的混凝土替換為輕骨料混凝土，并將試驗(yàn)結(jié)果與填筑了普通混凝土的組合梁及純鋼梁進(jìn)行了對(duì)比。結(jié)果表明：部分組合截面相比于純鋼截面，其剛度與承載力都有提高，混凝土對(duì)截面極限承載力有重要的貢獻(xiàn)；采用輕骨料混凝土的構(gòu)件自重較輕，承載力沒(méi)有明顯的變化。

Tremblay等[6]在2000年對(duì)11根大寬厚比帶連桿的部分包覆組合柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)研究。結(jié)果表明：組合柱的破壞模式為鋼截面翼緣屈曲伴隨著混凝土的壓潰，連桿對(duì)組合柱的性能有較大影響，連桿間距增大時(shí)，組合柱延性降低，承載力在達(dá)到極值后下降迅速。

為了保證連桿與翼緣的焊接質(zhì)量，高志軍[7]對(duì)連桿的連接形式進(jìn)行了改進(jìn)。改進(jìn)后的截面在翼緣板上開(kāi)孔，連桿穿孔后在翼緣內(nèi)外兩側(cè)焊接。試驗(yàn)表明這種連接形式是有效的，但加工較為復(fù)雜。

迄今為止，對(duì)部分組合結(jié)構(gòu)的研究更多集中于柱，對(duì)梁的試驗(yàn)較少，構(gòu)造參數(shù)對(duì)性能影響的研究還不充分。本文從翼緣寬厚比、混凝土類(lèi)型及連桿的形式入手，研究不同參數(shù)的部分包覆組合梁在純彎及剪彎受力狀態(tài)下的單調(diào)受力性能。分析試件的承載能力，將其與理論值對(duì)比，并分析影響試件延性的相關(guān)因素。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本文總結(jié)10根梁試件的試驗(yàn)結(jié)果。試件的總長(zhǎng)度有兩種規(guī)格，分別為1.81，1.06m，除去兩側(cè)端板各30mm及加勁段各125mm，試驗(yàn)段長(zhǎng)度分別為1.5，0.75m(圖2)。

圖2 鋼梁幾何尺寸

試件采用了不同形式的連桿，分別為C型連桿及X型連桿。C型連桿即連桿彎折成槽形，通過(guò)兩端的平直段與上下翼緣焊接；X型連桿則布置在上下翼緣間，呈45°布置并設(shè)置一定的平直段與翼緣焊接，連桿全長(zhǎng)不間斷。C型連桿間距與翼緣寬度之比為0.64，1.2及1.28，X型連桿間距與翼緣寬度之比為1.4。所有試件截面均在四角配置了直徑為10的縱筋，縱筋兩端90°彎折后焊于兩側(cè)端板上。試件幾何尺寸及截面詳細(xì)構(gòu)造見(jiàn)圖3與表1。

試件幾何參數(shù) 表1

圖3 試件構(gòu)造

混凝土澆筑時(shí)利用主鋼件作為澆筑模板，待腹板一側(cè)混凝土凝結(jié)后再澆筑另一側(cè)混凝土。主鋼件鋼材采用Q345B，鋼筋采用HRB335，混凝土采用C30商品混凝土及輕骨料混凝土LC20，材料實(shí)測(cè)力學(xué)性能指標(biāo)詳見(jiàn)表2與表3。

材料力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果 表2

混凝土立方體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果 表3

1.2 試驗(yàn)裝置及加載制度

加載力學(xué)簡(jiǎn)圖及試驗(yàn)裝置圖分別見(jiàn)圖4、圖5。該加載裝置主要由鋼柱、鋼梁及液壓伺服加載系統(tǒng)構(gòu)成。兩端作動(dòng)器上下運(yùn)動(dòng)，拉動(dòng)鋼梁繞著鋼柱頂端的銷(xiāo)軸旋轉(zhuǎn)。鋼柱2的耳板上開(kāi)設(shè)橢圓形孔，使鋼梁2能沿水平方向適當(dāng)移動(dòng)。當(dāng)面向裝置時(shí)，定義試件表面為南面，背面為北面，右側(cè)為東側(cè)，左側(cè)為西側(cè)。圖4、圖5的中間水平尺寸為試驗(yàn)段長(zhǎng)度(表1)加上兩端加勁部分長(zhǎng)度(圖2)。

圖4 加載力學(xué)簡(jiǎn)圖

圖5 試驗(yàn)裝置圖

試件采用兩種不同的加載方式，即對(duì)稱(chēng)加載與反對(duì)稱(chēng)加載。對(duì)稱(chēng)加載時(shí)，兩作動(dòng)器同時(shí)施加拉力(向下)，并保持力大小相等，試件處于純彎受力狀態(tài)。反對(duì)稱(chēng)加載時(shí)，兩作動(dòng)器一拉一壓(一下一上)，并保持力大小相等，試件處于剪彎受力狀態(tài)，反彎點(diǎn)位于試件段跨中。

試驗(yàn)前需要計(jì)算理論屈服荷載及對(duì)應(yīng)的位移，作動(dòng)器在屈服荷載前采用力控制模式，到達(dá)屈服荷載后作動(dòng)器改為位移控制模式并繼續(xù)加載至試件破壞[9]。本試驗(yàn)裝置下，試件試驗(yàn)段端部彎矩M與作動(dòng)器荷載F之間的關(guān)系為如下：

對(duì)稱(chēng)加載時(shí)：

M=1.015F

(1)

反對(duì)稱(chēng)加載、試驗(yàn)段長(zhǎng)為1.5m時(shí)：

M=0.583F

(2)

反對(duì)稱(chēng)加載、試驗(yàn)段長(zhǎng)為0.75m時(shí)：

M=0.409F

(3)

1.3 測(cè)試內(nèi)容

本試驗(yàn)通過(guò)測(cè)量試件位移來(lái)反算試件轉(zhuǎn)角。試件位移計(jì)的布置如圖6(a)所示。試件應(yīng)變片的布置圖如圖6(b)所示，其中B代表主鋼件上下翼緣處的應(yīng)變片，S代表連桿及鋼筋上的應(yīng)變片，連桿的應(yīng)變片布置在截面高度中心處。括號(hào)內(nèi)代表試件背面相應(yīng)位置的測(cè)點(diǎn)編號(hào)。

圖6 測(cè)點(diǎn)布置圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

CS-5C-D試件彎矩達(dá)到32.5kN·m時(shí)，試件西側(cè)北面觀察到了混凝土豎向裂縫，緊接著試件兩端及南面陸續(xù)觀察到了裂縫，裂縫不斷密集；彎矩達(dá)到78.2kN·m后，裂縫逐漸變長(zhǎng)，且寬度變寬；彎矩達(dá)到108.6kN·m時(shí)，應(yīng)變片數(shù)值顯示受拉翼緣達(dá)到屈服；彎矩達(dá)到134kN·m時(shí)，受壓翼緣屈服；彎矩達(dá)到139kN·m時(shí)，初步判斷試件已經(jīng)屈服。在該級(jí)荷載之前，未發(fā)現(xiàn)混凝土有壓潰跡象，主鋼件的翼緣也未屈曲，混凝土裂縫以豎向裂縫為主。

將作動(dòng)器改為位移控制模式繼續(xù)加載。CS-5C-D試件彎矩達(dá)到165.5kN·m時(shí)，試件西側(cè)北面的受壓翼緣屈曲，緊接著東側(cè)北面、西側(cè)南面處受壓翼緣陸續(xù)屈曲；彎矩達(dá)到171.5kN·m時(shí)，屈曲翼緣附近的混凝土開(kāi)始?jí)簼兟洹ｋS著試驗(yàn)加載，試件變形增大，混凝土裂縫不斷發(fā)展，混凝土壓潰也越嚴(yán)重。彎矩達(dá)到180.6kN·m時(shí)，大塊混凝土剝落，隨后試件彎矩達(dá)到峰值(181.7kN·m)并開(kāi)始下降；彎矩下降至156.3kN·m時(shí)，大面積混凝土已經(jīng)剝落，翼緣鼓曲明顯。由于混凝土整體性破壞，主鋼件抗扭性能降低，試驗(yàn)后期觀測(cè)到主鋼件平面外的扭轉(zhuǎn)。試驗(yàn)結(jié)束后，CS-5C-D試件情況如圖7所示。

圖7 CS-5C-D試件加載結(jié)束時(shí)的狀況

圖8為CS-5C-D試件的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，橫坐標(biāo)為試驗(yàn)段兩端轉(zhuǎn)角的平均值，縱坐標(biāo)為試驗(yàn)段兩端彎矩的平均值。轉(zhuǎn)角、彎矩均以正向加載時(shí)產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角、彎矩為正。試驗(yàn)后期，混凝土的損傷會(huì)引起試件剛度分布不均，位移控制模式下作動(dòng)器的荷載會(huì)出現(xiàn)偏差。兩作動(dòng)器荷載偏離平均值5%時(shí)，認(rèn)為試件無(wú)法達(dá)到預(yù)期的受力條件，相關(guān)曲線用虛線表示。圖中兩條水平線代表按邊緣屈服準(zhǔn)則計(jì)算得到的理論屈服承載力My及按全截面塑性準(zhǔn)則計(jì)算得到的理論極限承載力Mu。理論承載力的計(jì)算方法將在第2.2節(jié)敘述。

圖8 CS-5C-D試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線圖

CQ-C-D-tf10試件彎矩達(dá)到58.9kN·m時(shí)，試件西側(cè)南面觀察到了混凝土豎向裂縫，緊接著試件中部及北面陸續(xù)觀察到了裂縫，裂縫不斷密集；彎矩達(dá)到81.2kN·m后，裂縫逐漸變長(zhǎng)，且寬度變寬；彎矩達(dá)到144.1kN·m時(shí)，應(yīng)變片數(shù)值顯示受拉翼緣達(dá)到屈服；彎矩達(dá)到160.4kN·m時(shí)，受壓翼緣屈服；彎矩達(dá)到180.7kN·m時(shí)，初步判斷試件已經(jīng)屈服。在該級(jí)荷載之前，未發(fā)現(xiàn)混凝土有壓潰跡象，主鋼件的翼緣也未屈曲，混凝土裂縫以豎向裂縫為主。

將作動(dòng)器改為位移控制模式繼續(xù)加載。CQ-C-D-tf10試件彎矩達(dá)到189.8kN時(shí)，試件北面的混凝土有壓潰跡象，緊接著多處出現(xiàn)壓潰跡象，但受壓翼緣并未屈曲；彎矩達(dá)到235.5kN·m時(shí)，混凝土開(kāi)始剝落；直至彎矩達(dá)到250.7kN·m，西側(cè)北面的受壓翼緣屈曲，同時(shí)，組合梁發(fā)生了整體性的扭轉(zhuǎn)。隨著加載繼續(xù)，東側(cè)北面、西側(cè)南面及北面跨中的受壓翼緣均發(fā)生了屈曲，此階段受壓翼緣鼓曲幅度均小于翼緣寬厚比為17.21εk的試件。彎矩達(dá)到264.9kN·m后開(kāi)始下降，此后跨中翼緣屈曲加劇且混凝土大面積剝落。試驗(yàn)結(jié)束后，CQ-C-D-tf10試件情況如圖9所示，圖10為CQ-C-D-tf10試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。

圖9 CQ-C-D-tf10試件加載結(jié)束時(shí)的狀況

圖10 CQ-C-D-tf10試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線圖

CQ-X-F試件彎矩達(dá)到32.6kN·m時(shí)，試件西側(cè)北面觀察到了混凝土斜向裂縫，隨著彎矩加載直至121.8kN·m，裂縫逐漸出現(xiàn)在試件兩端。試件東側(cè)的斜裂縫朝向均相同且與西側(cè)斜裂縫的朝向相反。相比于純彎試件較為密集的裂縫，彎剪試件的混凝土裂縫較為稀疏。彎矩達(dá)到128.3kN·m后，應(yīng)變片數(shù)值顯示受拉翼緣達(dá)到屈服。彎矩達(dá)到154.5kN·m時(shí)，受壓翼緣屈服。彎矩達(dá)到157.4kN·m時(shí)，初步判斷試件已經(jīng)屈服。在該級(jí)荷載之前，未發(fā)現(xiàn)混凝土有壓潰跡象，主鋼件的翼緣也未屈曲，混凝土裂縫以斜向裂縫為主。

將作動(dòng)器改為位移控制模式繼續(xù)加載。CQ-X-F試件彎矩達(dá)到186.6kN·m時(shí)，試件西側(cè)北面的受壓翼緣屈曲，緊接著東側(cè)受壓翼緣陸續(xù)屈曲。相比于純彎試件的受壓翼緣在梁長(zhǎng)范圍均會(huì)發(fā)生屈曲，彎剪試件的受壓翼緣僅在試件兩端屈曲。翼緣屈曲的同時(shí)伴隨著相鄰處混凝土的壓潰。彎矩達(dá)到191.2kN·m時(shí)，受拉翼緣在邊緣處拉裂，彎矩也達(dá)到了峰值。隨著加載繼續(xù)，受拉翼緣裂縫逐漸開(kāi)展至腹板附近，試驗(yàn)終止。試驗(yàn)結(jié)束后，CQ-X-F試件情況如圖11所示，圖12為CQ-X-F試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。

圖11 CQ-X-F試件加載結(jié)束時(shí)的狀況

圖12 CQ-X-F試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線圖

DS-C-F試件彎矩達(dá)到45kN·m時(shí)，試件西側(cè)北面觀察到了混凝土斜向裂縫，隨著彎矩加載直至102.3kN·m，裂縫逐漸出現(xiàn)在試件兩端。試件東側(cè)的斜裂縫朝向均相同且與西側(cè)斜裂縫的朝向相反。彎矩達(dá)到115kN·m后，應(yīng)變片數(shù)值顯示受拉翼緣達(dá)到屈服。彎矩達(dá)到136.6kN·m時(shí)，受壓翼緣屈服。彎矩達(dá)到147.2kN·m時(shí)，初步判斷試件已經(jīng)屈服。在該級(jí)荷載之前，未發(fā)現(xiàn)混凝土有壓潰跡象，主鋼件的翼緣也未屈曲，混凝土裂縫以斜向裂縫為主。

將作動(dòng)器改為位移控制模式繼續(xù)加載。DS-C-F試件彎矩達(dá)到157kN·m時(shí)，斜裂縫迅速發(fā)展并上下貫通，受壓區(qū)混凝土壓潰，混凝土表面也凸出主鋼件寬度以外；彎矩達(dá)到172.2kN·m時(shí)，西側(cè)北面受壓翼緣屈曲，緊接著東側(cè)受壓翼緣陸續(xù)屈曲，翼緣屈曲的同時(shí)伴隨著相鄰處混凝土的壓潰；彎矩在179.1kN·m時(shí)達(dá)到峰值并開(kāi)始下降，混凝土表面凸出主鋼件寬度非常明顯。兩端作動(dòng)器荷載逐漸下降直至試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)結(jié)束后，DS-C-F試件情況如圖13所示，圖14為DS-C-F試件的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。

圖13 DS-C-F試件加載結(jié)束時(shí)的狀況

圖14 DS-C-F試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線圖

CS-C-D，CS-X-D與CQ-5-D試件的試驗(yàn)現(xiàn)象及彎矩-轉(zhuǎn)角曲線與CS-5C-D試件類(lèi)似，CS-X-F與CS-C-F試件的試驗(yàn)現(xiàn)象及彎矩-轉(zhuǎn)角曲線與CQ-X-F試件類(lèi)似，DS-X-F試件的試驗(yàn)現(xiàn)象及彎矩-轉(zhuǎn)角曲線與DS-C-F試件類(lèi)似。

綜合各試件的試驗(yàn)現(xiàn)象及彎矩-轉(zhuǎn)角曲線可知：純彎試件受彎時(shí)，受拉區(qū)混凝土開(kāi)裂，中性軸上移，受拉翼緣較受壓翼緣更早屈服；當(dāng)受壓翼緣屈服時(shí)，試件所受彎矩已達(dá)到My；當(dāng)試件所受彎矩達(dá)到Mu時(shí)，翼緣未鼓曲，混凝土也未壓潰，可見(jiàn)混凝土提高了翼緣的屈曲承載力。對(duì)于翼緣寬厚比為17.21εk的試件，翼緣鼓曲早于混凝土壓潰發(fā)生，伴隨著翼緣鼓曲越加明顯，混凝土壓潰也更嚴(yán)重；翼緣寬厚比為10.30εk的試件，混凝土壓潰早于翼緣鼓曲發(fā)生，混凝土嚴(yán)重壓潰后才觀察到翼緣鼓曲；當(dāng)混凝土大面積剝落時(shí)，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線往往開(kāi)始進(jìn)入下降段。

對(duì)比不同剪跨比的剪彎試件，剪跨比為3的試件，其破壞模式仍以彎曲破壞為主，體現(xiàn)為試驗(yàn)段端截面混凝土的壓潰與受壓翼緣的屈曲；剪跨比為1.5的試件，其破壞模式則以彎剪破壞為主，混凝土斜裂縫貫穿截面。區(qū)別于純彎試件的正截面裂縫，剪彎試件的裂縫以混凝土斜向裂縫為主。

2.2 試件承載能力

采用邊緣屈服準(zhǔn)則計(jì)算理論屈服承載力My時(shí)，假定混凝土與主鋼件共同工作，全截面的應(yīng)變分布遵守平截面假定?？紤]開(kāi)裂對(duì)中性軸的影響，不考慮受拉區(qū)混凝土的貢獻(xiàn)，考慮縱筋與受壓區(qū)混凝土對(duì)承載能力的貢獻(xiàn)。鋼材抗拉、抗壓強(qiáng)度采用材性試驗(yàn)得到的屈服應(yīng)力，混凝土抗壓強(qiáng)度采用立方體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)得到的抗壓強(qiáng)度乘以0.67轉(zhuǎn)換成的軸心抗壓強(qiáng)度。邊緣屈服準(zhǔn)則截面應(yīng)力見(jiàn)圖15。

圖15 邊緣屈服準(zhǔn)則截面應(yīng)力圖

采用全截面塑性準(zhǔn)則計(jì)算理論屈服承載力Mu時(shí)，假定鋼材與鋼筋均達(dá)到各自的抗壓、抗拉屈服強(qiáng)度，混凝土亦達(dá)到了自身的抗壓強(qiáng)度，不計(jì)受拉區(qū)混凝土的貢獻(xiàn)。全截面塑性準(zhǔn)則截面應(yīng)力如圖16所示。

圖16 全截面塑性準(zhǔn)則截面應(yīng)力圖

試件實(shí)測(cè)屈服彎矩My,t可根據(jù)R.Park法(圖17)從試驗(yàn)曲線中得到；試件實(shí)測(cè)極限彎矩Mu,t為試驗(yàn)實(shí)測(cè)達(dá)到的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線上的極限值，取試件兩端彎矩的平均值，所得結(jié)果見(jiàn)表4。

圖17 R.Park法確定屈服位移

試件承載能力理論值與試驗(yàn)值比較 表4

2.3 試件延性

采用延性系數(shù)來(lái)反映試件的塑性變形能力，其被定義為：

(4)

式中θu和θy分別代表屈服轉(zhuǎn)角與極限轉(zhuǎn)角，可參考R.Park法(圖17)確定。由試驗(yàn)曲線確定峰值荷載Mmax，作水平線M=0.6Mmax交曲線于C點(diǎn)，連接并延長(zhǎng)OC交水平線M=Mmax于點(diǎn)A。過(guò)點(diǎn)A做垂線交曲線于點(diǎn)B，B點(diǎn)即為等效屈服點(diǎn)。做水平線M=0.85Mmax交曲線于點(diǎn)D，D點(diǎn)對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角即為極限轉(zhuǎn)角，對(duì)應(yīng)的彎矩此處稱(chēng)為破壞彎矩。試件延性計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表5。

試件延性 表5

由表5可知，部分包覆組合梁試件延性系數(shù)在9.84～21.32間，均具有較好的延性。配置了C型連桿或X型連桿的試件，延性系數(shù)沒(méi)有顯著區(qū)別。對(duì)比配置了不同混凝土的試件，LC20混凝土的試件延性略低于C30混凝土的試件(如CQ-5C-D試件延性略低于CS-5C-D，CQ-X-F試件延性略低于CS-X-F)，但從極限轉(zhuǎn)角和延性系數(shù)兩個(gè)指標(biāo)看，都能支持構(gòu)件發(fā)展足夠的塑性變形，說(shuō)明使用LC20混凝土以減輕構(gòu)件自重不會(huì)影響結(jié)構(gòu)安全所需的構(gòu)件性能。剪跨比為3的剪彎試件，延性系數(shù)與純彎試件接近，在10.79～13.71間；剪跨比為1.5的剪彎試件，延性系數(shù)在16.57～21.32間，其好于剪跨比為3的剪彎試件，說(shuō)明混凝土剪彎破壞后，主鋼件對(duì)延性開(kāi)展發(fā)揮了重要作用。試驗(yàn)還比較了不同的翼緣寬厚比參數(shù)，寬厚比較小的試件延性比寬厚比較大的試件好。相關(guān)對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表6～8。

不同連桿形式試件的延性 表6

不同混凝土類(lèi)型試件的延性 表7

不同翼緣寬厚比純彎試件的延性 表8

2.4 正則化彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

對(duì)所有試件數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行處理，曲線縱坐標(biāo)為試件彎矩值除以邊緣屈服準(zhǔn)則下的抗彎承載力理論值；橫坐標(biāo)為試件轉(zhuǎn)角值除以屈服轉(zhuǎn)角理論值，曲線如圖18所示。

圖18 正則化彎矩-轉(zhuǎn)角曲線圖

由圖18可知，所有試件的彎矩在小于屈服彎矩時(shí)表現(xiàn)基本一致，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線呈線性發(fā)展；采用LC20混凝土的試件(CQ-X-F與CQ-5C-D)相比于采用C30混凝土的試件，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線較早進(jìn)入下降段；翼緣寬厚比為10.30εk的試件相比于翼緣寬厚比為17.21εk的試件，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線較晚進(jìn)入下降段。配置了不同連桿形式的試件，在其余參數(shù)相同的情況下，由于混凝土損傷的隨機(jī)性，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線有所區(qū)別，但基本類(lèi)似。

3 結(jié)論

(1)混凝土的引入不僅能提高翼緣板的屈曲承載力，還能提高構(gòu)件的承載能力。在本試驗(yàn)翼緣寬厚比的范圍內(nèi)(表1)，翼緣在達(dá)到理論極限承載力Mu前沒(méi)有發(fā)生屈曲?；炷羾?yán)重剝落后，試件承載力下降。

(2)試件屈服荷載與按邊緣屈服準(zhǔn)則計(jì)算得到的理論屈服承載力My的比值在1.01～1.4間，與計(jì)算值較為吻合；試件極限荷載與按全截面塑性準(zhǔn)則計(jì)算得到的理論極限承載力Mu的比值在1.15～1.36間。

(3)本試驗(yàn)中連桿間距與翼緣寬度的比值為0.64，1.28及1.4，相同受力條件下的試件延性基本處于同一水平；采用LC20混凝土的試件延性雖然比采用C30混凝土的試件延性低，但仍有較高延性；翼緣寬厚比較小的試件延性比寬厚比較大的試件好。本試驗(yàn)中部分包覆鋼-混凝土組合梁延性系數(shù)為9.84～21.32，具有良好的變形性能。