腹板兩側(cè)部分填充混凝土新型預制組合梁受彎性能試驗研究*

辛 力, 劉 源, 姚怡帆, 史生志, 廖含喻

(1 中國建筑西北設(shè)計研究院有限公司，西安 710018；2 長安大學建筑工程學院，西安 710061)

0 引言

鋼-混凝土組合梁同時集中了混凝土受壓承載力高和型鋼受拉承載力高的優(yōu)點,具有承載力高、剛度大、抗震性能好、施工方便等優(yōu)點[1]。部分外包混凝土組合梁是指在工字鋼兩側(cè)或上、下翼緣配置抗剪連接件,并在腹部填充混凝土而成的鋼-混凝土組合梁[2]。腹部填充混凝土有效地防止了鋼梁翼緣的屈曲,提高了組合梁的耐火、耐腐蝕等性能[3],同時鋼梁也延緩了混凝土的開裂,承載能力和延性性能較傳統(tǒng)的鋼-混凝土組合梁有較大提高[4]。

對于部分外包混凝土組合梁,國內(nèi)學者就組合梁的正截面承載能力[5-7]、斜截面承載能力[8-10]、耐火性能[11]和抗剪連接件[12-13]等展開了大量研究,結(jié)果表明各種形式的部分外包混凝土組合梁具有優(yōu)良的力學性能。但外包混凝土組合梁由于在鋼梁腹部或鋼梁外澆筑混凝土,增大了梁的自重,且制作工序較普通鋼筋混凝土梁和傳統(tǒng)鋼-混凝土組合梁更為復雜,對制作有較高要求,而且運輸和裝配難度更大,使得制作、運輸成本大大提高。為了解決此問題,張流芳等[14]在部分預制、部分封閉的組合梁(PPEC)內(nèi)設(shè)置中空或者填充輕質(zhì)填充物,達到削減自重、降低建筑成本、提高承載力的作用。楊勇等[15]運用輕骨料混凝土,完成了8個鋼-閉口型壓型鋼板輕骨料混凝土組合梁試件的靜力試驗,達到了試件的減重效果,力學性能表現(xiàn)良好。但總體而言,在不削弱構(gòu)件截面承載力的情況下,降低組合梁成本及自重的研究較少。

本文結(jié)合學者們過往的研究,提出腹板兩側(cè)部分填充混凝土的新型預制組合梁,其特點在于僅在鋼梁腹板上、下翼緣處填充一定厚度的混凝土,而在鋼梁中和軸附近填充抗火巖棉板。這種設(shè)計可減少混凝土用量,大幅降低結(jié)構(gòu)自重,降低工程造價。本文對這種新型預制組合梁進行受彎性能試驗,研究新型預制組合梁的正截面受彎性能和承載力,以及兩側(cè)填充混凝土厚度對試驗梁受彎承載力和延性性能的影響。

1 試驗研究

1.1 試件設(shè)計

本試驗設(shè)計并制作兩個新型預制組合梁試件NPEC1、NPEC2,同時制作兩個對比試件CB1及PEC1,其中試件CB1為工字形鋼梁,在支座及加載點處焊接有橫向加勁肋;試件PEC1為腹板兩側(cè)全部澆筑混凝土的組合梁(部分外包混凝土組合梁)。新型預制組合梁試件NPEC1、NPEC2腹板兩側(cè)對稱焊接異形箍筋,抗火巖棉板內(nèi)置于箍筋及縱筋綁扎形成的鋼筋骨架之內(nèi),腹板兩側(cè)剩余空間內(nèi)澆筑并填充混凝土,混凝土僅在上、下翼緣內(nèi)側(cè)填充一定的厚度,并在巖棉板表面覆蓋一層15mm的保護層,上、下翼緣的混凝土及保護層通過異形箍筋相連,試件NPEC1截面形式及三維圖如圖1(a)及圖2所示。試件PEC1為傳統(tǒng)的部分外包混凝土組合梁,鋼梁腹板兩側(cè)焊接箍筋及縱筋,腹板兩側(cè)全部澆筑混凝土。在鋼梁腹板及翼緣內(nèi)側(cè)分別每隔300、150mm焊接有φ14×90的抗剪栓釘,其中腹板上的栓釘采用錯位焊接,避免同一腹板兩側(cè)均受焊接的影響,試件PEC1截面形式如圖1(b)所示。

圖1 截面形式示意圖

圖2 NPEC1三維圖

所有試件的工字鋼截面尺寸均為400mm×250mm×10mm×8mm,試件總長度為3.3m,兩支座之間長度為3.0m。選用強度等級為Q345的鋼材;箍筋直徑為6mm,縱筋直徑為8mm,箍筋及縱筋均選用HPB400級鋼筋,箍筋間距為150mm。所有組合梁均澆筑強度等級為C60的混凝土。試件NPEC1、NPEC2中翼緣內(nèi)側(cè)混凝土厚度分別為70、90mm;抗火巖棉板寬度選取90mm。所有試件設(shè)計參數(shù)如表1所示。

表1 試件設(shè)計參數(shù)

組合梁試件NPEC1、NPEC2內(nèi)混凝土的用量相較于試件PEC1分別降低了63.5%及53.1%,自重分別降低了50.67%及42.38%,腹板兩側(cè)部分填充混凝土組合梁與傳統(tǒng)部分外包混凝土組合梁相比提高了混凝土的使用效率。

1.2 測點布置

為了了解鋼梁、鋼筋、混凝土的受力情況,分別在鋼梁下翼緣、鋼梁腹部以及上、下翼緣內(nèi)側(cè)混凝土上布置應(yīng)變片,應(yīng)變片布置如圖3、4所示。鋼梁腹板布置應(yīng)變片P1～P6,用以驗證組合梁的平截面假定?？缰猩?、下翼緣內(nèi)側(cè)混凝土側(cè)面布設(shè)應(yīng)變片C1、C2,用以測量混凝土的縱向應(yīng)變;沿梁下翼緣布設(shè)應(yīng)變片S1～S3,以研究鋼梁的受力狀況,得到其屈服荷載。

圖3 組合梁預埋布置的應(yīng)變片位置示意

為了可靠地測量跨中撓度隨荷載的變化規(guī)律,去除可能發(fā)生的支座沉降對跨中撓度的影響,在兩端支座處各布置一個位移計W1、W2,用以測量支座的沉降值;在兩個集中荷載加載點分別布置一個位移計W3、W4,跨中布置一個位移計W5,用以測量試件跨間撓度。組合梁表面布置的應(yīng)變片及位移計具體布置見圖4。

圖4 組合梁表面布置的應(yīng)變片及位移計位置示意

1.3 試件制作及材性性能

在制作試件時,先將箍筋及縱筋點焊于腹板兩側(cè),再將抗火巖棉板粘結(jié)固定于異形箍筋內(nèi)側(cè),其余空間澆筑高強混凝土。在澆筑混凝土時,腹板兩側(cè)混凝土分兩次澆筑,將工字鋼腹板朝上平放,工字鋼梁兩端設(shè)置固定“C”形木模板,在一側(cè)澆筑后待其初凝,再反轉(zhuǎn)澆筑另一側(cè)。在另一側(cè)混凝土初凝后,將組合梁翼緣朝上放置,兩側(cè)混凝土同時養(yǎng)護,養(yǎng)護時間為28d以上。試件的制作及澆筑如圖5(a)、(b)所示。材性試驗制作的混凝土試塊為150mm×150mm×300mm的棱柱體試塊,其棱柱體抗壓強度見表2;材性試驗得到的鋼板、鋼筋的主要力學性能見表3及表4。

表2 混凝土力學性能

表3 型鋼的力學性能

表4 鋼筋的力學性

圖5 試件的制作及澆筑

本次試驗所用巖棉板又稱巖棉保溫裝飾板,如圖5 (c)所示,是以玄武巖為主要原材料,經(jīng)高溫熔融加工而成的無機纖維板,具有質(zhì)量輕、導熱系數(shù)小、吸熱、不燃等特點,符合《建筑絕熱材料的應(yīng)用類型和基本要求》(GB/T 17369—1998)[16]的規(guī)定。

1.4 加載方案及加載制度

試驗在加載反力架上進行,使用2 000kN液壓千斤頂對組合梁兩點對稱加載,試件梁與作動器之間布置長度為1500mm的分配梁,所有試件的剪跨比設(shè)置為3.12。對試驗梁進行兩點對稱加載,加載裝置見圖6。試驗采用“力-位移控制”加載,首先采用50kN分級加載;達到屈服荷載時,采用20kN分級加載;當臨近極限荷載時,采用10kN分級加載,直至峰值荷載。峰值荷載過后采用位移加載,當荷載下降至峰值荷載的85%時,停止加載。期間對結(jié)構(gòu)的裂縫及變形進行觀測記錄。

圖6 加載裝置

2 試驗結(jié)果分析與討論

2.1 破壞特征及混凝土裂縫分布

四個試件最終均發(fā)生彎曲破壞,試件破壞特征如圖7所示。新型組合梁試件NPEC1、NPEC2在達到開裂荷載時,跨中腹板處混凝土表面出現(xiàn)第一條豎向(沿梁截面高度)裂縫,裂縫寬度大約0.04mm。之后,試驗梁跨中下部混凝土表面陸續(xù)開始出現(xiàn)新的豎向裂縫,裂縫寬度和長度隨著荷載的增加不斷發(fā)展,同時在剪跨區(qū)也逐漸出現(xiàn)斜裂縫。在達到極限荷載的50%左右時,試件NPEC1、NPEC2分別在距離鋼梁下翼緣70、90mm處出現(xiàn)縱向(水平)裂縫。加載過程伴隨著鋼梁與混凝土粘結(jié)滑移失效而產(chǎn)生聲響。達到屈服荷載時,試件不再產(chǎn)生新裂縫。隨后梁端斜裂縫向著加載點不斷延伸。達到極限荷載時,裂縫寬度快速增大,最大裂縫寬度達到2.5mm,豎向裂縫大多發(fā)展至中性軸高度就不再繼續(xù),兩加載點中間的上翼緣混凝土起拱壓碎,同時鋼板發(fā)生屈曲,試件撓度和裂縫發(fā)展過大,產(chǎn)生較大變形,表明梁發(fā)生破壞。

圖7 試件破壞特征

傳統(tǒng)的部分外包混凝土組合梁試件PEC1的裂縫發(fā)展狀況與試件NPEC1、NPEC2的類似,由于鋼梁腹部全填混凝土,故沒有縱向裂縫產(chǎn)生,最大裂縫寬度達到3.8mm。試件NPEC1及NPEC2相較PEC1而言,裂縫呈現(xiàn)“細而密”的特征,裂縫軌跡較為曲折,并在腹部產(chǎn)生有縱向裂縫。試件PEC1裂縫“少而長”,裂縫軌跡較為直,未出現(xiàn)縱向裂縫。試件NPEC1、NPEC2和PEC1的表面裂縫分布圖見圖8。

圖8 試件裂縫分布圖

2.2 試件的開裂、屈服與極限荷載

圖9為試件的荷載-跨中撓度曲線圖。其開裂荷載、屈服荷載、極限荷載及撓度等見表5。加載初期所有梁都處于彈性階段,荷載-撓度曲線近似為一條直線,三根組合梁試件PEC1、NPEC1、NPEC2的變形速率基本一致,工字鋼梁試件CB1的變形速率大于三根組合梁,其初始剛度小于三根組合梁。新型預制組合梁試件NPEC1、NPEC2的開裂荷載較傳統(tǒng)的部分外包混凝土組合梁試件PEC1分別提高了0%、125%,表明腹板兩側(cè)部分填充混凝土組合梁在混凝土厚度為70mm時,開裂荷載與試件PEC1相同,而翼緣內(nèi)側(cè)混凝土厚度增加為90mm時,開裂荷載提升顯著,說明增加翼緣內(nèi)側(cè)混凝土厚度對提高試件的開裂荷載有明顯作用。加載中期,四個試件的荷載-撓度曲線斜率減小,進入彈塑性階段,試件逐漸接近屈服,截面發(fā)生內(nèi)力重分布,工字鋼梁試件CB1率先進入屈服階段,試件NPEC1、NPEC2的屈服荷載相較于試件CB1分別提升了8.6%、4.2%,表明腹板兩側(cè)部分填充混凝土對組合梁屈服強度提升有正面作用。試件NPEC1、NPEC2的屈服荷載較試件PEC1分別減小了0.14%、4.43%,可見該新型預制組合梁內(nèi)減少的混凝土對屈服彎矩影響較小。當達到極限荷載時,梁內(nèi)縱向鋼筋屈服,新型預制組合梁試件保持較高的承載力,直至試件破壞。其中試件PEC1的極限承載力最大,下降段出現(xiàn)得最晚且下降的最緩。新型預制組合梁試件NPEC1、NPEC2的極限荷載較工字鋼梁試件CB1分別提高了13.11%、9.93%,內(nèi)置的混凝土提升了新型預制組合梁的極限荷載;試件NPEC1、NPEC2的極限荷載較試件PEC1分別降低了5.82%、8.47%,降幅比較小,可見該新型預制組合梁有較好的承載力,中和軸附近混凝土對極限受彎承載力影響較小。

表5 試件各階段荷載及撓度

圖9 荷載-撓度曲線

當達到極限荷載時,新型預制組合梁試件NPEC1及NPEC2的極限撓度較工字鋼梁試件CB1分別降低了3.40%、11.50%,較傳統(tǒng)部分外包混凝土組合梁試件PEC1分別降低了32.32%及37.99%,可見與傳統(tǒng)部分外包混凝土組合梁相比,腹部部分填充混凝土會對梁截面延性造成一定的負面作用。

2.3 鋼腹板的應(yīng)變分布

試件NPEC1、NPEC2、CB1以及PEC1跨中腹板應(yīng)變值隨高度典型的變化曲線如圖10所示(圖中P為荷載,Pu為峰值荷載,縱軸表示應(yīng)變片到底部翼緣的距離)。結(jié)果表明,對于所有組合梁,截面應(yīng)變沿高度分布幾乎為線性,可以認為平截面假定是有效的。在達到極限荷載時,試件PEC1跨中截面鋼梁底部的拉應(yīng)變要大于試件NPEC1、NPEC2。工字鋼梁試件CB1在各級荷載下中性軸高度基本保持不變,穩(wěn)定在180mm左右。試件NPEC及PEC中性軸開始位置為200mm左右,隨著荷載的增加成上升趨勢,試件NPEC1、NPEC2、PEC1中性軸高度最終分別為300、278、331mm。

圖10 試件的平截面應(yīng)變曲線

2.4 底部翼緣的應(yīng)變分析

四個試件的底部受拉鋼翼緣跨中荷載-應(yīng)變曲線如圖11所示。圖11表明,腹板兩側(cè)部分填充混凝土組合梁試件NPEC1、NPEC2底部受拉翼緣應(yīng)變發(fā)展速度介于工字鋼梁試件CB1和傳統(tǒng)部分外包混凝土組合梁試件PEC1之間;試件CB1應(yīng)變發(fā)展速度最快,試件PEC1應(yīng)變發(fā)展速度最慢。從荷載-應(yīng)變曲線還可看出,翼緣混凝土厚度從70mm增加至90mm,對底部翼緣應(yīng)變增長速率影響較小。

從圖11還可見,在荷載不大于600kN的范圍內(nèi),三個組合梁試件受拉鋼翼緣的應(yīng)變值很接近,可以推斷試件NPEC1、NPEC2受拉區(qū)裂縫高度分別小于或等于70、90mm,此時這兩個試件的截面抗彎剛度與試件PEC1接近;當荷載大于600kN后,試件NPEC1、NPEC2受拉區(qū)裂縫高度將分別大于70、90mm,由于其腹部無混凝土,原來由混凝土承擔的部分拉力轉(zhuǎn)由鋼翼緣承受,故其應(yīng)變急劇增加;而試件PEC1由于其腹部有混凝土承擔部分拉力,故其應(yīng)變?nèi)曰景淳€性關(guān)系增長。

2.5 上部翼緣內(nèi)側(cè)混凝土應(yīng)變分析

試件NPEC1、NPEC2及PEC1上翼緣內(nèi)側(cè)混凝土跨中荷載-應(yīng)變曲線如圖12所示。由圖12可以看出,在荷載約小于850kN的范圍內(nèi),在同一級荷載下,試件NPEC1的受壓混凝土應(yīng)變最大,試件PEC1的受壓混凝土應(yīng)變最小,試件NPEC2的受壓混凝土應(yīng)變介于二者之間;而荷載約大于850kN后,試件NPEC1的受壓混凝土應(yīng)變?nèi)匀蛔畲?試件NPEC2的受壓混凝土應(yīng)變最小,試件NPEC1的受壓混凝土應(yīng)變介于二者之間。這是由于試件PEC1腹板兩側(cè)全部填充混凝土,而試件NPEC1、NPEC2僅上、下翼緣及腹板兩側(cè)部分填充混凝土,后者的受壓區(qū)混凝土高度小于前者,故在同一級荷載作用下,后者的受壓區(qū)混凝土應(yīng)變大于前者;同理,試件NPEC1的受壓區(qū)混凝土高度小于試件NPEC2,故其受壓混凝土應(yīng)變較試件NPEC2大。

上翼緣混凝土在加載中應(yīng)變變化較為明顯,在荷載達到0.7Pu前,混凝土壓應(yīng)變呈線性增長,增長速度較為緩慢。在荷載達到0.7Pu后至承載力極限階段,荷載-應(yīng)變曲線出現(xiàn)拐彎點,混凝土壓應(yīng)變隨著荷載的增加而快速增加,直至混凝土壓碎。上部翼緣內(nèi)側(cè)混凝土壓應(yīng)變的變化規(guī)律也能反映出梁的受力階段。下翼緣內(nèi)側(cè)混凝土在加載中產(chǎn)生受拉破壞,應(yīng)力較小,在承載力分析中可忽略不計。

3 腹板兩側(cè)部分填充混凝土式組合梁受彎承載力計算

由試驗結(jié)果可知,新型預制組合梁試件NPEC1、NPEC2的極限荷載較工字鋼梁試件CB1分別提高了13.11%、9.93%;而試件NPEC1、NPEC2的極限荷載較傳統(tǒng)的部分外包混凝土組合梁試件PEC1分別降低了5.82%、8.47%。這說明計算新型預制組合梁的截面受彎承載力時,應(yīng)考慮部分填充混凝土的作用,但不宜直接采用傳統(tǒng)的部分外包混凝土組合梁的截面受彎承載力計算公式。

由于新型預制組合梁試件NPEC1、NPEC2中填充的混凝土組成了兩個槽形截面(圖1(a)),從受彎性能考慮,可將其視為I形截面,其上、下混凝土翼緣寬度均為bf-tw(其中bf、tw分別為型鋼翼緣寬度、腹板厚度),翼緣高度為hf(本文試件為70、90mm);混凝土腹板寬度b等于兩側(cè)混凝土厚度之和(本文試件為30mm)。

參考《部分包覆鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(T/CECS 719—2020)[17],建立這種組合梁正截面受彎承載力計算模型時,采用下列假定:1)鋼梁與腹部混凝土之間有可靠的連接,相對滑移很小,忽略不計;2)極限狀態(tài)下混凝土壓應(yīng)力呈矩形分布,達到軸心抗壓強度,忽略受拉區(qū)混凝土的作用;3)鋼梁在受拉或受壓區(qū)的應(yīng)力都均勻分布,并達到鋼材的抗拉或抗壓強度;4)鋼梁腹部縱向鋼筋均勻受拉或受壓,其應(yīng)力達到屈服強度。

組合梁截面處于受彎承載能力極限狀態(tài)下,當截面中和軸位于混凝土腹板內(nèi)時,組合梁的受力狀態(tài)如圖13所示,由截面力的平衡條件以及對中和軸取矩可分別得:

式(1)、(2)的適用條件為:

(3)

其中ξb按式(4)確定:

(4)

式中:h0為混凝土截面有效高度,即混凝土截面受壓區(qū)的外邊緣至型鋼受拉翼緣與受拉鋼筋合力點的距離;Es為鋼筋彈性模量。

表6 極限抗彎承載力試驗值與理論值

4 結(jié)論

通過靜力加載試驗研究了兩根腹板兩側(cè)部分填充混凝土預制組合梁及兩根對比梁的力學性能,可以得出以下結(jié)論:

(1)腹板兩側(cè)部分填充混凝土預制組合梁的屈服彎矩及極限彎矩均高于普通工字鋼梁,部分填充混凝土的存在提高了工字鋼梁的截面剛度及承載力,但延性略有下降。

(2)腹板兩側(cè)部分填充混凝土預制組合梁的巖棉板外側(cè)混凝土僅起保護與固定作用,在彎矩作用下,跨中附近裂縫較多,裂縫呈現(xiàn)“細而密”的特征,并且軌跡較為曲折;在上、下翼緣混凝土的邊緣處出現(xiàn)水平裂縫。

(3)腹板兩側(cè)部分填充混凝土預制組合梁與傳統(tǒng)的部分外包混凝土組合梁相比,屈服彎矩相近,極限彎矩僅降低了5%,而混凝土用量降低了63.5%,自重降低了50.67%。表明新型預制組合梁大幅度地提高了混凝土的使用效率,并降低了結(jié)構(gòu)自重。

(4)新型預制組合梁中上、下翼緣處的混凝土厚度對組合梁的截面承載力及剛度影響均不顯著,其原因在于靠近中和軸附近的混凝土受力較小,故對其截面承載力及剛度影響較小。

(5)計算結(jié)果與試驗結(jié)果的比較表明,本文提出的腹板兩側(cè)部分填充混凝土預制組合梁的截面受彎承載力計算公式,基本能反映這種組合梁的受彎性能。