內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁受力性能試驗

解恒燕，鄭文忠

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，哈爾濱 150090，xiehy555@163.com;2.黑龍江八一農(nóng)墾大學(xué)工程學(xué)院，黑龍江大慶 163319)

內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁受力性能試驗

解恒燕1，2，鄭文忠1

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，哈爾濱 150090，xiehy555@163.com;2.黑龍江八一農(nóng)墾大學(xué)工程學(xué)院，黑龍江大慶 163319)

為研究超靜定內(nèi)置鋼箱－混凝土組合梁的塑性設(shè)計方法，進行了4根兩跨內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁試驗，獲得了試驗梁裂縫分布與開展、變形發(fā)展、破壞特征及塑性內(nèi)力重分布等方面的試驗結(jié)果.通過分析，給出了內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁等效塑性鉸區(qū)長度計算公式，提出了以支座控制截面彎矩彈性計算值與組合梁正截面破壞時鋼箱所承擔彎矩之差為調(diào)幅對象、以相對塑性轉(zhuǎn)角為自變量的彎矩調(diào)幅設(shè)計方法.

內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁;受力性能;內(nèi)力重分布;等效塑性鉸區(qū)長度;彎矩調(diào)幅

內(nèi)置鋼箱－混凝土組合梁既可用于常規(guī)新建工程，也可用于既有房屋的套建增層改造，還可用于巨型框架的建造.它是指采用槽鋼或鋼板焊接成鋼箱，然后在鋼箱外圍綁扎鋼筋骨架并澆筑混凝土而形成的組合梁.以往人們對型鋼混凝土組合梁的研究多集中在內(nèi)置H型鋼－混凝土組合梁上，且多為簡支梁［1－5］，實際工程中常為超靜定梁，而超靜定內(nèi)置型鋼－混凝土組合梁的塑性性能研究尚未見系統(tǒng)報道.針對這一問題，在完成內(nèi)置鋼箱－混凝土簡支組合梁試驗的基礎(chǔ)上［6］，進行了4根內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁試驗，探索了內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合受力性能與塑性設(shè)計方法.

1 試驗

1.1 試驗梁設(shè)計與制作

共設(shè)計制作了3根內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁及1根內(nèi)置鋼箱－預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)組合梁.試驗梁截面尺寸均為b×h=250×400 mm，混凝土采用設(shè)計強度等級為C40的自密實混凝土，內(nèi)置鋼箱采用Q235的兩根25a槽鋼對焊而成，鋼箱在截面中均為對稱布置.縱筋采用HRB335鋼筋，箍筋采用HPB235鋼筋.試驗梁基本參數(shù)如表1所示.以梁L－1為例，中支座及跨中截面配筋如圖1所示.

表1 試驗梁基本參數(shù)

圖1 梁L－1截面配筋圖(mm)

梁YL的配筋是按照其支座及跨中控制截面承載力分別與梁L－2大致相當來設(shè)計的，預(yù)應(yīng)力筋采用兩根抗拉強度標準值為fptk=1 860 N/mm2的U5無粘結(jié)鋼絞線，其在鋼箱內(nèi)部通過，線型如圖2所示.預(yù)應(yīng)力筋設(shè)計張拉控制應(yīng)力為σcon=0.75fptk.

圖2 梁YL預(yù)應(yīng)力筋線型

1.2 材料性能

試驗梁自密實混凝土標準立方體抗壓強度、標準棱柱體抗壓強度及彈性模量實測值分別為fcu=49.67 N/mm2，fc=39.89 N/mm2，Ec=3.37×104N/mm2.采用文獻［7］給出的公式計算得到混凝土的抗拉強度ft=0.21f2/3cu=2.84 N/mm2.采用MTS試驗機進行了尺寸為100 mm×100 mm×300 mm的棱柱體試件試驗，按照文獻［8］附錄C給出的混凝土單軸應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系進行擬合，得到的各參數(shù)值為:αa=1. 806，αd=1. 063，ε0=2 193.4 × 10－6，εu/ε0=2.55.其中αa，αd為公式中的系數(shù)，ε0為與混凝土應(yīng)力－應(yīng)變曲線上峰值應(yīng)力對應(yīng)的峰值應(yīng)變;εu為曲線下降段上應(yīng)力等于峰值應(yīng)力一半時的混凝土壓應(yīng)變.試驗及擬合得到自密實混凝土單軸受壓應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系見圖3.

圖3 自密實混凝土受壓應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系

鋼筋及槽鋼的屈服強度fy、極限強度fu及屈服應(yīng)變εy實測值見表2.

1.3 試驗方案

1.3.1 試驗裝置

試驗裝置如圖4所示.采用液壓千斤頂分別在梁兩跨中單點對稱施加荷載，試驗梁中支座為可調(diào)鉸支座，試驗全貌如圖5所示.

表2 鋼筋及槽鋼的力學(xué)性能指標

圖4 試驗裝置示意圖

圖5 試驗全貌

1.3.2 測點布置

為測得塑性鉸區(qū)長度及塑性鉸區(qū)截面曲率分布，在試驗梁中支座兩側(cè)各600 mm范圍的受拉縱筋及鋼箱翼緣上分別均勻密布粘貼了間距為25 mm的電阻應(yīng)變片.在試驗梁中支座控制截面及兩跨中控制截面的縱筋及鋼箱上粘貼了應(yīng)變片.

1.4 試驗現(xiàn)象

由4根試驗梁從開始加荷至破壞的全過程可知該類梁的受力性能具有以下特點:

1)內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁中支座塑性鉸應(yīng)以控制截面鋼箱受拉翼緣及縱筋二者之一出現(xiàn)屈服作為塑性鉸形成的標志，此時對應(yīng)的曲率為截面屈服曲率.本批試驗梁均為鋼箱受拉翼緣先達到屈服，此時鋼箱受拉翼緣應(yīng)變?yōu)? 200×10－6.加荷至支座控制截面壓區(qū)邊緣混凝土達到極限壓應(yīng)變(εcu=3 200×10－6)后仍可繼續(xù)加荷，這是由于支座控制截面所承擔的彎矩雖有一定幅度的減小，但跨中控制截面所承擔的彎矩在不斷增大，這使得總靜力彎矩增大.

2)內(nèi)置鋼箱－預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)組合梁開裂荷載比其他試驗梁開裂荷載高.

3)由于外圍鋼筋混凝土未受到鋼箱約束，當壓區(qū)邊緣混凝土被壓碎時，鋼箱兩側(cè)的混凝土也迅速破裂.

以梁L－3為例，圖6、7分別為梁跨中、中支座區(qū)域混凝土的破壞情況，圖8為梁裂縫分布圖.

圖6 梁L－3跨中混凝土壓碎區(qū)

圖7 梁L－3中支座區(qū)域的破壞

圖8 梁L－3裂縫分布圖

內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁以任一跨出現(xiàn)變形增大而荷載開始減小的現(xiàn)象作為破壞標志，此為破壞標志Ⅰ，該破壞標志是真實的破壞標志.而實際工程中，多以一個控制截面受壓邊緣混凝土達到極限壓應(yīng)變?yōu)檫B續(xù)梁的破壞標志，此為破壞標志Ⅱ，這一標志也是開展連續(xù)梁塑性設(shè)計方法研究的基點.

1.5 試驗結(jié)果

1.5.1 跨中變形

圖9 試驗梁荷載－跨中撓度曲線

4根試驗梁荷載－跨中撓度曲線如圖12所示，曲線的終點對應(yīng)于極限荷載的85%.(梁L－2加載后期邊支座輥軸飛出，故未得到變形曲線下降段.)

由圖9可知該類梁荷載－跨中撓度曲線特點:

1)試驗梁開裂、鋼箱受拉翼緣及受拉縱筋屈服對荷載－撓度曲線走向的影響不大.

2)即使荷載下降明顯、變形發(fā)展比較大時，梁承載力一直保持相當?shù)乃?

1.5.2 無粘結(jié)筋應(yīng)力增量

梁YL荷載－預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量曲線如圖10所示.試驗梁開裂前預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力幾乎沒有增加，繼中支座附近混凝土開裂后，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力穩(wěn)步增長，在中支座控制截面鋼箱受拉翼緣進入屈服后，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增長速度加快，在跨中受拉縱筋屈服后，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力急劇增大，直到構(gòu)件達到破壞.

圖10 梁YL荷載－預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量曲線

2 連續(xù)組合梁塑性設(shè)計方法

2.1 內(nèi)力重分布現(xiàn)象

4根試驗梁加載后均為中支座先形成塑性鉸，跨中后形成塑性鉸，最后形成機動體系而破壞.內(nèi)置鋼箱－混凝土組合梁塑性鉸的轉(zhuǎn)動能力介于鋼梁與鋼筋混凝土梁之間.試驗梁跨中與中支及控制截面彎矩實測值與彈性計算值的對比如圖11所示.

由圖11可知，在從開始加荷至中支座區(qū)混凝土開裂前，試驗梁的控制截面彎矩實測值與彈性計算值基本吻合;繼續(xù)加荷至中支座控制截面鋼箱受拉翼緣屈服，二值逐漸出現(xiàn)偏差，中支座彎矩實測值逐漸小于彈性計算值，跨中彎矩實測值逐漸大于彈性計算值;在繼續(xù)加荷至試驗梁破壞的過程中，這種差距越來越明顯，表明內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁出現(xiàn)了明顯的塑性內(nèi)力重分布.

2.2 塑性鉸性能

對于本次試驗，以中支座控制截面鋼箱受拉翼緣應(yīng)變達到1 200×10－6時的截面曲率作為屈服曲率.以中支座壓區(qū)邊緣混凝土達到極限壓應(yīng)變εcu=3200×10－6時的截面曲率作為極限曲率.本次試驗鋼箱受拉翼緣先達到屈服，而在實際工程中許多情況下是受拉縱筋先屈服，在分析該類梁塑性性能時，將以受拉縱筋屈服作為出鉸標志的塑性鉸性能及彎矩調(diào)幅方法一并給出.

圖11 試驗梁跨中與中支座控制截面彎矩實測值與彈性計算值的對比

2.2.1 等效塑性鉸區(qū)長度的確定

按與實際塑性鉸區(qū)范圍內(nèi)非彈性曲率分布曲線所圍面積相等(保證塑性轉(zhuǎn)角相等)的原則，將非彈性曲率等效為矩形分布后，可確定試驗梁中支座兩側(cè)的等效塑性鉸區(qū)長度.以鋼箱受拉翼緣屈服為出鉸標志的試驗梁實測曲率分布及等效矩形如圖12所示.圖中橫坐標為距中支座控制截面的距離，縱坐標起點為鋼箱受拉翼緣屈服時刻的截面曲率.以受拉縱筋屈服為出鉸標志的試驗梁實測曲率分布及等效矩形如圖13所示，圖中縱坐標起點為受拉縱筋屈服時刻的截面曲率.

圖12 以鋼箱受拉翼緣屈服為出鉸標志的試驗梁實測曲率分布及等效矩形

圖13 以鋼箱受拉翼緣屈服為出鉸標志的試驗梁實測曲率分布及等效矩形

得到試驗梁屈服曲率φy與極限曲率φu后，根據(jù)θp=(φu－φy)Lp，可確定試驗梁中支座一側(cè)塑性轉(zhuǎn)角θp.各試驗梁以鋼箱受拉翼緣屈服為出鉸標志的中支座塑性鉸基本參數(shù)(兩側(cè)塑性鉸基本參數(shù)平均值)如表3所示，以受拉縱筋屈服為出鉸標志的塑性鉸基本參數(shù)如表4所示.

表3 以鋼箱受拉翼緣屈服為出鉸標志的中支座塑性鉸基本參數(shù)實測值

表4 以受拉縱筋屈服為出鉸標志的中支座塑性鉸基本參數(shù)實測值

2.2.2 等效塑性鉸區(qū)長度計算公式

試驗梁以鋼箱受拉翼緣屈服為出鉸標志的等效塑性鉸區(qū)長度平均值為0.404 h0，等效塑性鉸區(qū)長度為

試驗梁以受拉縱筋屈服為出鉸標志的等效塑性鉸區(qū)長度平均值為0.309 h0，等效塑性鉸區(qū)長度為

這里h0為受拉縱筋及鋼箱受拉翼緣合力點至混凝土受壓邊緣的距離，對于內(nèi)置鋼箱－預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)組合梁，h0的計算考慮預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量部分.

2.3 彎矩調(diào)幅分析

2.3.1 分析思路

試驗梁在中支座控制截面鋼箱受拉翼緣屈服、受拉縱筋屈服及試驗梁破壞等標志狀態(tài)下中支座控制截面彎矩彈性計算值與實測值及其比較如表5所示.

由表5可知，隨著中支座受拉縱筋配置的增加，試驗梁內(nèi)力重分布程度越來越小，其彎矩調(diào)幅幅度也越來越小.

表5 試驗梁在各標志狀態(tài)中支座控制截面彎矩彈性計算值與實測值及其比較 kN·m

一般房屋樓蓋中的連續(xù)次梁、連續(xù)板是允許按塑性設(shè)計的.通常超靜定鋼梁可發(fā)生充分的塑性內(nèi)力重分布，可按截面完全達到塑性進行計算.眾多學(xué)者對鋼筋混凝土連續(xù)梁板的塑性設(shè)計進行了系統(tǒng)的研究，其彎矩調(diào)幅系數(shù)有表可查［9－10］.超靜定型鋼－混凝土組合梁的塑性性能研究未見系統(tǒng)報道.我們認為在研究內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁的塑性內(nèi)力重分布時，可先根據(jù)平截面假定計算出支座控制截面達到正截面承載能力極限狀態(tài)時內(nèi)置鋼箱承擔的彎矩Ma，然后再計算出在外荷載作用下支座控制截面彈性彎矩計算值Mload，最后計算出彈性彎矩計算值與鋼箱所承擔彎矩的差值ΔM=Mload－Ma，最后建立以內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁支座相對塑性轉(zhuǎn)角θp/h0為自變量、以ΔM為調(diào)幅對象的調(diào)幅系數(shù)β的計算公式.

2.3.2 彎矩調(diào)幅系數(shù)計算公式

4根試驗梁達到承載能力極限狀態(tài)時梁實測的Ma、ΔM及ΔM的調(diào)幅系數(shù)β如表6所示.

以鋼箱受拉翼緣屈服為出鉸標志，以相對塑性轉(zhuǎn)角θp/h0為橫坐標，以ΔM的調(diào)幅系數(shù)β為縱坐標，可得到4根試驗梁β與θp/h0試驗點分布，如圖14所示.

彎矩調(diào)幅系數(shù)β的計算公式為

圖14 以鋼箱受拉翼緣屈服為出鉸標志的((θp/h0)，β)試驗點分布及擬合曲線

同樣可得到以受拉縱筋屈服為出鉸標志的4根試驗梁β與θp/h0試驗點分布，如圖15所示.

圖15 以受拉縱筋屈服為出鉸標志的((θp/h0)，β)試驗點分布及擬合曲線

彎矩調(diào)幅系數(shù)β的計算公式為

在計算得到彎矩調(diào)幅系數(shù)后，可求得內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁中支座控制截面的調(diào)幅后彎矩值:

3 結(jié)語

4根內(nèi)置鋼箱－混凝土連續(xù)組合梁試驗研究表明:這類梁的等效塑性鉸區(qū)長度計算公式及以支座控制截面彎矩彈性計算值與組合梁正截面破壞時鋼箱所承擔彎矩之差為調(diào)幅對象、以相對塑性轉(zhuǎn)角為自變量的彎矩調(diào)幅計算公式可按照文中給出的相應(yīng)公式進行計算.

［1］日本建築學(xué)會.鐵骨鐵筋コンクリ——ト構(gòu)造計算規(guī)準同解説［S］.日本國東京都:丸善株式會社，1987.

［2］CHICOINE T，MASSICOTTE B，TREMBLAY R.Longterm behavior and strength of partially encased composite columns made with built-up steel shapes［J］.Journal of Structural Engineering， 2003，129(2):141－150.

［3］XIAO Hui.Experimental study on ultimate flexural capacity of steel encased concrete composite beams［J］.Journal of Southeast University， 2005，21(2):191 －196.

［4］EN 1994-1-1:2004.Eurocode No.4.Design of Composite Steel and Concrete Structures［S］.Part 1.1:General Rules and Rules for Building.(English version)Brussels:European Committee for Standardization，2004.

［5］ASTANEH-ASL A.Behavior and Design of Steel and Composite Structures Including Seismic Effects［M］.Berkeley:University of California，2004.

［6］解恒燕，鄭文忠.內(nèi)置鋼箱－混凝土簡支組合梁受力性能研究［J］.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報， 2009，41(2):37－42.

［7］羅素蓉，鄭建嵐，王國杰，等.自密實高性能混凝土結(jié)構(gòu)的研究與應(yīng)用［J］.土木工程學(xué)報， 2005，38(4):46－52.

［8］中華人民共和國建設(shè)部.GB50010－2002混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范［S］.北京:中國建筑工業(yè)出版社，2002.

［9］鄭文忠，李和平，王英.超靜定預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)塑性設(shè)計［M］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社，2002:3.

［10］CEB歐洲國際混凝土委員會.1990CEB－FIP模式規(guī)范［S］.北京:中國建筑科學(xué)研究院結(jié)構(gòu)所規(guī)范室譯，1991.

Experimental research on mechanical behavior of continuous encased steel box concrete beam

XIE Heng-yan1，2，ZHENG Wen-zhong1

(1.School of Civil Engineering，Harbin Institute of Technology，Harbin 150090，China，xiehy555@163.com;2.School of Engineering，Heilongjiang Bayi Agricultural University，Daqing 163319，China)

In order to investigate the plastic design method of indeterminate encased steel box concrete beam(ESBCB)，4 two－span continuous ESBCBs are tested，and then the distribution and growth of crack，deformation，failure characteristics and redistribution of plastic internal force are obtained.The calculation formula of the length of equivalent plastic hinge of ESBCBs is presented.A design method for moment modification is put forward，in which the object of moment modification is the difference between the elastic calculated moment of critical section at intermediate support and the moment subjected to the steel box when the composite beam reaching the limit state of bending capacity，and the variable is the relative plastic rotation.

continuous encased steel box concrete beam(ESBCB);mechanical behavior;redistribution of internal force;length of equivalent plastic hinge;moment modification

TU398+.2

A

0367－6234(2010)02－0186－07

2009－02－21.

教育部新世紀優(yōu)秀人才支持計劃資助項目(教科司［2005］290號);黑龍江省科技攻關(guān)資助項目(GC04A609).

解恒燕(1973—)，女，博士;

鄭文忠(1965—)，男，教授，博士生導(dǎo)師.

(編輯 趙麗瑩)