分離式疊合板組合梁受力性能試驗與模擬研究

呂俊利周圣楠呂京京蔡永遠陳其超

(1.山東建筑大學土木工程學院,山東濟南250101；2.建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室,山東濟南250101)

0 引言

隨著近幾年裝配式建筑的發(fā)展,在傳統(tǒng)組合梁的基礎(chǔ)上發(fā)展起來一種新型組合結(jié)構(gòu)—疊合板組合梁,由鋼梁、疊合板(預(yù)制底板和后澆層澆筑而成)、桁架鋼筋和抗剪連接件構(gòu)成,其中疊合板下部是由多塊預(yù)制底板拼接而成,預(yù)制底板中設(shè)置桁架鋼筋,桁架鋼筋的一部分嵌入后澆層中,可以增加兩者之間的粘結(jié)作用。疊合板組合梁不僅具有傳統(tǒng)組合梁承載力高、剛度大等優(yōu)點,而且還具備預(yù)制裝配、快速施工等特點,推廣疊合板組合梁符合我國當前基本建設(shè)的國情,因此有必要研究此類新型組合梁的受力性能。

目前,學者們從公式推導[1-4]、試驗研究[5-8]和數(shù)值分析[9-12]等方面對傳統(tǒng)組合梁進行了大量研究,但是僅有一些學者研究了疊合板的受力性能。吳方伯等[13]提出拼縫位置不配置抗裂鋼筋的疊合板在雙向受力時有可能會沿著上下層混凝土的結(jié)合面發(fā)生開裂現(xiàn)象；崔士起等[14]在研究分離式疊合板的抗彎剛度時,發(fā)現(xiàn)在遠離拼縫處,疊合板中新舊混凝土結(jié)合良好,試件的抗彎剛度隨現(xiàn)澆層厚度的增加而明顯增大；聶建國等[15]對不同翼緣形式的組合梁進行試驗研究,發(fā)現(xiàn)不同翼板形式的組合梁,其受彎性能和破壞形態(tài)會有顯著差別。上述研究表明,疊合板組合梁的受力性能明顯不同于傳統(tǒng)組合梁。因此,文章對足尺分離式疊合板組合梁的受力性能開展試驗研究和數(shù)值分析,其成果可以為此類新型組合梁的進一步理論分析提供參考。

1 分離式疊合板組合梁受力性能試驗

1.1 材料與方法

1.1.1 材料及試件設(shè)計

試驗設(shè)計并制作了兩根足尺寸分離式疊合板組合梁,編號為 SCB-1和 SCB-2；試件全長為4 800 mm,翼緣板寬度參照GB 50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[16]取值為1 625 mm；板內(nèi)鋼筋采用HRB400,栓釘直徑為16 mm,熔焊后長度取80 mm；預(yù)制和現(xiàn)澆混凝土均為C30,鋼梁采用Q235B型熱軋H型鋼焊接而成,規(guī)格為HN250×125×6×9。 試驗梁的主要參數(shù)見表1,幾何尺寸和構(gòu)造如圖1所示。

圖1 試驗梁的構(gòu)造與幾何尺寸圖

1.1.2 加載裝置及加載方案

試驗采用兩級分配梁進行傳遞加載,加載裝置為一臺100 T級的油壓千斤頂,放置在試驗梁的中點正上方位置。加載時,千斤頂先將集中力施加在一級分配梁上,再通過兩個沿疊合板寬度方向布置在試件表面1/3位置的二級分配梁將力傳遞到疊合板上表面,在試件三分點處進行單調(diào)加載。試驗?zāi)M兩邊簡支的邊界條件,在鋼梁底部放置鉸支座,其形式通過墊板、鋼滾軸和限位鋼筋來實現(xiàn),試件端部均外伸150 mm,加載裝置如圖2所示。

試驗前先進行預(yù)加載,從而消除加載裝置各部件與試件間不必要的空隙,使各部件緊密貼合。試驗期間采用力控制加載,每級荷載增量為10 kN,試驗過程中觀察并記錄試驗現(xiàn)象,為保證測試數(shù)據(jù)的穩(wěn)定性,試驗中每級荷載持荷5 min后再進行應(yīng)變、位移以及裂縫寬度的測量與記錄,當試件的承載力顯著下降時,即認為試件已達到承載力極限狀態(tài)并停止加載。

圖2 加載裝置圖

1.1.3 測點布置

試驗梁的應(yīng)變及位移測點布置如圖3所示,沿試件長度方向共布置5個位移計,其中試件跨中和加載點位置處的位移計主要用于測量加載過程中試驗梁的撓度,兩端支座處的位移計主要用于測量疊合板和鋼梁之間的掀起位移。在加載點處沿高度方向共布置8個應(yīng)變片,用于測量加載過程中鋼梁截面的應(yīng)變和疊合板沿高度方向的應(yīng)變。

圖3 試驗梁的測點布置圖

1.2 試驗現(xiàn)象及結(jié)果分析

1.2.1 試驗現(xiàn)象

對于試件SCB-1,其在試驗加載初期,未見裂縫產(chǎn)生,此時試件的跨中撓度較小,鋼梁和疊合板協(xié)同工作性能良好；加載至50 kN時,純彎段內(nèi)預(yù)制板拼縫處出現(xiàn)細微裂縫；至100 kN時,跨中區(qū)域內(nèi)疊合板下表面出現(xiàn)一批可見的橫向裂縫；至120 kN時,疊合板板側(cè)在預(yù)制板拼縫處產(chǎn)生一條較寬的豎向裂縫,并隨著荷載的持續(xù)增大逐漸斜向發(fā)展延伸至混凝土后澆層,新舊混凝土結(jié)合界面出現(xiàn)一條水平裂縫；至240 kN時,在遠離預(yù)制板拼縫處,疊合板板側(cè)出現(xiàn)沿新舊混凝土結(jié)合界面的水平裂縫；荷載繼續(xù)加載至260 kN時,疊合板上表面1/4位置的拼縫處出現(xiàn)一條橫向貫穿裂縫,試件撓度急劇增大,試驗梁達到極限承載狀態(tài),停止加載。試驗結(jié)束后,試驗梁的剪跨段出現(xiàn)明顯的剪切裂縫,如圖4(a)所示；鋼梁與疊合板交界面出現(xiàn)相對掀起現(xiàn)象,如圖4(b)所示；此外,疊合板板底純彎處出現(xiàn)多條近似平行的通長橫向裂縫,如圖4(c)所示。

對于試件SCB-2,其在試驗加載初期,未見裂縫產(chǎn)生,此時試件的跨中撓度較小,鋼梁和疊合板協(xié)同工作性能良好；當加載至70 kN時,純彎段內(nèi)預(yù)制板拼縫處出現(xiàn)細微的裂縫；至110 kN時,跨中區(qū)域的疊合板下表面出現(xiàn)一批可見橫向裂縫；至140 kN時,疊合板板側(cè)在預(yù)制板拼縫處產(chǎn)生一條較寬的豎向裂縫并隨著荷載的持續(xù)增大逐漸斜向發(fā)展延伸至混凝土后澆層,新舊混凝土結(jié)合界面出現(xiàn)一條水平裂縫；至260 kN時,在遠離預(yù)制板拼縫處,疊合板板側(cè)出現(xiàn)沿新舊混凝土結(jié)合界面的水平裂縫；至280 kN時,疊合板上表面1/4位置的拼縫處出現(xiàn)一條橫向貫穿裂縫,試件撓度急劇地增大,試驗梁達到極限承載狀態(tài)后,停止加載。試驗結(jié)束后,觀察其破壞形態(tài)可以發(fā)現(xiàn),其破壞形態(tài)與試件SCB-1相似。

從試驗現(xiàn)象可以看出,荷載作用下分離式疊合板組合梁在預(yù)制板拼縫附近發(fā)生剪切破壞,新舊混凝土結(jié)合界面發(fā)生開裂,但在遠離拼縫處,加載至接近極限荷載時試驗梁疊合板內(nèi)的新舊混凝土結(jié)合界面才發(fā)生開裂?？梢?雖然分離式疊合板組合梁中預(yù)制底板拼縫的存在破壞了預(yù)制底板的連續(xù)性,削弱了試件的抗剪承載力,但在遠離拼縫處,疊合板仍為上下兩層混凝土整體受力、協(xié)同工作。

圖4 試驗梁的破壞形態(tài)圖

1.2.2 試驗結(jié)果特征值

試驗梁的特征值見表2,其中Pu為試驗梁極限荷載的實測值；δu為達到極限荷載時所對應(yīng)的跨中撓度實測值；Pcr為試驗梁出現(xiàn)第一批裂縫時所對應(yīng)的開裂荷載實測值；δcr為達到開裂荷載時所對應(yīng)的跨中撓度實測值；Py為鋼梁下翼緣屈服時所對應(yīng)的荷載實測值；δy為達到屈服荷載時所對應(yīng)的跨中撓度實測值；y1為試驗梁加載到260 kN(SCB-1的極限荷載實測值)時所對應(yīng)的跨中撓度實測值。

表2 試件結(jié)果特征值表

從表2可以看出,在SCB-2的后澆層厚度比SCB-1的后澆層厚度增大20 mm的情況下,前者的極限荷載Pu、屈服荷載Py和開裂荷載Pcr的實測值分別提高了7.7%、16.7%和10%。由撓度比值δu/δy可知,SCB-2的延性要優(yōu)于SCB-1,其變形能力也更強。

1.2.3 跨中荷載—撓度曲線分析

兩試驗梁的跨中荷載—撓度曲線,如圖5所示。兩試驗梁的跨中荷載—撓度曲線變化趨勢基本一致,大致可以分為3個階段:彈性階段、彈塑性階段以及破壞階段。

圖5 試驗梁的跨中荷載—撓度曲線圖

在加載初期,由于荷載較小,鋼梁和疊合板的組合作用良好,此時試驗梁的剛度主要由鋼梁提供,故兩者曲線基本吻合；混凝土發(fā)生開裂后,鋼梁與疊合板的協(xié)同工作性能未受影響,且鋼梁并未發(fā)生屈曲,此時試件仍是完全彈性狀態(tài),故曲線上沒有呈現(xiàn)出明顯的拐點；隨著荷載的繼續(xù)增加,混凝土不斷開裂,曲線斜率開始減小,試件的撓度隨荷載的增大呈非線性變化,試件進入彈塑性階段；在破壞階段,鋼梁受拉屈服,截面內(nèi)力發(fā)生重分布,試件撓度急劇增大,承載力迅速下降,試驗梁達到極限承載狀態(tài),停止加載。

試件SCB-1與SCB-2的截面形式相同,但后澆層厚度不同。從圖5可以看出,彈性階段內(nèi)試件SCB-2的曲線斜率大于試件SCB-1的曲線斜率,說明增加后澆層厚度可以提高試件的初始抗彎剛度。1.2.4 加載點處沿截面高度方向應(yīng)變分布分析

圖6給出了試驗梁加載點處沿截面高度方向的應(yīng)變分布,應(yīng)變沿截面高度近似呈線性分布,基本符合平截面假定。但是鋼梁截面應(yīng)變非直線變化較混凝土截面明顯,考慮是由于應(yīng)變片布置在鋼梁受力最大的截面處,鋼梁塑性發(fā)展明顯,而疊合板中存在剪力滯效應(yīng),應(yīng)變隨著距疊合板中心距離的增大而顯著降低,導致板側(cè)混凝土的應(yīng)變較小,混凝土截面應(yīng)變?nèi)猿示€性分布。

圖6 加載點處沿截面高度方向應(yīng)變分布圖

2 分離式疊合板組合梁受力性能數(shù)值分析

采用有限元分析軟件 ABAQUS建立與試驗梁同尺寸的模型1和2,并將其跨中荷載—撓度曲線分別與試驗跨中荷載—撓度曲線進行對比分析。

2.1 本構(gòu)關(guān)系

材料本構(gòu)模型的選擇對于模型的計算結(jié)果至關(guān)重要,為了使模擬結(jié)果更加準確,混凝土的本構(gòu)模型采用GDP模型,栓釘及鋼梁采用二折線本構(gòu)模型。

混凝土建模時采用ABAQUS提供的混凝土塑性損傷模型,其本構(gòu)關(guān)系采用GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[17]中所建議的曲線。

混凝土的受拉應(yīng)力—應(yīng)變曲線由式(1)～(5)表示為

式中:dt為混凝土受拉的損傷參數(shù)；αt為曲線下降段的形狀參數(shù),可以根據(jù)分析需要進行適當調(diào)整；ft,r為混凝土抗拉強度的標準值,在結(jié)構(gòu)分析時可以根據(jù)實際計算需要取多種值(取C30混凝土的軸心抗拉強度標準值)；εt,r為混凝土抗拉強度標準值ft,r所對應(yīng)的混凝土拉應(yīng)變的峰值。

混凝土受壓應(yīng)力—應(yīng)變曲線由式(6)～(11)表示為

式中:dc為混凝土受壓的損傷參數(shù)；αc為曲線下降段的形狀參數(shù),可以根據(jù)分析需要進行適當調(diào)整；fc,r為混凝土抗壓強度的標準值,在結(jié)構(gòu)分析時可以根據(jù)實際計算需要取多種值(取C30混凝土的軸心抗壓強度標準值)；εc,r為混凝土抗壓強度標準值fc,r所對應(yīng)的混凝土壓應(yīng)變的峰值。

鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用雙折線模型,如圖7所示,確保應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系的唯一性。圖中Es為鋼筋的彈性模量,MPa。

圖7 鋼材本構(gòu)關(guān)系曲線圖

2.2 模型建立

試驗梁的有限元分析模型由鋼梁、預(yù)制板、栓釘、后澆層和鋼筋骨架(鋼筋網(wǎng)和桁架鋼筋合并而成)五部分組成,各部分按照試件的幾何尺寸進行建模。

模型中預(yù)制板、鋼梁、栓釘、后澆層均為三維實體單元,單元類型選用C3D8R(八節(jié)點線性六面體減縮積分單元),鋼筋骨架為三維線性單元,單元類型為T3D2(兩結(jié)點線性三維桁架單元)；通過內(nèi)置區(qū)域命令將鋼筋骨架嵌入到疊合板中,忽略兩者之間的相對滑移；后澆層與預(yù)制板之間、預(yù)制板與鋼梁之間設(shè)置面與面接觸；栓釘與鋼梁之間使用TIE命令,將其綁定在一起,兩者之間不發(fā)生相對運動。

2.3 加載方式

采用集中力加載,為避免加載時出現(xiàn)局部破壞,將墊塊設(shè)置為剛體,利用Amplitudes建立與試驗相同的加載規(guī)律,將集中力加在墊塊中心處。

2.4 承載力模擬與試驗結(jié)果對比

梁試驗與數(shù)值模擬所得到的跨中荷載—撓度曲線對比如圖8所示,可以看出試驗與數(shù)值模擬結(jié)果吻合良好,兩者的曲線斜率基本一致,屈服荷載與試驗值基本吻合,但總體來說,數(shù)值模擬得出的荷載—位移曲線與試驗曲線存在一定的偏差,但是差別并不大,表明所建立的疊合板組合梁的有限元模型較為合理,可以用其進行后續(xù)的參數(shù)分析,以深入研究影響該類組合梁受力性能的其他因素。

圖8 梁試驗與模擬跨中荷載—撓度對比曲線圖

2.5 栓釘間距的影響

其他參數(shù)不變,僅變化栓釘間距,其影響曲線如圖9所示,當栓釘間距由200 mm分別減小到150和100 mm時,極限承載力分別提高13%和21.7%；同時試件的初始抗彎剛度也略有提高。這說明分離式疊合板組合梁的極限承載力和初始抗彎剛度隨著栓釘間距的減小而提高。

圖9 栓釘間距的影響曲線圖

2.6 預(yù)制板在鋼梁上翼緣擱置長度的影響

其它參數(shù)不變,僅變化預(yù)制板擱置長度。預(yù)制板在鋼梁上翼緣擱置長度的影響如圖10所示。

圖10 預(yù)制板在鋼梁上翼緣擱置長度的影響曲線圖

由圖10可知,擱置長度為60 mm時,試件的初始抗彎剛度最小,考慮是由于擱置長度增大造成握裹栓釘?shù)暮鬂不炷馏w積減小,使栓釘在相同荷載作用下的變形增大,導致疊合板與鋼梁之間的滑移增大,試件的初始抗彎剛度降低；對于擱置長度分別為30和40 mm的試件,兩者的初始抗彎剛度相近,但擱置長度為40 mm的試件,其極限承載力略大。綜合來說,當預(yù)制板在鋼梁上翼緣的擱置長度為40 mm時,分離式疊合板組合梁的受力性能較好。

3 結(jié)論

文章針對分離式疊合板組合梁的受力性能開展了試驗研究,對跨中位移變化規(guī)律以及后澆層厚度對組合梁整體工作性的影響進行了分析,同時采用有限元軟件對比分析不同栓釘間距的同尺寸模型,得出的主要結(jié)論如下:

(1)分離式疊合板組合梁中預(yù)制板拼縫的存在,破壞了預(yù)制底板的連續(xù)性,削弱了試件的抗剪承載力,造成試件發(fā)生剪切破壞,但在遠離拼縫處,其疊合板仍為上、下兩層混凝土整體受力,協(xié)同工作。

(2)增加后澆層厚度和減小栓釘間距均可以提高分離式疊合板組合梁受力性能。分離式疊合板組合梁施工時,預(yù)制板在鋼梁上翼緣的擱置長度宜為40 mm。

(3)利用有限元軟件進行數(shù)值模擬,并與試驗結(jié)果進行對比,兩者的吻合程度較高,驗證了數(shù)值分析模型的有效性和可行性。