新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁受力性能分析

王二成, 柴穎珂, 張子奇, 李格格, 肖俊偉

(1. 河北工程大學(xué) 土木工程學(xué)院, 河北 邯鄲 056038;2. 河北省裝配式結(jié)構(gòu)技術(shù)創(chuàng)新中心, 河北 邯鄲 056038)

隨著國家大力推廣裝配式建筑技術(shù),建筑工業(yè)化成為了我國建筑領(lǐng)域的一個(gè)重要發(fā)展方向,采用裝配式建筑技術(shù)不僅可以減少環(huán)境污染,而且大大地縮短了施工周期,提高了施工效率[1]。近年來,一種新型的預(yù)制鋼-混凝土組合梁逐漸發(fā)展起來[2],這種新型的預(yù)制鋼-混凝土組合梁由鋼接頭和鋼筋混凝土梁體組合而成,與傳統(tǒng)的預(yù)制混凝土梁相比,預(yù)制鋼-混凝土組合梁利用端部的鋼接頭和懸臂段鋼梁通過螺栓連接,充分利用了鋼結(jié)構(gòu)連接的便利性,具有施工便捷、連接可靠、減少現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)量等優(yōu)點(diǎn)。國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)這種預(yù)制鋼-混凝土組合梁進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究[3-6],結(jié)果表明帶鋼接頭的預(yù)制鋼-混凝土組合梁具有良好的抗震性能和變形性能;文獻(xiàn)[7]和文獻(xiàn)[8]對(duì)兩端簡(jiǎn)支條件下的新型預(yù)制鋼筋混凝土梁分別進(jìn)行了抗彎試驗(yàn)和抗剪試驗(yàn),結(jié)果表明新型預(yù)制鋼筋混凝土梁的破壞形態(tài)與現(xiàn)澆鋼筋混凝土梁的破壞形態(tài)基本一致,在試驗(yàn)過程中鋼接頭工作性能良好,鋼接頭與混凝土梁體之間幾乎沒有滑移;焦安亮等[9]對(duì)6個(gè)裝配式鋼管混凝土柱-帶鋼接頭鋼筋混凝土梁節(jié)點(diǎn)模型開展低周往復(fù)加載試驗(yàn),結(jié)果表明這種裝配式節(jié)點(diǎn)具有較好的延性,平均位移延性系數(shù)為3.08;郭小農(nóng)等[10]對(duì)一種預(yù)制混凝土梁端預(yù)埋槽鋼節(jié)點(diǎn)進(jìn)行靜力加載試驗(yàn)和有限元分析,并將有限元分析結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果表明二者吻合良好,當(dāng)梁端部箍筋間距加密時(shí)能明顯提高節(jié)點(diǎn)承載力和變形性能。

目前針對(duì)這種帶鋼接頭的預(yù)制鋼-混凝土組合梁的研究已經(jīng)取得了優(yōu)異的成果,然而此類預(yù)制組合梁在實(shí)際應(yīng)用時(shí)還有一定的局限,在安裝此類預(yù)制組合梁時(shí),需要另外支設(shè)一定數(shù)量的臨時(shí)支撐,這就導(dǎo)致了在施工過程中的成本大大增加,在一定程度上也限制了此類裝配式預(yù)制鋼-混凝土組合梁在實(shí)際應(yīng)用中的發(fā)展。本文以已有研究成果[11]的特點(diǎn)和局限性為出發(fā)點(diǎn),提出一種新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁。通過有限元軟件ABAQUS對(duì)固定邊界條件下的7個(gè)型鋼柱-新型預(yù)制組合梁試件和1個(gè)型鋼柱-傳統(tǒng)預(yù)制組合梁試件進(jìn)行兩點(diǎn)加載模擬,探討不同參數(shù)(懸臂段鋼梁外伸長(zhǎng)度、梁內(nèi)縱筋配筋率、鋼接頭埋置長(zhǎng)度)的變化對(duì)新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁的破壞形態(tài)、抗彎承載能力和變形性能的影響規(guī)律,為今后預(yù)制鋼-混凝土組合梁在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供參考。

1 試件模型設(shè)計(jì)

在實(shí)際應(yīng)用中,大多數(shù)預(yù)制組合梁上部均留有凹槽,以便實(shí)現(xiàn)后澆混凝土與舊混凝土的完美黏合。已有的研究成果顯示,此類預(yù)制組合梁在破壞時(shí)新舊混凝土之間幾乎未產(chǎn)生滑移,因此在設(shè)計(jì)試件時(shí),將后澆混凝土和預(yù)制混凝土梁體作為一個(gè)整體進(jìn)行建模分析。試件三維構(gòu)造及鋼筋骨架如圖 1所示。

1.1 模型參數(shù)

共設(shè)計(jì)了8個(gè)型鋼柱-預(yù)制組合梁試件,預(yù)制梁為預(yù)制鋼-混凝土組合梁,總跨度為5 100 mm。型鋼柱高1 000 mm,型號(hào)為HW350 mm×350 mm×12 mm×19 mm,懸臂段鋼梁截面尺寸與鋼接頭截面尺寸相同,型號(hào)為HM294 mm×200 mm×8 mm×12 mm,鋼-混凝土組合梁體的截面尺寸為200 mm×440 mm;梁內(nèi)縱向受拉鋼筋直徑為18 mm,縱向受壓鋼筋和腰筋直徑為12 mm,箍筋采用C8@ 100/180;鋼梁與鋼接頭之間的連接鋼板厚度為10 mm;為增強(qiáng)鋼接頭與混凝土梁體之間的黏結(jié)能力,在鋼接頭上設(shè)置有A13×60 mm的螺栓,并根據(jù)試件鋼接頭埋置長(zhǎng)度確定單排或多排設(shè)置。

各試件主要參數(shù)見表 1,其中試件PSCB0為傳統(tǒng)型預(yù)制組合梁端鋼接頭無傾斜切割面形式的對(duì)比試件,試件PSCB1～PSCB7為本文提出的新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁試件。試件PSCB0的尺寸如圖2所示,新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁以試件PSCB1為例,其余試件與試件PSCB1的形式相同,試件尺寸如圖 3所示。

表1 試件相關(guān)參數(shù)取值Table 1 Values of related parameters of specimens

各試件的梁體均采用C40等級(jí)混凝土,螺栓采用10.9級(jí)M22摩擦型高強(qiáng)螺栓,型鋼柱、鋼接頭和連接鋼板的鋼材型號(hào)均為Q345,梁體內(nèi)所有鋼筋均采用HRB400級(jí)鋼筋,有限元模型各材料參數(shù)取值見表2。

表2 鋼材、鋼筋及螺栓的材料參數(shù)Table 2 Material parameters of steel, rebar and bolt

所選用的型鋼和鋼筋本構(gòu)模型基于Von-Mises屈服準(zhǔn)則及相關(guān)流動(dòng)法則確定,其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用簡(jiǎn)化處理的三折線模型。在對(duì)混凝土進(jìn)行模擬時(shí)采用ABAQUS軟件中自帶的混凝土塑性損傷模型(CDP),該模型適用于單調(diào)加載和循環(huán)加載作用下的混凝土結(jié)構(gòu)和構(gòu)件的非線性分析[12],混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)附錄中提供的混凝土單軸受拉、受壓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,混凝土單軸受拉、受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖4所示。規(guī)范中給出的混凝土單軸受拉、受壓損傷演化參數(shù)與CDP模型中塑性損傷因子的含義不同,不能直接用于CDP模型,因此采用文獻(xiàn)[13]推薦的公式計(jì)算受壓損傷因子和受拉損傷因子,如圖5所示。

1.2 模型建立

在ABAQUS中,網(wǎng)格單元的類型對(duì)于模型求解的精度和收斂性有很大的影響,因此,在模型創(chuàng)建時(shí),鋼筋采用二節(jié)點(diǎn)線性桁架單元(T3D2),除鋼筋以外的其余所有部件均采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元(C3D8R),使用該單元類型不會(huì)引起剪切自鎖現(xiàn)象[14]。各個(gè)試件網(wǎng)格劃分的方式以及網(wǎng)格劃分完成之后的結(jié)果基本相似,以試件PSCB1為例,網(wǎng)格劃分完成后的模型如圖6所示。

為了使鋼接頭和鋼筋在受力過程與混凝土之間可以協(xié)同工作,鋼接頭和鋼筋采用“embedded”方式共同內(nèi)嵌于混凝土梁中;懸臂段鋼梁與鋼接頭、懸臂段鋼梁腹板與連接鋼板、鋼接頭腹板與連接鋼板、螺栓與連接鋼板及各個(gè)孔壁之間采取“surface to surface”方式,切向方向接觸關(guān)系定義為“penalty”,摩擦系數(shù)取0.4,法向接觸關(guān)系定義為“hard”,其余參數(shù)保持默認(rèn)狀態(tài)[15]。

1.3 邊界條件及加載方案

在試件型鋼柱端設(shè)置約束,限制柱底X、Y和Z方向的平動(dòng)自由度和X、Z方向的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度,限制柱頂X、Y方向的平動(dòng)自由度和X、Z方向的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。在預(yù)制組合梁跨中三分點(diǎn)位置處施加集中載荷,加載方式采用位移控制的線性加載,當(dāng)試件承載力下降至峰值載荷的85%時(shí)停止加載。

2 有限元模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元計(jì)算的準(zhǔn)確性和可行性,對(duì)文獻(xiàn)[16]中試件DH-2和文獻(xiàn)[17]中試件PHSC1建立非線性有限元模型,并按照文獻(xiàn)中的加載方式對(duì)其進(jìn)行加載模擬。圖7為有限元模擬和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,由圖7可以看出,有限元模擬計(jì)算的曲線和試驗(yàn)得出的曲線整體趨勢(shì)吻合良好,但是,有限元模擬所得出的曲線相比于試驗(yàn)曲線更加平滑,這是因?yàn)樵谀M計(jì)算時(shí)各個(gè)因素都趨近于理想化,而在實(shí)際試驗(yàn)過程中則會(huì)存在一些缺陷和誤差。另外,由于在模擬時(shí)將混凝土和鋼接頭接觸面之間設(shè)置了“tie”約束,這也使得模擬時(shí)的初始剛度比實(shí)際試驗(yàn)中的略大。

有限元模擬結(jié)果和文獻(xiàn)[16]中試件DH-2、文獻(xiàn)[17]中試件PHSC1的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比情況見表3?？傮w來看,各個(gè)特征值的有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相差不大,試件DH-2各特征值之間相對(duì)誤差的最大值為6.71%,試件PHSC1各特征值之間相對(duì)誤差最大值為12.55%,2個(gè)試件的有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之間的誤差均在可接受范圍之內(nèi)。綜上所述,采用ABAQUS軟件可以有效模擬此類預(yù)制組合梁在單向加載狀況下的試驗(yàn)。

表3 有限元模擬結(jié)果與原試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison between finite element results and original test results

3 有限元模擬結(jié)果及分析

本章對(duì)提出的新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁在載荷作用下的模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析,研究試件的破壞過程以及相關(guān)參數(shù)的變化對(duì)新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁的承載性能和變形性能的影響規(guī)律。

3.1 破壞過程和應(yīng)力云圖

通過對(duì)有限元模擬計(jì)算結(jié)果分析可知,8個(gè)試件的破壞過程基本相似,均為典型的受彎破壞。以試件PSCB1為例,載荷-位移曲線如圖8所示,各個(gè)試件整個(gè)受力過程大致可分為以下幾個(gè)階段。

1)O-A未開裂階段。在加載初期,由于跨中截面彎矩很小,試件受拉區(qū)應(yīng)力很小,混凝土受拉區(qū)未開裂,鋼筋和鋼接頭未屈服,試件處于彈性工作階段,載荷-位移曲線表現(xiàn)為線性關(guān)系。

2)A-B裂縫發(fā)展階段。當(dāng)載荷-位移曲線到達(dá)A點(diǎn)時(shí),混凝土受拉區(qū)邊緣纖維的應(yīng)力值達(dá)到混凝土受拉應(yīng)力極限值,試件跨中受拉區(qū)首先出現(xiàn)裂縫,受拉區(qū)邊緣處的混凝土首先表現(xiàn)為應(yīng)變較應(yīng)力增長(zhǎng)速度快的塑性特征,在載荷-位移曲線中表現(xiàn)為位移增長(zhǎng)速度快于載荷增長(zhǎng)速度。隨著載荷繼續(xù)增加,與鋼接頭接觸的受壓區(qū)混凝土逐漸產(chǎn)生塑性形變,混凝土梁跨中受拉區(qū)裂縫逐漸增多,梁端部螺栓處的混凝土開始產(chǎn)生受拉裂縫;隨著混凝土裂縫的逐漸擴(kuò)展延伸,混凝土所承受的拉力逐漸傳遞給鋼筋和螺栓,鋼筋和鋼接頭的應(yīng)力突然增大,但是仍然處于彈性階段,此時(shí)的載荷-位移曲線仍然近似為直線,但是斜率有所下降。

3)B-C屈服階段。當(dāng)載荷繼續(xù)增加,載荷-位移曲線達(dá)到B點(diǎn)時(shí),梁體下部受拉區(qū)大部分混凝土開裂并逐漸退出工作,在鋼梁端部下翼緣位置首先達(dá)到屈服,塑性應(yīng)變開始沿著腹板向上擴(kuò)展,至腹板中線位置附近基本保持穩(wěn)定,如圖9(a)所示。與此同時(shí),梁體上部加載點(diǎn)處的受壓鋼筋進(jìn)入屈服狀態(tài)。載荷繼續(xù)增加,跨中梁底受拉鋼筋達(dá)到屈服,梁體裂縫沿梁高方向向上延伸,受壓區(qū)混凝土邊緣纖維的應(yīng)力迅速增長(zhǎng)。在載荷快要達(dá)到峰值載荷C點(diǎn)時(shí),鋼接頭最下邊螺栓孔位置附近的腹板進(jìn)入屈服狀態(tài),鋼接頭上翼緣邊緣處也達(dá)到屈服。在這個(gè)階段,鋼梁端部、受拉鋼筋和鋼接頭相繼達(dá)到屈服,試件截面的剛度較前一階段有很大的下降,載荷-位移曲線出現(xiàn)明顯的彎曲,曲線斜率減小,此時(shí)試件仍然能承受一定的載荷,但是變形增長(zhǎng)速度快于載荷增長(zhǎng)速度。

4)C-D破壞階段。載荷-位移曲線達(dá)到峰值點(diǎn)C點(diǎn),試件所能承受的載荷達(dá)到最大值,除試件PSCB5之外,其余試件的2根附加筋在此時(shí)仍然處于彈性階段。在峰值載荷后,載荷開始緩慢下降,在臨近破壞時(shí),載荷-位移曲線出現(xiàn)拐點(diǎn),鋼梁上翼緣邊緣屈服,隨后載荷迅速下降,直至破壞。破壞時(shí),鋼梁端部下翼緣和腹板發(fā)生屈曲,與鋼接頭接觸的混凝土被壓碎,如圖9(b)所示。在整個(gè)受力過程中,鋼接頭與鋼梁接觸面附近的腹板基本未發(fā)生破壞。

值得注意的是,在鋼接頭與混凝土交界處的截面附近,截面突然發(fā)生變化,在受力過程中無論是受壓區(qū)還是受拉區(qū)均產(chǎn)生了應(yīng)力集中,最終在破壞時(shí)此處的受拉、受壓鋼筋的應(yīng)力均達(dá)到屈服強(qiáng)度最大值,如圖9(c)所示。為防止因應(yīng)力集中導(dǎo)致鋼筋斷裂而使得整個(gè)梁體失效,宜在此位置處的受拉、受壓鋼筋上加焊1根附加筋以提高此處的鋼筋強(qiáng)度。

3.2 新型預(yù)制組合梁與傳統(tǒng)預(yù)制組合梁對(duì)比

新型組合梁與傳統(tǒng)組合梁跨中載荷-位移曲線對(duì)比情況及8個(gè)試件的性能對(duì)比情況分別見圖10和表4。由圖10和表4可知,新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁與傳統(tǒng)截面形式的預(yù)制鋼-混凝土組合梁相比,2種預(yù)制組合梁的開裂載荷相同,在到達(dá)屈服點(diǎn)位置之前,載荷-位移曲線基本一致,但是新型預(yù)制組合梁的屈服載荷和最大載荷略高于傳統(tǒng)預(yù)制組合梁,試件PSCB1的延性系數(shù)和初始剛度均高于試件PSCB0?？傮w而言,新型截面形式的預(yù)制鋼-混凝土組合梁的受力性能略優(yōu)于傳統(tǒng)截面形式的預(yù)制鋼-混凝土組合梁。

表4 試件PSCB0～PSCB7計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison of calculation results of specimens PSCB0～PSCB7

1—型鋼柱; 2—預(yù)制混凝土梁; 3—后澆混凝土; 4—鋼接頭; 5—鋼梁; 6—連接鋼板;7—高強(qiáng)螺栓; 8—受拉鋼筋; 9—受壓鋼筋; 10—附加筋; 11—箍筋; 12—螺栓。圖1 型鋼柱-預(yù)制組合梁試件構(gòu)造Fig.1 Construction diagram of steel column-precast composite beam specimen

圖2 試件PSCB0尺寸(單位: mm)Fig.2 Size of specimen PSCB0(unit: mm)

圖3 試件PSCB1尺寸(單位: mm)Fig.3 Size of specimen PSCB1(unit: mm)

圖4 C40混凝土單軸受壓、受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Compressive and tensile stress-strain curves of C40 concrete

圖5 C40混凝土受壓、受拉損傷因子-塑性應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.5 Relation curve of compressive and tensile damage factor-plastic strain of C40 concrete

圖6 試件PSCB1網(wǎng)格劃分Fig.6 Meshing of specimen PSCB1

圖7 文獻(xiàn)[16]和文獻(xiàn)[17]有限元模擬與原試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of finite element simulation and original test results in reference [17] and [18]

圖9 型鋼柱-預(yù)制鋼-混凝土組合梁應(yīng)力云圖Fig.9 Stress cloud diagram of section steel column-precast steel-concrete composite beam

圖10 新型組合梁與傳統(tǒng)組合梁跨中載荷-位移曲線對(duì)比Fig.10 Comparison ofmid-span load-displacement curves between new and traditional composite beams

3.3 參數(shù)變化對(duì)預(yù)制鋼-混凝土組合梁的影響

3.3.1 懸臂段鋼梁外伸長(zhǎng)度

圖11為懸臂段鋼梁外伸長(zhǎng)度不同時(shí)試件型鋼柱的應(yīng)力云圖,試件PSCB1、PSCB2、PSCB3的鋼梁外伸長(zhǎng)度Lc分別為200、350和500 mm,當(dāng)鋼梁外伸長(zhǎng)度不同時(shí),型鋼柱主體以及懸臂段鋼梁的應(yīng)力分布有很大差異,隨著鋼梁外伸長(zhǎng)度增加,型鋼柱柱體的應(yīng)力分布情況逐漸均勻,鋼梁與鋼接頭接觸的腹板位置應(yīng)力逐漸減小,但是鋼梁端部截面的應(yīng)力達(dá)到最大值。

圖11 鋼梁外伸長(zhǎng)度不同時(shí)試件型鋼柱應(yīng)力云圖Fig.11 Stress cloud diagram of specimen steel column with different elongation lengths of steel beam

圖12為懸臂段鋼梁外伸長(zhǎng)度不同時(shí)的載荷-位移曲線對(duì)比情況。由圖12和表4可知,懸臂段鋼梁外伸的長(zhǎng)度對(duì)試件的開裂并沒有影響,隨著鋼梁外伸長(zhǎng)度的增加,試件的屈服載荷和最大承載力略有降低,初始剛度逐漸減小,但試件的屈服位移和極限位移明顯增加,這主要是因?yàn)樵谑芰^程中鋼梁長(zhǎng)度的增加使得鋼梁外伸區(qū)段內(nèi)的塑性變形發(fā)展更加充分,因而試件的變形能力有所提升。當(dāng)鋼梁外伸長(zhǎng)度為350、500 mm時(shí),其延性性能較鋼梁外伸長(zhǎng)度為200 mm時(shí)分別提高了5.75%和24.24%,鋼梁外伸長(zhǎng)度的增加使得試件的延性性能明顯提升。3個(gè)試件均滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)中受彎構(gòu)件延性系數(shù)不小于3的要求[18],為保證構(gòu)件在破壞時(shí)發(fā)生延性破壞,在設(shè)計(jì)應(yīng)用此類預(yù)制組合梁時(shí),型鋼柱的懸臂段外伸鋼梁的長(zhǎng)度Lc至少為200 mm。

圖12 懸臂段鋼梁長(zhǎng)度不同時(shí)試件跨中載荷-位移曲線對(duì)比Fig.12 Comparison of mid-span load-displacement curves of steel beams with different cantilever lengths

3.3.2 梁內(nèi)縱筋配筋率

圖13為預(yù)制組合梁內(nèi)縱向鋼筋配筋率變化時(shí)的載荷-位移曲線對(duì)比,試件PSCB1、PSCB4和PSCB5的縱向鋼筋配筋率分別為1.17%、1.48%和1.79%。由圖13和表4可知,梁內(nèi)縱向鋼筋配筋率對(duì)預(yù)制組合梁的開裂載荷沒有影響,當(dāng)試件開裂之后,隨著縱向鋼筋配筋率的增加,試件的初始剛度有所增加,試件的屈服載荷和最大承載力明顯提高,當(dāng)梁內(nèi)縱向鋼筋配筋率為1.79%時(shí),相比于配筋率為1.17%時(shí)的極限承載力提高了7.27%,但是其變形能力大大降低,試件PSCB5的延性系數(shù)僅為2.58。通過對(duì)試件PSCB1、PSCB4和PSCB5的應(yīng)力云圖對(duì)比分析可知,在鋼梁端部下翼緣位置達(dá)到屈服之后,由于梁內(nèi)配筋率的增加,梁底受拉鋼筋并沒有很快進(jìn)入屈服狀態(tài),而是在梁端塑性鉸區(qū)域擴(kuò)展了一段時(shí)間之后,梁底受拉鋼筋才達(dá)到屈服,受拉鋼筋屈服之后,試件承受載荷的能力迅速下降,預(yù)制組合梁很快便達(dá)到了破壞狀態(tài),其破壞過程類似于超筋梁的破壞過程。

圖13 梁內(nèi)縱筋配筋率不同的試件跨中載荷-位移曲線對(duì)比Fig.13 Comparison of mid-span load-displacement curves of specimens with different internal longitudinal reinforcement ratios of beams

增加梁內(nèi)縱向鋼筋配筋率僅僅提高了試件的承載能力, 并不能提高其變形能力。 因此在進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)應(yīng)該嚴(yán)格控制梁內(nèi)縱向鋼筋配筋率, 建議預(yù)制鋼-混凝土組合梁內(nèi)縱向配筋率不宜超過1.5%。

3.3.3 鋼接頭埋置長(zhǎng)度

圖14為梁端鋼接頭埋入混凝土梁體長(zhǎng)度不同時(shí)的應(yīng)力對(duì)比云圖,試件PSCB1、PSCB6和PSCB7的預(yù)制組合梁端鋼接頭埋置長(zhǎng)度Ls分別為125、250和400 mm。由圖14可知,在破壞時(shí),鋼接頭上翼緣邊緣處和最下邊螺栓孔位置的腹板處的應(yīng)力最大,但是隨著鋼接頭埋置長(zhǎng)度的增加,鋼接頭所承受的應(yīng)力值也隨之增加,試件PSCB1、PSCB6和PSCB7的鋼接頭最大應(yīng)力值分別達(dá)到了339.5、368.3和376.4 MPa。

圖14 鋼接頭埋置長(zhǎng)度不同時(shí)梁端鋼接頭應(yīng)力云圖Fig.14 Stress cloud diagram of beam end steel joint with different embedded lengths

圖15為鋼接頭埋置長(zhǎng)度不同時(shí)的載荷-位移曲線對(duì)比情況。由圖15和表4可知,鋼接頭埋置長(zhǎng)度的不同對(duì)于新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁的屈服載荷、最大承載力以及初始剛度的影響很小,但是對(duì)于預(yù)制組合梁的變形性能有很大程度的改善。隨著鋼接頭埋置長(zhǎng)度的增加,試件的延性系數(shù)逐漸增大,當(dāng)鋼接頭埋置長(zhǎng)度Ls為400 mm時(shí),試件延性系數(shù)達(dá)到4,綜合考慮各種因素,建議鋼接頭埋置混凝土中的長(zhǎng)度Ls至少取200 mm。

圖15 不同鋼接頭埋置長(zhǎng)度的試件跨中載荷-位移曲線對(duì)比Fig.15 Comparison of mid-span load-displacement curves of specimens with different embedment lengths of steel joints

4 結(jié) 論

1) 本文提出的新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁與傳統(tǒng)截面形式的預(yù)制鋼-混凝土梁相比具有相似的受力過程和破壞特征,但是新型預(yù)制組合梁的屈服載荷、最大承載力、延性系數(shù)和初始剛度均高于傳統(tǒng)截面形式的預(yù)制組合梁。

2) 8個(gè)試件的破壞過程基本相似,鋼梁、受拉鋼筋和鋼接頭相繼屈服,鋼梁端部產(chǎn)生塑性鉸,鋼梁下翼緣和腹板位置發(fā)生屈曲,最終試件發(fā)生受彎破壞。

3) 懸臂段鋼梁外伸長(zhǎng)度的增加使得試件的變形性能得到明顯提升,建議鋼梁外伸長(zhǎng)度Lc至少應(yīng)為200 mm。增加梁內(nèi)縱向鋼筋配筋率可提升試件的承載能力,但是延性降低,新型預(yù)制鋼-混凝土組合梁內(nèi)縱向鋼筋配筋率不宜超過1.5%。鋼接頭埋置長(zhǎng)度的增加對(duì)試件的變形性能影響較大,但是對(duì)其承載性能影響很小,綜合考慮各種因素,鋼接頭埋置長(zhǎng)度Ls不應(yīng)低于200 mm。