帶鋼筋桁架樓承板的PRC連梁抗震性能試驗(yàn)研究及數(shù)值分析

田建勃,趙 勇,陳黃健,呂 權(quán),李柏林,穆 林

(1. 西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院,陜西 西安 710048; 2. 中國(guó)建筑一局(集團(tuán))有限公司,北京 100161)

0 引言

聯(lián)肢剪力墻結(jié)構(gòu)作為高效的抗側(cè)力體系,其理想的破壞機(jī)制是所有連梁兩端均出現(xiàn)彎曲塑性鉸陸續(xù)屈服耗散部分地震能量后,剪力墻根部最后形成彎曲塑性鉸而達(dá)到最佳屈服機(jī)制,因此作為第一道抗震防線的連梁,其類型及細(xì)部構(gòu)造很大程度上決定了聯(lián)肢剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能[1]。然而為滿足高層結(jié)構(gòu)剛度要求,連梁的設(shè)計(jì)跨高比一般小于2.5,當(dāng)結(jié)構(gòu)受側(cè)向力的作用時(shí),小跨高比連梁極易出現(xiàn)剪切斜裂縫發(fā)生脆性剪切破壞。

為進(jìn)一步提高小跨高比連梁的抗震性能,目前主要是通過改變配筋方式[2-3]、改變連梁基本構(gòu)成材料[4-5]、改變截面形式[6]、鋼-混凝土組合連梁[7]和可更換連梁[8-9]等方法進(jìn)行研究。研究結(jié)果表明,基于不同的連梁設(shè)計(jì)思路都在不同程度上改善了連梁的抗震性能,鋼板-混凝土組合(plate-reinforced composite, PRC)連梁是一種抗震性能更優(yōu)且施工方便的連梁形式,具有很好的應(yīng)用前景。LAM等[10]提出了一種帶有抗剪栓釘鋼板的組合連梁并通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)這種組合連梁的抗震性能顯著提高。CHENG[11]分析了鋼板-混凝土組合連梁鋼板配板率、跨高比和縱筋配筋率對(duì)連梁抗震性能的影響。張剛[12]進(jìn)行了6個(gè)鋼板-混凝土組合連梁的往復(fù)加載試驗(yàn),并給出了鋼板的配板率和截面高度的建議值。侯煒等[13]對(duì)比分析了內(nèi)嵌鋼板組合連梁與交叉斜筋鋼筋混凝土連梁的抗震性能,發(fā)現(xiàn)內(nèi)嵌鋼板混凝土組合連梁相較于傳統(tǒng)配筋混凝土連梁具有更好的綜合抗震性能且施工簡(jiǎn)單。

然而,在實(shí)際工程中,往往樓板與連梁整澆在一起,以往的試驗(yàn)研究大都不考慮樓板的這種作用,使其與實(shí)際工程中連梁的受力機(jī)理會(huì)有所不同,計(jì)算結(jié)果具有一定的誤差。而對(duì)于少數(shù)考慮樓板作用的連梁試驗(yàn)研究也主要集中于普通的RC樓板[14-16],這并不能滿足“工業(yè)化”住宅建筑體系的要求。近年來,隨著國(guó)家住宅產(chǎn)業(yè)的快速發(fā)展,“工業(yè)化”住宅結(jié)構(gòu)體系逐漸被大眾所接受[17]。其中鋼筋桁架樓承板[18]因其生產(chǎn)效率高,經(jīng)濟(jì)效益好,安裝方便,節(jié)省資源、施工方便等優(yōu)點(diǎn)被廣泛的應(yīng)用于“工業(yè)化”住宅建筑體系中。為此,本文在對(duì)小跨高比連梁彎、剪傳力特性分析的基礎(chǔ)上,完成了不同樓板形式對(duì)PRC連梁抗震性能影響的試驗(yàn)研究,揭示了帶鋼筋桁架樓承板對(duì)PRC連梁抗震性能的影響規(guī)律,分析了不考慮樓板作用、帶普通RC樓板及帶鋼筋桁架樓承板PRC連梁的破壞形態(tài)、承載能力、變形能力和耗能能力等。在此基礎(chǔ)上,采用ABAQUS軟件分析在不同峰值荷載作用下鋼筋桁架樓承板PRC連梁的混凝土、鋼板和鋼筋骨架的應(yīng)力發(fā)展情況。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件概況

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)并制作了3個(gè)組合連梁試件,跨高比均為1.5,試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。各試件的組成均包括試件上下兩端的端塊及中部的組合連梁,為防止上、下端塊破壞影響連梁的試驗(yàn)精度,應(yīng)保證其具有足夠的強(qiáng)度和剛度,上端塊尺寸為1020 mm×600 mm×300 mm,下端塊尺寸為1720 mm×600 mm×300 mm,上、下端塊的配筋如圖1(a)所示。連梁尺寸為ln×b×h=480 mm×160 mm×320 mm,連梁、樓板混凝土保護(hù)層厚度為10 mm,端塊的保護(hù)層厚度為25 mm。為鋼板與混凝土之間的共同作用,在鋼板的兩側(cè)焊接了抗剪栓釘,鋼板的錨固長(zhǎng)度選擇1.34倍的梁高。其中,試件PRC-S2和試件PRC-S3除樓板形式不同,其他部分配筋和尺寸均相同,配筋如圖1所示。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

圖1 試件尺寸及配筋詳圖Fig.1 Specimen size and reinforcement details

1.2 材料性能

試驗(yàn)所用鋼材的力學(xué)性能指標(biāo)通過材性試驗(yàn)所得,其具體性能參數(shù)如表2所示?；炷翆?shí)測(cè)立方體試塊抗壓強(qiáng)度平均值為39.39 MPa。

表2 鋼材性能參數(shù)表Table 2 Parameters of steel performance

1.3 加載方案

試驗(yàn)根據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[19]采用頂部無轉(zhuǎn)動(dòng)的四連桿抗剪試驗(yàn)裝置,各試件由水平作動(dòng)器通過倒L型加載鋼臂提供水平往復(fù)荷載。試件上端塊與加載鋼臂連接,鋼臂上方安裝有四連桿裝置,可以使試件只進(jìn)行平面內(nèi)的平動(dòng),防止試件發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)。下端塊與剛性地梁連接,并且在上下端塊兩側(cè)均設(shè)有固定裝置防止試件的整體滑移和面外失穩(wěn)。試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。

圖2 加載裝置Fig.2 Test setup

本試驗(yàn)采用荷載-位移混合控制的加載制度[19],如圖3所示。彈性階段按照荷載控制開展往復(fù)加載,試件每級(jí)增加40 kN,每級(jí)循環(huán)一圈。試件屈服之后采用位移控制加載,每級(jí)增加2 mm,每級(jí)循環(huán)3次。試件承載力下降到峰值承載力的85%以下即認(rèn)為試件破壞,為進(jìn)一步分析內(nèi)嵌鋼板的持荷能力及在PRC連梁中的抗剪作用,荷載下降到峰值荷載的85%以后繼續(xù)循環(huán)加載,直至試件已不適于繼續(xù)承載時(shí)結(jié)束加載。

圖3 加載制度示意圖Fig.3 Loading system

1.4 測(cè)試方案

本次試驗(yàn)的測(cè)試內(nèi)容包括:①試件破壞形態(tài);②內(nèi)嵌鋼板及鋼筋應(yīng)變。試驗(yàn)數(shù)據(jù)由系統(tǒng)自動(dòng)采集,位移計(jì)和應(yīng)變片的布置情況如圖4所示。其中,位移計(jì)A選用磁滯位移計(jì),用以測(cè)量連梁2個(gè)根部之間相對(duì)線位移,測(cè)量位置為連梁在上梁墻交界處中心位置。位移計(jì)B、C交叉布置,用以測(cè)量連梁2個(gè)根部之間的剪切位移,位移計(jì)的布置圖如圖4(a)所示。在連梁箍筋的長(zhǎng)肢鋼筋上沿對(duì)角方向粘貼應(yīng)變片來測(cè)量其受力情況,用拼音大寫首字母G表示;在連梁縱筋位于梁墻交界位置的4個(gè)角處粘貼應(yīng)變片,用拼音大寫首字母Z表示;為了解內(nèi)置鋼板應(yīng)力變化情況,在內(nèi)置鋼板的梁墻交界位置、連梁跨度的1/2和1/4位置粘貼應(yīng)變片(花),分別用字母P和PH表示;鋼筋桁架樓承板鋼筋的應(yīng)變片用字母S表示,應(yīng)變片(花)的設(shè)置圖如圖4(d)所示。

圖4 試驗(yàn)位移計(jì)、應(yīng)變片(花)布置圖Fig.4 Test displacement meters and strain gauge and strain rosette

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 破壞形態(tài)

試件PRC-NS1加載至+320 kN(θ=1/102)時(shí)試件中部產(chǎn)生多條貫穿剪切斜裂縫。此后位移加載,加載至Δ=6 mm(θ=1/80)時(shí),連梁左側(cè)剪切斜裂縫進(jìn)一步加寬;隨著位移加載增大,加載至Δ=10 mm(θ=1/48)時(shí),達(dá)到峰值455.5 kN。加載至Δ=20 mm(θ=1/24)時(shí)連梁的承載力值下降,此時(shí)連梁已破壞。最后按照增量為 5 mm 繼續(xù)加載,直至Δ=-43 mm(θ=-1/11) 時(shí),連梁混凝土大面積退出工作,試件PRC-NS1的最終破壞情況如圖5(a)所示。

圖5 各試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of specimens

試件PRC-S2水平荷載到達(dá)+80 kN(θ=1/1455)時(shí),連梁上部偏右位置出現(xiàn)首條斜裂縫,梁墻交界位置產(chǎn)生一條長(zhǎng)約 6 cm 的豎直裂縫,并隨著荷載增大而增大。隨著荷載增大,加載至-360 kN(θ=-1/126)時(shí),樓板背面連梁根部位置產(chǎn)生多條橫向裂縫。此后位移加載,加載至Δ=22 mm(θ=1/22)時(shí),試件基本喪失承載能力,連梁損傷嚴(yán)重。最后按照增量為 5 mm 繼續(xù)加載,直至Δ=-43 mm(θ=-1/11)時(shí),連梁混凝土基本退出工作,試件PRC-S2最終破壞情況如圖5(b)所示。

試件PRC-S3在當(dāng)荷載+400 kN(θ=1/108)時(shí),連梁無新的裂縫產(chǎn)生,原有的裂縫有一定程度的加寬。此后進(jìn)入位移加載,加載至+10 mm(θ=1/48)時(shí),達(dá)到峰值597.24 kN,此時(shí)連梁對(duì)角斜裂縫基本連通;加載至+22 mm(θ=1/22)時(shí),連梁下部混凝土基本全部剝落,樓板底板與桁架之間的焊接斷開,此時(shí)連梁基本喪失承載能力,認(rèn)為試件已經(jīng)破壞,試件PRC-S3最終破壞情況如圖5(c)所示。

2.2 破壞特征分析

各試件最終都出現(xiàn)了對(duì)角剪切破壞,這是由于為了研究?jī)?nèi)置鋼板對(duì)連梁抗剪的貢獻(xiàn),故在設(shè)計(jì)試件時(shí)增大了縱筋配筋量。并且在整個(gè)試驗(yàn)過程中,對(duì)角斜裂縫均發(fā)展明顯,樓板的損傷主要集中在梁板連接端部,并且向梁板連接中部發(fā)展,但樓板可以降低連梁的破壞。試件PRC-S2連梁的破壞損傷要小于不帶樓板連梁,究其原因是樓板混凝土及鋼筋會(huì)參與連梁中靠近樓板一側(cè)的受力而發(fā)生塑性變形,這也加快了連梁斜向壓碎的過程。試件PRC-S3連梁破壞損傷明顯小于試件PRC-S2,這就說明了帶鋼筋桁架樓承板可以明顯的改善實(shí)際工程中連梁與RC樓板整澆在一起共同工作所引起的破壞嚴(yán)重的問題。各連梁內(nèi)置鋼板均在墻梁交接處發(fā)生屈曲,但鋼板未開裂,說明連梁在加載過程中在墻梁交界處產(chǎn)生塑性鉸。同時(shí),鋼板表面設(shè)置的抗剪栓釘產(chǎn)生彎曲和脫落,說明試件在加載過程中鋼板與混凝土能夠較好的協(xié)同工作,連梁內(nèi)嵌鋼板最終破壞形態(tài)如圖6所示。

圖6 連梁內(nèi)嵌鋼板的破壞情況Fig.6 Damage of embedded steel plate in coupling beam

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 滯回曲線

各組合連梁的滯回曲線如圖7所示,分析得到以下主要結(jié)論:

圖7 各試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of specimens

1)3個(gè)連梁的滯回環(huán)都很飽滿,各曲線未出現(xiàn)顯著的捏攏情況,由此看出每個(gè)連梁的耗能能力都很強(qiáng)。在加載前期各連梁處于彈性階段,荷載-位移曲線近似呈線性。

2)隨著荷載增大,試件產(chǎn)生了一定程度的塑性損傷,殘余變形開始增大,從而造成連梁在加載中出現(xiàn)了剛度及承載力退化現(xiàn)象。此時(shí),斜裂縫的寬度不斷增加,混凝土開裂嚴(yán)重逐漸退出了工作。

3)分析發(fā)現(xiàn),試件PRC-S3相對(duì)于試件PRC-S2在曲線的下降更緩慢,并且具有更高的峰值荷載和極限荷載。

3.2 骨架曲線

圖8和表3分別給出了各試件的骨架曲線和特征點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果,可以得出如下結(jié)論:

圖8 各試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

表3 特征點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果及位移延性系數(shù)Table 3 Characteristic point test results and displacement ductility coefficients

1)對(duì)比試件骨架曲線得到:試件PRC-S2相較與試件PRC-NS1的正向峰值荷載增大約10.76%,反向峰值荷載增大約11.54%。其次,骨架曲線在達(dá)到峰值荷載之后下降段的斜率幾乎相同,試件達(dá)到破壞階段時(shí)PRC-NS1正、負(fù)向連梁轉(zhuǎn)弦角分別為1/24和1/28,試件PRC-S2為1/24和1/25,說明RC樓板的參加對(duì)于延緩連梁試件的破壞影響不大。

2)試件PRC-S3與PRC-S2規(guī)律基本相同,說明不同的樓板形式對(duì)連梁性能的提升差異不大;帶鋼筋桁架樓承板的連梁試件PRC-S3的正向峰值荷載比PRC-NS1和PRC-S2分別提升了31%和18%,反向分別提升了28%和22%。

3) 帶普通RC樓板PRC連梁延性系數(shù)低于不帶樓板PRC連梁,這是因?yàn)闃前蹇v筋參與受力,使得帶RC樓板連梁的名義剪壓比高于不帶樓板連梁,故其延性系數(shù)低于不帶板連梁;其次,帶鋼筋桁架樓承板PRC連梁延性比帶普通RC板連梁好。

3.3 剪壓比

剪壓比的計(jì)算方法參照文獻(xiàn)[15],其中混凝土變異系數(shù)本文取0.62。由表4可知,各試件剪壓比實(shí)測(cè)值范圍和設(shè)計(jì)值范圍分別是0.32～0.43、0.65～0.87,由于連梁內(nèi)嵌鋼板的設(shè)置提高了普通鋼筋混凝土連梁的受剪承載力,使其剪壓比超出了GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]中規(guī)定的跨高比l/h≤2.5的鋼筋混凝土連梁剪壓比限值T0≤0.15。PRC-S3的實(shí)測(cè)剪壓比(推、拉方向均為0.43)高于PRC-S2的實(shí)測(cè)剪壓比(推、拉方向分別為0.36和0.35),說明帶鋼筋桁架樓承板的PRC連梁可以承擔(dān)更多的剪力,試件PRC-S3具有更高的受剪承載力。

表4 試件剪壓比Table 4 Shear compression ratio of specimens

3.4 剛度衰減

剛度退化曲線比骨架曲線更能直觀的體現(xiàn)隨著位移增加每級(jí)荷載循環(huán)下的剛度變化情況,由式(1)計(jì)算[21]:

(1)

式中:Kn、Δn和Vn分別為第n次循環(huán)時(shí)的試件剛度、最大位移和最大位移的荷載。

試件PRC-S3、PRC-S2和PRC-NS1的剛度衰減曲線對(duì)比如圖9所示。由圖可知,各試件的剛度衰減曲線斜率相近,在加載初期各試件剛度衰減速率都很快,加載至中后期時(shí)剛度衰減速率明顯減小,主要是因?yàn)榧虞d后期連梁中部的剪切裂縫增多并不斷延伸,在連梁中部形成了大量的貫穿裂縫,使混凝土大面積的壓潰和剝落,連梁內(nèi)部鋼筋和鋼板殘余應(yīng)變?cè)黾?剛度衰減速率逐漸變慢。

圖9 剛度衰減Fig.9 Stiffness degradation

由于RC樓板縱筋參與連梁受力,提高了連梁的初始抗彎剛度,試件PRC-S2的初始剛度是PRC-NS1的2.06倍,因?yàn)闃前宓脑O(shè)置使連梁的受力不平衡,加速了遠(yuǎn)離樓板的連梁一側(cè)混凝土破壞,導(dǎo)致混凝土過早退出工作,從而導(dǎo)致PRC-S2前期的剛度衰減速率明顯高于試件PRC-NS1,如圖9(a)所示。試件PRC-S3與PRC-S2規(guī)律基本相同,在相同加載位移的情況下,PRC-S3比PRC-S2剛度衰減曲線斜率差異不大,說明樓板類型對(duì)于連梁的剛度衰減速率影響不大,但在加載過程中試件PRC-S3始終高于試件PRC-S2,說明帶鋼筋桁架樓承板的連梁性能優(yōu)于帶普通RC樓板的連梁,如圖9(b)所示。

3.5 耗能情況

圖10和表5分別給出了試件累積耗能曲線和累積耗能數(shù)值,可以發(fā)現(xiàn):

圖10 累積耗能曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of cumulative energy consumption curves

表5 各階段累積耗能Table 5 Cumulative energy consumption at each stage

1)試驗(yàn)結(jié)束時(shí),試件PRC-NS1和試件PRC-S2累積耗能數(shù)值相差不大,但每級(jí)加載后試件PRC-S2的耗能數(shù)值均大于試件PRC-NS1,這是因?yàn)樵嚰RC-S2在每級(jí)加載時(shí)樓板的塑性變形會(huì)使試件卸載時(shí)的變形恢復(fù)速度變慢,使得每一次加卸載時(shí)循環(huán)曲線包裹的面積都更大,這樣會(huì)使得累積耗能比較高,但也會(huì)使試件更快破壞。

2)由于RC樓板參與能量耗散,使帶RC樓板的PRC-S2試件耗散能量更多,試件PRC-S3破壞點(diǎn)對(duì)應(yīng)的累積耗能是試件PRC-NS1的1.39倍,是試件PRC-S2的1.18倍,因此帶鋼筋桁架樓承板的PRC連梁相比于PRC連梁耗能更多,但是樓板類型對(duì)連梁的耗能情況影響不大。

4 有限元分析

采用ABAQUS有限元軟件建立帶鋼筋桁架樓承板的PRC連梁模型,本文混凝土受壓本構(gòu)采用混凝土塑性損傷(concrete damaged plasticity, CDP)模型,混凝土受拉本構(gòu)采用“應(yīng)力-裂縫寬度”關(guān)系描述混凝土受拉力學(xué)行為,混凝土本構(gòu)關(guān)系參照文獻(xiàn)[22]。鋼材本構(gòu)采用雙折線模型,初始彈性模量為E0,鋼材屈服后彈性模量為百分之一的初始彈性模量,此外,鋼材初始彈性模量由材性試驗(yàn)所得?；炷?、鋼筋和鋼板分別采用實(shí)體單元(C3D8R)、三維線性桁架單元(T3D2)和殼單元(S4R)分離式建模。文獻(xiàn)[23]表明,當(dāng)在試驗(yàn)中鋼板設(shè)置了足夠數(shù)量的抗剪栓釘,可以忽略鋼板與混凝土之間的滑移,因此模擬中鋼板和鋼筋均采用內(nèi)嵌(Embedded)定義約束;鋼臂和混凝土上端塊選擇Tie連接;加載點(diǎn)處的鋼墊片與鋼臂采用Tie連接,并且加載作用線過連梁跨中與試驗(yàn)保持一致;考慮連梁下端塊在加載過程中保持固定狀態(tài),因此模型中下端塊與參考點(diǎn)(RP-2)耦合并約束參考點(diǎn)6個(gè)方向上的自由度。為保證模擬分析有較好的收斂性,選擇位移控制的加載方案,連梁PRC-S3的有限元模型如圖11所示。

圖11 連梁PRC-S3三維模型Fig.11 PRC-S3 three-dimensional model of coupling beam

4.1 模擬與試驗(yàn)的結(jié)果對(duì)比分析

試件PRC-S3骨架曲線對(duì)比如圖12所示。由圖可知,ABAQUS的模擬曲線與試驗(yàn)骨架曲線吻合較好,但模擬曲線的峰值荷載略大于試驗(yàn)骨架曲線,二者之間誤差保持在7%之內(nèi),這可能是由于試驗(yàn)中裝置的松動(dòng)造成的,而在模擬中試件是理想的邊界條件,因此峰值荷載略高于試驗(yàn)值。樓板最終損傷對(duì)比如圖13所示,由圖可知,有限元模擬和試驗(yàn)中樓板的最終損傷均發(fā)生在墻板交接處,二者結(jié)果比較吻合,且模擬精度是較高的,因此所建立的模型是有效的。

圖12 試件試驗(yàn)與模擬曲線對(duì)比Fig.12 Comparison of test and simulation curves

圖13 試件樓板損傷對(duì)比圖Fig.13 Comparison diagram of specimen floor damage

4.2 帶鋼筋桁架樓承板PRC連梁受力機(jī)理分析

試件PRC-S3的混凝土、鋼筋骨架及內(nèi)置鋼板在50%峰值荷載、75%峰值荷載和100%峰值荷載作用下各階段的應(yīng)力發(fā)展云圖如圖14～圖16所示,通過分析發(fā)現(xiàn):

圖14 混凝土應(yīng)力發(fā)展Fig.14 Concrete stress development

圖15 鋼筋骨架應(yīng)力發(fā)展Fig.15 Reinforcement framework stress development

圖16 內(nèi)置鋼板應(yīng)力發(fā)展Fig.16 Steel plate stress development

1)連梁模型在加載過程中連梁跨度范圍內(nèi)都出現(xiàn)了顯著的對(duì)角壓桿,當(dāng)斜裂縫出現(xiàn)時(shí),其會(huì)抵消部分剪力。連梁跨度中對(duì)角壓桿的范圍會(huì)隨著加載的繼續(xù)而增大,之后在連梁根部位置應(yīng)力增長(zhǎng)最快,主對(duì)角壓桿慢慢衍生出大量不同角度的次壓桿,和其共同構(gòu)成桁架來承擔(dān)剪力。

2)樓板桁架上下弦鋼筋以及連梁縱筋的應(yīng)力集中區(qū)域均位于連梁根部位置,且在加載至峰值點(diǎn)時(shí)縱筋都未屈服,樓板桁架鋼筋在加載至峰值點(diǎn)時(shí)基本均已屈服。在試驗(yàn)過程的早期,內(nèi)置鋼板的應(yīng)力集中主要出現(xiàn)在連梁中間位置以及連梁根部位置兩側(cè),而且到達(dá)峰值階段時(shí)內(nèi)置鋼板在連梁根部發(fā)生屈服,故內(nèi)置鋼板在上下端塊內(nèi)必須做好充足的錨固,使其更加充分的發(fā)揮抗剪作用。

5 結(jié)論

本文提出了一種帶鋼筋桁架樓承板的PRC連梁,并通過擬靜力試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究了其抗震性能,得出如下結(jié)論:

1)各試件均出現(xiàn)了以對(duì)角剪切破壞為主的破壞模式,試驗(yàn)現(xiàn)象表明設(shè)置樓板能明顯改變連梁的破壞過程,靠近樓板一側(cè)的連梁損傷情況會(huì)明顯小于遠(yuǎn)離樓板一側(cè);由于鋼板參與了連梁端部塑性鉸區(qū)的抗彎,因此鋼板的損傷主要集中在連梁與上下墻肢的交接處。

2)設(shè)置樓板能顯著提高連梁的峰值荷載,且?guī)т摻铊旒軜浅邪鍖?duì)PRC連梁承載力的提升比帶普通RC樓板更強(qiáng);試件PRC-S3的正向峰值荷載比PRC-NS1和PRC-S2分別提升了31%和18%,反向分別提升了28%和22%。但是在鋼筋桁架樓承板與連梁連接的交接面上由于產(chǎn)生貫穿裂縫使得連梁的剛度退化嚴(yán)重,試件強(qiáng)度降低。

3)考慮RC樓板作用的PRC連梁的破壞程度要高于不帶樓板連梁,且?guī)胀≧C樓板PRC連梁延性系數(shù)低于不帶樓板PRC連梁,這是因?yàn)闃前蹇v筋參與受力,使得帶RC樓板連梁的名義剪壓比高于不帶樓板連梁,故其延性系數(shù)低于不帶樓板連梁。

4)各試件連梁跨度范圍內(nèi)均出現(xiàn)了顯著的對(duì)角壓桿,主壓桿及其衍生壓桿共同構(gòu)成桁架作用來承受剪力;樓承板桁架上下弦鋼筋以及連梁縱筋均在連梁根部位置出現(xiàn)應(yīng)力集中;內(nèi)置鋼板的應(yīng)力集中主要出現(xiàn)在連梁中間位置以及根部位置兩側(cè),故為了更好的利用內(nèi)置鋼板的抗剪性能,建議內(nèi)置鋼板在墻肢須要做好充足的錨固。