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钢管混凝土柱-双面组合作用梁框架节点抗震性能试验研究

李杨 李延涛 邢万里 丁井臻 宗金辉

李杨, 李延涛, 邢万里, 丁井臻, 宗金辉. 钢管混凝土柱-双面组合作用梁框架节点抗震性能试验研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427
引用本文: 李杨, 李延涛, 邢万里, 丁井臻, 宗金辉. 钢管混凝土柱-双面组合作用梁框架节点抗震性能试验研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427
Yang LI, Yan-tao LI, Wan-li XING, Jing-zhen DING, Jin-hui ZONG. EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR OF FRAME JOINTS WITH CONCRETE-FILLED STEEL TUBULAR COLUMN AND DOUBLE-SIDED COMPOSITE BEAM[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427
Citation: Yang LI, Yan-tao LI, Wan-li XING, Jing-zhen DING, Jin-hui ZONG. EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR OF FRAME JOINTS WITH CONCRETE-FILLED STEEL TUBULAR COLUMN AND DOUBLE-SIDED COMPOSITE BEAM[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427

钢管混凝土柱-双面组合作用梁框架节点抗震性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427
基金项目: 国家重点研发计划“绿色建筑及建筑工业化”重点专项项目(2017YFC0703401);河北省教育厅在读研究生创新能力培养资助项目
详细信息
    作者简介:

    李 杨(1992−),男,河北石家庄人,硕士生,主要从事钢-混凝土组合结构研究(E-mail: 1823144583@qq.com)

    邢万里(1984−),男,河北廊坊人,注册结构工程师,硕士,副所长,主要从事组合结构研究(E-mail: 282971374@qq.com)

    丁井臻(1992−),男,安徽人,结构工程师,硕士,主要从事组合结构研究(E-mail: syxydjz920850@163.com)

    宗金辉(1974−),男,河北保定人,副教授,博士,主要从事地下结构工程和结构防火分析(E-mail: walkerzong@126.com)

    通讯作者: 李延涛(1963−),男,河北抚宁人,教授,博士,副校长,主要从事结构抗震与控制技术研究(E-mail: lytao@hebut.edu.cn)
  • 中图分类号: TU398.9

EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR OF FRAME JOINTS WITH CONCRETE-FILLED STEEL TUBULAR COLUMN AND DOUBLE-SIDED COMPOSITE BEAM

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出版历程
  • 收稿日期:  2019-08-01
  • 修回日期:  2019-10-16
  • 网络出版日期:  2020-06-02

钢管混凝土柱-双面组合作用梁框架节点抗震性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427
    基金项目:  国家重点研发计划“绿色建筑及建筑工业化”重点专项项目(2017YFC0703401);河北省教育厅在读研究生创新能力培养资助项目
    作者简介:

    李 杨(1992−),男,河北石家庄人,硕士生,主要从事钢-混凝土组合结构研究(E-mail: 1823144583@qq.com)

    邢万里(1984−),男,河北廊坊人,注册结构工程师,硕士,副所长,主要从事组合结构研究(E-mail: 282971374@qq.com)

    丁井臻(1992−),男,安徽人,结构工程师,硕士,主要从事组合结构研究(E-mail: syxydjz920850@163.com)

    宗金辉(1974−),男,河北保定人,副教授,博士,主要从事地下结构工程和结构防火分析(E-mail: walkerzong@126.com)

    通讯作者: 李延涛(1963−),男,河北抚宁人,教授,博士,副校长,主要从事结构抗震与控制技术研究(E-mail: lytao@hebut.edu.cn)
  • 中图分类号: TU398.9

摘要: 为了研究钢-混凝土双面组合作用梁框架节点的抗震性能,设计了3个十字形钢-混凝土双面组合作用梁十字形框架节点和1个普通钢-混凝土单面组合作用梁十字形框架节点,并对其进行低周往复加载试验,对比分析其破坏模式、极限承载力、初始刚度、耗能能力、延性、刚度退化等抗震性能指标;通过改变下部混凝土板厚度和传力方式,研究下部混凝土板不同厚度和不同传力方式对双面组合作用梁力学性能的影响。结果表明:与普通钢-混凝土单面组合作用梁框架节点相比,钢-混凝土双面组合作用梁十字形框架节点具有更高的承载力和刚度,适用于荷载较大的结构,但在延性、刚度退化和耗能能力等方面无明显优势;下部混凝土板采用集中传力和均匀传力的方式对双面组合作用梁抗震性能的影响无明显区别;下部混凝土板采用预制法制作和螺栓连接更加方便、可靠。

English Abstract

李杨, 李延涛, 邢万里, 丁井臻, 宗金辉. 钢管混凝土柱-双面组合作用梁框架节点抗震性能试验研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427
引用本文: 李杨, 李延涛, 邢万里, 丁井臻, 宗金辉. 钢管混凝土柱-双面组合作用梁框架节点抗震性能试验研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427
Yang LI, Yan-tao LI, Wan-li XING, Jing-zhen DING, Jin-hui ZONG. EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR OF FRAME JOINTS WITH CONCRETE-FILLED STEEL TUBULAR COLUMN AND DOUBLE-SIDED COMPOSITE BEAM[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427
Citation: Yang LI, Yan-tao LI, Wan-li XING, Jing-zhen DING, Jin-hui ZONG. EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR OF FRAME JOINTS WITH CONCRETE-FILLED STEEL TUBULAR COLUMN AND DOUBLE-SIDED COMPOSITE BEAM[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0427
  • 传统钢-混凝土单面组合作用连续梁由于中支座处存在负弯矩,上部混凝土板易受拉开裂,钢梁下翼缘受压严重,存在失稳和局部屈曲的问题;钢板厚度和梁高往往由负弯矩大小决定,跨中正弯矩区用钢量偏大。为解决上述问题,新型钢-混凝土双面组合作用梁采用在负弯矩区钢梁下翼缘附带一块混凝土板,下部混凝土板受压可分担钢梁下翼缘的部分压力,提高截面刚度和承载力,有利于下翼缘的稳定,钢板宽厚比可适当放宽。

    目前,关于钢-混凝土双面组合作用梁的基本力学性能已经有相关的理论计算、数值模拟和试验等研究,研究角度主要包括双面组合作用梁刚度、承载力、负弯矩区长度和钢梁下翼缘的稳定性等。国内段树金等[12]及其课题组主要从理论计算和数值模拟角度对双面组合作用梁开展研究,结果表明:与单面组合作用梁相比,双面组合作用梁在刚度和承载力方面有一定优势;下部混凝土板与下翼缘协同受力,有利于钢板稳定性;双面组合作用连续梁由于负弯矩区组合梁截面刚度的提高,负弯矩区长度有所延长,峰值弯矩有所下降,可延缓上部混凝土板的开裂。李杨等[3-5]对不同强度的下部混凝土板展开数值计算,结果表明:提高下部混凝土板的强度,可有效提高组合梁的刚度和承载力;通过两个连续组合梁试验,研究了双面组合作用连续梁的基本力学性能。聂建国等[6-7]结合山东潍坊市东绕城上跨济青高速立交桥建设情况,采用现场加载的方式,测试连续钢箱梁的整体受力情况,结果表明:双组合作用可有效降低下翼缘的压力,提高结构刚度,有利于控制连续梁的变形。国外Reiner Saul等[8]通过对双面组合作用梁试验结果和三座桥梁工程应用情况对比研究,认为双组合作用有助于提高结构刚度和控制变形,减小厚钢板作业难度,具有一定的经济性。

    当前针对双面组合作用梁的研究大多是静力方面,而有关双面组合作用梁抗震性能的分析尚显不足。为了了解该新型组合梁的基本抗震性能,本文结合民用建筑结构特点,对钢-混凝土双面组合作用梁十字形节点开展低周往复试验,分析其抗震性能,并通过改变下部混凝土板厚度和传力方式,研究其对组合梁力学特性的影响。结合试件加工制作过程,探索适用于下部混凝土板的施工和连接方式。

    • 本试验共设计了4个十字形框架节点试件,编号分别为SCB3、SCB4、SCB5、SCB6。其中,试件SCB3为对比试件。试验变量包括:下部混凝土板厚度和传力方式。结合试件加工制作,探索适用于下部混凝土板的施工方法和连接方式。

      试件按照《组合结构设计规范》JGJ 138−2016进行设计计算。混凝土均采用C30,钢梁为焊接H型钢,截面尺寸为H250×140×6×8;为保证达到“强柱弱梁”的要求,采用钢管混凝土柱,在梁柱节点钢管柱内设置横隔板。试件钢材均采用Q345B钢,钢筋为HRB400级,按最小配筋率设计;试件SCB4、试件SCB5下部混凝土板为现浇混凝土板,混凝土板内栓钉数量均按完全抗剪连接进行设计,栓钉型号为M13×60,4.6级,自动焊,轴向间距和横向间距均满足规范中的最小构造要求;下部混凝土板宽度[3]与柱子同宽,保证全截面均匀受压。其余参数如 表1所示。试件SCB6下部混凝土板采用预制板制作,钢梁下翼缘预留螺栓孔洞,由4.6级,M10半牙型普通螺栓将下部预制混凝土板与其连接,用于承担预制板的自重,并防止预制板受力后竖向翘起。为保证预制板传力途径顺畅,本课题组设计了三角钢板阻止器,如图1所示。

      表 1  试件参数

      Table 1.  Specimen parameters

      试件编号组合梁下部混凝土板上部混凝土板上部混凝土板下部混凝土板三角钢板阻止器钢管混凝土柱
      SCB3单面600×80栓钉共56个,双列布置,纵向间距100 mm,横向
      间距70 mm
      方钢管尺寸:250×250×12×12内灌C30混凝土
      SCB4双面300×80栓钉共24个,双列布置,纵向
      间距90 mm,横向间距70 mm
      SCB5300×100
      SCB6300×80普通螺栓,共16个,纵向间距140 mm,横向间距70 mm4颗高强摩擦型螺栓10.9级M20

      图  1  三角钢板阻止器

      Figure 1.  Triangular steel plate arrester

      阻止器由3块三角钢和两块矩形钢板焊接组成,高强度摩擦型螺栓将其与钢梁翼缘连接,通过摩阻力抵抗下部预制混凝土板与钢梁之间的水平剪力,并将其传递至钢梁。方钢管混凝土柱-钢梁连接节点构造如图2所示。

      图  2  试件尺寸与构造图

      Figure 2.  Specimen size and structure diagram

    • 试件SCB4和试件SCB5均采用传统现浇法施工下部混凝土板,在完成支模板后,因剩余操作空间狭小,故采用人工将混凝土倒入,最后通过振动棒震动模板的方式间接振捣混凝土,使其填实,如图3所示。

      试件SCB6下部混凝土板采用预制板,并在钢梁下翼缘预留螺栓孔洞。为减少预制混凝土板螺栓孔的制作误差,将阻止器由高强螺栓暂时固定在底模板上,作为预制板的一个侧面模板,纵向钢筋端头与三角钢板阻止器内侧钢板点焊固定,从而达到下部混凝土板与阻止器整体预制,减小空隙的目的,如图4所示。

      为保证下部混凝土板前端与柱子紧密接触,不留空隙,在预制混凝土板前端预留30 mm的间隙,待安装完成后采用C60高强度微膨胀灌浆料填充。

      从上述两个试件下部混凝土板不同施工方式对比来看,采用传统现浇法施工时,由于下部混凝土板在钢梁的下部,操作空间狭窄,在焊接栓钉、浇筑、养护混凝土等方面面临一系列的困难,加工周期较长,且施工质量不易控制;而试件SCB6采用预制法配以阻止器整体制作,混凝土板的施工质量易保证,依靠螺栓连接,操作便捷。

    • 试件的各项材性试验数据参见文献[5]。

    • 在试件柱头设置铰支座和限位梁,限位梁的一端安装在反力墙上,另一端通过夹头卡紧柱头,以避免试件产生侧向位移。柱头顶部安装200 t千斤顶施加轴力。柱底设置固定铰支座,并与实验室地面通过地锚螺栓连接。试件钢梁两端分别由夹头与50 t千斤顶连接,施加面内往复荷载。加载中,试件左右千斤顶作用力大小相同,方向相反,并规定千斤顶向下推为负,向上拉为正。试验加载装置如图5所示。

      图  3  下部现浇板制作

      Figure 3.  Manufacture of cast-in-situ boards for bottom part

      图  4  下部预制板制作

      Figure 4.  Prefabrication of bottom prefabricated boards

      图  5  安装加载示意图

      Figure 5.  Installation loading diagram

      依据文献[12]的相关规定,试验分预加载和正式加载两个阶段。预加载阶段,首先在柱顶施加0.2 N的压力(N为试验时施加的轴力1700 kN),持荷10 min,观察各测量仪器是否出现飘零、千斤顶读数和梁端位移是否正常。正式加载阶段,首先按照0.40的轴压比在柱子顶部施加轴力1700 kN。钢管混凝土柱轴压比计算公式:

      $${\mu _{\rm{N}}} = \frac{N}{{{N_{\rm{u}}}}} = \frac{N}{{{f_{\rm{s}}}{{\textit{A}}_{\rm{s}}} + {f_{\rm{c}}}{{\textit{A}}_{\rm{c}}}}}$$ (1)

      式中:N为柱子轴向压力设计值;Nu为柱子轴向压力承载力设计值;${f_{\rm{s}}}$为钢管壁钢材抗压强度设计值;${f_{\rm{c}}}$为钢管内部混凝土抗压强度设计值;AsAc分别为钢管壁截面钢材和填充混凝土截面积。

      梁端全程采用位移加载,每级加载量为5 mm,循环一次。试件屈服后每级加载5 mm,循环三次,直到荷载下降至极限荷载的80%时,可认为试件已经达到破坏,停止加载。

      试件测量内容主要包括承载力、位移、界面滑移量,观察记录混凝土板和钢梁开裂、破坏等试验现象。试件测点布置如图6所示,其中:A、B、C为应变片;D、F为位移计;E为百分表。

      图  6  测点布置图

      Figure 6.  Layout of measuring points

    • 试件SCB3试验现象如图7所示。

      图  7  试件SCB3试验现象

      Figure 7.  Test phenomena of specimen SCB3

      试件SCB3右梁向下加载至第二级−10 mm时,上部混凝土板C、D截面间出现横向裂缝;右梁向下加载至第六级−30 mm时,上部混凝土板C、D截面与柱子接触部分混凝土在往复加载下出现局部压碎;右梁向下加载至第七级−35 mm时,骨架曲线开始出现拐点,此时按照试件屈服后的加载制度进行加载;右梁向下加载至第八级第一圈−40 mm时,右侧钢梁下翼缘出现屈曲。第二圈40 mm时,左侧钢梁下翼缘也出现屈曲,右梁向下加载至第九级−45 mm第一圈时,右侧钢梁腹板鼓曲变形,承载力出现下降趋势;右梁向下加载至第十一级−55 mm第一圈时,左侧钢梁腹板也出现鼓曲变形;右梁向上加载至第十二级60 mm第一圈时,右侧钢梁下翼缘出现撕裂;右梁向上加载至第二圈−65 mm时,左侧钢梁腹板也出现撕裂,承载力严重下降,停止加载。

      试件SCB4、试件SCB5的试验现象基本相似。右梁向下加载至第二级−10 mm时,上部混凝土板C、D截面出现裂缝;当右梁向下加载至第七级−35 mm时,因滞回曲线承载力开始出现拐点,此时按照试件屈服后的加载制度进行。右梁向下加载至第九级−45 mm第三圈时,试件SCB4右侧钢梁下翼缘出现屈曲。试件SCB5右梁下翼缘与柱子的焊缝破坏,承载力严重下降,此时右梁提前停止加载,位移归零,左梁继续往复加载;右梁第三圈55 mm时,试件SCB4右侧钢梁下翼缘撕裂,腹板鼓曲变形,承载力出现明显下降;试件SCB4右梁向下加载至第十二级−60 mm第一圈时,右侧钢梁腹板撕裂,并伴有声响,承载力大幅下降,停止试验。试件SCB5试验现象如图8所示。

      图  8  试件SCB5试验现象

      Figure 8.  Test phenomena of specimen SCB5

      试件SCB6右梁向下加载至−5 mm时,上部混凝土板C、D截面间出现横向弯曲裂缝;右梁向下加载至第七级−35 mm时,因滞回曲线承载力开始出现拐点,开始按照试件屈服后的加载制度进行加载。试件SCB6右梁向上加载至40 mm第一圈时,左侧钢梁下翼缘开始出现屈曲。右梁向下加载至−45 mm第一圈时,左梁下部混凝土板第一排螺栓出现一定的变形。右梁向下加载至−45 mm第三圈时,钢梁背面下翼缘出现屈曲。右梁向上加载至50 mm第一圈时,左侧钢梁腹板出现鼓曲变形。右梁加载至−55 mm第二圈时,右侧钢梁下翼缘第一排螺栓孔处出现撕裂,并伴有较大声响。第二圈时,下翼缘撕裂并伴有较大声响,同时腹板继续向上撕裂,承载力有明显下降。右梁加载至65 mm第三圈时,左、右梁已经严重破坏,承载力大幅下降,停止试验。试件SCB4与试件SCB6试验现象如图9所示。

      图  9  试验现象对比(试件SCB4(左图),试件SCB6(右图))

      Figure 9.  Comparison of experimental phenomena(specimen SCB4(Left), specimen SCB6(Right))

    • 组合梁破坏模式如图10所示。各试件上部混凝土板紧靠柱边的混凝土均被压碎,钢梁下翼缘屈曲和腹板鼓曲,但双面组合作用梁钢梁屈曲后,下部混凝土板靠柱边混凝土尽管也有压碎现象,但下部混凝土板分担钢梁部分压力,延缓了组合梁的破坏,承载力未明显下降。而普通单面组合作用梁承载力在钢梁屈曲后随即明显下降。

      图  10  破坏模式图

      Figure 10.  Failure pattern diagram

      结合试验现象和数据,试件SCB3钢梁下翼缘屈曲时,对应的梁端荷载值为100.9 kN,而试件SCB4和试件SCB5钢梁下翼缘屈曲时,对应的梁端荷载值分别为180 kN和172 kN,承载力大幅提高,出现这种差异的原因是双面组合作用梁下部混凝土板与钢梁结合形成组合截面,当梁端受千斤顶向下的作用力时,整个组合梁属于变刚度组合梁,下部混凝土板和钢梁下翼缘共同承压,双组合作用开始体现,因此承载力较大。

      试件SCB6下部混凝土板与钢梁间的水平剪力未超过高强度摩擦型螺栓提供的摩阻力,阻止器始终未产生滑移;对比各不同下部混凝土板靠后部分的破坏情况,预制板仅出现少量的缝隙,而试件SCB4下部现浇混凝土板则出现明显的纵向劈裂裂缝。原因是下部预制混凝土板前端部分承担的压力通过三角钢板阻止器传导至钢梁,板内剪力流基本上沿横截面均匀分布,如图11所示。且预制板中间部分的螺栓仅承受预制板的自重,不参与水平抗剪,螺杆未产生变形,因此,预制板没有出现纵向贯通裂缝;而现浇混凝土板依靠内部的栓钉将端部混凝土承担的压力均匀传导至钢梁,在此过程中,板内剪力流主要由两排栓钉承担,栓钉受力后产生变形,挤压周围的混凝土,从而引起纵向劈裂裂缝。

      图  11  下部混凝土板剪力流对比

      Figure 11.  Shear flow comparison of bottom concrete slabs

      从各试件破坏模式[9-11]流程图可以得出,双面组合作用梁在承载力达到极限破坏之前,钢梁下翼缘首先屈曲,之后下部混凝土板受压开裂、压碎,然后腹板鼓曲变形,最终钢梁下翼缘撕裂,整个破坏过程具有明显的预警征兆。

    • 图12为各试件梁端荷载与位移滞回曲线,结合滞回曲线和试件的破坏形态可知,在弹性阶段,曲线基本呈线性关系,曲线斜率变化不明显,混凝土板有少量裂缝,各滞回曲线呈现明显的梭形,试件尚未出现明显破坏;继续加载,各试件滞回曲线愈加饱满,没有出现明显的捏缩现象,表现出良好的耗能特性。

      图  12  滞回曲线对比图

      Figure 12.  Hysteretic curve comparison chart

      对比试件SCB3与试件SCB4、试件SCB5,两种十字形框架节点滞回曲线丰满程度相差不大,表明双面组合作用梁下部混凝土板对组合梁耗能性能影响较小;对比试件SCB4与试件SCB5,其滞回曲线相差无几,原因是在设计中,两个试件的下部混凝土板厚度仅相差20 mm,变量差异较小,对组合梁力学特性的影响不明显;试件SCB5右梁由于焊缝加工存在缺陷,导致提前破坏,因此其滞回环数较少,承载力较低;对比试件SCB4与试件SCB6,其滞回曲线的走势和饱满程度基本保持一致,呈现明显的梭形,无明显捏拢现象,试件保持较稳定的滞回性能。说明下部混凝土板的传力方式对组合梁滞回性能的影响不明显。

    • 图13为各试件的骨架曲线。结合图12图13,由于两种组合梁在千斤顶推、拉两个方向的作用力下受力模型的不同,双面组合作用梁滞回曲线和骨架曲线较普通单面组合作用梁更加对称。当梁端受向上的作用力时,两种组合梁上部混凝土板均受压,其中双面组合作用梁下部混凝土不起作用,此时两种组合梁横截面的受力模型是相同的;但当梁端受向下的作用力时,双面组合作用梁钢梁下翼缘与下部混凝土板开始协同受压,同时上部混凝土板内的纵向钢筋受拉,整根梁为变刚度组合梁,其在两个方向上的滞回曲线虽也有差异,但明显较小;而普通单面组合作用梁受向下的作用力时,其横截面受压区仅靠钢梁下翼缘承担,因此其在两个方向的承载力差异较大,滞回曲线和骨架曲线不对称,如图13所示。

      图  13  骨架曲线对比图

      Figure 13.  Skeleton curve contrast chart

      对比试件SCB4和试件SCB6,两个试件的骨架曲线基本重合,有明显的弹性、塑性和破坏三个阶段。弹性阶段二者的骨架曲线基本重合,初始刚度基本一致;弹塑性阶段,钢梁变形较大,骨架曲线虽有差异,但依然高度重合,极限承载力也相差无几。因此,传力方式的区别对钢-混凝土双面组合作用梁力学性能的影响并不大。

      依据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T101−2015)[12]对试件骨架曲线进一步处理,确定试件的屈服荷载、极限承载力、破坏荷载和位移等关键节点数据如表2所示,并定义梁端分别向上和向下受力时,对应的屈服荷载与屈服位移的比值为试件的初始刚度K。为更直观的对比试验结果,对表2中数据做进一步处理,如图14所示。

      表 2  试验关键数据

      Table 2.  Key data test

      试件编号加载方向梁端屈服状态极限状态破坏状态延性系数初始刚度
      ${P_{\rm{y}}}$/kN${\Delta _{\rm{y}}}$/mm${P_{\max }}$/kN${\Delta _{\max }}$/mm${P_u}$/kN${\Delta _u}$/mm$\mu $$K$(kN/mm)
      SCB3 133.86 10.67 177.29 47.11 148.52 −55.29 5.18 12.55
      −90.15 −15.80 −119.75 −25.45 −100.43 39.20 2.48 5.71
      135.39 9.86 185.79 50.16 157.77 58.03 5.89 13.73
      −73.19 −15.79 −122.07 −37.45 −104.63 −42.95 2.72 4.64
      SCB4 111.15 15.59 147.97 34.63 123.10 55.50 3.56 7.13
      −157.03 −13.46 −189.46 −53.70 −169.26 −39.19 2.91 11.67
      107.93 14.60 153.24 33.15 139.10 −38.38 2.63 7.39
      −162.31 −18.52 −179.47 −35.05 −153.11 54.14 2.92 8.76
      SCB5 130.25 15.30 160.34 29.53 142.76 39.68 2.59 8.51
      −133.00 −14.78 −166.53 −34.65 −151.28 −35.41 2.40 9.00
      128.12 18.94 165.20 47.96 143.09 −54.72 2.89 6.76
      −169.73 −20.08 −181.41 −56.68 −154.63 49.42 2.46 8.45
      SCB6 128.06 19.32 151.14 46.06 123.11 55.97 2.90 6.63
      −165.70 −13.86 −193.18 −30.60 −166.39 −45.38 3.27 11.96
      119.74 18.99 144.73 39.53 123.44 −50.27 −2.65 6.31
      −158.05 −18.60 −177.82 −36.18 −153.52 54.85 −2.95 8.50

      图  14  刚度和承载力对比图

      Figure 14.  Stiffness and bearing capacity diagram

      图13所示的骨架曲线和图14所示的试件刚度和承载力对比图可知,当梁端受向下的作用力时,双面组合作用梁的初始刚度和极限承载力均较普通单面组合作用梁有显著提高,经计算,初始刚度可提高80%~100%,极限承载力可提高40%~60%。

      试件SCB4,尽管上、下混凝土板厚度相同,但两个方向的承载力仍有差异,梁端承受向下的作用力时对应的承载力较大。主要原因是组合梁上部混凝土板内的纵向钢筋与柱子连接,而下部混凝土板内纵向钢筋与柱子没有连接,因此梁端受向上的作用力时,下部混凝土内的纵向钢筋未参与受力,而当梁端反向受力时,上部混凝土内的纵向钢筋则参与受力,两个受力方向的横截面受力模型出现差异,如图15所示。因此极限承载力有一定的差异。

      图  15  横截面受力模型对比

      Figure 15.  Comparison of cross section force models

      试件SCB4与试件SCB5的变量是下部混凝土板厚度,理论上,当梁端受向下的作用力时,下部混凝土板越厚,组合梁的承载力越大,但由图12图13可以看出,由于板厚差异较小,二者的极限承载力差异不明显。

      对比试件SCB4和试件SCB6,可以看出,两者在初始刚度和极限承载力方面相差无几,说明下部混凝土板采用集中传力方式也可以达到和均匀传力一样的效果。

    • 试件在往复荷载作用下,随加载次数的增加,内部累积损伤致使曲线斜率越来越小,表明试件刚度在退化。为研究刚度退化程度,本文依据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101−2015)[12]中的规定,采用割线刚度表示如下:

      $${K_i} = \frac{{\left| { + {F_i}} \right| + \left| { - {F_i}} \right|}}{{\left| { + {X_i}} \right| + \left| { - {X_i}} \right|}}$$ (2)

      式中:$ + {F_i}$$ - {F_i}$:第i次正、反向峰值点荷载值;$ + {X_i}$$ - {X_i}$:第i次正、反向峰值点位移值各试件的刚度退化曲线如图16所示。

      图  16  刚度退化曲线对比图

      Figure 16.  Comparison of stiffness degradation curves

      对比试件SCB3、试件SCB4和试件SCB5,在加载的各个阶段,双面组合作用梁的刚度均高于普通单面组合作用梁;从曲线斜率来看,普通单面组合作用梁的刚度退化速率稍快于双面组合作用梁。在接近极限荷载后,双面组合作用梁的刚度退化速率开始减缓。表明下部混凝土板分担钢梁下翼缘的压力对于减缓损伤累积,延缓试件刚度退化速率有一定作用。

      对比试件SCB4和试件SCB6,在加载初始阶段,二者刚度退化较快,后期刚度退化逐步减缓。整个加载过程中,二者的退化曲线基本保持一致。说明下部混凝土板不同传力方式对刚度退化的影响基本相同。

    • 试件延性系数μ计算公式:

      $$\mu = \frac{{{\Delta _{\rm{u}}}}}{{{\Delta _{\rm{y}}}}}$$ (3)

      式中:${\Delta _{\rm{u}}}$为试件的破坏变形;${\Delta _{\rm{y}}}$为试件的屈服变形。

      为对比各试件的延性,对表2中各试件的延性系数做进一步处理,如图17所示。

      图  17  延性系数对比图

      Figure 17.  Ductility coefficient contrast diagram

      对比试件SCB3、试件SCB4和试件SCB5延性系数,当梁端分别受向上和向下的作用力时,普通单面组合作用梁在两个方向的延性系数相差较大,而双面组合作用梁则相差较小。这与组合梁在两个方向的受力模型有关,如图15所示,双面组合作用梁在承受相反方向作用力时,组合梁横截面中和轴两侧差异较小,比较对称。而普通单面组合作用梁横截面中和轴两侧并不对称,导致其不同受力方向上的延性系数差别较大。

      对比试件SCB4和试件SCB6的延性系数,二者的延性系数均保持在2~3之间,并且两个试件的梁端在分别受向上、向下作用力时,对应的延性系数差异较小,具备良好的变形性能。由此可以看出,不同传力方式对双面组合作用梁延性性能的影响不明显。

    • 试件耗能能力由等效粘滞阻尼系数${\xi _{{\rm{eq}}}}$表示:

      $${\xi _{{\rm{eq}}}} = \frac{1}{{2{\rm{\pi }}}} \cdot \frac{{{S_{(ABC + CDA)}}}}{{{S_{(OBE + ODF)}}}}$$ (4)

      式中:${S_{(ABC + CDA)}}$滞回环所包面积;${S_{(OBE + ODF)}}$三角形OBEODF所包面积,(见图18)。

      图  18  滞回环面积示意图

      Figure 18.  Schematic diagram of hysteresis loop area

      各试件的滞回耗能曲线对比如图19所示。

      对比试件SCB3、试件SCB4和试件SCB5耗能曲线,图中各曲线均呈上升趋势,各试件随循环加载次数的增加,耗能能力在逐步增强[13];进入弹塑性阶段后,等效粘滞阻尼系数增长速率并未减缓,耗能能力没有明显下降;对比三个试件的左右梁等效粘滞阻尼系数,试件SCB3的耗能能力略优于试件SCB4和试件SCB5,说明双组合作用对试件的耗能性能略有损伤。

      对比试件SCB4和试件SCB6耗能曲线,二者的等效粘滞阻尼系数保持在0.3~0.4之间,并随循环加载次数的增加而呈增长的趋势,具有良好的耗能性能。进入弹塑性阶段后,二者等效粘滞阻尼系数的增长速率没有明显退化,仍有良好的耗能能力。由此可以看出,不同传力方式对双面组合作用梁耗能性能的影响不明显。

      图  19  耗能曲线

      Figure 19.  Energy dissipation curve

    • 本文通过改变组合梁的受力方式和下部混凝土板的厚度,设计了4个试件的拟静力试验,通过试验分析得出以下结论:

      (1) 双面组合作用梁十字形框架节点在延性、刚度退化和耗能等方面优势不明显,但在初始刚度和极限承载力方面较普通单面组合作用梁有大幅提高,适用于荷载较大的结构。

      (2) 双面组合作用梁下部混凝土板建议采用预制法制作,但预制板的长度取值尚需进一步研究。现浇法施工时,建议采用自流平混凝土或高强度灌浆料,以方便浇筑。

      (3) 双面组合作用梁下部混凝土板建议采用集中传力方式;三角钢板阻止器在实际工程应用时,尚需优化,以减小用钢量。

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