邓志恒，林 倩，胡 强，潘志明，徐冬晓

(广西大学 土木建筑工程学院，广西 南宁 530004)

在高层建筑结构体系中，连梁是影响剪力墙结构抗震性能的关键，如果连梁发生剪切破坏，它将丧失承载能力，同时丧失对墙肢的约束，使墙肢成为单片的悬臂墙，导致剪力墙结构的侧向刚度大大降低，变形加大，墙肢弯矩加大，并进一步增大P－Δ效应，最终可能导致结构的倒塌。连梁是联肢墙发生弯曲破坏的第一道防线，它可起到耗散水平地震荷载的作用。

为了改善连梁性能，国内外学者先后提出并研究了多种改进钢筋混凝土连梁结构形式:菱形配筋钢筋混凝土连梁、设置全通缝钢筋混凝土连梁、带缝槽钢筋混凝土连梁［1］，箍筋分三层布置的新配筋连梁［2－3］、钢纤维高强混凝土连梁［4］、双连梁短肢剪力墙体系等［5－6］。这些改进的钢筋混凝土连梁结构体系，具有受力及变形能力好、滞回曲线丰满、耗能能力强、延性大等优点，但是由于配筋复杂、施工工序过多，推广应用受到限制。近年来国外研究人员开始转向钢结构领域来寻求连梁解决方案:美国辛辛那提大学对实腹式型钢连梁在剪力墙结构中的受力性能进行了理论研究和试验研究，并且通过大比例尺的试验构件研究了破坏后可拆换的钢连梁结构［7－10］;加拿大麦吉尔大学Harries等研究了不同跨高比实腹式钢连梁的抗震性能［11］;韩国忠南大学Park等对实腹式型钢连梁剪力墙与型钢连梁连接部位锚固性能、钢连梁的埋入长度等进行试验研究［12－13］。国外研究结果表明，实腹式钢结构连梁在结构强度、结构延性，施工工艺等方面较混凝土结构连梁具有明显优势;在大震情况下，可以很方便地更换维修，钢结构连梁是剪力墙连梁结构重要的发展方向。

在国外实腹式钢连梁研究的基础上，本文作者提出了钢桁架连梁结构形式，它由上、下弦杆(采用水平T型钢)和腹杆组成。钢桁架连梁结构在连梁刚度取值方面，较实腹式型钢连梁具有明显优势，可以根据整体结构对刚度大小需要调整钢桁架连梁刚度，使结构获得合理的自振周期，并且还可以设计成耗能装置。本文开展了八个钢桁架连梁试件的低周反复荷载试验，重点研究钢桁架连梁体系的耗能机理，高跨比、刚度变化和腹杆形式对构件性能的影响，以及研究钢桁架连梁节点连接方案。

1 试验概况

试验方法采用目前国内外抗震性能研究中应用最广泛的低周反复荷载试验(又称伪静力试验)。通过该试验方法所得的滞回曲线衡量结构的承载力、耗能能力、延性和刚度退化规律等重要的参数，研究和探讨结构的破坏机制，改进结构的抗震构造措施。

1.1 试验设计

为研究钢桁架连梁的不同工作性能和主要影响因素，本文进行了两批8个连梁试件的设计(SB1～SB8)，考虑了刚度变化、高跨比变化、腹杆形式变化和节点连接方式变化等因素。

SB1～SB4采用预埋钢板的连接方式，SB5～SB8采用弦杆埋入剪力墙的连接方式。SB5和SB6的埋入剪力墙(端块)的长度是300mm，SB7和SB8的埋入长度是450mm。试件尺寸如图1所示，端头混凝土厚度均为180mm，试件明细表见表1。模型钢材材料力学性能试验结果见表2。

图1 试件正立面图Fig.1 Elevation diagrams of specimens

表1 钢组合桁架连梁试件的具体参数表Tab.1 Details of specimens

表2 T型钢、角钢和钢筋材料力学性能表Tab.2 Mechanical behavior of steel bars and profile steel

混凝土材性试验结果:试件的混凝土的立方体抗压强度平均值为38.21 MPa，弹性模量平均值为3.04×104MPa。

1.2 试验装置设备

为了模拟连梁在墙肢中的实际受力状态，采用的试验装置示意图如图2(a)所示，其受力简图如图2(b)所示，试件上实际作用的弯矩和剪力图如图2(c)所示。试验采用FCS101A建筑结构电液伺服试验机进行低周反复双向循环加载，在加载的同时，用静态应变测试系统记录各级荷载作用下的钢材应变。

图2 试件加载简图Fig.2 Test set-up and force diagrams

1.3 加载制度

水平荷载的施加采用荷载、位移双控制的方法:试件屈服前，采用荷载控制分级加载，对应于每个荷载步循环一次;试件屈服后，采用位移控制，取屈服位移的倍数为级差进行控制加载，对应于每个荷载步循环两次。加载制度如图3所示。

图3 试验加载制度Fig.3 Loading criterion

2 试验过程

2.1 试验现象

试件SB5在荷载控制加载阶段，整个试件P－Δ曲线基本上处于线弹性关系，加载过程中交叉腹杆一个受拉，一个受压，正反向加载腹杆受力情况亦相反。整个试件达到屈服荷载时，弦杆无明显变形，节点处的腹杆微有压屈，连梁表现出较大刚度。构件屈服后，以位移控制进行加载，当Δ=1Δy(Δy为屈服位移)时，构件无明显变化。Δ=2Δy时，最大承载力加大，弦杆仍无明显变化，腹杆屈曲变形增大，受压腹杆向外凸起，说明腹杆持续反对称反复拉压变形，持续耗能。Δ=3Δy时，靠近端块处弦杆腹板由于受拉压作用开始屈曲变形，支座端块出现微裂缝继续扩大，腹杆持续交替拉压变形，荷载开始下降。Δ=6Δy时，弦杆腹板开裂，腹杆出现裂缝并持续扩大，试件承载力下降较大，已小于极限荷载的85%，此时认为试件破坏。结构具有很好的延性，整个破坏过程较为缓慢，且混凝土端块只出现微裂缝。试验最终状态结果如图4所示。SB1～SB4试验过程与SB5基本相同，不再赘述。

图4 SB5试验照片Fig.4 Test photo of SB5

图5 SB6试验照片Fig.5 Test photo of SB6

设无交叉腹杆的试件SB6在达到屈服荷载时，弦杆无明显变形，直腹杆出现微曲。构件屈服后，以位移控制进行加载，整个过程直腹杆先屈曲变形。Δ=2Δy时，弦杆腹板开始屈曲变形，直腹杆出现扭曲，连梁末端靠近中线轴的位置达到屈服应变，整个构件变形加大，承载力开始下降。Δ=4Δy时，弦杆腹板受拉开裂，试件承载力下降较大，已小于极限荷载的85%，此时认为试件破坏。整个过程，承载力小，端块均没有明显的裂缝产生。试验最终状态结果如图5所示。SB8试验现象与SB6类同。

2.2 试验结果一览表

8个试件的主要试验结果见表3。

对比相同模型的试验结果:它们的屈服荷载、极限荷载、破坏荷载和屈服位移、破坏位移的最大误差多在10%以内，误差较小，试验结果可靠。误差是由于混凝土和钢材材料的差异所产生的。

从8个试件的试验结果可知，钢组合桁架连梁的受力性能有以下特征:

(1)钢桁架连梁，特别是设交叉腹杆的连梁(SB1～SB5、SB7)在弹性阶段具有较大刚度。在弹塑性阶段，钢桁架连梁刚度退化，斜腹杆进入塑性状态，并呈现反对称反复拉伸压缩变形，成为耗能杆件。

(2)无交叉腹杆的试件SB6和SB8破坏过程相似，均是由弦杆腹板边缘先屈服，继而弦杆翼缘两侧屈服，承载力远低于设交叉腹杆的连梁。

(3)试件最终破坏表现为连梁根部或靠近根部弦杆腹板扭曲、拉屈和拉裂。

表3 主要试验数据表Tab.3 Key results of the experiments

3 试验分析

3.1 加载点荷载－位移(F－Δ)滞回曲线

加载点荷载－位移(F－Δ)滞回曲线如图6所示。

从图中可看出，试件在最初的循环中，荷载－位移滞回曲线基本上为线性，构件基本上处于弹性阶段;随着荷载的逐级加大，进入位移控制加载阶段后，试件刚度降低，弦杆、腹杆进入弹塑性状态，构件的变形较荷载的增大快，构件的滞回环随着变形增大变得愈加丰满，说明其耗能能力较好。

试件SB1、SB2与试件SB3、SB4相比可见:滞回曲线形状没有太大区别，后者在位控阶段的滞回曲线较为陡峭，但极限位移相差不大，明显表现出后者承载力大于前两个试件，这主要是由于SB3、SB4的整体刚度大于SB1、SB2。在弹性阶段，跨高比为1.67的试件在相同荷载条件下，相应位移低于跨高比为2.0的试件，表明在弹性阶段跨高比较小的试件承载能力具有相对优势。进入位移控制循环阶段时，试件SB3、SB4比试件SB1、SB2达到最大承载力后刚度退化明显，承载力下降快。

对于试件SB5和SB7整个破坏过程试件刚度降低比较缓慢，滞回曲线较饱满，承载力较大，耗能能力强。从SB5和SB7的试验现象可知，两个结构形式相同、端部弦杆埋入深度不同的钢桁架连梁在满足锚固要求的前提下，滞回曲线形状一致，耗能能力接近，节点设计安全可靠，端块混凝土相当于刚性节点，埋入长度对承载力及滞回曲线影响不大。比较交叉腹杆桁架(SB5、SB7)和无交叉腹杆连梁(SB6、SB8)的滞回曲线可看出，无交叉腹杆连梁比有交叉腹杆桁架连梁荷载降低幅度大，承载力小，无交叉腹杆连梁耗能大小远小于有交叉腹杆桁架连梁。在钢材料用量相同的情况下，有交叉腹杆桁架连梁的耗能能力强于无交叉腹杆连梁。

图6 各试件加载点荷载－位移滞回曲线Fig.6 Hysteretic curves of specimens

3.2 构件的延性

延性系数反映了结构构件的塑性变形能力和抗震性能的好坏，是结构构件抗震性能的一个重要参数。各试件试验的位移延性系数见表4。位移延性系数，按下式计算:

式中:Δu为构件的承载能力下降到85%极限承载能力时的位移;Δy为相应于屈服荷载的构件位移。

从上表可以看到:试件SB1、SB2的延性较试件SB3、SB4的延性要好，主要是由于前者试件跨高比大于后者，而刚度前者比后者小。

交叉腹杆连梁(SB1～SB5、SB7)和无交叉腹杆连梁(SB6、SB8)两种结构形式的连梁延性系数均大于4。

表4 构件的延性系数Tab.4 Ductility coefficient

在第二批构件(SB5～SB8)中，与无交叉腹杆连梁相比，交叉腹杆连梁在承载力大3倍的情况下，延性系数又是其1.5倍左右，抗震性能大大改善，说明交叉腹杆提高了连梁的侧向刚度，减小了连梁的屈服位移，从而提高了连梁的延性系数。

普通配筋的钢筋混凝土连梁的位移延性系数一般为 2.0 ～3.0［14］，而本试验钢组合桁架连梁的延性系数均达到4.0以上，表明钢组合桁架连梁具有较好的延性抗震性能，能够满足联肢墙洞口连梁大震下的位移延性需求。

3.3 骨架曲线

SB1～4这4个试件加载点荷载－位移(F－Δ)滞回曲线的骨架曲线如图7(a)所示:当荷载达到试件试验极限承载力时，后期承载力下降段既长又平缓，说明其变形能力较大，构件抗震耗能能力均较好;跨高比为1.67的试件SB3、SB4较跨高比为2.0的试件SB1、SB2极限荷载要大，反应了小跨高比、高刚度试件在承载力方面的优势。

图7 试件骨架曲线Fig.7 Skeleton curves of specimens

从SB5～8这4个试件的骨架曲线图7(b)可见，交叉腹杆桁架连梁承载力远大于无交叉腹杆连梁，说明交叉腹杆桁架连梁整体刚度好，承载力高，耗能能力强。两种桁架在荷载达到极限承载力后，后期承载力下降段较长且平缓，说明其刚度降低缓慢，变形能力较大，延性性能好。

图8 等效粘滞阻尼系数he计算Fig.8 Calculation of coefficient he

3.4 耗能能力

本文采用等效粘滞阻尼系数he(图8)来衡量结构在地震中的耗能能力。曲线面积ABED(=曲线面积ABE+曲线面积EDA)为一滞回曲线一周所耗散的能量;

三角形面积OBC表示假想的弹性结构达到相同位移(OC)时所吸收的能量;

曲线面积ABE和三角形面积OBC之比，表示耗散能量与等效弹性体产生相同位移时输入的能量之比，he值越大，耗能能力越好。

图9 等效粘滞阻尼系数he变化图Fig.9 Variation of coefficient he

图9分别是8个试件的等效粘滞系数变化图。从图9(a)中可以看出:总体上试件等效粘滞阻尼系数he都随位移的增大而增大，在接近极限状态时，跨高比大的试件(SB1、SB2)的等效粘滞阻尼系数的值较大，耗能较好。在2Δy反复循环作用下，等效粘滞阻尼系数超过了0.15，这表明钢组合桁架连梁具有良好的耗能能力。

从图9(b)可以看出，SB5～SB8这4个构件在位移不大的情况下，等效粘滞阻尼系数相差不大，随着位移的增大，交叉腹杆桁架连梁(SB5、SB7)的等效粘滞阻尼系数有所降低，且比无交叉腹杆连梁(SB6、SB8)的要小，主要原因是交叉腹杆连梁在腹杆达到极限强度后，腹杆承载力下降，刚度降低。

3.5 刚度退化

为了反映结构构件在低周反复荷载作用下刚度退化的特性，本文采用同一位移幅值下第一循环所对应的环线刚度来表示结构构件在低周反复荷载作用下刚度退化的特性，定义环线刚度为:

式中:Pi为位移延性系数为i时对应的峰值荷载;Δi为位移延性系数为i时对应的峰值位移。

各试件的刚度退化曲线如图10所示。

图10(a)给出了试件SB1～4在交替荷载作用下刚度的退化情况。整体上，试件SB1、SB2的刚度低于试件SB3、SB4。即加载的中、后期刚度值较真实的反映了试件间刚度的对比。试件屈服后，刚度退化速度较快，加载后期随着位移的增加，曲线的趋势逐渐变得平缓，也说明了构件初期刚度的降低较严重。

图10(b)给出了试件SB5～8在交替荷载作用下各试件刚度的退化情况。从图可见:在加载前期，交叉腹杆桁架连梁(SB5、SB7)刚度明显比无交叉腹杆桁架连梁(SB6、SB8)的刚度降低幅度更大，主要是因为交叉腹杆屈服，对弦杆的约束力降低，使得连梁整体刚度下降;无交叉腹杆连梁由于没有交叉腹杆约束，侧向刚度小，上、下弦杆相当于独立的杆件，刚度降低幅度小。整个过程，交叉腹杆桁架的刚度均大于无交叉腹杆桁架连梁，说明交叉腹杆对连梁整体刚度有很大的作用。

图10 刚度退化曲线Fig.10 Stiffness decline curves of specimens

4 结论

(1)钢桁架组合连梁在低周反复荷载作用下具有较高的承载力和良好的延性，荷载－位移滞回曲线比较饱满、稳定，说明其具有良好的耗能能力。

(2)较小跨高比、刚度较大的试件SB3、SB4与试件SB1、SB2相比表现出在承载能力方面具有相对优势，而后者表现出了较好的延性性能。

(3)交叉腹杆桁架连梁在总耗能上明显比无交叉腹杆桁架连梁大，交叉腹杆能提高连梁的整体刚度，提高连梁的延性，可以使连梁更好的发挥钢材的性能。

(4)试验采取的弦杆和预埋钢板焊接、弦杆直接埋入混凝土两种连接方式均可行，便于施工维修。

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