吕俊利 ，齐雪婷高青松李汝凯祝健

(1.山东建筑大学土木工程学院，山东 济南 250101；2.山东建筑大学建筑结构加固改造与地下空间工程教育部重点实验室，山东 济南 250101；3.山东建筑大学资产处，山东 济南 250101)

0 引言

蜂窝组合梁是在传统组合梁的基础上发展起来的一种新型的组合结构，由蜂窝钢梁、混凝土板及抗剪连接件(栓钉、槽钢)构成，能够充分发挥混凝土楼板和蜂窝钢梁的优势，具有良好的整体性能[1]。由于蜂窝组合梁独特的孔洞设计，不仅能够节省钢材和降低层高，而且方便布置管线，具有良好的经济效益和社会效益。

学者们研究了常温下蜂窝组合梁的力学性能，分析了其受力特征和破坏模式，并提出了相应的设计方法[2－4]。 Clawson 等[5]通过腹板矩形开孔组合梁试验，得出蜂窝结构的弯矩与剪力之比对结构的破坏方式有较大的影响，以及孔洞对蜂窝组合梁的抗弯剪承载力有削弱作用的结论；贾连光等[6]通过蜂窝梁和蜂窝组合梁静载试验，发现设置混凝土板可提高组合梁的承载能力；薛桂玉等[7]提出承受静力荷载的蜂窝组合梁，可通过采用钢梁的净截面积代替全截面积的方法按照塑性理论进行强度计算；苏益声等[8]通过蜂窝组合梁的静载试验，得出了蜂窝组合梁的承载能力及抗弯刚度较扩张前的实腹式组合梁有显著提高的结论。 在此基础上，学者们还研究了蜂窝组合梁在火灾下的抗火性能[9－15]。 魏鹏宇[14]开展了有、无防火保护的实腹式组合梁、圆孔蜂窝组合梁以及六边形孔蜂窝组合梁的恒载升温试验，探求了有、无防火保护蜂窝组合梁的温度分布规律以及破坏形式；戴乐[15]通过有限元软件ABAQUS对蜂窝组合梁进行参数化分析，表明荷载比及梁长是影响蜂窝组合梁在火灾下跨中挠度发展和极限变形的主要影响因素。

现阶段对蜂窝组合梁的研究多集中于抗弯剪承载力、稳定性及抗火性能等方面。 对蜂窝组合梁火灾后的受力性能研究不足，缺乏相应的设计规范，一定程度的阻碍了其发展。 近年来，建筑火灾时有发生，火灾后蜂窝组合梁构件的承载能力和抗弯刚度都有所降低[16]。 为评估火灾后蜂窝组合梁的承载性能，给火灾后该类建筑结构加固修复提供依据，需要研究火灾后蜂窝组合梁的剩余承载力。 但目前对火灾后蜂窝组合梁受力性能的研究还未见报道，没有现行的公式专门计算评价火灾后蜂窝组合梁承载力。 基于此，文章通过对火灾后正六边形孔蜂窝组合梁的静力加载试验，分析不同开孔率的正六边形孔蜂窝组合梁的破坏形态和承载性能。

1 试验概况

1.1 试件设计

设计并制作2 根梁端简支的正六边形孔蜂窝组合梁，编号分别为L1、L2，其中L1 的开孔率(开孔高度与钢梁截面高度比值的百分数)为60%、孔高为210 mm；L2 的开孔率为70%、孔高为245 mm。 各试件具体参数见表1。 正六边形孔蜂窝组合梁混凝土板长为4 800 mm、宽为1 500 mm、板厚为100 mm。蜂窝钢梁采用HN350 mm×200 mm×8 mm×12 mm的Q345 热轧工字钢，钢梁长度与蜂窝组合梁楼板长度一致。 蜂窝组合梁内栓钉直径为16 mm、焊后高度为65 mm、横向间距为100 mm、端部两个栓钉纵向间距为150 mm，其余栓钉纵向间距为200 mm，且双排对称布置。 混凝土板采用C30 混凝土浇筑，板内部双层配筋，钢筋间距为200 mm、钢筋直径为8 mm，材质为HRB400，保护层厚度为15 mm。 在静载试验前，先根据准升温曲线[17]，进行试件的恒载升温试验。 各试件尺寸如图1、2 所示。

表1 试件编号及蜂窝组合梁参数表

图1 正六边形孔蜂窝组合梁剖面图(单位:mm)

图2 组合梁剖面图(单位:mm)

1.2 材料性能

在浇筑混凝土板的同时，预留边长为150 mm的标准立方体试块，并与试件在同条件下进行养护。火灾试验时，测得现浇混凝土的立方体抗压强度fcu，k和含水率W。 通过钢筋和热轧型钢切取试样的拉拔试验，测得钢筋和钢材的屈服强度fy、极限强度fu和断后伸长率A。 材料性能见表2。

表2 材料性能表

1.3 火灾试验方案

试验模拟梁端简支的支承方式，试件采取底面受火方式，组合梁板面设计均布荷载为3.5 kN/m2，荷载通过布置在试验梁混凝土板表面的铸铁加载块实现，加载块布置方式如图3 所示。 火灾炉通过计算机系统控制运行，模拟标准升温曲线[17]升温，升温持续时间60 min 后熄火停止试验，试件自然冷却至室温后卸载试件。 炉温曲线如图4 所示。

图3 加载块布置图

图4 炉温曲线图

试件经过图4 所示的升温并自然冷确至常温后，两试件破坏形态相似。 正六边形孔蜂窝组合梁整体以竖向挠曲变形为主，钢梁与混凝土板变形一致，表现出良好的整体性能，如图5(a)所示；组合梁梁端处出现轻微的端板分离现象，如图5(b)所示；组合梁混凝土板顶中间出现纵向裂缝以及一些细小裂缝，梁端斜裂缝至支座处呈现“八”字形，如图5(c)所示。

图5 火灾后正六边形孔蜂窝组合梁的破坏形态图

1.4 静力加载装置及加载制度

火灾后蜂窝组合梁静载试验在山东建筑大学结构实验室进行的，加载设备为一台安装在试件中点正上方的200 t 级的液压千斤顶。 加载时:(1) 由千斤顶向分配梁施加集中力；(2) 由两根沿混凝土板宽度方向排列在距离末端1 900 mm 的垫梁将力传递至混凝土板的上部；(3) 对试件进行单调加载。试验模拟梁端简支的边界条件，梁端外伸150 mm。采用先荷载后位移控制的加载制度，在达到峰值荷载前，按照每级10 kN 的载荷控制，试验中每级荷载持荷3 min 后采集数据，以保证试验数据的稳定性[18]，在接近预估峰值荷载后改为由位移控制的连续加载，记录试件试验现象，绘制出混凝土裂缝的发展轨迹，直至试件破坏。 试验加载装置如图6 所示。

图6 试验加载装置图

1.5 测点布置

1.5.1 应变的测量

为了便于描述，将试件各孔洞编号为1～8，各孔角按顺时针编号为a～f，如图7(a)所示。

图7 混凝土板试件应变片布置图(单位:mm)

纯弯段，选择跨中截面(A－A)及孔4 角点a－c竖直连线方向截面(B－B)作为蜂窝组合梁的测试截面，测试内容为蜂窝组合梁截面竖向的应变情况；弯剪段，测试内容为孔间墩板和孔洞周围位置的应力情况，通过在孔3 各角点及各孔间墩板位置处布置应变花进行测量，如图7(a)～(e)所示。

1.5.2 位移的测量

测量内容为两正六边形孔蜂窝组合梁加载点处挠度、跨中挠度、支座位置处混凝土翼板与钢梁接触面间的掀起位移以及混凝土翼板与钢梁接触面间的相对滑移，共布置5 个竖向位移计和3 个水平位移计，如图8 所示。

图8 位移计布置图(单位:mm)

2 试验现象及结果分析

2.1 试验现象

对于试件L1，在加载初期，混凝土板火灾试验下产生的原始裂缝变宽；加载至210 kN 时，混凝土板底出现新的横向细小裂缝并向板两端延伸，混凝土板底横向裂缝随荷载的持续增加而增加，主要分布在两垫梁之间；加载至280 kN 时，两垫梁间混凝土板底裂缝贯穿半个板面并延伸至板侧(如图9(a)所示)；加载至310 kN 时，混凝土板顶火灾试验下产生的跨中纵向裂缝渐宽，逐渐发展为贯通的纵向裂缝；加载至320 kN 时，蜂窝钢梁正六边形孔的4 个平角处，漆层呈放射状脱落；加载至340 kN 时，混凝土板持续发出响声，板底混凝土持续脱落；370 kN达到极限承载力，荷载开始下降；此后进入位移控制的连续加载阶段，随着挠度的增加，承载力持续下降，加载点处混凝土被压碎(如图9(b)所示)；随后，荷载由钢梁继续承担，随挠度的持续增大，试件承载力急剧下降，停止试验。 蜂窝组合梁跨中竖向挠曲变形在火灾试验基础上进一步增大；蜂窝钢梁孔3 压缩变形(如图9(c)所示)；孔3 和4 间腹板轻微屈曲；孔3 位置处钢梁下翼缘漆层呈交叉型脱落(如图9(d)所示)。

图9 试件L1 各位置破坏情况图

对于试件L2，在加载初期，混凝土板火灾试验下产生的原始裂缝变宽；加载至150 kN 时，混凝土板出现新的细小裂缝；加载至230 kN 时，钢梁漆层出现脱落现象，混凝土板底出现多条横向裂缝，主要分布在两垫梁之间且裂缝沿混凝土板侧逐渐向上延伸；加载至270 kN 时，火灾试验下产生的混凝土板顶纵向裂缝逐步发展为贯穿的纵向裂缝；加载至310 kN 时，荷载无法增加，组合梁承载力达到极限；此时，跨中混凝土被压碎(如图10(a)所示)；板底混凝土出现层状剥离现象(如图10(b)所示)；极限荷载后混凝土板基本退出工作，荷载大部分由钢梁承担，随着挠度的增大，腹板向外鼓曲发展迅速，承载力急剧降低，试验结束。 蜂窝钢梁漆层脱落且孔3压缩变形严重(如图10(c)所示)；蜂窝钢梁孔3的e、f 孔角附近发生鼓曲，蜂窝梁孔3 和4 间腹板鼓曲较为严重(如图10(d)所示)；梁端蜂窝钢梁与混凝土板分离现象较火灾试验未见明显增大。

图10 试件L2 各位置破坏情况图

2.2 破坏特性

L1、L2 加载位置处板顶混凝土被压碎，两蜂窝钢梁破坏严重位置均出现在靠近固定铰支座一侧的孔3 附近，钢梁腹板出现局部屈曲。

在荷载作用下，L1、L2 均发生弯曲破坏，破坏形态相似。 不同之处在于L1 加载位置处钢梁轻微屈曲，而L2 加载位置处钢梁孔间腹板鼓曲现象严重，这是由于开孔率的增大，腹板被削弱的程度增加，腹板承载力及刚度降低，孔间腹板更易发生屈曲现象。

2.3 性能分析

2.3.1 承载能力分析

各试验梁的主要试验结果见表3，其中开裂荷载为静载试验下混凝土板出现新裂缝时的荷载实测值、屈服荷载为钢梁下翼缘达到屈服时的荷载实测值、屈服位移为对应于屈服荷载的跨中挠度实测值。由表3 可知:(1) 火灾后，正六边形孔蜂窝组合梁开孔率越大，延性越差；相较于开孔率为70%的蜂窝组合梁，开孔率为60%的蜂窝组合梁的延性提高了35%。 (2) 火灾后，正六边形孔蜂窝组合梁开孔率越大，其相应的开裂荷载、屈服荷载、极限荷载值越小；相较于开孔率为70%的蜂窝组合梁，开孔率为60%的蜂窝组合梁的开裂荷载、屈服荷载及极限荷载值分别降低了40%、23%和20%。

表3 梁试件试验结果特征值表

2.3.2 挠曲变形分析

正六边形孔蜂窝组合梁的跨中荷载－挠度曲线如图11 所示。 试件具有良好的受力性能，蜂窝钢梁与混凝土板能较好地协同工作，试件从加载至破坏经历以下3 个阶段:

图11 正六边形孔蜂窝组合梁的跨中荷载－挠度曲线图

(1) 弹性阶段 加载初期，荷载较小，正六边形孔蜂窝组合梁跨中竖向挠曲变形较小，两试件曲线基本吻合；此阶段混凝土板表面不断有微小裂缝产生，蜂窝组合梁保持较好的工作性能。

(2) 弹塑性阶段 混凝土板裂缝随荷载的增加持续发展，而试件的挠度随荷载增加呈现非线性特征，此阶段挠曲变形发展迅速。

(3) 下降阶段 试件荷载达到极限荷载时，混凝土板受压区混凝土被压碎，混凝土退出工作，荷载由钢梁继续承担，荷载挠度曲线下降；此阶段钢梁表现出较好的延性特征，从而表现出较长的塑性变形过程。

3 剩余承载力计算

根据荣成骁等[19]和吴波[20]提出的高温后钢梁和混凝土计算模型，分别求出蜂窝钢梁及混凝土板经过高温冷却后各个区域的钢材屈服强度折减系数以及混凝土抗压强度折减系数，最后在整个截面内进行加权平均，分别获得火灾后蜂窝组合梁截面的折减系数系数K(火灾后混凝土板抗压强度折减系数为Kc；火灾后钢梁屈服强度折减系数为Ks)，由式(1)表示为

式中Ki为第i 区域折减系数；Si为第i 区域的面积，mm2。

3.1 剩余承载力计算

火灾后正六边形孔蜂窝组合梁完全抗剪连接且塑性中和轴在混凝土翼板内，即AsKsfy≤behcKcfc时，组合梁剩余承载力Mu由式(2)表示为

式中As为钢梁净截面积，mm2； fy为钢材屈服强度设计值，MPa；be为混凝土板的有效宽度，mm；hc为混凝土板高度，mm； fc为混凝土抗压强度设计值，MPa；x为混凝土板受压区高度，mm；β 为折减系数，试验数据的统计值为0.88；y 为钢梁截面应力合力至混凝土板受压区截面应力合力间的距离，mm。 其中，x、y分别由式(3)和(4)表示为

式中h 为钢梁高度，mm。

3.2 算例

以L1 为例，计算火灾后正六形孔蜂窝组合梁剩余承载力。 火灾后试件截面的温度分布如图12 所示。

图12 L1 截面温度分布图(单位:℃)

将各参数Kc＝ 0.817 0、Ks＝ 0.764 5、fy＝345 MPa、fc＝ 14.3 MPa、be＝ 1 500 mm、hc＝100 mm、h ＝350 mm、As＝5 728 mm2代入式(2)～(4)，经计算可得AsKsfy＝1511 kN ＜ behcKcfc＝1 752 kN， 故塑性中和轴在混凝土板内。x ＝86.23 mm、y ＝231.89 mm，正六边形孔蜂窝组合梁剩余承载力Mu＝0.88 ×bexKcfcy ＝308.29 kN·m。

同样地，计算L2 的剩余承载力。 L1、L2 的剩余承载力计算结果见表4，其误差均＜5%，故此方法有较好的精度。

表4 蜂窝组合梁剩余承载力计算结果表

4 结论

对两个火灾后正六边形孔蜂窝组合梁进行静力加载试验，研究不同开孔率的正六边形孔蜂窝组合梁的破坏形态和承载性能，主要得出以下结论:

(1) 火灾后正六边形孔蜂窝组合梁在正弯矩作用下发生弯曲破坏，表现出延性破坏特性，但随着开孔率增加，结构抵抗延性变形的能力下降；此外，临近梁端的第3 个孔压缩变形较为严重且两侧钢梁腹板局部屈曲，两加载点之间板顶混凝土破坏严重，钢梁上部混凝土板面出现纵向贯通裂缝。

(2) 开孔率是影响火灾后正六边形孔蜂窝组合梁极限承载能力的重要因素，相较于开孔率为70%的蜂窝组合梁，开孔率为60%的蜂窝组合梁的极限承载力和延性分别提高了20%和35%。 此外，所提出的火灾后正六边形孔蜂窝组合梁剩余承载力计算方法计算的理论结果与试验结果吻合良好，故该方法具有较好的精度。