李亚明, 刘宏欣, 贾水钟, 杨宇焜, 李 杰, 徐 瑜

(1 上海建筑设计研究院有限公司，上海 200041；2 上海建筑空间结构工程技术研究中心，上海 200041；3 上海结奕建筑科技有限公司，上海 200120；4 上海杉达学院，上海 201206；5 上海世博文化公园建设管理有限公司，上海 200125)

0 引言

部分包覆钢-混凝土组合构件(简称PEC构件)是一种新型组合结构构件,是通过在型钢翼缘处设置拉结筋和浇筑混凝土形成[1]。PEC构件可节省侧面模板,且型钢表面外露更便于连接设计,腹部混凝土则能提高结构的整体承载能力和稳定性[2-3]。PEC构件还具有良好的耐火性和耐腐蚀性[4-5],因此在国内外受到了广泛关注[6-7]。

迄今为止,已有许多关于PEC梁力学性能和应用方面的研究。Nakamura等[8]发现PEC梁的抗弯承载力和抗剪承载力相比于传统工字钢梁分别提高了1.08倍和1.98倍。Ahn等[5]采用试验和数值分析方法研究了PEC梁在标准火灾条件下的耐火性能,结果表明,填充混凝土能有效延长耐火时间,PEC梁的标准耐火时间可达2h以上。Kvoka等[9]指出,PEC梁腹部混凝土可以紧固腹板,防止屈曲,提高PEC梁的局部稳定性。He等[10]通过试验及模拟分析研究了部分包覆波浪钢腹板组合梁在剪力与弯矩共同作用下的受力性能,发现试件包覆混凝土表面同时出现弯剪开裂,导致明显的弯剪耦合破坏。祁慧等[11]进行了不同构造形式的正弦波形腹板PEC梁的受弯试验,发现这种梁的承载力仍可以采用边缘屈服准则与全截面塑性准则进行计算。赵宝成等[12]建立了T形钢PEC梁在均布荷载和集中荷载下相对滑移的理论计算方法,提出了这种梁抗弯承载力的简化计算公式,并通过试验验证了公式的准确性。

这些研究大多集中在普通实腹型PEC梁[13],并未涉及局部半包裹PEC梁。梁柱节点混凝土浇筑是PEC结构施工过程中的一道重要工序[14],但由于支模后,梁侧空间密闭,梁顶部常出现浇不密实的情况,因此梁柱节点位置梁顶受拉时可不考虑混凝土作用。为验证这种施工问题对结构的影响,本文针对考虑混凝土半浇筑的局部半包裹PEC梁构件的受力性能开展试验研究,得到其破坏形态、承载力、主钢件应变、构件变形及延性,并进行有限元分析,提出设计的建议。

1 试验概况

1.1 试件设计

试件依据《部分包覆钢-混凝土组合结构技术规程》(T/CECS 719—2020)[15](简称技术规程)进行设计。试件编号分别为LW1(标准件)、LW2(拼接+节点灌浆)。主钢件均采用牌号为Q355-B的钢材,连杆和抗裂钢筋均为HRB400,腹部混凝土采用C30。试件计算长度l0为7200mm,详细构造见图1、2。

图1 试件LW1[16]

图2 试件LW2

试件基本参数如表1所示,为保证跨中纯弯段先受弯破坏,纯弯段连杆间距为200mm,剪跨段连杆间距为150mm,截面含钢率仅考虑型钢截面。抗弯承载力与抗剪承载力均参照技术规程进行设计。

表1 试件设计基本参数

1.2 材性试验

混凝土强度等级为C30,预留3块尺寸为150mm×150mm×150mm的试块,立方体抗压强度为33.1MPa,混凝土试块的加载破坏见图3。依据《金属材料 室温拉伸试验方法》(GB/T 228—2002)[17],测得不同厚度t的钢材材料的屈服强度fy、极限强度fu、弹性模量E见表2。翼缘板厚度为18mm,腹板厚度为12mm,钢筋取样直径为8、10mm,钢材试样加载示意及试验结果见图4。

表2 钢材材料性能

图3 混凝土标准试块加载及破坏形态图

1.3 加载装置及测量内容

试验采用单350t千斤顶,千斤顶施加的竖向集中荷载通过刚性分配梁将集中荷载分为两点传递给试件,试件LW1加载位置处于三分点处,为了研究悬臂梁的受力情况,试件LW2加载点选为梁跨中及悬臂梁段,具体加载装置如图5所示。为实现简支支撑条件,试件的一端支座使用滑动铰支座,另一端使用固定铰支座。

图5 试件加载装置

正式加载采用先力加载后位移加载的方式。试件LW1每一级加载30kN(约0.05Pu,Pu为计算极限荷载),加载速度为10kN/min,达到预估屈服荷载后,调整为位移加载控制,每一级加载5mm,加载速度为5mm/min,加载至构件破坏。试件LW2只考虑弹性阶段,跨中截面翼缘板达到屈服应变时,即可停止试验。

共设置12个位移计,分别测量试件跨中挠度、底部挠度变化、混凝土与上翼缘的相对滑移、混凝土与下翼缘的相对滑移等;在型钢和混凝土表面粘贴应变片测量其应变,测点具体布置见图6。

图6 位移计及应变片布置图

2 试验现象

2.1 试件LW1

试件LW1在加载至193.5kN(0.11Pu)后进入带裂缝工作阶段,测得此时跨中挠度为4.04mm(l0/1 881)。加载至1276.6kN(0.70Pu)时,跨中挠度超过正常使用极限状态限值(l0/200),跨中挠度为48.57mm(l0/156)。加载至1560.9kN(0.86Pu)时,跨中最大裂缝宽度达到正常使用极限状态限值0.3mm,上、下翼缘达到屈服应变2 400×10-6,跨中挠度为79.33mm(l0/96)。加载至1813.6kN(Pu)时,跨中顶部混凝土轻微剥落,跨中挠度超过净跨的1/50,达到试件破坏条件,停止试验。试件最终破坏时纯弯段破坏形态如图7所示。

图7 试件 LW1纯弯段破坏形态

2.2 试件LW2

试件LW2在加载至405.7kN(0.15Pu)后进入带裂缝工作阶段,测得此时跨中挠度为2.60mm(l0/2 769),悬挑段挠度为0.97mm(l0/1 031)。加载至793.4kN(0.29Pu)时,跨中挠度为8.14mm(l0/885),悬挑段挠度为2.19mm(l0/457)。加载至1983.32kN(0.71Pu)时,跨中挠度为21.06mm(l0/342),悬挑段挠度为3.54mm(l0/282)。加载至2775.56kN(Pu)时,跨中挠度为30.72mm(l0/234),悬挑段挠度为4.60mm(l0/217),翼缘达到屈服应变2 700×10-6,停止试验。试件最终破坏时纯弯段破坏形态如图8所示。

图8 试件LW2纯弯段破坏形态

3 试验结果与分析

3.1 荷载-挠度曲线

试件荷载-挠度曲线见图9。由图可见,加载初期,试件LW1腹部混凝土无新裂缝产生,处于弹性工作状态;随着荷载增加至0.1Pu,腹部混凝土开始出现新裂缝,试件进入带裂缝工作阶段,纯弯段与剪跨段均出现裂缝,荷载-挠度曲线基本呈线性变化;受拉翼缘屈服后,试件LW1进入弹塑性阶段,腹部混凝土裂缝迅速发展并逐渐退出工作,荷载-挠度曲线出现拐点,呈现非线性变化;但随着荷载的增加,试件主钢件下翼缘进入应力强化阶段,截面抗弯承载力仍未进入下降段;挠度到达限值,试验停止。

图9 试件荷载-挠度曲线

试件LW2加载结束时,试件型钢受压翼缘屈服,整个受力过程基本处于弹性状态,需要指出的是,当荷载达到2 700kN时,混凝土裂缝宽度仍在正常使用极限状态范围内,说明裂缝的扩展缓慢,受拉侧不浇筑混凝土对裂缝的开展影响不大。

表3 特征点荷载

试件LW1的特征点荷载的试验值高于理论计算值,可以用边缘屈服准则与全截面塑性准则来计算承载力。试件LW1的强屈比为1.21,达到屈服荷载后试件仍然具有一定的强度储备。试验停止时,试件LW1的承载力未发生下降,仍能继续承载,但刚度下降过大,挠度也已经达到了试验破坏标准(l0/50)。

试件LW2主钢件翼缘达到屈服状态时停止加载,荷载-挠度曲线大体呈直线,刚度没有明显下降。

3.2 变形分析

采用延性系数μ[18-19]来衡量构件的延性性能,μ=Δu/Δy,其中Δu为极限位移,Δy为屈服位移。试件在不同荷载下的整体挠度如图10所示。由图可见,荷载达到0.7Pu左右时,试件LW1挠度达到正常使用极限状态挠度极限值(l0/200)。加载初期,试件挠度较小,在1/4跨和3/4跨处的挠度基本相同;达到屈服荷载前,试件的挠度不断增大,但增长速度缓慢;达到屈服荷载后,挠度增加的幅度明显变大,试件开始进入弹塑性阶段。

图10 试件挠度曲线

3.3 截面应变分布

型钢翼缘在荷载作用下的应变发展如图11所示。由图可见,在加载初期,试件LW1翼缘应变大致随着荷载的增加而呈现线性上升;在荷载到达0.7Pu～0.8Pu时,试件LW1上下翼缘的应变到达屈服应变,继续加载,试件LW1翼缘应变迅速增大且应变曲线开始出现拐点,发展趋势与荷载-挠度曲线相吻合。此外,试件LW2主钢件翼缘达到屈服应变。

图11 型钢翼缘应变曲线

图12、13为试件LW1、LW2跨中型钢腹板及混凝土沿截面高度应变,其中h为距离下翼缘高度。由图可见,相较于主钢件上下翼缘处应变,各个试件沿梁的腹板高度方向截面变形基本符合平截面假定。另一方面对于混凝土应变,在加载至0.7Pu荷载前,试件LW1截面中和轴近似在250mm高度,中和轴至混凝土受压边缘的距离约为300mm,混凝土应变沿截面高度符合平截面假定;在加载至0.7Pu荷载后,混凝土受拉应变增加,截面中和轴明显上移,腹部混凝土开裂严重,发生应力重分布,截面应变分布呈现一定的非线性。此外,试件LW2的腹板和混凝土应变值均较小,未达到屈服应变,整体处于线弹性阶段。

图12 试件LW1跨中型钢腹板及混凝土沿截面高度应变

4 局部半包裹PEC梁数值仿真分析

4.1 材料本构模型

目前混凝土的本构模型应用相对较多的是《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(2015年版)[20]中的模型,型钢本构模型采用二折线模型(图14)较为合理,且获得了很好的结果。本文根据混凝土和型钢的受力特点,仍采用该模型。

图14 二折线模型

混凝土塑性损伤本构模型(CDP模型)中混凝土受压应力-应变以及受拉应力-应变本构关系及损伤因子基于《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(2015年版)[20]计算得出,材料强度均采用与试件同一批次浇筑的混凝土立方体试块实测强度。表征CDP模型屈服函数和流动势函数的参数选择如下:设定膨胀角、流动势偏心率和黏度参数分别为36、0.1和0.0015,双轴与单轴初始屈服强度比σb0/σc0为1.16,拉压子午面第二应力不变量的比值Kc为0.6667。

4.2 有限元模型的建立

钢筋、连杆采用两节点三维桁架的T3D2单元,混凝土、钢梁采用八节点三维实体的六面体线性减缩积分C3D8R单元。组件采用结构化网格划分技术,型钢单元尺寸为100mm,混凝土单元尺寸为100mm,连杆、纵向受力钢筋、纵向构造钢筋单元尺寸均为100mm。试件部件装配及模型网格划分见图15、16。

图15 部件装配

图16 模型网格划分

试验发现,型钢翼缘发生屈曲且腹板中混凝土裂缝开展很大,为模拟出这一现象,有限元模型中混凝土与钢梁之间采用成对接触模型,切向采用库伦摩擦,摩擦系数为0.5,法向采用硬接触,即翼缘能够向外脱离混凝土但不能向内侵入混凝土。连杆上下两端点和钢梁翼缘绑定连接,其余部分内置在混凝土中。纵筋两端点绑定连接在端板上,其余部分内置在混凝土中。端板为解析刚体,不会发生变形,并与钢梁两端和混凝土两端采用截面绑定连接。

4.3 有限元适用性验证

图17为试件LW1的数值模拟和试验的荷载-挠度对比曲线。可以看出,有限元初始刚度略高,这是因为相比有限元模型,试验构件存在一定初始缺陷(初始裂缝、混凝土浇筑不饱满、部分混凝土与主钢件脱离等),但可以看出差别不大,且特征点承载力误差在10%以内。有限元模拟效果较好,试验曲线与模拟曲线吻合很高,选取的计算模型能准确地模拟局部半包裹PEC梁的整个受弯过程。

图17 试件LW1荷载-挠度曲线对比图

4.4 局部半包裹PEC梁受弯过程有限元分析

通过有限元分析结果发现,试件模拟值与试验结果吻合度较好,因此通过有限元模型对局部半包裹PEC梁受弯过程进行研究,试件的最终破坏模式通过其应力云图体现。试件LW2的模拟与试验荷载-挠度对比图如图18所示,应力云图如图19所示。

图18 试件LW2荷载-挠度曲线对比图

图19 试件LW2应力云图/MPa

由图18、19可知,试件LW2的最大荷载在3 500kN左右,在挠度达到限值时截面抗弯承载力仍未进入下降段,说明选用局部半包裹浇筑方式对PEC梁破坏模式与极限承载力影响不大。

5 结论

(1)局部半包裹PEC梁受弯破坏过程包括弹性阶段、带裂缝工作阶段、弹塑性工作阶段、极限阶段,在试件挠度达到破坏标准时其承载力并未发生下降。

(2)型钢主钢件、混凝土的应变沿截面高度方向大致呈线性变化,符合平截面假定,可通过平截面假定进行受弯承载力及刚度计算。

(3)有限元模拟的荷载-挠度曲线与试验结果吻合较好,误差约在10%以内。局部半包裹PEC梁截面抗弯承载力在挠度达到l0/50时仍未下降,表面受拉侧未浇筑混凝土对构件承载力影响并不大。