新型鋼桁架連梁的抗震性能試驗研究

鄧志恒，林 倩，胡 強，潘志明，徐冬曉

(廣西大學 土木建筑工程學院，廣西 南寧 530004)

在高層建筑結構體系中，連梁是影響剪力墻結構抗震性能的關鍵，如果連梁發生剪切破壞，它將喪失承載能力，同時喪失對墻肢的約束，使墻肢成為單片的懸臂墻，導致剪力墻結構的側向剛度大大降低，變形加大，墻肢彎矩加大，并進一步增大P－Δ效應，最終可能導致結構的倒塌。連梁是聯肢墻發生彎曲破壞的第一道防線，它可起到耗散水平地震荷載的作用。

為了改善連梁性能，國內外學者先后提出并研究了多種改進鋼筋混凝土連梁結構形式:菱形配筋鋼筋混凝土連梁、設置全通縫鋼筋混凝土連梁、帶縫槽鋼筋混凝土連梁［1］，箍筋分三層布置的新配筋連梁［2－3］、鋼纖維高強混凝土連梁［4］、雙連梁短肢剪力墻體系等［5－6］。這些改進的鋼筋混凝土連梁結構體系，具有受力及變形能力好、滯回曲線豐滿、耗能能力強、延性大等優點，但是由于配筋復雜、施工工序過多，推廣應用受到限制。近年來國外研究人員開始轉向鋼結構領域來尋求連梁解決方案:美國辛辛那提大學對實腹式型鋼連梁在剪力墻結構中的受力性能進行了理論研究和試驗研究，并且通過大比例尺的試驗構件研究了破壞后可拆換的鋼連梁結構［7－10］;加拿大麥吉爾大學Harries等研究了不同跨高比實腹式鋼連梁的抗震性能［11］;韓國忠南大學Park等對實腹式型鋼連梁剪力墻與型鋼連梁連接部位錨固性能、鋼連梁的埋入長度等進行試驗研究［12－13］。國外研究結果表明，實腹式鋼結構連梁在結構強度、結構延性，施工工藝等方面較混凝土結構連梁具有明顯優勢;在大震情況下，可以很方便地更換維修，鋼結構連梁是剪力墻連梁結構重要的發展方向。

在國外實腹式鋼連梁研究的基礎上，本文作者提出了鋼桁架連梁結構形式，它由上、下弦桿(采用水平T型鋼)和腹桿組成。鋼桁架連梁結構在連梁剛度取值方面，較實腹式型鋼連梁具有明顯優勢，可以根據整體結構對剛度大小需要調整鋼桁架連梁剛度，使結構獲得合理的自振周期，并且還可以設計成耗能裝置。本文開展了八個鋼桁架連梁試件的低周反復荷載試驗，重點研究鋼桁架連梁體系的耗能機理，高跨比、剛度變化和腹桿形式對構件性能的影響，以及研究鋼桁架連梁節點連接方案。

1 試驗概況

試驗方法采用目前國內外抗震性能研究中應用最廣泛的低周反復荷載試驗(又稱偽靜力試驗)。通過該試驗方法所得的滯回曲線衡量結構的承載力、耗能能力、延性和剛度退化規律等重要的參數，研究和探討結構的破壞機制，改進結構的抗震構造措施。

1.1 試驗設計

為研究鋼桁架連梁的不同工作性能和主要影響因素，本文進行了兩批8個連梁試件的設計(SB1～SB8)，考慮了剛度變化、高跨比變化、腹桿形式變化和節點連接方式變化等因素。

SB1～SB4采用預埋鋼板的連接方式，SB5～SB8采用弦桿埋入剪力墻的連接方式。SB5和SB6的埋入剪力墻(端塊)的長度是300mm，SB7和SB8的埋入長度是450mm。試件尺寸如圖1所示，端頭混凝土厚度均為180mm，試件明細表見表1。模型鋼材材料力學性能試驗結果見表2。

圖1 試件正立面圖Fig.1 Elevation diagrams of specimens

表1 鋼組合桁架連梁試件的具體參數表Tab.1 Details of specimens

表2 T型鋼、角鋼和鋼筋材料力學性能表Tab.2 Mechanical behavior of steel bars and profile steel

混凝土材性試驗結果:試件的混凝土的立方體抗壓強度平均值為38.21 MPa，彈性模量平均值為3.04×104MPa。

1.2 試驗裝置設備

為了模擬連梁在墻肢中的實際受力狀態，采用的試驗裝置示意圖如圖2(a)所示，其受力簡圖如圖2(b)所示，試件上實際作用的彎矩和剪力圖如圖2(c)所示。試驗采用FCS101A建筑結構電液伺服試驗機進行低周反復雙向循環加載，在加載的同時，用靜態應變測試系統記錄各級荷載作用下的鋼材應變。

圖2 試件加載簡圖Fig.2 Test set-up and force diagrams

1.3 加載制度

水平荷載的施加采用荷載、位移雙控制的方法:試件屈服前，采用荷載控制分級加載，對應于每個荷載步循環一次;試件屈服后，采用位移控制，取屈服位移的倍數為級差進行控制加載，對應于每個荷載步循環兩次。加載制度如圖3所示。

圖3 試驗加載制度Fig.3 Loading criterion

2 試驗過程

2.1 試驗現象

試件SB5在荷載控制加載階段，整個試件P－Δ曲線基本上處于線彈性關系，加載過程中交叉腹桿一個受拉，一個受壓，正反向加載腹桿受力情況亦相反。整個試件達到屈服荷載時，弦桿無明顯變形，節點處的腹桿微有壓屈，連梁表現出較大剛度。構件屈服后，以位移控制進行加載，當Δ=1Δy(Δy為屈服位移)時，構件無明顯變化。Δ=2Δy時，最大承載力加大，弦桿仍無明顯變化，腹桿屈曲變形增大，受壓腹桿向外凸起，說明腹桿持續反對稱反復拉壓變形，持續耗能。Δ=3Δy時，靠近端塊處弦桿腹板由于受拉壓作用開始屈曲變形，支座端塊出現微裂縫繼續擴大，腹桿持續交替拉壓變形，荷載開始下降。Δ=6Δy時，弦桿腹板開裂，腹桿出現裂縫并持續擴大，試件承載力下降較大，已小于極限荷載的85%，此時認為試件破壞。結構具有很好的延性，整個破壞過程較為緩慢，且混凝土端塊只出現微裂縫。試驗最終狀態結果如圖4所示。SB1～SB4試驗過程與SB5基本相同，不再贅述。

圖4 SB5試驗照片Fig.4 Test photo of SB5

圖5 SB6試驗照片Fig.5 Test photo of SB6

設無交叉腹桿的試件SB6在達到屈服荷載時，弦桿無明顯變形，直腹桿出現微曲。構件屈服后，以位移控制進行加載，整個過程直腹桿先屈曲變形。Δ=2Δy時，弦桿腹板開始屈曲變形，直腹桿出現扭曲，連梁末端靠近中線軸的位置達到屈服應變，整個構件變形加大，承載力開始下降。Δ=4Δy時，弦桿腹板受拉開裂，試件承載力下降較大，已小于極限荷載的85%，此時認為試件破壞。整個過程，承載力小，端塊均沒有明顯的裂縫產生。試驗最終狀態結果如圖5所示。SB8試驗現象與SB6類同。

2.2 試驗結果一覽表

8個試件的主要試驗結果見表3。

對比相同模型的試驗結果:它們的屈服荷載、極限荷載、破壞荷載和屈服位移、破壞位移的最大誤差多在10%以內，誤差較小，試驗結果可靠。誤差是由于混凝土和鋼材材料的差異所產生的。

從8個試件的試驗結果可知，鋼組合桁架連梁的受力性能有以下特征:

(1)鋼桁架連梁，特別是設交叉腹桿的連梁(SB1～SB5、SB7)在彈性階段具有較大剛度。在彈塑性階段，鋼桁架連梁剛度退化，斜腹桿進入塑性狀態，并呈現反對稱反復拉伸壓縮變形，成為耗能桿件。

(2)無交叉腹桿的試件SB6和SB8破壞過程相似，均是由弦桿腹板邊緣先屈服，繼而弦桿翼緣兩側屈服，承載力遠低于設交叉腹桿的連梁。

(3)試件最終破壞表現為連梁根部或靠近根部弦桿腹板扭曲、拉屈和拉裂。

表3 主要試驗數據表Tab.3 Key results of the experiments

3 試驗分析

3.1 加載點荷載－位移(F－Δ)滯回曲線

加載點荷載－位移(F－Δ)滯回曲線如圖6所示。

從圖中可看出，試件在最初的循環中，荷載－位移滯回曲線基本上為線性，構件基本上處于彈性階段;隨著荷載的逐級加大，進入位移控制加載階段后，試件剛度降低，弦桿、腹桿進入彈塑性狀態，構件的變形較荷載的增大快，構件的滯回環隨著變形增大變得愈加豐滿，說明其耗能能力較好。

試件SB1、SB2與試件SB3、SB4相比可見:滯回曲線形狀沒有太大區別，后者在位控階段的滯回曲線較為陡峭，但極限位移相差不大，明顯表現出后者承載力大于前兩個試件，這主要是由于SB3、SB4的整體剛度大于SB1、SB2。在彈性階段，跨高比為1.67的試件在相同荷載條件下，相應位移低于跨高比為2.0的試件，表明在彈性階段跨高比較小的試件承載能力具有相對優勢。進入位移控制循環階段時，試件SB3、SB4比試件SB1、SB2達到最大承載力后剛度退化明顯，承載力下降快。

對于試件SB5和SB7整個破壞過程試件剛度降低比較緩慢，滯回曲線較飽滿，承載力較大，耗能能力強。從SB5和SB7的試驗現象可知，兩個結構形式相同、端部弦桿埋入深度不同的鋼桁架連梁在滿足錨固要求的前提下，滯回曲線形狀一致，耗能能力接近，節點設計安全可靠，端塊混凝土相當于剛性節點，埋入長度對承載力及滯回曲線影響不大。比較交叉腹桿桁架(SB5、SB7)和無交叉腹桿連梁(SB6、SB8)的滯回曲線可看出，無交叉腹桿連梁比有交叉腹桿桁架連梁荷載降低幅度大，承載力小，無交叉腹桿連梁耗能大小遠小于有交叉腹桿桁架連梁。在鋼材料用量相同的情況下，有交叉腹桿桁架連梁的耗能能力強于無交叉腹桿連梁。

圖6 各試件加載點荷載－位移滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves of specimens

3.2 構件的延性

延性系數反映了結構構件的塑性變形能力和抗震性能的好壞，是結構構件抗震性能的一個重要參數。各試件試驗的位移延性系數見表4。位移延性系數，按下式計算:

式中:Δu為構件的承載能力下降到85%極限承載能力時的位移;Δy為相應于屈服荷載的構件位移。

從上表可以看到:試件SB1、SB2的延性較試件SB3、SB4的延性要好，主要是由于前者試件跨高比大于后者，而剛度前者比后者小。

交叉腹桿連梁(SB1～SB5、SB7)和無交叉腹桿連梁(SB6、SB8)兩種結構形式的連梁延性系數均大于4。

表4 構件的延性系數Tab.4 Ductility coefficient

在第二批構件(SB5～SB8)中，與無交叉腹桿連梁相比，交叉腹桿連梁在承載力大3倍的情況下，延性系數又是其1.5倍左右，抗震性能大大改善，說明交叉腹桿提高了連梁的側向剛度，減小了連梁的屈服位移，從而提高了連梁的延性系數。

普通配筋的鋼筋混凝土連梁的位移延性系數一般為 2.0 ～3.0［14］，而本試驗鋼組合桁架連梁的延性系數均達到4.0以上，表明鋼組合桁架連梁具有較好的延性抗震性能，能夠滿足聯肢墻洞口連梁大震下的位移延性需求。

3.3 骨架曲線

SB1～4這4個試件加載點荷載－位移(F－Δ)滯回曲線的骨架曲線如圖7(a)所示:當荷載達到試件試驗極限承載力時，后期承載力下降段既長又平緩，說明其變形能力較大，構件抗震耗能能力均較好;跨高比為1.67的試件SB3、SB4較跨高比為2.0的試件SB1、SB2極限荷載要大，反應了小跨高比、高剛度試件在承載力方面的優勢。

圖7 試件骨架曲線Fig.7 Skeleton curves of specimens

從SB5～8這4個試件的骨架曲線圖7(b)可見，交叉腹桿桁架連梁承載力遠大于無交叉腹桿連梁，說明交叉腹桿桁架連梁整體剛度好，承載力高，耗能能力強。兩種桁架在荷載達到極限承載力后，后期承載力下降段較長且平緩，說明其剛度降低緩慢，變形能力較大，延性性能好。

圖8 等效粘滯阻尼系數he計算Fig.8 Calculation of coefficient he

3.4 耗能能力

本文采用等效粘滯阻尼系數he(圖8)來衡量結構在地震中的耗能能力。曲線面積ABED(=曲線面積ABE+曲線面積EDA)為一滯回曲線一周所耗散的能量;

三角形面積OBC表示假想的彈性結構達到相同位移(OC)時所吸收的能量;

曲線面積ABE和三角形面積OBC之比，表示耗散能量與等效彈性體產生相同位移時輸入的能量之比，he值越大，耗能能力越好。

圖9 等效粘滯阻尼系數he變化圖Fig.9 Variation of coefficient he

圖9分別是8個試件的等效粘滯系數變化圖。從圖9(a)中可以看出:總體上試件等效粘滯阻尼系數he都隨位移的增大而增大，在接近極限狀態時，跨高比大的試件(SB1、SB2)的等效粘滯阻尼系數的值較大，耗能較好。在2Δy反復循環作用下，等效粘滯阻尼系數超過了0.15，這表明鋼組合桁架連梁具有良好的耗能能力。

從圖9(b)可以看出，SB5～SB8這4個構件在位移不大的情況下，等效粘滯阻尼系數相差不大，隨著位移的增大，交叉腹桿桁架連梁(SB5、SB7)的等效粘滯阻尼系數有所降低，且比無交叉腹桿連梁(SB6、SB8)的要小，主要原因是交叉腹桿連梁在腹桿達到極限強度后，腹桿承載力下降，剛度降低。

3.5 剛度退化

為了反映結構構件在低周反復荷載作用下剛度退化的特性，本文采用同一位移幅值下第一循環所對應的環線剛度來表示結構構件在低周反復荷載作用下剛度退化的特性，定義環線剛度為:

式中:Pi為位移延性系數為i時對應的峰值荷載;Δi為位移延性系數為i時對應的峰值位移。

各試件的剛度退化曲線如圖10所示。

圖10(a)給出了試件SB1～4在交替荷載作用下剛度的退化情況。整體上，試件SB1、SB2的剛度低于試件SB3、SB4。即加載的中、后期剛度值較真實的反映了試件間剛度的對比。試件屈服后，剛度退化速度較快，加載后期隨著位移的增加，曲線的趨勢逐漸變得平緩，也說明了構件初期剛度的降低較嚴重。

圖10(b)給出了試件SB5～8在交替荷載作用下各試件剛度的退化情況。從圖可見:在加載前期，交叉腹桿桁架連梁(SB5、SB7)剛度明顯比無交叉腹桿桁架連梁(SB6、SB8)的剛度降低幅度更大，主要是因為交叉腹桿屈服，對弦桿的約束力降低，使得連梁整體剛度下降;無交叉腹桿連梁由于沒有交叉腹桿約束，側向剛度小，上、下弦桿相當于獨立的桿件，剛度降低幅度小。整個過程，交叉腹桿桁架的剛度均大于無交叉腹桿桁架連梁，說明交叉腹桿對連梁整體剛度有很大的作用。

圖10 剛度退化曲線Fig.10 Stiffness decline curves of specimens

4 結論

(1)鋼桁架組合連梁在低周反復荷載作用下具有較高的承載力和良好的延性，荷載－位移滯回曲線比較飽滿、穩定，說明其具有良好的耗能能力。

(2)較小跨高比、剛度較大的試件SB3、SB4與試件SB1、SB2相比表現出在承載能力方面具有相對優勢，而后者表現出了較好的延性性能。

(3)交叉腹桿桁架連梁在總耗能上明顯比無交叉腹桿桁架連梁大，交叉腹桿能提高連梁的整體剛度，提高連梁的延性，可以使連梁更好的發揮鋼材的性能。

(4)試驗采取的弦桿和預埋鋼板焊接、弦桿直接埋入混凝土兩種連接方式均可行，便于施工維修。

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