鋼管混凝土柱-雙面組合作用梁框架節點抗震性能試驗研究

李 楊，李延濤，邢萬里，丁井臻，宗金輝

(1. 河北工業大學土木與交通學院，天津 300401；2. 中國建筑標準設計研究院有限公司，北京 100048)

傳統鋼-混凝土單面組合作用連續梁由于中支座處存在負彎矩，上部混凝土板易受拉開裂，鋼梁下翼緣受壓嚴重，存在失穩和局部屈曲的問題；鋼板厚度和梁高往往由負彎矩大小決定，跨中正彎矩區用鋼量偏大。為解決上述問題，新型鋼-混凝土雙面組合作用梁采用在負彎矩區鋼梁下翼緣附帶一塊混凝土板，下部混凝土板受壓可分擔鋼梁下翼緣的部分壓力，提高截面剛度和承載力，有利于下翼緣的穩定，鋼板寬厚比可適當放寬。

目前，關于鋼-混凝土雙面組合作用梁的基本力學性能已經有相關的理論計算、數值模擬和試驗等研究，研究角度主要包括雙面組合作用梁剛度、承載力、負彎矩區長度和鋼梁下翼緣的穩定性等。國內段樹金等[1－2]及其課題組主要從理論計算和數值模擬角度對雙面組合作用梁開展研究，結果表明：與單面組合作用梁相比，雙面組合作用梁在剛度和承載力方面有一定優勢；下部混凝土板與下翼緣協同受力，有利于鋼板穩定性；雙面組合作用連續梁由于負彎矩區組合梁截面剛度的提高，負彎矩區長度有所延長，峰值彎矩有所下降，可延緩上部混凝土板的開裂。李楊等[3-5]對不同強度的下部混凝土板展開數值計算，結果表明：提高下部混凝土板的強度，可有效提高組合梁的剛度和承載力；通過兩個連續組合梁試驗，研究了雙面組合作用連續梁的基本力學性能。聶建國等[6-7]結合山東濰坊市東繞城上跨濟青高速立交橋建設情況，采用現場加載的方式，測試連續鋼箱梁的整體受力情況，結果表明：雙組合作用可有效降低下翼緣的壓力，提高結構剛度，有利于控制連續梁的變形。國外Reiner Saul 等[8]通過對雙面組合作用梁試驗結果和三座橋梁工程應用情況對比研究，認為雙組合作用有助于提高結構剛度和控制變形，減小厚鋼板作業難度，具有一定的經濟性。

當前針對雙面組合作用梁的研究大多是靜力方面，而有關雙面組合作用梁抗震性能的分析尚顯不足。為了了解該新型組合梁的基本抗震性能，本文結合民用建筑結構特點，對鋼-混凝土雙面組合作用梁十字形節點開展低周往復試驗，分析其抗震性能，并通過改變下部混凝土板厚度和傳力方式，研究其對組合梁力學特性的影響。結合試件加工制作過程，探索適用于下部混凝土板的施工和連接方式。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗共設計了4 個十字形框架節點試件，編號分別為SCB3、SCB4、SCB5、SCB6。其中，試件SCB3 為對比試件。試驗變量包括：下部混凝土板厚度和傳力方式。結合試件加工制作，探索適用于下部混凝土板的施工方法和連接方式。

試件按照《組合結構設計規范》JGJ 138-2016進行設計計算。混凝土均采用C30，鋼梁為焊接H型鋼，截面尺寸為H250 mm×140 mm×6 mm×8 mm；為保證達到“強柱弱梁”的要求，采用鋼管混凝土柱，在梁柱節點鋼管柱內設置橫隔板。試件鋼材均采用Q345B 鋼，鋼筋為HRB400 級，按最小配筋率設計；試件SCB4、試件SCB5 下部混凝土板為現澆混凝土板，混凝土板內栓釘數量均按完全抗剪連接進行設計，栓釘型號為M13 mm×60 mm，4.6 級，自動焊，軸向間距和橫向間距均滿足規范中的最小構造要求；下部混凝土板寬度[3]與柱子同寬，保證全截面均勻受壓。其余參數如 表1 所示。試件SCB6 下部混凝土板采用預制板制作，鋼梁下翼緣預留螺栓孔洞，由4.6 級，M10 半牙型普通螺栓將下部預制混凝土板與其連接，用于承擔預制板的自重，并防止預制板受力后豎向翹起。為保證預制板傳力途徑順暢，本課題組設計了三角鋼板阻止器，如圖1 所示。

表1 試件參數Table 1 Specimen parameters

圖1 三角鋼板阻止器Fig. 1 Triangular steel plate arrester

阻止器由3 塊三角鋼和兩塊矩形鋼板焊接組成，高強度摩擦型螺栓將其與鋼梁翼緣連接，通過摩阻力抵抗下部預制混凝土板與鋼梁之間的水平剪力，并將其傳遞至鋼梁。方鋼管混凝土柱-鋼梁連接節點構造如圖2 所示。

1.2 下部混凝土板施工方式對比

試件SCB4 和試件SCB5 均采用傳統現澆法施工下部混凝土板，在完成支模板后，因剩余操作空間狹小，故采用人工將混凝土倒入，最后通過振動棒震動模板的方式間接振搗混凝土，使其填實，如圖3 所示。

試件SCB6 下部混凝土板采用預制板，并在鋼梁下翼緣預留螺栓孔洞。為減少預制混凝土板螺栓孔的制作誤差，將阻止器由高強螺栓暫時固定在底模板上，作為預制板的一個側面模板，縱向鋼筋端頭與三角鋼板阻止器內側鋼板點焊固定，從而達到下部混凝土板與阻止器整體預制，減小空隙的目的，如圖4 所示。

為保證下部混凝土板前端與柱子緊密接觸，不留空隙，在預制混凝土板前端預留30 mm 的間隙，待安裝完成后采用C60 高強度微膨脹灌漿料填充。

從上述兩個試件下部混凝土板不同施工方式對比來看，采用傳統現澆法施工時，由于下部混凝土板在鋼梁的下部，操作空間狹窄，在焊接栓釘、澆筑、養護混凝土等方面面臨一系列的困難，加工周期較長，且施工質量不易控制；而試件SCB6 采用預制法配以阻止器整體制作，混凝土板的施工質量易保證，依靠螺栓連接，操作便捷。

圖2 試件尺寸與構造圖Fig. 2 Specimen size and structure diagram

1.3 材料性能

試件的各項材性試驗數據參見文獻[5]。

1.4 試件安裝、加載及量測

在試件柱頭設置鉸支座和限位梁，限位梁的一端安裝在反力墻上，另一端通過夾頭卡緊柱頭，以避免試件產生側向位移。柱頭頂部安裝200 t千斤頂施加軸力。柱底設置固定鉸支座，并與實驗室地面通過地錨螺栓連接。試件鋼梁兩端分別由夾頭與50 t 千斤頂連接，施加面內往復荷載。加載中，試件左右千斤頂作用力大小相同，方向相反，并規定千斤頂向下推為負，向上拉為正。試驗加載裝置如圖5 所示。

圖3 下部現澆板制作Fig. 3 Manufacture of cast-in-situ boards for bottom part

圖4 下部預制板制作Fig. 4 Prefabrication of bottom prefabricated boards

圖5 安裝加載示意圖Fig. 5 Installation loading diagram

依據文獻[9]的相關規定，試驗分預加載和正式加載兩個階段。預加載階段，首先在柱頂施加0.2 N 的壓力(N 為試驗時施加的軸力1700 kN)，持荷10 min，觀察各測量儀器是否出現飄零、千斤頂讀數和梁端位移是否正常。正式加載階段，首先按照0.40 的軸壓比在柱子頂部施加軸力1700 kN。鋼管混凝土柱軸壓比計算公式：

2 試驗現象和破壞模式

2.1 試驗現象

試件SCB3 試驗現象如圖7 所示。

圖7 試件SCB3 試驗現象Fig. 7 Test phenomena of specimen SCB3

試件SCB3 右梁向下加載至第二級-10 mm時，上部混凝土板C、D 截面間出現橫向裂縫；右梁向下加載至第六級-30 mm 時，上部混凝土板C、D 截面與柱子接觸部分混凝土在往復加載下出現局部壓碎；右梁向下加載至第七級-35 mm 時，骨架曲線開始出現拐點，此時按照試件屈服后的加載制度進行加載；右梁向下加載至第八級第一圈-40 mm 時，右側鋼梁下翼緣出現屈曲。第二圈40 mm 時，左側鋼梁下翼緣也出現屈曲，右梁向下加載至第九級-45 mm 第一圈時，右側鋼梁腹板鼓曲變形，承載力出現下降趨勢；右梁向下加載至第十一級-55 mm 第一圈時，左側鋼梁腹板也出現鼓曲變形；右梁向上加載至第十二級60 mm 第一圈時，右側鋼梁下翼緣出現撕裂；右梁向上加載至第二圈-65 mm 時，左側鋼梁腹板也出現撕裂，承載力嚴重下降，停止加載。

試件SCB4、試件SCB5 的試驗現象基本相似。右梁向下加載至第二級-10 mm 時，上部混凝土板C、D 截面出現裂縫；當右梁向下加載至第七級-35 mm 時，因滯回曲線承載力開始出現拐點，此時按照試件屈服后的加載制度進行。右梁向下加載至第九級-45 mm 第三圈時，試件SCB4 右側鋼梁下翼緣出現屈曲。試件SCB5 右梁下翼緣與柱子的焊縫破壞，承載力嚴重下降，此時右梁提前停止加載，位移歸零，左梁繼續往復加載；右梁第三圈55 mm 時，試件SCB4 右側鋼梁下翼緣撕裂，腹板鼓曲變形，承載力出現明顯下降；試件SCB4 右梁向下加載至第十二級-60 mm 第一圈時，右側鋼梁腹板撕裂，并伴有聲響，承載力大幅下降，停止試驗。試件SCB5 試驗現象如圖8 所示。

圖8 試件SCB5 試驗現象Fig. 8 Test phenomena of specimen SCB5

試件SCB6 右梁向下加載至-5 mm 時，上部混凝土板C、D 截面間出現橫向彎曲裂縫；右梁向下加載至第七級-35 mm 時，因滯回曲線承載力開始出現拐點，開始按照試件屈服后的加載制度進行加載。試件SCB6 右梁向上加載至40 mm 第一圈時，左側鋼梁下翼緣開始出現屈曲。右梁向下加載至-45 mm 第一圈時，左梁下部混凝土板第一排螺栓出現一定的變形。右梁向下加載至-45 mm第三圈時，鋼梁背面下翼緣出現屈曲。右梁向上加載至50 mm 第一圈時，左側鋼梁腹板出現鼓曲變形。右梁加載至-55 mm 第二圈時，右側鋼梁下翼緣第一排螺栓孔處出現撕裂，并伴有較大聲響。第二圈時，下翼緣撕裂并伴有較大聲響，同時腹板繼續向上撕裂，承載力有明顯下降。右梁加載至65 mm 第三圈時，左、右梁已經嚴重破壞，承載力大幅下降，停止試驗。試件SCB4 與試件SCB6 試驗現象如圖9 所示。

2.2 破壞模式

組合梁破壞模式如圖10 所示。各試件上部混凝土板緊靠柱邊的混凝土均被壓碎，鋼梁下翼緣屈曲和腹板鼓曲，但雙面組合作用梁鋼梁屈曲后，下部混凝土板靠柱邊混凝土盡管也有壓碎現象，但下部混凝土板分擔鋼梁部分壓力，延緩了組合梁的破壞，承載力未明顯下降。而普通單面組合作用梁承載力在鋼梁屈曲后隨即明顯下降。

圖9 試驗現象對比(試件SCB4(左圖)，試件SCB6(右圖))Fig. 9 Comparison of experimental phenomena(specimen SCB4(Left), specimen SCB6(Right))

結合試驗現象和數據，試件SCB3 鋼梁下翼緣屈曲時，對應的梁端荷載值為100.9 kN，而試件SCB4 和試件SCB5 鋼梁下翼緣屈曲時，對應的梁端荷載值分別為180 kN 和172 kN，承載力大幅提高，出現這種差異的原因是雙面組合作用梁下部混凝土板與鋼梁結合形成組合截面，當梁端受千斤頂向下的作用力時，整個組合梁屬于變剛度組合梁，下部混凝土板和鋼梁下翼緣共同承壓，雙組合作用開始體現，因此承載力較大。

試件SCB6 下部混凝土板與鋼梁間的水平剪力未超過高強度摩擦型螺栓提供的摩阻力，阻止器始終未產生滑移；對比各不同下部混凝土板靠后部分的破壞情況，預制板僅出現少量的縫隙，而試件SCB4 下部現澆混凝土板則出現明顯的縱向劈裂裂縫。原因是下部預制混凝土板前端部分承擔的壓力通過三角鋼板阻止器傳導至鋼梁，板內剪力流基本上沿橫截面均勻分布，如圖11 所示。且預制板中間部分的螺栓僅承受預制板的自重，不參與水平抗剪，螺桿未產生變形，因此，預制板沒有出現縱向貫通裂縫；而現澆混凝土板依靠內部的栓釘將端部混凝土承擔的壓力均勻傳導至鋼梁，在此過程中，板內剪力流主要由兩排栓釘承擔，栓釘受力后產生變形，擠壓周圍的混凝土，從而引起縱向劈裂裂縫。

圖11 下部混凝土板剪力流對比Fig. 11 Shear flow comparison of bottom concrete slabs

從各試件破壞模式[10-12]流程圖可以得出，雙面組合作用梁在承載力達到極限破壞之前，鋼梁下翼緣首先屈曲，之后下部混凝土板受壓開裂、壓碎，然后腹板鼓曲變形，最終鋼梁下翼緣撕裂，整個破壞過程具有明顯的預警征兆。

3 試驗結果與分析

3.1 滯回曲線

圖12 為各試件梁端荷載與位移滯回曲線，結合滯回曲線和試件的破壞形態可知，在彈性階段，曲線基本呈線性關系，曲線斜率變化不明顯，混凝土板有少量裂縫，各滯回曲線呈現明顯的梭形，試件尚未出現明顯破壞；繼續加載，各試件滯回曲線愈加飽滿，沒有出現明顯的捏縮現象，表現出良好的耗能特性。

圖12 滯回曲線對比圖Fig. 12 Hysteretic curve comparison chart

對比試件SCB3 與試件SCB4、試件SCB5，兩種十字形框架節點滯回曲線豐滿程度相差不大，表明雙面組合作用梁下部混凝土板對組合梁耗能性能影響較小；對比試件SCB4 與試件SCB5，其滯回曲線相差無幾，原因是在設計中，兩個試件的下部混凝土板厚度僅相差20 mm，變量差異較小，對組合梁力學特性的影響不明顯；試件SCB5 右梁由于焊縫加工存在缺陷，導致提前破壞，因此其滯回環數較少，承載力較低；對比試件SCB4 與試件SCB6，其滯回曲線的走勢和飽滿程度基本保持一致，呈現明顯的梭形，無明顯捏攏現象，試件保持較穩定的滯回性能。說明下部混凝土板的傳力方式對組合梁滯回性能的影響不明顯。

3.2 骨架曲線

圖13 為各試件的骨架曲線。結合圖12 和圖13，由于兩種組合梁在千斤頂推、拉兩個方向的作用力下受力模型的不同，雙面組合作用梁滯回曲線和骨架曲線較普通單面組合作用梁更加對稱。當梁端受向上的作用力時，兩種組合梁上部混凝土板均受壓，其中雙面組合作用梁下部混凝土不起作用，此時兩種組合梁橫截面的受力模型是相同的；但當梁端受向下的作用力時，雙面組合作用梁鋼梁下翼緣與下部混凝土板開始協同受壓，同時上部混凝土板內的縱向鋼筋受拉，整根梁為變剛度組合梁，其在兩個方向上的滯回曲線雖也有差異，但明顯較小；而普通單面組合作用梁受向下的作用力時，其橫截面受壓區僅靠鋼梁下翼緣承擔，因此其在兩個方向的承載力差異較大，滯回曲線和骨架曲線不對稱，如圖13 所示。

圖13 骨架曲線對比圖Fig. 13 Skeleton curve contrast chart

對比試件SCB4 和試件SCB6，兩個試件的骨架曲線基本重合，有明顯的彈性、塑性和破壞三個階段。彈性階段二者的骨架曲線基本重合，初始剛度基本一致；彈塑性階段，鋼梁變形較大，骨架曲線雖有差異，但依然高度重合，極限承載力也相差無幾。因此，傳力方式的區別對鋼-混凝土雙面組合作用梁力學性能的影響并不大。

依據《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T101-2015)[12]對試件骨架曲線進一步處理，確定試件的屈服荷載、極限承載力、破壞荷載和位移等關鍵節點數據如表2 所示，并定義梁端分別向上和向下受力時，對應的屈服荷載與屈服位移的比值為試件的初始剛度K。為更直觀的對比試驗結果，對表2中數據做進一步處理，如圖14 所示。

表2 試驗關鍵數據Table 2 Key data test

3.3 剛度退化

3.4 延性系數

圖17 延性系數對比圖Fig. 17 Ductility coefficient contrast diagram

對比試件SCB3、試件SCB4 和試件SCB5 延性系數，當梁端分別受向上和向下的作用力時，普通單面組合作用梁在兩個方向的延性系數相差較大，而雙面組合作用梁則相差較小。這與組合梁在兩個方向的受力模型有關，如圖15 所示，雙面組合作用梁在承受相反方向作用力時，組合梁橫截面中和軸兩側差異較小，比較對稱。而普通單面組合作用梁橫截面中和軸兩側并不對稱，導致其不同受力方向上的延性系數差別較大。

對比試件SCB4 和試件SCB6 的延性系數，二者的延性系數均保持在2～3 之間，并且兩個試件的梁端在分別受向上、向下作用力時，對應的延性系數差異較小，具備良好的變形性能。由此可以看出，不同傳力方式對雙面組合作用梁延性性能的影響不明顯。

3.5 耗能能力

各試件的滯回耗能曲線對比如圖19 所示。

對比試件SCB3、試件SCB4 和試件SCB5 耗能曲線，圖中各曲線均呈上升趨勢，各試件隨循環加載次數的增加，耗能能力在逐步增強[13]；進入彈塑性階段后，等效粘滯阻尼系數增長速率并未減緩，耗能能力沒有明顯下降；對比三個試件的左右梁等效粘滯阻尼系數，試件SCB3 的耗能能力略優于試件SCB4 和試件SCB5，說明雙組合作用對試件的耗能性能略有損傷。

對比試件SCB4 和試件SCB6 耗能曲線，二者的等效粘滯阻尼系數保持在0.3～0.4 之間，并隨循環加載次數的增加而呈增長的趨勢，具有良好的耗能性能。進入彈塑性階段后，二者等效粘滯阻尼系數的增長速率沒有明顯退化，仍有良好的耗能能力。由此可以看出，不同傳力方式對雙面組合作用梁耗能性能的影響不明顯。

圖19 耗能曲線Fig. 19 Energy dissipation curve

4 結論

本文通過改變組合梁的受力方式和下部混凝土板的厚度，設計了4 個試件的擬靜力試驗，通過試驗分析得出以下結論：

(1) 雙面組合作用梁十字形框架節點在延性、剛度退化和耗能等方面優勢不明顯，但在初始剛度和極限承載力方面較普通單面組合作用梁有大幅提高，適用于荷載較大的結構。

(2) 雙面組合作用梁下部混凝土板建議采用預制法制作，但預制板的長度取值尚需進一步研究。現澆法施工時，建議采用自流平混凝土或高強度灌漿料，以方便澆筑。

(3) 雙面組合作用梁下部混凝土板建議采用集中傳力方式；三角鋼板阻止器在實際工程應用時，尚需優化，以減小用鋼量。