可循環使用全裝配鋼-混凝土組合梁抗彎性能試驗研究

侯和濤，魯玉曦，臧增運，高夢起，熊方明

(1.山東大學 土建與水利工程學院，濟南 250061；2.鄭州城建集團投資有限公司，鄭州 450001；3.青島鑫光正鋼結構股份有限公司，山東 青島 266700)

鋼-混凝土組合梁是現代鋼框架建筑樓面結構體系中常用的結構形式，由混凝土板、鋼梁和剪力連接件組成。通過在鋼梁和混凝土樓板之間設置剪力連接件，抵抗兩者在交界面處的豎向掀起及相對滑移，使二者共同工作。與無組合作用的梁相比，其利用了混凝土的高抗壓強度和鋼的高抗拉強度，顯著提高了梁的抗彎承載力。

作為鋼-混凝土組合梁的關鍵部位，剪力連接件的力學性能直接影響到整個組合梁的承載能力[1-2]。根據剪力連接件的不同進行分類，可分為采用剛性剪力連接件和采用柔性剪力連接件的鋼-混凝土組合梁。柔性剪力連接件的剛度較小，作用面上的剪力會使連接件變形，當混凝土板與鋼梁產生一定滑移時，其抗剪強度不會降低，建筑領域組合梁中使用的剪力連接件多為柔性剪力連接件[3-4]。常用的柔性剪力連接件有栓釘、C形鋼和PBL剪力連接件等。自20世紀50年代開始，栓釘作為剪力連接件的鋼-混凝土組合梁得到了廣泛的研究和推廣[5-8]。與栓釘相比，C形剪力連接件具有更高的承載力，可以更加輕松地焊接在鋼梁上，因此，C形剪力連接件逐漸成為替代栓釘的一種選擇，并且得到了眾多學者的關注[9-13]。近年來，PBL剪力連接件由于其力學性能優良、施工方便、使用壽命長等特點，在鋼-混凝土組合梁中得到了廣泛的應用和研究[14-16]。

根據剪力連接程度的不同，可將鋼-混凝土組合梁分為完全剪力連接組合梁和部分剪力連接組合梁。部分組合作用組合梁是指剪力連接件所能承擔的剪力小于極限彎矩作用下在鋼梁和混凝土樓板交界面處產生的縱向剪力[17-18]。在鋼-混凝土組合梁的承載力和變形許可的情況下,采用部分剪力連接可以減少連接件用量、降低造價并方便施工。Nie等[19]對有異形板的部分剪力連接鋼-混凝土組合梁進行了試驗研究，結果表明，在連續組合梁的正彎矩和負彎矩區段均可采用部分剪力連接。

傳統的鋼-混凝土組合梁通常是將剪力連接件焊接在鋼梁上，然后澆筑在混凝土中，這使得鋼-混凝土組合梁的拆除和其中某些構件的重復利用難以實現。為了實現全裝配施工，減少現場濕作業，加快施工速度，近年來出現了許多新的裝配式鋼-混凝土組合梁形式。Kwon等[20-21]介紹了3種后裝螺栓的剪力連接件形式，對單個剪力連接件進行了疲勞加載試驗和足尺組合梁的抗彎試驗，以及得克薩斯州翁多鎮附近的真實橋梁的加固試驗。Wang等[22]進行了裝配整體式鋼-混凝土組合梁的試驗研究，發現使用栓釘組和鋼塊作為剪力連接件時裝配整體式鋼-混凝土組合梁的彈性剛度分別提高了50%和174%。Ataei等[23]提出了一種使用可拆卸抗剪螺栓作為剪力連接件和聚合物混凝土代替普通硅酸鹽水泥的鋼-混凝土組合梁并進行了試驗研究，證實了此種組合梁在使用壽命結束時可以實現快速拆卸，部分構件可以重復使用。

針對目前組合梁領域無法實現的全裝配與可循環使用的問題，筆者提出了一種可循環使用的全裝配鋼-混凝土組合梁結構，主要由預制混凝土樓板、TJ型剪力連接件[24-25](以下簡稱緊固件)、碗狀連接件[26]和鋼梁組成，如圖1所示。焊有栓釘的鋼導槽預埋在預制樓板內給緊固件提供卡位，先將預制樓板吊裝到鋼框架梁預定位置處，再將緊固件放置到鋼導槽內并擰緊螺桿便可完成安裝。通過擰緊緊固件上的螺桿來提供預緊力，限制預制樓板與鋼梁的豎向掀起，通過預制樓板與鋼梁上翼緣的摩擦力來抵抗鋼梁與預制樓板的相對滑移，以實現部分組合作用。碗狀連接件因其形狀類似“碗”而命名，用作多塊預制混凝土板的連接件。為研究此鋼-混凝土組合梁的力學性能，設計了6組足尺組合梁試件，包括1組采用栓釘抗剪的現澆鋼-混凝土組合梁和5組新型全裝配鋼-混凝土組合梁，對其進行四點彎曲試驗。

圖1 新型全裝配鋼-混凝土組合梁示意圖Fig.1 Diagram of new prefabricated steel-concrete

1 試件概況

1.1 試件設計

所有試件的設計跨度均為4 800 mm，鋼梁的高度取200 mm，選用Q235B級熱軋H型鋼HN200 mm×100 mm×5.5 mm×8 mm。為保證安全，鋼梁長度取5 000 mm，在支座兩端各長出100 mm。同時，為防止鋼梁在支座處因剪力過大發生局部屈曲，在支座處鋼梁腹板焊接加勁板，鋼材等級為Q235B，板厚5 mm。鋼-混凝土組合梁試件共6組，分為A、B兩類試件，A類試件為現澆鋼-混凝土組合梁，采用栓釘連接，B類為新型全裝配鋼-混凝土組合梁，主要變化參數為預制樓板的數量和純彎段的長度，以此作為依據對試件進行編號，如表1所示。所有組合梁試件的樓板寬度和厚度一致，分別為900、120 mm，混凝土等級C30。分別在預制樓板的頂部和底部布置鋼筋網，縱向和橫向間距均為150 mm，保護層厚度為15 mm，采用HRB400級鋼筋，直徑10 mm。

表1 試件參數及編號Table 1 Specimen parameters and numbers

A組試件采用栓釘作為剪力連接件，澆筑前在鋼梁上翼緣中線處焊接單排栓釘，栓釘尺寸φ13×60，縱向間距500 mm，在構件加工廠內一次性澆筑完成。B組試件的預制樓板內預埋放置緊固件的鋼導槽，邊距100 mm，跨中處間距600 mm，其余位置間距400 mm，半跨梁內鋼導槽分布如圖2所示。鋼導槽由截面100 mm×50 mm、厚度5 mm的矩形鋼管切割而成，兩端焊封板，防止澆筑時混凝土進入槽內，同時可以增加鋼導槽的剛度，不易在豎向掀起時變形，穿過鋼導槽的縱向和橫向鋼筋分別焊接在鋼導槽的側面和封板上，頂面焊接3個栓釘，栓釘尺寸φ16×100，間距100 mm，如圖3所示。

圖2 試件尺寸詳圖及鋼筋和鋼導槽分布圖 (單位：mm)Fig.2 Detailed geometries and rebar and channels distributions of specimens (unit:mm)

圖3 鋼導槽

B組試件的預制樓板由多塊組成，預制樓板間采用碗狀連接件連接，如圖4所示。在澆筑時，預制樓板連接處預留放置碗狀連接件的缺口，并預埋內絲套筒。此碗狀連接件由150×150的方鋼管切割而成，在其兩側開方向垂直的長圓孔，并在底部焊接封板。連接時只需將碗狀連接件放入到預制樓板的預留缺口內，將開孔對準樓板內預埋的內絲套筒并擰緊螺絲即可。

圖4 碗狀連接件

B組試件預制樓板與鋼梁通過緊固件來連接，為實現緊固件與鋼梁表面的緊密貼合，將高強螺桿設計為萬向鉸形式，對高強螺桿端部做切削處理，如圖5所示。螺桿強度取12.9級M12高強螺桿，螺桿長度60 mm，萬向鉸材質為45號鋼，緊固件采用Q345B級鋼材。

1.2 材料性能

通過材性試驗確定混凝土、鋼梁、緊固件和鋼筋的材料性能，如表2所示。所有鋼材的材性試件均按照《金屬材料 室內拉伸試驗方法》(GB/T 228.1—2002)[27]的規定制作和測試，由拉伸試驗測得H型鋼腹板和翼緣、緊固件和鋼筋的屈服強度fy、抗拉強度fu、彈性模量Es等材性數據，如表3所示。混凝土的實際抗壓強度由150 mm×150 mm×150 mm的立方體標準試塊測得，試驗測得的立方體抗壓強度實測值fcu為34.3 MPa。根據《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)[28]，由立方體抗壓強度實測值推算得到混凝土軸心抗壓強度f、軸心抗拉強度ft和彈性模量Ec，如表3所示。栓釘的材料性能沒有通過試驗測量，根據供應商提供的質量證明書，其抗拉強度為400 MPa。

表2 鋼材的實測性能Table 2 Measured properties of the steel

表3 混凝土的實測性能Table 3 Measured properties of the concrete

2 試驗方案

2.1 加載方式

對6組試件進行四點彎曲試驗，采用液壓伺服作動器進行單調靜力加載，兩端支座均為滾動鉸支座，加載裝置如圖6所示。安裝及加載步驟：1)試件的拼裝；2)用扭矩扳手將鋼梁兩側24個緊固件的螺桿施加24.6 N·m的扭矩(使緊固件內外側應變均處于彈性范圍內)，同時采集緊固件弓背處內外側應變數據；3)以跨中撓度控制加載，作動器以0.02 mm/s的速率下壓，以2 mm跨中撓度為1級，每級持荷5 min，單調加載至跨中撓度達到100 mm時停止加載。

2.2 測點布置

測試內容主要有：組合梁沿跨長的撓度；預制板和鋼梁的相對滑移；組合梁跨中處不同截面高度的應變。

圖6 加載裝置

應變片沿跨長的分布如圖7(a)所示。同時，應變片在跨中截面處的分布如圖7(b)所示，C1～C3、C6、C7用來測量混凝土板上下表面不同位置處的應變，C4、C5用來測量混凝土板不同高度處的應變。S1～S5用來測量鋼梁不同截面高度處的應變。布置5個量程為100 mm的位移計來測量試件的撓度，分別位于組合梁的1/4處、加載點處和跨中處，編號為T1～T5。布置3個位移計來測量混凝土板與鋼梁的相對滑移，分別位于組合梁的梁端和加載點處，編號為T6～T8。

圖7 應變片及位移計布置Fig.7 Arrangement of strain gauge and displacement

3 試驗結果

3.1 破壞現象

A組試件在跨中撓度達到96 mm時，混凝土板下表面及側面出現寬度達1 mm的裂縫，上表面混凝土并未出現壓碎，跨中處鋼梁全截面屈服。B組試件的破壞形態基本一致，典型的破壞形態為：加載過程中，預制板接縫處上表面混凝土出現壓碎，內絲套筒處預制板側面及底面出現寬度1 mm的裂縫，如圖8所示。以試件B-2-400為例：當跨中撓度達到10 mm時，加載點處混凝土底面出現第一條裂縫；跨中撓度達到16 mm時，加載時緊固件發出清脆響聲，試件產生明顯相對滑移，并在后續加載過程中周期性地發出響聲；跨中撓度達到26 mm時，內絲套筒處混凝土底面產生明顯裂縫；跨中撓度達到44 mm后，鋼梁下翼緣屈服；當跨中撓度達到50 mm后，承載力基本不再上升，而相對滑移隨著撓度的不斷增加而增加。增加預制板數量后，破壞現象類似，仍然發生在跨中拼接處，遠離跨中的預制板拼接處破壞現象并不明顯。純彎段長度的改變對試件的破壞現象無明顯影響。加載過程中B組試件的鋼導槽與預制板無明顯相對滑移，也沒有發生變形。加載結束后，緊固件均未出現變形，拆卸方便。

圖8 試件混凝土破壞圖Fig.8 The failure modes of

3.2 彎矩-撓度曲線

通過作動器的荷載數據計算得到各組試件純彎段彎矩(即跨中彎矩)，并根據跨中位移計得到跨中撓度，作出各試件的彎矩-撓度曲線，如圖9所示。由圖9(a)可知，盡管各組試件擁有不同的設計參數，但其彎矩-撓度曲線趨勢基本一致。在初始階段，彎矩-撓度曲線基本保持線性，因此，所有試件的剛度值保持不變?？缰袚隙冗_到大約16 mm后，各組試件因為相對滑移開始增加，剛度開始下降。此處B組試件的下降是由于達到抗剪承載力之后，緊固件開始滑動，預制混凝土板和鋼梁之間的抗剪強度僅由混凝土和鋼梁交界面的摩擦提供。隨著撓度的繼續增加，預制混凝土板和鋼梁開始進入塑性階段，荷載-撓度曲線趨于平緩。不同的是，跨中撓度達到大約40 mm后，隨著撓度的增加，B組試件的荷載基本不再增長，而A組試件的荷載以不斷減小的速率繼續增長。A組試件跨中撓度達到96 mm后，因為界面相對滑移太大，組合作用減弱，荷載開始下降，而B組試件荷載并沒有下降，延性更好。由圖9(a)可知，現澆試件A-1-400的初始剛度和極限彎矩均大于B組試件，具有較明顯的優勢。

圖9 試件彎矩-撓度曲線Fig.9 Load-deflection curve of each

由圖9(b)可知，純彎段對于全預制組合梁的極限抗彎承載力無影響，3組試件的極限抗彎承載力均在85～90 kN·m，且相差不超過6%，說明加載點的位置對全預制組合梁的抗彎承載力無顯著影響。在撓度為0～16 mm時，3組試件的剛度變化趨于一致，說明純彎段對全預制組合梁的抗彎剛度無明顯影響。

在圖9(c)中，預制板的數量對于全預制組合梁的極限抗彎承載力無影響，3組試件的極限抗彎承載力均在90 kN·m左右，且相差不超過3%。但預制板的數量對組合梁彈性階段的抗彎剛度有影響，使用預制板的數量越多，梁的剛度越小。

對具有不同參數試件的彎矩-撓度曲線進行比較，討論不同參數對試件抗彎剛度和極限承載力的影響，包括預制板的數量和純彎段的長度。如圖9(b)所示，雖然3組試件的純彎段長度不同，但其彎矩-撓度曲線趨勢相同，具有相近的初始剛度和極限彎矩。如圖9(c)所示，隨著預制板數量的增加，試件的初始剛度變小，并且試件B-4-900的初始剛度具有明顯的降低。說明預制板數量越多，組合梁的整體性越差，但對于其極限彎矩的影響并不明顯。

3.3 撓度沿跨長分布

將沿組合梁跨長布置的位移計所采集得到的撓度數據制成曲線，如圖10所示，橫坐標為位移計到跨中的距離，縱坐標為豎向位移。P為極限荷載，圖中各條曲線為在不同荷載下組合梁的撓度分布。可以看出，在達到0.6倍極限荷載前，組合梁的撓度增長較慢，達到0.6倍極限荷載之后，撓度增長變快，達到極限荷載之后，在兩側近似線性分布，最大撓度出現在跨中。從圖10可以看出，在加載過程中，全預制組合梁的撓度隨著預制板的數量增加而增大，而純彎段的長度對于全預制組合梁影響不大。圖10(d)所示極限彎矩下的撓度小于其對照組圖10(c)、(e)，因為在選取試驗數據時，是選取試件彎矩最大值點時的撓度分布，而試件B-3-900的彎矩最大值是在撓度為68 mm時取得，在超過這一撓度后，隨著撓度的增加，極限彎矩在一定范圍內波動。

3.4 跨中截面應變

在荷載作用下，B組試件預制板的拉力主要通過碗狀連接件及內絲套筒傳遞，因而拉應變主要集中在內絲套筒附近，預制板側面及底面應變片測得的拉應變數據較小，6組試件的跨中截面應變分布如圖11所示，縱坐標為截面高度，橫坐標為應變，P為極限荷載，圖中4條曲線分別代表荷載達到0.2P、0.4P、0.6P和0.8P時試件跨中截面的應變分布。

從圖11(a)中可以看出，試件A-1-400在加載初期鋼梁全截面受拉，截面應變分布近似線性，在荷載達到0.8P后，鋼梁上翼緣開始受壓，此時鋼梁和混凝土擁有各自的中和軸。對于B組試件，在荷載分別達到0.6P和0.4P后，B-4-900和B-3-900鋼梁上翼緣開始受壓。因為接縫處在跨中，B-2-400、B-2-900和B-2-1700跨中處初始剛度較小，在荷載達到0.2P后，鋼梁上翼緣開始受壓，均早于A組試件。與設計試件時的預期一致，6組試件均表現為部分組合作用，鋼梁上表面與混凝土翼緣下表面間的相對滑移較大，在達到極限狀態時會出現兩個分別位于混凝土翼緣和鋼梁截面的中和軸，不再符合平截面假定，但鋼梁截面與混凝土截面在各自的中和軸上基本符合平截面假定。

圖10 組合梁撓度分布Fig.10 Deflection distribution of composite

圖11 跨中截面應變分布Fig.11 Strain distributions along the beam depth at

3.5 相對滑移

與完全剪力連接組合梁相比，部分剪力連接組合梁具有更大的界面相對滑移。根據沿梁跨布置的3個位移計測得的相對滑移數據，作出相對滑移沿梁跨的分布圖，如圖12所示，s為相對滑移，x為位移計到跨中的距離，P為極限荷載，圖中5條折線分別為荷載在0.2P、0.4P、0.6P、0.8P和P時測得的相對滑移數據。

由圖12可知，在荷載達到0.8P之前，各組試件的相對滑移值均較小且沿梁跨分布比較均勻，荷載達到0.8P后，相對滑移增長加快，最大相對滑移發生在梁端。雖然在設計時6組試件具有相同的剪力連接程度，B組試件的最大相對滑移是A組試件的1.3～2.0倍，A組試件表現出比B組試件更好的組合作用。

圖12 相對滑移分布Fig.12 Distributions of interface relative

4 結論

1)6組試件的荷載-撓度曲線走勢基本一致，每組試件的荷載-撓度曲線可劃分為3段。與使用栓釘作為剪力連接件的傳統鋼混-凝土組合梁相比，使用緊固件作為剪力連接件的B組試件延性更好，但初始剛度更低，且預制板數量越多，初始剛度越低。

2)可循環使用全裝配鋼-混凝土組合梁在四點彎曲時，改變純彎段的長度對其初始剛度和極限受彎承載力沒有明顯影響。

3)6組試件均表現出部分組合作用，在跨中截面處，混凝土板和鋼梁具有各自的中和軸，跨中截面不符合平截面假定。試件的最大滑移均發生在梁端，且在達到0.8倍的極限荷載之前，各組試件的滑移較小且沿梁跨分布比較均勻，達到0.8倍極限荷載之后，滑移增長變快。

4)試件達到極限狀態后，在跨中兩側，撓度近似線性分布，最大撓度發生在跨中。碗狀連接件處存在應力集中現象，導致裂縫較多，同時，彎曲后樓板會產生上窄下寬的縫隙，后期應繼續改進。

相較于現澆組合梁，可循環使用全裝配鋼-混凝土組合梁在抗彎性能上存在一定差距，但其優勢在于全裝配、快速拆卸和部分循環使用，在承受荷載較小的情況下，甚至可以實現全部重復使用，因此，更加適用于臨時性建筑，如現場臨時辦公室和宿舍等。針對此類建筑的整體結構體系還需進一步研發，使其能夠得到更好的推廣和應用。