帶樓板雙槽鋼組合截面構件抗震性能試驗研究

冉紅東，蔡洲鵬，馮俊翔

（1.西安建筑科技大學土木工程學院，陜西西安 710055；2.結構工程與抗震教育部重點實驗室（西安建筑科技大學），陜西西安 710055）

交錯桁架鋼框架結構體系高效、實用、經濟，符合我國綠色建筑及建筑工業化發展趨勢，但應用于高烈度區時，該體系存在的問題較為明顯［1］.冉紅東等研究表明，混合式交錯桁架結構在水平地震作用下，結構破壞呈脆性，其耗能能力及延性性能均較差，為改善該結構的抗震性能，提出了延性交錯桁架鋼框架結構的概念［2-3］.

延性區段雙槽鋼組合H 型截面和雙槽鋼組合箱型截面弦桿的試驗研究和有限元分析表明雙槽鋼組合截面構件具有良好的抗震性能，可用于延性交錯桁架鋼框架中［4-5］.此外，雙槽鋼組合截面構件還可應用于延性框桁架結構中，Parra-montesinos、Jiansinlapadamrong、Pekcan 等對采用雙槽鋼組合截面弦桿的延性框桁架結構進行了抗震性能以及減震設計等研究，但均未考慮樓板的影響［6-8］.而實際工程中，延性區段弦桿與混凝土樓板通過抗剪件協同工作，在罕遇地震作用下延性段弦桿端部是否能按預期出現塑性鉸，從而實現基于性能的抗震設計目標，尚不明確.因此，對帶RC 樓板的雙槽鋼組合截面構件進行抗震性能試驗研究，具有理論意義及工程應用價值.

《建筑抗震設計規范》（GB 50011—2010）［9］規定：鋼框架梁上翼緣采用抗剪連接件與組合樓板連接時，可不驗算地震作用下的整體穩定.該規定是針對多遇地震作用下的情況，是否適用于罕遇地震作用下的構件驗算，尚不明確.《鋼結構設計標準》（GB 50017—2017）［10］規定：在塑性設計中，當工字鋼梁受拉的上翼緣有樓板或剛性鋪板與鋼梁可靠連接時，形成塑性鉸的截面應限制其長細比或采取措施防止受壓下翼緣發生側向屈曲.這些規定是否適用于延性交錯桁架鋼框架的雙槽鋼組合截面弦桿也需進一步研究.

國內外學者已針對帶樓板的構件［11］、節點［12-14］及框架［15-17］等開展了大量研究.首先，帶RC 樓板的鋼與混凝土組合連梁和鋼筋混凝土連梁的擬靜力試驗研究表明，樓板的存在提高了連梁的承載力，使滯回曲線更加飽滿；其次，帶RC 樓板的鋼框架節點和鋼管混凝土柱與鋼梁組合節點抗震性能的研究表明，樓板的存在提高了節點的剛度和承載力，同時樓板與鋼梁的組合會使得鋼梁中和軸向樓板一側移動，遠離樓板的下翼緣應變顯著增大，可能導致下翼緣過早斷裂；最后，對帶RC 樓板的框架結構的抗震性能研究表明，樓板的存在可提高結構的承載力、剛度和耗能能力.綜上所述，與無樓板構件相比，帶樓板構件具有更大的承載力、剛度和耗能能力，同時鮮有學者對帶樓板的雙槽鋼組合截面構件的抗震性能進行研究.

基于以上背景，本文對4 個帶RC 樓板的雙槽鋼組合截面試件進行了低周往復加載試驗，通過研究填板間距、有無加勁肋和腹板高厚比等因素對其抗震性能的影響，為雙槽鋼組合截面構件在延性交錯桁架鋼框架結構中的應用提供理論依據和試驗資料.

1 試驗概述

1.1 試件設計與制作

根據罕遇地震作用下延性交錯桁架延性區段端部形成塑性鉸、跨中形成反彎點的特點，取延性區段端部至跨中反彎點之間的桿件為本試驗試件.由于延性區段端部剛度較大，取為固定端，而反彎點處取為自由端，如圖1 所示.為研究填板間距、有無加勁肋和腹板高厚比對構件抗震性能的影響，共設計4個足尺帶RC 樓板的雙槽鋼組合截面試件，試件編號及設計參數見表1，試件幾何尺寸和剖面圖見圖2.

圖2 試件幾何尺寸（單位：mm）Fig.2 Dimensions and details of specimens（unit：mm）

圖1 試驗模型簡圖Fig.1 prototype of test model

槽鋼采用［25a和［25b熱軋槽鋼，材質為Q235B，長1 400 mm，兩個槽鋼通過節點板和填板拼接并對接焊于地梁上.RC樓板厚度為120 mm，寬度根據《鋼結構設計標準》（GB 50017—2017）［10］中關于鋼筋混凝土樓板有效寬度的規定計算，取1 000 mm，混凝土強度等級為C30.板內鋼筋均采用HPB300 熱軋鋼筋，混凝土保護層厚度為20 mm.根據《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2015）［18］計算出0.24%的最小配筋率，取樓板內縱向受拉配筋為Φ10@125，橫向分布鋼筋為Φ8@150.根據《鋼結構設計標準》（GB 50017—2017）［10］中關于抗剪連接件的計算和相關構造要求，確定RC 樓板與槽鋼之間布置Φ16×100栓釘作為抗剪連接件，且栓釘規格和性質符合《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》（GB/T 10433—2002）［19］的規定，從而保證樓板與槽鋼共同工作.槽鋼和鋼筋的材性試驗結果見表2 和表3，表中數據均為每組3 個拉伸試樣所得結果的平均值.

表2 鋼材材料性能Tab.2 Material properties of steel

表3 鋼筋材料性能Tab.3 Material properties of reinforcement

在試件制作過程中，首先將栓釘和縱向受拉鋼筋分別焊接到槽鋼和地梁上，分布鋼筋綁扎到縱向鋼筋上形成鋼筋網，如圖3 所示；然后，在鋼筋上粘貼應變片，用環氧樹脂膠進行密封處理，并在導線上編號；最后，支模并澆筑C30 混凝土，澆筑時預留邊長為100 mm×100 mm×100 mm 的混凝土立方體試塊和100 mm×100 mm×300 mm 的長方體試塊，與試件在同等條件下養護.實測混凝土的立方體抗壓強度為35.70 MPa，彈性模量為29 799 MPa.

圖3 試件制作Fig.3 The manufacture of specimens

1.2 加載方案

試驗在西安建筑科技大學結構與抗震實驗室完成，試驗裝置如圖4 所示.通過錨栓、壓梁和試件兩端的抗剪件將地梁固定在試驗臺上，以模擬構件的固定端約束.已有研究表明［2，20］，交錯桁架在彈塑性階段跨中空腹節間弦桿軸壓比相對較小，其最大值不超過0.2，考慮到構件最不利受力情況，故取試件軸壓比為0.2.加載時，首先由豎向液壓千斤頂施加軸壓比為0.2的常軸力；然后由MTS電液伺服作動器在距試件自由端200 mm 處施加水平荷載，水平荷載按照《建筑抗震試驗規程》（JGJ/T 101—2015）［21］規定的荷載-位移控制加載制度施加，如圖5 所示.試件屈服前按荷載控制，每級循環一周；屈服后按位移控制，每級循環三周，直至試件破壞停止加載.當荷載-位移曲線出現轉折或應變片讀數達到屈服應變時，即認為試件屈服.當出現以下任一現象時，即認為試件破壞：1）荷載下降為峰值荷載85%以下；2）試件出現過大變形；3）試件出現明顯斷裂.

圖4 試驗裝置Fig.4 Test setup

圖5 循環加載制度示意圖Fig.5 Schematic diagram of cyclic loading system

1.3 測量方案

試件自由端的水平反力通過電液伺服作動器內置的力傳感器測量.在試件加載端和地梁一端布置位移計，分別用于測量加載點位移和監測地梁與地面的滑移.根據有限元預分析結果，各試件塑性鉸位于節點板上方約100 mm 處，故在該位置布置應變片觀測槽鋼的應力及應變變化.在樓板內的縱向鋼筋和樓板表面布置應變片，分別用于測量縱向鋼筋和樓板的應力及應變變化.位移計及應變片布置見圖6、圖7.

圖6 槽鋼的應變片和位移計布置圖Fig.6 Arrangement of strain gauges and transducers for channel steel

圖7 樓板應變片布置圖Fig.7 Arrangement of strain gauges for the slab

2 試驗現象及破壞模式

為便于描述，規定以推為正向加載，拉為負向加載.同時規定遠離樓板一側翼緣為下翼緣，和樓板連接一側翼緣為上翼緣.

首先在試件自由端施加常軸力，然后在距試件自由端200 mm 處施加往復水平荷載.試件屈服前，以試件自由端力控制加載，所加力依次為50 kN、100 kN，每級循環一周.該加載階段，滯回曲線基本呈線性，槽鋼無明顯變形，混凝土樓板也無明顯裂縫出現.在位移控制加載階段，各試件的RC 樓板的試驗現象基本一致.加載初期，樓板出現了一些橫向和豎向裂紋，加載后期節點板附近的樓板表面出現斜裂縫，最終地梁附近的樓板底部被壓碎，混凝土脫落（圖8（d2））.試驗現象以及試件破壞模式見表4.圖8為各試件的局部及整體破壞形態.

表4 試件破壞模式匯總Tab.4 Failure modes of specimens

根據表4和圖8，可得出以下結論：

1）根據圖8 中試件的整體破壞形態可知，試件SJ1 和試件SJ4 由于填板間距較大，發生了較為嚴重的單肢失穩現象.由于樓板約束了上翼緣的平面外變形，試件未出現平面外失穩現象.《建筑抗震設計規范》（GB 50011—2010）［9］中關于鋼框架梁上翼緣采用抗剪連接件與組合樓板連接時可不驗算地震作用下的整體穩定的規定可用于雙槽鋼組合截面構件的塑性設計.

圖8 試件破壞形態Fig.8 The failure modes of specimens

2）在整個試驗過程中，未見栓釘和樓板之間產生滑移現象，說明根據《鋼結構設計標準》（GB 50017—2017）［10］和《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》（GB/T 10433—2002）［19］設計的栓釘，能夠滿足完全抗剪連接要求.

3）試件的破壞模式主要有單肢失穩、翼緣斷裂和局部屈曲.試件未出現畸變屈曲，故無需按照《鋼結構設計標準》（GB 50017—2017）［10］中關于塑性設計的規定，限制帶RC 樓板雙槽鋼組合截面構件的長細比或采取措施防止下翼緣的側向屈曲.

4）減小填板間距，可有效防止單肢失穩，使雙肢更好地共同工作.在試件的塑性鉸區增設加勁肋，可有效限制腹板和翼緣的局部屈曲，但局部剛度過大，會導致翼緣和腹板發生更為嚴重的斷裂破壞.減小腹板高厚比，可防止由于腹板首先出現裂縫進而導致翼緣斷裂的現象.同時，腹板厚度的增加也能更好地約束翼緣，減小翼緣和腹板的屈曲變形.

3 試驗結果及其分析

3.1 滯回曲線

各試件的彎矩-轉角滯回曲線如圖9 所示.由圖9 可知，試件SJ1、SJ2 和SJ4 的滯回曲線形狀相似，其滯回曲線均較為飽滿，只有輕微的“捏縮”現象.試件SJ3 由于槽鋼翼緣在轉角為0.033 rad 時就出現撕裂現象，隨后便發生嚴重的斷裂現象，導致其滯回環相對較小，后期承載力下降較快，滯回曲線與其他試件的有較大差異，但滯回曲線仍較為飽滿.所有試件的滯回曲線均不對稱，正向滯回性能明顯優于負向滯回性能，這是由于鋼筋混凝土樓板的存在，提高了構件的正向承載力和剛度.各試件的滯回曲線均較為飽滿，說明帶樓板雙槽鋼組合截面構件的耗能能力和延性較好.

圖9 試件滯回曲線Fig.9 Hysteretic curves of specimens

3.2 骨架曲線

圖10（a）～（c）分別所示填板間距、有無加勁肋和腹板高厚比對試件骨架曲線的影響.所有試件在屈服點、峰值點和極限點對應的彎矩和轉角以及轉角延性系數如表5 所示，其中，屈服點根據文獻［4］中采用的“通用屈服彎矩法”來確定，轉角位移延性系數為極限轉角與屈服轉角的比值.表中還給出了按《鋼結構設計標準》（GB 50017—2017）［10］中關于完全抗剪連接組合梁受彎承載力的相關規定計算得到的各試件塑性抗彎承載力及規范計算結果與試驗結果的比值.根據圖10和表5，可以得出以下結論：

1）圖10（a）給出了試件SJ1 與試件SJ2 的骨架曲線對比圖.結合表5 可知，在整個加載過程中，試件SJ1 和試件SJ2 的骨架曲線基本重合，說明減小填板間距，對構件的承載力和剛度影響較小.當試件SJ1加載至轉角為0.046 7 rad 時，由于節點板與槽鋼連接焊縫處腹板出現裂縫，導致其骨架曲線出現突降.雖然試件SJ1 和試件SJ2 的承載力和剛度相差不大，但試件SJ2 的平均轉角延性系數比試件SJ1 的提高了21.75%，表明減小填板間距可以提高構件的延性.

2）圖10（b）給出了試件SJ1 與試件SJ3 的骨架曲線對比圖.結合表5 可知，負向加載時，試件SJ3 的骨架曲線明顯高于試件SJ1，試件SJ3的屈服荷載、峰值荷載和極限荷載相比試件SJ1 的分別提高了21.04%、28.42%和28.43%，表明在塑性鉸區域設置加勁肋可以顯著提高負向承載力.正向加載初期，試件SJ1 和試件SJ3 的骨架曲線基本重合，當正向加載至0.033 3 rad 時，由于節點板與槽鋼連接焊縫上方翼緣出現撕裂，導致其承載力和剛度開始出現顯著下降.同時，翼緣和腹板的過早開裂，也導致試件SJ3的平均轉角延性系數比試件SJ1的降低了7.14%.

3）圖10（c）給出了試件SJ1 與試件SJ4 的骨架曲線對比圖.結合表5 可知，正向加載時，試件SJ4 的骨架曲線略高于試件SJ1.負向加載時，試件SJ4的骨架曲線明顯高于試件SJ1，其屈服荷載、峰值荷載和極限荷相比試件SJ1 的分別提高了18.40%、33.88%和33.88%.同時，試件SJ4 的平均轉角延性系數比試件SJ1 的提高了20.70%，表明減小構件的腹板高厚比，可顯著改善構件的抗震性能，提高其承載力和延性.

圖10 不同參數對比的試件骨架曲線Fig.10 Skeleton curves of specimens

4）由表5 可知，按規范計算所得試件截面塑性抗彎承載力與試驗結果的比值為1.45～1.88，因此，按規范中完全抗剪連接組合梁受彎承載力的相關規定計算得到的帶RC 樓板雙槽鋼組合截面構件的塑性抗彎承載力過于保守，不利于實現基于性能的抗震設計目標.同時規范公式也未考慮到在塑性鉸區增設加勁肋以及增加腹板高厚比對構件負向塑性抗彎承載力有顯著提高.

表5 骨架曲線特征點試驗結果Tab.5 The characteristic points of the skeleton curve

綜上所述，填板間距對構件的承載力影響不大，但減小填板間距，可以提高構件的延性.在塑性鉸區設置加勁肋和腹板高厚比對構件的承載力和延性影響較大.

3.3 剛度退化

采用同級位移下的平均環線剛度來表征各試件的剛度退化情況，圖11 為各試件的剛度退化曲線.由圖11 可知，由于樓板的存在，所有試件的正向加載剛度明顯高于其負向加載剛度.正向加載時，各試件的剛度退化曲線基本重合，而試件SJ3由于翼緣和腹板的開裂，導致剛度退化速率在轉角為0.033 3 rad時加快.負向加載時，試件SJ2、SJ3和SJ4的初始剛度比試件SJ1 的分別提高了17.20%、22.70% 和27.40%，且在整個加載過程中，試件SJ3 和SJ4 的剛度均大于試件SJ1的.因此，填板間距、在塑性鉸區增設加勁肋和腹板高厚比對構件的正向加載剛度基本無影響，但減小填板間距可提高構件負向加載剛度，而增設加勁肋和減小腹板高厚比可顯著提高構件負向加載剛度.

圖11 試件剛度退化曲線Fig.11 Stiffness degradation curves of specimens

3.4 耗能能力

本文通過累計耗能量來分析和對比各試件的耗能能力，各試件的累計耗能量如圖12 所示.由圖12可知，當轉角較小時，各試件的累計耗能量基本一致；隨著轉角的增大，試件SJ2 和試件SJ4 的累計耗能量相比試件SJ1 的越來越大.試件SJ3 由于槽鋼翼緣出現嚴重破壞，其累計耗能量在轉角為0.040 0 rad時開始小于試件SJ1.因為試件SJ3 在轉角為0.046 7 rad 時，已經不能繼續加載，故取此時的累計耗能量進行定量比較.在轉角為0.046 7 rad 時，試件SJ2 和試件SJ4 的累計耗能量比試件SJ1 的分別提高了8.70%和12.84%，而試件SJ3 的累計耗能量比試件SJ1的下降了23.85%.

圖12 試件累計耗能Fig.12 Accumulated energy dissipation of specimens

綜上所述，減小填板間距和腹板高厚比能夠顯著提高構件的耗能能力，而在塑性鉸區增設加勁肋，可能導致該區域的槽鋼翼緣出現嚴重的斷裂現象，使其耗能能力出現顯著下降.本次試驗中，在試件SJ3 的塑性鉸區共設置了4 對加勁肋，導致該區域的剛度過大，在相同變形的情況下，翼緣受到了更大的拉力，從而提前發生斷裂.由圖12 可知，在試件SJ3發生翼緣斷裂之前，其累計耗能量大于試件SJ1，所以合理地設置加勁肋，可提高構件的耗能能力.

3.5 塑性鉸區受力分析

選取典型試件SJ2 和試件SJ4 進行試件塑性鉸區受力分析.根據有限元預分析結果，各試件塑性鉸位于節點板上方約100 mm 處，故在該位置布置了10個應變片（圖6）.取試件在各級加載的第一循環峰值位移處的應變，分析在常軸力和往復彎曲作用下試件塑性鉸區的應變規律，其應變變化如圖13 所示，圖中橫坐標表示應變片到雙槽鋼構件截面中性軸的距離，縱坐標表示應變片讀數.由圖13 可知，在加載初期，試件處于彈性階段，各個位置處的應變值變化不大.隨著試件加載位移的增大，各個位置的應變值開始產生較大波動，整個截面逐漸進入塑性狀態，形成塑性鉸.試件SJ2 的應變片5 和應變片9 的值相對較大，試件SJ4 的應變片4 和應變片10 的值相對較大，這些應變片均分布在構件節點板上方下翼緣槽鋼轉角附近，因為該位置的應變較大，所以試件易在此處產生撕裂，從而導致試件SJ 和試件SJ3 的翼緣斷裂破壞現象出現.試件SJ2 和試件SJ4 的應變片1 的值均較大，即在構件上翼緣產生了較大的壓應變，所以導致試件SJ4 的上翼緣出現了局部屈曲.

圖13 試件塑性鉸區應變分析Fig.13 Strain analysis in the plastic zone

4 抗震設計建議

根據4 個帶RC 樓板雙槽鋼組合截面構件的低周往復加載試驗和分析，提出以下抗震設計建議以供參考：

1）為使構件雙肢更好地共同工作，防止單肢失穩，建議構件的填板間距取為20i.

2）為提高構件的承載力和耗能能力，可在構件塑性鉸區合理增設加勁肋或選用腹板高厚比較小的槽鋼.

3）帶RC 樓板雙槽鋼組合截面構件的破壞模式主要有單肢失穩、翼緣斷裂和局部屈曲.試件未出現畸變屈曲，故無需按照《鋼結構設計標準》（GB 50017—2017）［10］中關于塑性設計的規定，限制帶RC 樓板雙槽鋼組合截面構件的長細比或采取措施防止下翼緣的側向屈曲.

4）《建筑抗震設計規范》（GB 50011—2010）［9］中關于鋼框架梁上翼緣采用抗剪連接件與組合樓板連接時可不驗算地震作用下的整體穩定的規定可用于雙槽鋼組合截面構件的塑性設計.

5）根據《鋼結構設計標準》（GB 50017—2017）［10］和《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》（GB/T 10433—2002）［19］設計的栓釘，可保證樓板與槽鋼共同工作，滿足完全抗剪連接要求.

5 結論

本文對4 個帶RC 樓板試件進行了常軸力和往復彎曲共同作用下的擬靜力試驗，研究了填板間距、有無加勁肋和腹板高厚比等參數對試件抗震性能的影響，通過分析，得到以下結論：

1）所有試件的滯回曲線均較為飽滿，只有輕微的“捏縮”現象，表明其具有良好的耗能能力和延性.

2）填板間距對構件的承載力和剛度影響較小，但試件SJ2 的平均轉角延性系數和累計耗能量比試件SJ1的分別提高了21.75%和8.70%，說明減小填板間距可以提高構件的延性和耗能能力.

3）在構件塑性鉸區域設置加勁肋可提高構件負向加載時的承載力和剛度，但由于翼緣和腹板過早產生裂縫，試件正向加載性能及耗能能力有所下降，說明合理的加勁肋設置可以有效改善構件的抗震性能.

4）腹板高厚比對構件的抗震性能影響較大，試件SJ4 的峰值荷載、延性系數、初始剛度和累計耗能量相比試件SJ1 的分別提高了33.88%、20.70%、27.40%和12.84%，說明減小腹板高厚比，可顯著改善構件的抗震性能.