火災后正六邊形孔蜂窩組合梁受力性能研究

呂俊利 ，齊雪婷高青松李汝凱祝健

(1.山東建筑大學土木工程學院，山東 濟南 250101；2.山東建筑大學建筑結構加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室，山東 濟南 250101；3.山東建筑大學資產處，山東 濟南 250101)

0 引言

蜂窩組合梁是在傳統組合梁的基礎上發展起來的一種新型的組合結構，由蜂窩鋼梁、混凝土板及抗剪連接件(栓釘、槽鋼)構成，能夠充分發揮混凝土樓板和蜂窩鋼梁的優勢，具有良好的整體性能[1]。由于蜂窩組合梁獨特的孔洞設計，不僅能夠節省鋼材和降低層高，而且方便布置管線，具有良好的經濟效益和社會效益。

學者們研究了常溫下蜂窩組合梁的力學性能，分析了其受力特征和破壞模式，并提出了相應的設計方法[2－4]。 Clawson 等[5]通過腹板矩形開孔組合梁試驗，得出蜂窩結構的彎矩與剪力之比對結構的破壞方式有較大的影響，以及孔洞對蜂窩組合梁的抗彎剪承載力有削弱作用的結論；賈連光等[6]通過蜂窩梁和蜂窩組合梁靜載試驗，發現設置混凝土板可提高組合梁的承載能力；薛桂玉等[7]提出承受靜力荷載的蜂窩組合梁，可通過采用鋼梁的凈截面積代替全截面積的方法按照塑性理論進行強度計算；蘇益聲等[8]通過蜂窩組合梁的靜載試驗，得出了蜂窩組合梁的承載能力及抗彎剛度較擴張前的實腹式組合梁有顯著提高的結論。 在此基礎上，學者們還研究了蜂窩組合梁在火災下的抗火性能[9－15]。 魏鵬宇[14]開展了有、無防火保護的實腹式組合梁、圓孔蜂窩組合梁以及六邊形孔蜂窩組合梁的恒載升溫試驗，探求了有、無防火保護蜂窩組合梁的溫度分布規律以及破壞形式；戴樂[15]通過有限元軟件ABAQUS對蜂窩組合梁進行參數化分析，表明荷載比及梁長是影響蜂窩組合梁在火災下跨中撓度發展和極限變形的主要影響因素。

現階段對蜂窩組合梁的研究多集中于抗彎剪承載力、穩定性及抗火性能等方面。 對蜂窩組合梁火災后的受力性能研究不足，缺乏相應的設計規范，一定程度的阻礙了其發展。 近年來，建筑火災時有發生，火災后蜂窩組合梁構件的承載能力和抗彎剛度都有所降低[16]。 為評估火災后蜂窩組合梁的承載性能，給火災后該類建筑結構加固修復提供依據，需要研究火災后蜂窩組合梁的剩余承載力。 但目前對火災后蜂窩組合梁受力性能的研究還未見報道，沒有現行的公式專門計算評價火災后蜂窩組合梁承載力。 基于此，文章通過對火災后正六邊形孔蜂窩組合梁的靜力加載試驗，分析不同開孔率的正六邊形孔蜂窩組合梁的破壞形態和承載性能。

1 試驗概況

1.1 試件設計

設計并制作2 根梁端簡支的正六邊形孔蜂窩組合梁，編號分別為L1、L2，其中L1 的開孔率(開孔高度與鋼梁截面高度比值的百分數)為60%、孔高為210 mm；L2 的開孔率為70%、孔高為245 mm。 各試件具體參數見表1。 正六邊形孔蜂窩組合梁混凝土板長為4 800 mm、寬為1 500 mm、板厚為100 mm。蜂窩鋼梁采用HN350 mm×200 mm×8 mm×12 mm的Q345 熱軋工字鋼，鋼梁長度與蜂窩組合梁樓板長度一致。 蜂窩組合梁內栓釘直徑為16 mm、焊后高度為65 mm、橫向間距為100 mm、端部兩個栓釘縱向間距為150 mm，其余栓釘縱向間距為200 mm，且雙排對稱布置。 混凝土板采用C30 混凝土澆筑，板內部雙層配筋，鋼筋間距為200 mm、鋼筋直徑為8 mm，材質為HRB400，保護層厚度為15 mm。 在靜載試驗前，先根據準升溫曲線[17]，進行試件的恒載升溫試驗。 各試件尺寸如圖1、2 所示。

表1 試件編號及蜂窩組合梁參數表

圖1 正六邊形孔蜂窩組合梁剖面圖(單位:mm)

圖2 組合梁剖面圖(單位:mm)

1.2 材料性能

在澆筑混凝土板的同時，預留邊長為150 mm的標準立方體試塊，并與試件在同條件下進行養護?；馂脑囼灂r，測得現澆混凝土的立方體抗壓強度fcu，k和含水率W。 通過鋼筋和熱軋型鋼切取試樣的拉拔試驗，測得鋼筋和鋼材的屈服強度fy、極限強度fu和斷后伸長率A。 材料性能見表2。

表2 材料性能表

1.3 火災試驗方案

試驗模擬梁端簡支的支承方式，試件采取底面受火方式，組合梁板面設計均布荷載為3.5 kN/m2，荷載通過布置在試驗梁混凝土板表面的鑄鐵加載塊實現，加載塊布置方式如圖3 所示。 火災爐通過計算機系統控制運行，模擬標準升溫曲線[17]升溫，升溫持續時間60 min 后熄火停止試驗，試件自然冷卻至室溫后卸載試件。 爐溫曲線如圖4 所示。

圖3 加載塊布置圖

圖4 爐溫曲線圖

試件經過圖4 所示的升溫并自然冷確至常溫后，兩試件破壞形態相似。 正六邊形孔蜂窩組合梁整體以豎向撓曲變形為主，鋼梁與混凝土板變形一致，表現出良好的整體性能，如圖5(a)所示；組合梁梁端處出現輕微的端板分離現象，如圖5(b)所示；組合梁混凝土板頂中間出現縱向裂縫以及一些細小裂縫，梁端斜裂縫至支座處呈現“八”字形，如圖5(c)所示。

圖5 火災后正六邊形孔蜂窩組合梁的破壞形態圖

1.4 靜力加載裝置及加載制度

火災后蜂窩組合梁靜載試驗在山東建筑大學結構實驗室進行的，加載設備為一臺安裝在試件中點正上方的200 t 級的液壓千斤頂。 加載時:(1) 由千斤頂向分配梁施加集中力；(2) 由兩根沿混凝土板寬度方向排列在距離末端1 900 mm 的墊梁將力傳遞至混凝土板的上部；(3) 對試件進行單調加載。試驗模擬梁端簡支的邊界條件，梁端外伸150 mm。采用先荷載后位移控制的加載制度，在達到峰值荷載前，按照每級10 kN 的載荷控制，試驗中每級荷載持荷3 min 后采集數據，以保證試驗數據的穩定性[18]，在接近預估峰值荷載后改為由位移控制的連續加載，記錄試件試驗現象，繪制出混凝土裂縫的發展軌跡，直至試件破壞。 試驗加載裝置如圖6 所示。

圖6 試驗加載裝置圖

1.5 測點布置

1.5.1 應變的測量

為了便于描述，將試件各孔洞編號為1～8，各孔角按順時針編號為a～f，如圖7(a)所示。

圖7 混凝土板試件應變片布置圖(單位:mm)

純彎段，選擇跨中截面(A－A)及孔4 角點a－c豎直連線方向截面(B－B)作為蜂窩組合梁的測試截面，測試內容為蜂窩組合梁截面豎向的應變情況；彎剪段，測試內容為孔間墩板和孔洞周圍位置的應力情況，通過在孔3 各角點及各孔間墩板位置處布置應變花進行測量，如圖7(a)～(e)所示。

1.5.2 位移的測量

測量內容為兩正六邊形孔蜂窩組合梁加載點處撓度、跨中撓度、支座位置處混凝土翼板與鋼梁接觸面間的掀起位移以及混凝土翼板與鋼梁接觸面間的相對滑移，共布置5 個豎向位移計和3 個水平位移計，如圖8 所示。

圖8 位移計布置圖(單位:mm)

2 試驗現象及結果分析

2.1 試驗現象

對于試件L1，在加載初期，混凝土板火災試驗下產生的原始裂縫變寬；加載至210 kN 時，混凝土板底出現新的橫向細小裂縫并向板兩端延伸，混凝土板底橫向裂縫隨荷載的持續增加而增加，主要分布在兩墊梁之間；加載至280 kN 時，兩墊梁間混凝土板底裂縫貫穿半個板面并延伸至板側(如圖9(a)所示)；加載至310 kN 時，混凝土板頂火災試驗下產生的跨中縱向裂縫漸寬，逐漸發展為貫通的縱向裂縫；加載至320 kN 時，蜂窩鋼梁正六邊形孔的4 個平角處，漆層呈放射狀脫落；加載至340 kN 時，混凝土板持續發出響聲，板底混凝土持續脫落；370 kN達到極限承載力，荷載開始下降；此后進入位移控制的連續加載階段，隨著撓度的增加，承載力持續下降，加載點處混凝土被壓碎(如圖9(b)所示)；隨后，荷載由鋼梁繼續承擔，隨撓度的持續增大，試件承載力急劇下降，停止試驗。 蜂窩組合梁跨中豎向撓曲變形在火災試驗基礎上進一步增大；蜂窩鋼梁孔3 壓縮變形(如圖9(c)所示)；孔3 和4 間腹板輕微屈曲；孔3 位置處鋼梁下翼緣漆層呈交叉型脫落(如圖9(d)所示)。

圖9 試件L1 各位置破壞情況圖

對于試件L2，在加載初期，混凝土板火災試驗下產生的原始裂縫變寬；加載至150 kN 時，混凝土板出現新的細小裂縫；加載至230 kN 時，鋼梁漆層出現脫落現象，混凝土板底出現多條橫向裂縫，主要分布在兩墊梁之間且裂縫沿混凝土板側逐漸向上延伸；加載至270 kN 時，火災試驗下產生的混凝土板頂縱向裂縫逐步發展為貫穿的縱向裂縫；加載至310 kN 時，荷載無法增加，組合梁承載力達到極限；此時，跨中混凝土被壓碎(如圖10(a)所示)；板底混凝土出現層狀剝離現象(如圖10(b)所示)；極限荷載后混凝土板基本退出工作，荷載大部分由鋼梁承擔，隨著撓度的增大，腹板向外鼓曲發展迅速，承載力急劇降低，試驗結束。 蜂窩鋼梁漆層脫落且孔3壓縮變形嚴重(如圖10(c)所示)；蜂窩鋼梁孔3的e、f 孔角附近發生鼓曲，蜂窩梁孔3 和4 間腹板鼓曲較為嚴重(如圖10(d)所示)；梁端蜂窩鋼梁與混凝土板分離現象較火災試驗未見明顯增大。

圖10 試件L2 各位置破壞情況圖

2.2 破壞特性

L1、L2 加載位置處板頂混凝土被壓碎，兩蜂窩鋼梁破壞嚴重位置均出現在靠近固定鉸支座一側的孔3 附近，鋼梁腹板出現局部屈曲。

在荷載作用下，L1、L2 均發生彎曲破壞，破壞形態相似。 不同之處在于L1 加載位置處鋼梁輕微屈曲，而L2 加載位置處鋼梁孔間腹板鼓曲現象嚴重，這是由于開孔率的增大，腹板被削弱的程度增加，腹板承載力及剛度降低，孔間腹板更易發生屈曲現象。

2.3 性能分析

2.3.1 承載能力分析

各試驗梁的主要試驗結果見表3，其中開裂荷載為靜載試驗下混凝土板出現新裂縫時的荷載實測值、屈服荷載為鋼梁下翼緣達到屈服時的荷載實測值、屈服位移為對應于屈服荷載的跨中撓度實測值。由表3 可知:(1) 火災后，正六邊形孔蜂窩組合梁開孔率越大，延性越差；相較于開孔率為70%的蜂窩組合梁，開孔率為60%的蜂窩組合梁的延性提高了35%。 (2) 火災后，正六邊形孔蜂窩組合梁開孔率越大，其相應的開裂荷載、屈服荷載、極限荷載值越??；相較于開孔率為70%的蜂窩組合梁，開孔率為60%的蜂窩組合梁的開裂荷載、屈服荷載及極限荷載值分別降低了40%、23%和20%。

表3 梁試件試驗結果特征值表

2.3.2 撓曲變形分析

正六邊形孔蜂窩組合梁的跨中荷載－撓度曲線如圖11 所示。 試件具有良好的受力性能，蜂窩鋼梁與混凝土板能較好地協同工作，試件從加載至破壞經歷以下3 個階段:

圖11 正六邊形孔蜂窩組合梁的跨中荷載－撓度曲線圖

(1) 彈性階段 加載初期，荷載較小，正六邊形孔蜂窩組合梁跨中豎向撓曲變形較小，兩試件曲線基本吻合；此階段混凝土板表面不斷有微小裂縫產生，蜂窩組合梁保持較好的工作性能。

(2) 彈塑性階段 混凝土板裂縫隨荷載的增加持續發展，而試件的撓度隨荷載增加呈現非線性特征，此階段撓曲變形發展迅速。

(3) 下降階段 試件荷載達到極限荷載時，混凝土板受壓區混凝土被壓碎，混凝土退出工作，荷載由鋼梁繼續承擔，荷載撓度曲線下降；此階段鋼梁表現出較好的延性特征，從而表現出較長的塑性變形過程。

3 剩余承載力計算

根據榮成驍等[19]和吳波[20]提出的高溫后鋼梁和混凝土計算模型，分別求出蜂窩鋼梁及混凝土板經過高溫冷卻后各個區域的鋼材屈服強度折減系數以及混凝土抗壓強度折減系數，最后在整個截面內進行加權平均，分別獲得火災后蜂窩組合梁截面的折減系數系數K(火災后混凝土板抗壓強度折減系數為Kc；火災后鋼梁屈服強度折減系數為Ks)，由式(1)表示為

式中Ki為第i 區域折減系數；Si為第i 區域的面積，mm2。

3.1 剩余承載力計算

火災后正六邊形孔蜂窩組合梁完全抗剪連接且塑性中和軸在混凝土翼板內，即AsKsfy≤behcKcfc時，組合梁剩余承載力Mu由式(2)表示為

式中As為鋼梁凈截面積，mm2； fy為鋼材屈服強度設計值，MPa；be為混凝土板的有效寬度，mm；hc為混凝土板高度，mm； fc為混凝土抗壓強度設計值，MPa；x為混凝土板受壓區高度，mm；β 為折減系數，試驗數據的統計值為0.88；y 為鋼梁截面應力合力至混凝土板受壓區截面應力合力間的距離，mm。 其中，x、y分別由式(3)和(4)表示為

式中h 為鋼梁高度，mm。

3.2 算例

以L1 為例，計算火災后正六形孔蜂窩組合梁剩余承載力。 火災后試件截面的溫度分布如圖12 所示。

圖12 L1 截面溫度分布圖(單位:℃)

將各參數Kc＝ 0.817 0、Ks＝ 0.764 5、fy＝345 MPa、fc＝ 14.3 MPa、be＝ 1 500 mm、hc＝100 mm、h ＝350 mm、As＝5 728 mm2代入式(2)～(4)，經計算可得AsKsfy＝1511 kN ＜ behcKcfc＝1 752 kN， 故塑性中和軸在混凝土板內。x ＝86.23 mm、y ＝231.89 mm，正六邊形孔蜂窩組合梁剩余承載力Mu＝0.88 ×bexKcfcy ＝308.29 kN·m。

同樣地，計算L2 的剩余承載力。 L1、L2 的剩余承載力計算結果見表4，其誤差均＜5%，故此方法有較好的精度。

表4 蜂窩組合梁剩余承載力計算結果表

4 結論

對兩個火災后正六邊形孔蜂窩組合梁進行靜力加載試驗，研究不同開孔率的正六邊形孔蜂窩組合梁的破壞形態和承載性能，主要得出以下結論:

(1) 火災后正六邊形孔蜂窩組合梁在正彎矩作用下發生彎曲破壞，表現出延性破壞特性，但隨著開孔率增加，結構抵抗延性變形的能力下降；此外，臨近梁端的第3 個孔壓縮變形較為嚴重且兩側鋼梁腹板局部屈曲，兩加載點之間板頂混凝土破壞嚴重，鋼梁上部混凝土板面出現縱向貫通裂縫。

(2) 開孔率是影響火災后正六邊形孔蜂窩組合梁極限承載能力的重要因素，相較于開孔率為70%的蜂窩組合梁，開孔率為60%的蜂窩組合梁的極限承載力和延性分別提高了20%和35%。 此外，所提出的火災后正六邊形孔蜂窩組合梁剩余承載力計算方法計算的理論結果與試驗結果吻合良好，故該方法具有較好的精度。