田建勃,趙 勇,陳黃健,呂 權,李柏林,穆 林

(1. 西安理工大學 土木建筑工程學院,陜西 西安 710048; 2. 中國建筑一局(集團)有限公司,北京 100161)

0 引言

聯(lián)肢剪力墻結構作為高效的抗側力體系,其理想的破壞機制是所有連梁兩端均出現(xiàn)彎曲塑性鉸陸續(xù)屈服耗散部分地震能量后,剪力墻根部最后形成彎曲塑性鉸而達到最佳屈服機制,因此作為第一道抗震防線的連梁,其類型及細部構造很大程度上決定了聯(lián)肢剪力墻結構的抗震性能[1]。然而為滿足高層結構剛度要求,連梁的設計跨高比一般小于2.5,當結構受側向力的作用時,小跨高比連梁極易出現(xiàn)剪切斜裂縫發(fā)生脆性剪切破壞。

為進一步提高小跨高比連梁的抗震性能,目前主要是通過改變配筋方式[2-3]、改變連梁基本構成材料[4-5]、改變截面形式[6]、鋼-混凝土組合連梁[7]和可更換連梁[8-9]等方法進行研究。研究結果表明,基于不同的連梁設計思路都在不同程度上改善了連梁的抗震性能,鋼板-混凝土組合(plate-reinforced composite, PRC)連梁是一種抗震性能更優(yōu)且施工方便的連梁形式,具有很好的應用前景。LAM等[10]提出了一種帶有抗剪栓釘鋼板的組合連梁并通過試驗發(fā)現(xiàn)這種組合連梁的抗震性能顯著提高。CHENG[11]分析了鋼板-混凝土組合連梁鋼板配板率、跨高比和縱筋配筋率對連梁抗震性能的影響。張剛[12]進行了6個鋼板-混凝土組合連梁的往復加載試驗,并給出了鋼板的配板率和截面高度的建議值。侯煒等[13]對比分析了內嵌鋼板組合連梁與交叉斜筋鋼筋混凝土連梁的抗震性能,發(fā)現(xiàn)內嵌鋼板混凝土組合連梁相較于傳統(tǒng)配筋混凝土連梁具有更好的綜合抗震性能且施工簡單。

然而,在實際工程中,往往樓板與連梁整澆在一起,以往的試驗研究大都不考慮樓板的這種作用,使其與實際工程中連梁的受力機理會有所不同,計算結果具有一定的誤差。而對于少數(shù)考慮樓板作用的連梁試驗研究也主要集中于普通的RC樓板[14-16],這并不能滿足“工業(yè)化”住宅建筑體系的要求。近年來,隨著國家住宅產業(yè)的快速發(fā)展,“工業(yè)化”住宅結構體系逐漸被大眾所接受[17]。其中鋼筋桁架樓承板[18]因其生產效率高,經(jīng)濟效益好,安裝方便,節(jié)省資源、施工方便等優(yōu)點被廣泛的應用于“工業(yè)化”住宅建筑體系中。為此,本文在對小跨高比連梁彎、剪傳力特性分析的基礎上,完成了不同樓板形式對PRC連梁抗震性能影響的試驗研究,揭示了帶鋼筋桁架樓承板對PRC連梁抗震性能的影響規(guī)律,分析了不考慮樓板作用、帶普通RC樓板及帶鋼筋桁架樓承板PRC連梁的破壞形態(tài)、承載能力、變形能力和耗能能力等。在此基礎上,采用ABAQUS軟件分析在不同峰值荷載作用下鋼筋桁架樓承板PRC連梁的混凝土、鋼板和鋼筋骨架的應力發(fā)展情況。

1 試驗概況

1.1 試件概況

本試驗設計并制作了3個組合連梁試件,跨高比均為1.5,試件設計參數(shù)如表1所示。各試件的組成均包括試件上下兩端的端塊及中部的組合連梁,為防止上、下端塊破壞影響連梁的試驗精度,應保證其具有足夠的強度和剛度,上端塊尺寸為1020 mm×600 mm×300 mm,下端塊尺寸為1720 mm×600 mm×300 mm,上、下端塊的配筋如圖1(a)所示。連梁尺寸為ln×b×h=480 mm×160 mm×320 mm,連梁、樓板混凝土保護層厚度為10 mm,端塊的保護層厚度為25 mm。為鋼板與混凝土之間的共同作用,在鋼板的兩側焊接了抗剪栓釘,鋼板的錨固長度選擇1.34倍的梁高。其中,試件PRC-S2和試件PRC-S3除樓板形式不同,其他部分配筋和尺寸均相同,配筋如圖1所示。

表1 試件設計參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

圖1 試件尺寸及配筋詳圖Fig.1 Specimen size and reinforcement details

1.2 材料性能

試驗所用鋼材的力學性能指標通過材性試驗所得,其具體性能參數(shù)如表2所示?；炷翆崪y立方體試塊抗壓強度平均值為39.39 MPa。

表2 鋼材性能參數(shù)表Table 2 Parameters of steel performance

1.3 加載方案

試驗根據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[19]采用頂部無轉動的四連桿抗剪試驗裝置,各試件由水平作動器通過倒L型加載鋼臂提供水平往復荷載。試件上端塊與加載鋼臂連接,鋼臂上方安裝有四連桿裝置,可以使試件只進行平面內的平動,防止試件發(fā)生轉動。下端塊與剛性地梁連接,并且在上下端塊兩側均設有固定裝置防止試件的整體滑移和面外失穩(wěn)。試驗加載裝置如圖2所示。

圖2 加載裝置Fig.2 Test setup

本試驗采用荷載-位移混合控制的加載制度[19],如圖3所示。彈性階段按照荷載控制開展往復加載,試件每級增加40 kN,每級循環(huán)一圈。試件屈服之后采用位移控制加載,每級增加2 mm,每級循環(huán)3次。試件承載力下降到峰值承載力的85%以下即認為試件破壞,為進一步分析內嵌鋼板的持荷能力及在PRC連梁中的抗剪作用,荷載下降到峰值荷載的85%以后繼續(xù)循環(huán)加載,直至試件已不適于繼續(xù)承載時結束加載。

圖3 加載制度示意圖Fig.3 Loading system

1.4 測試方案

本次試驗的測試內容包括:①試件破壞形態(tài);②內嵌鋼板及鋼筋應變。試驗數(shù)據(jù)由系統(tǒng)自動采集,位移計和應變片的布置情況如圖4所示。其中,位移計A選用磁滯位移計,用以測量連梁2個根部之間相對線位移,測量位置為連梁在上梁墻交界處中心位置。位移計B、C交叉布置,用以測量連梁2個根部之間的剪切位移,位移計的布置圖如圖4(a)所示。在連梁箍筋的長肢鋼筋上沿對角方向粘貼應變片來測量其受力情況,用拼音大寫首字母G表示;在連梁縱筋位于梁墻交界位置的4個角處粘貼應變片,用拼音大寫首字母Z表示;為了解內置鋼板應力變化情況,在內置鋼板的梁墻交界位置、連梁跨度的1/2和1/4位置粘貼應變片(花),分別用字母P和PH表示;鋼筋桁架樓承板鋼筋的應變片用字母S表示,應變片(花)的設置圖如圖4(d)所示。

圖4 試驗位移計、應變片(花)布置圖Fig.4 Test displacement meters and strain gauge and strain rosette

2 試驗現(xiàn)象

2.1 破壞形態(tài)

試件PRC-NS1加載至+320 kN(θ=1/102)時試件中部產生多條貫穿剪切斜裂縫。此后位移加載,加載至Δ=6 mm(θ=1/80)時,連梁左側剪切斜裂縫進一步加寬;隨著位移加載增大,加載至Δ=10 mm(θ=1/48)時,達到峰值455.5 kN。加載至Δ=20 mm(θ=1/24)時連梁的承載力值下降,此時連梁已破壞。最后按照增量為 5 mm 繼續(xù)加載,直至Δ=-43 mm(θ=-1/11) 時,連梁混凝土大面積退出工作,試件PRC-NS1的最終破壞情況如圖5(a)所示。

圖5 各試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of specimens

試件PRC-S2水平荷載到達+80 kN(θ=1/1455)時,連梁上部偏右位置出現(xiàn)首條斜裂縫,梁墻交界位置產生一條長約 6 cm 的豎直裂縫,并隨著荷載增大而增大。隨著荷載增大,加載至-360 kN(θ=-1/126)時,樓板背面連梁根部位置產生多條橫向裂縫。此后位移加載,加載至Δ=22 mm(θ=1/22)時,試件基本喪失承載能力,連梁損傷嚴重。最后按照增量為 5 mm 繼續(xù)加載,直至Δ=-43 mm(θ=-1/11)時,連梁混凝土基本退出工作,試件PRC-S2最終破壞情況如圖5(b)所示。

試件PRC-S3在當荷載+400 kN(θ=1/108)時,連梁無新的裂縫產生,原有的裂縫有一定程度的加寬。此后進入位移加載,加載至+10 mm(θ=1/48)時,達到峰值597.24 kN,此時連梁對角斜裂縫基本連通;加載至+22 mm(θ=1/22)時,連梁下部混凝土基本全部剝落,樓板底板與桁架之間的焊接斷開,此時連梁基本喪失承載能力,認為試件已經(jīng)破壞,試件PRC-S3最終破壞情況如圖5(c)所示。

2.2 破壞特征分析

各試件最終都出現(xiàn)了對角剪切破壞,這是由于為了研究內置鋼板對連梁抗剪的貢獻,故在設計試件時增大了縱筋配筋量。并且在整個試驗過程中,對角斜裂縫均發(fā)展明顯,樓板的損傷主要集中在梁板連接端部,并且向梁板連接中部發(fā)展,但樓板可以降低連梁的破壞。試件PRC-S2連梁的破壞損傷要小于不帶樓板連梁,究其原因是樓板混凝土及鋼筋會參與連梁中靠近樓板一側的受力而發(fā)生塑性變形,這也加快了連梁斜向壓碎的過程。試件PRC-S3連梁破壞損傷明顯小于試件PRC-S2,這就說明了帶鋼筋桁架樓承板可以明顯的改善實際工程中連梁與RC樓板整澆在一起共同工作所引起的破壞嚴重的問題。各連梁內置鋼板均在墻梁交接處發(fā)生屈曲,但鋼板未開裂,說明連梁在加載過程中在墻梁交界處產生塑性鉸。同時,鋼板表面設置的抗剪栓釘產生彎曲和脫落,說明試件在加載過程中鋼板與混凝土能夠較好的協(xié)同工作,連梁內嵌鋼板最終破壞形態(tài)如圖6所示。

圖6 連梁內嵌鋼板的破壞情況Fig.6 Damage of embedded steel plate in coupling beam

3 試驗結果

3.1 滯回曲線

各組合連梁的滯回曲線如圖7所示,分析得到以下主要結論:

圖7 各試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of specimens

1)3個連梁的滯回環(huán)都很飽滿,各曲線未出現(xiàn)顯著的捏攏情況,由此看出每個連梁的耗能能力都很強。在加載前期各連梁處于彈性階段,荷載-位移曲線近似呈線性。

2)隨著荷載增大,試件產生了一定程度的塑性損傷,殘余變形開始增大,從而造成連梁在加載中出現(xiàn)了剛度及承載力退化現(xiàn)象。此時,斜裂縫的寬度不斷增加,混凝土開裂嚴重逐漸退出了工作。

3)分析發(fā)現(xiàn),試件PRC-S3相對于試件PRC-S2在曲線的下降更緩慢,并且具有更高的峰值荷載和極限荷載。

3.2 骨架曲線

圖8和表3分別給出了各試件的骨架曲線和特征點試驗結果,可以得出如下結論:

圖8 各試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

表3 特征點試驗結果及位移延性系數(shù)Table 3 Characteristic point test results and displacement ductility coefficients

1)對比試件骨架曲線得到:試件PRC-S2相較與試件PRC-NS1的正向峰值荷載增大約10.76%,反向峰值荷載增大約11.54%。其次,骨架曲線在達到峰值荷載之后下降段的斜率幾乎相同,試件達到破壞階段時PRC-NS1正、負向連梁轉弦角分別為1/24和1/28,試件PRC-S2為1/24和1/25,說明RC樓板的參加對于延緩連梁試件的破壞影響不大。

2)試件PRC-S3與PRC-S2規(guī)律基本相同,說明不同的樓板形式對連梁性能的提升差異不大;帶鋼筋桁架樓承板的連梁試件PRC-S3的正向峰值荷載比PRC-NS1和PRC-S2分別提升了31%和18%,反向分別提升了28%和22%。

3) 帶普通RC樓板PRC連梁延性系數(shù)低于不帶樓板PRC連梁,這是因為樓板縱筋參與受力,使得帶RC樓板連梁的名義剪壓比高于不帶樓板連梁,故其延性系數(shù)低于不帶板連梁;其次,帶鋼筋桁架樓承板PRC連梁延性比帶普通RC板連梁好。

3.3 剪壓比

剪壓比的計算方法參照文獻[15],其中混凝土變異系數(shù)本文取0.62。由表4可知,各試件剪壓比實測值范圍和設計值范圍分別是0.32～0.43、0.65～0.87,由于連梁內嵌鋼板的設置提高了普通鋼筋混凝土連梁的受剪承載力,使其剪壓比超出了GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》[20]中規(guī)定的跨高比l/h≤2.5的鋼筋混凝土連梁剪壓比限值T0≤0.15。PRC-S3的實測剪壓比(推、拉方向均為0.43)高于PRC-S2的實測剪壓比(推、拉方向分別為0.36和0.35),說明帶鋼筋桁架樓承板的PRC連梁可以承擔更多的剪力,試件PRC-S3具有更高的受剪承載力。

表4 試件剪壓比Table 4 Shear compression ratio of specimens

3.4 剛度衰減

剛度退化曲線比骨架曲線更能直觀的體現(xiàn)隨著位移增加每級荷載循環(huán)下的剛度變化情況,由式(1)計算[21]:

(1)

式中:Kn、Δn和Vn分別為第n次循環(huán)時的試件剛度、最大位移和最大位移的荷載。

試件PRC-S3、PRC-S2和PRC-NS1的剛度衰減曲線對比如圖9所示。由圖可知,各試件的剛度衰減曲線斜率相近,在加載初期各試件剛度衰減速率都很快,加載至中后期時剛度衰減速率明顯減小,主要是因為加載后期連梁中部的剪切裂縫增多并不斷延伸,在連梁中部形成了大量的貫穿裂縫,使混凝土大面積的壓潰和剝落,連梁內部鋼筋和鋼板殘余應變增加,剛度衰減速率逐漸變慢。

圖9 剛度衰減Fig.9 Stiffness degradation

由于RC樓板縱筋參與連梁受力,提高了連梁的初始抗彎剛度,試件PRC-S2的初始剛度是PRC-NS1的2.06倍,因為樓板的設置使連梁的受力不平衡,加速了遠離樓板的連梁一側混凝土破壞,導致混凝土過早退出工作,從而導致PRC-S2前期的剛度衰減速率明顯高于試件PRC-NS1,如圖9(a)所示。試件PRC-S3與PRC-S2規(guī)律基本相同,在相同加載位移的情況下,PRC-S3比PRC-S2剛度衰減曲線斜率差異不大,說明樓板類型對于連梁的剛度衰減速率影響不大,但在加載過程中試件PRC-S3始終高于試件PRC-S2,說明帶鋼筋桁架樓承板的連梁性能優(yōu)于帶普通RC樓板的連梁,如圖9(b)所示。

3.5 耗能情況

圖10和表5分別給出了試件累積耗能曲線和累積耗能數(shù)值,可以發(fā)現(xiàn):

圖10 累積耗能曲線對比Fig.10 Comparison of cumulative energy consumption curves

表5 各階段累積耗能Table 5 Cumulative energy consumption at each stage

1)試驗結束時,試件PRC-NS1和試件PRC-S2累積耗能數(shù)值相差不大,但每級加載后試件PRC-S2的耗能數(shù)值均大于試件PRC-NS1,這是因為試件PRC-S2在每級加載時樓板的塑性變形會使試件卸載時的變形恢復速度變慢,使得每一次加卸載時循環(huán)曲線包裹的面積都更大,這樣會使得累積耗能比較高,但也會使試件更快破壞。

2)由于RC樓板參與能量耗散,使帶RC樓板的PRC-S2試件耗散能量更多,試件PRC-S3破壞點對應的累積耗能是試件PRC-NS1的1.39倍,是試件PRC-S2的1.18倍,因此帶鋼筋桁架樓承板的PRC連梁相比于PRC連梁耗能更多,但是樓板類型對連梁的耗能情況影響不大。

4 有限元分析

采用ABAQUS有限元軟件建立帶鋼筋桁架樓承板的PRC連梁模型,本文混凝土受壓本構采用混凝土塑性損傷(concrete damaged plasticity, CDP)模型,混凝土受拉本構采用“應力-裂縫寬度”關系描述混凝土受拉力學行為,混凝土本構關系參照文獻[22]。鋼材本構采用雙折線模型,初始彈性模量為E0,鋼材屈服后彈性模量為百分之一的初始彈性模量,此外,鋼材初始彈性模量由材性試驗所得?；炷?、鋼筋和鋼板分別采用實體單元(C3D8R)、三維線性桁架單元(T3D2)和殼單元(S4R)分離式建模。文獻[23]表明,當在試驗中鋼板設置了足夠數(shù)量的抗剪栓釘,可以忽略鋼板與混凝土之間的滑移,因此模擬中鋼板和鋼筋均采用內嵌(Embedded)定義約束;鋼臂和混凝土上端塊選擇Tie連接;加載點處的鋼墊片與鋼臂采用Tie連接,并且加載作用線過連梁跨中與試驗保持一致;考慮連梁下端塊在加載過程中保持固定狀態(tài),因此模型中下端塊與參考點(RP-2)耦合并約束參考點6個方向上的自由度。為保證模擬分析有較好的收斂性,選擇位移控制的加載方案,連梁PRC-S3的有限元模型如圖11所示。

圖11 連梁PRC-S3三維模型Fig.11 PRC-S3 three-dimensional model of coupling beam

4.1 模擬與試驗的結果對比分析

試件PRC-S3骨架曲線對比如圖12所示。由圖可知,ABAQUS的模擬曲線與試驗骨架曲線吻合較好,但模擬曲線的峰值荷載略大于試驗骨架曲線,二者之間誤差保持在7%之內,這可能是由于試驗中裝置的松動造成的,而在模擬中試件是理想的邊界條件,因此峰值荷載略高于試驗值。樓板最終損傷對比如圖13所示,由圖可知,有限元模擬和試驗中樓板的最終損傷均發(fā)生在墻板交接處,二者結果比較吻合,且模擬精度是較高的,因此所建立的模型是有效的。

圖12 試件試驗與模擬曲線對比Fig.12 Comparison of test and simulation curves

圖13 試件樓板損傷對比圖Fig.13 Comparison diagram of specimen floor damage

4.2 帶鋼筋桁架樓承板PRC連梁受力機理分析

試件PRC-S3的混凝土、鋼筋骨架及內置鋼板在50%峰值荷載、75%峰值荷載和100%峰值荷載作用下各階段的應力發(fā)展云圖如圖14～圖16所示,通過分析發(fā)現(xiàn):

圖14 混凝土應力發(fā)展Fig.14 Concrete stress development

圖15 鋼筋骨架應力發(fā)展Fig.15 Reinforcement framework stress development

圖16 內置鋼板應力發(fā)展Fig.16 Steel plate stress development

1)連梁模型在加載過程中連梁跨度范圍內都出現(xiàn)了顯著的對角壓桿,當斜裂縫出現(xiàn)時,其會抵消部分剪力。連梁跨度中對角壓桿的范圍會隨著加載的繼續(xù)而增大,之后在連梁根部位置應力增長最快,主對角壓桿慢慢衍生出大量不同角度的次壓桿,和其共同構成桁架來承擔剪力。

2)樓板桁架上下弦鋼筋以及連梁縱筋的應力集中區(qū)域均位于連梁根部位置,且在加載至峰值點時縱筋都未屈服,樓板桁架鋼筋在加載至峰值點時基本均已屈服。在試驗過程的早期,內置鋼板的應力集中主要出現(xiàn)在連梁中間位置以及連梁根部位置兩側,而且到達峰值階段時內置鋼板在連梁根部發(fā)生屈服,故內置鋼板在上下端塊內必須做好充足的錨固,使其更加充分的發(fā)揮抗剪作用。

5 結論

本文提出了一種帶鋼筋桁架樓承板的PRC連梁,并通過擬靜力試驗和數(shù)值模擬方法研究了其抗震性能,得出如下結論:

1)各試件均出現(xiàn)了以對角剪切破壞為主的破壞模式,試驗現(xiàn)象表明設置樓板能明顯改變連梁的破壞過程,靠近樓板一側的連梁損傷情況會明顯小于遠離樓板一側;由于鋼板參與了連梁端部塑性鉸區(qū)的抗彎,因此鋼板的損傷主要集中在連梁與上下墻肢的交接處。

2)設置樓板能顯著提高連梁的峰值荷載,且?guī)т摻铊旒軜浅邪鍖RC連梁承載力的提升比帶普通RC樓板更強;試件PRC-S3的正向峰值荷載比PRC-NS1和PRC-S2分別提升了31%和18%,反向分別提升了28%和22%。但是在鋼筋桁架樓承板與連梁連接的交接面上由于產生貫穿裂縫使得連梁的剛度退化嚴重,試件強度降低。

3)考慮RC樓板作用的PRC連梁的破壞程度要高于不帶樓板連梁,且?guī)胀≧C樓板PRC連梁延性系數(shù)低于不帶樓板PRC連梁,這是因為樓板縱筋參與受力,使得帶RC樓板連梁的名義剪壓比高于不帶樓板連梁,故其延性系數(shù)低于不帶樓板連梁。

4)各試件連梁跨度范圍內均出現(xiàn)了顯著的對角壓桿,主壓桿及其衍生壓桿共同構成桁架作用來承受剪力;樓承板桁架上下弦鋼筋以及連梁縱筋均在連梁根部位置出現(xiàn)應力集中;內置鋼板的應力集中主要出現(xiàn)在連梁中間位置以及根部位置兩側,故為了更好的利用內置鋼板的抗剪性能,建議內置鋼板在墻肢須要做好充足的錨固。