型钢混凝土组合结构具有承载力高、刚度大和抗震性能好等优点^[1], 被广泛应用于重大工程结构、超高层、异形建筑等工程中。在实际工程中, 由于场地的限制或建筑功能的要求, 往往不可避免地遇到形状不规则结构, 此类结构受到地震作用时, 由于不规则的布置, 构件除受到轴力、弯矩和剪力作用外, 还将承受扭矩的作用。此时, 构件的受力将变得相当复杂, 而现有的组合结构技术规程^[2]中均缺乏明确的抗扭设计理论。在理论研究严重滞后于工程应用背景下, 国内外学者对型钢混凝土组合结构的扭转问题展开相关研究, 并取得了一定的研究成果。

　　 Hsu H L等^[3,4]先后对14根内置实腹式H型钢混凝土试件和16根加入斜向钢筋的实腹式H型钢混凝土构件进行了试验研究, 结果表明, 加入斜向钢筋可以有效提高型钢混凝土构件的极限扭矩和抗扭刚度等重要结论。

　　 雷强^[5]通过有限元软件对型钢混凝土构件的受扭进行非线性有限元分析, 结果表明, 随着轴压力的增大, 型钢混凝土构件的抗扭承载力表现为先增大、后减小, 且型钢混凝土构件弯矩和扭矩之间存在着相关性。

　　 梁书亭等^[6]对7根箱形型钢混凝土梁及1根钢筋混凝土对比梁进行了纯扭试验, 试验结果表明, 受扭过程中, 型钢和混凝土可以协同工作, 共同抵抗扭矩;随后其又对5根型钢混凝土构件和5根箱形型钢混凝土梁进行了复合受扭试验^[7,8], 得到了扭弯比是影响型钢混凝土构件弯扭破坏形态的重要因素。

　　 然而, 现有文献对于如何提高型钢混凝土构件抗扭能力的措施及受扭损伤的研究仍鲜有报道, 仅有的文献研究^[4,9,10,11]尚不足以揭示其本质。众所周知, 型钢表面光滑, 其和混凝土的粘结强度比变形钢筋与混凝土的粘结性能差, 所以考虑通过在型钢上焊接栓钉增强型钢和混凝土的协同工作能力, 进而达到提高构件抗扭强度。因此, 本文以栓钉焊接位置、栓钉长度、栓钉直径和栓钉间距为变化参数, 通过对焊接栓钉型钢混凝土构件的纯扭试验, 观察其裂缝形态与破坏特征, 以揭示纯扭作用下焊接栓钉型钢混凝土构件的受扭破坏机制和受力性能, 并基于能量守恒定律, 探讨栓钉对受扭构件损伤耗能的影响规律。

　　 试验设计了7个焊接栓钉型钢混凝土试件SS-1～SS-7和两个对比试件 (1个为普通型钢混凝土试件SRCB, 1个为钢筋混凝土试件RCB) , 考虑了4个变化参数:栓钉焊接的间距、直径、长度和位置。型钢采用普通热轧工字钢I14, 纵筋采用4根直径为12mm的HRB335级螺纹钢, 箍筋采用直径为8mm间距为150mm的HPB235圆钢, 栓钉采用13, 16mm两种直径, 考虑50, 65, 80mm三种栓钉长度。

　　 试件的试验段截面尺寸均为200mm×300mm, 所有试件长度均为2 200mm, 试验段长度为1 050mm, 试验两端段通过加密箍筋和加大端头处理。试件设计参数、钢材性能指标分别见表1和表2。以试件SS-7为例, 试件配钢如图1所示。

　　 参照现有研究的扭转加载装置^[12], 并根据试验室的条件, 自主设计了一套纯扭加载装置, 如图2所示。该扭转加载装置由固定端和加载端组成, 固定端由两个大刚度钢梁固定试件, 加载端通过与电液伺服控制作动器连接提供稳定的外加扭矩。

　　 为了获取受力破坏全过程扭矩-扭率曲线、开裂扭矩、 极限扭矩等特征参数, 采用位移控制的加载制度, 位移级差为5mm, 当试件破坏或荷载下降为极限荷载的85%时, 停止试验。

　　 测量的内容包括:试件的扭矩T、扭率θ以及栓钉、混凝土、型钢和钢筋的应变及裂缝的分布, 应变测点布置在试件跨中截面的混凝土、纵筋、箍筋、型钢和栓钉上。

　　 通过对纯扭试验的细致观察, 发现试件受扭破坏主要经历弹性、弹塑性和破坏三个阶段。图3为三种典型配钢试件的最终破坏形态, 试件破坏形态大致分为两类:钢筋混凝土梁的脆性破坏和型钢混凝土梁的延性破坏。试件均发生了螺旋状的裂缝, 根据配钢的不同及型钢是否焊接栓钉, 试件受扭裂缝的数量和分布存在较大的差异。

　　 (1) 对于钢筋混凝土试件, 纯扭破坏时斜裂缝少而宽, 只形成一条受拉主裂缝, 且裂缝出现后, 箍筋及纵向钢筋马上屈服, 达到峰值荷载后, 荷载下降迅速直至试件破坏, 属脆性破坏。

　　 (2) 对于普通型钢混凝土试件, 受扭破坏时斜裂缝多而密, 裂缝出现时腹部型钢和纵向型钢并没有屈服, 随着荷载的增加, 型钢屈服, 跨中形成3条左右的受拉主裂缝, 达到扭转峰值荷载后, 试件可继续持荷直到破坏, 表现出良好的延性, 属延性破坏。

　　 (3) 对于焊接栓钉型钢混凝土试件, 焊接栓钉型钢混凝土试件的扭转斜裂缝比普通型钢混凝土试件分布更加均匀和细密, 随着荷载和扭转角的增大, 钢筋、型钢、栓钉相继屈服, 试件破坏时具有较好的延性。

　　 综上可见, 试件配置了型钢后, 型钢能有效约束核心区混凝土, 同时在型钢中焊接栓钉可以增加核心型钢与混凝土的协同作用, 提高试件的抗扭能力。

　　 通过试验获取了各试件的特征点参数, 如表3所示。对比普通型钢混凝土试件和焊接栓钉型钢混凝土试件可知, 焊接栓钉型钢混凝土试件较普通型钢混凝土试件的抗扭承载力有明显的提高, 特别是型钢腹板和翼缘同时焊接栓钉的试件 (SS-5～SS-7) , 其屈服扭矩、极限扭矩以及扭转延性系数均比其他同类型试件有较大提高。

　　 图4给出了各试件受扭破坏扭矩-扭率 (T-θ) 全过程曲线。由图可见, 加载初期, 各扭矩-扭率基本呈线性, 表现出明显的弹性特性, 焊接栓钉型钢混凝土试件和对比试件之间无显著区别, 说明在弹性阶段, 内置型钢和在型钢上焊接栓钉并不能提高试件的初始抗扭刚度。随着荷载的增大, 试件开裂后, 试件表现出较大的差异:1) 钢筋混凝土试件开裂后, 扭率增速加快, 当试件的扭矩达到极限扭矩 T_u后, 抗扭强度迅速下降直至试件破坏;2) 型钢混凝土试件 (含焊接栓钉型钢混凝土试件) 开裂后, 扭矩-扭率曲线均经历先下降后上升过程, 这是因为混凝土开裂后试件主要由钢筋笼、内置的型钢及其约束的混凝土抵抗扭矩, 随着扭矩增大, 试件进入非线性弹塑性阶段, 由于型钢对混凝土有效约束, 达到峰值扭矩后, 试件扭转荷载下降缓慢, 表现出良好延性性能。

　　 对扭矩-扭率曲线进行换算, 为方便对比进行归一化处理, 得到各级扭矩下的扭转刚度曲线如图5所示, 其中, K为割线刚度, 表示试件受扭过程中各级扭矩T与扭转角θ的比值, 即K=T/θ;K₀为初始刚度, 由图可知, 钢筋混凝土试件、普通型钢混凝土试件和焊接栓钉型钢混凝土试件的刚度变化过程明显不同。

　　 钢筋混凝土构件刚度变化可分为三个阶段:1) 扭矩达到0.7T_u之前, 扭转刚度基本没有变化;2) 扭矩在0.7T_u～T_u之间, 扭转刚度急剧减小;3) 扭矩达到T_u之后, 扭转刚度急剧降低直至试件破坏。

　　 普通型钢混凝土试件和焊接型钢混凝土试件的刚度变化曲线基本相似, 可分为四个阶段:1) 扭矩小于0.7T_u时, 即试件开裂前的弹性阶段, 各试件的扭转刚度皆呈下降趋势且曲线下降坡度不一。试件SS-3, SS-4, SS-7下降速度较其他试件快, SS-1, SS-5, SS-6刚度下降趋势缓慢, 试件SS-2在此阶段刚度则是先上升后下降, 变化幅值较小;2) 扭矩处于0.7T_u～0.9T_u之间时, 各试件的扭转刚度急剧降低, 下降的幅度比第一阶段大, 其中试件SS-1刚度变化速率最大, 试件SS-5, SS-6刚度变化速率最小, 其他试件变化幅度基本一致;3) 扭矩处于0.9T_u～T_u之间时, 各试件扭转刚度变小, 趋势较为缓和;4) 扭矩达到T_u后, 扭转刚度虽有减小但不明显, 整体变化不大。

　　 综上可见, 在型钢骨架上面焊接栓钉对试件的扭转刚度影响较大, 交错焊接栓钉试件SS-7和在型钢腹板焊接栓钉试件SS-3, SS-4的扭转刚度比焊接栓钉于型钢翼缘试件SS-1, SS-2的大, 对称焊接栓钉试件SS-5, SS-6在受扭过程中扭转刚度变化最小。

　　 图6给出了试件跨中特征截面的实测扭矩-应变曲线, 图中Z表示纵筋、G表示箍筋、C表示混凝土、X表示型钢, S表示栓钉的应变值, 由图可知:1) 对于钢筋混凝土试件, 加载初期, 曲线基本保持线性关系, 当扭矩达到T_u时, 钢筋和混凝土的应变均发生突变, 直至试件破坏。2) 对于普通型钢混凝土和焊接栓钉型钢混凝土试件, 加载初期, 型钢、钢筋和混凝土能较好地协同工作, 混凝土开裂前, 型钢和栓钉应变不大, 混凝土开裂后, 钢筋、型钢和栓钉的应变逐渐增大, 当扭矩达到0.9T_u左右时, 型钢、钢筋均受拉屈服; 当扭矩达到 T_u 时, 型钢、钢筋和栓钉的应变持续增大, 直至试件破坏。

　　 由试件的破坏形态、裂缝发展和应变特征及扭转变形分析, 得到焊接栓钉型钢混凝土试件的破坏机理:加载初期, 试件处于弹性阶段, 无可视裂缝产生, 型钢和栓钉对构件抗扭的贡献不大, 试件主要通过混凝土有效壁厚中的剪力环流平衡扭矩;随着扭矩的增大, 首先在试件长边表面中部出现与试件水平轴线约成45°的斜裂缝;混凝开裂后, 试件进入弹塑性工作阶段, 随着斜裂缝的增多, 试件各表面间的斜裂缝相贯通, 并形成螺旋形裂缝, 试件的抗扭机制则发生了改变, 试件被划分为多个带斜裂缝工作的桁架结构, 此时主要由纵筋和箍筋及其约束的混凝土平衡扭力;随着扭矩的继续增大, 型钢以及焊接在型钢表面的栓钉的应力发生了突变, 此时试件主要由内置的型钢、焊接栓钉和混凝土斜压杆组成的系统来平衡扭矩;最后, 钢筋笼屈服, 型钢和焊接的栓钉也相继屈服, 当扭矩达到极限扭矩后, 试件由于斜裂缝间的混凝土被压碎或裂缝过大抗扭能力下降而破坏。

　　 图7给出了焊接栓钉直径、栓钉长度和栓钉位置相同而栓钉间距不同的情况下, 试件的型钢、栓钉、钢筋和混凝土的扭矩-应变曲线和扭矩-扭率曲线。试件SS-1的栓钉间距为150mm, 试件SS-2栓钉间距为250mm。

　　 由图7 (a) 可知, 试件SS-1, SS-2的混凝土、栓钉、型钢的应变发展趋势基本相同, 试件开裂前曲线基本重合, 开裂后试件SS-1较试件SS-2更早进入屈服阶段。屈服后期, 两个试件的抗扭承载力都没有明显的下降, 而是表现出良好的延性。试件破坏后, 钢材和混凝土均达到屈服强度, 说明试件材料协同受力, 充分发挥了材料的性能。

　　 由图7 (b) 可见, 焊接栓钉的间距对试件的抗扭性能有很大的影响, 增大栓钉的间距, 抗扭强度反而提高了8.7%, 说明栓钉的间距并不是越密越好。鉴于试验的复杂性, 有限的数据不足以确定焊接栓钉的合理间距值, 因此, 仍需要进行更深入的研究。

　　 图8给出了焊接栓钉长度、栓钉间距和栓钉位置相同而栓钉直径不同的情况下, 试件的型钢、栓钉、钢筋和混凝土的扭矩-应变曲线和扭矩-扭率曲线。试件SS-3的栓钉直径为13mm, 试件SS-4的栓钉直径为16mm。

　　 由图8可知, 两试件扭矩-应变和扭矩-扭率曲线基本相似, 试件SS-4的栓钉、纵筋和型钢的屈服时间较试件SS-3早, 说明试件SS-4的栓钉较试件SS-3更早承受扭矩的作用, 且整体的T-θ曲线更为饱满。试件SS-4的开裂扭矩较试件SS-3下降了12.5%, 屈服扭矩和极限扭矩分别降低了12.2%和9.4%, 说明增大栓钉的直径并不能提高试件的抗扭承载力。

　　 图9分别给出了配钢截面相同、型钢的翼缘和腹板均焊接栓钉, 焊接栓钉的长度和焊接的位置不同的情况下, 试件型钢、栓钉、钢筋和混凝土的扭矩-应变曲线和试件的扭矩-扭率曲线。其中试件SS-5, SS-6为对称焊接栓钉, 型钢翼缘与型钢腹板焊接栓钉的长度分别为50, 65mm与65, 80mm。试件SS-7栓钉焊接方式为交错焊接, 焊接栓钉的长度和试件SS-5相同。

　　 由图9可知, 3根试件的扭矩-应变曲线和扭矩-扭率曲线发展趋势相似, 受力过程基本一致, 随着栓钉长度的增大, 试件具有更好的变形能力和抗扭性能, 可能是由于栓钉长度穿过钢筋笼进入混凝土保护层内, 使得试件SS-6栓钉较试件SS-5, SS-7的栓钉更早抵抗抗扭, 因此试件SS-6的抗扭承载力更优。

　　 交错焊接栓钉的试件SS-7与对称焊接栓钉的试件SS-5相比, 开裂、屈服和极限扭矩分别增大了11.5%, 6.8%和9.5%, 说明交错焊接栓钉能有效地提高试件的抗裂性和抗扭承载力, 从纵截面看, 交错焊接栓钉使得混凝土与栓钉的接触方式更紧密了, 更有效地提高型钢骨架和混凝土的粘结力, 对抵抗扭矩很有优势。

　　 图10给出了栓钉直径、栓钉间距相同而焊接栓钉位置不同的情况下, 试件型钢、栓钉、钢筋 和混凝土的扭矩-应变曲线和试件的扭矩-扭率曲线。其中, 试件SS-1仅在翼缘焊接栓钉, 试件SS-2仅在腹板焊接栓钉, 试件SS-5在翼缘和腹板均焊接栓钉。

　　 由图10 (a) 可知, 试件SS-5混凝土的屈服时间较试件SS-1, SS-3延后, 主要是因为开裂前试件SS-1, SS-3的扭矩主要由混凝土承担, 混凝土开裂后主要由试件内置的型钢承担扭矩, 试件SS-5由于在翼缘和腹板均焊接了栓钉, 在试件开裂后, 型钢通过栓钉约束混凝土与钢筋笼形成整体共同抵抗扭矩, 屈服时间较其他试件晚, 充分利用和调动了试件的抗扭性能。

　　 由图10 (b) 可知, 在腹部焊接栓钉比在翼缘焊接栓钉更有利于提高抗扭强度。试件SS-5整体的扭矩-扭率曲线图较试件SS-1, SS-3更为饱满, 延性性能更好。

　　 由焊接栓钉型钢混凝土梁纯扭试验研究的结果及分析可知, 试件的受扭破坏主要分为线弹性、弹塑性以及破坏三个阶段, 从裂缝的出现到裂缝不断的产生和发展, 直至试件破坏, 扭转承载力随扭转变形的增大呈现出非线性的变化, 这些现象表明试件在抵抗扭转的过程中伴随着损伤的演变。

　　 基于系统能量守恒定律, 本文对焊接栓钉型钢混凝土梁受扭损伤的机理进行探讨。

　　 图11给出了试件在纯扭作用下受扭全过程曲线。直线OA表示试件的受扭过程中无损伤发生的理想加载路径, 即理想状态下所做的功为:

　　 $W=S{}_{\text{Ο}\text{A}\text{B}}={\rm K}s{}^2/2(1)$

　　 式中:K为受扭试件初始加载平均刚度;s为受扭试件角位移;W为在理想状态下外力所做的功, 等于区域OAB的面积。

　　 曲线OCD为受扭试件受扭损伤的实际加载路径。由能量守恒可知, 即外力所做的功表示为:

　　 $W=W{}_{\text{e}}+W{}_{\text{p}}+W{}_{\text{D}}(2)$

　　 式中:W_e为弹性变形能;W_p为塑性变形能;W_D为损伤耗能;W_e+W_p为区域OCDB的面积。

　　 用试件的扭矩-扭转角曲线所包围的面积来衡量试件的能量耗散能力, 能量耗散系数η为:

　　 $\eta =(W{}_{\text{p}}+W{}_{\text{e}})/W=S{}_{\text{Ο}\text{C}\text{D}\text{B}}/S{}_{\text{Ο}\text{A}\text{B}}(3)$

　　 累积损伤用损伤指标D来表示:

　　 $D=W{}_{\text{D}}/W=1-\eta (4)$

　　 联立式 (1) ～ (4) 可将损伤指标D用以下公式表达:

　　 $D=1-{\displaystyle {\int }_0^{s}f}(x)\text{d}x/({\rm K}{}_{0}s{}^2/2)(5)$

　　 式中f (x) 为扭矩-扭率曲线方程, 由式 (5) 可得试件的耗能系数η见表4, 根据式 (5) 得到损伤指标-角位移曲线见图12。

　　 由表4可知, 型钢混凝土受扭试件的耗能系数在0.146～0.236 之间, 型钢翼缘和腹板同时焊接栓钉的试件耗能系数η最大, 说明在型钢的翼缘和腹板均焊接栓钉对提高型钢混凝土试件的抗扭能力更有效, 并且其耗能能力更好。同时, 由表中的总耗能W可知, 除试件SS-5外, 焊接栓钉型钢混凝土试件的扭转总耗能均比普通型钢混凝土试件SRCB大, 且在型钢腹板焊接栓钉的总耗能比在型钢翼缘焊接栓钉试件好, 说明在型钢上焊接栓钉可以改善型钢混凝土试件的抗扭耗能能力, 在型钢腹板焊接栓钉比在型钢翼缘焊接栓钉的抗扭耗能更优。此外, 由表4还可见, 钢筋混凝土试件的总耗能比型钢混凝土试件差, 而其耗能系数则反而比后者大, 这可能是由于钢筋混凝土的试件的破坏程度更为充分所致。

　　 图12 (a) 给出了所有试件的损失指标D-角位移s曲线, 由图可知, 在加载初期, 试件的损伤指标都很小, 基本接近于0, 此时试件表面未出现裂缝, 说明试件在加载初期, 试件基本处于无损伤状态;随着外加扭矩的增大, 试件的损伤指标逐渐增大, 当损伤指标接近0.8时, 试件因受扭损伤严重而宣告破坏。

　　 由图12 (b) 可见, 普通型钢混凝土试件SRCB损伤指标曲线的增速比钢筋混凝土试件RCB小, 焊接栓钉型钢混凝土试件的损伤指标曲线均比钢筋混凝土试件和普通型钢混凝土试件增速慢。说明内置型钢和在型钢上焊接栓钉可以有效抑制内部裂缝的发展, 提高抗扭损伤能力。由图12 (c) 和图12 (d) 可见:1) 仅在型钢翼缘焊接栓钉试件SS-1, SS-2和仅在型钢腹板焊接栓钉试件SS-3, SS-4损伤规律基本一致, 损伤指标的曲线基本重合, 说明在型钢焊接栓钉的间距和直径大小对试件的整体耗能性能影响不大;2) 同时在翼缘和腹板焊接栓钉试件SS-5与仅在翼缘焊接栓钉试件SS-1, SS-2或仅在腹板焊接栓钉试件SS-3, SS-4相比, 其损伤指标增速相对其他试件小, 且在同一角位移下, 损伤指标比后者小, 由此可见, 在型钢的翼缘和腹板同时焊接栓钉, 可以提高试件的耗能性能, 能更有效地抑制试件内部损伤的发展。

　　 总体而言, 随着扭转角位移的增大, 普通型钢混凝土试件及焊接栓钉型钢混凝土试件的损伤指标增速小于钢筋混凝土试件, 说明在抗扭全过程中, 内置型钢和焊接栓钉起到了约束混凝土、并与混凝土协同工作抑制构件内部损伤的发展的作用。

　　 (1) 钢筋混凝土梁斜裂缝少且宽, 裂缝呈螺旋状, 当荷载达到峰值荷载后, 荷载迅速下降, 表现为脆性破坏;普通型钢混凝土试件和焊接栓钉型钢混凝土试件破坏类型相似, 均形成了多个螺旋形裂缝, 与钢筋混凝土试件相比, 斜裂缝多而密, 特别是焊接栓钉型钢混凝土试件, 其裂缝分别更加均匀和细密, 最后型钢和栓钉均屈服, 均为延性破坏。

　　 (2) 焊接栓钉的间距为250mm, 较间距为150mm的抗扭性能更优, 且栓钉的间距并不是越密越好;在型钢腹板焊接栓钉比在翼缘焊接栓钉的抗扭性能好;增大焊接栓钉长度, 可以提高型钢混凝土梁的抗扭性能;采用交错焊接型钢混凝土试件的抗扭强度较采用对称焊接的梁高。

　　 (3) 在型钢骨架上面焊接栓钉对试件的扭转刚度影响较大, 当采用交错焊接栓钉或在型钢腹板焊接栓钉的试件比焊接在其他位置的扭转刚度大。

　　 (4) 在型钢翼缘和腹板同时焊接栓钉, 可以有效地提高试件的延性和抗扭性能。焊接栓钉间距和栓钉直径大小, 对试件的整体损伤耗能影响不大;在型钢的翼缘和腹板同时焊接栓钉, 可以有效提高试件的耗能性能和抑制试件内部损伤发展。