钢-混凝土连续组合梁因其具有自重小、承载力高、经济性好等一系列优势,越来越多地应用在现代工程中。但在实际工程应用中,钢-混凝土单面组合作用连续梁(简称单面组合梁)中支座处存在较大的负弯矩,致使上部混凝土板易受拉开裂,梁的承载力和刚度受到削弱; 钢梁下翼缘受压严重,存在失稳问题; 钢梁翼缘厚度和梁高往往由负弯矩决定,用钢量偏大。上述问题尽管应用预应力技术在一定程度上得到缓解,但预应力技术施工复杂、造价高昂,并不利于广泛应用。为此,本文介绍一种新型组合梁,即钢-混凝土双面组合作用连续梁(简称双面组合梁) ^[1],此梁是在单面组合梁的基础上,在支座处负弯矩区钢梁下翼缘连接一块混凝土板,充分发挥混凝土材料耐压优势,通过下部混凝土板分担钢梁下翼缘的压力,使截面中和轴位置下移,从而增强其抗裂能力,提高组合梁截面抗弯刚度和极限承载力。

　　 目前,针对双面组合梁,国外较早开展了一定的研究和工程应用; 国内在此方面的研究和工程应用还比较少,且只限于桥梁工程领域,在民用建筑工程领域的研究应用较少。目前《钢结构设计标准》(GB 50017—2017) ^[2]对双面组合梁只列出了概念性条文,且仅针对箱形截面梁,而具体设计要求尚没有做出规定。因此,有必要对双面组合梁的基本力学性能开展研究工作,完善相应的分析和设计方法,以便于工程应用 ^[3]。

　　 本文采用有限元方法对双面组合梁进行模拟,采取变参数和对比的方式,研究各参数对抗弯刚度和极限承载力的影响,与单面组合梁进行对比分析; 并结合有限元模拟结果,进行试验方案和试件的设计,将试验结果与有限元模拟结果进行对比。

　　 为研究双面组合梁的受力性能,并比较下部混凝土板不同参数对双面组合梁抗弯刚度和极限承载力的影响,设计了两跨连续组合梁模型,模型尺寸依据本课题示范应用工程相关尺寸,按照1∶3进行缩尺并对部分尺寸微调后选定,如图1所示。H型钢截面为250×100×6×8,箱形截面边柱和中柱钢板厚度分别为12mm和8mm。

　　 采用通用有限元软件ABAQUS进行建模,分析双面组合梁的力学性能,并据此设计试验方案。混凝土采用三维线性减缩积分六面体单元C3D8R; 钢板采用六节点线性有限薄膜应变减缩积分四边形壳单元S4R; 钢筋采用三维二节点杆单元T3D2。

　　 将模型中梁柱节点和荷载作用处的网格单元进行细化,以提高重要部位的计算精度,其他部分网格划分较稀疏,以缩短模型计算时间。

　　 混凝土材料采用ABABQUS软件自带的塑性损伤模型,相关参数的设置中,膨胀角取30°,流动势能偏移值取0.1,初始双轴与单轴抗压屈服应力比取1.16,拉伸与压缩子午面第二应力不变量的比值取0.667,黏性系数取0.000 01。

　　 钢梁上下翼缘与上部和下部混凝土板的接触关系均采用Tie约束,模拟组合梁栓钉完全抗剪连接的情况,不考虑混凝土板与钢梁之间的界面滑移效应; 钢筋采用嵌入方式与混凝土连接; 下部混凝土板端部与中柱的接触部分法向采用“硬接触”,切向为零; 边柱的上下端和中柱的底部采用完全固接,模型如图2所示。

　　 钢筋强度等级采用HRB335,屈服强度σ_y取335MPa,极限强度σ_u取455MPa; 钢梁强度等级采用Q345,屈服强度σ_y取345MPa,极限强度σ_u取470MPa; 所用钢材的单轴应力-应变关系如图3所示(图中ε_y为钢材屈服应变,ε_u为钢材及限应变),采用双折线模型,包括弹性段和强化段。

　　 弹性模量E_s均取2.06×10⁵MPa,泊松比ν_s取0.3; 混凝土强度等级为C30,采用ABAQUS材料模型库中的混凝土塑性损伤模型,混凝土本构模型采用《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010) ^[4]中提供的单轴拉、压应力-应变关系曲线,如图4所示。图中σ_c,r为峰值压应力; ε_c,u为应力-应变曲线下降段应力0.5σ_c,r时对应的混凝土压应变; ε_t,r为峰值拉应变; σ_t,r为峰值拉应力。

　　 本文采用张彦玲 ^[5]完成的连续组合梁试验来验证上述有限元模型的合理性。使用ABAQUS软件采用本文的建模方法,对文献[5]中的SCB1试件进行有限元分析,模拟结果如图5所示。从图中可以看出有限元模拟得出的荷载-位移曲线与其试验结果基本吻合,误差较小。

　　 由上述对比分析可以得出,本文的有限元建模方法可以较好地模拟组合梁的受力性能。

　　 双面组合梁有限元模型分别以下部混凝土板的宽度、厚度和长度三个参数为变量进行有限元模拟计算,如表1所示。

　　 模型荷载作用在每跨梁的三分点处,同步向下加载直至破坏,破坏时梁的最终变形模拟结果如图6所示。

　　 有限元模拟结果表明,相比于单面组合梁,双面组合梁在抗弯刚度和极限承载力方面具有明显优势。这主要是由于下部混凝土板可以有效分担钢梁下翼缘的压力,延缓钢梁达到破坏极限的时间,增强组合梁的截面刚度和稳定性。

　　 为便于分析,有限元模拟计算得到的荷载-位移曲线数据均采用R·Park法 ^[6,7]定义组合梁的屈服位移、屈服荷载、刚度等特征值,如图7所示。图中P_max为极限荷载;P_y为屈服荷载;X_y为屈服位移。

　　 经计算,下部混凝土板厚度不同时组合梁荷载-位移曲线对比结果如图8所示。相对于单面组合梁,双面组合梁的抗弯刚度和极限承载力提高幅度见表2。

　　 由图8及表2可以得出,随着下部混凝土板厚度的加大,其对双面组合梁抗弯刚度和极限承载力的提高幅度也在增加,同时试件的位移延性也有所增长,表现出良好的变形能力 ^[8,9]。为解释其中的原因,可将其受力模型进行简化,如图9所示。

　　 将下部混凝土板端部和上部平面的合力作用点连线简化为斜杆AB,在受力过程中,随着外荷载的加大,组合梁绕梁柱节点转动产生位移,与钢梁下翼缘连接的下部混凝土板也随之产生转动,其与柱相接触的端部(A点)混凝土受到挤压,开始分担钢梁下翼缘(B点)传来的压力。随着下部混凝土板厚度的加大,相应的混凝土端部合力作用点A向下移动,斜杆AB的倾斜角度增大,其分担的组合梁压力的竖向分力F₁增加,从而对于提高组合梁抗弯刚度和极限承载力的贡献也就越大。

　　 经计算,下部混凝土板长度不同时组合梁荷载-位移曲线对比结果如图10所示。相对于单面组合梁,双面组合梁抗弯刚度和极限承载力提高幅度见表3。

　　 由图10及表3可以看出,随着下部混凝土板长度的加大,双面组合梁的抗弯刚度和极限承载力有所提高,但提高幅度并不明显,同时试件的位移延性也变化不大,但试件仍表现出良好的变形能力。这是因为随着下部混凝土板长度的加大,其与钢梁下翼缘的接触面积在增加,理论上其界面间的水平抗剪承载力应当提高。但是由于下部混凝土的强度并未改变,随着钢梁在外荷载的作用下变形逐步变大,下部混凝土板分担的压力也在增长,最终下部混凝土板端部首先破坏。因此下部混凝土板长度的变化对于组合梁抗弯刚度和极限承载力的影响并不明显。但这也并非意味着下部混凝土板长度越短越好。综合考虑,建议双面组合梁下部混凝土板最优长度取值应略小于负弯矩区理论计算长度。

　　 经计算,下部混凝土板宽度不同时组合梁荷载-位移曲线对比结果如图11所示。相对于单面组合梁,双面组合梁抗弯刚度和极限承载力提高值见表4。

　　 由图11及表4可知,下部混凝土板宽度的变化对试件的位移延性影响不大,试件仍具有良好的变形能力。同时由模拟结果可以看出,当下部混凝土板宽度方向全部与柱接触时,随着下部混凝土板宽度的增加,双面组合梁抗弯刚度和极限承载力增大。但当下部混凝土板宽度超出柱宽度范围后,双面组合梁抗弯刚度和极限承载力不再增大,这是由于当板宽超出柱范围后,超出的混凝土板部分单元应力很小,对钢梁下翼缘分担的压力几乎可以忽略不计。故当板宽超过一定幅度后,双面组合梁抗弯刚度和极限承载力不再随板宽的增大而提高。这说明下部混凝土板宽度的取值和下部混凝土板端部与边柱的接触面积的大小有关。经计算,下部混凝土板最优宽度尺寸为与柱同宽。

　　 依据上述有限元模拟结果,设计制作了一个普通单面组合梁和一个双面组合梁试件,进行对比试验,试件截面如图12所示 ^[10,11]。试件编号分别为SCB5和SCB6。钢梁为Q345B焊接工字钢,截面为H250×140×6×8;柱为Q345B箱形截面钢柱,中柱截面为200×12,边柱截面为300×12; 混凝土保护层厚度为20mm,试件所用混凝土强度等级均为C30,分布钢筋和纵向受力钢筋均为HRB400,直径6mm; 所用栓钉型号为M13×60,4.6级,自动焊,承载力设计值37.36kN。试件关键参数见表5。

　　 首批试验试件已在加工厂加工完成,试验于北京工业大学结构实验室内进行。试件制作及安装照片如图13所示。

　　 试件就位后进行几何对中。两个千斤顶分别作用在每跨的分载梁上,并由分载梁将荷载平均分配作用在每跨梁的三分点处,采用荷载控制同步向下加载,如图14所示。

　　 在正式试验前,进行几次预加载,逐级施加0.5kN的荷载(预加载值小于开裂荷载计算值的30%),检查并确认加载设备仪器工作正常后卸载,然后进行正式加载 ^[12]。

　　 本试验采用分级加载方法,在开裂之前,每级加载2kN,在临近开裂荷载预估值时,减小施加荷载的步长至每级1kN。开裂荷载取发现第一条裂缝所对应的荷载及其前一级荷载的平均值。当试验梁中支座上部混凝土板开裂后,恢复正常加载,正常加载的每级荷载增量确定为5kN。加载达到试验梁中支座控制截面型钢屈服荷载预估值的80%以后,每级加载量降低为3kN; 当监测到屈服荷载时,按照位移控制加载,每级加载量为屈服位移的1.2倍。直到荷载值降低至极限荷载的85%时,判定试件破坏,停止加载。

　　 加载过程中,应保证加载的连续性和均匀性,每级荷载持荷10min左右,期间注意记录加载过程中每级对应的荷载值,在逐级加载的间隙,注意观察裂缝的出现和扩展情况,及时拍照,并记录1～3条主要裂缝的开展情况以及各个测点的读数值。当主裂缝宽度超过1.5mm时,不再记录裂缝的开展情况。并采集数据,记录试验现象。

　　 对试验梁施加的荷载大小通过千斤顶上方的力传感器测得。在加载过程中的变形通过布置于支座和梁端的位移计测得,支座沉降采用布置于支座处的位移计测得。加载过程中粘贴于纵向受力钢筋、H型钢上、下翼缘及上下混凝土板表面的应变片读数通过DH-3816静态电阻测试系统采集。用裂缝观测仪观测裂缝宽度。在试验开始之前,对试验中将使用的各种仪器、仪表进行严格标定,以确保试验数据的准确 ^[13]。

　　 试件测点布置如图15所示。测点布置主要考虑以下几点:挠度和转角能够反映组合梁受力的整体性能,故在梁端和梁根部分别布设了位移计和转角计; 钢材和混凝土的应变可以反映材料的实际受力情况,可以依次判定组合梁的受力分布情况,同时为了测量沿上部混凝土板宽度方向的内力分布情况,以研究剪力滞后效应对组合梁上部混凝土板有效受力宽度的影响情况,在钢梁、钢筋和混凝土板上布设了电阻式应变片,应变片布置的位置参考ABAQUS数值模拟结果选定 ^[14]; 混凝土板与钢梁之间虽然有栓钉连接,但在实际受力过程中,界面之间依然存在滑移,为了测定滑移量的大小,在钢梁与混凝土板之间布设了导杆式滑移计。

　　 采用本文模拟方法对试件SCB5进行有限元模拟计算,将荷载-位移曲线有限元模拟结果与试验结果对比 ^[15,16],如图16所示。有限元模拟结果与试验结果相差无几,误差可控,表明本文的有限元模拟方法可靠。

　　 (1)同普通单面组合梁相比,在抗弯刚度和极限承载力方面,双面组合梁具有明显优势,适用于大跨度、重荷载连续组合梁结构。

　　 (2)双面组合梁下部混凝土板厚度对组合梁抗弯刚度和和极限承载力的影响较大; 下部混凝土板宽度仅在柱宽范围内对组合梁的抗弯刚度和极限承载力有影响; 下部混凝土板长度对组合梁抗弯刚度和极限承载力的影响不明显。