型钢混凝土又称钢骨混凝土 ^[1,2,3,4,5](Steel Reinforced Concrete,简称SRC)。鉴于其刚度大、延性好、防火防腐蚀性能好、抗震能力强等一系列优点,被越来越广泛地应用于高层及高耸结构、对抗震要求较高的结构、对承载力要求较高的结构等。

　　 由于偏心受拉型钢混凝土构件破坏机理复杂,试验实现方式困难,造成了国内外对型钢混凝土构件的偏心受拉性能研究较少。只有日本的南宏一、贞末和史、伊藤伦夫、大庭秀治、藤原大英等学者对埋入式和非埋入式型钢混凝土柱脚节点偏心受拉柱脚节点进行了少量“系统”研究 ^[6,7,8]。直至2012年,我国首次在《组合结构设计规范》(JGL 138—2016) ^[9]中给出了关于型钢混凝土拉弯构件正截面承载力的计算公式。然而设计规范中的计算公式,只是单纯根据截面应变的平截面假定进行理论推导,还需进一步的试验论证,为此我国重庆大学的韩文涛 ^[10]、陈茜 ^[11]运用OpenSees有限元模拟程序对型钢混凝土拉弯构件正截面承载力进行了相关模拟研究,发现规范理论公式与试验结果存在较大误差,需要进一步论证。

　　 所以本文在分析比较相关型钢混凝土构件偏心受拉试验研究方法的基础上,通过自行研发拉压转换装置,对12根型钢混凝土受拉构件进行了试验研究。全方面分析偏心距大小、纵筋配筋率、型钢腹板厚度、型钢翼缘厚度以及配钢率对型钢混凝土轴心受拉、偏心受拉构件的破坏形态、抗拉承载力、侧向位移、裂缝以及型钢和钢筋应变的影响。本文研究成果可以为型钢混凝土受拉构件的使用提供理论和试验的支撑,同时也可以为现有型钢混凝土抗拉构件规范制定提供参考。

　　 根据试验目的并参考国内外研究成果,共设计了12根型钢混凝土受拉试件,其力学性能指标见表1。主要从偏心距大小、纵筋配筋率、型钢腹板厚度、型钢翼缘厚度以及配钢率进行参数设计,见表2。试件的总长度为2 040mm,除去上下端头板厚度各20mm,试件的净长度为2 000mm,中部浇筑C40混凝土,经材性试验测得轴心抗压强度为40.5MPa,轴心抗拉强度为2.39MPa。混凝土构件的长度为1 700mm,截面尺寸为200mm×200mm; 内置H型钢,强度等级为Q235,型钢的高×宽为100mm×100mm,H型钢的翼缘与腹板之间为焊接,其焊脚尺寸为8mm,翼缘和腹板的厚度各有差异,主要有6,8mm两种。为了将试件与加载装置相连接,试件端头需焊接两块端头板。轴心受拉试件的端头板尺寸为200mm×260mm×20mm,偏心受拉试件的端头板尺寸为300mm×260mm×20mm,试件的上下端头有加劲板加固,保证试件受拉时端头不会先于试件发生破坏,轴心受拉试件端头的两侧各有三块50mm×80mm×20mm的小加劲板,而偏心受拉试件一侧布置三块50mm×80mm×20mm的小加劲板,另一侧布置一块多边形的大加劲板; H型钢周围配有箍筋和纵筋,箍筋均为6.5@100,纵筋有46.5和412两种,均沿试件纵向通长配置; 沿H型钢翼缘外侧纵向通长布置栓钉,分两排布置,栓钉的法向间距为50mm,纵向间距为100mm,布置简图如图1所示。

　　 鉴于抗拉构件的截面尺寸较大且计算极限承载力较高,普通的拉力试验机无法满足试验需求。为此本课题组研发了一个反力装置,结合实验室现有的500t压力机,可对构件施加拉力作用。为了保证该加载装置的强度同时减小装置的体积,该加载装置主要采用Q345钢材,其余横向约束构件则采用的是Q235钢材,加载装置如图2所示。

　　 试验加载方法按照我国《混凝土结构试验方法标准》(GB 50152—2012)。首先以5kN进行预加载,确保试验仪器正常工作,然后卸载,再采用慢速连续加载,并开始采集数据。在加载初期,每级加载约为计算开裂荷载的 1/10,当试件出现裂缝后,以 1kN/s速度加载,直至试件荷载下降至峰值荷载的85%,停止加载。

　　 轴心及偏心受拉试件应变片布置方式相同,如图3所示。均沿型钢腹板及翼缘腹中法向布置三个5mm×3mm应变片,沿混凝土腹中侧表面法向布置五个100mm×3mm应变片,沿混凝土腹中受拉面与受压面法向各布置三个100mm×3mm应变片。此外,为了监测试件跨中位移及法向水平位移变化情况,沿试件受拉侧纵向布置3个位移计。

　　 试件应变数据由静态应变测试仪全程采集,采集频率为2s/次。试验时人工观察试件在加载过程中的开裂、裂缝发展等各种试验现象。

　　 本次试验的12根试件具有三种破坏形态(图4)。1)轴心受拉破坏:试件腹中混凝土两侧开裂情况严重,大量裂缝法向贯通,在构件的上下两端均出现若干条纵向劈裂裂缝。型钢两侧翼缘均发生局部屈服。除此之外,试件ZLGL-6.5-6×6在达到极限承载力后,出现型钢拉断破坏,破坏形态如图4(a)所示。 2)小偏心受拉破坏:试件腹中混凝土受压侧开裂不明显,裂缝开展情况较少,但受拉侧混凝土开裂严重,大量裂缝法向贯通。构件上下两端混凝土沿法向及纵向开裂破坏。型钢受拉翼缘出现明显屈服,破坏形态如图4(b)所示。3)大偏心受拉破坏:试件侧向弯曲严重,跨中起拱明显,呈现出明显的受压、受拉侧。试件腹中受压侧混凝土压碎破坏,受拉侧混凝土出现大量法向贯穿裂缝,个别试件出现受拉侧混凝土部分剥落的情况。型钢受拉翼缘发生局部屈服,破坏形态如图4(c)所示。

　　 由试验结果可知,轴心受拉试件与偏心受拉试件的开裂荷载受其他变量影响较小,在偏心率一致的情况下,开裂荷载基本相同。就屈服荷载和极限荷载而言,随着试件偏心距的增大,荷载-应变增速越低,其承载力下降情况越明显,分层现象越严重,且试件达到极限承载力的速率越快,试件承载力具体试验值如表3所示。

　　 由试验结果可知,轴心受拉试件在加载全过程中侧向位移小于1mm,跨中截面没有出现起拱现象。小偏心受拉试件,在屈服荷载前,跨中起拱现象不明显,伴随着型钢屈服,试件纵向位移迅速增加,跨中逐渐开始起拱,最终用钢量最小的小偏心受拉试件PLGL-6.5-6×6-15破坏时侧向位移为6.34mm。大偏心受拉试件,在开裂荷载前,跨中起拱现象不明显,但是随着中和轴的不断上移,受拉区裂缝不断加剧,跨中逐步起拱,当试件进入屈服阶段,受拉侧混凝土裂缝逐步贯穿,起拱幅度以肉眼可见的速率增加,最终用钢量最小的大偏心受拉试件PLGL-6.5-6×6-80破坏时侧向位移达到17.86mm,试件侧向位移试验值如表3所示。

　　 根据对试验进程的观察,可将受拉破坏试件的裂缝分为3种主要形态。1)法向受拉裂缝。无论是哪一种形式的试件,在轴向拉力作用下,混凝土受拉区都会出现法向受拉裂缝。一旦该裂缝形成并贯穿,意味着混凝土达到极限拉应变ε_u,混凝土受拉破坏,退出工作,荷载将全部转加至型钢及钢筋。该裂缝是所有受拉试件的破坏主裂缝。2)法向受压裂缝。大偏心受拉试件,由于偏心距较大,试件截面在中和轴的区分下,将形成混凝土受压区,随着荷载的不断增加,在弯矩作用下,法向受拉裂缝在受压区闭合而在受拉区进一步展开。当试件加载至屈服荷载时,法向受压裂缝开始形成,并沿着跨中法向开展,最终受压裂缝贯通,受压区混凝土破坏脱落。3)弯剪斜裂缝。大偏心受拉试件在法向受压裂缝出现后,在试件两侧弯剪区段开始出现60°斜裂缝,由于轴向拉力的作用,斜裂缝的宽度和角度比一般的受弯试件要大一些。由于弯剪段箍筋在试验后并未出现断裂,说明箍筋对剪力起到了有效的控制作用。该裂缝不是导致试件破坏的主要裂缝,试件最大裂缝具体试验值如表3所示。

　　 通过观测受拉型钢混凝土试件型钢翼缘和纵筋的电阻应变片,可得到型钢受拉翼缘及纵筋的荷载-应变规律(图5,6)。1)轴心受拉试件:加载初期不同设计参数下的型钢翼缘荷载-应变、纵筋荷载-应变增长一致,直到型钢翼缘受拉屈服。由于纵筋也参与叠加受力,所以在图5(a)型钢翼缘荷载-应变曲线中屈服段并不明显。在其他参数保持一致的前提下,采用型钢腹板厚度为8mm的试件能提高型钢翼缘及纵筋60%左右的承载力,使得试件性能得以大幅提升,且由于配钢率的提升,型钢塑性强化上升段也更为显著。而其他设计参数的改变对图5(a)型钢翼缘荷载-应变曲线影响不大。2)小偏心受拉试件:加载初期不同设计参数下的图5(b)型钢翼缘荷载-应变增长一致,但随着荷载的增加,配筋率大的试件型钢受拉翼缘最晚屈服,且如图6(b)所示,腹板厚度为6mm和8mm试件的纵筋荷载-应变曲线形态大致相同,比轴心受拉状态下有了明显提升。值得注意的是,由于偏心距带来的跨中型钢失稳、变形,增厚型钢腹板对提升试件承载力无显著作用。3)大偏心受拉试件:受拉型钢翼缘荷载-应变曲线在加载开始不久各试件就以自己的斜率开始发展,上升过程中多数试件没有出现明显的拐点,当达到极限荷载时,荷载-应变曲线迅速下降。原因在于,在大偏心距的作用下,试件中部严重起拱,型钢翼缘及纵筋不单单受到轴向拉力作用,还要受到巨大的弯矩作用,在综合受力的情况下,钢材较快的进入弹塑性阶段,且承载能力大幅下降,所以导致所有试件的极限承载力与极限应变较轴心受拉试件有着大幅下降,且各试件极限荷载区分度也进一步模糊。

　　 综合考虑所有参数,在保证变量只有偏心距的情况下可以将试件分为A(①②③),B(④⑤⑥),C(⑦⑨(11)),D(⑧⑩(12))四组,将表3中的数据分成三类进行影响分析。

　　 轴心受拉试件与偏心受拉试件的开裂荷载、屈服荷载及极限荷载与偏心距大小成反比。原因在于,随着荷载的增加,偏心距的影响越发明显。偏心距越大,试件跨中截面弯矩越大,偏心距对于跨中薄弱面的影响越严重,型钢受压翼缘更易出现起鼓、失稳等现象,从而导致试件承载力的迅速下降。且由于试件的塑性发展,截面弹性区不断减小,截面上拉应力合力与压应力之间的力臂缩短,内弯矩增量减小,外弯矩增量随着偏心距的增加成非线性增长,以至于承载力下降程度很大。

　　 将试件的荷载-位移曲线按偏心距组合对比分析,如图7所示,可直观地得到偏心距是导致荷载-位移变化的主要影响参数。偏心距越大,则试件的纵向位移越小。由曲线还可知,无论是轴心受拉试件还是偏心受拉试件,都没有明显的屈服段。原因在于试件中的型钢屈服时,纵筋还未达到屈服荷载,能继续以较小的应变承载竖向荷载,随着荷载的不断增加,试件斜率开始减小,但荷载-位移曲线还能保持继续增长。就这样,型钢的屈服段被纵筋进行了过渡。

　　 由试验结果可知,偏心距对侧向位移起决定作用。依据《组合结构设计规范》(JGL 138—2016) ^[9]中对偏心受拉构件位移计算描述可知,型钢混凝土框架梁在正常使用状态下的位移可依据构件刚度用结构力学进行计算。同理型钢混凝土构件中竖向轴力在偏心距的作用下会在构件中形成弯矩,其效果与梁等价。所以由结构力学可知:

　　 $f=\frac{1}{B{}_{\text{s}}}{\displaystyle \int \stackrel{—}{{\displaystyle {\rm M}}}}{\rm M}{}_{\text{p}}d{}_{\text{s}}=\frac{1}{B{}_{\text{s}}}\left(\frac{{\rm N}el{}_0}{2}\cdot \frac{l{}_0}{8}\right)\cdot 2=\frac{{\rm N}el{}_0^2}{8B{}_{\text{s}}}$

　　 式中:f为跨中位置对应的挠度;B_s为外荷载作用下对应的刚度;N为对构件施加偏心距为e的拉力值;e为偏心距;l₀为构件的计算长度。

　　 在位移公式中偏心距e与位移f成正比,改变偏心距e可对侧向位移起到线性影响。所以在其他参数都保持一致的前提下,以试件PLGL-6.5-6×8-15与试件PLGL-6.5-6×8-80为例,大偏心受拉试件的位移数值约为小偏心受拉试件的4倍。所以偏心距越大,则试件侧向挠曲越严重。

　　 试件屈服时的最大裂缝宽度与三类试件的偏心距大小成正比。原因在于,偏心距是产生侧向位移的主要原因,而变形又是产生裂缝的主要因素,所以偏心距对裂缝的开展起决定性作用。

　　 综合考虑所有参数,在保证变量只有配筋率的情况下可以将试件分为A(①④),B(②⑤),C(③⑥)三组,将表3中的数据分成三类进行影响分析。

　　 当配筋率从0.33%变为1.13%时,试件的承载力、侧向位移以及最大裂缝宽度均无明显变化,如图8所示。虽然在偏心状态下,配筋率的提升能使其荷载-应变曲线得到一定程度的增强,但横向对比所有试件,其增加量可忽略不计。其原因在于,型钢混凝土受拉试件中,型钢占了用钢量很高比重,相对于型钢来说,纵筋起到的作用就遭到弱化,而且在受拉试件中纵筋与混凝土非常容易产生滑移,这也是导致纵筋性能得不到充分体现的原因。

　　 以6×8型钢尺寸试件为例,如图9所示,当配筋率从0.33%增为1.13%时,总用钢量增加8.9%,偏心距为15mm试件跨中屈服最大位移由3.96mm减至3.87mm,降幅很小,说明在小偏心受拉试件中,纵筋发挥的抗弯作用不明显。而偏心距为80mm试件跨中屈服最大位移由11.07mm减至9.27mm,降幅达16%,说明在大偏心受拉试件中,由于偏心距产生的跨中弯矩很大,试件产生较大变形,纵筋配筋率的增大能一定程度提升试件抗弯作用。但经过对配筋率与配钢率的比较,配筋率对侧向位移的影响效用低,故不建议通过控制配筋率来减小侧向位移。

　　 依据试件的最大裂缝宽度以及裂缝实际分布情况,配筋率对裂缝宽度几乎不造成影响,原因在于混凝土抗拉强度很低,在拉力作用下极易开裂,受拉构件裂缝一旦形成与开展,混凝土与纵筋将极易产生粘结滑移。所以改变配筋率并不能对裂缝进行有效控制。

　　 综合考虑所有参数,在保证变量只有型钢腹板厚度或型钢翼缘厚度的情况下可以将试件分为A(①⑦⑧),B(②⑨⑩),C(③(11)(12))三组,将表3中的数据分成三类进行影响分析。

　　 由荷载-位移曲线图10(a)可知,提升轴心受拉试件的型钢腹板厚度能大幅增强试件的屈服荷载与极限荷载。原因在于,在没有偏心弯矩的干扰下,试件只受到单一轴力作用,钢材可以充分发挥其抗拉性能。再者增加型钢腹板厚度有利于提高型钢整体刚度,能在一定程度上改善平面扭转屈曲性能,使钢材的性能得以进一步发挥。

　　 当然由图10(b),(c)可知,当试件进入偏心受力状态,型钢截面的变化对承载力的影响将会随着偏心距的增加越来越弱。原因在于偏心弯矩容易导致拉弯试件平面内与平面外的整体失稳,由偏心拉弯构件边缘屈服准则可知。当构件处于弹性工作阶段,在最危险截面上,截面边缘处的最大应力达到屈服点需满足σ=N/A+M_x/W_x=f_y,其中σ为截面边缘达到屈服点时的最大应力;N为对构件施加的拉力值;M_x为验算截面处的拉力绕截面主轴x轴的弯矩值;W_x为验算截面处的拉力绕截面主轴x轴的截面模量。而截面模量与截面高度的四次方成正比,改变翼缘、腹板厚度并不能增大截面模量。

　　 当配筋率与偏心距一定时,增加偏心受拉试件型钢翼缘厚度能有效减小试件侧向位移,然而增加型钢腹板厚度对侧向位移几乎没有影响。由试验可知小偏心受拉试件型钢翼缘由6mm增加至8mm,试件用钢量增加20.3%,试件侧向位移由6.34mm下降至3.96 mm,降幅可达37.5%; 大偏心受拉试件型钢翼缘由6mm增加至8mm,试件用钢量增加20.3%,试件侧向位移由17.86mm下降至11.07 mm,降幅达38.1%。因此无论偏心距如何变化,提高型钢翼缘厚度能有效地提升截面的抗屈曲性能,能在利用最低用钢量的同时,最大限度的控制试件跨中的侧向位移。

　　 由于裂缝的形成及开展与试件的开裂荷载息息相关,试件开裂荷载越低,试件越容易出现裂缝,裂缝的发展越迅速。然而增加或减少型钢腹板及翼缘的厚度,并不能有效改善试件的承载能力,故其对裂缝宽度不产生影响。

　　 综合考虑所有参数,在保证变量只有配钢率的情况下可以将试件分为A(①⑦⑧),B(②⑨⑩),C(③(11)(12))三组,将表3中的数据分成三类进行影响分析。

　　 由图11可知,配钢率的变化对试件的开裂荷载影响很小,对试件的屈服荷载、极限荷载影响比较明显,配钢率越大,屈服荷载、极限荷载基本上是随之增大的,其中屈服荷载、极限荷载带有一定的随机性,会有个别现象出现,毕竟在偏心弯矩的干扰下,复合受力状态使得试件状态不再稳定。

　　 由于配钢率的改变是源于型钢腹板及翼缘宽度的调整,所以本节不再单独进行赘述。

　　 (1)在分析比较国内外型钢混凝土轴心受拉试验研究方法的基础上,提出了一套型钢混凝土构件轴心及偏心受拉性能试验研究的实施方案,对受拉试件的承载力、侧向位移、裂缝情况进行了详细的参数影响分析。

　　 (2)根据12根型钢混凝土轴心及偏心受拉构件的单调加载试验研究结果,对试验的设计、准备、执行、分析等各阶段进行了详细描述。通过观察试件的破坏形态,可将试件分为轴心受拉破坏、小偏心受拉破坏和大偏心受拉破坏三种形式。通过分析承载力试验值以及荷载-应变曲线可知偏心距是控制承载力大小的核心要素。通过研究裂缝的分布与开展情况,可将试件裂缝分为法向受拉裂缝、法向受压裂缝和弯剪斜裂缝三种形态。最后通过型钢受拉翼缘和纵筋荷载-应变曲线,可知随着偏心距的增大,型钢腹板厚度、型钢翼缘厚度、配钢率、偏心距以及配筋率对试件的影响越小。

　　 (3)由试验可知,在其他条件基本相同的情况下,偏心距越大,屈服荷载和极限荷载越小,侧向位移越大,裂缝越多,局部破坏越显著,型钢的最小拉应变越低,试件越容易破坏。所以在结构设计中要避免大偏心受拉试件的出现。

　　 (4)当型钢混凝土结构受到轴向拉力时,增加型钢腹板厚度,可有效提高截面强度,增加型钢整体刚度,能在一定程度上改善平面扭转屈曲性能。但是这种状态仅限于轴心受拉试件,一旦有偏心弯矩的参与,该种增强效果则会迅速渐弱。

　　 (5)无论是大偏心或是小偏心受拉试件,增大型钢翼缘宽度均能有效提高其抗屈曲性能,最大程度的控制侧向位移的大小。

　　 (6)由于混凝土的抗拉性能很差,在拉力作用下很早就退出工作,所以纵筋与混凝土极易发生粘结滑移。以至于纵筋过早的处于“消极”状态,无法对混凝土进行约束。且在型钢混凝土试件中纵筋占总用钢量很低比重,其对承载力的贡献也有限。所以本文建议在今后的型钢混凝土受拉试件的设计中,纵向受力筋按构造配筋即可,不建议增加纵筋截面面积来进行裂缝控制或提高试件承载力。