腹板開洞型抗剪連接件的抗震性能試驗研究

王雪飛, 曾思智,4*, 黃海, 胡淑軍

(1.贛州建工集團有限公司, 江西 贛州 341000;2.江西中煤建設集團有限公司, 江西 南昌 330001;3.南昌大學 建筑工程學院, 江西 南昌 330031;4.贛州建筑工業化有限公司, 江西 贛州 341007)

在鋼與混凝土之間合理設置抗剪連接件可保證兩者協同工作,并將鋼構件上的剪力有效傳遞至混凝土中,使兩者形成可靠連接[1-3]。目前,常用抗剪連接件包括圓柱頭焊接釘[4]、槽鋼[5]、抗拔不抗剪[6]和開孔鋼板連接件[7]等形式,可使鋼與混凝土組合樓板之間形成可靠連接。將Y形偏心鋼支撐[8]引入裝配式混凝土框架結構中,可有效提高其抗側剛度和抗震性能等[9]。在往復荷載作用下,混凝土梁柱與鋼支撐節點主要受壓力-彎矩-剪力或拉力-彎矩-剪力共同作用,且存在開合效應等問題[10]。為此,在裝配式混凝土梁端采用鉸接連接,形成一種裝配式混凝土梁柱-鋼支撐組合節點,其特點包括:支撐連接板在梁柱上的剪力由抗剪連接件承擔,且滑移值小于1 mm;其他內力由對穿螺桿承擔,可有效實現彎剪分離[11],如圖1所示。然而,上述抗剪連接件存在承載力弱、剛度小和變形大等問題,無法滿足該節點受剪性能。

圖1 裝配式混凝土梁柱-鋼支撐組合節點Fig.1 Precast concrete beam and column-to-steel brace composite connection

Hu等[11]對一字型、十字型和十字帶側板型抗剪連接件的抗剪承載力研究,指出十字帶側板力學性能最優,且具有承載力大、變形小、預定荷載下損傷小等特點;Zhao等[12]在鋼梁與剪力墻間的連接處設置預埋銓釘、預埋錨桿、預埋H型鋼和預埋槽鋼等方式,可在混凝土柱與鋼梁之間實現可靠連接;王濤等[13]提出了3種用于鋼連梁預埋端板構造方法:純錨筋、角鋼加抗剪板和錨筋加抗剪板,均能滿足承載力要求,并驗證了彎剪分離設計方法的可靠性;劉陽等[14]提出一種改進型鋼連梁-鋼板混凝土組合剪力墻結構,并研究了鋼連梁跨高比和加勁肋布置方式對結構抗震性能的影響。盡管以上抗剪連接件具有承載力和剛度大等特點,但在裝配式混凝土梁柱中使用時,不利于與對穿螺桿受彎承載共同使用。另外,由于裝配式混凝土梁柱預制時主要采用水平澆筑,抗剪連接件的使用還需考慮混凝土澆筑時的密實度問題[15]。

因此,裝配式混凝土梁柱-鋼支撐組合節點中抗剪連接件需同時具有剛度大、承載力大、變形小、易澆筑等特點。為此,本項目提出一種新型腹板開洞型抗剪連接件，設計并制作4個考慮腹板布置形式的腹板開洞型抗剪連接件試驗模型,并進行往復荷載作用下的受剪性能研究,得到其滯回曲線和剪力-應變曲線等,為其在相應結構中的分析和應用提供理論基礎。

1.1 試件模型及材料性能

試件模型。設計4個腹板開洞型抗剪件模型RWC-1，RWC-2，…，RWC-4,以研究其抗剪性能。各模型的加載鋼梁和混凝土梁尺寸相等,且各腹板開洞型抗剪連接件材質為Q345,混凝土強度等級均為C30,尺寸如圖2所示。加載鋼梁的尺寸為H 250 mm×125 mm×6 mm×8 mm,材質為Q345;兩側混凝土梁的截面尺寸為590 mm×250 mm×300 mm(長度×寬度×高度);箍筋直徑為8 mm,牌號HRB335;縱筋直徑為16 mm,牌號HRB400;抗剪連接件端板截面尺寸為400 mm×160 mm×10 mm(長度×寬度×高度)。

試件RWC-1、RWC-4中4塊腹板豎向設置,尺寸為40 mm×12 mm,間距為50 mm;RWC-2中4塊腹板水平設置,尺寸為40 mm×12 mm,間距為80 mm;RWC-3中4塊腹板豎向設置,兩端尺寸為40 mm×16 mm,中間2塊腹板尺寸為40 mm×8 mm,間距為80 mm。

(a) 試件RWC-1、RWC-3、RWC-4

(b) 試件RWC-2

試驗模型采用了厚度為6、8、10、12 mm的鋼板和直徑為8、16 mm的箍筋，強度等級為C30的混凝土平均軸心抗壓強度標準值為18.5 MPa。不同型號構件的材料性能見表1。

表1 材料力學參數Tab.1 Mechanical properties for the specimens

1.2 加載裝置及制度

加載裝置。本次試驗在南昌大學結構實驗室進行。如圖3所示,試驗裝置包括反力架、作動器、墊梁、墊板、錨桿、螺栓、固定梁、試件等。作動器最大輸出荷載和位移分別為1 000 kN和600 mm。試驗加載前,豎向作動器上端與固定梁連接,以對試件施加豎向往復荷載;混凝土梁下端放置在墊梁上端,混凝土梁上端設置墊板,且在墊板與墊梁上翼緣之間采用錨桿將混凝土梁固定。另外,整個試驗裝置底部均通過地錨螺栓與地槽固定相連(試驗裝置中未畫出)。

(a) 正面圖 (b) 側面圖

加載制度。試件RWC-1、RWC-2、RWC-3采用力控制的往復加載方式[16],加載速率為1 kN/m。第1級荷載為100 kN,之后每級荷載增幅為100 kN,每級荷載循環3次;每級荷載結束后停止3 min后進入下一級荷載。在當級荷載不同循環次數加載時位移差明顯增大后,下一級荷載增幅減小至50 kN,直至試件破壞。試件RWC-4采用單調位移加載方式。

1.3 量測方案

對試件RWC-1、RWC-2、RWC-3的量測內容主要包括荷載、位移和關鍵截面應變。其中,為防止加載鋼梁、固定梁和反力架等變形對試件實際位移產生影響,分別在加載鋼梁的上端和下端Ⅰ、Ⅱ位置各設置一個位移計,如圖4(a)所示。對應變的測量,在RWC-1、RWC-2、RWC-3的4塊腹板上距加載鋼梁翼緣50 mm處分別設置S1、S2、S3和S4,如圖4(b)所示。各應變計測量的量程為0.15。

(a) 位移計 (b) 應變測量

2.1 試件RWC-1

在往復加載作用下,RWC-1的破壞形態如圖5(a)所示。加載初期,在第1、2、3級荷載目標值分別為100、200、300 kN時,混凝土梁未發生任何開裂和變形。第4級(0-±400 kN)加載中,第2次受拉(荷載為負)時,抗剪連接件與混凝土梁側面第1個抗剪腹板(由上至下分別為第1、2、3、4個)處出現1號裂縫并向上蔓延;第3次受壓時,正向距側面50 mm底部出現一條2號豎向裂縫。第5級(0～±450 kN)加載中,第1次受壓時,側面第3個抗剪腹板向上發展一條3號斜裂縫;第2次受拉且荷載值為-380 kN時,第2個抗剪腹板正面與側面相交處向上發展一條4號斜裂縫;荷載值為-450 kN時,正面頂部出現斜裂縫并向下部發展至第4抗剪腹板上端;第3次受壓且荷載值為360 kN時,正向第3、4個抗剪腹板上分別發展6號水平裂縫和7號豎向裂縫;第3次受拉且荷載為-320 kN時,2號裂縫上端開始發展8號斜裂縫,并向上繼續發展9號裂縫與6號裂縫相交;繼續受拉加載時,正向側面底部分別出現10號豎向短裂縫和11號豎向長裂縫。隨后,在6號與9號裂縫相交處,沿9號裂縫方向發展12號豎向裂縫,且在側面第3個抗剪腹板上端發展13號水平裂縫。至此,混凝土出現壓潰現象,試件達到極限狀態。

2.2 試件RWC-2

往復加載下,RWC-2破壞過程和形態如圖5(b)所示。在達到第1、2級荷載目標值分別為100、200 kN時,混凝土梁未發生任何開裂和變形,滑移值分別為0.10、0.21 mm。第3級(0～±300 kN)加載中,混凝土未出現開裂現象,但滑移值已達到0.71 mm,進入了彈塑性階段。第4級(0～±400 kN)加載中,第2次受壓時,在側面第1、2個抗剪腹板上端沿上部分別出現1、2號斜裂縫;第5級(0-±450 kN)加載中,第1次受壓時,側面2號裂縫下方由上至下發別出現3、4、6、5號水平裂縫。繼續加開載至第6級(0～±500 kN),第3次受拉且荷載為-430 kN時,4號裂縫向正向發展出長約50 mm的水平裂縫;荷載為-430 kN時,3號裂縫經第3、2個抗剪腹板發展貫穿整個正面的3號延長斜裂縫,并到達第1個抗剪腹板下方。隨后,混凝土被壓潰,加載結束。

2.3 試件RWC-3

往復荷載下,試件RWC-3的破壞過程和形態如圖5(c)所示。第1、2級加載中,混凝土梁上同樣未發生任何開裂和變形。第3級(0～±300 kN)加載中,第3次受拉且荷載為-280 kN時,側面第1個抗剪腹板中間出現1號斜裂縫。第4級(0～±400 kN)加載中,第2次受壓且荷載為317 kN時,側面第4個抗剪腹板處向上發展2號斜裂縫;繼續加載至330 kN,側面第二抗剪腹板處出現3號水平斜裂縫;第2次受拉且荷載為350 kN時,側面第三抗剪腹板向第一腹板方向發展4號斜裂縫,并向正面繼續發展;第3次受壓時,側面距底部40、70、100 mm處分別出現5號、6號和7號水平裂縫,且7號裂縫向正面沿第4、3、2個抗剪腹板繼續發展成斜裂縫;第3次受拉時,正向頂部出現8號水平裂縫,并在第1個抗剪腹板右側距端部80 mm處出現9號斜裂縫。第5級(0～±450 kN)加載中,第1次受壓時,沿正面頂部中間向下至第2個抗剪腹板處出現10號斜裂縫;第1次受拉且荷載為-420 kN時,10號裂縫中部向右上方發展11號短斜裂縫;第2次受拉時,向下發展12號斜裂縫至第二抗剪腹板上方。第6級(0～±500 kN)加載中,第1次受拉且荷載為-450 kN時,7號裂縫迅速蔓延,且混凝土開始出現明顯壓潰;第1次受壓且荷載為410 kN時,正面左側距底部40 mm處開始向上產生13號斜裂縫,并沿第4、3個抗剪腹板中部發展。荷載繼續增加時,混凝土出現明顯破壞,試驗結束。

2.4 試件RWC-4

單向加載下,試件RWC-4的破壞過程和形態如圖5(d)所示。當荷載小于300 kN時,混凝土梁未發生任何損傷。荷載達到340 kN時,側面底部70 mm處向右上方產生1號斜裂縫;荷載為370 kN時,在第2、3個抗剪腹板間產生側面2號斜裂縫,并向正向產生一段50 mm的水平裂縫后,向第3、4個抗剪腹板方向產生3號斜裂縫。隨后,荷載為440 kN時,側面第1個抗剪腹板上方出現4號斜裂縫,且1號裂縫向正面發展長度約為20 mm的5號水平短裂縫。荷載為480 kN時,側面第2個抗剪腹板上方出現6號斜裂縫;荷載為540 kN時,側面底部產生7號斜裂縫。當荷載達到620 kN時,抗剪連接件滑移急速增大且荷載下降,隨后試件破壞并停止加載。

(a) 試件RWC-1

(b) 試件RWC-2

(c) 試件RWC-3

(d) 試件RWC-4

以上分析表明,4個腹板開洞型抗剪連接件的破壞形態基本一致,主要表現為:各抗剪腹板與混凝土梁側面連接處首先出現橫向裂縫,并向正面發展;隨著荷載增大,裂縫在各抗剪腹板之間產生并擴展。加載后期,各試件滑移值增大明顯,抗剪連接件附近的裂縫增多,且混凝土在墊板和墊梁間受壓并出現部分壓潰現象,最終達到極限承載力。試件RWC-1和RWC-3產生的裂縫數較多,而試件RWC-2在達到極限荷載時裂縫數較少。另外,往復加載與單向加載的裂縫數量和極限承載力有較大差異。

3.1 滯回曲線

在往復荷載作用下,試件RWC-1，RWC-2，…，RWC-4的剪力-位移曲線如圖6所示,可以看出，試件RWC-1、RWC-2、RWC-3的曲線總體趨于對稱。4個試件的剪力-滑移曲線走勢基本相同,大致可分為3個階段:①初始彈性階段。試件均未產生裂縫,混凝土和抗剪連接件均處于彈性,剪力與位移成正比。②彈塑性階段。剪力加載約至極限荷載60%～70%時,試件裂縫逐漸增多,曲線斜率開始減小。③破壞階段。加載后期,各試件均出現較多裂縫,位移隨荷載的增大而急劇增大,直至試件破壞。

各試件在不同加載步下的力和位移值見表2。對比試件RWC-1和RWC-2可知,將抗剪腹板由豎向轉至水平布置,最大荷載由450 kN小幅增大至500 kN,但極限位移由0.98 mm增大至3.09 mm。對比試件RWC-1和RWC-3可知,改變豎向抗剪腹板厚度,最大荷載由450 kN增加至500 kN,極限位移由0.98 mm增大至1.07 mm,且試件在拉壓作用下的承載力和延性也變化較小。當試件的預定荷載為450 kN時,試件RWC-1、RWC-2和RWC-3的位移分別為0.98、2.59 、0.72 mm,試件RWC-1和RWC-3能滿足預期荷載下位移小于1 mm的要求,并適用于該種裝配式混凝土梁柱-鋼支撐組合節點中。另外,對比試件RWC-1和RWC-4可知,加載方式由往復加載改為單向加載,最大荷載由450 kN小幅增大至620 kN,極限位移由0.98 mm增大至1.47 mm,這主要是混凝土未受往復荷載的累積損傷。

(a) 試件RWC-1

(b) 試件RWC-2

(c) 試件RWC-3

(d) 試件RWC-4

表2 不同加載步下試件的荷載和位移Tab.1 Bearing capacity and displacement of specimens under different loading step

3.2 骨架曲線

試件RWC-1，RWC-2，…，RWC-4的骨架曲線如圖7所示。試件RWC-1和RWC-2的初始剛度分別為954、946 kN/mm,即改變抗剪腹板方向對其初始剛度無明顯影響;試件進入彈塑性后,試件RWC-2的剛度明顯減小,并導致極限荷載下位移值增大。試件RWC-3的初始剛度為1 435 kN/mm,較試件RWC-1的初始剛度提高50.42%,原因可能是兩端抗剪腹板的承載最大,增大該處截面可有效提高其初始剛度,且2個構件在進入彈塑性和塑性階段后極限位移值基本相同。試件RWC-4的初始剛度為1 141 kN/mm,較試件RWC-1的初始剛度提高19.60%，因此,增加兩端的抗剪腹板面積是提高構件初始剛度最有效途徑,且可提高構件承載力和減小極限位移。單向加載也可增大構件的初始剛度,但改變抗剪腹板方向對初始剛度的影響較小。

圖7 不同試件的骨架曲線Fig.7 Bond curve of different specimens

3.3 剪力-應變曲線

由于試件RWC-1，RWC-2，…， RWC-4中所得測點S1的應變最大,故取該點的剪力-應變曲線為研究對象,如圖8所示。試件RWC-1受壓和受拉作用下最大應變值為1 856με和1 515με;試件RWC-2加載至第6級荷載時,受壓和受拉作用下最大應變值為2 782με和2 903με;試件RWC-3在加載至第6級荷載時,受壓和受拉作用下最大應變值為844με和1 341με;試件RWC-4在壓力作用下的最大應變值為2 843με?；诓男苑治隹芍?8、10、12 mm厚鋼材的屈服應變為2 359με、2 302με和2 409με,即試件RWC-1和RWC-3的最大應變值小于相應板件屈服值,整個受力過程中2種抗剪連接件均處于彈性,這是由于這2種試件的變形值較小。試件RWC-2的應變值大于板件屈服值,主要是試件達到極限荷載時變形值過大所導致。另外,單向加載時最大應變已超過板件屈服值并進入塑性狀態,此時極限荷載大于其他3種試件荷載,且變形值也相應增大。

(a) 試件RWC-1

(b) 試件RWC-2

(c) 試件RWC-3

(d) 試件RWC-4

本文對所提出的腹板開洞型抗剪連接件的抗震性能進行試驗研究,得到以下結論:

① 4個試件的破壞形態基本一致,首先各抗剪腹板與混凝土梁側面連接處出現橫向裂縫,并向正面和各抗剪腹板之間產生并擴展;隨后各試件滑移值增大明顯,抗剪連接件附近裂縫增多,且混凝土出現部分壓潰現象,最終達到極限承載力。

② 4個試件的剪力-滑移曲線走勢基本相同,均可分為初始彈性階段、彈塑性階段和破壞階段?？辜舾拱遑Q向或水平布置,對其承載力和初始剛度影響較小,但對彈塑性和破壞階段位移值影響非常大。加載方式對抗剪連接件的力學性能影響明顯。

③ 預定荷載為450 kN時,試件RWC-1、RWC-2、RWC-3的位移分別為0.98、2.59、0.72 mm,即腹板豎向布置時位移小于1 mm,適用于裝配式混凝土梁柱-鋼支撐節點中。腹板開洞型抗剪連接設計時,宜采用腹板兩端大、中間小的形式。