鋼筋混凝土組合梁端反對稱加載形式試驗研究

鋼筋混凝土組合梁端反對稱加載形式試驗研究

0節(jié)點節(jié)點試驗研究中間隔墻內(nèi)的混凝土砌塊是在國內(nèi)外兩層之間建造混凝土的組合。內(nèi)部外套筒取代了鋼筋，并限制了混凝土。該件材料具有抗彎剛性強、重量輕、抗疲勞防滑性能好、耐磁性強等特點。尤其適用于橋梁和海洋平臺的支撐柱、大直徑柱、大直徑柱、可能存在冷凍負荷的土木工程領(lǐng)域。目前,日本已編制了《矩形中空夾層鋼管混凝土薄壁橋墩規(guī)范》,并將其應用于高架橋墩。在我國浙江省舟山海域的大貓山島370m高輸電鐵塔上成功地采用了中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)。目前,關(guān)于梁柱組合節(jié)點的受力性能已有大量的試驗研究和理論分析成果。Fu等首次對半剛性梁柱組合節(jié)點進行了試驗研究。Richard等,Salvatore(2005),聶建國(2006),石文龍(2008),韓林海(2010)等對帶樓板的梁柱十字形組合節(jié)點進行了試驗研究,試驗結(jié)果表明,樓板對節(jié)點受力性能影響較大,帶樓板的節(jié)點更接近于工程實際。Popov(2002)和Ricles(2004)等對采用頂?shù)譚形鋼和鋼梁腹板角鋼螺栓連接的組合節(jié)點進行了試驗研究。王新武(2003)進行了2個梁翼緣與柱腹板采用T形鋼連接的純鋼框架邊節(jié)點的試驗研究,試驗結(jié)果表明,T形鋼螺栓連接節(jié)點的承載力高、初始轉(zhuǎn)動剛度大、節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線飽滿,抗震性能好。上述研究表明,目前節(jié)點試驗大多數(shù)針對H形鋼柱或鋼管混凝土柱采用端板螺栓或焊接連接的純鋼或組合節(jié)點型式,節(jié)點帶樓板的較少,而采用T形鋼連接的組合節(jié)點試驗尚未見報道。為此,本文針對由中空夾層鋼管混凝土柱和鋼-混凝土組合梁采用高強穿心螺栓及T形鋼連接件構(gòu)成的組合節(jié)點,制作6個十字形組合節(jié)點試件,并對其進行擬靜力試驗,以柱軸壓比、方鋼管寬厚比、螺栓直徑、T形鋼連接件尺寸及是否設(shè)置加勁肋、樓板配筋率及樓板厚度等為變化參數(shù),研究其受力過程、破壞特征、抗剪性能、承載力和剛度退化規(guī)律、耗能特性以及應變變化等力學性能。1試驗總結(jié)1.1現(xiàn)澆鋼筋混凝土樓板的制作試件為框架結(jié)構(gòu)在水平荷載作用下梁柱反彎點之間的中節(jié)點,十字形。共設(shè)計6個試件,其編號為DSR1～DSR6,其幾何尺寸及造構(gòu)詳圖如圖1(圖1b中括號內(nèi)數(shù)據(jù)適用于試件DSR5和DSR6)和表1。所有試件的柱內(nèi)圓鋼管截面的外直徑為80mm,壁厚為5mm;組合梁選用熱軋H型鋼HM250×175×7×11;栓釘直徑為19mm。依據(jù)GB50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中對鋼-混凝土組合梁翼板有效寬度的規(guī)定,設(shè)計現(xiàn)澆鋼筋混凝土樓板寬度為900mm;樓板板面雙向配筋10(14)@100,板底配筋為雙向8@200,定義樓板配筋率為樓板板面縱向受力鋼筋總面積與樓板截面積之比。全部試件先采用高強螺栓將H型鋼的翼緣與T形鋼連接件腹板相連,再通過穿心螺栓將T形鋼翼緣與組合柱相連,以實現(xiàn)梁柱連接。除試件DSR1外,其他試件的T形鋼腹板與組合梁H型鋼下翼緣采用手工電弧焊焊接,角焊縫焊腳高10mm。對試件DSR5和DSR6,還在T形鋼連接件上增設(shè)10mm厚三角形鋼板加勁肋。試件組裝時首先將柱內(nèi)外兩層鋼管同心放置于厚度為30mm,邊長為300mm的正方形端板上,在柱外方鋼管穿心螺栓孔處預埋好尺寸適宜的不銹鋼管后,澆筑柱夾層混凝土,28d后用高強螺栓拼裝帶有栓釘?shù)慕M合梁型鋼部分,采用專用扭力扳手來控制高強螺栓的預拉力(M16和M20高強螺栓的預拉力分別為110kN和170kN),然后再進行組合梁翼緣支模、綁扎鋼筋和澆筑混凝土,再待28d后,試件成型。1.2試件鋼筋材性試驗柱鋼管為成品無縫鋼管,T形鋼連接件用板材焊接,螺栓為10.9級摩擦型高強度螺栓,鋼筋為HRB335級熱軋鋼筋,試件鋼材材性試驗結(jié)果見表2。柱和組合梁翼緣混凝土均采用C30高性能自密實混凝土,每立方米混凝土材料組分為:水泥∶砂∶石∶水∶外加劑=400∶856∶872∶200∶76(單位為kg)。試件混凝土材性試驗結(jié)果見表3。1.3荷載-位移雙控制加載模式試驗在湖南大學建筑結(jié)構(gòu)綜合防護實驗室進行。設(shè)計加載裝置時,以框架結(jié)構(gòu)中梁柱構(gòu)件基本受力狀態(tài)為懸臂梁的力學假定為前提,忽略柱端的P-Δ效應。設(shè)定節(jié)點的邊界條件:上下柱反彎點為不動鉸支座,梁兩端反彎點為自由端。加載裝置和試驗現(xiàn)場分別如圖2和圖3所示。試驗開始時,首先按分級加載順序?qū)χ斖ㄟ^150t液壓千斤頂施加軸向荷載,并在整個試驗過程中維持軸壓力恒定,然后由±500kN雙通道電液伺服加載系統(tǒng)在梁端施加反對稱的反復荷載,其加載制度參照JGJ101—1996《建筑抗震試驗方法規(guī)程》中關(guān)于擬靜力試驗的加載方法進行,采用荷載-位移雙控制加載模式。定義以梁端向下加載時的荷載或位移為正向,反之為負向。試件屈服前,采用荷載控制,每級荷載循環(huán)1次;通過對梁端荷載-位移曲線上首次出現(xiàn)明顯拐點時的觀察,并結(jié)合試件上應變計的讀數(shù)來判斷節(jié)點試件是否進入屈服狀態(tài),取此時的梁端荷載作為節(jié)點屈服荷載,以其對應的位移值作為節(jié)點屈服位移,此后以屈服位移的整數(shù)倍進行加載控制,每級位移循環(huán)3次。當荷載降低到峰值荷載的85%以下或節(jié)點各部分組件發(fā)生嚴重破壞,不適于繼續(xù)加載時,試驗終止。1.4柱內(nèi)應變片和應變片布置試驗數(shù)據(jù)的采集包括:①由雙通道電液伺服加載系統(tǒng)自動采集梁端荷載-位移曲線,布置在梁柱交角處電子位移計,由DC-104R型自動采集系統(tǒng)采集,在節(jié)點核心區(qū)布置交叉的百分表,數(shù)據(jù)由人工采集,位移計布置如圖4所示;②在柱內(nèi)外鋼管核心區(qū)、H型鋼梁、T形鋼連接件、組合梁翼緣縱筋等處均布置了應變片,數(shù)據(jù)由DH3816型自動采集系統(tǒng)采集,應變片布置如圖5所示;③樓板裂縫采用ZBL-F101型裂縫寬度觀測儀測量。2高強螺栓剪切破壞形態(tài)分析所有試件在試驗加載初期,試件的變形和應變與梁端荷載呈線性增長。試件屈服后,隨著梁端荷載的增大,試件的變形和應變呈明顯的非線性增長。試驗結(jié)束后,除試件DSR1外,其余試件均出現(xiàn)了節(jié)點核心區(qū)剪切破壞,但是由于各試件的幾何尺寸和構(gòu)造的差異,其試驗破壞過程和破壞形態(tài)有所不同。所有試件在梁端加載至50kN時,混凝土板面開始出現(xiàn)裂縫,此后隨著荷載的增加,裂縫寬度逐漸增大,開裂范圍擴大。隨著樓板配筋率的變化,裂縫的形式和分布上也有所不同。加載初期,配筋率高的試件,裂縫呈現(xiàn)出細而密的分布特征,大多為斜向裂縫,而配筋率低的試件裂縫則相對少而寬,以橫向通長裂縫為主。試驗結(jié)束后,觀察到配筋率高的試件混凝土樓板側(cè)面及柱周邊范圍破壞更為嚴重。試件DSR1出現(xiàn)了連接T形鋼腹板和H型鋼下翼緣的高強螺栓剪切破壞,如圖6a所示,分析其主要原因是在制作T形鋼連接件時出現(xiàn)了偏差,在節(jié)點整體拼裝后,T形鋼腹板與組合梁型鋼翼緣的接觸并不十分緊密,二者接觸面只能傳遞少量的剪力,高強螺栓本身所受剪力增大,造成剪切脆性破壞。而上部的T形鋼由于混凝土板的約束作用,并未出現(xiàn)螺栓被剪壞的現(xiàn)象。試件DSR2隨著荷載的增加,混凝土樓板大面積被壓碎,節(jié)點核心區(qū)柱腹板交替呈現(xiàn)45°的剪切變形,T形鋼翼緣逐漸被拉開,穿心螺栓的螺帽出現(xiàn)滑移。試驗因荷載下降而終止,試件核心區(qū)破壞形態(tài)如圖6b所示。與試件DSR1和DSR2相比,試件DSR3和DSR4破壞時組合柱呈S形,剪切變形明顯,如圖6c所示,說明隨著混凝土樓板厚度的增加,對柱的約束作用也愈加明顯。在樓板厚度相同時,配筋率高的試件DSR4在樓板以下的柱整體變形較試件DSR3明顯,而樓板以上的柱整體變形則較試件DSR3小,且試件DSR4樓板整體破壞較試件DSR3更為嚴重,樓板的側(cè)面部位尤為明顯,如圖6d所示。與試件DSR1～DSR4相比,由于試件DSR5柱方鋼管壁厚的增大,試件整體的剪切變形沒有試件DSR3和DSR4明顯;由于加勁肋的作用,核心區(qū)剪切變形最突出的位置向下轉(zhuǎn)移,其高度與組合梁型鋼下翼緣相近,而不是位于組合梁型鋼高度的中部;下部T形鋼連接件翼緣由于高強螺栓的撬力作用明顯,其變形最大處位于T形鋼翼緣下端而非翼緣中部,如圖6e所示。與試件DSR5相比,試件DSR6軸壓比較小,核心區(qū)剪切變形相對較弱,組合梁型鋼翼緣和腹板變形加劇;下部T形鋼連接件腹板與組合梁型鋼翼緣相接處的端部焊縫被完全撕開;下部T形鋼的加勁肋發(fā)生明顯屈曲,如圖6f所示。試驗結(jié)束后將核心區(qū)方鋼管剖開,發(fā)現(xiàn)試件DSR1的混凝土外觀完整;試件DSR2僅在穿心螺栓孔附近處出現(xiàn)了少量混凝土局壓破壞;試件DSR3和DSR4在組合梁型鋼腹板高度中部的混凝土被明顯壓碎并隆起,如圖6g所示;試件DSR5和DSR6在組合梁型鋼下翼緣高度位置的混凝土被明顯壓碎,微微隆起,如圖6h所示。柱內(nèi)圓鋼管試驗結(jié)束后的整體變形與組合柱破壞形態(tài)一致,說明柱內(nèi)置鋼管在增加柱受壓承載力時可以有效增加節(jié)點核心區(qū)受剪能力,從而改善節(jié)點的整體性能。3試驗結(jié)果及分析3.1不同循環(huán)荷載梁端彎矩M和梁端位移率δ的滯回曲線如圖7所示(M=P×Lb,δ=Δ/Lb,其中P為梁端加載點荷載,Lb為加載點至柱翼緣表面距離,Δ為梁端加載點位移)。由圖可見:①除試件DSR1外,其他試件屈服后,隨著荷載的增大,曲線斜率逐漸減小,在同級位移的不同循環(huán)中,后2次循環(huán)荷載與第1次循環(huán)荷載相比略有降低,但后2次循環(huán)荷載值基本保持不變。卸載時,各級位移循環(huán)下的卸載剛度與節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度相近;②試件DSR1發(fā)生脆性破壞,滯回曲線呈倒S形,節(jié)點耗能性能未充分發(fā)揮;③試件DRS2滯回曲線呈梭形,且比較豐滿,未出現(xiàn)明顯的捏縮現(xiàn)象,耗能性能優(yōu)良;④試件DSR3和DSR4的滯回曲線形狀相似,介于梭形和弓形之間,局部出現(xiàn)少許的捏縮,節(jié)點整體耗能性能良好;⑤試件DSR5和DSR6的滯回曲線形狀均呈弓形,主要是由于節(jié)點在反向加載時,樓板受拉區(qū)裂縫尚未閉合及樓板鋼筋出現(xiàn)滑移,使得在荷載較小時出現(xiàn)滯回曲線捏縮現(xiàn)象,待裂縫閉合后受壓區(qū)混凝土參與工作后,曲線上升,節(jié)點整體耗能性能較好。3.2節(jié)點連接破壞參數(shù)對節(jié)點承載力影響圖8為試件骨架曲線。采用切線法確定節(jié)點的屈服荷載Py、屈服位移Δy、峰值荷載Pmax和峰值位移Δmax,定義破壞荷載Pu=0.85Pmax或為試驗結(jié)束時的最終荷載,相對應的位移為破壞位移Δu,主要試驗結(jié)果見表4。由圖8和表4可知:①除試件DRS1外,其余試件的骨架曲線呈明顯的S形,且曲線的下降段較為平緩,說明即使在混凝土樓板遭受嚴重破壞后,試件鋼結(jié)構(gòu)部分仍具有較高的承載力;②試件DSR1和DSR2的樓板相對較薄,鋼筋受拉作用明顯,試件正向峰值荷載大于其負向;其余試件樓板較厚,混凝土受壓作用較為突出,試件負向峰值荷載反而大于其正向;③試件DSR1的峰值荷載為試件DSR2的84.7%,說明連接的脆性破壞對試件峰值荷載影響不明顯;④試件DSR3和DSR4的骨架曲線形狀、屈服荷載和峰值荷載值均接近,說明當配筋率1%≤ρ≤ρmax時,增大樓板配筋率對提高節(jié)點承載力影響不大;⑤對比試件DSR5和DSR6,當軸壓比n≤0.3情況下,軸壓比對節(jié)點承載力影響不大。3.3節(jié)點核心受剪能力梁端荷載作用下節(jié)點核心區(qū)所受水平剪力Vj表達為:Vj=P(2Lbhb?tbf?LcHc)(1)Vj=Ρ(2Lbhb-tbf-LcΗc)(1)式中:hb為組合梁H型鋼截面高度;tbf為組合梁H型鋼翼緣厚度;Lc為梁端加載點至柱中心的距離;Hc為支座水平反力至組合梁H型鋼高度中心的距離。通過測量節(jié)點核心區(qū)對角線長度的變化量可以計算出節(jié)點的剪切變形γj為:γj=θ1+θ2=a2+b2√2ab(|δ1+δ2|+|δ3+δ4|)(2)γj=θ1+θ2=a2+b22ab(|δ1+δ2|+|δ3+δ4|)(2)式中:θ1、θ2分別為垂直和水平方向的剪切變形;δ1、δ2、δ3和δ4為百分表3、4測得的數(shù)據(jù);參數(shù)a、b為百分表3、4的初始定位距離,分別為130mm和160mm,如圖9a所示。得到如圖10所示的Vj-γj的骨架曲線,根據(jù)試驗的屈服荷載和峰值荷載,從Vj-γj骨架曲線可獲得節(jié)點屈服和峰值荷載時的剪力試驗值Vjye和Vjue。疊加節(jié)點核心區(qū)內(nèi)外鋼管腹板的受剪能力、節(jié)點核心區(qū)內(nèi)外鋼管翼緣的受彎能力和夾層混凝土的受剪能力可得到節(jié)點核心區(qū)受剪承載力理論值Vjyc和Vjuc,節(jié)點受剪承載力見表5。由表可知:①隨著方鋼管壁厚及穿心螺栓預拉力的增大,試件屈服時剪力和峰值荷載時剪力相應地提高了22%和27%左右;②計算結(jié)果與試件破壞形態(tài)整體相一致,當Vjuc/Vjue<1時,試件發(fā)生了節(jié)點核心區(qū)剪切破壞。3.4初始定位距離計算利用百分表3、4測得的核心區(qū)剪切變形(θ1+θ2)疊加位移計1、2所測得的核心區(qū)梁柱相對轉(zhuǎn)動變形θ3(圖9),并根據(jù)式(2)和式(3),可以得到節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系曲線,由此可以計算得到節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度試驗值,結(jié)果見表6。式中:δ5為位移計1、2測得的數(shù)據(jù);參數(shù)c、d為位移計1、2的初始定位距離,分別為300mm和270mm。綜合考慮穿心螺栓受拉、T形鋼翼緣受彎、縱向鋼筋受拉、栓釘受剪、混凝土樓板受壓、柱鋼管腹板受剪、柱鋼管翼緣受彎和柱夾層混凝土受剪的作用,利用歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范中的組件法將各組件的剛度進行組合,可以得到節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度理論值,計算結(jié)果見表6。由表6可知:①相對于混凝土板的抗壓剛度,增加樓板中縱向受力鋼筋可有效提高節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度,節(jié)點的正向初始轉(zhuǎn)動剛度大于負向剛度;②隨著T形鋼翼緣厚度以及方鋼管壁厚的增大,節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度亦相應增大;③對比試件DSR5和DSR6,軸壓比對節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度影響不大。3.5試件承載力衰減曲線用同級荷載退化系數(shù)λi反映節(jié)點承載力衰減規(guī)律,定義λi為同級加載不同循環(huán)下的峰值荷載與該級第1次循環(huán)下的峰值荷載的比值。圖11為試件承載力衰減曲線,由圖11可知,試件DSR1在同級負向荷載的第2次循環(huán)下,承載力急劇下降,而在正向荷載下承載力衰減較緩慢。其余試件在屈服時,出現(xiàn)了第2次循環(huán)荷載增大的情況,λi值大于1。而隨著荷載的增大,同級荷載下的第2、3次循環(huán)時,承載力逐步衰減,但整體衰減不明顯,λi值均大于0.85,且試件的滯回曲線越飽滿,λi值越接近于1。3.6具有實際明顯退化規(guī)律用環(huán)線剛度反映節(jié)點剛度退化規(guī)律,定義Kj為某級加載條件下各循環(huán)峰值荷載之和與峰值位移之和的比值。圖12為試件屈服后環(huán)線剛度退化曲線,由圖可以看出,試件DSR1的剛度退化曲線較陡,退化速率較快,其他試件的環(huán)線剛度退化規(guī)律基本一致,呈指數(shù)函數(shù)退化。試件在屈服后,由于混凝土樓板的作用,除試件DSR2外,在負向荷載作用下的環(huán)線剛度均高于正向荷載下的環(huán)線剛度。其余試件的變化參數(shù)對其剛度退化影響不大。3.7抗震性能分析表4中μ為位移延性系數(shù),μˉˉμˉ為其平均值,定義μ為試件破壞時的梁端位移和試件屈服時的梁端位移的比值。由表4可見,試件的μˉˉμˉ=3.72～5.14,說明其整體抗震性能較好。試件DSR1出現(xiàn)脆性破壞,其延性系數(shù)相對較小,但僅比試件DSR2小16.5%,主要是由于試件DSR1在負向加載時螺栓的提早破壞,使得節(jié)點的屈服位移較小所致。試件DSR4樓板配筋率較大,μ值較試件DSR3略小。試件DSR5和DSR6的H型鋼破壞較為明顯,軸壓比較小的試件DSR6的μ值比試件DSR5的略小,這與文獻試驗結(jié)果一致。3.8節(jié)點節(jié)點的限制根據(jù)圖7所示的試件滯回曲線的包絡(luò)圖,計算得到各試件的滯回耗能W(即為單個滯回環(huán)包絡(luò)線所包圍的面積)、總耗能Wt(即為試驗全過程中所有滯回環(huán)所包圍的面積)、能量耗散系數(shù)E和等效黏滯阻尼系數(shù)he,用來評價節(jié)點的耗能能力,計算結(jié)果見表7。由表7可知,由于混凝土樓板的存在使得正向加載耗能值大于負向加載的耗能值;試件DSR1出現(xiàn)脆性破壞,其總耗能值僅為試件DSR2的15.7%,雖然其峰值荷載時的E值略大于試件DSR2的相應值,但其破壞荷載時的E值僅為試件DSR2的51.0%,因此在進行節(jié)點設(shè)計時,考慮混凝土樓板對組合梁型鋼上翼緣變形的約束作用及受壓時對節(jié)點承載力的提高作用,將導致組合型梁型鋼下翼緣與T形鋼腹板連接處的剪力增大。為防止出現(xiàn)類似試件DSR1的連接破壞,應增強該處連接件的強度,以保證節(jié)點良好的耗能性。試件DSR4的總耗能值為試件DSR3的1.15倍,但其特征荷載點上的E值均小于試件DSR3;試件DSR6的總耗能值為試件DSR5的1.10倍,其峰值荷載時的E值略小于試件DSR5,而破壞荷載時的E值卻略高于試件DSR5。圖13為he隨荷載增加的變化規(guī)律,由圖可見,峰值荷載時,其耗能能力并非最大;部分試件如DSR2、DSR3和DSR4的he值在整個試驗過程中一直保持上升的趨勢。全部試件破壞荷載時的he=0.123～0.256,表明該類型節(jié)點耗能能力介于鋼筋混凝土節(jié)點的0.1和型鋼混凝土節(jié)點的0.3之間。3.9試件荷載引起的應變圖14為T形鋼連接件翼緣應變(測點62)隨荷載增加的變化情況。由圖可知,隨著翼緣厚度的增加,翼緣達到屈服時外荷載不斷增大,尤其是