新型预制钢-混凝土组合梁受力性能分析

王二成, 柴颖珂, 张子奇, 李格格, 肖俊伟

(1. 河北工程大学 土木工程学院, 河北 邯郸 056038;2. 河北省装配式结构技术创新中心, 河北 邯郸 056038)

随着国家大力推广装配式建筑技术,建筑工业化成为了我国建筑领域的一个重要发展方向,采用装配式建筑技术不仅可以减少环境污染,而且大大地缩短了施工周期,提高了施工效率[1]。近年来,一种新型的预制钢-混凝土组合梁逐渐发展起来[2],这种新型的预制钢-混凝土组合梁由钢接头和钢筋混凝土梁体组合而成,与传统的预制混凝土梁相比,预制钢-混凝土组合梁利用端部的钢接头和悬臂段钢梁通过螺栓连接,充分利用了钢结构连接的便利性,具有施工便捷、连接可靠、减少现场湿作业量等优点。国内外学者针对这种预制钢-混凝土组合梁进行了大量的试验研究[3-6],结果表明带钢接头的预制钢-混凝土组合梁具有良好的抗震性能和变形性能;文献[7]和文献[8]对两端简支条件下的新型预制钢筋混凝土梁分别进行了抗弯试验和抗剪试验,结果表明新型预制钢筋混凝土梁的破坏形态与现浇钢筋混凝土梁的破坏形态基本一致,在试验过程中钢接头工作性能良好,钢接头与混凝土梁体之间几乎没有滑移;焦安亮等[9]对6个装配式钢管混凝土柱-带钢接头钢筋混凝土梁节点模型开展低周往复加载试验,结果表明这种装配式节点具有较好的延性,平均位移延性系数为3.08;郭小农等[10]对一种预制混凝土梁端预埋槽钢节点进行静力加载试验和有限元分析,并将有限元分析结果和试验结果进行对比,结果表明二者吻合良好,当梁端部箍筋间距加密时能明显提高节点承载力和变形性能。

目前针对这种带钢接头的预制钢-混凝土组合梁的研究已经取得了优异的成果,然而此类预制组合梁在实际应用时还有一定的局限,在安装此类预制组合梁时,需要另外支设一定数量的临时支撑,这就导致了在施工过程中的成本大大增加,在一定程度上也限制了此类装配式预制钢-混凝土组合梁在实际应用中的发展。本文以已有研究成果[11]的特点和局限性为出发点,提出一种新型预制钢-混凝土组合梁。通过有限元软件ABAQUS对固定边界条件下的7个型钢柱-新型预制组合梁试件和1个型钢柱-传统预制组合梁试件进行两点加载模拟,探讨不同参数(悬臂段钢梁外伸长度、梁内纵筋配筋率、钢接头埋置长度)的变化对新型预制钢-混凝土组合梁的破坏形态、抗弯承载能力和变形性能的影响规律,为今后预制钢-混凝土组合梁在实际工程中的应用提供参考。

1 试件模型设计

在实际应用中,大多数预制组合梁上部均留有凹槽,以便实现后浇混凝土与旧混凝土的完美黏合。已有的研究成果显示,此类预制组合梁在破坏时新旧混凝土之间几乎未产生滑移,因此在设计试件时,将后浇混凝土和预制混凝土梁体作为一个整体进行建模分析。试件三维构造及钢筋骨架如图 1所示。

1.1 模型参数

共设计了8个型钢柱-预制组合梁试件,预制梁为预制钢-混凝土组合梁,总跨度为5 100 mm。型钢柱高1 000 mm,型号为HW350 mm×350 mm×12 mm×19 mm,悬臂段钢梁截面尺寸与钢接头截面尺寸相同,型号为HM294 mm×200 mm×8 mm×12 mm,钢-混凝土组合梁体的截面尺寸为200 mm×440 mm;梁内纵向受拉钢筋直径为18 mm,纵向受压钢筋和腰筋直径为12 mm,箍筋采用C8@ 100/180;钢梁与钢接头之间的连接钢板厚度为10 mm;为增强钢接头与混凝土梁体之间的黏结能力,在钢接头上设置有A13×60 mm的螺栓,并根据试件钢接头埋置长度确定单排或多排设置。

各试件主要参数见表 1,其中试件PSCB0为传统型预制组合梁端钢接头无倾斜切割面形式的对比试件,试件PSCB1～PSCB7为本文提出的新型预制钢-混凝土组合梁试件。试件PSCB0的尺寸如图2所示,新型预制钢-混凝土组合梁以试件PSCB1为例,其余试件与试件PSCB1的形式相同,试件尺寸如图 3所示。

表1 试件相关参数取值Table 1 Values of related parameters of specimens

各试件的梁体均采用C40等级混凝土,螺栓采用10.9级M22摩擦型高强螺栓,型钢柱、钢接头和连接钢板的钢材型号均为Q345,梁体内所有钢筋均采用HRB400级钢筋,有限元模型各材料参数取值见表2。

表2 钢材、钢筋及螺栓的材料参数Table 2 Material parameters of steel, rebar and bolt

所选用的型钢和钢筋本构模型基于Von-Mises屈服准则及相关流动法则确定,其应力-应变关系采用简化处理的三折线模型。在对混凝土进行模拟时采用ABAQUS软件中自带的混凝土塑性损伤模型(CDP),该模型适用于单调加载和循环加载作用下的混凝土结构和构件的非线性分析[12],混凝土的应力-应变关系采用《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)附录中提供的混凝土单轴受拉、受压的应力-应变曲线,混凝土单轴受拉、受压应力-应变关系如图4所示。规范中给出的混凝土单轴受拉、受压损伤演化参数与CDP模型中塑性损伤因子的含义不同,不能直接用于CDP模型,因此采用文献[13]推荐的公式计算受压损伤因子和受拉损伤因子,如图5所示。

1.2 模型建立

在ABAQUS中,网格单元的类型对于模型求解的精度和收敛性有很大的影响,因此,在模型创建时,钢筋采用二节点线性桁架单元(T3D2),除钢筋以外的其余所有部件均采用八节点六面体线性减缩积分单元(C3D8R),使用该单元类型不会引起剪切自锁现象[14]。各个试件网格划分的方式以及网格划分完成之后的结果基本相似,以试件PSCB1为例,网格划分完成后的模型如图6所示。

为了使钢接头和钢筋在受力过程与混凝土之间可以协同工作,钢接头和钢筋采用“embedded”方式共同内嵌于混凝土梁中;悬臂段钢梁与钢接头、悬臂段钢梁腹板与连接钢板、钢接头腹板与连接钢板、螺栓与连接钢板及各个孔壁之间采取“surface to surface”方式,切向方向接触关系定义为“penalty”,摩擦系数取0.4,法向接触关系定义为“hard”,其余参数保持默认状态[15]。

1.3 边界条件及加载方案

在试件型钢柱端设置约束,限制柱底X、Y和Z方向的平动自由度和X、Z方向的转动自由度,限制柱顶X、Y方向的平动自由度和X、Z方向的转动自由度。在预制组合梁跨中三分点位置处施加集中载荷,加载方式采用位移控制的线性加载,当试件承载力下降至峰值载荷的85%时停止加载。

2 有限元模型验证

为了验证有限元计算的准确性和可行性,对文献[16]中试件DH-2和文献[17]中试件PHSC1建立非线性有限元模型,并按照文献中的加载方式对其进行加载模拟。图7为有限元模拟和试验结果对比,由图7可以看出,有限元模拟计算的曲线和试验得出的曲线整体趋势吻合良好,但是,有限元模拟所得出的曲线相比于试验曲线更加平滑,这是因为在模拟计算时各个因素都趋近于理想化,而在实际试验过程中则会存在一些缺陷和误差。另外,由于在模拟时将混凝土和钢接头接触面之间设置了“tie”约束,这也使得模拟时的初始刚度比实际试验中的略大。

有限元模拟结果和文献[16]中试件DH-2、文献[17]中试件PHSC1的试验结果对比情况见表3。总体来看,各个特征值的有限元模拟结果与试验结果相差不大,试件DH-2各特征值之间相对误差的最大值为6.71%,试件PHSC1各特征值之间相对误差最大值为12.55%,2个试件的有限元模拟结果与试验结果之间的误差均在可接受范围之内。综上所述,采用ABAQUS软件可以有效模拟此类预制组合梁在单向加载状况下的试验。

表3 有限元模拟结果与原试验结果对比Table 3 Comparison between finite element results and original test results

3 有限元模拟结果及分析

本章对提出的新型预制钢-混凝土组合梁在载荷作用下的模拟计算结果进行分析,研究试件的破坏过程以及相关参数的变化对新型预制钢-混凝土组合梁的承载性能和变形性能的影响规律。

3.1 破坏过程和应力云图

通过对有限元模拟计算结果分析可知,8个试件的破坏过程基本相似,均为典型的受弯破坏。以试件PSCB1为例,载荷-位移曲线如图8所示,各个试件整个受力过程大致可分为以下几个阶段。

1)O-A未开裂阶段。在加载初期,由于跨中截面弯矩很小,试件受拉区应力很小,混凝土受拉区未开裂,钢筋和钢接头未屈服,试件处于弹性工作阶段,载荷-位移曲线表现为线性关系。

2)A-B裂缝发展阶段。当载荷-位移曲线到达A点时,混凝土受拉区边缘纤维的应力值达到混凝土受拉应力极限值,试件跨中受拉区首先出现裂缝,受拉区边缘处的混凝土首先表现为应变较应力增长速度快的塑性特征,在载荷-位移曲线中表现为位移增长速度快于载荷增长速度。随着载荷继续增加,与钢接头接触的受压区混凝土逐渐产生塑性形变,混凝土梁跨中受拉区裂缝逐渐增多,梁端部螺栓处的混凝土开始产生受拉裂缝;随着混凝土裂缝的逐渐扩展延伸,混凝土所承受的拉力逐渐传递给钢筋和螺栓,钢筋和钢接头的应力突然增大,但是仍然处于弹性阶段,此时的载荷-位移曲线仍然近似为直线,但是斜率有所下降。

3)B-C屈服阶段。当载荷继续增加,载荷-位移曲线达到B点时,梁体下部受拉区大部分混凝土开裂并逐渐退出工作,在钢梁端部下翼缘位置首先达到屈服,塑性应变开始沿着腹板向上扩展,至腹板中线位置附近基本保持稳定,如图9(a)所示。与此同时,梁体上部加载点处的受压钢筋进入屈服状态。载荷继续增加,跨中梁底受拉钢筋达到屈服,梁体裂缝沿梁高方向向上延伸,受压区混凝土边缘纤维的应力迅速增长。在载荷快要达到峰值载荷C点时,钢接头最下边螺栓孔位置附近的腹板进入屈服状态,钢接头上翼缘边缘处也达到屈服。在这个阶段,钢梁端部、受拉钢筋和钢接头相继达到屈服,试件截面的刚度较前一阶段有很大的下降,载荷-位移曲线出现明显的弯曲,曲线斜率减小,此时试件仍然能承受一定的载荷,但是变形增长速度快于载荷增长速度。

4)C-D破坏阶段。载荷-位移曲线达到峰值点C点,试件所能承受的载荷达到最大值,除试件PSCB5之外,其余试件的2根附加筋在此时仍然处于弹性阶段。在峰值载荷后,载荷开始缓慢下降,在临近破坏时,载荷-位移曲线出现拐点,钢梁上翼缘边缘屈服,随后载荷迅速下降,直至破坏。破坏时,钢梁端部下翼缘和腹板发生屈曲,与钢接头接触的混凝土被压碎,如图9(b)所示。在整个受力过程中,钢接头与钢梁接触面附近的腹板基本未发生破坏。

值得注意的是,在钢接头与混凝土交界处的截面附近,截面突然发生变化,在受力过程中无论是受压区还是受拉区均产生了应力集中,最终在破坏时此处的受拉、受压钢筋的应力均达到屈服强度最大值,如图9(c)所示。为防止因应力集中导致钢筋断裂而使得整个梁体失效,宜在此位置处的受拉、受压钢筋上加焊1根附加筋以提高此处的钢筋强度。

3.2 新型预制组合梁与传统预制组合梁对比

新型组合梁与传统组合梁跨中载荷-位移曲线对比情况及8个试件的性能对比情况分别见图10和表4。由图10和表4可知,新型预制钢-混凝土组合梁与传统截面形式的预制钢-混凝土组合梁相比,2种预制组合梁的开裂载荷相同,在到达屈服点位置之前,载荷-位移曲线基本一致,但是新型预制组合梁的屈服载荷和最大载荷略高于传统预制组合梁,试件PSCB1的延性系数和初始刚度均高于试件PSCB0。总体而言,新型截面形式的预制钢-混凝土组合梁的受力性能略优于传统截面形式的预制钢-混凝土组合梁。

表4 试件PSCB0～PSCB7计算结果对比Table 4 Comparison of calculation results of specimens PSCB0～PSCB7

1—型钢柱; 2—预制混凝土梁; 3—后浇混凝土; 4—钢接头; 5—钢梁; 6—连接钢板;7—高强螺栓; 8—受拉钢筋; 9—受压钢筋; 10—附加筋; 11—箍筋; 12—螺栓。图1 型钢柱-预制组合梁试件构造Fig.1 Construction diagram of steel column-precast composite beam specimen

图2 试件PSCB0尺寸(单位: mm)Fig.2 Size of specimen PSCB0(unit: mm)

图3 试件PSCB1尺寸(单位: mm)Fig.3 Size of specimen PSCB1(unit: mm)

图4 C40混凝土单轴受压、受拉应力-应变曲线Fig.4 Compressive and tensile stress-strain curves of C40 concrete

图5 C40混凝土受压、受拉损伤因子-塑性应变关系曲线Fig.5 Relation curve of compressive and tensile damage factor-plastic strain of C40 concrete

图6 试件PSCB1网格划分Fig.6 Meshing of specimen PSCB1

图7 文献[16]和文献[17]有限元模拟与原试验结果对比Fig.7 Comparison of finite element simulation and original test results in reference [17] and [18]

图9 型钢柱-预制钢-混凝土组合梁应力云图Fig.9 Stress cloud diagram of section steel column-precast steel-concrete composite beam

图10 新型组合梁与传统组合梁跨中载荷-位移曲线对比Fig.10 Comparison ofmid-span load-displacement curves between new and traditional composite beams

3.3 参数变化对预制钢-混凝土组合梁的影响

3.3.1 悬臂段钢梁外伸长度

图11为悬臂段钢梁外伸长度不同时试件型钢柱的应力云图,试件PSCB1、PSCB2、PSCB3的钢梁外伸长度Lc分别为200、350和500 mm,当钢梁外伸长度不同时,型钢柱主体以及悬臂段钢梁的应力分布有很大差异,随着钢梁外伸长度增加,型钢柱柱体的应力分布情况逐渐均匀,钢梁与钢接头接触的腹板位置应力逐渐减小,但是钢梁端部截面的应力达到最大值。

图11 钢梁外伸长度不同时试件型钢柱应力云图Fig.11 Stress cloud diagram of specimen steel column with different elongation lengths of steel beam

图12为悬臂段钢梁外伸长度不同时的载荷-位移曲线对比情况。由图12和表4可知,悬臂段钢梁外伸的长度对试件的开裂并没有影响,随着钢梁外伸长度的增加,试件的屈服载荷和最大承载力略有降低,初始刚度逐渐减小,但试件的屈服位移和极限位移明显增加,这主要是因为在受力过程中钢梁长度的增加使得钢梁外伸区段内的塑性变形发展更加充分,因而试件的变形能力有所提升。当钢梁外伸长度为350、500 mm时,其延性性能较钢梁外伸长度为200 mm时分别提高了5.75%和24.24%,钢梁外伸长度的增加使得试件的延性性能明显提升。3个试件均满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)中受弯构件延性系数不小于3的要求[18],为保证构件在破坏时发生延性破坏,在设计应用此类预制组合梁时,型钢柱的悬臂段外伸钢梁的长度Lc至少为200 mm。

图12 悬臂段钢梁长度不同时试件跨中载荷-位移曲线对比Fig.12 Comparison of mid-span load-displacement curves of steel beams with different cantilever lengths

3.3.2 梁内纵筋配筋率

图13为预制组合梁内纵向钢筋配筋率变化时的载荷-位移曲线对比,试件PSCB1、PSCB4和PSCB5的纵向钢筋配筋率分别为1.17%、1.48%和1.79%。由图13和表4可知,梁内纵向钢筋配筋率对预制组合梁的开裂载荷没有影响,当试件开裂之后,随着纵向钢筋配筋率的增加,试件的初始刚度有所增加,试件的屈服载荷和最大承载力明显提高,当梁内纵向钢筋配筋率为1.79%时,相比于配筋率为1.17%时的极限承载力提高了7.27%,但是其变形能力大大降低,试件PSCB5的延性系数仅为2.58。通过对试件PSCB1、PSCB4和PSCB5的应力云图对比分析可知,在钢梁端部下翼缘位置达到屈服之后,由于梁内配筋率的增加,梁底受拉钢筋并没有很快进入屈服状态,而是在梁端塑性铰区域扩展了一段时间之后,梁底受拉钢筋才达到屈服,受拉钢筋屈服之后,试件承受载荷的能力迅速下降,预制组合梁很快便达到了破坏状态,其破坏过程类似于超筋梁的破坏过程。

图13 梁内纵筋配筋率不同的试件跨中载荷-位移曲线对比Fig.13 Comparison of mid-span load-displacement curves of specimens with different internal longitudinal reinforcement ratios of beams

增加梁内纵向钢筋配筋率仅仅提高了试件的承载能力, 并不能提高其变形能力。 因此在进行设计计算时应该严格控制梁内纵向钢筋配筋率, 建议预制钢-混凝土组合梁内纵向配筋率不宜超过1.5%。

3.3.3 钢接头埋置长度

图14为梁端钢接头埋入混凝土梁体长度不同时的应力对比云图,试件PSCB1、PSCB6和PSCB7的预制组合梁端钢接头埋置长度Ls分别为125、250和400 mm。由图14可知,在破坏时,钢接头上翼缘边缘处和最下边螺栓孔位置的腹板处的应力最大,但是随着钢接头埋置长度的增加,钢接头所承受的应力值也随之增加,试件PSCB1、PSCB6和PSCB7的钢接头最大应力值分别达到了339.5、368.3和376.4 MPa。

图14 钢接头埋置长度不同时梁端钢接头应力云图Fig.14 Stress cloud diagram of beam end steel joint with different embedded lengths

图15为钢接头埋置长度不同时的载荷-位移曲线对比情况。由图15和表4可知,钢接头埋置长度的不同对于新型预制钢-混凝土组合梁的屈服载荷、最大承载力以及初始刚度的影响很小,但是对于预制组合梁的变形性能有很大程度的改善。随着钢接头埋置长度的增加,试件的延性系数逐渐增大,当钢接头埋置长度Ls为400 mm时,试件延性系数达到4,综合考虑各种因素,建议钢接头埋置混凝土中的长度Ls至少取200 mm。

图15 不同钢接头埋置长度的试件跨中载荷-位移曲线对比Fig.15 Comparison of mid-span load-displacement curves of specimens with different embedment lengths of steel joints

4 结 论

1) 本文提出的新型预制钢-混凝土组合梁与传统截面形式的预制钢-混凝土梁相比具有相似的受力过程和破坏特征,但是新型预制组合梁的屈服载荷、最大承载力、延性系数和初始刚度均高于传统截面形式的预制组合梁。

2) 8个试件的破坏过程基本相似,钢梁、受拉钢筋和钢接头相继屈服,钢梁端部产生塑性铰,钢梁下翼缘和腹板位置发生屈曲,最终试件发生受弯破坏。

3) 悬臂段钢梁外伸长度的增加使得试件的变形性能得到明显提升,建议钢梁外伸长度Lc至少应为200 mm。增加梁内纵向钢筋配筋率可提升试件的承载能力,但是延性降低,新型预制钢-混凝土组合梁内纵向钢筋配筋率不宜超过1.5%。钢接头埋置长度的增加对试件的变形性能影响较大,但是对其承载性能影响很小,综合考虑各种因素,钢接头埋置长度Ls不应低于200 mm。