鐘煒輝， 譚 政， 宋曉燕， 孟 寶， 鄭玉輝

(1. 西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055；2. 西安建筑科技大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710055)

建筑結(jié)構(gòu)因撞擊、爆炸、地震以及火災(zāi)等偶然荷載作用于結(jié)構(gòu)時(shí)，會(huì)造成結(jié)構(gòu)局部傳力構(gòu)件失效，進(jìn)而引起其他構(gòu)件失效或整體結(jié)構(gòu)失穩(wěn)，甚至導(dǎo)致建筑物大范圍倒塌的現(xiàn)象稱為連續(xù)倒塌。連續(xù)倒塌最大的特點(diǎn)就是結(jié)構(gòu)的最終破壞與誘發(fā)連續(xù)破壞的初始局部破壞不成比例[1]，結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌一旦發(fā)生往往會(huì)造成很嚴(yán)重的生命財(cái)產(chǎn)損失。鋼框架中的豎向承重構(gòu)件(柱)發(fā)生破壞后，可首先通過梁機(jī)制和壓拱機(jī)制傳遞上方框架部分的重力荷載，進(jìn)入大變形階段后，懸鏈線機(jī)制依靠梁柱構(gòu)件的有效拉結(jié)以及節(jié)點(diǎn)良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，逐漸發(fā)揮并最終占主導(dǎo)作用。

針對(duì)框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行連續(xù)倒塌條件下的性能研究常采用備用荷載路徑法，即拆除結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵柱以模擬連續(xù)倒塌工況，國內(nèi)外學(xué)者為此開展了大量研究工作。史艷莉等[2]以圓鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)雙半跨梁柱子結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，對(duì)影響組合節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力的8個(gè)關(guān)鍵性參數(shù)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)增大鋼梁強(qiáng)度和減小跨高比可顯著的提高節(jié)點(diǎn)倒塌抗力。Wang等[3]取雙半跨梁單柱型子結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，通過靜力加載試驗(yàn)研究了節(jié)點(diǎn)在中柱失效條件下的破壞模式和抗連續(xù)倒塌性能，但是由于雙半跨單柱型梁柱子結(jié)構(gòu)模型未考慮子結(jié)構(gòu)在破壞過程中梁反彎點(diǎn)的位置變化，不能很好的反映由于子結(jié)構(gòu)局部破壞導(dǎo)致的后續(xù)傳力路徑變化發(fā)展全過程，而采用兩跨三柱型子結(jié)構(gòu)可避免此問題；Yang等[4]以腹板雙角鋼和平齊端板連接組合梁柱子結(jié)構(gòu)(兩跨三柱型)為研究對(duì)象，通過試驗(yàn)探究了其在倒塌工況下的破壞模式及抗力機(jī)制，并且詳細(xì)闡述了采用雙半跨梁柱子結(jié)構(gòu)簡化模型取法的不合理性；Ren等[5]以5個(gè)單向梁板子結(jié)構(gòu)和2個(gè)1/3縮尺無樓板連續(xù)梁試件為研究對(duì)象，分析了試件在中柱移除情況下的破壞過程和破壞機(jī)理，并重點(diǎn)研究了梁高、板厚、板寬等重要參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力的影響；筆者對(duì)于兩跨三柱型純鋼框架梁柱子結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能也開展了一些研究工作[6-9]，發(fā)現(xiàn)跨度比、不同節(jié)點(diǎn)剛度以及梁柱連接方向(強(qiáng)軸、弱軸)等參數(shù)對(duì)于結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能有著較大影響。截止目前，國內(nèi)外關(guān)于鋼框架梁柱子結(jié)構(gòu)抗倒塌機(jī)制的研究，主要集中在純鋼框架或鋼筋混凝土框架梁柱子結(jié)構(gòu)的研究上，樓板與鋼梁形成的組合效應(yīng)多不考慮。

本文基于備用荷載路徑法以組合梁柱子結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，對(duì)試件進(jìn)行單調(diào)靜力加載試驗(yàn)，重點(diǎn)研究在連續(xù)倒塌工況下組合梁柱子結(jié)構(gòu)的破壞模式和力學(xué)機(jī)理。同時(shí)采用軟件Abaqus建立相關(guān)模型，并用試驗(yàn)結(jié)果加以驗(yàn)證?；诖四Ｐ停治隽酥苓厴?gòu)件的軸向約束對(duì)組合梁柱子結(jié)構(gòu)的抗倒塌承載能力的影響。最后詳細(xì)分析了組合樓板效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響，可為該類連接形式的組合框架結(jié)構(gòu)抗倒塌分析和設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

參照GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[10]和JGJ 138—2016《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]按1∶3縮尺比例設(shè)計(jì)了兩跨三柱型組合梁柱子結(jié)構(gòu)試件。組合梁跨度取為1 500 mm，由于在子結(jié)構(gòu)選取時(shí)，邊柱的反彎點(diǎn)近似位于其層高中部位置，上下反彎點(diǎn)的距離為層高，故邊柱長度Lc取為1 100 mm，鋼梁截面規(guī)格為150 mm×100 mm×6 mm×9 mm，鋼柱截面規(guī)格為150 mm×150 mm×8 mm×10 mm。樓板寬度為600 mm，厚度為55 mm，將混凝土板內(nèi)縱向鋼筋的端頭焊接在端板上，鋼筋采用HPB300熱軋鋼筋，縱向受力筋為φ10@125，分布筋采用φ6@125，上排縱向鋼筋與分布鋼筋形成鋼筋網(wǎng)，經(jīng)計(jì)算其配筋率為0.95%，滿足設(shè)計(jì)要求。組合樓板與鋼梁通過直徑為13 mm，長為45 mm的抗剪栓釘連接，栓釘采用雙排布置，各個(gè)栓釘之間的間距為125 mm，滿足完全抗剪連接要求。試件采用YX28-200-600型(開口型)壓型鋼板，厚度為0.6 mm。梁柱節(jié)點(diǎn)為FEMA規(guī)范[12]推薦的蓋板加強(qiáng)型(cover plate strengthen,CPS)栓焊連接節(jié)點(diǎn)，梁腹板與剪切板采用10.9級(jí)M16摩擦型高強(qiáng)螺栓連接。試件整體尺寸、節(jié)點(diǎn)細(xì)部構(gòu)造及板中配筋間距，如圖1所示。

1.2 材性試驗(yàn)

試件各部位鋼材(鋼梁、鋼柱、剪切板、蓋板、鋼筋、螺栓、壓型鋼板)均制作3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件，材性結(jié)果平均值如表1所示?；炷翗前宀捎脧?qiáng)度等級(jí)為C20的混凝土，在澆筑混凝土樓板時(shí)制作了邊長為150 mm的立方體試塊，測得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值為17.9 MPa，150 mm×150 mm×300 mm棱柱體試塊測得混凝土彈性模量平均值為2.41×104MPa。

圖1 試件幾何尺寸(mm)Fig.1 Details and layout of the specimen(mm)

1.3 加載裝置與加載制度

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了一套自平衡加載裝置，如圖2所示。通過在兩邊柱底部設(shè)置連接件與地梁相連以實(shí)現(xiàn)鉸接約束條件，為觀測中柱失效后結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分布及其傳力過程，將子結(jié)構(gòu)失效柱柱頂加載板與100 t的液壓伺服作動(dòng)器相連，并在失效柱下方設(shè)置了豎向滑動(dòng)約束裝置，實(shí)現(xiàn)豎向的連續(xù)加載。在失效柱處地梁南北兩側(cè)方向分別安裝了側(cè)向約束裝置，以防止試件發(fā)生平面外失穩(wěn)。邊柱中部和上部位置通過1 000 kN水平拉壓傳感器與橫梁相連?？紤]子結(jié)構(gòu)邊柱柱頂仍然受到上部結(jié)構(gòu)傳遞荷載，通過穩(wěn)壓千斤頂施加軸壓比為0.3時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載模擬上部結(jié)構(gòu)對(duì)子結(jié)構(gòu)柱頂?shù)暮奢d作用。試驗(yàn)每級(jí)加載按5 mm施加，加載速率不超過5 mm/min，每級(jí)加載完成后持荷3～5 min，直至試件發(fā)生破壞。

1.門架; 2.作動(dòng)器; 3.水平梁; 4.千斤頂梁; 5.橫梁; 6.拉壓傳感器; 7.千斤頂; 8.豎向和側(cè)向約束裝置; 9.地梁; 10.鉸接連接件。圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test setup

1.4 測量方案

試驗(yàn)測量內(nèi)容主要包括試件位移、梁柱構(gòu)件關(guān)鍵截面的應(yīng)變、混凝土板、壓型鋼板及鋼筋應(yīng)變、梁柱節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角、邊柱中部和上部水平荷載、柱頂荷載等。

圖3 測點(diǎn)布置Fig.3 Arrangement of measuring point

其中試件位移的測量包括組合梁豎向變形和邊柱中部位置的側(cè)移，以獲取組合梁柱子結(jié)構(gòu)的豎向變形特征和周邊構(gòu)件提供的軸向剛度。在梁柱構(gòu)件上選取8處關(guān)鍵截面布置應(yīng)變片。其中B1(B6)、B3(B4)截面的應(yīng)變片主要用于獲得梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)域的受力特征；B2(B5)、C1(C2)截面應(yīng)變片主要用于獲得梁柱構(gòu)件截面的實(shí)際內(nèi)力，為分析結(jié)構(gòu)的力學(xué)機(jī)理提供依據(jù)；在梁端共布置6個(gè)傾角儀I1～I(xiàn)6，用于測量梁端轉(zhuǎn)角；在邊柱上端和中部的鉸接支座處分別設(shè)置了4個(gè)1 000 kN水平拉壓傳感器，用于獲取邊柱鉸支座的水平反力；在邊柱頂部設(shè)置2個(gè)1 000 kN的壓力傳感器，以監(jiān)測額定豎向荷載作用。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)曲線與破壞過程

試件在試驗(yàn)加載初期，處于彈性工作階段，無明顯現(xiàn)象。當(dāng)加載位移達(dá)到20 mm時(shí)，兩跨的混凝土板邊柱翼緣位置同時(shí)出現(xiàn)首條受拉裂縫，隨著位移增加至35 mm時(shí)，兩跨跨中開始相繼出現(xiàn)斜向裂縫(縱向?qū)ΨQ)，板中部出現(xiàn)一條縱向受拉裂縫?；炷涟辶芽p隨著加載位移的增加不斷發(fā)展并加寬。當(dāng)加載位移達(dá)到95 mm時(shí)，西側(cè)鋼梁下翼緣(靠近節(jié)點(diǎn)J2)發(fā)生屈曲，壓型鋼板開始撕裂。同時(shí)在東側(cè)鋼梁上翼緣(靠近節(jié)點(diǎn)J3)發(fā)生屈曲，壓型鋼板出現(xiàn)鼓起，與邊柱Z1相連的西側(cè)鋼梁下翼緣出現(xiàn)了受壓局部屈曲，由于試件的對(duì)稱性，東側(cè)組合梁試驗(yàn)現(xiàn)象與西側(cè)組合梁的試驗(yàn)現(xiàn)象基本一致，如圖5(a)、圖5(b)所示。當(dāng)位移增加至120 mm時(shí)，失效柱板頂混凝土開始脫落。當(dāng)位移增加至195 mm時(shí)，失效柱梁柱節(jié)點(diǎn)處西側(cè)鋼梁緊靠蓋板末端的受拉翼緣出現(xiàn)裂縫，當(dāng)位移發(fā)展至201 mm時(shí)，隨著一聲脆響，鋼梁受拉翼緣發(fā)生斷裂，如圖5(c)所示，對(duì)應(yīng)荷載為327 kN(圖4曲線關(guān)鍵點(diǎn)F1)。隨著失效位移的不斷增大，西側(cè)鋼梁下翼緣裂縫逐步沿著弧線向上發(fā)展，在此期間可以明顯聽到鋼筋斷裂的聲響。由于左右兩跨組合梁之間的協(xié)同作用可使得結(jié)構(gòu)的荷載逐步回升并超過第一峰值荷載達(dá)到396 kN，裂縫貫穿腹板上部螺栓孔并最終導(dǎo)致鋼梁腹板斷裂，此時(shí)對(duì)應(yīng)加載位移為333 mm(圖4曲線關(guān)鍵點(diǎn)F2)，如圖5(d)所示，試件破壞加載終止?？梢钥吹剑е幓炷帘粔簼?，邊柱處混凝土嚴(yán)重開裂，壓型鋼板被撕裂，如圖5(e)、圖5(f)所示?；炷涟宓淖罱K裂縫分布如圖5(g)、圖5(h)所示，可以看到，邊柱節(jié)點(diǎn)附近形成了多條寬度較大的主裂縫，跨中形成多條對(duì)稱的斜向受拉裂縫，混凝土板中部還形成了有一條縱向貫穿裂縫。可見在豎向荷載作用下，邊柱節(jié)點(diǎn)受到負(fù)彎矩作用，導(dǎo)致混凝土板板頂受拉開裂，且裂縫寬度隨著失效位移不斷加寬，鋼梁下翼緣受壓，導(dǎo)致發(fā)生受壓屈曲；而失效柱節(jié)點(diǎn)處受到正彎矩作用，上部混凝土板受壓，導(dǎo)致板頂混凝土被壓潰。

圖4 荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curve

2.2 邊柱水平荷載分析

試件邊柱頂部、中部及底部的水平荷載,如圖6所示。試驗(yàn)加載前期主要由邊柱上下端提供的約束反力組成彎矩來形成梁機(jī)制，表現(xiàn)為邊柱底部和上部的水平反力為異號(hào)。當(dāng)失效柱達(dá)到一定的豎向位移時(shí)，邊柱中部拉壓傳感器開始有拉力產(chǎn)生，此時(shí)組合梁柱子結(jié)構(gòu)由抗彎梁機(jī)制開始向懸鏈線機(jī)制轉(zhuǎn)換，隨著變形的不斷增大，組合梁的內(nèi)力將由彎矩為主轉(zhuǎn)變成以彎矩和軸力為主，進(jìn)入過渡階段，懸鏈線機(jī)制逐步形成。隨著變形的增大，懸鏈線機(jī)制的作用將越來越顯著，組合梁呈現(xiàn)二力桿受拉狀態(tài)。

圖5 破壞現(xiàn)象Fig.5 Failure phenomena

圖6 邊柱水平荷載分布Fig.6 Horizontal reaction distribution of the side columns

2.3 組合梁柱子結(jié)構(gòu)抗力分析

兩跨三柱組合梁柱子結(jié)構(gòu)簡化模型對(duì)應(yīng)的受力模型,如圖7所示?？梢钥闯觯嚎沽C(jī)制PF由雙跨梁截面剪力(V2,V3)的豎向分量之和組成，懸鏈線機(jī)制提供的抗力PC則由雙跨梁的軸力(N2,N3)的豎向分量之和組成。根據(jù)受力模型，可按照下列公式計(jì)算兩種抗力機(jī)制的抗力水平。

NW=N1=N2，NE=N3=N4

(1)

PC=PW+PE=NWsinθW+NEsinθE

(2)

PF=PV-PC

(3)

式中：NW，NE分別為西側(cè)和東側(cè)組合梁軸力；θ1～θ4分別為西、東側(cè)組合梁的梁端轉(zhuǎn)角。

圖7 組合梁柱子結(jié)構(gòu)分析模型Fig.7 Analysis diagram of composite beam-column assembly

基于上述計(jì)算模型，圖8給出了梁機(jī)制及懸鏈線機(jī)制提供的抗力隨失效柱豎向位移的發(fā)展曲線?？梢钥闯?①在試件加載初期，試件總抗力P幾乎完全由梁抗彎機(jī)制PF提供，隨著加載位移的增大，懸鏈線機(jī)制提供的抗力開始顯現(xiàn)；②當(dāng)試件首次出現(xiàn)局部斷裂時(shí)，梁端有效截面突然減小，導(dǎo)致抗彎機(jī)制提供的抗力迅速下降，而懸鏈線機(jī)制提供的抗力PC此時(shí)迅速增大，此過程為梁機(jī)制向懸鏈線機(jī)制迅速轉(zhuǎn)變；③隨著加載位移至283 mm，懸鏈線機(jī)制提供的抗力PC超過梁抗彎機(jī)制的抗力PF并對(duì)結(jié)構(gòu)抵抗荷載起到主要作用。

圖8 抗力機(jī)制發(fā)展Fig.8 Development of the resistant mechanism

3 有限元分析

3.1 有限元分析模型的建立

采用Abaqus/Explicit動(dòng)力顯示積分算法對(duì)組合梁柱子結(jié)構(gòu)進(jìn)行非線性有限元分析，根據(jù)試驗(yàn)相同的邊界條件和試件幾何尺寸建立了對(duì)應(yīng)的數(shù)值模型，如圖9所示。試件主要部件包括鋼梁、鋼柱、混凝土板、鋼筋、螺栓、壓型鋼板、節(jié)點(diǎn)剪切板以及蓋板等，采用三維桁架單元T3D2模擬樓板中的鋼筋，殼單元對(duì)壓型鋼板進(jìn)行模擬，對(duì)于其余部件均采用C3D8R實(shí)體單元進(jìn)行建模，并在節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中區(qū)域劃分較密的網(wǎng)格單元。鋼材本構(gòu)曲線采用多點(diǎn)折線模型本構(gòu)；鋼筋采用雙折線強(qiáng)化本構(gòu)；混凝土采用GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[13]附錄C給出的受壓和受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。為模擬試件的斷裂過程，采用Abaqus中的延性金屬失效準(zhǔn)則和單元?jiǎng)h除法模擬鋼材的斷裂，該準(zhǔn)則是通過在材料屬性中定義材料的斷裂應(yīng)變、三軸應(yīng)力、應(yīng)變率等參數(shù)，使金屬材料達(dá)到斷裂應(yīng)變值[14-15]后發(fā)生斷裂，如式(4)所示

(4)

式中：C1為鋼材平板純剪切下的等效塑性損傷應(yīng)變；C2為鋼材開口圓棒單軸拉伸時(shí)的等效塑性損傷應(yīng)變，可根據(jù)軸對(duì)稱拉伸試件斷裂后的截面縮小面積確定

C2=-ln(1-AR)

(5)

同時(shí)C1和C2可通過式(6)、式(7)進(jìn)行換算

(6)

σ=K(ε)n

(7)

式中,K,n為鋼材的硬化參數(shù)，可由鋼材的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線反算得出。

圖9 有限元分析模型Fig.9 Finite element analysis model

3.2 有限元分析結(jié)果

試件數(shù)值模型分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果曲線對(duì)比,如圖10所示。可以看出，由于數(shù)值模型未考慮試件材料的各種缺陷，兩者存在一定的差異。但整體來說，數(shù)值模型得到的荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果十分接近，說明動(dòng)力顯示積分算法可以比較準(zhǔn)確的模擬試件斷裂位置及斷裂后發(fā)展路徑。通過圖11可以看出，模型的破壞模式與其對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)破壞模式基本一致，證明數(shù)值模擬結(jié)果具有足夠的精度，可以較好的反映組合梁梁柱子結(jié)構(gòu)在大變形下的主要受力特征，滿足工程計(jì)算要求。

圖10 有限元與試驗(yàn)荷載-位移曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of load-displacement curves between finite element and tests

圖11 有限元模擬的試件破壞過程Fig.11 Failure process of the specimen in the finite element simulation

3.3 周邊構(gòu)件提供的軸向約束的影響

實(shí)際上，梁端軸向約束對(duì)于組合梁柱子結(jié)構(gòu)中懸鏈線的發(fā)展具有較大的影響，組合梁梁端軸向約束剛度由以下三部分組成：①組合梁自身變形對(duì)梁端提供的約束剛度Kac；②邊柱對(duì)梁端提供的軸向約束剛度Kas；③周邊構(gòu)件對(duì)梁端提供的軸向約束剛度KR。為了研究周邊構(gòu)件提供的軸向約束對(duì)組合梁柱子結(jié)構(gòu)承載力的影響，引入彈簧約束系數(shù)n，表示周邊構(gòu)件約束彈簧軸向剛度KR與構(gòu)件本身對(duì)梁端提供的軸向彈簧剛度K的比值，并分別取0(外伸梁處完全無約束作用)，0.025(近似門架給試件提供的實(shí)際軸向約束)，0.1，1.0，∞。

(8)

系數(shù)k為梁柱線剛度比，可按式(9)計(jì)算

(9)

式中，各參數(shù)表達(dá)式可詳見GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》。

圖12給出了數(shù)值模型周邊構(gòu)件提供的不同軸向約束對(duì)于栓焊連接試件抗倒塌承載力的影響對(duì)比?？梢钥吹?，在組合梁柱線剛度比k=0.88為情形下，隨著軸向約束剛度KR的增大，組合梁柱子結(jié)構(gòu)的荷載-位移曲線在加載初期基本沒有影響，但是隨著位移的不斷增大，第一峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載不斷增大。結(jié)果表明:當(dāng)n=0時(shí)，構(gòu)件本身對(duì)梁端提供的軸向彈簧剛度K不足以充分發(fā)揮懸鏈線效應(yīng)，無法提高結(jié)構(gòu)的后期承載力；當(dāng)n=0.025時(shí)，試件后期承載力明顯有較大的提升，說明此時(shí)試件的懸鏈線效應(yīng)得到了有效發(fā)揮；當(dāng)n>0.1時(shí)，數(shù)值模型的承載力基本不再繼續(xù)增加，說明此時(shí)周邊構(gòu)件提供的軸向剛度已足夠保證懸鏈線機(jī)制的完全發(fā)揮，繼續(xù)增加軸向剛度對(duì)于結(jié)構(gòu)的承載能力的提高作用有限。即周邊約束若能提供大于0.1K的軸向剛度時(shí)，則可保證組合梁柱子結(jié)構(gòu)的懸鏈線效應(yīng)完全發(fā)揮。

圖12 周邊構(gòu)件軸向約束對(duì)試件抗倒塌承載力影響Fig.12 The influence of the peripheral components′ constraints on anti-collapse performance of specimens

4 樓板組合作用

4.1 模型的建立

選取尺寸為4 500 mm×7 500 mm×3 300 mm的原型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了子結(jié)構(gòu)(帶樓板和不帶樓板)的足尺模型，梁柱截面尺寸分別為450 mm×300 mm×11 mm×18 mm、400 mm×400 mm×13 mm×21 mm。鋼梁通過剪切板與柱腹板通過10.9級(jí)M22的高強(qiáng)螺栓連接，其中剪切板為L110 mm×12 mm，節(jié)點(diǎn)的細(xì)部構(gòu)造如圖13所示?；炷翉?qiáng)度等級(jí)為C25，有效寬度為1 500 mm，樓板厚度為100 mm，保護(hù)層厚度為20 mm，樓板的有效寬度為1 500 mm，縱向鋼筋為φ14@150，分布鋼筋設(shè)計(jì)為φ8@200，受力鋼筋與分布鋼筋形成鋼筋網(wǎng)，樓板內(nèi)設(shè)置兩層鋼筋，具體布置如圖13所示。鋼梁和組合樓板之間選用φ19的栓釘連接，并設(shè)置為雙排，間距為210 mm，排距為150 mm。組合梁柱子結(jié)構(gòu)模型與本文試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵恢?，同樣為兩跨三柱型梁柱子結(jié)構(gòu)，并假定周邊構(gòu)件對(duì)組合梁子結(jié)構(gòu)有足夠的拉結(jié)作用。

圖13 梁柱節(jié)點(diǎn)細(xì)部構(gòu)造以及樓板配筋(mm)Fig.13 Details of connections and distribution of reinforcement(mm)

4.2 荷載-位移曲線對(duì)比

考慮樓板作用與否對(duì)子結(jié)構(gòu)的荷載-位移曲線的影響對(duì)比，如圖14所示，兩個(gè)試件模型均存在兩次主要斷裂破壞點(diǎn)，對(duì)應(yīng)破壞模式類似。首次斷裂對(duì)應(yīng)破壞模式為靠近失效柱鋼梁下翼緣緊靠蓋板末端處母材斷裂，純鋼梁柱子結(jié)構(gòu)(WUFG)此時(shí)荷載為1 170 kN，對(duì)應(yīng)位移447 mm，組合梁柱子結(jié)構(gòu)(WUFG-CS)荷載為1 656 kN，對(duì)應(yīng)位移478 mm，帶樓板模型的首次斷裂荷載較無樓板模型提高了41.5%。二次斷裂對(duì)應(yīng)破壞模式為靠近邊柱的鋼梁上翼緣緊靠蓋板末端處母材斷裂，純鋼梁柱子結(jié)構(gòu)荷載為1 118 kN，對(duì)應(yīng)位移1 137 mm，組合梁柱子結(jié)構(gòu)的荷載為1 519 kN，對(duì)應(yīng)位移1 220 mm，帶樓板模型的二次斷裂荷載較無樓板模型提高了35.9%?？梢?，樓板與鋼梁之間的組合作用可以有效的提高結(jié)構(gòu)的初始剛度和整個(gè)過程的承載能力。

表2 試件荷載-位移曲線斷裂點(diǎn)Tab.2 Fracture point of load-displacement curves

4.3 內(nèi)力發(fā)展曲線對(duì)比

圖15給出了組合梁柱子結(jié)構(gòu)和純鋼梁柱子結(jié)構(gòu)的內(nèi)力發(fā)展過程對(duì)比。對(duì)比可知：①兩者的失效模式均為靠近失效柱處鋼梁受拉下翼緣首先發(fā)生斷裂，進(jìn)而靠近邊柱受拉上翼緣斷裂。兩者的內(nèi)力發(fā)展趨勢也基本一致當(dāng)達(dá)到首次斷裂位置時(shí)，B3/B4彎矩迅速下降并逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樨?fù)值，對(duì)應(yīng)軸力也發(fā)生下降但影響不大，此時(shí)截面的中性軸相對(duì)原始截面形心軸位置向上翼緣移動(dòng)，產(chǎn)生偏心彎矩。隨著位移的進(jìn)一步增大，靠近邊柱受拉上翼緣斷裂，B1/B6彎矩迅速下降并逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)檎?。②樓板的存在可以較為明顯的提升結(jié)構(gòu)的壓拱效應(yīng)，進(jìn)而提高結(jié)構(gòu)的塑性承載能力。樓板內(nèi)鋼筋在小變形階段由于壓拱效應(yīng)其軸力為負(fù)值，試件首次發(fā)生斷裂時(shí)鋼筋軸力達(dá)到830 kN，占總軸力38%。當(dāng)發(fā)生第二次斷裂時(shí)，鋼筋軸力為860 kN，占總軸力30%?？梢?，鋼筋對(duì)試件軸力的發(fā)展起到重要作用。③通過截面彎矩對(duì)比可以看出，組合梁柱子結(jié)構(gòu)失效柱處B3/B4截面較純鋼梁柱子結(jié)構(gòu)的彎矩更大，且組合梁柱子結(jié)構(gòu)較純鋼梁柱子結(jié)構(gòu)可以推遲結(jié)構(gòu)局部斷裂的發(fā)生，可為結(jié)構(gòu)位移發(fā)展提供有利條件。

圖15 內(nèi)力發(fā)展曲線對(duì)比Fig.15 Comparison of internal force development

4.4 抗力發(fā)展曲線對(duì)比

為了定量分析各機(jī)制在不同階段的貢獻(xiàn)程度，引入梁機(jī)制貢獻(xiàn)系數(shù)α、懸鏈線機(jī)制貢獻(xiàn)系數(shù)β，分別按式(10)計(jì)算

α=PF/P,β=PC/P

(10)

式中：P為試件的總抗力；PF為梁機(jī)制提供抗力；PC為懸鏈線機(jī)制提供抗力。

圖16為組合梁柱子結(jié)構(gòu)和純鋼梁柱子結(jié)構(gòu)的抗力發(fā)展過程的對(duì)比，表3為模型的斷裂點(diǎn)對(duì)應(yīng)抗力對(duì)比?？芍孩賰蓚€(gè)試件的抗力發(fā)展趨勢是一致的，均經(jīng)歷梁機(jī)制階段、梁機(jī)制和懸鏈線機(jī)制混合階段以及懸鏈線階段，兩個(gè)試件在首次斷裂前，試件總抗力幾乎完全由抗彎機(jī)制提供，之后有所下降，隨后懸鏈線機(jī)制提供抗力迅速增大。當(dāng)兩個(gè)試件相繼發(fā)生第二次斷裂后，梁端有效截面面積減小，抗彎機(jī)制提供抗力減小為零甚至出現(xiàn)負(fù)值，這是因?yàn)榇藭r(shí)梁截面軸力產(chǎn)生偏心彎矩阻礙結(jié)構(gòu)抵抗外載，最終結(jié)構(gòu)完全由懸鏈線機(jī)制提供抗力。②首次斷裂時(shí)純鋼梁的抗彎梁機(jī)制提供抗力為939 kN，懸鏈線機(jī)制提供抗力231 kN，對(duì)于抗彎梁機(jī)制貢獻(xiàn)系數(shù)為0.803，懸鏈線機(jī)制貢獻(xiàn)系數(shù)為0.197；組合梁柱子結(jié)構(gòu)抗彎梁機(jī)制提供抗力1 218 kN，懸鏈線機(jī)制提供抗力438 kN，對(duì)應(yīng)抗彎梁機(jī)制貢獻(xiàn)系數(shù)為0.736，懸鏈線影響系數(shù)為0.264。這是由于組合梁柱子結(jié)構(gòu)較純鋼梁柱子結(jié)構(gòu)的初始抗彎剛度大，導(dǎo)致試件WUFG-CS的梁機(jī)制抗力高于試件WUFG，并且鋼筋在首次斷裂時(shí)軸力已較為明顯，導(dǎo)致兩者的懸鏈線機(jī)制提供抗力也存在一定差距。說明首次斷裂時(shí)兩者承載能力的差值原因主要體現(xiàn)在子結(jié)構(gòu)梁機(jī)制和懸鏈線機(jī)制兩個(gè)方面。③二次斷裂時(shí)純鋼梁的抗彎梁機(jī)制提供抗力為69 kN，懸鏈線機(jī)制提供抗力1 049 kN，對(duì)應(yīng)抗彎梁機(jī)制貢獻(xiàn)系數(shù)為0.062，懸鏈線機(jī)制貢獻(xiàn)系數(shù)為0.938；組合梁柱子結(jié)構(gòu)抗彎梁機(jī)制提供抗力-34 kN，懸鏈線機(jī)制提供抗力1 553 kN，對(duì)應(yīng)抗彎梁機(jī)制貢獻(xiàn)系數(shù)為-0.022，懸鏈線機(jī)制貢獻(xiàn)系數(shù)為1.022。由于試件WUFG-CS的樓板內(nèi)鋼筋在大變形階段發(fā)揮了重要作用，所以導(dǎo)致大變形階段兩者承載能力的差值原因主要體現(xiàn)在子結(jié)構(gòu)懸鏈線機(jī)制方面。可見樓板與鋼梁的組合作用對(duì)結(jié)構(gòu)整個(gè)過程的承載能力提高起到了關(guān)鍵作用。

表3 斷裂點(diǎn)對(duì)應(yīng)抗力對(duì)比Tab.3 Comparison of the resistance at fracture points

圖16 不同機(jī)制抗力發(fā)展曲線及貢獻(xiàn)系數(shù)Fig.16 Development curves of the different resistances mechanism and contribution coefficients

4.5 組合梁柱子結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)

上述試驗(yàn)與有限元模型都是近似靜力加載方式進(jìn)行分析，但是在實(shí)際工況中，非偶然因素造成柱失效是瞬間發(fā)生的，類似于動(dòng)力加載過程。為此可根據(jù)Izzuddin等[16]不考慮阻尼有利作用的能量評(píng)估模型，通過結(jié)構(gòu)靜力加載條件下的結(jié)果近似得到結(jié)構(gòu)在突加豎向荷載下的動(dòng)力響應(yīng)。其原理為動(dòng)力荷載所做的外力功全部轉(zhuǎn)變?yōu)榻Y(jié)構(gòu)的內(nèi)能，根據(jù)圖17所示的能量平衡原理可近似得到結(jié)構(gòu)的非線性動(dòng)力響應(yīng)曲線。

圖17 能量平衡原理Fig.17 Principle of energy balance

圖18為2個(gè)試件的動(dòng)力響應(yīng)曲線?？梢钥闯?，純鋼梁柱子結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)曲線在首次斷裂時(shí)峰值荷載為1 052 kN，而組合梁柱子結(jié)構(gòu)在發(fā)生多次斷裂后位移達(dá)到1 262 mm對(duì)應(yīng)峰值荷載為1 430 kN，試件WUFG-CS較試件WUFG的峰值荷載提升了36%，位移增大了159%。說明在動(dòng)力荷載作用下，組合梁柱子結(jié)構(gòu)具有更好的承載能力和變形能力。

圖18 動(dòng)力響應(yīng)曲線Fig.18 Dynamic response curves

5 結(jié) 論

(1)組合梁柱子結(jié)構(gòu)的抗力機(jī)制發(fā)展過程先后為梁機(jī)制階段、梁機(jī)制和懸鏈線機(jī)制混合階段以及懸鏈線機(jī)制階段，在中柱失效工況下，結(jié)構(gòu)通過內(nèi)力重分布，使得剩余結(jié)構(gòu)在大變形階段仍然具有良好的承載能力。

(2)組合梁柱子結(jié)構(gòu)的破壞模式表現(xiàn)為：失效柱梁柱節(jié)點(diǎn)處鋼梁緊靠蓋板末端的受拉翼緣首先斷裂，進(jìn)而內(nèi)力轉(zhuǎn)由腹板螺栓傳遞，裂縫不斷向上發(fā)展，貫穿上排的螺栓孔直至腹板斷裂。當(dāng)鋼梁受拉翼緣發(fā)生破壞后，左右兩跨組合梁之間的協(xié)同作用可使得結(jié)構(gòu)在后期階段可提供高于前期受彎階段的抗力，表現(xiàn)出較為富余的后期強(qiáng)度儲(chǔ)備。

(3)周邊構(gòu)件的軸向約束對(duì)梁柱子結(jié)構(gòu)的后期抗倒塌承載能力有著較大影響。當(dāng)0≤n≤0.1時(shí)，周邊構(gòu)件提供的軸向約束可以提高雙跨梁的豎向承載力；當(dāng)n>0.1時(shí)，繼續(xù)增加軸向剛度對(duì)于雙跨梁的豎向承載能力影響很小。由此可知，組合梁柱子結(jié)構(gòu)的承載能力并不能隨著周邊構(gòu)件軸向約束的增大而無限增大。

(4)考慮樓板組合效應(yīng)，梁機(jī)制峰值承載力提高了42.0%，懸鏈線機(jī)制峰值承載力提高了49.9%。說明樓板組合效應(yīng)顯著的提高了結(jié)構(gòu)在梁機(jī)制和懸鏈線機(jī)制的承載能力，并且樓板的存在可使結(jié)構(gòu)在動(dòng)力荷載作用下具有更好的抗倒塌能力。