鋼－壓型鋼板再生粗骨料混凝土組合梁受彎性能

張建偉，劉方方，卡卓乍，曹萬林

（城市與工程安全減災教育部重點實驗室（北京工業大學），100124北京）

鋼－壓型鋼板再生粗骨料混凝土組合梁受彎性能

張建偉，劉方方，卡卓乍，曹萬林

（城市與工程安全減災教育部重點實驗室（北京工業大學），100124北京）

為了解鋼－壓型鋼板再生混凝土組合梁受彎性能，分別對5個鋼－壓型鋼板再生粗骨料混凝土組合梁和2個鋼－壓型鋼板普通混凝土組合梁進行重復荷載作用下的受彎試驗，對比分析其受彎性能，研究抗剪栓釘布置數量與形式、板厚和型鋼尺寸對再生粗骨料混凝土組合梁的承載力、撓度、破壞形態的影響.試驗結果表明：鋼－壓型鋼板再生粗骨料混凝土組合梁與普通混凝土組合梁的受彎性能相近、破壞形態相似.在試驗基礎上，參照現行普通混凝土組合結構設計規范，給出鋼－再生粗骨料混凝土組合梁的受彎極限承載力和撓度計算方法，計算結果與試驗結果比較表明，其計算誤差與鋼－普通混凝土組合梁相近，可用于鋼－再生粗骨料混凝土組合梁設計.

再生粗骨料混凝土；閉口型壓型鋼板；組合梁；受彎性能；重復荷載試驗

再生混凝土利用是建筑垃圾資源化的重要組成部分，再生混凝土在量大面廣的混凝土結構工程中應用，已成為可持續發展的重要戰略問題.為推進中國再生混凝土的應用，國家2011年頒布了行業標準《再生骨料應用技術規程》［1］，上海2007年頒布了地方標準《再生混凝土應用技術規程》［2］，北京2011年頒布了地方標準《再生混凝土結構設計規程》［3］，這些標準的頒布與實施為再生混凝土的應用提供了重要技術支撐.然而，這些標準均未涉及鋼－再生混凝土組合結構相關的技術內容.近年來，隨著中國高層及大型復雜建筑的快速發展，由于鋼－混凝土組合構件具有能充分發揮鋼材和混凝土材料特性、抗震性能好、易于快速施工等優點，在工程結構中得到廣泛應用，但目前對鋼筋再生混凝土構件試驗研究相對較多［4－5］，對于鋼－再生混凝土組合構件試驗研究較少；而且已有鋼－再生混凝土組合構件的試驗研究主要集中在鋼管再生混凝土柱的壓彎力學性能研究上，且因其足尺試件的試驗對加載能力有較高要求，多數進行的是模型試驗［6－8］.鋼－再生混凝土組合梁板的力學性能試驗研究很少，文獻［9］初步對6塊壓型鋼板－再生混凝土組合樓板進行了縱向抗剪承載力試驗，分析了不同剪跨比對縱向抗剪承載力的影響.為此，筆者對鋼－再生混凝土組合樓板［10］和組合梁的受彎性能開展了足尺試件試驗研究，本文介紹其中的鋼－再生混凝土組合梁相關研究結果.

1 試 驗

1.1 試件設計

試驗共設計7個鋼－壓型鋼板混凝土組合梁試件，其中5個為再生粗骨料混凝土組合梁，其再生粗骨料取代率為100%，再生粗骨料由北京市區內某老舊建筑物拆除工程中的廢棄混凝土加工而成，最大粒徑為25mm，細骨料為天然砂，另外2個試件為用于對比的普通混凝土組合梁.壓型鋼板板肋垂直于鋼梁放置，栓釘在壓型鋼板的每個槽中布置形式分為3種：1型（單排單個）、2型（單排兩個）和3型（雙排兩個）（見圖1）.壓型鋼板采用北京多維鋼結構生產的DW66－240－720閉口型壓型鋼板，厚度1mm.試件幾何尺寸3 400 mm×820 mm×120 mm（150 mm），計算跨度3 000mm，壓型鋼板再生混凝土組合板的厚度分別為120mm和150mm.壓型鋼板上部混凝土內布置Φ8＠160縱向分布鋼筋和Φ4＠200橫向分布鋼筋.5mm厚鋼板焊接在鋼梁兩端，組合板上部縱向鋼筋兩端分別焊接在鋼板上加以錨固，見圖2（a）.為增強抗剪栓釘的協同受力性能，栓釘上部點焊Φ8縱向鋼筋即形成梯格抗剪連接鍵，見圖2（b）.組合板兩側澆筑50mm寬的混凝土條帶，將壓型鋼板包裹密實，具體設計參數見表1，鋼材力學性能見表2.

圖1 栓釘布置

圖2 組合梁的構造措施

試件的混凝土強度設計等級為C50，混凝土配合比為水泥∶水∶砂∶再生粗骨料（或天然石子）＝1∶0.36∶1.51∶2.17.試件澆筑時同條件制作邊長為150 mm的立方體試塊和150 mm×150 mm× 300 mm的棱柱體試塊.實測再生混凝土立方體抗壓強度均值為55.9 MPa，彈性模量為3.55×104MPa，普通混凝土立方體抗壓強度均值為65.8 MPa，彈性模量為3.67×104MPa.

表1 試件設計參數

1.2 試件加載方案

組合梁兩端采用簡支支座.試驗加載時采用跨中一個豎向千斤頂加載，該荷載通過分配梁平均分配至組合梁的三分點位置處.為防止組合板局部壓壞，在分配梁與組合板之間墊有與試件寬度相同、剛度較大的鋼軸與厚鋼板組合件，鋼板與組合板之間鋪有細砂，保證在加載位置處線荷載施加均勻；在組合梁型鋼與兩支座間亦墊有厚鋼板，保證在支座處線荷載施加均勻.試驗采用單向重復加載以測試組合梁在彈塑性階段的殘余變形.每級加載后穩定5 min，觀察并記錄試驗現象.組合梁屈服以前采用荷載控制加載，屈服之后采用位移控制加載.使用數據采集系統對荷載、撓度、混凝土應變、鋼梁應變和組合梁疊合面相對滑移進行連續采集.

表2 鋼材力學性能 MPa

1.3 測點布置

在組合梁的鋼梁下翼緣底部布置位移計1、2和3，用于測量跨中和加載點處的撓度值，布置位移計4用于測量組合板的跨中撓度值.在支座兩端各布置一個百分表用于測量組合梁的支座變形；在組合梁支座附近各布置百分表3、4以測量組合板和鋼梁之間的滑移.沿鋼梁的跨中和加載點截面高度方向布置鋼梁應變測點（S1～S8），沿混凝土組合板跨中頂面、側面和混凝土組合板加載點側面分別布置混凝土應變測點（C1～C11）.圖3為位移測點和應變測點布置情況.

2 結果及分析

2.1 破壞特征

加載初期，組合梁上部混凝土未出現裂縫，各試件近似彈性變形.加載至20%～30%極限荷載時，組合板加載點附近混凝土條帶底部出現裂縫，裂縫位于壓型鋼板凹槽附近.此時支座兩端滑移大致相等.隨著荷載繼續增加，混凝土條帶底部裂縫逐漸貫通向板側面發展并向上延伸.每一循環加載完畢卸載時，壓型鋼板發出回彈的聲響.支座兩端滑移增長到一定程度時，其中一側的滑移量增長趨勢明顯增大，表明由于施工質量問題和材料誤差原因，組合梁兩側的抗剪承載能力存在一定差異，滑移在相對薄弱的一側發展明顯.抗剪薄弱一側加載點處的裂縫增多，寬度加大.組合梁較薄弱一側的抗剪能力趨于極限時，承載力曲線開始分為兩種形態：一種是抗剪較薄弱一側的端部鋼板焊縫突然被撕裂，發出一聲巨響，最外側兩至三列栓釘焊縫直接被剪壞，組合梁整體工作性能破壞，承載力急劇下降；另一種是端部鋼板焊縫一部分被撕裂，組合梁承載力略有下降后保持不變，可繼續加載至焊縫完全撕裂，最外側至內側栓釘焊縫逐漸被剪壞，組合梁承載力再次下降.繼續加載，承載力保持不變或略有上升.此時組合梁的承載力主要由鋼梁提供，組合板受彎抗力貢獻較小.部分組合梁的破壞照片見圖4.

圖3 位移計和應變片布置

圖4 試件破壞圖

試驗表明：7個鋼－壓型鋼板混凝土組合梁破壞過程相似，且在峰值荷載過后的大變形階段，因縱向剪力較大，加上栓釘焊縫存在一定的施工缺陷，最終出現了栓釘破壞現象，為此應注意加強實際工程中栓釘焊接質量控制與檢測；增加栓釘布置數量能夠提高再生混凝土組合梁的承載力；與普通混凝土組合梁相比，再生混凝土組合梁裂縫較寬，變形較大.

2.2 承載力

組合梁的承載力實測值列于表3，其中My為組合梁的屈服彎矩；M1／200為組合梁跨中撓度達1／200跨度時對應的彎矩；Mu為組合梁的極限彎矩.uy為組合梁屈服彎矩對應的撓度；uu為組合梁極限彎矩對應的撓度.

由表3可知：1）SRCB－120－1－20a與SRCB－120－3－20a相比，屈服彎矩、極限彎矩分別低13.6%、16.6%，SRCB－120－2－20a與SRCB－120－3－20a相比，屈服彎矩、極限彎矩分別低2.9%、7.5%，表明增加栓釘數量可明顯提高再生混凝土組合梁的屈服彎矩、極限彎矩，栓釘布置形式對屈服彎矩、極限彎矩影響相對較小，每個槽中2個栓釘橫向雙排布置的方案優于縱向單排布置方案；2）SCB－120－3－20a與SRCB－120－3－20a相比屈服彎矩提高2.5%，極限彎矩提高1.1%；SCB－150－3－20a與SRCB－150－3－20a相比屈服彎矩降低0.5%，極限彎矩降低3.4%，表明再生粗骨料混凝土組合梁與普通混凝土組合梁的屈服彎矩和極限彎矩差值均在5%以內，兩者的受彎承載力相近；3）SRCB－150－3－20a與SRCB－120－3－20a相比，組合板厚提高25%，屈服彎矩提高27.0%，極限彎矩提高17.9%；SRCB－150－3－25a與SRCB－150－3－20a相比，鋼梁高度提高25%，屈服彎矩提高40.2%，極限彎矩提高46.5%，表明相對于組合板厚度變化，型鋼型號對組合梁的受彎承載力影響更加顯著，且自重變化相對較小.

栓釘布置數量與形式對再生粗骨料混凝土組合梁和普通混凝土組合梁的承載力影響試驗值比較見表4.栓釘布置數量與形式對再生混凝土組合梁承載力的影響規律與對普通混凝土組合梁承載力的影響規律基本相同.

表3 組合梁承載力試驗值

表4 普通混凝土組合梁的極限承載力試驗值

2.3 彎矩－撓度曲線

實測所得試件的跨中彎矩－撓度曲線見圖5，骨架曲線比較見圖6.實測所得部分試件跨中截面應變分布變化規律見圖

圖5 跨中彎矩－位移曲線

分析試驗過程和圖5、6可知：1）因為再生粗骨料混凝土與普通混凝土的力學性能相近，應力與應變關系曲線在峰值應力前基本一致，只是再生粗骨料混凝土的彈性模量略低些，且峰值應力后再生粗骨料混凝土的延性相對較好，所以7個組合梁試件的損傷破壞過程相似，裂縫開展過程及位置接近，最終在栓釘焊縫處發生破壞，栓釘焊縫破壞后組合梁的承載力由鋼梁提供，組合板的承載力可忽略不計；2）鋼－壓型鋼板混凝土組合梁的屈服荷載會因為鋼梁與組合板間的滑移而降低[12]，組合板兩端與鋼梁焊接成整體的鋼板起到了抗剪連接件的作用，在一定程度上阻止了組合板與鋼梁之間的滑移，焊接鋼板撕裂后形成不同程度的明顯滑移，因此承載力降低程度不同.從圖7可看出，試件承載力達到栓釘焊縫抗剪承載力極限狀態時，混凝土組合板跨中上表面混凝土壓應變值為0.000 5～0.000 9，沒有達到其極限壓應變值；鋼梁下翼緣應變達到0.001～0.002；3）承載力達到0.6Pu前組合梁跨中截面應變分布基本符合平截面假定，0.6Pu之后由于相對滑移，組合板與鋼梁接觸面之間應變明顯不同；承載力達到0.8Pu前組合梁跨中截面應變分布基本符合平截面假定，0.8Pu之后由于滑移效應使組合梁跨中截面應變分布明顯不均.

圖6 跨中彎矩－位移骨架曲線比較

圖7 SRCB－150－3跨中截面應變分布

3 組合梁連接程度

一個栓釘抗剪件承載力按鋼結構設計規范計算［12］：

式中：Ec為混凝土彈性模量，fc為混凝土抗壓強度設計值，As′為栓釘截面面積，f為栓釘抗拉強度設計值，γ為栓釘材料抗拉強度最小值與屈服強度之比.

本文采用壓型鋼板垂直與鋼梁布置，栓釘承載力應乘以折減系數：

式中：n0為梁截面一個肋中布置的栓釘數，多于3個時按照3個計算；bw為混凝土凸肋的平均寬度；he為混凝土凸肋高度；hd為栓釘高度.

兩側焊接鋼板的抗剪承載力Ns按《鋼結構設計規范》中正面角焊縫進行計算：

式中：σf為按有效面積計算垂直與焊縫長度方向的應力；h′e為焊縫的計算厚度，lw為角焊縫的計算長度；βf為正面角焊縫強度設計增大系數；為角焊縫強度設計值.

組合梁剪跨區抗剪承載力F為剪跨區栓釘抗剪承載力與焊接鋼板之和，型鋼與組合板界面的縱向承載力Fu按鋼結構設計規范計算［12］，組合梁的連接程度F／Fu計算結果列于表5.

表5 組合梁抗剪連接程度

4 組合梁屈服荷載

滑移效應的存在會降低鋼－壓型鋼板混凝土組合梁的屈服荷載，由換算截面法計算得到的彎矩值與試驗值相比明顯偏大，因此文獻［13］給出了考慮滑移效應的組合梁屈服荷載計算公式：

式中：My為考慮滑移效應時組合梁的屈服荷載，Mys為由換算截面法計算得到的組合梁屈服荷載，Aft為鋼梁上翼緣面積，Aw為鋼梁腹板面積，ξs為考慮滑移效應時短期剛度折減系數［14］.

由上述公式計算所得各試件屈服荷載值Myc與試驗值Myt見表6.再生粗骨料混凝土組合梁與普通混凝土組合梁的屈服荷載計算值和試驗值均較接近，說明可使用文獻［13］提出的鋼－普通混凝土組合梁屈服荷載計算方法計算鋼－再生粗骨料混凝土組合梁的屈服荷載.

表6 組合梁屈服荷載試驗值與計算值

5 組合梁極限荷載

按照鋼結構設計規范規定的部分抗剪連接組合梁在正彎矩區段的極限彎矩公式進行計算［12］，各試件的計算結果Mu1見表7.

進入破壞階段時，滑移效應對組合梁的極限抗彎承載力有所影響，當M＜Mys時取

式中：Mys表示按照換算截面法計算得到的組合梁屈服荷載；F為抗剪承載力計算值，F＝nNvc＋Ns，n為栓釘的數目，Nvc為每個栓釘的縱向抗剪承載力，Ns為焊接鋼板的抗剪承載力；H為壓型鋼板混凝土組合板與鋼梁合力作用點的距離.

當n取組合梁彎剪段內栓釘數時，其極限彎矩計算結果表示為Mu2；當n取距組合梁兩端1.4B（混凝土板寬）范圍內栓釘數時，其極限彎矩計算結果表示為Mu3，Mu2、Mu3以及試驗值Mut見表7.

由表7可知：1）SCB－120－3－20a與SRCB－120－3－20a相比，SCB－150－3－20a與SRCB－150－3－20a相比，其極限彎矩差值均在5%以內，表明再生粗骨料混凝土組合梁與普通混凝土組合梁的極限承載力較為接近，可以按照普通混凝土組合梁的極限承載力計算方法計算再生粗骨料混凝土組合梁；2）n取組合梁彎剪段內栓釘數計算抗剪承載力時，其計算結果均小于試驗結果，具有較好的設計可靠度.

表7 承載力實測值與計算值

6 組合梁撓度

有關鋼－壓型鋼板混凝土組合梁抗彎剛度和撓度的分析，滑移效應對組合梁正常使用極限狀態時撓度計算的影響較大.按鋼結構設計規范采用的換算截面法計算所得結果雖考慮了滑移效應［12］，但與試驗值相比誤差較大，原因是型鋼梁與組合樓板之間的滑移考慮不夠充分，導致組合梁的抗彎剛度計算值偏大，計算撓度偏小.文獻［13］從原理上考慮了鋼梁與壓型鋼板－混凝土組合板之間的滑移效應，建立了鋼－壓型鋼板混凝土組合梁的撓度公式，計算結果表明其具有良好的計算精度.

本文采用文獻［13］提出的修正折減剛度法計算再生粗骨料混凝土組合梁撓度：

式中：Bs為考慮滑移效應時鋼－壓型鋼板混凝土組合梁的短期剛度，Be為換算截面剛度，Be＝B1w＋B2（1－w），B1和B2表示壓型鋼板帶肋截面和薄弱截面的剛度，w表示壓型鋼板整個波形中帶肋部分所占的比例，ξs表示考慮滑移效應時短期剛度折減系數.

在計算構件使用階段變形時，M／Mu在0.5～0.7區域內的彎矩－曲率關系相對穩定[15]，因此本文采用0.6Mu所對應的彎矩和撓度進行計算比較.按照中國鋼結構設計規范[12]和文獻［13］提出修正折減剛度法，計算所得再生粗骨料混凝土組合梁的撓度列于表8.

由表8可知：按《鋼結構設計規范》計算，其計算值均低于試驗值，說明其可靠性相對偏低；按文獻［13］提出的修正折減剛度法計算所得撓度與試驗值吻合較好；栓釘布置形式對再生粗骨料混凝土組合梁短期剛度和撓度影響較大；再生粗骨料混凝土組合梁撓度相對于普通混凝土組合梁略大；提高組合梁的板厚和型鋼型號均使撓度有所減小；可以參照文獻［13］的修正折減剛度法計算再生粗骨料混凝土組合梁撓度.

分析試驗結果和相關文獻，再生粗骨料混凝土梁的抗彎剛度和撓度與普通混凝土組合梁的差異主要表現在：相同強度等級條件下，再生混凝土彈性模量較低、裂縫寬度較大，其抗彎剛度相對小些，撓度變形較大.因此，參照普通混凝土組合梁撓度計算方法，計算再生粗骨料混凝土組合梁撓度，可考慮對其抗彎剛度乘以適當降低系數加以修正，本文根據試驗結果，建議折減系數暫取0.9（待試驗數據豐富后進一步修正），計算結果列于表8.

表8 鋼－壓型鋼板再生粗骨料混凝土組合梁撓度計算值與實測值

注：Bs[12]是按中國《鋼結構設計規范》計算的剛度，Bs[13]是按文獻[13]計算的剛度，Bs是再生粗骨料混凝土組合梁按0.9Bs[13]計算的剛度.

7 結 論

1）再生粗骨料混凝土組合梁與普通混凝土組合梁破壞過程基本一致，即幾何尺寸、配筋和混凝土強度等級相同條件下，再生粗骨料混凝土組合梁與普通混凝土組合梁的屈服荷載與極限荷載較為接近，但跨中撓度相對較大.

2）栓釘布置形式及數量對再生粗骨料混凝土組合梁承載力的影響與對普通混凝土組合梁承載力影響基本相同.

3）增大組合板厚及型鋼高度能提高組合梁承載力，相對于組合板厚度變化，型鋼高度變化對組合梁的受彎承載力影響更加顯著，且自重變化相對較小.

4）與普通混凝土組合梁相比，再生粗骨料混凝土對組合梁的承載力影響較小，可采用普通混凝土組合梁承載力計算方法計算再生粗骨料混凝土組合梁的承載力.

5）參照普通混凝土組合梁考慮滑移效應的撓度計算方法，考慮抗彎剛度折減系數0.9，計算再生粗骨料混凝土組合梁撓度，可得符合工程要求精度的計算結果.

［1］中華人民共和國住房和城鄉建設部.JGJ／T240—2011再生骨料應用技術規程［S］.北京：中國建筑工業出版社，2011.

［2］上海市建設和交通委員會.DG／TJ08－2018—2007再生混凝土應用技術規程［S］.上海：同濟大學出版社，2007.［3］北京市規劃委員會，北京市質量技術監督局.DB11／T803—2011再生混凝土結構設計規程［S］.北京：北京市城鄉規劃標準化辦公室，2011.

［4］AJDUKIEWICZ A B，KLISZCZEWICZ A T.Comparative tests of beams and columns made of recycled aggregate concrete and natural aggregate concrete［J］.Journal of Advanced Concrete Technology，2007，5（2）：259－273.

［5］XIAO Jianzhuang，LI Wengui，FAN Yuhui，et al.An overview of study on recycled aggregate concrete in China（1996－2011）［J］.Construction and Building Materials，2012，31：364－383.

［6］KONNO K，SATO Y，KAKUTA Y，et al.Property of recycled concrete column encased by steel tube subjected to axial compression［J］.Transactions of the Japan Concrete Institute，1997，19：231－238.

［7］王玉銀，陳杰，縱斌，等.鋼管再生混凝土與鋼筋再生混凝土軸壓短柱力學性能對比試驗研究［J］.建筑結構學報，2011，35（5）：88－96.

［8］YANG Youfu，HAN Linhai.Experiential behavior of recycled aggregate concrete filled steel tubular columns［J］.Journal of Constructional Steel Research，2006，62：1310－1324.

［9］肖建莊，李宏，金少惷，等.壓型鋼板－再生混凝土組合板縱向抗剪承載力試驗［J］.結構工程師，2010，26（4）：91－95.

［10］張建偉，祝延濤，曹萬林，等.閉口型壓型鋼板－再生混凝土組合樓板的受彎性能［J］.北京工業大學學報，2014，40（8）：1197－1203.

［11］唐亮，聶建國，CAIC S.鋼－縮口型壓型鋼板混凝土組合梁試驗研究［J］.哈爾濱工業大學學報，2005，37（增刊）：226－229.

［12］中華人民共和國建設部.GB50017—2003鋼結構設計規范［S］.北京：中國建筑工業出版社，2003.

［13］聶建國，王挺，樊鍵生.鋼－壓型鋼板混凝土組合梁計算的修正折減剛度法［J］.土木工程學報，2002，35（4）：1－6.

［14］聶建國，沈聚敏，余志武.考慮滑移效應的鋼－混凝土組合梁變形計算的折減剛度法［J］.土木工程學報，1995，28（6）：11－17.

［15］過鎮海，時旭東.鋼筋混凝土原理與分析［M］.北京：清華大學出版社，2003.

（編輯趙麗瑩）

Experimental study on flexural behavior of recycled coarse aggregate concrete com posite beam s w ith closed-section steel deck

ZHANG Jianwei，LIU Fangfang，KAZOZA Emery，CAOWanlin

（Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering（Beijing University of Technology），Ministry of Education，100124 Beijing，China）

The repeated load tests of five recycled coarse aggregate concrete composite beams and two normal concrete composite beamswere carried out to investigate the flexural behavior of recycled coarse aggregate concrete composite beams with closed-section steel deck.Based on the tests，the flexural behavior of recycled coarse aggregate concrete composite beamswith different shear studs’layout，slab thickness and steel shape was analyzed and compared with that of normal concrete composite beams.The analysis working was mainly focused on yield load，ultimate load，deformation，the slippage between the steel shape and composite slab and damage process of the composite beams during the test.The test results show that the failure modes of recycled coarse aggregate concrete composite beams and normal concrete composite beams are similar.Based on the experimental results，the calculating formulas of the bearing capacity and the deformation of recycled coarse aggregate concrete composite beams with closed-section steel deck were presented with reference to the normal concrete composite structure design code.The calculating results are in good agreementwith that of the experimental results，so the calculating formulas can be used for designing recycled coarse aggregate concrete composite beams.

recycled coarse aggregate concrete；closed-section steel deck；composite beam；flexural behavior；repeated load test

TU398.2

A

0367－6234（2015）12－0086－07

10.11918／j.issn.0367-6234.2015.12.015

2014－12－16.

北京市自然科學基金（8132016）；國家科技支撐計劃項目（2014BAL05B04）.

張建偉（1971—），男，教授；曹萬林（1954—），男，教授，博士生導師.

張建偉，zhangjw＠bjut.edu.cn.