T型鋼PEC梁抗剪承載能力試驗研究

趙寶成，曾 鑫，盧國輝

（蘇州科技大學 江蘇省結構工程重點實驗室，江蘇 蘇州 215011）

為了提高工字形鋼構件的抗火和防腐能力，降低房屋鋼結構的抗火和防腐費用，在工字形鋼截面的翼緣之間澆筑混凝土，形成了PEC 梁（Partially encased composite beam）[1-6]。由于鋼梁翼緣之間的混凝土為鋼梁翼緣和腹板提供支撐，鋼梁翼緣和腹板發生局部屈曲的可能性大大降低。使用過程中，混凝土參與受力，同樣使用條件下，與普通鋼-混凝土組合梁相比，PEC 梁的高度低，從而能夠降低整個結構的高度，結構建造費用及建筑的維護、裝修和管線設施的費用相應降低。近年來對PEC 結構的研究和工程應用比較多[7-10]。

T 型鋼PEC 梁[11-13]是在PEC 梁的基礎上發展起來的一種新型組合梁形式，由倒T 型鋼、縱向水平筋、箍筋、抗剪栓釘及部分預制混凝土組成，見圖1。T 型鋼去掉了鋼梁的上翼緣，在荷載作用下，上部混凝土受壓，T 型鋼梁下翼緣受拉，充分發揮鋼材與混凝土兩種材料的特性，與PEC 梁比較，進一步降低結構造價。大部分鋼梁被混凝土包裹，提高了鋼梁的抗火和防腐能力。抗剪連接件水平放置后，上部樓板不會形成縱向劈裂裂縫。T 型鋼梁鑲嵌于混凝土內，混凝土與鋼梁之間的粘結力較大，抗剪連接件的數量可以減少。

圖1 T 型鋼 PEC 梁

由于T 型PEC 梁比普通鋼-混凝土組合梁的高度低，在豎向荷載作用下，剪力有可能會起到控制作用。T型鋼與混凝土之間是通過抗剪栓釘連接在一起協同工作，抗剪栓釘的數量會影響梁的抗剪能力。本文為了探索T 型鋼PEC 梁的抗剪承載力，考慮剪跨比和抗剪連接件的影響，設計并制作了4 根帶樓板的T 型鋼PEC 梁，得到了T 型鋼PEC 梁承受豎向荷載的能力，分析了T 型鋼PEC 梁在豎向荷載作用下的變形能力、應變分布規律等。

1 試驗概況

1.1 試驗模型

T 型鋼PEC 梁斷面圖見圖2，鋼梁為倒T 形，翼緣板厚度10 mm，腹板厚度8 mm（配鋼率為3.73%），鋼材為Q235B。組合梁總高350 mm，長度3.6 m。混凝土樓板寬度為800 mm，板厚為80 mm，符合相關規范對其有效寬度和樓板厚度的規定。混凝土板的縱橫向鋼筋根據構造要求來布置，混凝土的設計強度為C30。試件設計中主要考慮的變化參數有剪跨比λ（λ=a/h，a 為組合梁剪跨長度；h 為組合梁高度）、栓釘間距、箍筋間距、受壓鋼筋直徑，試驗試件參數見表1 所列。

圖2 試件幾何尺寸及加載方式

表1 試驗試件參數

1.2 材料性能

為了解混凝土材性，在制作組合梁的過程中留有相應的混凝土標準試塊（150 mm×150 mm× 150 mm），并與試件在相同的室溫環境下進行養護。試驗完成后根據國家標準 《普通混凝土力學性能試驗方法標準》（GB/T 50081-2002）的有關規定測試混凝土試塊的抗壓強度，混凝土材性試驗立方體抗壓強度見表1 所列。根據國家標準《金屬材料室溫拉伸試驗方法》（GB/T 228-2010）與《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》（GB/T 2975-2018）的相關規定分別對鋼筋和鋼板進行取樣，鋼筋材性試件的直徑分別為10、12 mm，鋼板材性試件的厚度分別為8、10 mm，鋼材材性試驗結果見表2 所列。

表2 鋼材的材料性能

1.3 加載裝置

試驗在江蘇省結構工程重點實驗室完成，T 型鋼PEC 梁采用簡支加載，如圖2 所示。試驗在反力架下進行，采用兩點對稱加載，SCB-1 與SCB-3 剪跨比 λ 為 3.14，SCB-2 剪跨比 λ 為 2，SCB-4 剪跨比 λ 為 4。試驗采用 100 t的千斤頂加載并連接傳感器，荷載通過分配梁來傳遞集中力。為使千斤頂均勻地把力傳給PEC 梁混凝土翼板，墊棍下混凝土翼板上又放了兩個剛度比較大的加載梁，試驗加載裝置見圖3。

圖3 試驗加載裝置

1.4 測點布置

圖4 位移計布置

位移計及百分表布置見圖4。其中1 號至5 號為位移計，用于測量T 型鋼PEC 梁全跨的荷載撓度曲線；6 號至9 號為百分表，用于測量與混凝土間的相對滑移值。為了測量T 型鋼梁的應變，在鋼梁剪跨區的腹板上布置了應變花，在翼緣跨中及腹板跨中布置應變片。在PEC 梁跨中的混凝土板頂面及梁側面布置應變片，為了監測箍筋應變，與型鋼腹板應變花同一截面處的箍筋上布置應變片。

加載制度為單調加載，預估試件的承載能力，預加載荷載值為10～30 kN，保持荷載一段時間，以消除非彈性變形，并檢查儀器設備是否處于正常工作狀態。卸載后緩慢單調加載，直至T 型鋼PEC 梁破壞，觀察試件裂縫開展、變形及極限荷載等情況。

2 試驗過程描述

2.1 SCB-1試件

在混凝土開裂前，SCB-1 試件的荷載位移曲線呈線性，試件處于彈性工作階段。加載至40 kN（0.057Pu），加載點下方出現豎向裂縫，隨著荷載增大，跨中及剪跨區出現裂縫數量增加，且不斷延伸加寬；加載至460 kN（0.657Pu），試件剪跨區內混凝土板翼緣頂面出現縱向裂紋；加載至480 kN（0.686Pu），剪跨區斜裂縫寬度達到 0.3 mm；加載至 500 kN（0.714Pu），試件跨中撓度增加顯著，荷載位移曲線斜率變小，試件型鋼翼緣板開始屈服，截面中和軸不斷上升；加載至520 kN（0.743Pu），靠近加載點處的剪跨區內型鋼腹板最上端的應變花失效；加載至700 kN（1.0Pu），位移計的讀數劇烈增大，試件頂部壓潰，停止加載，翼緣板下表面靠近板邊位置鋼筋被壓彎凸出，見圖5；圖6 為破壞時半跨梁裂縫分布情況。

圖5 混凝土翼板壓潰

圖6 SCB-1 裂縫分布

2.2 SCB-2試件

加載至300 kN（0.316Pu），SCB-2 混凝土上翼緣左側剪跨區至純彎段中間出現縱向裂紋；加載至480 kN（0.505Pu），左側剪跨區靠近加載點處裂縫寬度超過0.3 mm，隨著荷載加大，組合作用逐漸被破壞，混凝土與型鋼間產生相互滑移錯動；加載至510 kN（0.537Pu），左側支座處剪跨區出現全長斜裂縫；加載至600 kN（0.632Pu），左側靠近支座處剪跨區翼緣出現橫向裂縫；加載至690 kN（0.726Pu），純彎段型鋼翼緣板屈服，進入彈塑性階段；加載至750 kN（0.789Pu），左側支座處出現斜裂縫；加載至 930 kN（0.979Pu），左側靠加載點處混凝土翼緣起皮，加載點處形成較寬的斜裂縫；加載至950 kN（1.00Pu） 混凝土嚴重起皮，混凝土板加載點處局部承壓破壞，見圖8。

圖7 SCB-2 裂縫分布圖

2.3 SCB-3試件

SCB-3 試驗現象與過程同SCB-1 類似，但其承載力較SCB-1 低，最后破壞時型鋼與混凝土間的滑移比較大，達到6 mm 左右，栓釘間距的增大導致兩者之間的組合作用提前被破壞，SCB-3 變形較大。裂縫分布圖見圖9，圖10 為破壞時混凝土板壓潰。

圖8 加載點處局壓破壞

2.4 SCB-4試件

加載至50 kN（0.098Pu），SCB-4 試件在加載點附近出現裂縫，隨著荷載的增加，裂縫不斷產生并且延伸加寬；加載至350 kN（0.68Pu），型鋼翼緣受拉區應變片屈服；加載至370 kN（0.72Pu），剪跨區加載點附近混凝土腹板裂縫寬度超0.3 mm，見圖11；加載至420 kN（0.80Pu），剪跨區型鋼下翼緣受拉屈服；加載至460 kN（0.88Pu），左側加載點混凝土板下部出現貫通裂縫；加載至500 kN（0.98Pu）剪跨區最大裂縫寬度為1.5 mm 左右；加載至520 kN（1.00Pu），混凝土板嚴重起皮，混凝土發出擠壓的聲音，加載點壓潰，如圖12 所示。

圖9 SCB-3 裂縫分布

圖10 混凝土板壓潰

圖11 SCB-4 裂縫分布

圖12 混凝土板局部壓潰

3 試驗結果分析

3.1 荷載與撓度曲線

T 型鋼PEC 組合梁在豎向荷載作用下的受力狀態可以大致分為彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。4 根T 型鋼PEC 梁的荷載撓度關系曲線見圖13。

（1）彈性階段。加載初期，各試件的撓度呈線性發展，型鋼翼緣臨近屈服時，混凝土腹板剪跨區出現彎剪斜裂縫和彎曲裂縫。荷載達到0.6Pu～0.7Pu時，試件開始屈服，可以看作是組合梁彈性狀態與彈塑性狀態的臨界點，正常使用極限狀態應控制在該階段內。

圖13 荷載撓度曲線圖

（2）彈塑性階段。隨著荷載繼續加大，撓度呈現非線性發展，型鋼翼緣進入屈服，混凝土裂縫不斷增多加寬，T 型鋼翼緣及腹板屈服，中和軸不斷上移，整體剛度下降。總體看來，栓釘間距布置合理，型鋼腹板與混凝土的組合效應較好，此階段基本在0.7Pu～0.9Pu之間。

（3）破壞階段。荷載增加緩慢，撓度曲線急劇加大，呈現非線性，荷載撓度曲線已經接近水平發展，T 型鋼翼緣、部分型鋼腹板及上翼緣的混凝土進入塑性發展階段，隨著荷載增加，上翼緣混凝土不斷起皮，T 型鋼PEC 梁組合效應不斷減弱，直至最后破壞。剪跨比對構件承載能力的影響較大，剪跨比越小，T 型鋼PEC 梁的承載力越高。在同樣剪跨比的情況下，抗剪栓釘的間距越大，構件的承載力越低，T 型鋼與混凝土之間的組合效應越差。

3.2 試件沿跨度方向撓度曲線

圖14 至圖17 分別為SCB-1 至SCB-4 試件沿跨度方向撓度曲線，撓度曲線基本呈二次拋物線分布。隨著荷載增大，開始進入彈塑性階段，撓度值有明顯增加，T 型鋼梁不斷屈服，混凝土與型鋼的組合效應減弱，最后撓度值急劇增加直至破壞。由圖可見，當荷載達到0.7Pu～0.8Pu左右時，撓度值達到《混凝土結構設計規范》（GB 50010-2010）規定的1/200 計算跨度限值，總體上這類栓釘的配置方式具有較好的組合作用，破壞時撓度值達到計算跨度值的1/70～1/45，說明這種組合梁具有較好的變形能力。

圖14 SCB-1 荷載撓度曲線圖

圖15 SCB-2 荷載撓度曲線

圖16 SCB-3 荷載撓度曲線

圖17 SCB-4 荷載撓度曲線

3.3 跨中T型鋼腹板豎向截面應變分布

由跨中T 型鋼腹板豎向截面上的5 個應變片，可以觀測到鋼梁腹板截面應變變化，不同荷載等級的應變變化見圖18 至圖21，由圖中可見，SCB-1 至SCB-4 等4 個試件的中和軸均靠近混凝土翼緣板處，且均距離型鋼底板200～250 mm 處左右。在彈性階段所有試件均較好地吻合平截面假定，應變呈線性變化，在極限承載力的65%左右（0.65Pu）時型鋼翼緣開始屈服，型鋼屈服后，鋼梁下翼緣的應變增長較快，應變分布不再保持線性，截面中和軸上移。總體看來，彈性范圍內應變分布基本符合平截面假定。

圖18 SCB-1 截面應變分布

圖19 SCB-2 截面應變分布

圖20 SCB-3 截面應變分布

圖21 SCB-4 截面應變分布

3.4 鋼梁腹板與箍筋承擔的剪力分析

通過箍筋和鋼梁腹板上的應變片和應變花記錄的應變，可以計算彈性受力范圍內箍筋和鋼梁承擔的剪力，了解受力過程中箍筋和鋼梁承擔剪力的情況。箍筋和鋼梁腹板承擔的剪力計算結果見圖22 至圖25。由圖可見，在彈性階段，這種組合梁中箍筋承擔小部分剪力，鋼梁承擔大部分剪力。加載初期，箍筋基本不承擔剪力，混凝土開裂后，箍筋承擔的剪力有所增加。

圖22 SCB-1 承擔的剪力

圖23 SCB-2 承擔的剪力

圖24 SCB-3 承擔的剪力

圖25 SCB-4 承擔的剪力

3.5 滑移分析

在豎向荷載作用下，T 型鋼與混凝土之間產生相對滑移，由于鋼梁下翼緣外露，通過百分表即可測量出混凝土與T 型鋼之間的滑移量，試驗中沿梁半跨布置了4 個百分表測量T 型鋼與混凝土交界面之間的滑移，滑移結果見圖26 至圖29。在豎向荷載作用下，T 型鋼與混凝土交界面的最大滑移出現在距離支座500～600 mm 處，原因是支座處存在反力，支座處交界面上的壓力局部增加，導致該部位摩擦力增大，減緩了支座處相對滑移；SCB-3 試件的栓釘及箍筋間距均較大，與其余三個試件相比，滑移較多，說明抗剪栓釘及箍筋間距對T 型鋼PEC 梁的滑移量影響顯著；荷載比較小的情況下，T 型鋼PEC 梁的滑移量幾乎為零，原因是鋼與混凝土交界面上的剪力比粘結力小。隨著荷載的增加，滑移量開始增加，當荷載達到的0.5Pu～0.6Pu時，交界面上的滑移量增加較快，除了SCB-3 試件外，其余試件在破壞時，最大滑移均不超過2 mm；純彎段T 型鋼PEC 梁相對滑移最小，加載初期基本上沒有滑移，加載后期存在一定的滑移，總體上滑移不大。

圖26 SCB-1 滑移曲線

圖27 SCB-2 滑移曲線

圖28 SCB-3 滑移曲線

圖29 SCB-4 滑移曲線

4 結論

本文通過對4 根簡支T 型鋼PEC 梁進行豎向加載試驗，研究了T 型鋼PEC 梁的抗剪承載性能，得出了以下結論：

（1）T 型鋼PEC 梁是剛度較大、變形能力強、剪跨比小的構件，其抗剪承載力提高。在同樣剪跨比下，抗剪栓釘的間距大，構件的承載力低，組合效應差。

（2）在彈性范圍內T 型鋼PEC 梁試件橫截面應變近似符合平截面假定。

（3）T 型鋼PEC 梁的塑性中和軸位于混凝土梁翼緣中，鋼梁受拉部分多，材料利用充分。

（4）T 型鋼PEC 梁中鋼梁的腹板承擔大部分剪力，箍筋承擔的剪力較小。

（5）組合梁栓釘間距對組合梁的滑移影響較大，栓釘間距合理，加載過程中滑移量較小，組合效果好。