单边钢次梁与混凝土主梁插入式连接节点的试验研究.pdf

第 2 8卷第 1 期 2 0 1 1年 3月 土木工程与管理学报 J o u r n a l o f Ci v i l En g i n e e ri n g a n d Ma n a g e me n t Vo 1 28 No 1 Ma r 2 O1 1 单边钢次梁与混凝土主梁插入式连接节点的试验研究 杨清发 ， 秦文科 ， 周剑波。 ( 1 广东省 电力设计研 究院 ， 广 东广州5 1 0 6 6 3 ； 2 武汉大学建筑物检测与加 固教育部工 程研究 中心 ， 湖北武汉4 3 0 0 7 2 ； 3 武汉大学土建学院 ， 湖北武汉4 3 0 0 7 2 ) 摘要： 钢次梁插入混凝土主梁的节点连接是一种新型的节点连接形式， 该节点区别于传统的挑耳式钢梁与混 凝 土主梁节点连接方式 ， 具有施工方便 、 力学 性能优越 的性 能。为 了明确 此种 节点连 接方 式 的受力 和承载 特 性 ， 本文以某工业厂房的节点工程为背景， 对单边钢次梁与混凝土主梁连接节点进行了 1 ： 2的缩尺试验研究。 试验表明， 钢次梁插入主梁的连接节点为半刚性连接节点 ， 节点的破坏始于钢次梁上翼缘混凝土板与主梁交界 面处过大的横向裂缝及钢次梁上翼缘焊板的拉伸屈服； 试验结束时， 主梁端部箍筋均屈服， 端部截面产生宽而 深的扭剪裂缝， 表明单边钢次梁作用下主梁抗扭能力成为控制条件。试验还发现， 钢次梁上翼缘焊接板条的布 置对 节点承载力有较 大的影 响 ， 当上翼缘焊接板与翼缘 板的横 向面积 比控制 在 0 3 5 0 4 5的范 围内时 ， 节 点 的破坏始于钢次梁上翼缘连接焊板的拉伸屈服， 属于次要构件的塑性破坏， 满足安全设计和承载力的要求。 关 键词 ： 钢次 梁 ； 混凝土 主梁 ； 节点 ； 承载力 中图分类号 ： T U 3 7 5 1 文献标识码 ： A 文章编 号 ： 2 0 9 5 - 0 9 8 5 ( 2 0 1 1 ) 0 1 - 0 0 5 3 -06 随着建筑结构载荷和跨度逐渐增大的设计要 求， 钢次梁与混凝 土主梁的混合支撑系统得到大 量的应用 ， 其中钢次梁与主梁的节点连接成 了设 计的核心。传统的设计方法一般是在框架梁侧设 置挑耳 的单边节点连接 ( 图 1 ) ， 该节点连接形式 施工较为繁琐 ， 且结构受力不理想。钢次梁简支 于砼梁挑耳上 ， 支座处为简支 ， 实际楼板为整体浇 筑 ， 在砼主梁处不可能为纯简支 ， 仍能承受部分负 弯矩。这样便将梁端负弯矩产生的拉应力转由板 承担 ， 导致板产生拉伸裂缝 ， 不满足设计要求。本 文在传统挑耳式节点连接 的基础上 ， 提 出了一种 改进的新型节点构造 ( 图 2 ) ， 将钢次梁直接伸入 锚于砼主梁 ， 伸入长度不少于梁宽的 1 3 ， 为确保 堤 士楼板 砼梁施工缝 挑耳 堡墨 图 1 传统挑耳式单边 节点 连接 图 2 钢梁插人 主梁的单边 节点连接 使钢次梁节点处砼能浇灌密实 ， 避免钢梁 上翼缘 与腹板间的交接处 出现空隙 ， 将钢梁伸入砼梁段 上翼缘板 切掉 ， 另补焊两 根一定宽度 的钢板条。 端支座处钢板条 弯人砼梁 ， 钢板条担负钢次梁上 翼缘拉力作用。为确保钢次梁抗剪强度， 在靠近 砼梁侧处钢梁腹板两侧焊上加劲肋 。为了明确该 节点连接方式的受力性能 ， 在 试验 室进行了模型 试 验 。 1 节点模型设计 以某工业厂房的钢次梁插入主梁的节点为背 景 ， 考虑 1 ：2的缩尺 比例 ， 主梁单侧布置 4根钢 次梁 ( 图 3 ) ， 混凝土框架 主梁 的载面尺寸为 bh 收稿 日期 ： 2 0 1 0 1 1 - 2 2 作者简介 ： 杨清 发( 1 9 6 0 ) ， 男 ， 广东广州人 ， 高级工程师 ， 研究方 向为火电厂建筑结构设计 ( E m a i l ： y a n g q i n g f a g e d i c o rn c n ) 5 4 土， 木工程与管理学报 =2 5 0 r l l l T l 6 0 0 mm， 跨度为 4 5 0 0 m m， 混凝土强 度等级为 C 4 0 ， 混凝土保护层厚度为 3 5 mm； 钢次 梁选为 H N 3 0 01 5 0 - 6 5 9 ( mm) ， 跨度为 4 5 0 0 n l r n ， 钢材为 Q 2 3 5 B钢。钢 次梁翼缘上混凝土板 厚取 为 6 0 m m。 钢次梁长度大、 分布根数多， 做全尺度模型试 验极为不便。为了试验方便有效 ， 试验模 型中对 钢次梁进行了一定简化， 即钢次梁长度仅取插人 端至其反弯点的距离 。对于两端 固结 的梁 ， 其反 弯点距端部 0 1 0 1 5 倍 的跨长。从节点构造来 看 ， 钢次梁与混凝土主梁的节点为半刚性连接 ， 钢 次梁反弯点相 比于刚性节点而言 ， 应 向梁端部靠 近 ； 据此 ， 本试验中钢次梁对应的反弯点与混凝土 主梁截面中心的距离取为 0 0 5倍的钢次梁跨长， 即 2 2 5 m m。考虑到钢次梁翼缘上焊接钢板形式 不一样， 导致节点刚度不一致 ， 相应反弯点也各 异 ， 因此 ， 在试验时 ， 当钢次梁翼缘上焊接板刚度 相对 较弱时 ， 加 载点 向次梁支 座靠拢 5 01 0 0 T 1 401 n 量 m mo 进行混凝土主梁 的配筋设计时， 宜根据次梁 先于主梁破坏的设计原则， 求出钢次梁上集中荷 载的设计值 ； 依据钢次梁对主梁的荷载传递， 同时 考虑主梁的截面承载能力 限制 ， 依据相关设计规 范完成主梁的配筋计算 。 依据以上设计思路 ， 本试验模型 的构造如图 3所示 。梁两端为扩大头 ， 梁顶 4 1 8 ， 通长布置 ， 梁底 4 1 8 ； 钢次梁插入主梁深度为 9 0 l n r l l ， 混凝 土板钢筋为 4 b 1 0， 抗剪键为 4 l 8 。钢材及混凝 土的力学性能指标实测值见表 1 。 表 1 材料 力学性能指标实测值 图3 主梁与钢次梁结构布置 考虑到钢次梁上翼缘的焊接板对节点承载力 性能影响很大 ， 选取 2种不同的焊接板形式 ， 即翼 缘中部分别焊接 5 0 m l n 、 9 0 m m宽的 1 块焊接板 ， 焊板厚度 t = 8 m m， 试验共选取 2组模型， 不 同节 点对应构件编号分别记为 R C I 、 R C 2 。试验 时， 对所有钢次梁同时加载， 仅对 1 # 、 2 # 钢次梁进行 观测 。 2 试验加载装置及 量测布置 试验加载过程按照 C B 5 0 1 5 2 - 9 2 混凝土结 构试验方法标准 的有关规定进行， 加载时在 主梁两端扩大头顶面以大量程的千斤顶施加压力 以约束主梁端部， 对次梁外伸端 同步向下加载 ， 试 验加载装 置见 图 4 。 钢次 梁插入 主梁 的节点 核心区是 试验研 究 的 一 反力 肚 需岳 仁 一千 斤 分 力 ： L I J 二 一 钢 筋 ； 一 钢 次 一 钢筋j -L - _0 00 0 一 土板 土主梁 图4 试验加载装置 重点。如图5示意， 在钢次梁腹板沿不同截面高 度处 、 上翼缘焊接板上布置应变片 ， 钢次梁端部与 混凝土底部布置位移计 。 3 试验结果及分析 3 1 重 要部位 的荷载应 变 曲线 J 。 l _ 上 卜 第 1 期 杨 清发等 ： 单边钢次梁与混凝土主梁插入 式连接节 点的试验研究 5 5 钢 板 条 ，|： ： ： 卜 位移 图 5 测 点的布置 不意 通过试验发现 ， 钢次梁翼缘在不 同焊板连接 形式下 ， 节点承载力不一样 ， 节点破坏形式也不一 样 ， 宜分别进行考虑。试验发现， 在结构达到破坏 时， 以下部位应变较大 ： 主梁纵向钢筋应变 、 节点 核心区翼缘应变 、 靠近梁端的箍筋应变、 节点核心 区钢梁腹板中部横 向应变 ， 本试验重点对这些部 位进行观测和分析 ， 其荷载应变曲线如图 6所示 。 诔 挺 螂 柱 ( a ) R C - 1 ( b) R C一 2 图6 荷载应变曲线 试验过程显示 ， 节点受力过程可分为三个 阶 段 ， 即第 1阶段 ( 未裂 阶段 ) ， 第 1 I阶段 ( 开 裂阶 段 ) 和第 1 I I 阶段 ( 破坏 阶 段 ) 。 ( 1 ) 第一 阶段 ： 加载初期 ， 由于节点 区剪力 、 弯矩 、 扭矩较小 ， 节点核心区钢次梁应变均很小 ， 节点处于弹性工作阶段 。 ( 2 ) 第二 阶段 ： 当荷 载达到开裂荷载时 ， 在节 点核心区主梁与次梁上翼缘混凝土板的交接面处 出现第一条水平裂缝 ， 随着荷载的增加 ， 此裂缝宽 度逐渐增加 ； 当继续增加时 ， 主梁端部和跨中均出 现细而短的斜 向裂缝 ； 随着荷载不断增加 ， 次梁上 翼缘? 昆 凝土板与主梁 的交接面处裂缝宽度加速增 加 ， 板 内钢筋 及翼缘焊接板应 力逐渐增 加 ； 对于 R C 一 1构件 ， 当荷载达到 2 1 t 时， 翼缘 焊接板达到 屈服； 此时次梁上翼缘混凝土板 的交接面处裂缝 宽度达到 2 5 m l n ， 主梁端部箍筋屈服 ， 主梁端部 扭剪 裂缝相继增加 和扩展 。对于 R C - 2构件 ， 当 荷载达到2 1 t 时 ， 主梁端部箍筋屈服 ， 主梁端部扭 剪裂缝明显 ， 节点核心 区钢次梁及翼缘焊接板均 处理弹性状态 ， 远未屈服 ， 此时次梁上翼缘混凝土 板与主梁的交接面处裂缝宽度达到 1 m m。 ( 3 ) 第三阶段 ： 对 于 RC 一 1构件 ， 当荷载达到 2 5 t 时 ， 钢次梁翼缘板产生较大的塑性变形 ， 混凝 土板趋于拉裂脱落， 翼缘趋于破坏 ， 此时主裂缝的 宽度达 3 4 1T I I n ， 主梁箍筋也接近屈服。混凝土 板典型张拉裂缝如图 7所示。对于 R C - 2构件 ， 随 着加载进行 ， 箍筋应力逐渐增加 ， 梁端部剪扭裂纹 明显扩大和加宽 ； 当加载达到 2 5 t 时， 裂缝宽度达 2 5 m i l l ， 剪扭裂缝 已多处贯穿主梁顶面 ， 加载结 束 ， 主梁端部剪扭裂缝见 图 8 ， 但此时节点核心区 钢次梁及翼缘焊接板均处于弹性状态。对 比 R C 一 1 、 R C - 2两种节点连接的破坏形式 ， 前者始 于节点 核心区翼缘焊板的屈服 ， 属 于次要构件的塑性破 坏 ， 后者破坏始于主梁 的剪扭破坏 ， 属于塑性变形 小 的主要构件破坏 ， 从安全角度出发 ， 后者不满足 结构结构设计 的要求 ； 从试验结果来看 ， 除上翼缘 焊接板外 ， 钢次梁节 点核心 区其他部位应变相对 较小 ， 同时靠近主梁跨 中的节点先于靠近梁端的 节点发生钢次梁上翼缘焊接板条 的破坏 ； 在钢次 梁插入主梁节点连接设计时 ， 应综合考虑钢次梁 、 主梁及节点的综合承载能力 ， 即在保证主梁抗剪 扭 承载 力 的 同时 进行 钢 次 梁翼 缘 焊接 板 的设 计 。 图 7 钢次梁 与主梁连接处横向裂缝 3 2次梁 端部 的荷 载位 移 曲线 试验获取 了位 移计 的端 部位移 ， R C 一 1和 R C - 2构件端部的荷载位移曲线见 图9 。对于 R C 一 1 构件 ， 当荷载较小时 ， 节点 区为 弹性 变形 ， 曲线 5 6 土木工程与管理学报 2 0 1 1 年 图 8 主梁端部剪扭裂缝 段线性上升 ， 当荷载达到开裂荷载时， 钢次梁上翼 缘与顶面混凝土板接触面出现开裂 ， 节点刚度降 低 ， 对应 曲线段斜率降低 ， 随着荷载增加 ， 裂缝宽 度加速增加 ， 节点刚度加速降低 ， 曲线段斜率逐渐 变小 ； 当荷载接近 2 1 t 时， 对应 R C 一 1 构 件， 钢次 梁上翼缘焊接钢板屈服 ， 对应 R C - 2构件 ， 主梁箍 筋屈服 ， 当荷载增加至 2 5 t 时 ， 节点趋于破坏 ， 曲 线段斜率降低并趋于平坦。 ( b ) R C - 2 图9 R C一1 、 R C - 2构件次梁梁端荷载位移曲线 对 比两种节点连接的荷载位移 曲线 ， R C 一 1 构 件破坏始于翼缘的屈服 ， 塑性变形较大 ， 导致次粱 的梁端位移相对较大； 从加载结束时曲线段斜率 来看， 节点仍具备一定 的刚度。从试验现象也可 以看到 ， 加载结束时， 钢次梁插入主梁的节点核心 区混凝土依然完好 ， 未出现明显扩展的表面裂缝， 即节点核心区还存在一定的抗剪能力 ， 但节点附 近梁腹板出现纵横交错的弯剪裂纹 ， 使得节点抗 剪能力有限。 4 单边钢次梁插入 混凝 土主梁 的节 点简化分析模型 对 比 R C - 1 、 R C - 2两种节点的破坏模式 ， 前者 始于节点核心区翼缘焊板的屈服 ， 属于次要构件 的塑性破坏 ， 属于较为合理 的节点形式 ， 设计时上 翼缘焊接板与翼缘板的横向面积比控制在 0 3 5 0 5的范围内。 对于单边钢次梁上翼缘焊接钢板连接节点形 式( 图 1 0 ) ， 当钢梁 自由端受到向下作用的竖向荷 载时， 节点核心区平衡内力有混凝土板内钢筋拉 力 F 钢次梁上翼缘焊接板拉力 、 钢次梁腹板 与混凝土之间粘结力 、 混凝土局部受压支点反 力 及钢次梁上翼缘焊接板侧压力 ， 钢次梁 下翼缘和腹部下部与混凝土之间纵向挤压力 ， 钢次梁下翼缘与混凝土之间的纵 向粘结力、 摩擦 力 ， 厶 为钢次梁插入混凝土主梁 的长度 ， 为 腹部下部与混凝土之间纵向挤压力的分布高度； 由于钢粱 自身刚度较大， 钢梁对节点区域产生撬 杠作用 ， 导致混凝土板 内钢筋、 钢次梁上翼缘焊板 的拉应力及钢次梁上翼缘焊接板侧压力迅速集 中， 钢次梁腹板与混凝土之间的粘结力也抵抗 了 小部分梁端荷载。 粱端荷载 旦 L I f 兰 1 4l 至 乖 圭 三 三三 凡 L 三0 图l O 节点核心区之内的主要荷载分布 假定主梁截面满足钢次梁集中荷载作用下的 抗扭要求， 从力的平衡来看 ， 当两边钢次梁梁端荷 载一致时， F 。 、 通过两侧钢次梁 自平衡， 此时 分配的力非常小 ； 当两边钢次梁梁端荷载不一致 时， 由 、 F 抵抗两侧 F 。 、 F 2 产生的不平衡力 ； 梁 端荷载 与支点反力 相平衡 。 由 的支点力矩平衡有 ： ro X L o+1 2 X F6L 5=F1L1+ L2+ 1 2 F 4 ( 1 ) 设混凝土板 内钢筋面积为 ， ， 钢次梁翼缘面 积为 ， 两者抗拉强度分别 为 ， 假定 F 。 和 第 1 期 杨清发等： 单边钢次梁与混凝土主梁插入式连接节点的试验研究 5 7 按钢次梁受力范围内抗拉刚度比例分配， 则有： 人员可以进行人为的控制和调整。 l F2 =A s 1 A s 2 ( 2) 以钢次梁上翼缘焊接板水平与垂直交界处水 平方 向的平衡有 ： F 】 + + F 6 = F 4 + +F 7 ( 3 ) 假定节点屈服破坏时， 上翼缘焊接板侧面受 压混凝 土达到抗压强度 ， 则有 =b 。 L ， x L， F 6 =( t 1 b 2 +t 2 L 5 ) ， F 7 =b 2L 4 x f , ， 中 6 为翼缘焊板的侧面宽度 ， b 为钢次梁下翼缘宽 度， t 为钢次梁下翼缘 的厚度 ， t 为钢次梁腹板的 厚度 ， 为钢次梁焊接板条在混凝土中的垂直锚 固深度 ， 为钢次梁表面与混凝土间粘结强度 ， 为混凝土的抗 压强 度 ， 则 由( 3 ) 式可求 出腹部下 部与混凝土之间纵 向挤压力的临界分布高度 。 以 R C 一 1 构件为对象 ， 可求得 L 接近为 0， 即腹部 下部与混凝土之间纵 向挤压区域较小。 设腹板与混凝土问粘结面积为 。 ， 当荷载增 加到钢次梁上翼缘焊板与混凝土板 内钢筋屈服应 力时， 假定腹板与混凝 土间粘结应力也达到粘结 强度设计值 ， 则由( 1 ) 、 ( 2 ) 式有 ： F o x L 0 +1 2 F 6 L 5 - L A s 1 L 1 + 厂 v X A s 2 L 2 +1 2 x A s o L 2 ( 4 ) 依据 以上思路 ， 以 R C 1构件 为对象 ， 可求得 为 1 8 1 1 t ， 以 R C 一 2构件为对象 ， 可求得 为 2 3 6 t ， 与试验结果 2 1 t 较为接近 ， 故该方法可作 为钢次梁插入主梁节 点设计 的参考。因 R C 一 1构 件节点 为延 性节点设计 ， 结果偏小 ， 需要 说明的 是 ， 由式 ( 1 ) 中， 。 对应为钢次梁反弯点离支撑反 力点的距离 ； 大小 与钢次梁上翼缘焊接板 的刚 度有关 ， 当焊板较多 时， 节点刚度变大 ， 则反弯点 向次梁跨中延 伸 ， 即 变大 ， 根据 ( 1 ) 式 ， 对应 的 节点承载力 变小 ， 节点设计 时应考虑 的影 响。 另外 ， 为了保证节点破坏时不至于 出现侧面 混凝土的压碎破坏 ， 应满足 F + + + + ， 由于 、 和 所 占比重均很小 ， 可以忽 略不计 ， 在节点设计时满足 + F 2 F 5 即可。以 节点焊接形式一为例 ， 可求得 厶1 2 2 5 l T l r 。同 时， 钢次梁焊接板条在混凝土 中锚 固深度应参考 混凝土结构设 计规 范 ( G B 5 0 0 1 0 2 0 0 2 ) 第 9 3 条确定 。 另外 ， 考虑到钢次梁底部交界处 的混凝土压 应力较大 ， 建议在钢梁下部增加小端板来纵 向受 压。实际上 ， 节点的弯矩承载力取决于次梁支座 上部的节点核心区混凝土板 内钢筋、 钢次梁上翼 缘焊接板 的含钢量 。在具体 的工程设 计 中， 设计 5 结 论 ( 1 ) 钢次梁与主梁节点连接形式 的施工较为 方便 ， 钢次梁插人主梁 的连接节点 为半 刚性连接 节点 ， 节点具备的抗弯能力有 限， 此种节点连接形 式下 ， 钢次梁上翼缘焊接板首先发生弯曲屈服 ， 钢 次梁上翼缘混凝土板与主梁交接面出现宽而深的 裂缝 ， 随着荷载增加 ， 裂缝逐渐扩大 ， 钢梁翼缘混 凝土板接近拉裂脱落 ， 无法满足使用要求 ， 节点趋 于 破坏 。 ( 2 ) 加载 结束时 ， 钢 次梁插人 主梁 的节点核 心区混凝土依然完好 ， 未 出现 明显扩展的表面裂 缝 ， 即节点核心区还存在一定的抗剪能力 ， 但主梁 端部箍筋 已屈服 ， 端部 混凝土腹板 出现明显 的弯 扭裂缝 ， 使得节点抗剪能力有限。 ( 3 ) 通过 试验分析 ， 当上翼缘 焊接板与翼缘 板的横向面积 比宜控制 在 0 3 50 5的范围 内 时 ， 节点的破坏始于节点核心区翼缘焊板 的屈服， 属于次要构件的塑性破坏 ， 满足安全设计的要求 ， 属于比较合理 的节点设计形式 。 参考文献 1 G B 5 0 0 1 0 - 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