钢管混凝土界面附近的局部承压实验研究*
薛立红 蔡绍怀
(中国建筑科学研究院建筑结构研究所 北京100013)
【摘要】 为了保证钢管混凝土梁柱节点剪力的可靠传递,常需在钢管内设置抗剪连接件。抗剪连接件的承载能力与其下混凝土的局部承压强度有关,为此,本文进行了21个钢管混凝土在界面附近的局部承压试验,局压垫板形状分为环形和花瓣状条形,以模拟环形和钉形抗剪连接件。根据试验结果,探讨了钢管混凝土界面附近局部承压的工作机理,并给出了计算公式。
【关键词】 钢管混凝土结构 混凝土局部承压强度
1 引 言
在钢管混凝土结构中,为了保证梁柱节点剪力的可靠传递,常需在钢管内设置抗剪连接件。由于钢管混凝土的构造及施工特点,对抗剪连接件的形式要求较严。《钢管混凝土结构设计与施工规程》[1]中推荐了钢板环(环形隔板)抗剪连接件,钢板环的宽度小于D0/15和不大于50mm,即可不影响混凝土的连续浇灌[2];此外,焊接钢筋环也是一种在施工现场制作很简便的连接件,而且比钢板环省料。在其他组合结构中应用广泛的栓钉,也是值得借鉴的一种连接件。在钢管混凝土结构中,可采用小段的钢筋来代替栓钉,在此称其为钢筋钉,为了保证传力的有效性及不影响混凝土的浇灌,钢筋钉长度不宜太长,可其长径比不大于4。
抗剪连接件的承压强度与其下混凝土的局部承压强度有关。对于传力明确、施工简便的钢板环、钢筋环和钢筋钉连接件,由于其荷载分别沿钢管混凝土界面呈环状及花瓣状分布,这与以往研究的钢管混凝土中心局部承压[3]有所不同,迄今国内外尚无人对之进行过试验研究。
* 国家自然科学基金会和建设部联合资助所以本文针对钢管混凝土界面附近的环形局部承压、花瓣状条形局部承压进行了试验研究,为进一步研究抗剪连接件的力学性能奠定基础。
2 试件制作及试验方法
进行了12个钢管混凝土环形局部承压和九个花瓣状分布的条形局部承压试验。试件构造如图1a所示,试件特征及混凝土强度f cu如表1所列。钢管采用O165×5直缝焊接管,f s= 295M Pa,E s= 1.95×105M Pa。
环形局压垫板厚30mm,外径为153mm,较钢管内径小2m m;垫板宽度分别为10、
20、30m m;局压垫板尺寸见图1b。条形局压小垫板为厚20mm的钢板,平面尺寸(m m)分为三种:
图1 试件构造及局压垫板图
910×30、18×30和28×30,四块条形局压小垫板沿钢管混凝土界面呈花瓣状均匀布置,如图
1c所示。相应的A c/A b值见表1。其中A c是核心混凝土的面积;A b是局部承压总面积。
在中国建筑科学研究院结构所大型结构实验室的2000kN Amsler压力试验机上进行试验。试验装置如图2所示。试验时在上、下传力板之间设置了位移传感器,量测了局压垫板的位移。局压垫板上放置荷载传感器。荷载、位移传感器分别接入X-Y记录仪的X端和Y端,从而自动连续画出荷载—位移曲线。试验采用分级加载制,每级荷载为100kN,相当于极限荷载的1/8～1/15,持荷2分钟;在接近破坏荷载时,采用慢速连续加载,直至试件破坏
。
图2 试验装置
3 试验结果
各种试件的局压试验结果汇总于表1。
局压试验结果汇总表1
试件编号局压板形式
及尺寸
(mm)
混凝土强度
f eu
(M Pa)
f*c
(M Pa)
N u
(k N)
对应N u时
的滑移S u
(mm)
A c/A b
实测
U
计算U
实测U
BS10-1 BS10-2 BS10-3 BS10-4
BS20-1 BS20-2 BS20-3 BS20-4
BS30-1 BS30-2 BS30-3 BS30-4
BY10-1 BY10-2 BY10-3
BY18-1 BY18-2 BY18-3
BY28-1 BY28-2 BY28-3环
形
花
瓣
状
条
形
四
个
10
43.0
43.4
42.2
43.5
101.7
102.6
99.8
102.8
770
844
845
785
6.00
5.55
9.10
7.05
2.05
1.73
1.88
1.93
1.74
1.000
1.087
1.116
1.006
20
43.0
43.4
43.5
43.5
101.7
102.6
102.8
102.8
1288
1310
1338
1338
3.75
8.50
9.50
9.50
1.50
1.55
1.57
1.60
1.60
1.033
1.047
1.067
1.067
30
43.0
43.4
43.5
43.5
101.7
102.6
102.8
102.8
1620
1710
18
1715
8.00
11.38
14.88
11.58
1.28
1.41
1.47
1.42
1.48
1.102
1.148
1.109
1.156
10×3047.7106.7
800
712
862
6.75
6.13
5.63
3.97
6.25
5.56
6.73
1.574
1.401
1.695
18×3047.7106.7
852
970
946
4.95
5.00
5.00
3.37
3.70
4.21
4.10
1.098
1.249
1.217
28×3047.7106.7
1106
1038
1116
11.00
7.50
9.80
2.95
3.08
2.90
3.11
1.044
0.983
1.054
10
3.1 荷载—位移曲线
图3是荷载—位移(局压板的位移)曲线。图中标注 处是曲线峰值点或拐点,相应的荷载定义为破坏荷载,为试件的极限承载力,
记为
图3 局压荷载—位移曲线
N u 。在加载初期,荷载—位移曲线很陡,接近直线;当临近破坏荷载N u 时,位移增长略微加
快,此时用手触摸试件上端钢管,可感觉出钢管轻微外鼓;当荷载达到N u 时,试件上端钢管向外鼓凸变形约1～2mm 。此后,位移开始增长显著,而相应的荷载值变化较小。环形试件BS10-2、3,BS20-1、2、4,BS30-1、2和条形试件BY18-1、3,BY10-2、3,BY28-1的荷载—位移曲线具有峰值点,即在经过破坏荷载N u 后,随位移的增长,荷载略有降低,曲线呈平缓的下降段。而其余试件的荷载—位移曲线具有拐点,也即在经过破坏荷载N u 后,随位移的增长,荷载仍略有增大,曲线呈平缓的上升趋势。在这一阶段,随局压板位移的显著增大,试件上端的钢管鼓凸变形亦愈来愈大。卸载时,局压板位移达
到10～30mm ,试件上端钢管已经严重鼓凸变形。3.2 局部承压强度
根据试件的极限承载能力N u ,按《规程》[1]
计算局压强度提高系数: U =N u /(A b f c *)(1) f c *=f c (1+θ+θ)
(2)
式中 U ——局部承压强度提高系数;
f *c ——钢管混凝土的抗压强度; f s ——钢管的屈服强度;
f c ——混凝土抗压强度,f c =0.67f cu ;
A b ——局部承压面积;
θ——钢管混凝土的套箍指标,θ=
A s f s /(A c f c )。
A c 、A s ——核心混凝土和钢管截面面积;实测的局压强度提高系数β见表1。以往有关钢管混凝土中心局部承压试验研究[3]表明,局压强度提高系数与局压面积比的平方根成正比,即:U =A c /A b ≤3。
对于本文的界面附近的局部承压,图4a 是实测的环形局部承压强度提高系数U 与A c /A b 之间的关系。从图中可见,环形局部承压由于钢管的约束作用,其U 值随
A c /A b 的
增大而增大。当A c /A b 较小时,U 之值比
A c /A b 略大;当局压面积过小时亦即当A c /A b 较大时,U 值的上升趋势明显减弱,U 之值比A c /A b 值小,接近于
3。
图4b 是实测的条形局部承压强度提高系数U 与
A c /A
b 的关系。从图中可见,U 随
A c /A
b 的增大而增大,二者基本呈正比关系。用U =A
c /A
b 来描述偏于安全。显然,当花瓣状局部承压垫块的数量增多时,其局压面积A b 的极限将成为环形。图中○符号是环形局压BS30-1、2、3、4的实测点,可见与花瓣状条形局压的试验结果衔接很好。
11
4 局部承压机理分析及强度计算
上述图4a中还同时给出钢管混凝土中心局部承压的强度提高系数U的实测点[3],中心局压采用圆形钢垫板加载。试件所用钢管为O166×5mm直缝焊接管,钢管混凝土的套箍指标θ= 1.5,基本与本文试件的特征相近。从图
4a可看出,中心局压的U值随A c/A b的增大而增大。当A c/A
b较小时,U之值比A c/A b 略大;当A c/A
b较大时,U之值要比A c/A b 偏大很多;中心局压U的这一变化趋势与界面附近的环形局压U的变化恰好相反。上述现象可以用“混凝土微柱失稳”理论[4,5]定性地分析如下:“混凝土微柱失稳”理论认为混凝土内微裂缝的发生和发展,直至“微柱”的形成和失稳破坏,与“微柱”所处应力场的最大主压应力的走向和压强(即应力的大小)以及侧压力的大小有关。图5a是素混凝土局部承压的情形。在局压荷载作用下,混凝土局压区应力场是非均匀的,随着最大主压应力线的延伸,其应力不断减弱并趋于均匀。当局部压力增大时,混凝土将沿压力扩散线形成微裂缝,并进一步发展将局压区混凝土分割成若干“微柱”,最后“微柱”发展到临界长度而失稳破坏。图5b、c分别是均匀应力场(全截面轴心受压)和非均匀应力场(局压)的“微柱”受力模式。均匀应力场的“微柱”的压力作用于柱端,而非均匀应力场的“微柱”的侧面还有沿柱长分布的应力,如以柱端压强来表征“微柱”失稳破坏时的临界应力,那么,非均匀应力场的“微柱”的临界应力(即局压强度)将高于均匀应力场的“微柱”的临界应力(即混凝土的抗压强度)[6]。图5d是沿周边作用环形荷载的混凝土的局部承压,其边缘混凝土的“微柱”的受力模式如图5e所示,“微柱”外侧显然是不存在分布压力的,因此其临界应力将介于图5b、c的二种“微柱”之间。由此可以推知,这种边缘局压的强度提高系数要比中心局压的低
。
图5 混凝土局压机理分析图
上述有关素混凝土的“微柱失稳”理论,同样适用于钢管混凝土的局部承压。钢管混凝土在轴压力作用下,由于侧向钢管的约束,混凝土“微柱”的形成和发展要在较高的压应力下才能实现,而“微柱”失稳破坏也只能在更高的压应力下才能发生[4]。图5f是钢管混凝土全截面受压下的均匀应力场中形成的“微柱”,由于钢管的横向约束,“微柱”还同时受到侧向压应力的作用。对于钢管混凝土中心局部承压,由于核心混凝土局压区应力场是非均匀的,因而形成的“微柱”的受力方式与图5e相似,如图5g所示,它要比钢管混凝土全截面受压下的均匀应力场的“微柱”(图5f所示)具有较高的稳定性。因而
12
钢管混凝土的局压强度总是大于其轴心抗压强度。对于钢管混凝土界面附近的局部承压,内层核心混凝土形成的“微柱”与中心局压下的“微柱”的受力方式(图5g )相同,但是界面上的混凝土形成的“微柱”的受力方式将与图5e 相似,如图5h 所示,其临界应力介于钢管混凝土全截面受压下的均匀应力场的“微柱”与图5g 非均匀受压下的“微柱”之间。因此不难推断,钢管混凝土界面附近局压强度将比同样面积的中心局压强度低。
更易理解的解释是,不妨将钢管混凝土设想为一种由钢管套箍强化了的抗压强度和抗拉强度均相应较高的特殊“素混凝土”。因此,钢管混凝土的环形局部承压可等同于图5d 所示的素混凝土的周边环形局压,而钢管混凝土的中心局压则可等同于图5a 的素混凝土中心局压。由此也可推知,钢管混凝土界面附近局压强度比同样面积的中心局压强度低。
花瓣状条形局压的U 值比局压面积相近的环形局压的U 值高,这是因为花瓣状局压仅一面与界面相临,而环形局压则是周边均处于界面处。这样,花瓣状局压形成的界面处“微柱”在整个局压区所占的比例要比环形局压的情况小得多。因此,对于花瓣状局压,由于界面处的“微柱”稳定性差所造成的局部承压强度的降低就较小。此外,对于本文进行的花瓣状局压,由于每个局压小垫板的面积很小,与混凝土内粗骨料的尺寸(石灰岩碎石的粒径为5～25mm )相近,因此骨料尺寸的大小也是影响局部承压强度的一个因素。当局压垫板压在一块粗骨料上时,无形中相当于加大了局压面积(对于试件BY 10-1～3尤甚),因此局压强度也就相应较高。
根据环形和花瓣状分布的条形局压的试验结果,在设计中,其强度计算仍采用《规程》[1]中给出的公式,但在计算局压强度提高系数U 时,对于环形局压应U ≤
3。即:
N =U f c *A b
(3)
对于环形局压:U =
A c /A
b ≤
3
;对于花瓣状分布的条形局压:U =A c /A b 。
表1给出实测的U 值与按公式(3)计算的
U 值的比值。对于环形局压,其平均值为1.078,变异系数为0.045,说明理论值与实测值符合较好;对于条形局压,其平均值为1.257,变异系数为0.188,说明按公式(3)计算的U 值是略偏于安全的。
在实际工程中应用抗剪连接件时,一般在焊接抗剪连接件的截面处核心混凝土还受到上部结构传来的压应力e 。也即是在这种情况下,钢管混凝土除了承受环形局压应力外,还同时承受压应力,这种情况下的局压强度可参照《混凝土结构设计规范》[7]
建议的局压面上作用有非局压荷载时的计算公式计算如下:
N b =U (f c *
-e
)A c (4)
式中 N b ——核心混凝土局部承压承载力;
e
——钢管混凝土受到的非局压应力,当非局压应力呈非均匀分布时,
e 取其平均值。
综上所述,在计算钢管混凝土界面附近的局部承压强度时,仍可采用《钢管混凝土结构设计与施工规程》建议的公式,但对于环形局压,应局压强度提高系数U ≤3;花瓣状条
形局压则无此。
参考文献
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4 蔡绍怀、焦占栓(1984),钢管混凝土短柱的基本性能和强度计算,建筑结构学报,第6期,第13～28页
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(下转第18页)
13
(3)筒仓的动态压力理论及动态侧压力系数的研究,是筒仓仓壁的动态压力计算的关键。这方面的研究工作在我国进行甚少,某些方面还是空白。今后应加强对动态侧压力系数的进一步研究,并在试验研究基础上建立起动态下侧压力与竖向应力的函数关系,进一步完善动态压力的计算理论。
参考文献
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Calculation and Testing of Lateral Pressure in a Reinforced Concrete Silo
L iu Dinghua
(Shanghai Guang Sha Architecture G roup)
Wei Y ihua
(X ian University of Architectural Technology)
Abstract Th e calcula tion method fo r the dynamic pr essur e o n reinfo rced co ncrete silo wall caused by flo w of solids during th e discha rg e o f sto rag e materials in the silo is discussed in this paper.By co nsidering the fac t tha t the coefficients of late ral pressure acting o n the silo are v aried with its depth,the for mula o f a ppro ximate ca lcula tio n fo r checking the theo ry is presented.The calculating r esults ar e ba sica lly approv ed by the v alues o f dy na mic pres-sure obtained fr om the mo del test o f a cylindrical silo.
Keywords silos; sta tic pressure; dy namic pr essur e
(上接第13页)
6 Tim os en ko,S.P.,and Gere,J.M.(1961),Th eo ry of Elas tic Stability,2nd ed.,M cGraw Hill,New York 7 《混凝土结构设计规范》(GBJ10-),中国建筑工业出版社,19,北京
Experimental Study on Bearing Strength of Concrete near
the Interface of Steel Tube and Concrete Core
X ue L ihong Cai Shaohuai
(Institute of Building Structures,China Academy of Building Res earch)
Abstract In or der to tra nsfer the beam load reliably a t the bea m-column co nnection in a co ncr ete-filled steel tubular str uctur e,shear co nnecto r s a re o ften used in the steel tube,a nd the load bearing ca pacity o f co nnecto rs is r elat ed to the bearing streng th o f co ncr ete.In the paper,21tests o n the bea ring streng th o f concre te under load near the steel tube/co ncrete co re interface w er e co nducted.The loading plates hav e the ring and flo wer y strip sha pes to imitate the co nnecto rs of steel pla te-ring,bar-ring and bar-nail.Based on the test results,the w or king mechanism of co ncr ete bea ring streng th near the concre te/steel interface is ex plor ed and fo rmula s used to calculate the bearing str eng th o f co nc rete ar e presented.
Keywords Concre te-filled steel tubular st ructures; bearing st reng th o f concrete
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