外包混凝土加固軸心受壓鋼柱正截面承載力試驗(yàn)與理論研究

譚相培, 王曉初, 周　樂(lè), 伊軍偉

(沈陽(yáng)大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 遼寧 沈陽(yáng)　110044)

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外包混凝土加固軸心受壓鋼柱正截面承載力試驗(yàn)與理論研究

譚相培, 王曉初, 周樂(lè), 伊軍偉

(沈陽(yáng)大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 遼寧 沈陽(yáng)110044)

為了研究外包混凝土加固軸心受壓鋼柱的正截面承載力,基于試驗(yàn)和已有文獻(xiàn)探討了不同的初始負(fù)載、不同外包混凝土強(qiáng)度和不同核心型鋼強(qiáng)度對(duì)外包混凝土加固軸心受壓鋼柱承載力的影響,同時(shí)基于鋼筋混凝土軸心受壓構(gòu)件的破壞模式對(duì)加固后構(gòu)件的受壓破壞全過(guò)程和構(gòu)件裂縫出現(xiàn)及發(fā)展進(jìn)行了描述.最后采用系數(shù)修正法對(duì)已有的型鋼混凝土正截面承載力的計(jì)算公式進(jìn)行修正,從而得出外包混凝土加固軸心受壓鋼柱正截面承載力的計(jì)算公式,并通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的分析比對(duì)驗(yàn)證公式的正確性.

外包混凝土; 鋼柱; 軸心受壓; 承載力; 破壞模式

有些鋼結(jié)構(gòu)在長(zhǎng)期服役的過(guò)程中,由于腐蝕、高溫等各方面的原因,使得承載力出現(xiàn)了不同程度的降低,于是鋼結(jié)構(gòu)的加固成為了當(dāng)今的熱門(mén)話題.相對(duì)于其他鋼結(jié)構(gòu)的加固方法,外包混凝土加固法不必焊接、施工方便,不僅能夠提高原鋼結(jié)構(gòu)的承載力,而且還能防腐蝕和防高溫,對(duì)核心鋼結(jié)構(gòu)具有很好的保護(hù)作用[1].

外包混凝土加固法就是當(dāng)核心鋼柱的承載力不足時(shí),采用四周外包混凝土的方法進(jìn)行鋼柱的加固.通常在外包混凝土內(nèi)要配置一定數(shù)量的縱筋和箍筋,這些鋼筋的主要作用是為了約束混凝土,使型鋼和混凝土能夠共同工作,增加構(gòu)件的承載能力.在考慮構(gòu)件承載力的時(shí)候,也可考慮這些鋼筋的輔助[2-3].本文基于已有對(duì)外包混凝土加固軸心受壓鋼柱(the outsourcing of axial compression steel reinforced concrete column,以下簡(jiǎn)稱AC-SRC)的試驗(yàn)研究,制作了5根不同參數(shù)的AC-SRC構(gòu)件,根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果探討AC-SRC構(gòu)件的力學(xué)性能、破壞形態(tài)以及正截面承載力.

1　試驗(yàn)概況與試驗(yàn)方法

1.1試驗(yàn)概況

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了5根AC-SRC構(gòu)件,采用提前對(duì)鋼柱施加預(yù)應(yīng)力的方法來(lái)代替初始負(fù)載,預(yù)應(yīng)力的施加是在預(yù)應(yīng)力廠進(jìn)行的,加固后試件的截面形式見(jiàn)圖1、圖2所示.

圖1　截面形式(mm)Fig.1　Section form(mm)

設(shè)計(jì)的主要參數(shù):

(1) 初始負(fù)載0.5fss、0.7fss,其中fss代表型鋼的屈服強(qiáng)度;

(2) 混凝土強(qiáng)度等級(jí)C50、C70;

(3) 型鋼等級(jí)Q235、Q345,型鋼規(guī)格為HW100×100×8×6.

圖2　加固完成后截面形式Fig.2　Section form after reinforcement

各試件的主要參數(shù)見(jiàn)表1.

試件制作過(guò)程:

(1) 對(duì)鋼柱進(jìn)行預(yù)應(yīng)力處理,以代替初始負(fù)載,施加預(yù)應(yīng)力的值為0.5fss、0.7fss(fss代表型鋼的屈服強(qiáng)度).

(2) 在型鋼的翼緣和腹板兩端及中間貼縱向、橫向應(yīng)變片,另外4根縱筋的中間貼應(yīng)變片,然后支模澆筑混凝土,并在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室內(nèi)養(yǎng)護(hù)28 d,最后在試件表面的兩端和中間貼縱向、橫向的應(yīng)變片.

(3) 混凝土的強(qiáng)度由與試件同批制作的標(biāo)準(zhǔn)試塊得到,型鋼的材料屬性由同批購(gòu)進(jìn)的鋼材進(jìn)行拉伸試驗(yàn)測(cè)得.

表1　試驗(yàn)參數(shù)一覽

1.2試驗(yàn)方法

本實(shí)驗(yàn)是在沈陽(yáng)大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室和沈陽(yáng)建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室中進(jìn)行的,主要的實(shí)驗(yàn)儀器是沈陽(yáng)大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室5 000 kN液壓伺服式壓力機(jī)、HJW-60型實(shí)驗(yàn)室專用混凝土攪拌機(jī)、沈陽(yáng)建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室5 000 kN壓力機(jī).混凝土標(biāo)準(zhǔn)試塊壓力試驗(yàn)主要是在沈陽(yáng)大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室5 000 kN液壓伺服式壓力機(jī)上進(jìn)行的,加固后試件的軸壓試驗(yàn)主要是在沈陽(yáng)建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室5 000 kN壓力機(jī)上進(jìn)行的,型鋼的拉伸試驗(yàn)主要是在沈陽(yáng)建筑大學(xué)力學(xué)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行的,經(jīng)過(guò)試驗(yàn)得到的混凝土和型鋼的材料屬性如表2、表3所示,實(shí)際的初始負(fù)載如表4所示.

表2　混凝土抗壓強(qiáng)度

表3　型鋼材料屬性

表4　試件初始實(shí)際負(fù)載

加載制度[4]:采用分級(jí)加載制度.

(1) 欲加的值為極限載荷的10%,持續(xù)2 min左右;

(2) 初始階段,每級(jí)加載約為極限載荷的1/10;

(3) 當(dāng)達(dá)到極限載荷的60%后,每級(jí)加載約為極限載荷的1/20;

(4) 當(dāng)達(dá)到極限載荷的80%后,每級(jí)加載約為極限載荷的1/50;

(5) 在接近極限載荷時(shí),采取緩慢持續(xù)的加載方式;

(6) 當(dāng)試件的承載力急劇下降且變形迅速增加時(shí),停止實(shí)驗(yàn).

測(cè)量?jī)?nèi)容:

(1) 試件的軸向變形.在試件頂部?jī)蓚?cè)對(duì)稱布置的兩個(gè)位移計(jì)測(cè)量;

(2) 試件的側(cè)向變形.在試件的兩端和中間的三個(gè)位移計(jì)測(cè)量;

(3) 表面混凝土、核心型鋼、縱向鋼筋的應(yīng)變值,由提前用環(huán)氧樹(shù)脂固定好的應(yīng)變片測(cè)量.

2　試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1初始負(fù)載對(duì)加固后鋼柱承載力的影響

核心型鋼初始負(fù)載的大小,在一定程度上會(huì)對(duì)加固后試件的承載力產(chǎn)生影響,本文基于試驗(yàn)對(duì)不同初始負(fù)載下AC-SRC構(gòu)件的承載力進(jìn)行分析對(duì)比,如圖3所示.

圖3　載荷-豎向位移曲線圖Fig.3　Load-vertical displacement graph

FZ0c70曲線代表初始負(fù)載為零的加固后構(gòu)件載荷-豎向位移曲線,F0.5fyc70曲線代表初始負(fù)載為50%fss加固后構(gòu)件載荷-豎向位移曲線,F0.7fyc70a曲線代表初始負(fù)載為70%fss加固后構(gòu)件載荷-豎向位移曲線.由此可知,在混凝土強(qiáng)度、核心鋼柱等級(jí)等相同的條件下,隨著初始負(fù)載的增加,加固后構(gòu)件的承載力逐漸降低.在鋼骨混凝土的構(gòu)件中,通常以型鋼屈服作為構(gòu)件達(dá)到其極限狀態(tài)的標(biāo)準(zhǔn).加固后的構(gòu)件屬于二次受力的構(gòu)件,當(dāng)新施加的載荷再一次作用在構(gòu)件上時(shí),加固混凝土部分和型鋼作為一個(gè)整體同時(shí)發(fā)揮作用,其承載力不僅來(lái)自于型鋼、混凝土、鋼筋各自提供的承載力,更重要的來(lái)自于三者作為一個(gè)協(xié)同工作的整體后產(chǎn)生的大于各部分之和的相互作用,其承載力大大增加.當(dāng)核心鋼柱的初始負(fù)載較小時(shí),要使加固后的構(gòu)件內(nèi)部型鋼達(dá)到其屈服強(qiáng)度,必須對(duì)加固后的構(gòu)件施加更大的載荷;當(dāng)核心型鋼的初始負(fù)載較大時(shí),由于型鋼上負(fù)載很快就要達(dá)到其屈服載荷,故對(duì)加固后構(gòu)件施加的載荷肯定要小于初始負(fù)載較小時(shí)的情形.因此,在實(shí)際工程中要對(duì)軸心受壓鋼柱進(jìn)行外包混凝土加固時(shí),可以先將鋼柱的負(fù)載適當(dāng)卸載一部分,然后進(jìn)行加固,則加固后的構(gòu)件作為一個(gè)整體肯定能夠承受更大的載荷.根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析鋼柱零負(fù)載時(shí)對(duì)應(yīng)的加固后構(gòu)件最大承載力為2.5 MN,0.5fss負(fù)載時(shí)對(duì)應(yīng)的加固后構(gòu)件最大承載力為2.4 MN,0.7fss負(fù)載時(shí)對(duì)應(yīng)的加固后構(gòu)件最大承載力為2.3 MN,可以看出初始負(fù)載對(duì)加固后構(gòu)件的承載力提高的值大約就是型鋼初始負(fù)載的差值,提高幅度不是太大.

2.2混凝土強(qiáng)度對(duì)加固后鋼柱承載力的影響

混凝土的強(qiáng)度對(duì)加固后構(gòu)件的承載力也有明顯的影響,如圖4所示.

圖4　載荷-豎向位移曲線圖Fig.4　Load-ertical displacement graph

F0.5fyc70曲線代表混凝土等級(jí)為c70的加固后構(gòu)件載荷-豎向位移曲線,F0.5fyc50曲線代表混凝土等級(jí)為c50的加固后構(gòu)件載荷-豎向位移曲線.由圖4分析可得,加固所用的混凝土等級(jí)越高,加固后構(gòu)件的承載力也越高.由此可以得出提高AC-SRC承載力的另一種方法就是提高加固所用混凝土的強(qiáng)度等級(jí).并且由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出,當(dāng)加固所用的混凝土等級(jí)由c50提高到c70時(shí),加固后構(gòu)件的承載力從1.93 MN提高到了2.41 MN,提高幅度還是很大的.

2.3型鋼強(qiáng)度對(duì)加固后鋼柱承載力的影響

型鋼強(qiáng)度對(duì)AC-SRC的承載力也有影響,如圖5所示.

圖5　載荷-豎向位移曲線圖Fig.5　Load-vertical displacement graph

F0.7fyc70a曲線代表型鋼為Q345的加固后構(gòu)件載荷-豎向位移曲線,F0.7fyc70b曲線代表型鋼為Q235的加固后構(gòu)件載荷-豎向位移曲線,由圖5可以看出,型鋼的屈服強(qiáng)度越大,加固后構(gòu)件的承載力也越大,但是由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出,當(dāng)型鋼由Q235換成Q345時(shí),加固后構(gòu)件的承載力由2.21 MN提高到了2.3 MN,提高幅度不是很大.

2.4破壞形態(tài)分析

在軸心載荷的作用下,整個(gè)截面的應(yīng)變基本上是均勻分布的.當(dāng)載荷較小時(shí)混凝土、縱筋、核心鋼柱都處于彈性狀態(tài),混凝土、縱筋、核心鋼柱的壓縮變形增加和載荷的增加成正比;隨著載荷的增加,混凝土、縱筋、核心鋼柱變形量的增加大于載荷的增加速度,這主要是由于塑性變形的原因;進(jìn)一步增加載荷,可以聽(tīng)到構(gòu)件發(fā)出“啪、啪、啪”的響聲,然后柱中混凝土表面開(kāi)始出現(xiàn)裂縫,在臨近破壞載荷時(shí),柱的四周出現(xiàn)明顯的縱向裂縫,箍筋間的縱筋發(fā)生壓屈,向外凸出,緊接著表面的混凝土破碎,柱子壓壞,如圖6、圖7所示.

圖6　表面混凝土的破壞形態(tài)Fig.6　Failure mode of concrete surface

圖7　內(nèi)部縱筋的破壞狀態(tài)Fig.7　Failure mode of internal longitudinal reinforcement

構(gòu)件的破壞形態(tài)與鋼筋混凝土柱的破壞形態(tài)基本上一致[5],并且在破壞時(shí)核心鋼柱由于混凝土以及鋼筋的約束不會(huì)發(fā)生局部屈曲,如圖8所示.

圖8　核心鋼柱的破壞形態(tài)Fig.8　Failure mode of core steel columns

3　正截面承載力理論分析

3.1基本假定

(1) 外包混凝土與型鋼能夠良好地協(xié)同工作,即在二次受力的時(shí)候,型鋼的應(yīng)變和外包混凝土的應(yīng)變是相等的.

(2) 混凝土的本構(gòu)關(guān)系采用美國(guó)E.Hognestad建議的模型[6]:

上升段

(1)

下降段

(2)

(3) 型鋼、鋼筋假定為理想的彈塑性材料.

(4) 在構(gòu)件的受力過(guò)程中不考慮核心型鋼的局部屈曲.

AC-SRC構(gòu)件屬于二次受力的構(gòu)件[7],不能按照整澆柱正截面承載力的計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算,而現(xiàn)在國(guó)內(nèi)在這方面的研究較少,也沒(méi)有統(tǒng)一的理論計(jì)算公式.根據(jù)前面的試驗(yàn)分析,本文采用的方法是從已有的型鋼混凝土正截面承載力的公式中引入外包混凝土利用率αc,通過(guò)修正該公式來(lái)對(duì)AC-SRC構(gòu)件的正截面承載力進(jìn)行計(jì)算.我們通常以型鋼的屈服作為構(gòu)件達(dá)到其極限狀態(tài)的標(biāo)準(zhǔn),通過(guò)前面的試驗(yàn)觀察可知,當(dāng)型鋼屈服時(shí),外包混凝土中縱筋也處于屈服狀態(tài),只有外包混凝土的強(qiáng)度沒(méi)有充分利用,因此,只在公式中引入外包混凝土的利用率αc.

鋼骨混凝土軸心受壓構(gòu)件的計(jì)算公式[2]:

(3)

式中:φ為型鋼混凝土柱的穩(wěn)定系數(shù),按表5采用;fc、fs、fss分別為混凝土、縱筋、型鋼軸心抗壓強(qiáng)度值;Ac、As、Ass分別為混凝土、縱筋、型鋼截面面積.

表5　型鋼混凝土構(gòu)件的穩(wěn)定系數(shù)

最小回轉(zhuǎn)半徑計(jì)算公式:

(4)

(5)

(6)

式中:Ic、Is、Iss分別為混凝土、鋼筋、型鋼對(duì)經(jīng)過(guò)換算截面重心軸的慣性矩;Ec、Es、Ess分別為混凝土、鋼筋、型鋼彈性模量.

下面引入外包混凝土利用率αc

N=0.9φ(αcfcAc+fsAs+fssAss).

(7)

(8)

式中,σss表示型鋼的初始負(fù)載.

如果通過(guò)式(7)得到的外包混凝土利用率的值太小,也就是說(shuō)加固后的外包混凝土的強(qiáng)度基本上沒(méi)有得到利用.但在實(shí)際工程中,加固后的構(gòu)件再次受力達(dá)到極限載荷時(shí),外包混凝土的利用率至少也能夠達(dá)到60%,不然這種加固是毫無(wú)意義的.假設(shè)當(dāng)上面公式得到的外包混凝土的利用率小于0.6時(shí),按照0.6計(jì)算.

對(duì)式(7)進(jìn)行分析可以發(fā)現(xiàn),型鋼強(qiáng)度越大,構(gòu)件的承載力越強(qiáng);混凝土強(qiáng)度越大,構(gòu)件的承載力越大;初始負(fù)載越小,構(gòu)件的承載力越大,與試驗(yàn)結(jié)果相吻合.

3.2公式可靠性分析

經(jīng)過(guò)計(jì)算可以得到:

Ass=2 159mm2、As=452mm2、

Ac=37 389mm2、Iss=1.33×106mm4、

Is=9.55×105mm4、Ic=1.31×108mm4、

αss=5.57、αs=5.41、I0=1.44×108mm4、

A0=51 860.8mm4、i=52.7mm、

l0=900mm、l0/i=17.1.

查表可得φ的取值為1.0.

由表6中的對(duì)比分析可以看出,試驗(yàn)值與計(jì)算值之間的誤差最大為13.86%,最小為1.35%,平均值為7.48%,說(shuō)明計(jì)算值與試驗(yàn)值還是比較接近的,說(shuō)明本文所建立的公式是準(zhǔn)確可靠的.

表6　試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

4　結(jié)　　論

(1) 隨著鋼柱初始負(fù)載的增大,AC-SRC構(gòu)件的承載力逐漸降低,降低幅度約等于鋼柱的初始負(fù)載的差值;

(2) 隨著外包混凝土強(qiáng)度的增大,AC-SRC構(gòu)件的承載力逐漸增大,且提高幅度比較大;

(3) 隨著核心型鋼強(qiáng)度的增大,AC-SRC構(gòu)件的承載力逐漸增大,提高幅度不大;

(4) AC-SRC構(gòu)件在承受軸壓載荷時(shí),其破壞形態(tài)與鋼筋混凝土柱的破壞形態(tài)基本上一致;

(5) 由分析比較可知,要想大幅度提高AC-SRC的承載力,最好的方法就是采用高強(qiáng)度的混凝土進(jìn)行加固;

(6) 本文給出了AC-SRC構(gòu)件正截面承載力的一種計(jì)算方法,由試驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析可知該公式是準(zhǔn)確可靠的,在實(shí)際工程中可以采用.

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【責(zé)任編輯: 祝穎】

Experiment and Theoretical Study on Normal Section Bearing Capacity of Axial Compression of Enclosed Steel Reinforced Concrete

TanXiangpei,WangXiaochu,ZhouLe,YiJunwei

(Architectural and Civil Engineering College, Shenyang University, Shenyang 110044, China)

In order to study the normal section bearing capacity of axial compression of enclosed steel reinforced concrete,based on the experiment and documents,the normal section bearing capacity of axial compression of enclosed steel reinforced concrete under different initial axial compressive load,different concrete strength and different steel strength are researched. The process of component damage and the development of component cracks based on the damage modes of reinforced concrete under axial compression are described. The normal section bearing capacity formula of the axial compression of enclosed steel reinforced concrete is deduced after amending the existing formula of normal section bearing capacity of steel reinforced concrete. And the rationality of the formula is verified by analyzing and comparing the test results and calculation results.

enclosed concrete; steel columns; axial compression; bearing capacity; failure mode

2016-03-28

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51408371); 遼寧省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2014020098);沈陽(yáng)市計(jì)劃項(xiàng)目(F14-196-4-00).

譚相培(1989-),男,山東聊城人,沈陽(yáng)大學(xué)碩士研究生;王曉初(1967-),男,遼寧沈陽(yáng)人,沈陽(yáng)大學(xué)教授,博士;周樂(lè)(1978-),女,遼寧營(yíng)口人,沈陽(yáng)大學(xué)教授,博士后研究人員.

2095-5456(2016)04-0325-06

TU 392

A