外包混凝土加固轴心受压钢柱正截面承载力试验与理论研究

谭相培, 王晓初, 周　乐, 伊军伟

(沈阳大学 建筑工程学院, 辽宁 沈阳　110044)



外包混凝土加固轴心受压钢柱正截面承载力试验与理论研究

谭相培, 王晓初, 周乐, 伊军伟

(沈阳大学 建筑工程学院, 辽宁 沈阳110044)

为了研究外包混凝土加固轴心受压钢柱的正截面承载力,基于试验和已有文献探讨了不同的初始负载、不同外包混凝土强度和不同核心型钢强度对外包混凝土加固轴心受压钢柱承载力的影响,同时基于钢筋混凝土轴心受压构件的破坏模式对加固后构件的受压破坏全过程和构件裂缝出现及发展进行了描述.最后采用系数修正法对已有的型钢混凝土正截面承载力的计算公式进行修正,从而得出外包混凝土加固轴心受压钢柱正截面承载力的计算公式,并通过试验结果与计算结果的分析比对验证公式的正确性.

外包混凝土; 钢柱; 轴心受压; 承载力; 破坏模式

有些钢结构在长期服役的过程中,由于腐蚀、高温等各方面的原因,使得承载力出现了不同程度的降低,于是钢结构的加固成为了当今的热门话题.相对于其他钢结构的加固方法,外包混凝土加固法不必焊接、施工方便,不仅能够提高原钢结构的承载力,而且还能防腐蚀和防高温,对核心钢结构具有很好的保护作用[1].

外包混凝土加固法就是当核心钢柱的承载力不足时,采用四周外包混凝土的方法进行钢柱的加固.通常在外包混凝土内要配置一定数量的纵筋和箍筋,这些钢筋的主要作用是为了约束混凝土,使型钢和混凝土能够共同工作,增加构件的承载能力.在考虑构件承载力的时候,也可考虑这些钢筋的辅助[2-3].本文基于已有对外包混凝土加固轴心受压钢柱(the outsourcing of axial compression steel reinforced concrete column,以下简称AC-SRC)的试验研究,制作了5根不同参数的AC-SRC构件,根据试验结果探讨AC-SRC构件的力学性能、破坏形态以及正截面承载力.

1　试验概况与试验方法

1.1试验概况

本次试验共设计了5根AC-SRC构件,采用提前对钢柱施加预应力的方法来代替初始负载,预应力的施加是在预应力厂进行的,加固后试件的截面形式见图1、图2所示.

图1　截面形式(mm)Fig.1　Section form(mm)

设计的主要参数:

(1) 初始负载0.5fss、0.7fss,其中fss代表型钢的屈服强度;

(2) 混凝土强度等级C50、C70;

(3) 型钢等级Q235、Q345,型钢规格为HW100×100×8×6.

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

各试件的主要参数见表1.

试件制作过程:

(1) 对钢柱进行预应力处理,以代替初始负载,施加预应力的值为0.5fss、0.7fss(fss代表型钢的屈服强度).

(2) 在型钢的翼缘和腹板两端及中间贴纵向、横向应变片,另外4根纵筋的中间贴应变片,然后支模浇筑混凝土,并在标准养护室内养护28 d,最后在试件表面的两端和中间贴纵向、横向的应变片.

(3) 混凝土的强度由与试件同批制作的标准试块得到,型钢的材料属性由同批购进的钢材进行拉伸试验测得.

表1　试验参数一览

1.2试验方法

本实验是在沈阳大学结构实验室和沈阳建筑大学结构实验室中进行的,主要的实验仪器是沈阳大学结构实验室5 000 kN液压伺服式压力机、HJW-60型实验室专用混凝土搅拌机、沈阳建筑大学结构实验室5 000 kN压力机.混凝土标准试块压力试验主要是在沈阳大学结构实验室5 000 kN液压伺服式压力机上进行的,加固后试件的轴压试验主要是在沈阳建筑大学结构实验室5 000 kN压力机上进行的,型钢的拉伸试验主要是在沈阳建筑大学力学实验室进行的,经过试验得到的混凝土和型钢的材料属性如表2、表3所示,实际的初始负载如表4所示.

表2　混凝土抗压强度

表3　型钢材料属性

表4　试件初始实际负载

加载制度[4]:采用分级加载制度.

(1) 欲加的值为极限载荷的10%,持续2 min左右;

(2) 初始阶段,每级加载约为极限载荷的1/10;

(3) 当达到极限载荷的60%后,每级加载约为极限载荷的1/20;

(4) 当达到极限载荷的80%后,每级加载约为极限载荷的1/50;

(5) 在接近极限载荷时,采取缓慢持续的加载方式;

(6) 当试件的承载力急剧下降且变形迅速增加时,停止实验.

测量内容:

(1) 试件的轴向变形.在试件顶部两侧对称布置的两个位移计测量;

(2) 试件的侧向变形.在试件的两端和中间的三个位移计测量;

(3) 表面混凝土、核心型钢、纵向钢筋的应变值,由提前用环氧树脂固定好的应变片测量.

2　试验结果分析

2.1初始负载对加固后钢柱承载力的影响

核心型钢初始负载的大小,在一定程度上会对加固后试件的承载力产生影响,本文基于试验对不同初始负载下AC-SRC构件的承载力进行分析对比,如图3所示.

图3　载荷-竖向位移曲线图Fig.3　Load-vertical displacement graph

FZ0c70曲线代表初始负载为零的加固后构件载荷-竖向位移曲线,F0.5fyc70曲线代表初始负载为50%fss加固后构件载荷-竖向位移曲线,F0.7fyc70a曲线代表初始负载为70%fss加固后构件载荷-竖向位移曲线.由此可知,在混凝土强度、核心钢柱等级等相同的条件下,随着初始负载的增加,加固后构件的承载力逐渐降低.在钢骨混凝土的构件中,通常以型钢屈服作为构件达到其极限状态的标准.加固后的构件属于二次受力的构件,当新施加的载荷再一次作用在构件上时,加固混凝土部分和型钢作为一个整体同时发挥作用,其承载力不仅来自于型钢、混凝土、钢筋各自提供的承载力,更重要的来自于三者作为一个协同工作的整体后产生的大于各部分之和的相互作用,其承载力大大增加.当核心钢柱的初始负载较小时,要使加固后的构件内部型钢达到其屈服强度,必须对加固后的构件施加更大的载荷;当核心型钢的初始负载较大时,由于型钢上负载很快就要达到其屈服载荷,故对加固后构件施加的载荷肯定要小于初始负载较小时的情形.因此,在实际工程中要对轴心受压钢柱进行外包混凝土加固时,可以先将钢柱的负载适当卸载一部分,然后进行加固,则加固后的构件作为一个整体肯定能够承受更大的载荷.根据实验数据分析钢柱零负载时对应的加固后构件最大承载力为2.5 MN,0.5fss负载时对应的加固后构件最大承载力为2.4 MN,0.7fss负载时对应的加固后构件最大承载力为2.3 MN,可以看出初始负载对加固后构件的承载力提高的值大约就是型钢初始负载的差值,提高幅度不是太大.

2.2混凝土强度对加固后钢柱承载力的影响

混凝土的强度对加固后构件的承载力也有明显的影响,如图4所示.

图4　载荷-竖向位移曲线图Fig.4　Load-ertical displacement graph

F0.5fyc70曲线代表混凝土等级为c70的加固后构件载荷-竖向位移曲线,F0.5fyc50曲线代表混凝土等级为c50的加固后构件载荷-竖向位移曲线.由图4分析可得,加固所用的混凝土等级越高,加固后构件的承载力也越高.由此可以得出提高AC-SRC承载力的另一种方法就是提高加固所用混凝土的强度等级.并且由实验数据可以看出,当加固所用的混凝土等级由c50提高到c70时,加固后构件的承载力从1.93 MN提高到了2.41 MN,提高幅度还是很大的.

2.3型钢强度对加固后钢柱承载力的影响

型钢强度对AC-SRC的承载力也有影响,如图5所示.

图5　载荷-竖向位移曲线图Fig.5　Load-vertical displacement graph

F0.7fyc70a曲线代表型钢为Q345的加固后构件载荷-竖向位移曲线,F0.7fyc70b曲线代表型钢为Q235的加固后构件载荷-竖向位移曲线,由图5可以看出,型钢的屈服强度越大,加固后构件的承载力也越大,但是由实验数据可以看出,当型钢由Q235换成Q345时,加固后构件的承载力由2.21 MN提高到了2.3 MN,提高幅度不是很大.

2.4破坏形态分析

在轴心载荷的作用下,整个截面的应变基本上是均匀分布的.当载荷较小时混凝土、纵筋、核心钢柱都处于弹性状态,混凝土、纵筋、核心钢柱的压缩变形增加和载荷的增加成正比;随着载荷的增加,混凝土、纵筋、核心钢柱变形量的增加大于载荷的增加速度,这主要是由于塑性变形的原因;进一步增加载荷,可以听到构件发出“啪、啪、啪”的响声,然后柱中混凝土表面开始出现裂缝,在临近破坏载荷时,柱的四周出现明显的纵向裂缝,箍筋间的纵筋发生压屈,向外凸出,紧接着表面的混凝土破碎,柱子压坏,如图6、图7所示.

图6　表面混凝土的破坏形态Fig.6　Failure mode of concrete surface

图7　内部纵筋的破坏状态Fig.7　Failure mode of internal longitudinal reinforcement

构件的破坏形态与钢筋混凝土柱的破坏形态基本上一致[5],并且在破坏时核心钢柱由于混凝土以及钢筋的约束不会发生局部屈曲,如图8所示.

图8　核心钢柱的破坏形态Fig.8　Failure mode of core steel columns

3　正截面承载力理论分析

3.1基本假定

(1) 外包混凝土与型钢能够良好地协同工作,即在二次受力的时候,型钢的应变和外包混凝土的应变是相等的.

(2) 混凝土的本构关系采用美国E.Hognestad建议的模型[6]:

上升段

(1)

下降段

(2)

(3) 型钢、钢筋假定为理想的弹塑性材料.

(4) 在构件的受力过程中不考虑核心型钢的局部屈曲.

AC-SRC构件属于二次受力的构件[7],不能按照整浇柱正截面承载力的计算方法进行计算,而现在国内在这方面的研究较少,也没有统一的理论计算公式.根据前面的试验分析,本文采用的方法是从已有的型钢混凝土正截面承载力的公式中引入外包混凝土利用率αc,通过修正该公式来对AC-SRC构件的正截面承载力进行计算.我们通常以型钢的屈服作为构件达到其极限状态的标准,通过前面的试验观察可知,当型钢屈服时,外包混凝土中纵筋也处于屈服状态,只有外包混凝土的强度没有充分利用,因此,只在公式中引入外包混凝土的利用率αc.

钢骨混凝土轴心受压构件的计算公式[2]:

(3)

式中:φ为型钢混凝土柱的稳定系数,按表5采用;fc、fs、fss分别为混凝土、纵筋、型钢轴心抗压强度值;Ac、As、Ass分别为混凝土、纵筋、型钢截面面积.

表5　型钢混凝土构件的稳定系数

最小回转半径计算公式:

(4)

(5)

(6)

式中:Ic、Is、Iss分别为混凝土、钢筋、型钢对经过换算截面重心轴的惯性矩;Ec、Es、Ess分别为混凝土、钢筋、型钢弹性模量.

下面引入外包混凝土利用率αc

N=0.9φ(αcfcAc+fsAs+fssAss).

(7)

(8)

式中,σss表示型钢的初始负载.

如果通过式(7)得到的外包混凝土利用率的值太小,也就是说加固后的外包混凝土的强度基本上没有得到利用.但在实际工程中,加固后的构件再次受力达到极限载荷时,外包混凝土的利用率至少也能够达到60%,不然这种加固是毫无意义的.假设当上面公式得到的外包混凝土的利用率小于0.6时,按照0.6计算.

对式(7)进行分析可以发现,型钢强度越大,构件的承载力越强;混凝土强度越大,构件的承载力越大;初始负载越小,构件的承载力越大,与试验结果相吻合.

3.2公式可靠性分析

经过计算可以得到:

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的取值为1.0.

由表6中的对比分析可以看出,试验值与计算值之间的误差最大为13.86%,最小为1.35%,平均值为7.48%,说明计算值与试验值还是比较接近的,说明本文所建立的公式是准确可靠的.

表6　试验结果与计算结果对比

4　结　　论

(1) 随着钢柱初始负载的增大,AC-SRC构件的承载力逐渐降低,降低幅度约等于钢柱的初始负载的差值;

(2) 随着外包混凝土强度的增大,AC-SRC构件的承载力逐渐增大,且提高幅度比较大;

(3) 随着核心型钢强度的增大,AC-SRC构件的承载力逐渐增大,提高幅度不大;

(4) AC-SRC构件在承受轴压载荷时,其破坏形态与钢筋混凝土柱的破坏形态基本上一致;

(5) 由分析比较可知,要想大幅度提高AC-SRC的承载力,最好的方法就是采用高强度的混凝土进行加固;

(6) 本文给出了AC-SRC构件正截面承载力的一种计算方法,由试验结果和计算结果的对比分析可知该公式是准确可靠的,在实际工程中可以采用.

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【责任编辑: 祝颖】

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

国家自然科学基金资助项目(51408371); 辽宁省自然科学基金资助项目(2014020098);沈阳市计划项目(F14-196-4-00).

谭相培(1989-),男,山东聊城人,沈阳大学硕士研究生;王晓初(1967-),男,辽宁沈阳人,沈阳大学教授,博士;周乐(1978-),女,辽宁营口人,沈阳大学教授,博士后研究人员.

2095-5456(2016)04-0325-06

TU 392

A