实腹式型钢混凝土粘结滑移性能试验研究

实腹式型钢混凝土粘结滑移性能试验研究

1型钢混凝土粘结滑移机理及控制方法目前，不同国家采用的计算方法不同，但其共同特点是避免将钢和混凝土之间的连接滑动问题。现今关于型钢混凝土结构的试验及研究资料[1~4]已经表明型钢与混凝土之间存在着粘结滑移的问题,并且这种粘结滑移现象对结构受力性能有显著的影响。因此搞清楚型钢混凝土结构的粘结滑移机理和主要影响因素以及沿锚固长度粘结应力和滑移量的分布规律,并提出型钢混凝土粘结强度、滑移量、临界保护层厚度及粘结破坏荷载的计算方法,是这种结构在强度、刚度、变形、裂缝宽度计算以及有限元分析方面取得成熟理论的关键。本文基于20榀试件的实腹式型钢混凝土粘结滑移拉拔试验结果,对以上问题进行了系统深入的研究。2试验与研究2.1试验模型与方法依据正交试验设计原理,考虑4因素:混凝土强度等级(fc)、混凝土保护层厚度(c)、型钢锚固长度(l0)和横向配箍率(ρs),设计试件16榀;另外,为了考察型钢翼缘内、外侧和腹板表面各自的粘结应力大小和分布规律,增设了隔离腹板和翼缘内侧及仅隔离腹板的对比试件各2榀,共计20榀试件(表1)。所有试件的型钢均由10号槽钢和6mm厚的钢板组合成,工字钢与试件模型见图1。组合工字钢的翼缘和腹板内开槽并沿纵向由密到疏贴有电阻片(每侧8~12片),用以间接测量翼缘和腹板纵向粘结应力的大小及沿锚固长度的分布规律。在组合工字钢的翼缘内、外侧和腹板的表面均定距离安置有滑移传感器(每侧6~10个),用以直接测量翼缘和腹板与混凝土连接面上的相对滑移量的大小及沿锚固长度的分布规律;另外,在试件的加载端和自由端均布置有不同量程的电子百分表,以测量试件在不同受力阶段的外部相对滑移量。试验方法为单调轴心静力拉拔加载,在西安建筑科技大学抗震结构试验室的100吨拟静力液压伺服作动器上进行(见图2)。在试件加载端开始滑移前按每级2吨加载,滑移发生后按每级1吨加载,当滑移达50mm左右时,采用2mm的位移控制加载,直至型钢拔出200mm左右,荷载趋于稳定。这种加载方式能使型钢与混凝土之间的滑移得到充分的发展,以使型钢混凝土构件的粘结劈裂破坏形态更加明显地表现出来。测量内容包括试件所承受的粘结荷载、型钢与混凝土在加载端和自由端的相对滑移、型钢应变、型钢与混凝土在连接面上的相对滑移值等。2.2试验结果1、垂直实验设计本次试验的20榀试件均发生纵向粘结劈裂破坏。当试件达到极限粘结强度后,裂缝均贯通试件上下部并延至全长,型钢被徐徐拔除,型钢与混凝土之间发生沿纵向的剪切滑移。但由于各试件设计参数的不同,其裂缝宽度和破坏过程明显不同,其中受保护层厚度和锚固长度的影响显著:锚固长度较大(>720mm)而保护层厚度相对较小(≤60mm)时,裂缝细小,破坏过程比较缓慢;锚固长度较小(≤720mm),而保护层厚度相对较大(>60cm)时,裂缝较大,破坏过程比较突然。当加载端的滑移量较大时,配箍率对破坏的影响开始明显:配箍率较大(≥0.30%)的试件裂缝数量和宽度几乎不再增加;而配箍率较小(<0.30%)试件的裂缝宽度还继续增加,直至相互贯通。试件横截面上的垂直劈裂裂缝,首先发生于加载端型钢翼缘保护层的内侧,随着荷载的增加,逐渐以约450方向垂直于型钢翼缘向外扩展,并逐步向型钢长度延伸,并形成贯通于试件上下部的微裂缝。加载后期这些微裂缝继续发展直至稳定。2、残余粘结规律图3给出各试件粘结力P与加载端滑移△的实测曲线。可以看出,所有曲线的变化规律基本一致,可分为上升、转折、突然下降和平缓(即残余粘结)阶段。由于试件设计参数的变化,各试件表现出一定的差异,混凝土强度、锚固长度、保护层厚度、配箍率相对大的试件,其最大粘结力明显高,曲线平缓段较长,且残余粘结应力高。3、可执性曲线拟合图4为试件8在各级荷载下的型钢翼缘外侧面的应变沿锚固长度的分布,图5和图6为一组试件的型钢处于粘结弹性极限状态时翼缘外侧面和腹板表面应变沿锚固长度的分布。可以看出,试件在整个受荷阶段型钢表面的应变分布呈现明显的上凹(递减)特性,故可采用负指数函数对型钢表面的应变分布进行曲线拟合如下:式中,ε(x)为沿锚固长度型钢表面任一点处的应变值;εmax为试件加载端(即锚固长度x=0)处的型钢表面的局部最大应变值;k1为粘结应变指数特征值,由曲线拟合得约为0.0047~0.0184,建议按公式k1=.00130-0.005l0(l0单位m)计算取值。拟合相关系数为0.915~0.989,效果良好。4、粘结应力分析由型钢表面的应变分布,依据材料力学理论可推得沿锚固长度型钢表面的粘结应力分布:式中:Es为所用型钢的弹性模量;dσx/dx、dεx/dx分别为沿锚固长度型钢横截面上的正应力和正应变的增量;σ(x)、As、u,对全面积,分别为型钢横截面的平均应力、面积和周长,对翼缘,分别为型钢横截面翼缘的平均应力、面积和周长,对腹板分别为型钢横截面腹板的平均应力、面积和周长。由公式(2)知,型钢表面的粘结应力也呈负指数函数分布,图7给出了试件8型钢翼缘内、外侧和腹板表面的粘结应力分布实测曲线,该曲线与理论拟合曲线基本相符(计算值与实测值之比为0.86~1.17,变异系数约为0.14)。各试件的试验结果统计表明,型钢与混凝土的局部最大粘结应力为3.91~4.15MPa,沿锚固长度粘结应力平均值为1.4~1.8MPa,均略低于光圆钢筋与混凝土的相应粘结应力。另外,型钢表面的不同部分粘结应力存在差异,其中腹板两侧与翼缘内侧表面的粘结应力相差无几,型钢翼缘外侧表面的粘结应力大于其内侧和腹板两侧的,约为其2倍左右。表明沿型钢横截面周长粘结应力分布不均匀。5、滑移分布曲线拟合型钢与混凝土沿锚固长度的粘结滑移测试结果表明,当滑移量较小(约小于3mm)时,自加载端起沿锚固长度200mm范围内滑移分布急剧下降(递减),然后趋于平缓(稳定),总体上呈明显的上凹(递减)特性(见图8)。而且型钢横截面的不同部分滑移大小有差异,翼缘内侧滑移量约为翼缘外侧的2/3,腹板滑移量约为翼缘外侧的1/2。在0.8倍极限荷载作用下滑移沿锚固长度的分布见图9和图10。基于以上分析,以负指数函数对滑移分布进行曲线拟合如下:式中,s(x)为横截面的不同部分沿锚固长度的滑移值;smax为型钢沿锚固长的最大滑移值(即锚固长度x=0处的滑移),由于加载端的滑移是通过外架仪表测量,得到的是试件端面的平均滑移,考虑到加载端混凝土与钢垫板相互作用的影响,回归时,翼缘外侧取测量值,翼缘内侧为其0.80倍,腹板为其0.65倍;k2为滑移分布指数特征值,经曲线拟合k2约为0.002~0.012,建议取k2=.00075-.0004l0(l0单位m)。拟合相关系数为0.823~0.912,效果较好。3型钢与混凝土的压应力型钢与混凝土之间的粘结类似于光圆钢筋与混凝土之间的粘结,粘结应力主要由三部分组成:混凝土中水泥凝胶体与型钢表面的化学胶结力,型钢与混凝土接触面上的摩阻力和型钢表面粗糙不平所引起的机械咬合力[1~4]。在拉拔力的作用下,混凝土受压横向膨胀,型钢则受拉横向收缩,在横向箍筋的约束作用下,这种变化将能一定程度地提供了使型钢与混凝土产生粘结作用所需要的压应力。另外,在型钢混凝土构件发生粘结劈裂破坏的过程中,也将在型钢与混凝土的界面上产生较大的提供粘结作用的压应力,原因如下:当荷载加到约20%pu(pu为极限荷载)时,型钢与混凝土在加载端截面处首先发生相对滑移,其连接面上微小厚度的混凝土被剪断或挤碎,破损混凝土层的体积因含有间隙而较原来完好混凝土层的大,从而型钢整合混凝土颗粒时将产生压应力。而且在型钢整合混凝土颗粒的过程中,混凝土的破损层厚度、颗粒大小均发生改变,混凝土与型钢之间的压应力和摩擦系数也随之改变,压应力和摩擦系数的乘积与型钢表面的粘结应力保持相等。型钢与混凝土间压应力会在保护层混凝土内产生拉应力使混凝土开裂,混凝土开裂减小了压应力及相应的粘结强度,从而荷载达到pu后将逐渐下降。从能量学角度,这个过程可以理解为:随着外荷载的增加,混凝土逐步开裂是为了不断释放在构件内部所增加的能量,以达到平衡。4影响粘土滑移性能的因素分析4.1混凝土强度等级的影响提高混凝土的强度等级,增加了型钢与混凝土之间的化学胶结力。型钢混凝土构件的粘结破坏始于加载端内部的微小滑移,引发连接面上混凝土开裂并进而加快粘结滑移的发展,直至引起胶结滑脱,从而粘结应力逐渐减小并导致粘结滑移沿锚固长度扩展,所以混凝土的强度等级是影响型钢与混凝土之间粘结强度的主要因素。图11给出了试件型钢与混凝土连接面上的局部最大粘结强度和平均粘结强度与混凝土强度等级的回归关系曲线。可以看出,随着混凝土强度等级的提高,局部最大粘结强度和平均粘结强度均近似线性增加,关系式为:式中,τmax、τ0分别为局部最大粘结强度和平均粘结强度;fcu为混凝土立方体抗压强度。4.2混凝土保护厚度混凝土保护层厚度对型钢混凝土的粘结性能的影响主要是通过其对型钢横向变形的约束作用来体现的。试验表明,在一定范围内,混凝土保护层厚度越厚,则对型钢的约束作用越强,在型钢与混凝土界面上形成的正应力及相应的粘结强度愈高;当混凝土保护层厚度超过一定值后,试件粘结破坏时的表面裂缝不明显,粘结强度提高很小。故仅靠增加保护层厚度提高型钢与混凝土的粘结强度是不经济的。4.3锚固长度对预应力锚固力的影响型钢与混凝土之间的局部最大粘结强度和平均粘结强度大小基本不随锚固长度的增减而变化。在一定范围内,锚固长度越长,则型钢与混凝土的粘结面积越大,相应地总粘结力也愈高;当锚固长度超过一定值后,试件内的型钢将被拉(或压)屈,因此总粘结力提高很小。另外,锚固长度越短,试件在发生粘结破坏时的脆性和表面裂缝开展越明显。4.4横向配重混凝土残余粘结强度的影响在粘结滑移发生前,型钢与混凝土之间的粘结应力主要是化学胶结力,而化学胶结力主要由型钢表面特征和混凝土的凝结性能决定,与横向配箍率关系不大。但是在粘结滑移发生之后,随着横向配箍率的提高,混凝土受到的约束作用得到加强,从而提高了混凝土与型钢之间的摩阻力和机械咬合力,使其残余粘结强度相应提高,并延缓和减轻了混凝土的开裂。试验结果也进一步证实了横向配箍率的提高对最大粘结强度影响不明显,但使滑移发生后的粘结强度得到一定的提高。试验统计表明,当配箍率超过一定值后,其对残余粘结强度的提高不再明显,故建议型钢混凝土构件的最小配箍率取为0.30%(对有抗震要求的柱宜成倍增加)。4.5型钢与混凝土的隔离效果隔离腹板和翼缘内侧及仅隔离腹板的对比试验结果表明,仅隔离腹板,局部最大粘结强度降低约30%,破坏荷载降低约25%,破坏荷载下最大滑移量增加约0.7倍;隔离腹板和翼缘外侧,局部最大粘结强度降低约50%,破坏荷载降低约55%,破坏荷载下最大滑移量增加约3倍。另外,试验发现型钢拔出部分表面的隔离层基本完好,没有被混凝土磨伤的痕迹。该现象符合于前述的型钢与混凝土粘结作用机理的解释,由于隔离部分型钢没有整合破损的混凝土层,其型钢与混凝土之间产生的正应力与相应的粘结应力均较未隔离部分的小。研究表明,型钢表面锈蚀、喷砂可使粘结强度提高,但表面喷涂会使粘结强度降低。5临界土体力学模型的公式根据试验结果,当混凝土保护层厚度足够大时,裂缝横向开展方向与型钢翼缘约呈135o角,混凝土与型钢翼缘界面上压应力施加在翼缘外侧混凝土保护层中,对混凝土产生冲切作用,因此混凝土保护层应有足够的厚度以抵抗冲切破坏。另外,由弹性材料力学知冲切破坏面发生于135o角时所需的压应力最小。故可通过对保护层混凝土进行抗冲切承载力计算来确定临界保护层厚度,计算模型和公式如下:式中:ccr为临界保护层厚度;q为型钢与混凝土之间的压应力;bf为型钢翼缘的宽度;ft为混凝土的抗拉强度(保护层开裂面的混凝土强度均达到ft);τmax为型钢翼缘外侧的最大平均粘结强度;µ为型钢翼缘外侧与混凝土破损层之间的摩擦系数,取为0.7;φ为型钢与混凝土之间压应力均匀分布修正系数(由bf决定,bf≤300mm时φ取1.0)。基于试验分析和理论计算,建议工程中型钢混凝土柱的保护层厚度取120mm比较合适。6计算连接强度和破坏负荷的性能6.1混凝土保护厚度有效系数n以上分析表明,在确保混凝土保护层厚度大于临界限值后,型钢与混凝土之间的粘结强度主要取决于混凝土强度和型钢表面状况,另外荷载主要是通过型钢来传递的,纵向钢筋对粘结强度的影响很小。因此公式(4)和(5)即为混凝土保护层厚度大于临界限值后的局部最大粘结强度和平均粘结强表达式。当保护层厚度小于临界值时,粘结强度还将受混凝土保护层厚度的影响,经对试验数据统计分析,得保护层厚度小于临界值时的局部最大粘结强度和平均粘结强度表达式如下:式中,τ′max、τ′0分别为保护层厚度小于临界值时的局部最大粘结强度和平均粘结强;ϕ为粘结强度修正系数;cmin为试件纵横向保护层厚度的较小值。6.2型钢混凝土配合比在正常使用荷载阶段,型钢尚处于弹性工作,型钢的粘结应变和粘结应力均为负指数分布,并且两者之间按线形规律变化。取微小段型钢混凝土建立平衡方程如下:式中,腹板和翼缘内侧的粘结应力按相等考虑,取为τw,其大小近似取翼缘外侧粘结应力τf的1/2;As为型钢横截面的净面积。当荷载超过一定限值,使型钢开始进入屈服阶段,则粘结应力与应变不再是线性关系,翼缘外侧与腹板之间的粘结应力也没有2倍的关系,二者都沿锚固长度逐渐趋于恒定值。6.3混凝土粘结应力在正常使用荷载作用下,型钢处于弹性工作状态,粘结应力随应变线性变化,粘结应力沿锚固长度的分布为。由力的平衡条件知,发生粘结破坏时的正常使用荷载与粘结应力的合力相等,即:式中,τf(x)为型钢翼缘外侧表面的粘结应力;τw(x)为型钢翼缘内侧和腹板表面的粘结应力;l0为型钢在混凝土中的锚固长度。若考虑混