陈庆军 蔡 健 吴 轶 杨 春 梁 剑

(1华南理工大学土木与交通学院,广州 510641)(2华南理工大学亚热带建筑科学国家重点试验室,广州 510641)(3广州大学土木工程学院,广州 510000)(4华南理工大学建筑学院,广州 510641)

文献[1-3]提出了柱钢管在节点间不贯通的思路.该节点的主要特点是：柱钢管在节点区分离或者在梁位开孔,保持楼层框架梁纵筋贯通节点.柱钢管在节点区的不连续导致其轴向承载力下降,可通过加大节点区截面并配置环形钢筋或多层焊接钢筋网来加强.文献[1-2]通过 14个大尺寸整体试件试验验证了节点区柱钢管不贯通式钢管混凝土柱-梁节点的可行性.试验表明,采用多层焊接钢筋网增强的方形节点区构造形式及采用多重环形钢筋增强的圆形节点区构造形式,均能保证节点区承载力高于钢管柱的承载力.两者钢筋应力分布亦较类似.相比之下,采用多重环向钢筋约束的试件,在裂缝控制及延性性能等方面略好.钢管不贯通式节点的连接构造形式简单,施工方便,与现有普通钢筋混凝土柱-梁节点的施工方法类似;同时,新型节点无需加强环、牛腿等钢构件,可降低钢管混凝土结构的造价,具有良好的经济效益.

由于上述试验为验证性试验,节点区尚未达到其极限承载力.因此,本文通过 27个节点区试件试验,对节点区的受力性能进行研究.

1 试验概况

如图 1所示,取局部受压区(相当于钢管混凝土柱截面,即节点核心区)直径 d=400mm,以非局压区宽度 b(即环梁宽度)、试件高度 h(即环梁高度)以及非局压区的配筋率 ρ(即环梁配筋率,ρ=As/(bh),其中 As为环梁的环筋总面积)作为变化参数,统一采用无量纲参数对试验进行描述.令α=b/d,β=h/b.根据工程常用尺寸,α取 0.35,0.45,0.55;β取 1.0,1.5,2.0;ρ取 1.0%,1.5%,2.0%.试件的命名规则采用 A 1-B2-S3的表示方法.其中 A 1,A 2,A 3分别表示 α=0.35,0.45,0.55;B 1,B2,B3分别表示 β=1.0,1.5,2.0;S1,S2,S3分别表示 ρ=1.0%,1.5%,2.0%.

图1 试件参数

试件具体参数及配筋如表1所示.环筋布置为内、外 2圈,并按构造配置 12个 φ6mm箍筋.绑扎完成后的钢筋笼如图 2所示.试件混凝土立方体强度实测平均值为 fcu,k=34.14 MPa.试件采用HPB235级钢材,钢筋性能如表 2所示.在中间层的内外环筋设置应变片.

表1 试件参数表

图2 钢筋笼

表2 钢筋屈服强度

试验采用15MN大型压力试验机施加轴向荷载(见图 3).在试件顶部和底部各加一直径等于400mm的钢板,模拟钢管混凝土柱柱脚.

图3 试件加载方式

试验开始前预加 50 kN荷载使试件各接触面紧密后卸载.试验初始阶段采用荷载控制方式,加载速度 500 kN/min.在加载后期采用位移控制方式,加载速度 1mm/min.

2 试验破坏现象

试件破坏时,上下表面均存在放射性径向裂缝,而侧面裂缝则有所区别.27个试件的裂缝类型大致分为 3类：图 4(a)裂缝类型Ⅰ中试件侧面出现贯通竖向裂缝;图 4(b)裂缝类型Ⅱ中试件侧面出现贯通竖向裂缝与非贯通环向裂缝;图 4(c)裂缝类型Ⅲ中试件侧面出现贯通竖向裂缝与贯通环向裂缝.

图4 环梁侧面裂缝

以 A 1-B2系列 3个试件为例简单阐述其过程.

1)A 1-B2-S1试件破坏裂缝图如图 4(a)所示.荷载 3.0 MN时,在试件外侧上部出现一条竖向裂缝;4.2 MN时,内环钢筋开始屈服;4.6 MN时,外环钢筋开始屈服;7.9 MN时,荷载-位移曲线开始转向水平,试件裂缝已非常大,停止加载.试件破坏时,多条竖向裂缝贯通试件侧面,同时试件上下表面有辐射状裂缝与之相连.

2)A 1-B 2-S2试件破坏裂缝如图 4(b)所示.荷载 1.5 MN时,在试件外侧底部同时出现 6条竖向裂缝;荷载 5.1 MN时,一条竖向裂缝转向水平发展,成为环向裂缝;荷载 9.2 MN时,有环向钢筋被拉断,停止试验.试件破坏时,侧面除竖向裂缝外、还出现了若干不贯通的环向裂缝,将试件侧面分割成若干小块.

3)A 1-B 2-S3试件破坏裂缝如图 4(c)所示.荷载 1.6 MN时,在试件外侧底部出现竖向裂缝;3.0MN时,钢筋应变记录仪显示内环钢筋开始屈服;荷载 5.2MN时,试件侧面出现水平环向裂缝;荷载 8.6 MN时,环向裂缝基本贯通;荷载达到9.84MN时停止试验.

将试件破坏时的裂缝类型按参数 α,β,ρ进行归类统计(见表 3),裂缝最终形态的分布较有规律.按照 β分为 3个区：β=1.0时,仅表现为裂缝类型Ⅰ;β=2.0时,仅表现为裂缝类型Ⅲ;而在 β=1.5的区域,有一个试件表现为裂缝类型Ⅰ,4个试件表现为裂缝类型Ⅱ,4个试件表现为裂缝类型Ⅲ.可见 β=1.5是一个过渡区域,而裂缝类型Ⅱ可以视为裂缝类型Ⅰ,Ⅲ的过渡形式,且随环向钢筋配筋率的增大而由裂缝类型Ⅰ向裂缝类型Ⅲ发展.

根据以上分析,具有较大 β的试件,裂缝出现较迟,发展较缓慢,节点正常工作范围较大,而且会在试件侧面出现水平环向裂缝,β是影响试件受荷工作性能的重要参数.本试验参数范围内,宽度系数 α对试件的开裂及最终形态的影响不明显.

3 试验结果及分析

3.1 等效应力-应变曲线

取等效应力 σ为荷载和节点核心区面积之比,以 A 1系列为例绘制出等效应力-应变(σ-ε)曲线(见图 5).由图 5可见,试件高度系数最小的A1-B1系列在受荷后期仍然没有承载力下降的趋势.A 1-B1系列试件的截面高度比局压区尺寸小得多,竖向压应力基本上是直线传递,同时局压区受压后的横向膨胀受到了外围混凝土及钢筋的约束.由于受压微柱既受到外围的约束,也具有较低的计算长度,因而不容易失稳,承载力极高.而 A 1-B 2,A1-B3系列等绝对高度较低的试件,也体现出较高的承载力和较好的延性,在达到相当于普通混凝土的受压峰值应变 0.002之后,仍然保持平缓甚至上升的应力-应变曲线,表明环筋的约束作用提高了混凝土的极限压应变.这种约束作用同时也使核心混凝土的峰值应力要高于普通混凝土的轴压强度,几乎所有试件的峰值应力均达到 40 MPa以上,甚至高于混凝土试件的实测立方体强度平均值.

3.2 极限承载力

将 27个试件的开裂荷载、裂缝宽度为 0.2和0.3mm时对应的荷载、内环和外环钢筋屈服荷载以及极限荷载进行整理(见表 4,其中,Ncr为开裂荷载;N0.2为裂缝宽度 0.2mm时对应荷载;N0.3为裂缝宽度 0.3mm时对应荷载;Ny1为内环开裂荷载;Ny2为外环开裂荷载;Nu为极限荷载).绘制出3个参数 α,β,ρ对极限荷载的影响(见图 6).结合图 6和表 4,可以得到如下规律：

1)高度系数 β对于试件荷载的影响是最大的,其影响呈非线性关系,随着 β的减小,荷载的增高呈加快的趋势.

图5 等效 σ-ε曲线

表4 试件各项荷载及破坏类型

2)配筋率 ρ对于试件荷载有一定影响,随着 ρ的增大,试件荷载呈增大趋势,其增大量有随 ρ的增大而变缓的趋势.

3)宽度系数 α对于试件荷载有一定影响,随着α的增大,试件荷载呈下降趋势,这个趋势在 β值较小时较明显.由于 α=b/d,β=h/b,所以当 α增大时,高度也同时增加,而高度对试件荷载的影响较大,因而不能断定随着环梁宽度的增大,试件荷载是否下降.定义 β1=h/d,绘制图 7所示曲面拟合图形,可见在绝对高度相等(即 β1相等)的大部分情况下,并非随着宽度系数α的增大,极限荷载一定会下降.宽度系数 α对荷载的影响程度弱于 β的影响.

3.3 初裂荷载

Ncr/Nu与参数 α,β和 ρ的关系如图 8(a)、(b)、(c)所示 .

1)相对开裂荷载因子 Ncr/Nu介于 0.05～0.45之间.

2)高度系数 β对 Ncr/Nu影响较大.β=1.0时,Ncr/Nu介于 0.1～0.2之间;β=1.5时,Ncr/Nu介于 0.15～0.35之间;β=2.0时,Ncr/Nu介于0.30～0.45之间.随着 β的增大,Ncr/Nu增大.

3)α对Ncr/Nu有一定的影响,随着 α的增大,Ncr/Nu略有增大的趋势.

图6 极限荷载与影响因素

图7 极限荷载与 α,β1关系

图8 荷载相对值与 α,β关系

4)配筋率 ρ对 Ncr/Nu的影响不明显,这是由于混凝土达到开裂应变时,与之相邻的环向钢筋应变仍处于较低的应力水平,无法对混凝土的开裂造成太大的影响.因此试件的开裂荷载主要和试件的几何尺寸有关.

3.4 裂缝宽度 0.2mm时对应荷载

N0.2/Nu与参数 α,β和 ρ的关系如图 8(d)、(e)、(f)所示 .

1)N0.2/Nu为 0.12～0.77,表明不同的试件之间裂缝发展速度差异较大.

2)当试件的 β相同,仅 α或者 ρ不同时,各数值接近,表明 α或者 ρ对试件裂缝发展影响不大.

3)对于大部分试件而言,β=1.0时,N0.2/Nu介于 0.2～0.3之间;β=1.5时,N0.2/Nu介于 0.35～0.55之间;β=2.0时,N0.2/Nu介于 0.55～0.75之间.可见,β对于 N0.2/Nu影响较大,随 β的加大,相对于极限荷载,不仅裂缝产生推迟,裂缝的发展也延缓,结构处于正常工作的受荷范围扩大.

3.5 环筋屈服时对应荷载

试件的荷载-环筋应变曲线如图 9所示.试验开始后,在轴向压力 P作用下,核心受压区压缩并有沿水平向外膨胀的趋势,使环梁受拉,该拉力由混凝土及环向钢筋共同承担.内外环钢筋先后受拉,同一荷载下内环钢筋拉应变较外环钢筋的大.到加载后期,内外环筋先后屈服.

Ny1/Nu,Ny2/Nu与参数 α,β,ρ的关系如图 8(g)、(l)所示.可见,环向钢筋在节点达到极限荷载前均已屈服,为极限荷载的 16%～93%.但 Ny1,Ny2都比相应的 N0.2大,表明节点荷载达到正常工作极限时钢筋尚未屈服.与 Ncr及 N0.2两种情况不同的是,图 8中 3个参数对于 Ny1,Ny2或 Ny1/Nu,Ny2/Nu的影响均不明显,没有体现出明显的规律.

图9 A 1-B 1-S1荷载-环筋应变曲线

3.6 试件的受力特点

综合前面的试验现象及结果分析,可见随着荷载不断增大,双重箍筋均由内而外逐步达到屈服强度,局压区下的核心混凝土在外围混凝土环梁区和约束环筋的共同作用下,形成三轴受压状态,达到了较高的荷载.其中高度/直径越小的超短构件有着越高的荷载,这与超短构件中受压失稳微柱的计算长度较短有关.因此,若要分析本类型试件的极限荷载,必须考虑多重约束混凝土理论、混凝土局压理论及超短柱等多方面的因素.

环筋约束混凝土可以提高核心混凝土的强度及变形能力[4-5],而多层约束混凝土除了考虑内重的约束效应外,尚需考虑外重的约束效应[6],可获得更高的承载能力.局部承压对混凝土构件的受压荷载同样存在影响,如应力扩散、外围混凝土约束等[7-9].本文试件与常规局压试件的不同之处在于：节点高度较小,没有形成普通局部受压时所形成的完整的冲切锥体.近期的分析计算表明,在局部承压理论的基础上,根据约束混凝土理论——多重箍筋对内核混凝土的约束力逐重叠加的思想,引入节点高度系数并考虑超短构件的影响,建立的节点轴压荷载计算公式与试验结果较为吻合.

4 结论

1)试件在轴向试验中体现出较高的荷载和较好的延性.

2)破坏时裂缝形态分为 3种：试件侧面只出现贯通竖向裂缝的类型Ⅰ,试件侧面出现贯通纵向裂缝与非贯通环向裂缝的类型Ⅱ,试件侧面出现贯通竖向裂缝与贯通环向裂缝的类型Ⅲ.随环向钢筋配筋率 ρ的增大,试件的裂缝形态由类型Ⅰ向类型Ⅲ发展.

3)高度系数 β对于结构荷载的影响是最大的,其影响呈非线性关系,随着 β的减小,荷载的增高呈加快的趋势.配筋率 ρ对于试件荷载有一定影响,随着 ρ的增大,荷载呈增大趋势,其增大量有随ρ的增大而变缓的趋势.宽度系数 α对于试件荷载有一定影响,但影响不太明显.

4)高度系数 β对于试件的相对开裂荷载因子Ncr/Nu影响较大,随着 β的增大,Ncr/Nu增大.α对Ncr/Nu有一定的影响,随着 α的增大,Ncr/Nu略有增大的趋势.配筋率 ρ对于 Ncr/Nu的影响不明显.

5)随着 β的加大,试件的裂缝产生推迟,裂缝的发展也延缓,正常工作的受荷范围扩大.

6)试件的外环筋均迟于内环筋屈服,环向钢筋的屈服荷载 Ny1,Ny2都比相应的 N0.2大而小于节点的极限荷载.

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