刘殿忠, 吕林泽, 侯 然

(吉林建筑大学土木工程学院，长春 130118)

0 概述

随着国民经济与科学技术的发展,人们对美好生活的追求愈加强烈,对住房条件的需求也越来越高。如今,建筑结构技术已经逐步完善,应用于安全性和可靠性等硬性要求上的建筑结构技术也越发成熟,现在的建筑物在满足上述要求的同时,更加强调轻质高强、绿色环保等特性。为了达到轻质高强的要求,学者们提出轻钢-泡沫混凝土组合结构,由于内部气孔,其具有密度低、质量小、弹性模量较低等特点[1],所以其地震作用响应也较小。泡沫混凝土的很多原材料是对工业废料的重新利用,节能环保的同时也降低了泡沫混凝土的成本[2]。

现在,轻钢-混凝土组合结构已经十分常见。泡沫混凝土主要作用于保温隔墙等结构中,在其内部设置冷弯薄壁C型钢后,两者的组合很大程度上提高了构件的整体强度与延性,可适用于中高层建筑的墙体和楼板。由于轻钢-泡沫混凝土组合结构是由两种材料共同组成,所以轻钢与泡沫混凝土接触界面间的抗剪性能十分重要。对于轻钢和混凝土之间的抗剪性能,国内外学者基本都使用推出试验和短柱试验这两种方法进行研究,日本的坪井善勝等[3]将钢板埋置于混凝土中,向外拔出,得出钢板与混凝土间的粘结力很小,对结构抗剪承载力的影响可忽略不计。Roeder[4]得出了切应力与锚固深度的关系,即切应力随锚固深度的增加呈指数增加,荷载越大切应力越大。肖季秋等[5]提出了对粘结力有影响的几个因素并得到了抗剪强度-滑移的本构关系,只是此本构关系不具有一般性。西安建筑大学杨勇[6]等通过研究得到了平均抗剪强度和加载端抗剪强度-滑移的本构关系,更具有普遍性。

由此可见,对于轻钢和普通混凝土之间抗剪性能的研究比较多,但对于轻钢与轻质泡沫混凝土之间抗剪性能的研究还很匮乏。本文对24个试件进行推出试验,研究泡沫混凝土的密度和横向肋板个数对C型钢与泡沫混凝土之间抗剪性能的影响。

1 试验概况

1.1 试验设计

本试验是推出试验,这种试验方法更容易操作,也可以很好地模拟型钢和泡沫混凝土间相对滑移的状态和抗剪强度[7]。在现实工程中常采用焊接铆钉等抗剪连接件来增加抗剪强度,但在一些构件间隙较小或靠近混凝土保护层的部位,这种方法不易施工,且过多的抗剪连接件容易破坏混凝土的整体性,所以本试验主要研究不同泡沫混凝土密度和型钢翼缘处横向肋板的个数对抗剪强度的影响。C型钢截面为C120×50×20×3.75,型钢翼缘横向肋板的个数分别为无肋、单肋和双肋,用来检验不同的肋板数量对抗剪强度的影响,型钢埋置深度为300mm,泡沫混凝土密度分别为800、1 000、1 200、1 600kg/m3[8]。根据文献[9]得出泡沫混凝土的具体配合比见表1。

表1 泡沫混凝土配合比

1.2 试件设计

一共制作24个试件,按照泡沫混凝土的密度分为4组,每组6个,其中无肋试件2个,单肋试件和双肋试件各2个。每种试件型钢设计图如图1～5所示,试件参数如表2所示。

表2 试件参数汇总

图1 无肋试件俯视图

图2 单肋试件俯视图

图3 无肋试件正视图

图4 单肋试件正视图

图5 双肋试件正视图

1.3 试验加载方案

本试验采用YAR-2000型压力试验机进行,将型钢漏出部分上部放置钢垫板,试件下部用钢块垫起,以保证型钢能被顺利推出,加载装置示意图如图6所示,加载装置照片见图7。试件两侧放置两个位移计,取两个位移计数据的平均值。试验开始前先进行预加载以减小误差,试验开始后,加载速率设为0.01kN/s,每间隔10s进行一次数据采集。

图6 加载方案示意图

图7 加载装置照片

1.4 破坏状态分析

图8为部分试件的典型裂缝图,从典型侧面裂缝图可看出,裂缝开始于加载端,然后向下延伸,裂缝逐渐加宽,致使下部泡沫混凝土剥落,主裂缝周围有很多小裂缝并向两侧发展。泡沫混凝土的密度越大,试件强度也越大,而延性却变小,使得试件的脆性破坏更为明显,泡沫混凝土剥落程度也越大。试件上表面的破坏形式可近似看做如图9所示,首先从C型钢的边角处开始劈裂破坏,随着荷载的增加,裂缝开始向整个试件的边角处呈45°发展,裂缝宽度随着裂缝延伸不断减小,裂缝宽度最终可达到2～5mm。C型钢包围的泡沫混凝土区域称为核心区,根据C型钢在试件中的位置,将由单个C型钢包围的泡沫混凝土区域称为核心区A,将由两个C型钢包围的泡沫混凝土区域称为核心区B,如图10所示。核心区的泡沫混凝土破坏程度最为严重,因为其处在C型钢的包围中,所受四面横向约束力更大,并同时承受来自C型钢滑移产生的竖向剪力,故最容易破坏。但是与核心区A相比,核心区B的破坏程度要小一些,且主要发生在低密度混凝土中。造成这种现象的原因是低密度的泡沫混凝土抗剪承载力较小,试件易发生剪切破坏。

图8 部分试件的典型裂缝图

图9 主要裂缝形态

图10 核心区划分

将试件砸开,以便观察C型钢和泡沫混凝土接触界面的破坏情况。砸开后发现,C型钢表面光滑,几乎不粘有泡沫混凝土,说明C型钢与泡沫混凝土间的粘结力较小,对组合结构抗剪承载力的贡献不大。抗剪连接螺栓被剪断,但是型钢和横向板带没有屈服,说明螺栓的强度越高,组合结构抗剪承载力越大。如图11所示,横向肋板脱落,并随意放置于C型钢翼缘上。

图11 抗剪连接件破坏形式

2 试验结果与分析

2.1 冷弯薄壁C型钢与泡沫混凝土界面抗剪强度滑移规律

将试件荷载-位移(P-S)曲线近似归纳为五个阶段[10-12],如图12所示。

图12 典型的P-S曲线

在oa段,C型钢与泡沫混凝土之间结合得还很紧密,二者共同承担荷载,无相对滑移。从a点开始,荷载达到初始滑移荷载Po,C型钢和泡沫混凝土开始发生相对滑移,ab段的荷载与位移整体呈线性关系,型钢与泡沫混凝土之间的摩擦力由化学胶着力和摩擦力提供。从b点开始,荷载达到极限荷载的70%左右,荷载与位移不再呈线性关系变化,荷载达到c点的极限荷载Pu时,试件会有极大的响声。经过c点后,荷载慢慢减小到极限荷载的70%左右,C型钢与泡沫混凝土间只有摩擦力作用,裂缝开展变大,泡沫混凝土剥落,经过残余荷载Pr后,de段曲线趋于平稳,相对滑移量迅速变大,而荷载变化缓慢,直到试件完全破坏,C型钢被完全推出泡沫混凝土。抗剪试验荷载特征值结果如表3所示。由表3可知随着泡沫混凝土密度的提高以及横向肋板个数的增加,试件的荷载特征值逐渐提高。

表3 试验荷载特征值结果

平均抗剪应力τ计算方法如下:

式中:P为外加轴向荷载;Ca为所用型钢横截面周长;la为试件中型钢的锚固长度。

由图12推得标准抗剪应力-位移(τ-S)关系曲线如图13所示。其中τo为型钢与泡沫混凝土产生相对位移时的初始滑移抗剪强度,τu为极限抗剪强度,τr为残余抗剪强度;τs为屈服抗剪强度。

图13 标准τ-S曲线

表4 特征抗剪强度试验值/(N/mm2)

2.2 不同泡沫混凝土密度对C型钢与泡沫混凝土抗剪强度的影响

在肋板数量相同的情况下,试件的抗剪承载力F随着泡沫混凝土密度的增加而增加,各试件的抗剪承载力-位移(F-S)曲线如图14所示。

图14 不同泡沫混凝土密度试件的F-S关系曲线图

由图14可得,与800kg/m3密度的试件相比,在不设置横向肋板时,1 000、1 200、1 600kg/m3密度试件的抗剪强度依次提高16%、13%、8%,设置单肋板时,抗剪强度依次提高5%、28%、5.5%,设置双肋板时,抗剪强度依次提高15.8%、17.8%、0.2%。随泡沫混凝土密度的增加,各试件的初始滑移抗剪强度τo没有太过明显的提升,当泡沫混凝土密度在800～1 200kg/m3这一范围内时,试件破坏后的残余抗剪强度τr提升较明显。

当泡沫混凝土密度在800～1 200kg/m3这一范围内时,随着混凝土密度提高,试件抗剪强度提高程度很大,而混凝土密度在1 200～1 600kg/m3这一范围内时,试件的抗剪强度提高程度减小,究其原因在于,高密度的泡沫混凝土拥有较高的强度,但其相对应的脆性也增大,导致高密度泡沫混凝土试件因劈裂破坏而剥落的情况更加严重,抗剪强度增速降低。可见,一定密度范围内的泡沫混凝土可以提高C型钢与泡沫混凝土间的抗剪性能。

2.3 横向肋板设置个数对C型钢与泡沫混凝土抗剪强度的影响

在泡沫混凝土密度相同的情况下,试件的抗剪承载力F随着横向肋板个数的增加而增加,各试件的抗剪承载力-位移(F-S)如图15所示。

由图15可得,与无肋板试件相比,在泡沫混凝土密度为800kg/m3时,设置单肋板、双肋板试件的抗剪强度分别提高19%、15.5%;泡沫混凝土密度为1 000kg/m3时,抗剪强度分别提高7.5%、27.2%;泡沫混凝土密度为1 200kg/m3时,抗剪强度分别提高21.6%、16.7%;泡沫混凝土密度为1 600kg/m3时,抗剪强度分别提高18.8%、11%。设置横向肋板后,试件初始滑移抗剪强度τo和残余抗剪强度τr的提升比较缓慢,但是极限抗剪强度τu提升明显。

由此可见,设置横向肋板对于试件破坏形式的影响很小,但是增加了C型钢与泡沫混凝土间的机械咬合力,极大地增大了抗剪强度。所以若在结构允许的条件下,应尽可能多地设置横向肋板。

2.4 特征抗剪强度的统计回归

根据试验结果,统计回归出特征抗剪强度的计算公式,其中ρ为混凝土密度,x为横向肋板个数。

初始滑移抗剪强度τo计算公式如下:

τo=-7.2×10-4+8.6×10-4x+

9.109×10-5ρ-5.296×10-7xρ+

8.0×10-4x2-2.357×10-8ρ2

极限抗剪强度τu计算公式如下:

τu=-2.291×10-1+4.38×10-2x+

1.0×10-3ρ+2.47×10-5xρ+

8.8×10-3x2-3.526×10-7ρ2

残余抗剪强度τr计算公式如下:

τr=-2.184×10-1+1.86×10-1x+

5.0×10-1ρ+4.008×10-6xρ-

5.0×10-4x2-1.732×10-7ρ2

将公式计算得出的结果与试验数据进行比对,见表5。对试验数据进行误差分析,如表6所示。

表5 特征抗剪强度试验值与计算值对比

表6 试验数据的误差分析

由表5、6可得,试验值与计算值的契合程度良好,统计回归公式比较理想。

2.5 抗剪强度-滑移本构方程

利用Excel软件对散点图进行分段多项式拟合,其中y代表抗剪强度,MPa,x代表位移,mm,具体本构方程如下。

密度800kg/m3泡沫混凝土的无肋板、单肋板、双肋板的试件本构方程分别见式(1)～(3)。

密度1 000kg/m3泡沫混凝土的无肋板、单肋板、双肋板的试件本构方程分别见式(4)～(6)。

密度1 200kg/m3泡沫混凝土的无肋板、单肋板、双肋板的试件本构方程分别见式(7)～(9)。

密度1 600kg/m3泡沫混凝土的无肋板、单肋板、双肋板的试件本构方程分别见式(10)～(12)。

3 结论

(1)高密度的泡沫混凝土试件的强度虽然提升,但是延性下降,脆性上升,导致高密度泡沫混凝土的试件破坏程度更大。

(2)试件的核心区破坏较为严重,因为其处在C型钢的包围中,所受四面横向约束力更大,并同时承受来自型钢滑移产生的竖向剪力,故最容易破坏。

(3)在横向肋板设置数量相同的情况下,试件抗剪强度随着泡沫混凝土密度的增大而增大,但高密度泡沫混凝土试件的抗剪强度增长不是很大;造成这种现象的原因是密度高的泡沫混凝土试件在获得较高强度的同时,延性会相对降低,导致试件的混凝土劈裂破坏更加严重,抗剪承载力相应减少。而在泡沫混凝土密度相同时,试件抗剪强度随着肋板数量的增加而增加,所以在结构允许的条件下,应尽可能多地增加横向肋板的数量。

(4)根据以上试验数据,统计回归得出在不同泡沫混凝土密度和不同横向肋板个数的条件下抗剪强度特征值的计算公式,与试验结果进行比对后,认为公式较为合理,同时归纳总结出试件抗剪强度-滑移的本构方程。