圆钢管混凝土受压短柱钢管约束效应的试验研究

刘鹏程

(国家林业局昆明勘察设计院,云南昆明 652216)

圆钢管混凝土受压短柱钢管约束效应的试验研究

刘鹏程

(国家林业局昆明勘察设计院,云南昆明 652216)

通过对 3根不同偏心率的圆钢管混凝土的受压试验,从组合材料的泊松比出发,分别从不同角度深入地分析了此类构件中钢管对核心混凝土的约束作用。钢管的约束作用主要取决于组合材料的泊松比大小及发生约束效应的区域大小。

圆钢管混凝土; 受压短柱; 试验研究; 约束效应

钢管混凝土的工作机理可以概述为[1]:当双向受力的钢管还处于弹性阶段时,钢管混凝土外观体积的变化不大。但当钢管达到屈服而开始塑流后,钢管混凝土的应变发展加剧,外观体积亦因核心混凝土微裂缝发展而急剧增长。钢管环向拉应力不断增大,纵向压应力相应不断减少。在钢管与核心混凝土之间产生纵向压力的重分布。一方面,钢管承受的压力减少,另一方面,混凝土因受到较大的约束而具有更高的抗压强度。钢管从主要承受纵向压应力转变为主要承受环向拉应力。最后,当钢管和核心混凝土所能承担的纵向压应力之和达到最大值时,钢管混凝土即告破坏。由此可见,钢管对核心混凝土的约束作用是钢管混凝土构件承载力提高的根本所在,为了进一步研究钢管的约束作用,对试件的泊松比通过试验进行深入分析是十分必要的。

泊松比的变化规律与试件的混凝土强度及长细比等关系不大,而偏心率对其影响比较显著[2],因此,本文设计了一组偏心率不同的试件进行受压试验。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

本试验在参考相关资料及结合实验室试验能力的基础上,考虑到所要研究的问题,确定实验因子数为 1个:偏心率。钢管采用 Q235钢材,外径为 159 mm,长径比分别为4.59和 3.96。根据以往的试验,构件的长径比在 4附近的试验效果比较好,长径比太小则端部效应明显,长径比太大则构件容易失稳破坏[3]。

本试验构件的截面尺寸及相关参数见表 1所示。

图1 加载点位于管壁以内的试件(mm)

图2 加载点超过管壁的试件(mm)

为了保证钢管与混凝土共同受力,在试件两端以 20～30 mm厚的钢板焊牢,对于加载点超过试件管壁以外的大偏心试件,端板采用外挑 30mm厚的钢板且在外挑钢板下设置牛腿。下端板于浇灌混凝土前焊好,兼作浇混凝土的底模,上端板开直径为 80mm的圆孔,供浇灌混凝土用。试件加工图见图 1及图 2。

混凝土的配置及试件的养护均在昆明理工大学建筑工程学院材料试验室进行。C30采用 325#普通硅酸盐水泥, C50采用 525#普通硅酸盐水泥,用粒径为 0.25～1.60 cm的碎石及中等粒度的河砂与细河砂混合作为骨料,掺入适量的减水剂以提高混凝土的性能。试件的混凝土配合比为水泥∶砂∶碎石∶水,C30为1∶1.12∶1.89∶0.34;C50为1∶1.60∶3.24∶0.56。混凝土从钢管顶板预留的直径为 80mm的圆孔灌入,用 5 cm直径振捣棒插入振实,每次填入混凝土层的厚度约为 30～40 cm,分层振捣,振捣好一层后再浇注下一层,直至把钢管灌满为止,最后用水泥砂浆将柱端抹平。

试件采用室内标准养护28 d,室内温度为 20℃±2℃,相对湿度≥90%。养护室为昆明理工大学建筑工程学院材料实验室混凝土养护室,管内混凝土强度由同条件成型养护并与试件同龄期的150 mm×150 mm×150 mm立方体试验确定。

1.2 试验装置及量测方式

图3 加载装置

图4 应变测试系统

试验在昆明理工大学结构实验室进行,测量数据主要有:钢管纵向应变、钢管环向应变、构件侧向挠度及纵向变形、荷载值等。本次试验中,加载装置为长春YES-500型5 000 kN大型压力机(如图3);应变采集系统采用了DH 3815N静态应变测试系统(如图4);位移测试采用电子百分表。

图5 截面应变花布置

在钢管混凝土达到标准养护天数后,进行应变花(可同时测出一点上纵向和环向的应变)的粘贴,在每一试件的中截面对称地贴有四片应变花,应变花的粘贴位置见图 5所示。图中括号内为环向应变编号,括号外为纵向应变编号。

试验采用分级单调加载。初始阶段,每级约为估算极限荷载 Nu的 1/10,在总荷载大约超过极限荷载的 50%以后,每级荷载减少为 1/15极限荷载。每级荷载持续约 5min,在大约 80%极限荷载时,每级减少为 1/20极限荷载,接近破坏时,则采取慢速连续加载,并连续记录读数,以捕捉极限荷载时的应变和挠度。在试验机压力表指针开始回转以后,仍继续向千斤顶油缸送油,并不断记录仪表读数和相应的荷载值,直至试件变形已达相当大或应变值和百分表无法跟读,才停止试验。

由于受试验条件的限制,应变及位移的读取均采用人工记录。静态电阻应变仪采用“调零读数法”进行测量,即先把应变测量仪表的所有通道的初始值都调为零再开始加载读数。百分表的读数则在加载前记录好初始值再分荷载级依次记录即可。

1.3 破坏现象简述

图6 C1试件破坏

(1)C1:由于试验时,在试件的下端钢板中心线处加有一滚动铰支座,而上端则没有加支座,直接用液压机钢板压在试件上端钢板上,受此影响,试件破坏时,略有弯曲,且在弯曲方向的下端钢板交接处角点略有上翘,肉眼清晰可见中截面四面外鼓。其破坏后试件见图 6。

(2)C2:加载初期,上端截面位移大于中截面位移,至819 kN时,两截面位移基本相等,此后,中截面位移大于上端截面位移,且增长迅速,明显大于上端截面位移的增长,而下端位移增长较均匀;试件破坏时,钢管纵向受拉面有钢管表皮剥落且伴有炸裂声;试件往钢管纵向受压面方向弯曲,上、中端的百分表及应变计都无法跟读。其破坏后的试件见图 7。

(3)C3:中截面位移始终大于上、下两端位移;破坏时,试件往钢管纵向受压方向的弯曲程度略大于C2;且在钢管纵向受拉面有钢渣剥落但无炸裂声。钢管纵向受压面的应变花被破坏,钢管纵向受压、受拉面均能观察到细微的裂缝。其破坏后的试件见图 8。

各试件在整个试验过程中,试验机所能施加的最大荷载见表 2。从表 2可以看出,所有试件的最大施加荷载均接近于1.6倍的按ECES规范估算的名义破坏荷载(预计的试验全过程最大荷载)。由此可见,试验前的荷载估算和加载级别是合理的。

图7 C2试件破坏

图8 C3试件破坏图

2 试验结果分析

此类组合材料的泊松比是指钢管的环向应变与纵向应变之比(图5中应变1H与应变1Z的比值)。钢材的泊松比为0.25～0.3,取其平均值为 0.283。一般来说,当组合材料的泊松比超过钢材的泊松比时,可以认为钢管对核心混凝土产生了套箍作用[4]。

对于理想的轴压试件,其四个应变花测点上的泊松比随荷载的变化规律应该是一致的。因此,在以下 C1试件的泊松比变化曲线上,四个测点不加以标明以示区别。对于大、小偏压试件,把四个面区分为如下三种情况加以区别:受拉区边缘(③面)、受压区边缘(①面)、对称轴处(②面或④面)。

2.1 中截面区域泊松比分析

图 9～图 11给出了C组试件中截面不同区域的钢管组合材料的泊松比与荷载的关系曲线。为了便于后面的说明, C1试件的四条荷载—泊松比曲线分别以 1、2、3、4区域加以标明。

图9 C1试件中截面不同区域的组合材料泊松比

图10 C2试件中截面不同区域的组合材料泊松比

图11 C3试件中截面不同区域的组合材料泊松比

从图 9可见,对于轴压试件,在加载至 0.6～0.7倍极限荷载时,四个区域的泊松比基本相等且保持不变。此后,2区域处及 4区域处的泊松比出现增大现象,特别是 2区域处泊松比增大非常迅速,表明钢管对混凝土的套箍作用主要发生在 2区域处,其次是 4区域处。而 1区域处则在接近极限荷载时钢管才对混凝土产生套箍作用,在 3区域处泊松比却还有减少的趋势,在此区域钢管无套箍效应。由此可知,在轴压构件中,钢管对混凝土的套箍作用主要发生在两个区域,发生的区域较大且套箍作用效应十分显著(最大泊松比达到 2.6),这也是轴压构件极限承载力较偏压构件大很多的主要因素之一。

从图 10～图 11可见,偏压试件三个区域的泊松比在加载初期就存在很大差异,且受压区边缘在加载至 0.2～0.4倍极限荷载时,泊松比就出现增大现象且增大速度随荷载增大而加快,对称轴处泊松比也略有增大但不如受压边缘明显,而受拉区边缘的泊松比基本不变,在加载后期还逐渐减少。由此可见,对于偏压构件,套箍力基本上只发生在受压区边缘一个区域。钢管对混凝土发挥套箍作用的时间较轴压构件要早,但作用的区域不如轴压构件大且作用效应也不如轴压构件显著(最大泊松比仅为 0.74),以致圆钢管混凝土偏压构件的极限承载力明显低于轴压构件。

2.2 偏心率影响分析

由 3.1可知,偏压试件钢管对混凝土的套箍力主要发生在受压区边缘,因此以下分别取C2、C3试件受压区的泊松比进行比较分析。

由图 12可见,C2试件受压区边缘的泊松比从加载初期至试件破坏都比 C3试件大且增长的速度也较之更快,C2试件的最大泊松比接近于 2倍 C3试件最大泊松比。由此可见,随着偏心率的增大,套箍力起作用的区域减少,变化幅度却增大,以致钢管混凝土的泊松比在受力后期增加的程度减低,钢管套箍力对核心混凝土强度的提高作用也随之减小。

图 12 C2、C3试件中截面受压区的泊松比比较曲线

另外,从各偏压试件的试验数据(见表 3)可知,钢管表面纵向应变相近时,偏心率大的所对应的环向应变也大,即钢管的组合材料的泊松比小,钢管对核心混凝土的紧箍作用也小;偏心率对钢管组合材料的泊松比的这种影响规律随钢管纵向应变的增大而越发明显。因此,再次验证偏心率应该是影响钢管混凝土受压柱荷载—应变关系的一个主要因素。

3 结束语

本章详细阐述了 3根圆钢管混凝土短柱受压试验的具体情况,针对各试件的泊松比,对试验结果进行了深入的分析,得到了以下主要结论:

(1)对于此类构件,钢管对核心混凝土的约束程度是影响其力学性能的直接因素;

(2)钢管的套箍作用主要取决于组合材料的泊松比和发生套箍效应的区域,泊松比越大且发生的区域越广,钢管的套箍效应就越显著;

(3)偏心率是影响钢管套箍作用的主要因素,偏心率越大,钢管对核心混凝土的套箍作用就越小,试件的极限承载力也就越低。

[1] 李鹏.钢管高强混凝土核心柱受压性能试验与理论研究[D].浙江大学,2005

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[3] 陈宝春,王来永,韩林海.钢管混凝土偏心受压应力—应变试验研究[J].工程力学,2003,20(6):154-159

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[5] 韩林海,扬有福.现代钢管混凝土结构技术[M].北京:中国建筑工业出版社,2004

[6] DBJ 13-51-2003钢管混凝土结构技术规程[S].

[7] Comite Euro-International du Beton.Bulletin D′information NO. 213/214CEB-FIPModel code 1990(Concrete Structures).Lausanne,May 1993

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TU528.59

A

2009-12-23

刘鹏程(1975～),男,硕士,国家一级注册结构工程师。