外包混凝土加固预压钢构件的正截面承载力研究

伊军伟, 王晓初, 万路霞

(沈阳大学 建筑工程学院, 辽宁 沈阳 110044)



外包混凝土加固预压钢构件的正截面承载力研究

伊军伟, 王晓初, 万路霞

(沈阳大学 建筑工程学院, 辽宁 沈阳 110044)

为了进一步研究外包钢筋混凝土加固预压型钢构件的正截面承载力,在既有的研究基础上,对7个不同混凝土等级、箍筋直径和预加负载的组合构件进行承载力载荷试验,并应用ABAQUS软件对轴压组合构件的加载过程进行模拟.将实验结果、有限元计算结果与两钢结构加固规程计算值进行对比.结果表明,实验结果、有限元计算结果、YB 9257—96《钢结构检测评定及加固技术规程》和CECS77:96《钢结构加固技术规范》的计算值吻合良好.YB 9257—96与CECS77:96相比有较高的准度.建议强度折减系数取0.85.

外包混凝土; 正截面承载力; 轴压; 载荷试验; 有限元

为提高已建结构中钢结构构件的承载能力,使其能够达到行业对建筑的鉴定评价标准,继续满足现阶段的使用要求,需对结构的功能重新进行科学评估,并采取一定措施对负载下钢结构构件进行有效的加固[1].

钢结构加固,由于结构形式、环境类别、经济条件、施工条件以及加固效果的不同,可以有不同的选择.外包钢筋混凝土加固预压下的轴心受压构件法,是将混凝土浇筑到待加固构件周围新布置的钢筋笼内.构件的承载能力、刚度、稳定性也随之提高的同时,构件的变形和长细比也降低了[2-3].

对于外包加固方法的研究,主要集中在外包钢筋混凝土加固钢筋混凝土构件,对外包钢筋混凝土加固钢构件的研究很少,而对于负载下的研究则更少.例如,张子沐等[4]分别对两根轴心受压钢筋混凝土柱和三根小偏心受压钢筋混凝土柱进行了外包钢筋混凝土的加固试验和数值模拟研究.研究表明,轴心和小偏心加固柱破坏时,都首先从核心柱开始破坏,然后新增部分才开始破坏;新增混凝土部分在钢筋核心柱的钢筋屈服时还未屈服,且新增部分的钢筋直到核心部分的钢筋达到极限载荷才屈服;初始负载越大,对加固后混凝土柱的极限承载力影响越大,且组合柱的极限承载能力随应力应变滞后现象的严重程度而降低.

本文通过进行外包混凝土加固轴心受压钢柱的性能试验,研究在不同混凝土等级、箍筋直径和预加负载下加固构件的承载能力,并把现有的加固规范计算值与实验结果进行比较,提出对加固组合柱强度折减系数的合理取值.

1 现有规范分析

外包混凝土加固轴心受压钢柱的受力特性与钢骨混凝土组合柱相似.对于钢—混凝土组合结构的承载力计算,我国已有两本规程对此加固柱的设计方法进行了分析.

(1) CECS77:96《钢结构加固技术规范》中考虑新、旧截面的应力重分布和原构件截面的塑性变形,按照使用情况的不同进行折减计算.轴压加固构件的强度计算公式[5]如下.

对称的或不改变形心位置时,

(1)

其他受力情况:

(2)

式中:An为加固后构件净面积;ηn为强度折减系数.对Ⅰ、Ⅱ类ηn=0.85,Ⅲ、Ⅳ类ηn=0.90;My、Mx分别为构件总轴心力绕y轴和x轴的总弯矩最大值;Wny、Wnx、ωTy、ωTx为构件分别对y轴和x轴的净截面抵抗矩和总挠度值,根据式(2)计算;Tx、Ty为塑性变形系数,若为Ⅰ、Ⅱ类取Tx=Ty=1.0,对Ⅲ、Ⅳ类按GBJ 17—88中采用;ηEM为强度折减系数,若为Ⅰ、Ⅱ类ηEM=0.85,若为Ⅲ、Ⅳ类ηEM=0.90,当N/An≥0.55fy时,取ηEM=ηn.

总挠度ωT取值,可按式(3)确定.

(3)

式中:ω0为一期载荷作用下,加固前的初始挠度; Δω为加载至破坏,挠度增大值,按相关规定计算.ωT值不大于GBJ 17—88中的限值.

(2) 我国YB 9257—96《钢结构检测评定及加固技术规程》借鉴苏联计算方法,采用了在静载或间接承受动载时,考虑加固前后原钢柱截面应力重分布现象,而在动力载荷作用下[6],鉴于GBJ 17—88中对承受动力载荷的结构忽略其塑性变形,计算时不考虑加固前后钢构件截面应力重分布现象.轴压加固构件的强度计算公式[7]如下.

承受静力载荷的构件:

(4)

承受动力载荷的构件:

(5)

式中:N1、N分别为加固过程中一期作用下、加固后组合构件需承受的轴向载荷;f为强度最低钢材的强度设计值;A1、A2分别为原有构件的净面积、加固件的净面积.

YB 9257—96为考虑施工条件、应力重分布等因素影响,在加固计算中引入了加固折减系数k.根据构件受力条件的不同,对于轴压实腹构件,k=0.8; 偏心受力与受弯构件、结构式构件,

k=

0.9.

由式(4)、式(5)可知,构件承受静载时,两个规范在计算公式中都没有忽略塑性变形后的应力重分布现象,对相应钢材进行强度的折减;构件承受动力载荷时,CECS77:96对钢材强度乘以降低系数,YB 9257—96规范采用原构件截面边缘屈服原则,对钢材强度没有进行折减.强度计算时,CECS 77:96中的钢材用最低的强度进行计算.

2 试验研究

2.1 试验方案

试验中设计并制作7根SRHC柱,研究不同混凝土等级、箍筋直径和预加负载对构件轴压受力性能的影响.型钢等级为热轧Q235级,纵向受拉筋为HRB335级钢筋,组合柱构件高度为1.2m.构件配筋情况及截面尺寸见图1a,现场加工构件情形见图1b.试验设计参数详见表1.

图1 加固柱截面及现场图

试件编号原钢柱加固后柱截面mm2新 增 材 料箍筋直径/mm混凝土强度/MPa纵向钢筋直径/mm初始负载kNSRHC-1I10200×2006.5604ϕ14—SRHC-2I10200×2006.5604ϕ1490SRHC-3I10200×2006.5604ϕ14150SRC-4I10200×2006.5404ϕ1490SRHC-5I10200×2006.5804ϕ1490SRHC-6I10200×2008.0604ϕ1490SRHC-7I10200×20010.0604ϕ1490

采用液压千斤顶(最大液压为5 000kN)对组合构件进行加载,鞍山东信测试3539 93D静态数据采集箱进行数据采集.

为配合试验,更好地预测试验构件的极限承载力,研究其受力性能,采用ABAQUS(V6.10)模拟分析.其中,型钢与混凝土均采用C3D8R实体单元,钢筋采用T3D2杆单元.分别采用Tie和Embeded技术把核心型钢柱与钢筋笼及外包部分的混凝土绑定起来.Mkin模型可以用来模拟组合柱的各本构.钢筋本构采用双折线理想弹塑性模型,混凝土的材料性能可以用非线性损伤塑性定义.非线性分析的加载方式为LoadDisplacement.

2.2 试验结果

如图2所示,该试验中的7个组合构件大致都经历了弹性、带缝工作及破坏的过程.在开始的弹性阶段,载荷值比较小,应变与载荷的关系曲线呈正比例线性增长.随着载荷增加,构件中部出现裂缝并伴有响声.裂缝随着载荷的继续增加,向构件的中部逐步扩张.接近极限载荷的破坏阶段,混凝土表面裂缝急剧增多,内部的型钢部分应变增大明显,纵向钢筋达到屈服.直至混凝土部分被压碎产生脆性破坏,构件中间部位表层混凝土脱落,钢筋屈服外鼓[8].

将有限元分析计算结果、两规程规定的计算公式的计算值与实验值进行对比,汇总见表2.

图2 加固构件SRHC-1～SRHC-7加载后破坏形态图片

试件编号试验值Nu/kN有限元计算Nu1/kNNu1/NuCECS77:96Nu2/kNNu2/NuYB9257—96Nu3/kNNu3/NuSRHC-1246925191.022325.450.942470.791.00SRHC-2218822451.021944.920.892066.480.94SRHC-3191420231.051944.921.022066.481.08SRC-4170018781.091434.640.841524.310.90SRHC-5251025571.022136.940.852270.500.91SRHC-6235624431.031944.920.832066.480.88SRHC-7264127081.031944.920.742046.480.78

由表2中所显示的数据可以证明,外包混凝土部分有效提高了预压下核心型钢构件的承载力.对比表格中加固后组合构件4、2和5的最终试验值,可见三个构件的混凝土强度逐渐增加,核心型钢构件的正截面承载力不断增大.组合构件2、6和7后增加混凝土部分中箍筋直径分别为6.5、8和10mm,其各自最终承载力是不断增大的.对于相同的其他试验变量条件下,组合构件1、2和3的初始负载分别为0、90和150kN,其对应承载力实验值不断减小,从而得出,加固后组合构件的最终极限承载力随着初始负载的增加而变小.

由表2还可以看出,有限元模拟计算值与实际实验结果相差不大,表明有限元模型的建立是比较合理的.两种规范公式计算结果与实际试验结果也比较接近,但是钢结构检测评定及加固技术规程的计算结果与钢结构加固技术规范相比误差更小.所以,强度折减系数应该选择YB9257—96中的较为合理.

3 受力特性分析

通过以上试验研究与有限元分析,可得到各加固构件在后期载荷作用下的受力特性.

3.1 核心型钢的受力特性

核心型钢柱采用两阶段受力,加固之前已经承受了一定的载荷.在早期的载荷作用下,钢构件产生部分应变,但未达到其极限应变.加固之后的组合柱,外包的混凝土部分由于应变滞后现象无法立即承担载荷.待外包加固的钢筋混凝土部分达到设计强度后,将与型钢部分共同承担后期使用阶段的载荷.核心型钢首先会达到屈服,屈服后的型钢柱由于其塑性所承担的应力不变,但应变仍继续增大.

3.2 后期载荷下受力特性分析

后期载荷作用下,组合柱的受力情况与加固前载荷下核心型钢柱的受力是不同的.加固前,仅有原核心型钢柱承受载荷.若不进行加固,随着载荷的增大,型钢将很快达到屈服极限,其承载力较低.随着后期载荷的逐步增加,外包混凝土部分才开始承担载荷产生应变,但是与原核心型钢柱相比仍比较低.后期增加的载荷由加固部分承担直到破坏.此时,加固部分达到其屈服强度.

3.3 外包加固部分的受力特性

加固后的组合构件中的钢筋混凝土部分在承担后期载荷时起主要作用,并且,混凝土强度等级越高,其提供的承载力越大.加固后的构件截面面积增大,长细比降低,从而原钢构件的承载力得到更有效的提高.

由于混凝土部分的受力滞后,核心型钢产生形变,产生侧向变形趋势以及侧向力,这也就体现出混凝土中箍筋对核心型钢的约束作用.并且,箍筋直径在允许范围内增大的同时,约束作用也越明显[9].

由此可见,加固后组合柱的受力特性并不能等同于钢骨混凝土.

4 结 论

(1) 对比YB9257—96与CECS77∶96两规程所规定的关于预压钢构件外包混凝土加固轴心受压柱正截面承载力计算公式,YB9257—96的计算公式精度较高.但是,与实验值之间仍存在不小的误差.

(2) 对于组合柱的新增混凝土部分,强度折减系数应优先考虑使用YB9257—96中所规定的,并对其进行适当的变动.建议加固后组合柱强度折减系数的取值为0.85.

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【责任编辑: 祝 颖】

Cross Section Capacity of Preload Steel Members Reinforced by Outer Wrapped Concrete

Yi Junwei, Wang Xiaochu, Wan Luxia

(SchoolofArchitectureandCivilEngineering,ShenyangUniversity,Shenyang110044,China)

Tofurtherthestudyofcross-sectioncapacityofpreloadsteelmembersreinforcedbyoutsourcingconcretebasedontheexistingstudy,aloadtestiscarriedonsevencombinationmembersofdifferentgradesofconcrete,stirrupsdiameterandpreload.ABAQUSisusedtoimitatetheloadingprocessofaxialcompressioncombinationmembers.Comparingtheresultofexperimentwithfiniteelementresult,YB9257—96andCECS77:96,itshowsthattheyareingoodagreement.TheaccuracyofYB9257—96ishigherthanCECS77:96.Itsuggestedthatthestrengthreductionfactorshouldbe0.85.

outerwrappedconcrete;cross-sectioncapacity;axialcompression;loadingtest;finiteelement

2016-04-08

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); 沈阳市科学技术计划项目(F14-196-4-00).

伊军伟(1988-),男,山东济宁人,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.

2095-5456(2016)05-0397-05

TU 392

A