帶栓釘型鋼RPC剪力傳遞性能試驗研究

卜良桃, 趙 軍

(湖南大學 土木工程學院,湖南 長沙 410082)

帶栓釘型鋼RPC剪力傳遞性能試驗研究

卜良桃, 趙 軍

(湖南大學 土木工程學院,湖南 長沙 410082)

文章通過5個帶栓釘連接件的型鋼活性粉末混凝土(reactive powder concrete,RPC)短柱在單調荷載下的推出試驗及1 個自然黏結試件的對比試驗,研究了帶栓釘連接件的型鋼RPC短柱的破壞形態、荷載滑移曲線、型鋼應變曲線及抗剪承載力等。試驗結果表明:帶栓釘連接件的型鋼RPC推出試件的破壞以RPC劈裂為主,和普通型鋼混凝土試件的荷載-滑移曲線一樣,大致可分為5個階段,分別為無滑移段、滑移段、破壞段、荷載下降段及殘余段;應力-應變曲線也和普通型鋼混凝土相似,在荷載較小時,型鋼應變曲線成指數形式,在荷載較大時,由于栓釘剪切變形的影響,栓釘根部混凝土受局部承壓作用,近栓釘位置的型鋼應變會產生突變。基于試驗結果,以非線性斷裂力學思想為基礎,通過斷裂能推出計算試件黏結錨固承載力的公式。計算結果表明,與試驗結果相比較,公式計算結果較為保守,可用于工程實際。

活性粉末混凝土; 栓釘連接件;黏結滑移;滑移曲線;抗剪承載力

活性粉末混凝土(reactive powder concrete,RPC)是一種穩定性良好的水泥基復合材料,它克服了普通混凝土抗拉強度低、極限延伸率小、脆性大等缺點,具有超高的力學性質、優異的耐久性、較低的收縮和徐變性能。但是,型鋼與RPC之間的黏結力較低[1],而RPC的超高強性質要求其與型鋼之間要有足夠可靠的內力傳遞,因此通常需要在沿型鋼翼緣外側或腹板布置一定數量的栓釘。目前,對帶栓釘的型鋼RPC剪力傳遞性能研究較少,但國內對帶栓釘的型鋼普通混凝土的研究已積累了一些研究成果。文獻[2]通過帶栓的型鋼混凝土短柱壓入及推出試驗,分析試件的受荷特性及工作機理,并討論影響力擴散性能的主要因素,建立了力擴散范圍內的計算公式,計算結果與試驗結果符合程度良好；文獻[3]通過對帶栓釘的型鋼混凝土短柱在單調荷載下的推出試驗,提出了帶栓釘連接件型鋼混凝土推出試件的承載力計算公式及防止栓釘外側混凝土劈裂破壞的構造措施,公式計算結果與試驗結果總體相符且偏于安全。

我國2部現行行業規程都僅給出了設置栓釘的構造措施[4-5],對于帶栓釘連接件型鋼混凝土縱向抗剪承載力的設計計算,并沒有明確的條文規定。雖然國內學者開展了關于帶連接件的型鋼混凝土組合結構的剪力傳遞性能的研究[6-8],為相關條文的制定提供了一定的理論依據,但在已有研究中采用的混凝土強度等級較低,對超高強性能的RPC并不一定適用。因此,本文通過5個帶栓釘連接件和1個自然黏結的型鋼混凝土短柱的推出試驗,對帶栓釘連接件的型鋼RPC短柱剪力傳遞性能進行深入研究,在試驗結果和已有研究成果基礎上,提出帶栓釘連接件型鋼RPC的縱向剪力傳遞承載力計算公式,為型鋼RPC結構中栓釘連接件的合理設置提供計算依據。

1 試驗概況

1.1 試件及參數設計

試驗設計了6個型鋼RPC短柱試件,編號為SRC-01～SRC-06。主要考慮RPC強度、配箍率對構件受力性能的影響,同時也考察自然黏結和栓釘抗剪在構件縱向剪力傳遞中各自的貢獻及兩者的組合效應。試件高550 mm,栓釘均布置在腹板,規格為13 mm×40 mm?？v向鋼筋為HRB335級鋼筋,工字鋼I14為Q235B型鋼。箍筋為HPB300級鋼筋,單肢箍。型鋼錨固深度為450 mm。型鋼保護層厚度為60 mm。試件幾何尺寸及構造如圖1所示。試件的參數設計詳見表1所列。

圖1 試件幾何尺寸及構造

試件編號RPC強度等級/MPa箍筋配置配箍率/%SRC-01120SRC-021208@1000.40SRC-031508@1000.40SRC-041808@1000.40SRC-051208@800.50SRC-061208@1200.34

1.2 實測材料力學性能

根據文獻[9]對試驗中RPC標準立方體試件和棱柱體進行強度測試。測得的各個試件的RPC強度見表2所列。

本次試驗所用的RPC均在實驗室現場配置,強制攪拌機攪拌而成,在澆筑RPC制作試件的同時,澆筑邊長為100 mm的RPC立方體試塊和棱柱體試塊,與試件在同等條件下進行養護。

表2 RPC實測力學性能 MPa

1.3 加載方案及測點布置

試驗在湖南大學結構實驗室內500T電液伺服壓力試驗機上完成。加載裝置示意圖如圖2所示。

圖2 加載裝置示意圖

加載制度如下:

(1) 對試件進行預加載,調試儀器,然后卸載,將傳感器動態應變儀和位移計歸零。

(2) 首先采用力控制加載方式,從試驗開始至荷載達到0.9Pu(Pu為預測峰值荷載),采用分級加載。試件開裂前,每級荷載為0.05Pu,持載10 min;試件開裂后每級荷載為0.1Pu,持載10 min。當荷載達到0.9Pu時,荷載施加方式由力控制改為位移控制,直至試件完全破壞,加載速率為1 mm/min。沿型鋼腹板和翼緣布置型鋼應變片以測量試驗全過程應變變化。試件應變片布置如圖3所示。

圖3 應變片布置

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現象

加載初期,荷載小于30%～40%的極限荷載時,試件加載端幾乎不發生滑移,整個試件表面也無裂縫出現;當荷載增大直至50%～60%的極限荷載時,加載端滑移呈線性增長,這個階段內RPC表面無裂縫產生;隨著荷載繼續增大,在型鋼翼緣肢尖處開始出現裂縫,且裂縫有沿著平行于翼緣寬度方向朝兩邊擴散的趨勢,此時可以聽到鋼纖維“滋滋”撕裂的聲音;荷載繼續增大,裂縫沿著翼緣長度方向延伸,且側面開始出現細微的裂縫,鋼纖維撕裂的聲音變大變急促;當荷載達到極限荷載時,可以聽到“砰”的巨響,是栓釘被剪斷的聲音,荷載-加載端滑移(P-s)曲線開始發生明顯轉折,荷載下降,同時伴隨著鋼纖維撕裂和栓釘被剪斷的聲音,并且型鋼被從RPC中緩緩推出;加載到最后時,殘余荷載趨于穩定的數值,RPC側面裂縫發展到中部偏下的位置,和普通混凝土相比并未出現貫穿的裂縫,最終表面裂縫如圖4所示。

圖4 試件表面裂縫

2.2 荷載-滑移測試結果

極限荷載與殘余荷載試驗結果見表3所列。

表3 極限荷載與殘余荷載試驗結果 kN

試件荷載-加載端滑移曲線如圖5所示。從圖5可以看出,隨著強度的遞增,試件的極限承載力也隨之增加,且增加得較為明顯,配箍率對試件的極限承載能力影響并不大,但是對殘余承載力的影響較為顯著。

綜合6個試件的結果,將荷載-滑移曲線大致可以劃分為如下5個不同階段:

(1) 無滑移段。加載初期,加載端發生微滑移,荷載與加載端滑移呈線性增長,型鋼與RPC之間的化學膠結力發揮主要作用,對試件的縱向荷載傳遞起主要貢獻,栓釘的抗剪效應不明顯。

(2) 滑移段。隨著荷載的逐步增大,加載端荷載與滑移呈非線性增長,加載端出現裂縫,化學膠結力喪失,型鋼翼緣肢尖處開始出現劈裂裂縫,試件這個階段主要依靠型鋼與RPC界面摩擦力和機械咬合力及栓釘抗剪傳遞縱向荷載。

(3) 破壞段。當荷載超過80%極限荷載時,加載端滑移發展很快,當荷載接近極限荷載時,部分栓釘被剪斷,荷載達到極限值。該區段的荷載-滑移曲線較為平緩,極限荷載對應的滑移相對較大,這個階段極限承載力主要由摩擦力和栓釘抗剪承擔,RPC強度對極限承載力的影響較大。

(4) 下降段。荷載達到峰值后,加載端滑移大幅度發展,裂縫寬度加大,由于栓釘依次被剪斷,加載時可以間斷地聽到“砰砰”的聲音,荷載-滑移曲線呈現逐級下降的趨勢。

(5) 殘余段?；七_到一定階段后,栓釘全部被剪斷,荷載不再下降,穩定在一定荷載水平。此時承載力主要由摩擦力傳遞,配箍率的大小對殘余承載力影響較大。

2.3 型鋼應變和滑移測試結果

試件在不同水平荷載作用下型鋼應變如圖6所示。

圖6 型鋼應變圖

從圖6可以看出:

(1) 在較低水平荷載作用下,型鋼沿錨固長度方向應變呈典型指數形式分布。

(2) 隨著荷載的增加,型鋼應變分布曲線由2段組成:在距離加載端較近的區域,應變曲線向上凸起,而距離加載端較遠的區域,應變曲線依然呈指數形式分布。文獻[2]也有類似的現象,相關的拉拔試驗[10]從力學角度通過黏結軟化區的理論,很好地解釋了這種現象。

(3) 當荷載大于80%極限荷載,由于栓釘變形的增加,引起近栓釘位置處型鋼腹板應變產生突變,應變不再滿足指數分布。

3 承載力計算方法

型鋼和RPC之間的作用由自然黏結力和剪力連接件組成,在達到極限承載力之前,由于型鋼和RPC產生較大的相對滑移,化學膠結力喪失。在型鋼表面布置栓釘時,因為栓釘剪切變形的影響,栓釘根部RPC受局部承壓作用,RPC與型鋼表面原有的自然黏結將受到損壞,所以在型鋼腹板布置栓釘時,忽略型鋼腹板對黏結作用的貢獻,試件的極限承載力由如下3個部分組成:剪力連接件即栓釘自身的抗剪能力P1、RPC和型鋼翼緣內表面間的摩擦剪力P2、RPC和型鋼翼緣外表面間的摩擦剪力P3。因此,試件的極限承載力計算公式為:

P=P1+P2+P3

(1)

3.1 栓釘自身的抗剪能力計算

按照文獻[11],栓釘的抗剪承載力取栓釘剪斷或混凝土壓碎時兩者承載力的較小值,即

(2)

其中,n為栓釘個數;As為栓釘桿截面積;f為栓釘抗拉強度;γ為栓釘抗拉強度最小值和屈服強度比值;Fc為RPC軸心抗壓強度;Ec為RPC彈性模量。

3.2 RPC和型鋼翼緣內表面間的自然黏結力

在型鋼腹板布置栓釘后,栓釘對RPC的擠壓將加大型鋼翼緣內表面與RPC的摩擦效應,提高試件的縱向剪力傳遞能力,而本次的試驗結果表明,取栓釘的剪力擴散角度為θ=45°,并取RPC與型鋼翼緣表面的摩擦系數μ=0.5,則RPC與型鋼翼緣內表面間由于RPC受栓釘擠壓而產生的摩擦力P2計算公式為:

P2=n′μQu/2

(3)

其中,n′為靠近翼緣的栓釘個數,當只有1排栓釘時,由于栓釘兩旁有翼緣,故取n′=2n;Qu為沿栓釘軸線方向的擠壓力。

3.3 RPC和型鋼翼緣外表面間的自然黏結力

當試件達到極限荷載時,化學膠結力喪失,根據文獻[10],型鋼與RPC界面存在著黏結軟化區,本節采用非線性斷裂力學的思想,定義Gf為界面斷裂能,即使得局部黏結單元產生黏結破壞所需要的能量。為了簡化分析,假定界面沿錨固長度均達到黏結軟化,而且型鋼的截面應力和界面剪應力均勻分布,且軟化區的自然黏結應力隨著相對滑移的增加而線性減小。不考慮型鋼腹板和內翼緣與RPC之間的自然黏結作用[12],則型鋼翼緣外表面與RPC的界面自然黏結應力與相對滑移本構關系如圖7所示。

圖7 黏結滑移本構關系

建立黏結滑移本構模型為:

(4)

圖7與(4)式中,τ為型鋼與RPC界面黏結應力;τu為未加栓釘時的局部黏結強度;s為界面相對滑移量;sf為最大滑移量。

由于型鋼RPC結構中的黏結強度沿錨固長度方向是變化的,一般取局部的最大黏結應力值τu為局部最大黏結強度[13]。由于極限黏結強度小于局部最大黏結強度,(4)式采用極限黏結強度代替局部最大黏結強度,較為保守。

文獻[14]統計回歸得到的極限黏結強度值計算公式為:

τu=(0.292+0.459Css/d-0.008le/d)ft

(5)

其中,Css為型鋼保護層厚度;d為型鋼截面高度;le為錨固長度;ft為RPC的軸心抗拉強度。

文獻[15]給出RPC的軸心抗拉強度與劈裂抗拉強度之間的關系為:

ft=0.61fRts

(6)

其中,fRts為劈裂抗拉強度。

文獻[16]給出了型鋼與混凝土界面的黏結錨固承載力計算方法,因為本節不考慮型鋼翼緣內表面和腹板與RPC的黏結作用,所以取RPC和型鋼翼緣外表面黏結力的計算方法如下:

P3=2τubfsin(λle)/λ

(7)

(8)

(9)

(10)

其中,bf為翼緣寬度;bc為試件寬度;As為栓釘桿截面積;Ac為混凝土截面積;βw為考慮型鋼翼緣黏結力的系數;Es為栓釘彈性模量。

采用上述計算公式計算試件極限承載力,得到帶栓釘的承載力計算值與試驗值對比結果見表4所列。從表4可以看出,計算值與試驗值相比較,公式計算結果較為保守,可用于工程實際的設計。

表4 承載力計算結果與試驗結果對比

4 結 論

(1) 帶栓釘連接件型鋼RPC推出試件的破壞形態形式是混凝土劈裂破壞,當達到極限承載力時,試件因栓釘剪斷而失效,且和普通混凝土相比,側面裂縫并沒有貫通試件的長度方向。

(2) 帶栓釘連接件型鋼RPC推出試件的典型荷載-滑移曲線大致可以分為5個階段,分別為無滑移段、滑移段、破壞段、荷載下降段及殘余段。

(3) 試件的極限承載力隨著混凝土強度的提高而提高,而配箍率對試件極限承載力影響的效果不明顯,但是對殘余承載力的影響較為顯著；和無栓釘的試件對比,剪力連接件對極限承載力的影響明顯。

(4) 根據力的受力機理和非線性斷裂力學的思想,提出了帶栓釘連接件型鋼RPC推出試件承載力的計算公式,公式計算結果與試驗結果相比較為保守,可用于工程設計的參考。

[1] 趙鴻鐵,楊勇,薛建陽,等.型鋼混凝土粘結滑移力學性能研究及基本問題[J].力學進展,2003,33(1)：74-86.

[2] 孫國良,王英杰.勁性砼柱端部軸力傳遞性能的試驗研究與計算[J].建筑結構學報,1989,10(6)：40-49.

[3] 李俊華,王國鋒.帶栓釘連接件型鋼混凝土剪力傳遞性能研究[J].土木工程學報,2012,45(12)：74-82.

[4] 中冶集團建筑研究總院.鋼骨混凝土結構技術規程:YB 9082—2006[S].北京:冶金工業出版社,2007:102-106.

[5] 中國建筑科學研究院.型鋼混凝土組合結構技術規程:JGJ 138—2001[S].北京:中國建筑工業出版社,2002:39-44.

[6] 張智暉,賀拴海,閆磊,等.Twin-PBL及角鋼抗剪連接件靜載推出試驗[J].合肥工業大學學報(自然科學版)，2014,37(11)：1346-1352.

[7] 龍靖華.鋼纖維與基體界面粘結強度的研究[J].合肥工業大學學報(自然科學版),1999,22(增刊1)：31-34.

[8] 詹春曉,劉一華.界面端脆性開裂擴展的數值模擬[J].合肥工業大學學報(自然科學版),2008,31(10)：1680-1683.

[9] 清華大學.活性粉末混凝土:GB/T 31387—2015[S].北京:中國標準出版社,2015:8-9.

[10] 鄭山鎖,李磊,王斌,等.型鋼與混凝土界面剪力傳遞能力[J].工程力學,2009,26(3)：148-154.

[11] 北京鋼鐵設計研究總院.鋼結構設計規范:GB 50017—2003[S].北京:中國計劃出版社,2003:121-124.

[12] MIRZA S M，HOUDE J.Study of bond-stress-slip relationship in reinforced concrete[J].Journal of ACI,1979,76(1)：19-6.

[13] ROEDER C W.Bond stress in embedded steel shapes in concrete[M]//Composite and Mixed Construction.New York：ASCE，1984:227-240.

[14] 楊勇,郭子雄,薛建陽,等.型鋼混凝土粘結滑移性能試驗研究[J].建筑結構學報,2005,26(4)：1-9.

[15] 安明,楊志慧,余自若,等.活性粉末混凝土抗拉性能研究[J].鐵道學報,2010,32(1)：54-58.

[16] 陸新征.FRP-混凝土界面行為研究[D].北京:清華大學,2005.

StudyofsheartransferbehaviorofsteelreinforcedRPCwithstudconnectors

BU Liangtao， ZHAO Jun

(School of Civil Engineering， Hunan University， Changsha 410082， China)

The push-out test on five steel reinforced reactive powder concrete(RPC) short columns with stud connectors under monotonic loading and the comparative test on one steel reinforced concrete short column without stud connectors on the surface of steel were conducted to study the failure mode， load-slip curves， strain curves of steel and shear capacity of steel reinforced RPC short columns with stud connectors. The results show that the main failure mode of steel reinforced RPC is splitting failure， and as the same as the load-slip curves of ordinary steel reinforced concrete， the load-slip curves of specimens in this paper can be divided into five stages， namely no slip stage， slip stage， failure stage， load decline stage and residual stage. The strain curves of steel are similar to those of ordinary steel reinforced concrete， the strain curves of steel are in the exponential forms under the less load. When the load becomes larger， steel near the stud position will produce mutation because the RPC is under the local pressure due to the deformation of stud connectors. Based on test results， the theory of nonlinear fracture mechanics was applied to calculating the formula of the bearing capacity. The results show that compared with the experimental results, the calculation results of the formula are conservative, proving that it is suitable for the engineering application.

reactive powder concrete(RPC); stud connector; bond-slip; slip curve; shear capacity

2016-08-29

國家自然科學基金資助項目(51278187);國家火炬計劃資助項目(2013GH561393)

卜良桃(1963-),男,湖南南縣人,博士,湖南大學教授,碩士生導師.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.09.019

TU398.9

A

1003-5060(2017)09-1248-06

(責任編輯 張淑艷)