強軸向加載下翼緣及腹板壁厚比對箱型柱剪力滯效應的影響研究

吳金梁 劉 凡

(蘇州科技大學 土木工程學院，江蘇 蘇州 215000)

0 引言

混凝土箱形截面柱本身為內部空心構造，柱身在受力時翼緣板必然會發生剪應力分布不均勻的情況，這就是所謂的剪力滯現象。如果依然按照平截面假定來計算翼緣板內產生的應力，則腹板和翼緣交接處的撓度和應力會與實際情況相差甚遠，進而在實際工程中造成嚴重的問題。為研究強軸方向的剪力滯效應，特引入剪力滯系數λ這一參數，業內人士將剪力滯系數定義為：為考慮剪力滯效應求得的正應力為彎曲平均應力，當λ＜1時為負剪力滯狀態；λ＞1時為正剪力滯狀態。關于的計算可通過對實際應力曲線圖面積，再除以截面翼板寬度進而求得平均應力的近似值。本文對3個不同壁厚比的鋼筋混凝土箱型柱進行擬靜力試驗研究，探究在強軸向加載下翼緣及腹板壁厚比對箱型柱剪力滯效應的影響。

1 試驗前期工作

1.1 試件設計

本文為探究腹板及翼緣壁厚比對強軸向剪力滯效應的影響，設計了3個不同壁厚比的鋼筋混凝土箱型柱，尺寸參數見表1所示。

表1 試件尺寸參數表

HC-1 為標準模型柱，其尺寸配筋圖如圖1 所示。HC-2模型柱將腹板壁厚比從標準柱的0.35變為0.5，HC-3模型柱則將翼緣壁厚比從標準柱的0.21變為0.31，尺寸配筋圖分別如圖2、圖3所示。

圖1 HC-1尺寸配筋圖

圖2 HC-2尺寸配筋圖

圖3 HC-3尺寸配筋圖

1.2 加載制度及測點布置

試驗按0.1的軸壓比對3個混凝土箱型柱施加豎直方向的荷載，再在距試件固端600mm處沿強軸方向施加水平荷載，采取先力后位移加載制度。正式加載前進行預加載，施加10kN往復一次，預加載完畢后，按每30s為一級，逐級增加20kN進行加載，直到箱型柱構件達到屈服；在箱型柱進入屈服階段后采用位移加載，每一級位移取屈服位移的0.2倍，直至試件加載破壞，加載裝置如圖4所示，加載制度如圖5所示。該試驗在箱型柱的固端及距離固端600mm處布置測點，測點布置如圖6、圖7所示。

圖4 HC-2加載裝置

圖5 加載制度

圖6 固端測點布置圖

圖7 距固端600mm處測點布置圖

2 試驗結果分析

2.1 腹板壁厚比對強軸向剪力滯效應的影響

圖8 為腹板壁厚比分別為0.35 和0.5 的兩個試件HC-1和HC-2在固端處的剪力滯系數分布規律曲線對比圖。

圖8 HC-1與HC-2固端剪力滯系數圖

由圖8，試件處于混凝土開裂前時，在試件固端受拉區，HC-2翼緣邊緣處的剪力滯效應比HC-1嚴重，隨著逐漸向翼緣中部靠近，剪力滯效應由正剪力滯轉為負剪力滯，到達翼緣中部又轉為正剪力滯，二者翼緣中部剪力滯效應相近，HC-2最大剪力滯系數較HC-1提升了18.2%，如圖8（a）所示；在試件受壓區，HC-2的最大正剪力滯系數較HC-1下降了2.5%，如圖8（b）所示。

試件處于帶裂縫工作階段時，在試件受拉區，HC-2在翼緣邊緣處為最大正剪力滯，剪力滯效應比HC-1嚴重，但隨著逐漸靠近翼緣中部，HC-1正剪力滯越來越嚴重，HC-2 最大正剪力滯系數較HC-1 提升了18.6%，如圖8（c）所示；在試件受壓區，HC-2的翼緣邊緣處的剪力滯效應弱于HC-1，中部剪力滯效應相近，HC-2最大剪力滯系數較HC-1降低了38.6%，如圖8（d）所示。HC-1翼緣邊緣為正剪力滯效應，中部為負剪力滯效應，但隨著腹板壁厚比的提高，HC-2試件屈服進入塑性階段后，在截面受拉區，HC-2最大正剪力滯系數較HC-1提升了10%，如圖8（e）所示；在截面受壓區，HC-1和HC-2最大正剪力滯都發生在翼緣邊緣，HC-2最大剪力滯系數比HC-1下降了9.7%，如圖8（f）所示。

圖9 為腹板壁厚比分別為0.35 和0.5 的兩個試件HC-1和HC-2在距離固端600mm處的剪力滯系數分布規律曲線對比圖。

圖9 HC-1與HC-2距固端600mm處剪力滯系數圖

從圖9中可以看出，在距離固端600mm處開裂前受拉區，HC-1和HC-2的剪力滯效應從翼緣邊緣向中部逐漸呈現出由正變負，后由負變正的規律，HC-2最大正剪力滯系數比HC-1下降了30%，如圖9（a）所示；在截面受壓區，HC-1從邊緣向中部逐漸呈現出由負變正，后由正變負的規律，HC-2 最大正剪力滯系數比HC-1 提升了10.4%，如圖9（b）所示。

在試件開裂后進入彈塑性階段時，在柱身縱向中部位置截面受拉區，HC-1和HC-2剪力滯系數曲線都呈現出由負正變負，后由負變正的規律，HC-2的最大正剪力滯系數比HC-1降低了13.7%，如圖9（c）所示；在截面受壓區，HC-1呈現出翼緣兩邊為正剪力滯，翼緣中部為負剪力滯的剪力滯效應分布規律，HC-2翼緣中部為2正剪力滯，HC-2 最大正剪力滯系數較HC-1 提升了34.5%，如圖9（d）所示。

試件屈服進入塑性階段后，在柱身縱向中部位置截面受拉區，HC-1和HC-2的剪力滯效應都呈現出由正變負，后由負變正的規律，HC-2的最大剪力滯系數較HC-1下降了16.2%，如圖9（e）所示；在截面受壓區，HC-1剪力滯系數曲線呈現出由負變正，后由正變負的規律，HC-2則相反，HC-2最大正剪力滯系數較HC-1提升了38.5%，如圖9（f）所示。

綜上所述，HC-2在固端截面受拉區，在受力的3個階段，翼緣邊緣及翼緣中部的剪力滯效應都要強于HC-1；在截面受壓區，3 個階段的剪力滯效應都弱于HC-1。HC-2在L/4截面受拉區，在受力的3個階段，翼緣邊緣的剪力滯效應都要強于HC-1；在截面受壓區，剪力滯系數變化規律不明顯，整體上在彈性階段強于HC-1，在非彈性階段弱于HC-1。HC-2在L/2截面受拉區，在受力的3個階段，翼緣剪力滯系數弱于HC-1；在受壓區，塑性階段的剪力滯效應較HC-1出現相反的情況。

2.2 翼緣壁厚比對強軸向剪力滯效應的影響

圖10示為翼緣壁厚比分別為0.21和0.31的兩個試件HC-1和HC-3在固端處的剪力滯系數分布規律曲線對比圖。

圖10 HC-1與HC-3固端處剪力滯系數圖

從圖10中可以看出，試件處于混凝土開裂前時，在固端截面受拉區，HC-1和HC-3剪力滯系數曲線都呈現出由正變負，后由負變正的規律，HC-3最大正剪力滯出現在翼緣邊緣，最大正剪力滯系數較HC-1提升了31.3%，如圖10（a）所示；在截面受壓區，HC-1呈現出由正變負的剪力滯分布規律，HC-3的最大正剪力滯系數較HC-1下降了10.5%，如圖10（b）所示。

在試件開裂后進入彈塑性階段時，在固端截面受拉區，HC-3翼緣呈現出由正變負的剪力滯分布規律，最大正剪力滯系數較HC-1提升了9.3%，如圖10（c）所示；在截面受壓區，HC-3 翼緣呈現出由負變正的剪力滯分布規律，最大剪力滯出現在翼緣中部，最大剪力滯系數較HC-1下降了50%，整體上HC-3的剪力滯效應弱于HC-1，如圖10（d）所示。

試件屈服進入塑性階段后，在固端截面受拉區，HC-3翼緣剪力滯呈現出由正變負的規律，整體上HC-3的剪力滯效應比HC-1嚴重，最大正剪力滯系數較HC-1提升了4.5%，如圖10（e）所示；在截面受壓區，HC-1翼緣剪力滯呈現出由正變負的規律，HC-3呈現出由正變負，后由負變正的規律，最大正剪力滯系數較HC-1下降了11.6%，如圖10（f）所示。

圖11為翼緣壁厚比分別為0.21和0.31的兩個試件HC-1和HC-3在距離固端600mm處的剪力滯系數分布規律曲線對比圖。

從圖11中可以看出，試件處于混凝土開裂前時，在距離固端600mm處截面受拉區，HC-3翼緣呈現出由正變負的規律，最大正剪力滯系數較HC-1 上升了18.72%，如圖11（a）所示；在截面受壓區，HC-3翼緣剪力滯呈現出由負變正的規律，最大正剪力滯系數較HC-1提升了40.6%，如圖11（b）所示。

在試件開裂后進入彈塑性階段時，在固端截面受拉區，HC-3翼緣邊緣和HC-1都呈現正剪力滯效應，逐漸靠近翼緣中部的過程中，HC-1由正變負，后由負變正，HC-3中部為負剪力滯，最大正剪力滯系數較HC-1 下降了12.7%，如圖11（c）所示；在截面受壓區，HC-1翼緣剪力滯由正變負，HC-3翼緣剪力滯由正變負，后由負變正，最大正剪力滯系數較HC-1下降了6.9%，如圖11（d）所示。

試件屈服進入塑性階段后，HC-1翼緣邊緣負剪力滯越來越嚴重，翼緣中部為正剪力滯，而HC-3在翼緣中部為負剪力滯，最大正剪力滯出現在翼緣邊緣，最大正剪力滯系數較HC-1 下降了18.3%，整體上剪力滯效應弱于HC-1，如圖11（e）所示；在截面受壓區，HC-3翼緣剪力滯由正變負，后由負變正，與HC-1呈相反規律，最大正剪力滯系數較HC-1提升了11.9%。如圖11（f）所示。

綜上所述，HC-3在固端截面受拉區，在受力的3個階段，受拉區翼緣整體上剪力滯效應都要強于HC-1，在受壓區則都弱于HC-1。HC-3在L/4截面受拉區，在彈性階段，翼緣邊緣的剪力滯效應較HC-1出現了相反的情況；在截面受壓區，剪力滯系數曲線出現無規律的分布情況，整體上彈塑性階段的剪力滯效應稍弱于HC-1。HC-3在L/2截面處剪力滯系數曲線較HC-1變化規律不明顯。

3 結束語

本文以3個鋼筋混凝土箱型柱為試驗對象，分析了強軸向加載下腹板及翼緣壁厚比的變化對剪力滯效應的影響。可得出以下結論：

（1）在腹板及翼緣壁厚比變化的條件下，各截面的剪力滯效應會發生不同程度的變化。腹板壁厚比或翼緣壁厚比越大，鋼筋混凝土箱型柱固端受拉區翼緣剪力滯效應越強；受壓區翼緣剪力滯效應越弱。

（2）在距離固端600mm截面處，各階段的剪力滯效應分布規律有著較大的變化。