雙鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)起波鋼筋連接件的拉伸力學(xué)性能研究

衛(wèi)林強,趙唯以

(青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,青島 266525)

雙鋼板混凝土組合結(jié)構(gòu)(double-skin steel-concrete composite structure,簡稱SC結(jié)構(gòu))是由外部兩側(cè)鋼板、內(nèi)部素混凝土以及連接件組成的一種結(jié)構(gòu)形式。該結(jié)構(gòu)中,連接件可以協(xié)同混凝土和鋼板之間的工作,典型的SC結(jié)構(gòu)形式如圖1所示。在受力狀態(tài)下,內(nèi)部混凝土受到外部兩側(cè)鋼板的約束,強度和變形能力提高;同時在內(nèi)部混凝土的支撐作用和對拉連接件的拉結(jié)作用下,鋼板不易發(fā)生屈曲。因而這種結(jié)構(gòu)形式充分發(fā)揮了兩種材料的優(yōu)點,具有很好的承載能力,近年來得到了廣泛的工程應(yīng)用[1]。

圖1 典型的SC結(jié)構(gòu)形式

連接件對SC結(jié)構(gòu)組合作用的發(fā)揮有著至關(guān)重要的影響。REMENNIKOV等[2]對未設(shè)置連接件的SC防護墻進行了落錘沖擊試驗,結(jié)果表明,外側(cè)鋼板與混凝土發(fā)生較大分離,承載能力較低,整個結(jié)構(gòu)的耗能通過兩端固定約束鋼板的拉伸變形來實現(xiàn)。

為了減小鋼板和混凝土的分離,SOHEL等[3]提出了設(shè)置成對拉結(jié)的J-hook連接件,并對該連接件形式的SC板進行落錘沖擊試驗。結(jié)果表明J-hook連接件能有效防止鋼板和混凝土分離,承載能力得到有效提高。ZHAO等[1,4-10]對普通鋼筋對拉連接件的SC板進行了落錘沖擊試驗,結(jié)果表明普通鋼筋對拉連接件同樣可以防止鋼板和混凝土的分離,但在大變形下連接件最先失效,成為限制SC結(jié)構(gòu)變形能力和耗能能力的瓶頸。

類似變形能力不足的問題在鋼筋混凝土(RC)梁中已得到有效解決。FENG等[11-13]提出起波鋼筋,并將其配置在RC梁中。通過試驗發(fā)現(xiàn)RC梁在發(fā)生破壞時,起波處鋼筋先拉直后拉斷,極大地提高了RC梁的變形能力。樊源等[14-15]對起波配筋RC梁在爆炸作用下的破壞過程進行了分析,發(fā)現(xiàn)設(shè)置起波鋼筋能顯著增加變形,耗能能力和抗爆性能大幅提升。

基于起波配筋RC梁的實踐經(jīng)驗,本文提出一種采用起波鋼筋連接件(kinked-rebar,簡稱KR連接件)的SC結(jié)構(gòu)形式(簡稱KR-SC結(jié)構(gòu)),解決大變形下現(xiàn)有各種連接件變形能力和耗能能力不足的問題。為探明KR連接件的受力性能,本文設(shè)計12個 KR-SC 板單元體試件,并展開拉伸試驗,研究連接件直徑和起波角度對破壞位移、拉斷力、耗能能力的影響,為KR-SC結(jié)構(gòu)的設(shè)計和應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本文共設(shè)計12個KR-SC板單元體試件。參考AP1000核電站SC模塊化施工方法,KR-SC板根據(jù)1/5縮尺SC模型進行制作,如圖2所示。所有試件的尺寸為150 mm×150 mm×150 mm,其中混凝土厚度為144 mm,兩側(cè)鋼板厚度為3 mm。KR連接件的起波長度l為70 mm,變化參數(shù)為起波角度θ(0,30,45和60°,其中0°試件為試驗對照組)和鋼筋直徑d(6,8,10 mm)。表1列出了12個KR-SC板單元體試件的詳細(xì)參數(shù)。

表1 KR-SC板單元體試件設(shè)計參數(shù)

圖2 KR-SC板單元體試件(單位:mm)

1.2 材料性能

KR-SC板單元體所用鋼板為Q235B鋼材,KR連接件采用HPB235級鋼筋。根據(jù)《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010)[16],對鋼板和鋼筋的材料性能進行測試,結(jié)果見表2和表3。

表2 鋼板材料性能

表3 鋼筋材料性能

KR-SC板單元體所用混凝土為自密實混凝土,最大骨料粒徑為10 mm。制作單元體試件的同時,預(yù)留標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊并同條件養(yǎng)護28 d。測得混凝土立方體抗壓強度的平均值為57.7 MPa,彈性模量的平均值為3.05×104MPa。

1.3 試驗加載及數(shù)據(jù)采集

采用WAW-600A型萬能試驗機對KR-SC板單元體試件進行拉伸試驗。試驗機可以采用力控制和位移控制兩種方法加載,為獲得KR-SC板單元體試件的受力全過程曲線,本試驗采用位移加載的方式。加載速率為5 mm/min,位移加載量程為600 mm,控制精度為0.01 mm。試驗中,通過計算機采集位移和拉力數(shù)據(jù)。

2 試驗結(jié)果

2.1 試驗破壞現(xiàn)象

為了觀察KR-SC板單元體試件內(nèi)部連接件的破壞情況,在試驗結(jié)束后去除混凝土進行觀察,連接件最終的破壞結(jié)果如圖3所示。

圖3 KR-SC板單元體試件破壞

由圖3(a)(e)和(i)可知,直鋼筋連接件的破壞現(xiàn)象與未包裹混凝土直鋼筋的現(xiàn)象類似。但由于加工原因,S08-00出現(xiàn)鋼板焊點脫落現(xiàn)象,提前發(fā)生破壞。對比KR連接件的破壞形態(tài)(起波角度為30,45和60°),有5個試件的KR連接件在破壞前起波處未被拉直,其余4個試件的KR連接件在拉直后發(fā)生破壞;除試件S10-60出現(xiàn)鋼板焊點脫落,其他試件最終破壞位置處均出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象。因此在試件焊接加工可靠的前提下,可以將其破壞方式分為未拉直破壞和拉直破壞兩大類。

KR連接件經(jīng)過3次連續(xù)彎折形成,在機械加工和拉直過程中起波處會產(chǎn)生損傷。因此對于拉直破壞的KR連接件,最終破壞位置一般集中在起波處;而未被拉直就出現(xiàn)破壞的KR連接件由于起波處變形很小,破壞位置位于KR連接件的平直部分。

2.2 典型破壞模式受力過程分析

針對KR連接件未拉直破壞和拉直破壞的兩種情況,分別以試件S08-30和S08-45為例說明破壞過程。

由圖4(a)可知,試件S08-30在拉伸過程中,混凝土外觀完整,未產(chǎn)生裂縫;KR連接件未被拉直即發(fā)生斷裂。結(jié)合圖5所示的試驗力-位移曲線,可以發(fā)現(xiàn)最大拉力(22.2 kN)與同等直徑的直鋼筋斷裂力相等。

圖4 典型試件拉伸過程

圖5顯示,試件S08-45的試驗力出現(xiàn)了3個峰值,各峰值對應(yīng)的破壞特征如圖4(b)所示。在第I段,隨著位移的逐漸增大,試件兩側(cè)鋼板與混凝土開始發(fā)生分離,連接件在拉伸變形過程中引起混凝土開裂。混凝土開裂后,試驗力迅速降低,形成第1個峰值;在第II段,隨著位移的繼續(xù)增大,試驗力再次上升,連接件逐漸被拉直。當(dāng)混凝土裂縫完全貫通時,試驗力再次迅速下降,形成第2個峰值;在第III段,混凝土退出工作,連接件被完全拉直,隨后斷裂,試驗力下降至零,形成第3個峰值,其大小(20.6 kN)與同等直徑的直鋼筋斷裂力基本一致。

同時,圖5顯示試件S08-45在破壞時的位移為66.3 mm,相比試件S08-30(破壞時位移17.4 mm)顯著提高。因此,當(dāng)連接件在拉直后發(fā)生破壞時,可以大幅增加試件的變形能力和耗能能力。

3 參數(shù)分析

3.1 連接件直徑的影響

KR-SC板單元體試件所用連接件的直徑包含6,8和10 mm 3種。為研究連接件直徑對試件拉伸性能的影響,將起波角度相同試件的試驗力-位移曲線進行對比,如圖6所示。

圖6 連接件直徑對試驗力-位移曲線的影響

由圖6(a)可知,采用直鋼筋連接件時,試件最終破壞試驗力隨著鋼筋直徑的增大而增大。由于試件S08-00在發(fā)生拉伸過程中鋼板處焊點先于鋼筋拉斷破壞,鋼筋未充分發(fā)揮其拉伸性能,最終試件S08-00的破壞位移較小,耗能也較小。

由圖6(b)(c)和(d)可知,采用KR連接件時,試件最終破壞試驗力和破壞位移隨著鋼筋直徑的增大而增大。當(dāng)θ=30°時,所有直徑的KR連接件均未引起混凝土開裂。當(dāng)θ=45和60°時,6 mm KR連接件均未能引起混凝土開裂,而8和10 mm KR連接件使得混凝土開裂,最終發(fā)生拉直伸長破壞。值得注意的是,KR連接件最終破壞模式相同的試件其試驗力-位移曲線變化趨勢相似。

不同直徑KR連接件的最終位移、最終試驗力和耗能能力存在較大差異。圖7給出了直徑對破壞位移、拉斷力以及耗能的影響,其中耗能通過試驗力-位移曲線積分獲得,圖7中以方框表示試件在拉直后斷裂,以圓圈表示試件未拉直即斷裂。由圖7可知,連接件在拉直后發(fā)生破壞時,試件的破壞位移和耗能能力得到大幅提高。在相同起波角度下,KR連接件的直徑越大,其對應(yīng)的破壞位移、拉斷力和耗能能力也越大。

3.2 起波角度的影響

KR-SC板單元體試件連接件的起波角度選取0,30,45和60° 4種。為了研究連接件起波角度對試件拉伸性能的影響,將相同直徑試件的試驗力-位移曲線進行對比,如圖8所示。

圖8 起波角度對試驗力-位移曲線的影響

如圖8(a)所示,6 mm試件均未出現(xiàn)混凝土開裂現(xiàn)象,在拉力達(dá)到直鋼筋斷裂力時發(fā)生破壞,破壞位移相對較小。由圖8(b)(c)可知,KR連接件在發(fā)生破壞時,試件的拉斷力基本相等,但采用KR連接件的試件的破壞位移卻得到大幅提高。

不同起波角度KR連接件的最終位移和耗能能力存在較大差異。圖9給出了起波角度對破壞位移、拉斷力以及耗能的影響,同理,圖9中以方框表示試件在拉直后斷裂,以圓圈表示試件未拉直即斷裂。由圖9(a)可知,當(dāng)KR連接件直徑為8和10 mm時,隨著起波角度的增大,試件的破壞位移也在不斷增大,并且KR連接件在拉直后發(fā)生破壞時,破壞位移得到大幅提高,相應(yīng)的耗能能力也在大幅提高,如圖9(c)所示。其中60°試件的破壞位移最大,45°試件的耗能能力最好。而從圖9(b)可知,起波角度對試件的拉斷力基本無影響。

4 KR-SC板設(shè)計建議

4.1 KR連接件強度計算

針對本次試驗中出現(xiàn)的2種破壞模式,對比KR-SC板單元體試件理論拉斷力與試驗結(jié)果。

由第3節(jié)的參數(shù)分析可知,無論最終KR連接件破壞模式如何,拉斷力和直鋼筋拉斷力基本相同。因此,認(rèn)為拉斷力與所采用KR連接件鋼筋的強度有關(guān)。

F=πd2fu/4

(1)

式中:F為試驗機拉力值,N;fu為KR連接件直鋼筋抗拉強度,MPa;d為KR連接件直徑,mm。

在本次試驗中,部分試件(S08-00,S10-60)在連接焊點處發(fā)生破壞,連接件未能發(fā)揮作用。因此,在計算時也應(yīng)考慮焊縫處的強度。

F=0.7hfπdfu

(2)

式中:hf為焊腳尺寸,mm。

焊腳尺寸按照《鋼筋焊接及驗收規(guī)程》(JGJ 18-2012)中4.5.11條規(guī)定和《鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范》(GB 50661-2011)中5.4條規(guī)定進行取值。

在KR-SC板中,SC結(jié)構(gòu)整體性能的發(fā)揮依靠連接件的連結(jié)作用。因此,還應(yīng)考慮鋼板的剪切破壞。

(3)

式中:tp為鋼板厚度,mm;fpu為鋼板的抗剪強度,MPa。

綜上,KR-SC板單元體試件的最終破壞應(yīng)取式(1)-(3)中的最小值,即:

(4)

式中:FDamage為KR連接件最大拉斷力,N。

根據(jù)式(1)-(4),將試件計算的理論強度與試驗結(jié)果進行對比,由表4可知,計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。

表4 理論計算強度與試驗結(jié)果對比

4.2 KR-SC板設(shè)計建議

1) KR連接件在拉直后發(fā)生破壞時,試件的破壞位移和耗能能力得到大幅提高。從耗能情況來看,起波角度為45°的試件耗能能力最好。因此,KR連接件起波角度推薦選用45°。

2) KR連接件在直徑選用6 mm時,連接件未拉直即發(fā)生破壞;同樣在起波角度選用30°時,連接件也未被拉直即發(fā)生破壞。因此,只有當(dāng)KR連接件、混凝土和鋼板的幾何尺寸和材料強度處于合適范圍時,才能充分發(fā)揮作用。

3) 為了保證KR連接件發(fā)生拉直后斷裂,可以在KR連接件起波處設(shè)置拉直保護裝置(FRP護套或泡沫填充物),使得KR連接件在大變形作用下,充分發(fā)揮先拉直后拉長的變形特性。

5 結(jié)論

本文通過對12個KR-SC板單元體試件進行拉伸試驗,綜合分析KR連接件直徑、起波角度的影響,主要得到以下結(jié)論:

1) 連接件的破壞模式分為拉直后斷裂和未拉直即斷裂兩種,當(dāng)起波鋼筋連接件在拉直后發(fā)生破壞時,變形能力和耗能能力得到大幅提高。

2) 隨著連接件直徑和起波角度的增大,破壞位移、拉斷力和耗能能力也增大,但起波角度對拉斷力影響較小。

3) 針對試驗出現(xiàn)的兩種破壞模式,提出KR連接件強度的計算方法,計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。

4) 從耗能情況來看,KR連接件的起波角度應(yīng)優(yōu)先選擇45°。

5) 為保證KR連接件的變形能力充分發(fā)揮,建議在KR連接件起波處加設(shè)保護裝置。