劉殿忠, 呂林澤, 侯 然

(吉林建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，長春 130118)

0 概述

隨著國民經(jīng)濟(jì)與科學(xué)技術(shù)的發(fā)展,人們對(duì)美好生活的追求愈加強(qiáng)烈,對(duì)住房條件的需求也越來越高。如今,建筑結(jié)構(gòu)技術(shù)已經(jīng)逐步完善,應(yīng)用于安全性和可靠性等硬性要求上的建筑結(jié)構(gòu)技術(shù)也越發(fā)成熟,現(xiàn)在的建筑物在滿足上述要求的同時(shí),更加強(qiáng)調(diào)輕質(zhì)高強(qiáng)、綠色環(huán)保等特性。為了達(dá)到輕質(zhì)高強(qiáng)的要求,學(xué)者們提出輕鋼-泡沫混凝土組合結(jié)構(gòu),由于內(nèi)部氣孔,其具有密度低、質(zhì)量小、彈性模量較低等特點(diǎn)[1],所以其地震作用響應(yīng)也較小。泡沫混凝土的很多原材料是對(duì)工業(yè)廢料的重新利用,節(jié)能環(huán)保的同時(shí)也降低了泡沫混凝土的成本[2]。

現(xiàn)在,輕鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)已經(jīng)十分常見。泡沫混凝土主要作用于保溫隔墻等結(jié)構(gòu)中,在其內(nèi)部設(shè)置冷彎薄壁C型鋼后,兩者的組合很大程度上提高了構(gòu)件的整體強(qiáng)度與延性,可適用于中高層建筑的墻體和樓板。由于輕鋼-泡沫混凝土組合結(jié)構(gòu)是由兩種材料共同組成,所以輕鋼與泡沫混凝土接觸界面間的抗剪性能十分重要。對(duì)于輕鋼和混凝土之間的抗剪性能,國內(nèi)外學(xué)者基本都使用推出試驗(yàn)和短柱試驗(yàn)這兩種方法進(jìn)行研究,日本的坪井善勝等[3]將鋼板埋置于混凝土中,向外拔出,得出鋼板與混凝土間的粘結(jié)力很小,對(duì)結(jié)構(gòu)抗剪承載力的影響可忽略不計(jì)。Roeder[4]得出了切應(yīng)力與錨固深度的關(guān)系,即切應(yīng)力隨錨固深度的增加呈指數(shù)增加,荷載越大切應(yīng)力越大。肖季秋等[5]提出了對(duì)粘結(jié)力有影響的幾個(gè)因素并得到了抗剪強(qiáng)度-滑移的本構(gòu)關(guān)系,只是此本構(gòu)關(guān)系不具有一般性。西安建筑大學(xué)楊勇[6]等通過研究得到了平均抗剪強(qiáng)度和加載端抗剪強(qiáng)度-滑移的本構(gòu)關(guān)系,更具有普遍性。

由此可見,對(duì)于輕鋼和普通混凝土之間抗剪性能的研究比較多,但對(duì)于輕鋼與輕質(zhì)泡沫混凝土之間抗剪性能的研究還很匱乏。本文對(duì)24個(gè)試件進(jìn)行推出試驗(yàn),研究泡沫混凝土的密度和橫向肋板個(gè)數(shù)對(duì)C型鋼與泡沫混凝土之間抗剪性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)是推出試驗(yàn),這種試驗(yàn)方法更容易操作,也可以很好地模擬型鋼和泡沫混凝土間相對(duì)滑移的狀態(tài)和抗剪強(qiáng)度[7]。在現(xiàn)實(shí)工程中常采用焊接鉚釘?shù)瓤辜暨B接件來增加抗剪強(qiáng)度,但在一些構(gòu)件間隙較小或靠近混凝土保護(hù)層的部位,這種方法不易施工,且過多的抗剪連接件容易破壞混凝土的整體性,所以本試驗(yàn)主要研究不同泡沫混凝土密度和型鋼翼緣處橫向肋板的個(gè)數(shù)對(duì)抗剪強(qiáng)度的影響。C型鋼截面為C120×50×20×3.75,型鋼翼緣橫向肋板的個(gè)數(shù)分別為無肋、單肋和雙肋,用來檢驗(yàn)不同的肋板數(shù)量對(duì)抗剪強(qiáng)度的影響,型鋼埋置深度為300mm,泡沫混凝土密度分別為800、1 000、1 200、1 600kg/m3[8]。根據(jù)文獻(xiàn)[9]得出泡沫混凝土的具體配合比見表1。

表1 泡沫混凝土配合比

1.2 試件設(shè)計(jì)

一共制作24個(gè)試件,按照泡沫混凝土的密度分為4組,每組6個(gè),其中無肋試件2個(gè),單肋試件和雙肋試件各2個(gè)。每種試件型鋼設(shè)計(jì)圖如圖1～5所示,試件參數(shù)如表2所示。

表2 試件參數(shù)匯總

圖1 無肋試件俯視圖

圖2 單肋試件俯視圖

圖3 無肋試件正視圖

圖4 單肋試件正視圖

圖5 雙肋試件正視圖

1.3 試驗(yàn)加載方案

本試驗(yàn)采用YAR-2000型壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行,將型鋼漏出部分上部放置鋼墊板,試件下部用鋼塊墊起,以保證型鋼能被順利推出,加載裝置示意圖如圖6所示,加載裝置照片見圖7。試件兩側(cè)放置兩個(gè)位移計(jì),取兩個(gè)位移計(jì)數(shù)據(jù)的平均值。試驗(yàn)開始前先進(jìn)行預(yù)加載以減小誤差,試驗(yàn)開始后,加載速率設(shè)為0.01kN/s,每間隔10s進(jìn)行一次數(shù)據(jù)采集。

圖6 加載方案示意圖

圖7 加載裝置照片

1.4 破壞狀態(tài)分析

圖8為部分試件的典型裂縫圖,從典型側(cè)面裂縫圖可看出,裂縫開始于加載端,然后向下延伸,裂縫逐漸加寬,致使下部泡沫混凝土剝落,主裂縫周圍有很多小裂縫并向兩側(cè)發(fā)展。泡沫混凝土的密度越大,試件強(qiáng)度也越大,而延性卻變小,使得試件的脆性破壞更為明顯,泡沫混凝土剝落程度也越大。試件上表面的破壞形式可近似看做如圖9所示,首先從C型鋼的邊角處開始劈裂破壞,隨著荷載的增加,裂縫開始向整個(gè)試件的邊角處呈45°發(fā)展,裂縫寬度隨著裂縫延伸不斷減小,裂縫寬度最終可達(dá)到2～5mm。C型鋼包圍的泡沫混凝土區(qū)域稱為核心區(qū),根據(jù)C型鋼在試件中的位置,將由單個(gè)C型鋼包圍的泡沫混凝土區(qū)域稱為核心區(qū)A,將由兩個(gè)C型鋼包圍的泡沫混凝土區(qū)域稱為核心區(qū)B,如圖10所示。核心區(qū)的泡沫混凝土破壞程度最為嚴(yán)重,因?yàn)槠涮幵贑型鋼的包圍中,所受四面橫向約束力更大,并同時(shí)承受來自C型鋼滑移產(chǎn)生的豎向剪力,故最容易破壞。但是與核心區(qū)A相比,核心區(qū)B的破壞程度要小一些,且主要發(fā)生在低密度混凝土中。造成這種現(xiàn)象的原因是低密度的泡沫混凝土抗剪承載力較小,試件易發(fā)生剪切破壞。

圖8 部分試件的典型裂縫圖

圖9 主要裂縫形態(tài)

圖10 核心區(qū)劃分

將試件砸開,以便觀察C型鋼和泡沫混凝土接觸界面的破壞情況。砸開后發(fā)現(xiàn),C型鋼表面光滑,幾乎不粘有泡沫混凝土,說明C型鋼與泡沫混凝土間的粘結(jié)力較小,對(duì)組合結(jié)構(gòu)抗剪承載力的貢獻(xiàn)不大?？辜暨B接螺栓被剪斷,但是型鋼和橫向板帶沒有屈服,說明螺栓的強(qiáng)度越高,組合結(jié)構(gòu)抗剪承載力越大。如圖11所示,橫向肋板脫落,并隨意放置于C型鋼翼緣上。

圖11 抗剪連接件破壞形式

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 冷彎薄壁C型鋼與泡沫混凝土界面抗剪強(qiáng)度滑移規(guī)律

將試件荷載-位移(P-S)曲線近似歸納為五個(gè)階段[10-12],如圖12所示。

圖12 典型的P-S曲線

在oa段,C型鋼與泡沫混凝土之間結(jié)合得還很緊密,二者共同承擔(dān)荷載,無相對(duì)滑移。從a點(diǎn)開始,荷載達(dá)到初始滑移荷載Po,C型鋼和泡沫混凝土開始發(fā)生相對(duì)滑移,ab段的荷載與位移整體呈線性關(guān)系,型鋼與泡沫混凝土之間的摩擦力由化學(xué)膠著力和摩擦力提供。從b點(diǎn)開始,荷載達(dá)到極限荷載的70%左右,荷載與位移不再呈線性關(guān)系變化,荷載達(dá)到c點(diǎn)的極限荷載Pu時(shí),試件會(huì)有極大的響聲。經(jīng)過c點(diǎn)后,荷載慢慢減小到極限荷載的70%左右,C型鋼與泡沫混凝土間只有摩擦力作用,裂縫開展變大,泡沫混凝土剝落,經(jīng)過殘余荷載Pr后,de段曲線趨于平穩(wěn),相對(duì)滑移量迅速變大,而荷載變化緩慢,直到試件完全破壞,C型鋼被完全推出泡沫混凝土?？辜粼囼?yàn)荷載特征值結(jié)果如表3所示。由表3可知隨著泡沫混凝土密度的提高以及橫向肋板個(gè)數(shù)的增加,試件的荷載特征值逐漸提高。

表3 試驗(yàn)荷載特征值結(jié)果

平均抗剪應(yīng)力τ計(jì)算方法如下:

式中:P為外加軸向荷載;Ca為所用型鋼橫截面周長;la為試件中型鋼的錨固長度。

由圖12推得標(biāo)準(zhǔn)抗剪應(yīng)力-位移(τ-S)關(guān)系曲線如圖13所示。其中τo為型鋼與泡沫混凝土產(chǎn)生相對(duì)位移時(shí)的初始滑移抗剪強(qiáng)度,τu為極限抗剪強(qiáng)度,τr為殘余抗剪強(qiáng)度;τs為屈服抗剪強(qiáng)度。

圖13 標(biāo)準(zhǔn)τ-S曲線

表4 特征抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)值/(N/mm2)

2.2 不同泡沫混凝土密度對(duì)C型鋼與泡沫混凝土抗剪強(qiáng)度的影響

在肋板數(shù)量相同的情況下,試件的抗剪承載力F隨著泡沫混凝土密度的增加而增加,各試件的抗剪承載力-位移(F-S)曲線如圖14所示。

圖14 不同泡沫混凝土密度試件的F-S關(guān)系曲線圖

由圖14可得,與800kg/m3密度的試件相比,在不設(shè)置橫向肋板時(shí),1 000、1 200、1 600kg/m3密度試件的抗剪強(qiáng)度依次提高16%、13%、8%,設(shè)置單肋板時(shí),抗剪強(qiáng)度依次提高5%、28%、5.5%,設(shè)置雙肋板時(shí),抗剪強(qiáng)度依次提高15.8%、17.8%、0.2%。隨泡沫混凝土密度的增加,各試件的初始滑移抗剪強(qiáng)度τo沒有太過明顯的提升,當(dāng)泡沫混凝土密度在800～1 200kg/m3這一范圍內(nèi)時(shí),試件破壞后的殘余抗剪強(qiáng)度τr提升較明顯。

當(dāng)泡沫混凝土密度在800～1 200kg/m3這一范圍內(nèi)時(shí),隨著混凝土密度提高,試件抗剪強(qiáng)度提高程度很大,而混凝土密度在1 200～1 600kg/m3這一范圍內(nèi)時(shí),試件的抗剪強(qiáng)度提高程度減小,究其原因在于,高密度的泡沫混凝土擁有較高的強(qiáng)度,但其相對(duì)應(yīng)的脆性也增大,導(dǎo)致高密度泡沫混凝土試件因劈裂破壞而剝落的情況更加嚴(yán)重,抗剪強(qiáng)度增速降低。可見,一定密度范圍內(nèi)的泡沫混凝土可以提高C型鋼與泡沫混凝土間的抗剪性能。

2.3 橫向肋板設(shè)置個(gè)數(shù)對(duì)C型鋼與泡沫混凝土抗剪強(qiáng)度的影響

在泡沫混凝土密度相同的情況下,試件的抗剪承載力F隨著橫向肋板個(gè)數(shù)的增加而增加,各試件的抗剪承載力-位移(F-S)如圖15所示。

由圖15可得,與無肋板試件相比,在泡沫混凝土密度為800kg/m3時(shí),設(shè)置單肋板、雙肋板試件的抗剪強(qiáng)度分別提高19%、15.5%;泡沫混凝土密度為1 000kg/m3時(shí),抗剪強(qiáng)度分別提高7.5%、27.2%;泡沫混凝土密度為1 200kg/m3時(shí),抗剪強(qiáng)度分別提高21.6%、16.7%;泡沫混凝土密度為1 600kg/m3時(shí),抗剪強(qiáng)度分別提高18.8%、11%。設(shè)置橫向肋板后,試件初始滑移抗剪強(qiáng)度τo和殘余抗剪強(qiáng)度τr的提升比較緩慢,但是極限抗剪強(qiáng)度τu提升明顯。

由此可見,設(shè)置橫向肋板對(duì)于試件破壞形式的影響很小,但是增加了C型鋼與泡沫混凝土間的機(jī)械咬合力,極大地增大了抗剪強(qiáng)度。所以若在結(jié)構(gòu)允許的條件下,應(yīng)盡可能多地設(shè)置橫向肋板。

2.4 特征抗剪強(qiáng)度的統(tǒng)計(jì)回歸

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,統(tǒng)計(jì)回歸出特征抗剪強(qiáng)度的計(jì)算公式,其中ρ為混凝土密度,x為橫向肋板個(gè)數(shù)。

初始滑移抗剪強(qiáng)度τo計(jì)算公式如下:

τo=-7.2×10-4+8.6×10-4x+

9.109×10-5ρ-5.296×10-7xρ+

8.0×10-4x2-2.357×10-8ρ2

極限抗剪強(qiáng)度τu計(jì)算公式如下:

τu=-2.291×10-1+4.38×10-2x+

1.0×10-3ρ+2.47×10-5xρ+

8.8×10-3x2-3.526×10-7ρ2

殘余抗剪強(qiáng)度τr計(jì)算公式如下:

τr=-2.184×10-1+1.86×10-1x+

5.0×10-1ρ+4.008×10-6xρ-

5.0×10-4x2-1.732×10-7ρ2

將公式計(jì)算得出的結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比對(duì),見表5。對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行誤差分析,如表6所示。

表5 特征抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比

表6 試驗(yàn)數(shù)據(jù)的誤差分析

由表5、6可得,試驗(yàn)值與計(jì)算值的契合程度良好,統(tǒng)計(jì)回歸公式比較理想。

2.5 抗剪強(qiáng)度-滑移本構(gòu)方程

利用Excel軟件對(duì)散點(diǎn)圖進(jìn)行分段多項(xiàng)式擬合,其中y代表抗剪強(qiáng)度,MPa,x代表位移,mm,具體本構(gòu)方程如下。

密度800kg/m3泡沫混凝土的無肋板、單肋板、雙肋板的試件本構(gòu)方程分別見式(1)～(3)。

密度1 000kg/m3泡沫混凝土的無肋板、單肋板、雙肋板的試件本構(gòu)方程分別見式(4)～(6)。

密度1 200kg/m3泡沫混凝土的無肋板、單肋板、雙肋板的試件本構(gòu)方程分別見式(7)～(9)。

密度1 600kg/m3泡沫混凝土的無肋板、單肋板、雙肋板的試件本構(gòu)方程分別見式(10)～(12)。

3 結(jié)論

(1)高密度的泡沫混凝土試件的強(qiáng)度雖然提升,但是延性下降,脆性上升,導(dǎo)致高密度泡沫混凝土的試件破壞程度更大。

(2)試件的核心區(qū)破壞較為嚴(yán)重,因?yàn)槠涮幵贑型鋼的包圍中,所受四面橫向約束力更大,并同時(shí)承受來自型鋼滑移產(chǎn)生的豎向剪力,故最容易破壞。

(3)在橫向肋板設(shè)置數(shù)量相同的情況下,試件抗剪強(qiáng)度隨著泡沫混凝土密度的增大而增大,但高密度泡沫混凝土試件的抗剪強(qiáng)度增長不是很大;造成這種現(xiàn)象的原因是密度高的泡沫混凝土試件在獲得較高強(qiáng)度的同時(shí),延性會(huì)相對(duì)降低,導(dǎo)致試件的混凝土劈裂破壞更加嚴(yán)重,抗剪承載力相應(yīng)減少。而在泡沫混凝土密度相同時(shí),試件抗剪強(qiáng)度隨著肋板數(shù)量的增加而增加,所以在結(jié)構(gòu)允許的條件下,應(yīng)盡可能多地增加橫向肋板的數(shù)量。

(4)根據(jù)以上試驗(yàn)數(shù)據(jù),統(tǒng)計(jì)回歸得出在不同泡沫混凝土密度和不同橫向肋板個(gè)數(shù)的條件下抗剪強(qiáng)度特征值的計(jì)算公式,與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比對(duì)后,認(rèn)為公式較為合理,同時(shí)歸納總結(jié)出試件抗剪強(qiáng)度-滑移的本構(gòu)方程。