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        考慮膨脹劑PEC 柱的黏結(jié)滑移性能

        2022-12-04 11:34:08曹芙波汪方瑩王晨霞
        建筑材料學(xué)報(bào) 2022年11期
        關(guān)鍵詞:混凝土

        曹芙波 , 謝 慶 , 李 濤 , 汪方瑩 , 王晨霞 ,*

        (1.內(nèi)蒙古科技大學(xué)土木工程學(xué)院,內(nèi)蒙古包頭 014010;2.內(nèi)蒙古自治區(qū)高校智能建造與運(yùn)維工程研究中心,內(nèi)蒙古包頭014010;3.中恒豐建筑集團(tuán)有限公司,北京 102627;4.諾丁漢大學(xué)土木工程系,英國諾丁漢 NG72RD)

        部分包裹混凝土(PEC)具有承載能力高、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)[1],因而得到了廣泛的應(yīng)用.型鋼與混凝土之間足夠的黏結(jié)力或設(shè)置的剪力連接件是保證兩者共同工作的前提,這種作用力使鋼-再生混凝土成為一種真正的組合結(jié)構(gòu)[2].

        國內(nèi)外許多學(xué)者已經(jīng)對薄壁H 形鋼焊接柱進(jìn)行了廣泛的試驗(yàn)研究,但大多數(shù)是研究焊接柱在不同加載條件下的行為[3-5],結(jié)果表明PEC 的性能受到了薄鋼腹板連接局部不穩(wěn)定性的顯著影響.Ning 等[6]研究了循環(huán)荷載下焊接H 形鋼柱的抗震性能;Cao 等[7]進(jìn)行了高強(qiáng)鋼焊接H 形鋼構(gòu)件軸壓下的局部屈曲行為研究;趙根田等[8-9]研究發(fā)現(xiàn)PEC 柱良好的耗能能力及抗震性能適用于抗震設(shè)防區(qū)的建筑結(jié)構(gòu)中.還有學(xué)者針對型鋼的黏結(jié)滑移性能進(jìn)行了研究:鄭華海等[10]對黏結(jié)階段黏結(jié)應(yīng)力的組成進(jìn)行了分析;伍凱等[11]和柳戰(zhàn)強(qiáng)等[12]發(fā)現(xiàn)了黏結(jié)長度對黏結(jié)性能的增強(qiáng)效應(yīng);秦艷[13]采用非線性彈簧單元,較好地模擬了型鋼與混凝土之間的黏結(jié)性能.

        本文設(shè)計(jì)了6 組考慮混凝土強(qiáng)度、黏結(jié)長度和膨脹劑摻量的試件,探究了無剪切連接件H 形鋼與混凝土界面黏結(jié)力的組成,以確定其黏結(jié)滑移本構(gòu)模型.

        1 試驗(yàn)概況

        1.1 試驗(yàn)材料及試件設(shè)計(jì)

        采用 P·O 42.5 水泥(C)配制 3 種強(qiáng)度的混凝土,配合比及性能見表1.表1 中FA 為粉煤灰,MP 為礦粉,EA 為膨脹劑,fc和 fcu分別為 28 d 立方體抗壓強(qiáng)度和28 d軸心抗壓強(qiáng)度,E 為彈性模量.粗骨料采用機(jī)制碎石(G);細(xì)骨料選用天然河砂(S),細(xì)度模數(shù)Mx=2.5,表觀密度為2.65 g/cm3,含泥量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為2.8%,中砂.外加劑選用聚羧酸高效引氣減水劑(SP);拌和水(W)采用城市自來水.H 形鋼用Q235B級鋼材焊接而成,鋼筋采用直徑8 mm 的HRB335 級鋼材,材料性能見表2.表2 中σb和σs分別為鋼材的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度,εs為屈服應(yīng)變,μ 為泊松比,δ 為伸長率.考慮到負(fù)黏結(jié)力[14]的影響,測量位置從距離加載端50 mm 開始,距離自由端50 mm 結(jié)束,間距50 mm粘貼應(yīng)變片.

        表1 混凝土的配合比和性能Table 1 Mix proportions and properties of concretes

        表2 鋼材的性能Table 2 Properties of steel materials

        GB 50018—2002《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》對于PEC 構(gòu)件黏結(jié)性能的標(biāo)準(zhǔn)試件沒有定義,且Chicoine 等[15]發(fā)現(xiàn)尺寸效應(yīng)不會影響試件整體的破壞模式,即設(shè)計(jì)試件尺寸如圖1所示,試件參數(shù)見表3.

        表3 試件參數(shù)Table 3 Parameters of specimens

        圖1 PEC 推出試件Fig.1 PEC push-out specimen

        1.2 試驗(yàn)加載

        本文選擇短柱推出試驗(yàn),加載裝置如圖2所示.黏結(jié)力沿鋼板分布是不均勻的,且無剪切件與系桿的存在使得黏結(jié)破壞的間隔較短,故加載制度選用位移加載控制,加載速率控制為0.2 mm/min.加載前首先預(yù)加荷載2 kN,避免因試件初始缺陷而造成的荷載損失.

        圖2 加載示意圖及裝置Fig.2 Loading diagram and device

        2 結(jié)果及分析

        2.1 荷載-滑移曲線

        在黏結(jié)破壞過程的3 個階段中,黏結(jié)力(P)的分布存在差異,在微滑移階段極限狀態(tài)有:

        式中:C 為H 形鋼與混凝土接觸的截面周長,mm;l1為化學(xué)膠結(jié)力存在的區(qū)域長度,mm;τb為化學(xué)膠結(jié)力,MPa;l2為摩擦應(yīng)力存在的區(qū)域長度,mm;τl為摩擦應(yīng)力,MPa.

        則在全滑移階段中有:

        式中:l為黏結(jié)長度,mm,且有l(wèi)=l1+l2.

        圖3 為試件的荷載-滑移曲線.由圖3 可見:隨著混凝土強(qiáng)度的提高,混凝土的水灰比下降,更多的膠凝材料參與到界面反應(yīng)中,使H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)性能得到提高;黏結(jié)長度的提高使H 形鋼與混凝土的接觸面積增加,黏結(jié)效應(yīng)得到增強(qiáng),而黏結(jié)力分布是不均勻的,黏結(jié)長度的增加加劇了變形的不同步,這是不同黏結(jié)長度試件表現(xiàn)出差異性的原因;膨脹劑摻量的提高使兩翼緣之間混凝土受到的擠壓力增加,增強(qiáng)了黏結(jié)力;全滑移階段中荷載緩慢增加,原因在于混凝土的泊松效應(yīng)使H 形鋼與混凝土之間的壓力增加,增強(qiáng)了兩者間的黏結(jié)性能.

        圖3 試件的荷載-滑移曲線Fig.3 Curves of load-displacement of specimens

        定義H 形鋼與混凝土產(chǎn)生微滑移時的荷載為Ps,即初始黏結(jié)荷載;P0.8為滑移從微滑移轉(zhuǎn)變?yōu)槿茣r對應(yīng)的荷載值;Pu為破壞時的荷載值,即極限黏結(jié)荷載.通過式(3)將荷載值P 轉(zhuǎn)化成H 形鋼與混凝土間的平均黏結(jié)應(yīng)力τ,即:

        式中:H、B 分別為 H 形鋼的高度和寬度,mm;t 為腹板或者翼緣厚度,mm.

        Ps、P0.8、Pu對應(yīng)的黏結(jié)應(yīng)力 τs、τ0.8、τu見表 4,其中 S為破壞時的滑移值.

        表4 特征黏結(jié)應(yīng)力Table 4 Characteristic of bond stress

        2.2 理論計(jì)算

        在外荷載P 作用下,H 形鋼和混凝土之間產(chǎn)生的黏結(jié)應(yīng)力τ(x)在H 形鋼黏結(jié)長度x 上的積分與外荷至自由端的部分形鋼受力平衡,即有:

        式中:σ 為 H 形鋼上的應(yīng)力,MPa;Es為 H 形鋼的彈性模量,MPa;As為 H 形鋼的受壓面積,mm2.

        2.3 化學(xué)膠結(jié)力和摩擦應(yīng)力的求解

        黏結(jié)應(yīng)力經(jīng)過黏結(jié)長度的傳遞后,H 形鋼與混凝土之間無滑移,變形協(xié)調(diào),應(yīng)變差為零,在變形截面協(xié)調(diào)處有:

        變形截面協(xié)調(diào)處混凝土受到的壓力:

        在變形截面協(xié)調(diào)處有εs=εc=ε,則混凝土所受到的壓力為:

        式中:Pc、Ps分別為變形截面協(xié)調(diào)處混凝土和H 形鋼所受到的壓力,kN;Ec、Es分別為混凝土和H 形鋼的彈性模量,MPa,詳細(xì)見表 1、2;Ac、As分別為混凝土的受壓面積和 H 形鋼的受壓面積,mm2;εc、εs分別為變形截面協(xié)調(diào)處混凝土和H 形鋼的應(yīng)變;α 是H 形鋼彈性模量與混凝土彈性模量的比值,H 形鋼受壓面積與混凝土受壓面積的比值用β 表示.

        式(2)表明在產(chǎn)生滑移階段的黏結(jié)應(yīng)力是摩擦應(yīng)力,且x=l2,式(8)可變形:

        混凝土能達(dá)到Ecεc的受壓面積僅為全部受壓面積的 25%[10],結(jié)合式(1)、(2)、(9)與表 1~4,計(jì)算出l1、l2和 τl、τb,結(jié)果如表 5 所示 .由表 5 可見:

        (1)H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力主要由摩擦應(yīng)力提供,整體上摩擦應(yīng)力占到整個黏結(jié)應(yīng)力的81.6%,摩擦應(yīng)力是化學(xué)膠結(jié)力的數(shù)倍,在微滑移階段考慮黏結(jié)應(yīng)力區(qū)段長度的摩擦應(yīng)力與化學(xué)膠結(jié)力的比值在0.41~0.47.在微滑移階段,摩擦應(yīng)力和化學(xué)膠結(jié)力保持穩(wěn)定變化,說明不同參數(shù)下的黏結(jié)性能雖然差別較大,但是從黏結(jié)應(yīng)力組成分析,黏結(jié)應(yīng)力分布是相對穩(wěn)定的.對比文獻(xiàn)[10]中17 個試件發(fā)現(xiàn),全包裹型鋼混凝土結(jié)構(gòu)也符合這個規(guī)律,除卻試件SRRC-16 與試件SRRC-17,考慮黏結(jié)應(yīng)力區(qū)段長度的摩擦應(yīng)力與化學(xué)膠結(jié)力的比值穩(wěn)定在0.48~0.52.

        (2)C40 試件的摩擦應(yīng)力是 0.158 MPa,隨著混凝土強(qiáng)度的提高,摩擦應(yīng)力呈現(xiàn)先降低再上升的趨勢.相比于C40 試件,C50 試件的摩擦應(yīng)力降低了21.5%,C60 試件的摩擦應(yīng)力提高了5.6%,可能的原因是:混凝土的泊松效應(yīng)使得H 形鋼與混凝土之間的摩擦效應(yīng)提高;混凝土強(qiáng)度的提高,更多的水泥基體參與到黏結(jié)界面中;混凝土澆筑過程中造成的水泥漿體不均勻分布降低了黏結(jié)界面處的黏結(jié)效應(yīng);幾種因素的綜合效應(yīng)使摩擦應(yīng)力變化表現(xiàn)出離散性和復(fù)雜性.C40、C50、C60 試件的化學(xué)膠結(jié)力分別為0.021、0.034、0.040 MPa,表明強(qiáng)度的增加使得 H 形鋼與混凝土間的化學(xué)吸附程度增強(qiáng),使更多的膠凝材料參與到H 形鋼與混凝土界面處的反應(yīng)中,增強(qiáng)了H 形鋼與混凝土間的黏結(jié)性能.

        (3)黏結(jié)長度為300 mm 試件的摩擦應(yīng)力和化學(xué)膠結(jié)力分別是0.143、0.021 MPa,摩擦應(yīng)力比黏結(jié)長度為400、500 mm 的試件分別提高了10.4%和-2.7%,化學(xué)膠結(jié)力分別提高了23.8% 和138.1%.隨著黏結(jié)長度的增加,摩擦應(yīng)力表現(xiàn)為先增加再減小,化學(xué)膠結(jié)力隨著黏結(jié)長度的增加而增加,變化趨勢不一致的原因是:黏結(jié)長度的增加會產(chǎn)生更多的劣性區(qū)域,且黏結(jié)應(yīng)力沿黏結(jié)長度是不均勻分布的,膠凝材料的分布不均勻以及黏結(jié)長度的增加使黏結(jié)應(yīng)力不能有效傳遞是導(dǎo)致變化存在差異的原因.

        (4)膨脹劑摻量為10%試件的摩擦應(yīng)力和化學(xué)膠結(jié)力分別為0.158、0.026 MPa,與膨脹劑摻量為6%試件的0.157、0.030 MPa相差0.001 MPa和-0.004 MPa.這表明隨著膨脹劑摻量的變化,H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力幾乎沒有變化.無剪切連接件H 形鋼與混凝土的黏結(jié)應(yīng)力主要由摩擦應(yīng)力提供,由表5 可以看出不同參數(shù)試件的摩擦應(yīng)力變化. 試件PEC-340-10-400 的摩擦應(yīng)力為0.143 MPa,其他分別為 0.158、0.139、0.124、0.167、0.157 MPa,之間相差了-10.4%、2.7%、13.2%、-16.7%、-9.7%,表現(xiàn)出差異性的原因是參數(shù)的變化使得擠壓力的大小產(chǎn)生了波動;在排除試驗(yàn)誤差的情況下,可以通過提高混凝土強(qiáng)度、增加黏結(jié)長度來提高混凝土與H 形鋼之間的黏結(jié)性能,這與文獻(xiàn)[11]的研究結(jié)果相統(tǒng)一.

        表5 黏結(jié)分布計(jì)算結(jié)果Table 5 Calculation results of bond distribution

        3 黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型

        3.1 平均黏結(jié)-滑移曲線

        圖4 為試件的平均黏結(jié)-滑移曲線.由圖4 可見,無剪切件PEC 結(jié)構(gòu)的黏結(jié)應(yīng)力由摩擦應(yīng)力和化學(xué)膠結(jié)力組成,在未滑移階段,H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)力由化學(xué)膠結(jié)力提供,在微滑移階段,加載端監(jiān)測到了滑移量,在距離加載端的一定區(qū)段內(nèi)產(chǎn)生了滑移,H 形鋼與混凝土產(chǎn)生了應(yīng)變差,微滑移區(qū)段內(nèi)H形鋼與混凝土的界面黏結(jié)應(yīng)力由摩擦應(yīng)力提供.從表 4 分析可知,τs達(dá)到 τu的 20% 以上,穩(wěn)定在 20%~35%內(nèi)變化,在一定程度上說明研究參數(shù)的變化不會影響極限黏結(jié)強(qiáng)度與初始黏結(jié)強(qiáng)度的比值.

        圖4 試件的平均黏結(jié)-滑移曲線Fig.4 Average bond-slip curves of specimens

        3.2 本構(gòu)模型的建立

        根據(jù)試驗(yàn)曲線變化趨勢可知,PEC 黏結(jié)-滑移曲線3 個階段(未滑移階段、微滑移階段和大滑移階段)的變化形式符合直線段函數(shù);所有試件表現(xiàn)出的破壞模式為推出破壞,建立折線段式PEC 黏結(jié)滑移本構(gòu)模型,即為:

        3.3 擬合曲線和試驗(yàn)曲線對比

        圖5 為試件的試驗(yàn)曲線與擬合曲線的對比.由圖5 可見,折線式推出破壞本構(gòu)模型很好地反映了H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)性能,不同膨脹劑摻量試件在大滑移階段出現(xiàn)的偏差在于推出破壞過程中化學(xué)膠結(jié)力退出工作,在小荷載作用下,H 形鋼與混凝土脫離,表明僅通過H 形鋼與混凝土之間的化學(xué)膠結(jié)力不足以保證H 形鋼與混凝土之間黏結(jié)力的傳遞.

        圖5 試件試驗(yàn)曲線與擬合曲線的對比Fig.5 Comparison of test curves and fitting curves of specimens

        試件PEC-50-10-400 黏結(jié)-滑移曲線的不一致在于加載過程中H 形鋼與混凝土間接觸壓力的變化,使得其黏結(jié)-滑移曲線表現(xiàn)出差異性;混凝土沿腹板方向變形產(chǎn)生的泊松效應(yīng)也使H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)性能得到提高;混凝土強(qiáng)度的提高會使得泊松效應(yīng)更加明顯.

        4 數(shù)值模擬

        Abaqus 軟件中可以通過定義非線性彈簧Spring2 來模擬H 形鋼與混凝土的之間的黏結(jié)性能,確定應(yīng)力與位移之間的關(guān)系.

        4.1 前處理

        (1)單元選擇及材料屬性:H 形鋼和混凝土單元類型選取實(shí)體單元C3D8R,鋼筋單元選取桁架單元T3D2,在劃分網(wǎng)格階段將鋼筋單元設(shè)置成桁架Truss 單元;焊接H 形鋼板與混凝土材料屬性見表1和表2.對混凝土的壓縮行為以及拉伸行為[18]進(jìn)行定義,確定混凝土的拉伸和壓縮下的損傷因子以及非彈性應(yīng)變和開裂應(yīng)變,試件尺寸參數(shù)見表3.

        (2)分析步及作用:初始增量步設(shè)置為0.02,最小增量步默認(rèn)為1×10-5,最大增量步為1 000 是滿足計(jì)算要求的;在相互作用模塊(Interaction),定義鋼筋和箍筋組成的鋼筋籠與混凝土的嵌入關(guān)系,在H 形鋼底面和混凝土頂面設(shè)置參考點(diǎn),耦合H 形鋼表面并作用位移荷載;混凝土頂面設(shè)置成固定端.

        (3)網(wǎng)格劃分:網(wǎng)格劃分時將H 形鋼底板與H 形鋼分割開分別劃分網(wǎng)格,考慮到后期定義非線性彈簧單元節(jié)點(diǎn)的建立,在本文中定義混凝土與H 形鋼的網(wǎng)格劃分一致.

        (4)定義非線性彈簧:應(yīng)用Python 軟件查詢H形鋼單元與混凝土單元的各連接點(diǎn)坐標(biāo),依據(jù)黏結(jié)-滑移曲線確定非線性彈簧F-D 之間的關(guān)系,對于黏結(jié)方向上的彈簧剛度依據(jù)黏結(jié)滑移模型確定,與黏結(jié)界面相對應(yīng)的2 個方向上的彈簧剛度定義為無限大.

        4.2 后處理

        試件PEC-40-10-400 的Mises 應(yīng)力云圖見圖6.由圖6 可見,試件PEC-40-10-400 中H 形鋼所受正應(yīng)力由加載端向自由端逐漸減小,混凝土的應(yīng)力變化則與之相反,這是由于僅有黏結(jié)接觸提供混凝土與H形鋼之間的黏結(jié),而混凝土相當(dāng)于自由端受力,因此表現(xiàn)出應(yīng)力由加載端向自由端逐漸增加的趨勢.

        圖6 試件PEC-40-10-400 的Mises 應(yīng)力云圖Fig.6 Mises stress nephogram of specimen PEC-40-10-400

        圖7 為試件黏結(jié)-滑移曲線模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的對比.由圖7 可見,Abaqus 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果總體相符.

        4.3 誤差分析

        通過圖7 對比分析發(fā)現(xiàn),初始黏結(jié)滑移強(qiáng)度模擬值偏大,原因是試驗(yàn)條件下的混凝土澆筑及振搗可能使界面處存在縫隙或空洞;滑移階段后黏結(jié)強(qiáng)度的模擬值較試驗(yàn)值偏低,原因可能是GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》定義的彈塑性行為與按照本試驗(yàn)配合比制備混凝土的彈塑性形為存在差異性.

        圖7 試件黏結(jié)-滑移曲線模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對比Fig.7 Comparison of simulation results and test data of bond-slip curves of specimens

        5 結(jié)論

        (1)黏結(jié)長度、混凝土強(qiáng)度和膨脹劑摻量與H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)力呈正相關(guān).排除試驗(yàn)誤差以后,初始黏結(jié)強(qiáng)度與極限黏結(jié)強(qiáng)度的比值在20%~35%范圍內(nèi)保持穩(wěn)定.

        (2)H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力主要由摩擦應(yīng)力提供,摩擦應(yīng)力是化學(xué)膠結(jié)力的294%,但在微滑移極限階段,考慮黏結(jié)長度的摩擦應(yīng)力是化學(xué)膠結(jié)力的42%~47%.

        (3)折線式函數(shù)模型較好地反映了H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)滑移本構(gòu);利用非線性彈簧建立的黏結(jié)滑移模型較好地反映了H 形鋼與混凝土之間的黏結(jié)性能.

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