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钢次梁与混凝土主梁预埋件连接节点受力研究
钢次梁与混凝土主梁预埋件连接节点受力研究
钢次梁与混凝土主梁预埋件连接节点受力研究钢次梁与混凝土主梁预埋件连接节点受力研究黄小玲1,*沈涛1何英明2(1.江苏省电力设计院,南京210024;2.武汉大学土木建筑工程学院,武汉430072)摘要:
钢筋混凝土主梁与钢次梁之间采用预埋件的方式进行连接,与传统的采用挑耳节点连接或钢次梁直接插入钢筋混凝土主梁的连接方式比较,具有施工方便、性能可靠的特点。
为了提高埋件节点的承载能力,设计了一种含工字钢剪切键的埋件,对该种埋件连接节点进行了模型试验研究。
试验结果表明,该种节点破坏始于埋件的相对滑移,表现为塑性破坏,满足安全性要求。
此外,还验算了节点的抗弯承载力及抗剪承载力,并根据验算结果对现有的抗剪承载力计算公式进行了修正。
关键词:
混合结构节点,埋件,工字钢剪切键,试验研究,内力研究0引言在火力发电厂的主厂房设计中,混凝土框架加组合楼板(钢次梁加混凝土现浇楼板)的结构形式经常被采用。
其中,钢次梁与混凝土框架主梁的连接设计是难点所在。
钢次梁与主梁的连接节点可分为刚接和铰接两种,刚接节点施工方便,承载力较好[1-4]。
但是,采用刚接节点时次梁的弯剪扭等外力都会传递给主梁,影响主梁的受力安全;同时由于受力不明确,刚接节点不便于设计计算。
铰接节点对主梁影响较小,且受力简单明确,便于设计计算。
铰接连接方式通常有埋件连接、挑耳连接和牛腿连接三种。
相比于其它两种连接形式,埋件连接具有施工便利、不影响施工质量及工期和有利于增大楼层净高的优点,但其抗剪承载力较低。
基于此,本文提出采用型钢预埋件连接方式,即用一定数量的H型钢替代部分锚筋,以图解决锚筋式埋件连接承载力不足的问题。
目前针对普通锚筋预埋件已有相对成熟的设计理论和方法[5-8]。
但是对于型钢预埋件目前研究甚少,相关的研究表明,型钢预埋件的承载力相较普通锚筋预埋件有所提高[9]。
但是,相关方面依然缺乏成熟的理论依据和试验研究,荷载较大时型钢埋件对混凝土主梁的影响无法确定,其工程中应用尚具有一定风险。
本研究以型钢预埋件连接节点为研究对象,结合工程实际情况,对其进行节点性能试验研究;同时对节点进行有限元仿真,并进行了内力简化分析,力图准确而简便地预测这种节点的实际工作性能。
1试件的设计及制作参考实际工程案例,试验中钢次梁的梁端剪力设计值取3组,分别为175kN、225kN和275kN,每组荷载做3根主梁,共9根主梁,主梁编号A,B,C,D,E,F,G,H,I。
在模型设计时,加载方案是模型设计的关键。
加载方案的设计应综合考虑钢次梁梁端剪力、混凝土主梁最大截面承载能力和试验目的。
试验假定以钢梁预埋件体系先破坏、混凝土梁不破坏为前提,破坏形式考虑型钢剪切键屈服。
试件参数见表。
表1试件参数
Table1Propertiesofspecimens钢次梁梁端剪力设计值/kN主梁截面/mm主梁跨度/m钢次梁锚板规格/mm175650×3006I45a300×200×10225800×3006I56a400×200×10275800×3006I56a400×200×10试件的加载点布置见图1,图中箭头所指位置为加载点,TC01为含工字钢剪切键埋件,TC02为纯锚筋埋件。
主梁的加载方式见图1(a)与图1(b),主梁进行12次加载,加载方案编号A1,B1,B2,C1,D1,E1,E2,F1,G1,H1,H2,I1。
其中,B,E,H梁各进行两次加载:
B1,E1,H1为埋件加载,在钢次梁顶面施加单倍荷载;B2,E2,H2为主梁顶面加载,在主梁顶面施加双倍荷载。
通过对比两次加载结果研究埋件对主梁抗弯、抗剪的影响。
完成主梁加载后,为研究比较含工字钢埋件TC01和纯锚筋埋件TC02,在A、D、G梁上的对称埋件TC02与C、F、I梁上的对称埋件TC01两侧新增支座,进行加载,如图1(c)所示。
以上加载均按比例同步加载。
图1试件加载示意
Fig.1Testset-upforspecimens2试验现象试验加载过程按照《混凝土结构试验方法标准》[10]的有关规定进行,三组荷载方案分别以30kN/40kN/50kN的步长加载。
按照工程惯例,埋件与混凝土间缝隙达到2mm时,判定节点破坏[11]。
以A梁中预埋件TC01的受力过程为例描述加载过程中试验现象:
A梁加载至60kN时,发现主梁跨中底部出现一条细微竖向裂缝;加载至120kN时,主梁端部出现细微斜向裂缝,向跨中方向倾斜;加载至175kN时,埋件开始出现滑移,锚板顶部与混凝土之间出现0.5mm缝隙;最终加载至210kN时,缝隙扩大至2mm,且预埋板顶部明显向外翘起约0.5mm,判定埋件受剪已达到极限状态,停止加载。
加载过程中主梁裂缝不断增加、扩展,最终主梁端部斜裂缝宽度达到0.4mm,跨中底部竖向裂缝宽度达到0.6mm。
图2埋件详图(单位:
mm)
Fig.2Detailedviewsofembeddedparts(Unit:
mm)3试验结果分析3.1重要部位的应力与变形3.1.1主梁底部纵筋的应力在整个加载过程中,主梁底部纵筋跨中应力与荷载表现出线性关系,如图3所示。
直至加载结束,荷载应力曲线斜率变化较小,整个加载过程中主梁底部纵筋处于弹性受力阶段。
比较A1与C1,D1与F1以及G1与I1,主梁单侧加载与两侧加载对主梁的抗弯影响不明显。
梁B、梁E和梁H分别进行钢次梁顶面施加单倍荷载(B1,E1,H1)和主梁顶面施双倍荷载(B2,E2,H2),两种加载方式下主梁底层纵筋应力相差不大,故含工字钢埋件对主梁整体受力影响较小,此种埋件基本不影响主梁整体抗弯、抗剪性能。
图3试件荷载-底部纵筋跨中应力曲线
Fig.3Load-stresscurvesofbottomlongitudinalbarsnearmid-spanofspecimens3.1.2埋件顶层锚筋的应力同一埋件同层锚筋应力差距较小,而不同层锚筋应力差距明显,其中顶层锚筋应力最大,为拉应力。
在相同荷载下,TC02的顶层锚筋应力大于TC01,如图4所示,这是由于TC02全部剪切荷载由锚筋承担,顶层锚筋承担的剪切力相对较大,而TC01很大一部分剪切荷载由工字钢剪切键承担,顶层锚筋承担的剪切力相对较小,故TC02中锚筋更易屈服。
对比图4中3条TC01的锚筋荷载-应力曲线可知,整个实验过程中,其锚筋受力过程可分为两个阶段:
荷载较小时,节点为弹性变形,曲线段表现为线性上升;当荷载达到150/200/250kN后,锚筋与混凝土间出现滑移,曲线段斜率大幅增长,直至接近210/275/430kN时,锚筋屈服,埋件破坏。
3.2工字钢剪切键腹板剪应力175kN方案、225kN方案埋件上只有1个工字钢剪切键,275kN方案埋件上有2个工字钢剪切键,见图2。
极限荷载作用下,按实测出的剪应变计算出的名义剪应力超过钢材的抗剪强度设计值,工字钢腹板受剪屈服,如表2所示。
3.3埋件与主梁的相对位移图5表现了埋件与主梁竖直方向的相对位移在荷载作用下变化情况。
相同荷载作用下,TC01的相对位移明显低于TC02,工字钢剪切键的抗剪刚度高于钢筋剪切键,工字钢剪切键有助于提高埋件的抗剪刚度。
图4试件荷载-埋件顶层锚筋应力曲线
Fig.4Load-stresscurvesoftopanchorbars表2工字钢剪切键腹板的剪应力
Table2ShearstressesofH-steelwebs方案钢次梁梁端的极限荷载/kN埋件荷载等级175kN方案225kN方案275kN210275430对应的剪应变/με106511141075按实测剪应变计算出的名义剪应力/MPa216224218抗剪强度设计值/MPa180图5荷载-埋件相对位移曲线
Fig.5Load-relativedisplacementcurvesofembeddedparts3.4埋件承载能力各梁加载试验结果见表3,埋件的试验破坏荷载均超过按照第5节的简化分析模型计算的设计荷载20%以上,故按照该简化分析模型计算埋件的抗剪强度需要进一步的推导。
表3试验结果与设计计算值对比
Table3Comparisonoftestdataandcomputingdata/kNATC01(含工字钢埋件)设计荷载/kNTC01(含工字钢埋件)试验破坏荷载/kNTC02(全钢筋埋件)设计荷载/kNTC02(全钢筋埋件)试验破坏荷载265210--D265210171205C325275210275G325305--F492430280390I492410--4有限元分析本文中提到的埋件单独弯曲试验(图1(c)所示)的有限元模型在本文作者文献[11]中进行了探讨,有限元模拟很好地展现了埋件的破坏机理,有限元计算破坏荷载为试验破坏荷载的0.81~0.91倍,采用有限元分析对该新型埋件设计具有指导意义。
5节点内力简化分析模型5.1节点抗弯承载力本次试验中节点所受弯矩为次梁上集中荷载乘以偏心距。
混凝土主梁与预埋板接触面上平衡力有顶层锚筋拉力、底层锚筋压力、混凝土对预埋板的挤压力、混凝土对工字钢腹板的粘结力、混凝土对工字钢翼缘的挤压力,分布如图6所示。
由水平方向力的平衡有:
依据试验实际测量结果,F2和F4相对较小,可以忽略;顶层锚筋的横截面积为As,锚筋抗拉强度为fy,混凝土轴心抗压强度为fc,预埋板宽度为B;将F1=AS×fy×ny,F3=B×L2×fc代入式
(1)可以求得L2。
对F2作用点取矩有:
图6节点核心区内力分布
Fig.6Internalforcedistributionofthejoint依据有限元计算结果[3],F5沿工字钢翼缘近似线性分布,工字钢靠近主梁端部应力最小,靠近预埋板端部应力最大,故假定,其中,d为工字钢长度,b为工字钢翼缘宽度;将F1,F3,F5,L1,L2,L3,L4代入式
(2),以模型中175kN埋件为例,代入数据后计算得到:
式中,右边三项分别为顶层锚筋的抵抗弯矩,混凝土的抵抗弯矩和工字钢剪切键的抵抗弯矩,工字钢腹板和底层锚筋的抵抗弯矩太小,可以忽略不计,通过对比可以发现含工字钢埋件抗弯主要依靠顶层纵筋和混凝土,工字钢剪切键对预埋件抗弯承载力影响较小。
将式(3)右边三项相加可以得到M=25.9kN·m,取偏心距为7.5cm,试验允许剪力为:
25.9/0.075=345kN。
同样地,将225kN方案中各参数代入式(3)得到M=53.8kN·m,试验允许剪力为53.8/0.075=717kN;将275kN方案中各参数带入式(3)得到M=49.5kN·m,试验允许剪力为49.5/0.075=660kN。
故试验中节点抗弯满足均要求,可知破坏方式均应为剪切破坏,与试验结果相符。
5.2节点抗剪承载力埋件采用钢筋和工字钢剪切键,其中钢筋剪切键抗剪强度依据《混凝土结构设计规范》[8]9.7.2-1计算:
本次试验中,N=0,M=Ve(e为偏心距),故式(4)可简化为式(5):
本试验中,锚筋设计强度fy=300MPa;锚筋层数影响系数αr=0.9;锚筋直径d=16mm;锚板厚度t=10mm;沿剪力作用方向最外层锚筋中心线之间的距离z如图2所示;锚筋的受剪承载力系数αv和锚板的弯曲变形折减系数αb按照式(6)计算:
工字钢剪切键的抗剪强度参考《预埋件设计手册》[7]中角钢锚筋受剪埋件的下列公式(7)计算,工字钢数量n见图2;锚筋层数的影响系数αr=0.9;Wmin为I10的最小弹性截面抵抗矩,取Wmin=9.72cm3;工字钢腹板厚度b=68mm。
节点核心区竖向内力分布如图6所示。
其中,F1为工字钢剪切键抗剪承载力,F2为顶层锚筋抗剪承载力,F3为底层锚筋抗剪承载力。
图7节点核心区竖向内力分布
Fig.7Verticalinternalforcedistributionofthejoint由竖直方向上力的平衡有:
其中,(F2+F3)即式(5),F1即式(7)。
对于模型中175kN规格节点,代入数据后计算得到F0=167+98,其中,等号右边两项分别为工字钢剪切键抗剪承载力和锚筋抗剪承载力,相加得到F0=265kN,高于试验破坏荷载。
同样地,计算225kN规格节点,代入数据后计算得到F0=167+158,相加得到F0=325kN;计算275kN规格节点,代入数据后计算得到F0=334+158,相加得到F0=492kN。
比较分析三种规格节点的F0与试验破坏荷载,发现三组试验破坏荷载均超出F020%左右,故考虑调整式(7)使工字钢剪切键抗剪强度的计算更为合理:
其中,γ为调整系数,将式(9)化为将试验中TC01埋件不同受力状态时的钢次梁梁端荷载数据代入式(10)计算,结果见表4。
其中,6列γ的数据分别对应于:
锚筋屈服;工字钢腹板屈服;锚板与混凝土主梁缝隙为0.5mm;锚板与混凝土主梁缝隙为1mm;锚板与混凝土主梁缝隙为1.5mm;锚板与混凝土主梁缝隙为2mm。
综合考虑表4的计算结果,γ取值的推荐值列在表4末行。
表4γ计算结果统计表
Table4Summaryofcalculatedγ节点/kNγ锚筋γ工γ0.5γ1γ1.5γ21750.640.640.460.550.580.672250.700.640.400.520.640.702750.810.630.350.510.630.810.70.650.40.50.60.76结论与展望本文通过试验分析和简化内力模型分析,探讨了工字型剪切键的实用性及其设计公式的准确性,可以得出以下结论:
(1)由B1加载与B2加载、E1加载与E2加载、H1加载与H2加载试验结果对比可知,含工字钢剪切键的埋件对主梁整体影响小,不会削弱钢筋混凝土主梁的整体抗弯、抗剪性能。
(2)相较于纯锚筋埋件,锚板中间部位选用工字钢剪切键,能有效提高埋件的抗剪刚度。
埋件中增设工字钢剪切键不会给钢筋混凝土主梁的施工带来不便。
(3)当荷载达到计算设计值时,埋件才开始滑移,随着荷载逐渐加大,预埋板与混凝土间缝隙逐渐扩大,锚板顶部向外翘起,最终锚板发生滑移与翘曲,变形明显,埋件属于塑性破坏,满足安全性要求。
(4)埋件的抗弯承载力验算远大于试验值,试件的破坏由受剪控制。
尝试采用《混凝土结构设计规范》与《预埋件设计手册》中的计算公式分别计算埋件中钢筋与工字钢剪切键的抗剪承载力。
为使计算更为合理,在式(7)中增加调整系数γ,将工字钢剪切键的抗剪承载力公式改进为。
通过与试验结果的比较,给出了调整系数γ的建议值。
还需要进一步的试验以推算更加准确的γ值。
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