配置抗拔鋼筋的鋼柱腳-鋼筋混凝土承臺錨固性能試驗研究

0柱腳錨固段試驗研究國家體育中心是北京2008年奧運會的主要體育中心。它的大范圍內已成為北京的重要地標之一。國家體育場桁架柱柱腳為異形鋼柱腳,包括桁架柱T形合并段、底板擴大段及錨固段三部分,如圖1所示。其中底板擴大段及錨固段錨固于鋼筋混凝土承臺中。由于整個柱腳幾何尺寸較大且構造復雜,現(xiàn)有規(guī)范對該鋼柱腳的計算假定與設計方法很難直接適用。目前國內外已有對混凝土承臺在豎向荷載作用下的試驗主要是在混凝土柱作用下的試驗,而對鋼柱腳-鋼筋混凝土承臺的錨固性能試驗研究尚少。為驗證國家體育場桁架柱柱腳錨固段的錨固性能,本文共進行了4個鋼柱腳錨固段-鋼筋混凝土承臺試件錨固性能的試驗研究,其中2個試件為混凝土承臺中配置抗拔鋼筋的試件,2個為混凝土承臺中未配置抗拔鋼筋的試件。通過單向重復加載下的鋼柱腳錨固性能試驗,對試件的錨固承載力、延性、合理配筋型式等進行了研究。試驗表明,混凝土承臺中配置抗拔鋼筋的試件與未配置抗拔鋼筋的試件相比其錨固承載力顯著提高。在試驗基礎上,建立了柱腳錨固承載力計算的桁架模型,計算結果與實測結果符合較好。1水平鋼筋網絡的抗拔力分析試驗模型均按1∶5縮尺,由埋深和配筋的不同分為A、B和C、D兩組4個試件。A、B鋼柱腳的尺寸為328mm×390mm×1080mm,混凝土承臺尺寸為1580mm×1300mm×700mm,柱腳埋深280mm;C、D鋼柱腳的尺寸為328mm×390mm×1180mm,混凝土承臺尺寸為1780mm×1800mm×800mm,柱腳埋深380mm。各錨固段側面均設置了10圓頭焊釘。A、C為混凝土承臺中未配置抗拔鋼筋的試件,為避免試件發(fā)生彎曲破壞,在承臺試件上下表面配有足夠的抗彎鋼筋;B、D為混凝土承臺中配置抗拔鋼筋的試件,除分別與A、C配置相同的抗彎鋼筋外,還配有90根6.5抗拔鋼筋以及兩層6.5的水平鋼筋網,抗拔鋼筋配置在理論沖切線范圍內。鋼柱腳由鋼板焊接而成,實測鋼筋及鋼板的力學性能見表1。承臺混凝土設計強度等級為C30,實測混凝土的力學性能見表2。典型試件D的模型設計見圖2。4個試件的測點布置一致,試件D的測點布置見圖3。鋼柱腳與混凝土承臺之間的相對拔出位移用電子百分表測試,在鋼柱上布置應變測點i-j(i試件,j測點),見圖3a。采用設置8#鐵絲的方法,通過8#鐵絲應變測點的應變變化來分析混凝土內部的應變情況,每個試件8#鐵絲測點按布置位置分成沿錨梁長邊方向、短邊方向和45°斜向的三組,每組由內、中、外三根鐵絲組成,每根鐵絲上布置的應變片的編號從下到上依次增加。應變片的編號i-c(或d,或x)n(或z,或w)j表示,試件i沿錨梁長邊方向(或短邊方向,或斜向)內側(或中部,或外側)第j個測點,見圖3a、3b。通過預埋特制的混凝土應變塊采集與鋼柱腳錨梁接觸處的混凝土應變,每個試件的應變塊按布置位置分成沿錨梁長邊方向、短邊方向、角部、錨梁頂面中部四組,應變塊的編號i-kc(或d,或j,或z)m表示,試件i沿錨梁長邊方向(或短邊方向,或錨梁角部,或錨梁頂面中部)第m個測點,i-dc、i-dd分別表示錨梁底部沿長邊方向和短邊方向。錨梁底部應變片布置和錨梁混凝土應變塊布置見圖3c?；炷脸信_通過螺桿固定于地面,豎向荷載通過設置在混凝土承臺上的千斤頂施加,通過橫梁、螺桿、小梁、柱頭施加于鋼構件,并與混凝土承臺組成一個自平衡系統(tǒng),加載示意圖見圖4。圖4中兩個千斤頂?shù)纳隙藥в泻奢d傳感器,兩個千斤頂?shù)暮奢d值之和便為施加于試件的抗拔荷載。試件加載采用分級加載,每級的荷載增量為100kN,每級荷載穩(wěn)定時間為5min,彈性階段采用荷載控制加載,當出現(xiàn)明顯的彈塑性變形后改為位移與荷載聯(lián)合控制加載的方法,達極限荷載后再根據(jù)實際情況繼續(xù)持荷至試件承載力下降到極限承載力的85%之后試件嚴重破壞為止。2試驗結果及分析2.1臺表面顯著開裂時的荷載實測4個試件的混凝土初始開裂荷載、進入彈塑性階段時的荷載、承臺表面顯著開裂時的荷載、抗拔極限荷載值見表3。表中Fc為試件承臺初始開裂荷載,Fy為試件承臺進入彈塑性階段時的荷載,Fcy為試件承臺表面顯著開裂時的荷載,Fu為試件抗拔極限荷載。分析表3可知:(1)混凝土承臺配置抗拔鋼筋的試件B的初始開裂荷載、進入彈塑性荷載、顯著開裂荷載和極限荷載均比混凝土承臺未配置抗拔鋼筋的試件A有所提高,其中極限荷載顯著提高,分別為10.0%、12.2%、19.6%、47.4%;混凝土承臺配置抗拔鋼筋的試件D的初始開裂荷載、進入彈塑性荷載、顯著開裂荷載和極限荷載均比混凝土承臺未配置抗拔鋼筋的試件C均有較大提高,分別提高了50.0%、23.1%、21.4%、63.5%。(2)極限荷載的提高程度最為顯著,同柱腳埋深情況下承載力提高主要在于配置的抗拔鋼筋所起的作用。2.2混凝土承臺未配置抗拔鋼筋試件實測的4個試件的荷載F-試件相對混凝土承臺位移U滯回曲線見圖5,實測的4個試件荷載F-試件相對混凝土承臺位移U骨架曲線比較見圖6。分析圖6可知:(1)混凝土承臺未配置抗拔鋼筋的試件A、C,在混凝土承臺進入塑性階段以后,當荷載有小幅度的增量下,試件拔出位移量增幅迅速,之后抗拔荷載只略有增長。由于未配置抗拔鋼筋,試件延性較差,破壞呈脆性。(2)混凝土承臺配置抗拔鋼筋的試件B、D,在混凝土承臺進入彈塑性階段以后承載力增加幅度仍較大,其中后期的荷載的提高主要來自于配置的抗拔鋼筋。2.3荷載和抗拔鋼筋試件3時的彈塑性位移表4為試件的位移實測值。表中,Uc為與Fc對應的初始開裂位移;Uy為與Fy對應的位移;Uu為與Fu對應的位移;Ud為荷載下降到85%時的彈塑性位移;Uud為試件破壞時的彈塑性最大位移。分析表4可知,混凝土承臺配置抗拔鋼筋的試件B比混凝土承臺未配置抗拔鋼筋的試件A的彈塑性位移顯著提高,其中在荷載下降到85%時的彈塑性位移提高了35.1%;混凝土承臺配置抗拔鋼筋的試件D比混凝土承臺未配置抗拔鋼筋的試件C的彈塑性位移顯著提高,其中荷載下降到85%時的彈塑性位移提高了118.1%;柱腳埋深較大的一組相應提高的比例較大。2.4測點應變規(guī)律在各試件鋼柱腳兩側對稱布置了沿高度分布的應變片,應變片的編號為i-j。i-j表示試件i的鋼柱從上到下順序的第j個測點,本文中每個應變片的取值為對稱位置的兩個應變片數(shù)值的平均值。試件各測點的實測荷載F-應變ε骨架曲線見圖7。由圖7可見:沿柱腳埋深方向各測點的應變規(guī)律是,變形前期應變分布上大下小,在變形后期應變分布仍上大下小但其應變值相差程度逐漸變小。說明開始階段柱腳栓釘對錨固起到了重要作用,但隨著混凝土的開裂直至破壞的過程中,這種作用逐漸趨弱。2.58承臺混凝土的應力狀態(tài)在試件的混凝土承臺中預埋了沿高貼有分布應變片的8#鐵絲。其中鋼柱腳錨梁長邊方向的8#鐵絲上測點的實測荷載F-應變ε骨架曲線見圖8。由圖8可見,靠近鋼柱腳的鐵絲即內側的鐵絲的應變在荷載較低時就變化明顯,繼而是中部的鐵絲應變,在荷載很大時外側的鐵絲應變才發(fā)生明顯變化;每組鐵絲應變片中下部的變化相對于上部為大,頂部的應變片一般受壓而不受拉。這個規(guī)律與承臺混凝土的受力狀態(tài)是一致的。在混凝土的開裂直至破壞的過程中,鐵絲與混凝土的粘結作用趨弱,表現(xiàn)為鐵絲受拉部分的應變片骨架曲線的斜率趨于一致。2.6變塊測點的荷載f-應變骨架曲線本試驗采用混凝土應變塊量測柱腳錨梁上部混凝土的應變。實測混凝土應變塊測點的荷載F-應變ε骨架曲線見圖9。由圖9可見,混凝土應變塊的應變值變化與鋼柱腳錨梁的變形密切相關,顯示了二者相互作用的特點。鋼柱腳錨梁的角部的混凝土應變塊一直受壓且其后期的應變也最大。2.7混凝土承臺裂縫快速開展試驗試件的混凝土承臺表面最終破壞裂縫圖見圖10。承臺破壞過程及特征描述如下:A、C試件,加載后首先在柱腳出現(xiàn)輻射狀的裂縫,隨著荷載的增加,裂縫發(fā)展顯著并伴有彎曲裂縫出現(xiàn),進入明顯彈塑性階段后,混凝土承臺的裂縫迅速開展,主要是原有裂縫迅速延伸、加寬,隨著荷載的繼續(xù)增加,當斜裂縫延伸至板面時,破壞發(fā)生。破壞時,破壞“錐體”瞬間形成,并伴有劇烈的響聲,由于加載小偏心距的存在,彎矩大的一側開裂相對嚴重,鋼柱腳拔出時呈明顯的脆性破壞。B、D試件,由于在鋼柱腳周圍有分布抗拔鋼筋的作用,當混凝土開裂后,其分布鋼筋的作用逐漸發(fā)揮,因此裂縫開展相對緩慢,并不斷有新的細小裂縫出現(xiàn),在達到極限承載力后,試件并沒有迅速破壞,塑性變形的發(fā)展仍可繼續(xù)。破壞時,破壞“錐體”形成,并伴有響聲,鋼柱腳拔出時脆性破壞程度明顯較A、C試件輕。3計算的可靠性3.1-混凝土承臺錨固承載力的力學模型在試驗基礎上,用ANSYS有限元程序進行了彈塑性分析,其中對C試件計算(取1/4模型計算)所得的主壓應力流圖像見圖11a。計算結果表明,承臺的主壓應力流集中在柱腳錨梁到千斤頂?shù)倪B線范圍內,在承臺內部形成了非常明顯的“桿”的形狀,因此將其簡化成桁架模型中的壓桿。所建立的鋼柱腳-混凝土承臺錨固承載力計算的桁架力學模型如圖11b、11c所示,根據(jù)對稱性,簡化成對稱平面桁架模型。圖11b、11c中,上部兩個豎向支座表示兩個千斤頂;1為鋼柱腳錨固段;2為混凝土壓桿;3為抗彎鋼筋拉桿;4為抗拔鋼筋等代桿;θ為沖切角;h0為錨固段埋深;S為鋼柱腳錨梁端部至千斤頂或錨桿固定端內邊緣作用線距離;b為錨梁寬度;P為錨固承載力。由于混凝土壓桿及抗拔鋼筋等代桿均達到了屈服,且按理想彈塑性恢復力模型考慮,故有圖11c各桿的受力取值存在。由平衡條件可得由ΣX=0,得σsAs=f′cAccosθ(1)σsAs=f′cAccosθ(1)由ΣY=0,得Ρ=2(f′cAcsinθ+fyvAsv)(2)P=2(f′cAcsinθ+fyvAsv)(2)式中,f′c、Ac分別為斜壓桿的混凝土強度和斷面面積,fyv、Asv分別為每側的抗拔鋼筋的屈服強度和面積之和,計算未配抗拔鋼筋的混凝土試件承載力時此項為0,σs、As分別為抗彎鋼筋拉桿的實際應力和面積。3.2錨固承載力及試驗實測根據(jù)《混凝土結構設計規(guī)范》(GB50010—2002)計算得出柱腳錨固段的錨固承載力,參見表5。表中同時給出了根據(jù)上述桁架力學模型計算得到的錨固承載力及試驗實測結果。由表5可見,力學模型的計算結果與實測結果符合較好,而由規(guī)范得到的計算值與實測值相差較大,這一方面與規(guī)范公式本身是半理論半經驗公