抗剪承载能力（精选七篇）
抗剪承载能力 篇1
1 概述
煤矸石多孔砖是以煤矸石、粉煤灰等工业废料为主要材料烧制而成的，可以实现“保护土地”、“节约能源”、“充分利用工业废料、保护环境”的目的，是一种比较理想的替代实心粘土砖的墙体材料，煤矸石多孔砖目前被广泛应用到房屋建筑中。地震是一种给人们带来巨大财产损失和人员伤亡的突发自然灾害，由于地震的复杂性，现在还很难准确预报地震发生，人类能做到的是通过合理的设计来减少地震灾害所造成的损失。增设构造柱和圈梁是砌体结构抗震的有效措施，设置构造柱和圈梁后就对墙体就形成一定的约束，为了掌握在构造柱和圈梁约束下煤矸石多孔砖墙体的抗震性能，就有必要对约束煤矸石多孔砖墙体抗剪性能进行研究，通过试验对约束煤矸石多孔砖抗剪性能进行研究。
2 抗剪承载能力实验
根据JGJ137-2001《多孔砖砌体结构设计规范》[1]设计制作设置了圈梁和构造柱的墙体试件3片墙体，(1)号墙片为采用M7.5砂浆砌筑，竖向压力为σ0=0.31N/mm2；(2)号墙片为采用M7.5砂浆砌筑，竖向压力为σ0=0.55N/mm2；(3)号墙片为采用M5.0砂浆砌筑，竖向压力为σ0=0.31N/mm2。墙片两端设钢筋混凝土构造柱，上部设钢筋混凝土圈梁，底部设钢筋混凝土地梁。墙体外廓尺寸3200×240×3150mm，按7度区考虑，构造柱与墙体连接处砌成马牙槎，沿墙高每隔500mm设2Φ6拉结筋，每边伸入墙内不宜小于1米，钢筋采用HPB235。
构造柱：截面240×240mm，截面配筋按构造要求配置：纵筋4Φ12，箍筋Φ8@250，两端500mm范围箍筋加密，Φ8@150。
圈梁：墙顶部截面240×150mm,3.2m长，混凝土等级：C20；截面配筋按构造要求配置：纵筋4Φ12，箍筋Φ8@250，钢筋采用HPB235。
2.1 试验装置
本试验所使用的主要仪器设备主要有:水平荷载加载由MTS液压伺服加载系统完成,竖向加载由配有300吨可自动补偿千斤顶和多功能加载架完成,数据量测位移分别由精密传感器位移计和百分表完成。
2.2 加载制度
在恒定竖向加载下进行水平往复作用加载的方式。低周期反复荷载试验的加载方式主要有三种,力控制加载、位移控制加载、力—位移混合控制加载三种。本试验采用力—位移混合控制加载,加载制度如图1所示。墙体底端地圈梁用螺栓固定,墙体顶端用带有滚轴的油压千斤顶加分配梁实现施加竖向均布荷载。水平荷载由侧向的MTS电液伺服系统加载。构造柱顶端设2个位移计测顶端的水平位移,墙体中间设6个百分表测定加载过程中的水平和竖向位移,具体布置情况如图2所示。水平荷载波形采用三角波形。开始用力控制加载,每次增加18KN直到加到开裂荷载后,用位移控制加载。
在试验时,竖向压应力σ0分别为:σ0=240KN/240×3200=0.31N/mm2;σ0=420KN/240×3200=0.55N/mm2。
2.3 试验结果整理
墙片(1)竖向恒定压力为σ0=0.31N/mm2，水平方向施加往复荷载。墙片(1)荷试验结果经整理后见表1。
墙片(2)竖向恒定压力为σ0=0.55N/mm2，水平方向施加往复荷载。墙片(2)荷载-位移实测值见表2。
墙片(3)竖向恒定压力为σ0=0.55N/mm2，水平方向施加往复荷载。墙片(3)的试验结果经整理后性能参数见表3。
图3-5分别给出了墙片(1)、(2)、(3)在水平往复荷载作用下的P-Δ骨架曲线。
对于墙片(1)、(2)、(3)在水平往复荷载达到100KN以前，墙片处于弹性工作阶段，荷载和位移的关系接近线性关系，之后墙体刚度有所降低，滞回曲线斜率减小。当水平荷载增加到250KN以上时，墙体两端的构造柱横截面出现裂缝，随着荷载的进一步增加，墙片(5)、(6)底部圈梁出现竖向裂缝，并随着水平荷载的增加，裂缝不断开展，同时水平荷载增长变缓，墙体位移急剧上增加，当墙片(1)、(2)的水平往复荷载分别达到432KN和401KN时，最终圈梁发生破坏。墙片(3)由于在底部圈梁采用钢板加固，最终墙体形成交叉裂缝，最终导致墙体出现交叉裂缝，发生破坏，所承受的最大荷载为420KN。墙片(2)的破坏情况与墙片(1)类似，但由于竖向压力的增大，墙体(2)的开裂荷载与极限荷载均较墙(1)略高。
3 煤矸石多孔砖墙体抗剪承载力计算
煤矸石多孔砖墙体抗剪承载力计算有两种考虑，一种不考虑构造柱何圈梁对墙体的约束作用，一种是考虑构造柱何圈梁对墙体的约束作用。
3.1 不考虑构造柱对墙体抗剪承载力的贡献
根据GB 50003-2001《砌体结构设计规范》[2]查得抗剪强度计算MU10多孔砖，砌筑砂浆为M5时，fv=0.11MPa;
MU10多孔砖，砌筑砂浆为M7.5时，fv=0.14MPa
GB 50003-2001《砌体结构设计规范》规定，各类砌体沿阶梯形截面破坏的抗震抗剪强度设计值，应按下面式计算
式中：fv E—砌体沿梯形截面破坏的抗震抗剪强度设计值；fv—非抗震设计的砌体抗剪强度设计值；ζN—砌块抗震抗剪强度的正应力影响系数，由σ0/fv，的值确定。
采用M5混合砂浆砌筑的煤矸石多孔砖墙体，轴向压应力0.55MPa时，
采用M7.5混合砂浆砌筑的煤矸石多孔砖墙体，轴向压应力0.55 MPa时
采用M7.5混合砂浆砌筑的煤矸石多孔砖墙体，轴向压应力0.31 MPa时，
当不考虑构造柱的约束作用单片墙抗力时按式（1）计算
式中：A-墙体横截面面积，多孔砖指毛截面面积；γRE-承载力抗震调整系数。
实测值和公式（1）计算值的比较见表4
从表4中可以看出实测值远高出规范计算值。
3.2 考虑构造柱对墙体抗剪承载力的贡献
考虑构造柱对墙体抗剪承载力提高的作用，对中部有构造柱参与工作的组合墙体，《建筑结构抗震设计规范》（GB50011-2001）[3]，给出了截面抗力按式（2）进行计算
Ac—中部构造柱截面面积；ft—中部构造柱混凝土轴心抗拉强度设计值；As—中部构造柱的中钢筋截面总面积；fy—钢筋抗拉强度设计值；ξ—中部构造柱参与工作系数；居中设一根时取0.5，多于一根取0.4；ηc—墙体约束修正系数；一般情况取1.0，构造柱间距不大于2.8m时取1.1。
按公式（2）的计算结果与实测值的比较见表5
从表5中可以看出，实测值还是远比计算值高，可见煤矸石多孔砖墙体的抗剪承载能力，煤矸石空心砖砌体抗剪承载能力要充分考虑构造柱和圈梁对墙体的约束作用。
3.3 约束煤矸石多孔砖墙体承载力计算
本次试验所研究的墙体是两端设置了构造柱，顶部设置了圈梁的约束墙体，因此应该考虑构造柱对抗震承载力的贡献。经比较分析对式（2）进行修正，其承载力设计值建议采用下面公式进行计算
Ac—两端构造柱截面面积；ft—构造柱混凝土轴心抗拉强度设计值；As—构造柱的中钢筋截面总面积；fy—钢筋抗拉强度设计值；ξ—构造柱参与工作系数，取0.4；η'c—墙体约束修正系数；一般情况取1.8，构造柱间距不大于2.8m时取2。
按式（3）重新计算设计承载力与实测值的比较见表6
从表6中可以看出，计算值与实测值比较接近。
4 结论
(1）煤矸石多孔砖墙在设置构造柱和圈梁后具有较好的抗震性能。煤矸石多孔砖砌体圈梁和构造柱连成一个整体，由于墙体受到圈梁和构造柱的约束，增强了墙体的延性和整体性，同时又由于灰缝间砂浆形成销键作用，使得煤矸石多孔砖墙体水平抗剪能力大大提高；（2）设置构造柱和圈梁的煤矸石多孔砖墙体的水平抗剪承载能力建议按下式计算:
其中：η'c墙体约束修正系数建议取值范围为1.8-2。
参考文献
[1]JGJ137-2001,多孔砖砌体结构技术规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2001.
[2]GB50003-2001,砌体结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2002.
钢管混凝土柱抗剪承载力计算 篇2
钢管混凝土柱的抗剪强度由钢管和核心混凝土所提供, 它不同于普通钢筋混凝土柱的脆性剪切破坏, 而是钢管约束混凝土受剪, 使强度和塑性性能都有所提高, 钢管混凝土构件在受力过程中, 钢管和核心混凝土之间存在着相互作用以及应力重分布, 当核心混凝土的横向变形大于钢管的横向变形时, 混凝土对外钢管有径向应力状态, 而钢管对核心混凝土有约束作用, 这样使钢管和核心混凝土呈三维应力状态, 尤其是混凝土, 它的工作性质起了质的变化, 由脆性材料转化成塑性材料。
2 影响钢管混凝土柱抗剪承载力的主要因素
2.1 套箍指标对抗剪承载能力的影响
钢管和混凝土在受力过程中的相互作用, 是这类结构具有一系列特殊力学性能的根本原因。由于这种相互作用构成了钢管混凝土力学性能的复杂性, 如何正确合理地估算这种相互作用, 是准确了解这类组合结构工作性能的关键所在。通过对以往研究者们大量的理论和试验研究成果的分析和总结发现, 钢管和混凝土之间的相互作用, 主要表现在钢管对其核心混凝土的约束作用, 使混凝土材料本身性质得到改善, 即强度得以提高, 塑性和韧性性能大为改善。此外, 由于混凝土的存在可以延缓或阻止钢管不能发生内凹的局部屈曲;在这种情况下, 不仅钢管和混凝土材料本身的性质对钢管混凝土性能的影响很大, 且二者几何特性和物理特性参数如何“匹配”, 也将对钢管混凝土构件力学性能起着非常重要的影响。这种做法是非常合理的且已被多个试验所验证并被国家现行规范所采用。
钢管混凝土轴压短柱的极限承载能力按下列公计算:
剪跨等于零时的“纯剪”, 将是钢管混凝土受剪承载力的上限V (+) :
V (+) /N0的计算结果见表1。
由表中的数据分析可知:不考虑轴向力N和剪跨比入对抗剪承载力的影响, 在θ值为0.3~3.0之间时, 受剪承载力V0, 将介于0.23~0.36N0之间, 随着θ值的增大, 钢管混凝土的抗剪承载能力也在增大。
2.2 剪跨比和轴压比对抗剪承载力的影响
在相同轴压比和剪跨比情况下, 试验值V与 的比值随套箍系数θ的增大而增大。数据见表2。
当剪跨比λ很小时, 钢管混凝土的破坏为在支座处被剪断, 属于剪切型破坏, 荷载到支座之间的混凝土可以看成一个短柱一样被压坏, 这时抗剪强度很高。故剪跨比是影响集中荷载作用下钢管混凝土抗剪强度的主要因素之一。由表2可以得到:钢管混凝土柱的抗剪承载力随着剪跨比的增大而下降。而这种剪切破坏是因为钢管和混凝土到达极限强度时发生的, 由于钢管对其核心混凝土套箍约束作用, 使核心混凝土处于三向受压状态, 延缓其纵向微裂缝的发生和发展, 从而使核心混凝土具有更高的抗压强度和压缩变形能力, 故这种套箍效应对钢管混凝土的剪切强度的影响也很大。当剪跨比和轴压比一定时, 抗剪承载力随套箍指标值的增大而增大, 两者大体为线性关系, 但剪跨比和轴压比不同时, 承载力的增长率不同。
3 抗剪承载力计算公式
钢管混凝土的截面几何特性和材料强度特性影响其抗剪承载力, 而套箍指标、剪跨比和轴压比也是影响的主要因素。轴力对抗剪承载力的影响, 是线性的, 故可用线性方程来表示这种变化规律:
式中的待定系数Ks、Kc为取决于剪跨比的需由试验确定的经验系数。对不同的剪跨比, 均能根据试验结果通过多元线性回归求出它们的Ks和Kc, 根据统计得出λ<0.5的系数Ks和Kc的公式:
钢管混凝土的抗剪承载力公式如下:
结语
在剪跨比一定的情况下, 钢管混凝土构件的抗剪承载力随轴压比增大而增大。当轴压比<0.2时, 抗剪承载力随着轴压比的增加而明显增加, 当轴压比达到0.4时, 钢管混凝土构件的抗剪承载力增加不显著。钢管混凝土构件在剪力作用下的破坏形态, 视剪跨与钢管直径比值的大小, 可能为弯曲型破坏或剪切型破坏。前者发生于剪跨比大的场合, 后者发生于剪跨比小的场合, 本次试验的钢管混凝土构件的破坏皆为剪切型破坏。提出了钢管混凝土柱的抗剪承载力计算公式;并给出的抗剪承载力计算公式的基础上, 考虑了剪跨比和轴压比对抗剪承载力的影响, 推导出实用的钢管混凝土抗剪承载力简化计算公式。
参考文献
[1]蔡绍怀.现代钢管混凝土结构[M].北京:人民交通出版社, 2003, l-190.
[2]Schneider SP.Axially loaded concrete-filled steel tubes[J].Strut.Eng1998, 124 (10) :1125-38.
[3]蔡绍怀, 焦占栓.钢管混凝土短柱的基本性能和强度计算[J].建筑结构学报, 1984, 345 (6) :13-29.
[4]HAJJARJF, GOURLEYBC.Presentation of concrete-filled-tubes, I:formulation[J].Journal of Structural Engineering, 2006, 123 (6) :736-744.
[5]曲卫波淤侯朝胜.钢管混凝土的应用[J].福建建筑, 2002, 3:33-34.
钢筋混凝土框架短柱抗剪承载力分析 篇3
1 钢筋混凝土框架柱抗剪承载力计算公式
美国ACI规范[1]规定的柱抗剪承载力计算公式为:
V=Vc+Vs (1)
美国ATC-32规范[2]:
V=Vc+Vs (4)
在塑性铰内:
对矩形截面:
其中,d为计算方向上箍筋环的间距,可取为计算方向上截面深度的0.8倍。
我国GB 50010-2002混凝土结构设计规范给出的混凝土框架柱抗剪强度计算公式为[3]:
管品武建议公式[4]:管品武等通过分析有关试验资料,提出了一个钢筋混凝土框架柱塑性铰区剪切强度的计算公式:
其中,αc为框架柱抗剪承载力中混凝土抗剪贡献的抗震影响系数,抗震等级为1,2,3(4)时分别取为1.05,1.225和1.4;αN为框架柱轴力贡献的抗震影响系数,抗震等级为1,2,3(4)时分别取为0.042,0.049,0.056。
我国规范及管品武建议公式中,对于λ>3.0者,均按3.0计算。
2 短柱抗剪拟静力试验数据及与各公式的对比分析
从PEER抗震数据库及文献[5]中选择了以下14个数据,试件剪跨比在1.0～3.2之间,混凝土强度在20 MPa～86 MPa之间,箍筋强度在400 MPa～559 MPa之间,试件均为矩形截面且发生剪切或弯剪破坏,各试件的混凝土抗压强度f′c、水平箍筋截面积Asv、箍筋间距s、剪跨比λ、截面尺寸b和h、箍筋屈服强度fyv、轴力N及试验的抗剪承载力V见表1。
分别按照ACI规范、ATC规范、我国混凝土结构设计规范及管品武建议的抗剪承载力计算公式计算各个短柱的抗剪承载力,并与试验结果进行对比,见图1,需要说明的是,管品武公式均按照1级抗震计算。
由图1可以看出,各公式计算结果与试验结果总体上成线性关系,具有一定的准确性,但各公式均在不同程度上过高的估计了框架柱的抗剪承载力,含有不安全的因素。其中,ACI规范的计算结果基本都大于试验结果,偏于不安全,而ATC规范的公式则相对较为保守,对于短柱抗剪强度应进行进一步的研究。
3 结语
总结了美国ACI规范、ATC规范、我国GB 50010-2002混凝土结构设计规范及管品武建议的钢筋混凝土框架短柱抗剪承载力计算公式,并结合PEER抗震数据库的抗震拟静力试验数据库,对各公式进行了简要的对比分析,得出以下结论:
1)各公式计算的短柱抗剪承载力与试验结果基本成线性关系,具有一定的准确性;2)各公式均在不同程度上高估了短柱的抗剪承载力,含有不安全因素。其中,ACI规范计算的结果偏差最大,而ATC规范则相对保守。
参考文献
[1]ACI Committee 318.Building code requirements for structuralconcrete(ACI 318-08)and commentary[S].American ConcreteInstitute,Farmington Hills,MI,2007.
[2]ATC-32.Improved seismic design criteria for California bridges:provisional recommendations[R].California:Applied Technolo-gy Council(ATC),1996.
[3]GB 50010-2002,混凝土结构设计规范[S].
[4]管品武,邹银生,刘立新.反复荷载下钢筋混凝土框架柱抗剪承载力分析[J].世界地震工程,2000,16(2):52-56.
[5]Zhou X S,Satoh T,Jiang W S,et al.Behavior of reinforcedconcrete short columns under high axial load[J].Transactionsof the Japan Concrete Institute,1987,9(6):541-548.
[6]Sezen H,Moehle J P.Seismic behavior of shear-critical rein-forced concrete building columns[C].Seventh U.S.NationalConference on Earthquake Engineering,Boston,Massachusetts,2002:21-25.
[7]Lynn A.Seismic evaluation of existing reinforced concrete buildingcolumns[D].University of California at Berkeley,Berkeley,Cali-fornia,1999.
[8]王东升.弯剪相互作用下钢筋混凝土桥墩的地震破坏机理与损伤模型研究[R].大连:国家自然科学家基金结题报告,2007.
[9]Xiao Y,Martirossyan A.Seismic performance of high-strengthconcrete columns[J].Journal of Structural Engineering,ASCE,1998,124(3):241-251.
抗剪承载能力 篇4
关键词：地基承载力特征值,抗剪强度,取值
前言
在进行地基基础方案分析、论证及软弱下卧层地基承载力验算时, 按照《建筑地基基础设计规范》 (GB50007-2002) 5.2.5式, 当偏心距e小于或等于0.033倍基础底面宽度时, 根据土的抗剪强度指标确定地基承载力特征值可按下式计算, 并应满足地基变形特征验算的要求:
式中:
fa-由土的抗剪强度指标确定的地基承载力特征值;Mb、Md、Mc-承载力系数, 按表5.2.5确定 (由准k查得) ;b-基础底面宽度, 大于6m时按6m取值, 对于砂土小于3m时按3m取值;Ck-基底下一倍短边宽深度内的土的粘聚力标准值;准k-基底下一倍短边宽深度内的土的内摩擦角标准值;γ-基础底面以下土的天然重度, 水位以下用有效重度;γm-基础底面以上土的加权平均重度。
按此要求, 如果在基底下一倍短边宽深度内是单层土则直接用该层土的代表值, 如果存在多层土如何来确定内摩擦角的标准值?指标选取的差别, 对计算结果影响很大。
1 承载力概念及影响因素
承载力是指地基所能承受的压力, 一般分为极限承载力和正常使用极限状态 (容许) 承载力。前者是指地基达到整体剪切破坏阶段所能承受的最小压力, 也就是说, 相当载荷试验曲线中地基从塑性变形阶段达到整体剪切破坏的界限压力, 后者是指地基不破坏也不产生过大沉降, 即满足强度和变形两个条件的承载力。而地基承载力特征值则表示正常使用极限状态计算时, 采用的承载力的值。
按理论公式计算地基承载力, 关键是土的抗剪强度指标Ck、准k的取值, 要求采取原状土样以三轴剪切试验测定, 一般要求在建筑场地范围内布置6个以上的取土钻孔, 各孔中同一层土的试验不少于3组。
确定抗剪强度指标Ck、准k的试验方法必须和地基土的工作状态相适应。
理论公式5.2.5式, 是相当于P1/4公式, 即临界公式, 仅适用于偏心距不得大于0.033倍的基础底面宽度的情况, 这是因为该公式是按条形均布荷载导出, 所以, 土的抗剪强度指标应采用基底下一倍短边宽深度内的土的标准值, 但是在实际工作中相当一部分勘察技术人员不知道如何处理基底下的一倍宽深度内的标准值的取值问题。尤其对多层土的取值更是不明白。
2 实例分析
实例:某工程地层情况见表。基础尺寸为3.0m×3.0m, 基础埋深2.5m。
基础底面以下土的天然重度12.1kN/m3, 基础底面以上土的加权平均重度11.5kN/m3。
抗剪强度取基底一倍基础短边宽深度内厚度加权的平均抗剪强度。
经查得:Mb=0.51 Md=3.06Mc=5.66
3 公式中土的抗剪强度指标取值的探讨
在一般情况下, 取基底下一倍基础宽深度内的标准值, 主要是基于以下方面进行考虑的:
按照地基中附加应力的颁布规律, 在集中力作用下, 地基中附加应力随深度Z的增加而递减。当Z/b=1.0时, 矩形基础在均布荷载作用下, 角点处的附加应力Pz= (0.175-0.205) P0 (P0为基底附加压力) ;对于条形基础, 附加应力Pz=0.205P0。
由此可见, 在一倍基础短边宽度深度以下的地层内, 地基附加应力已经衰减得很小, 它仅承受约为20%的基底附加压力和上覆土体自重应力之和。与上覆土体自重应力相比, 在一倍基础短边宽度深度以下的地层内的地基附加应力已处于次要地位, 大约80%的基底附加压力由一倍基础短边宽度深度内的地层承担, , 取一倍基础短边宽度深度内各层土抗剪强度指标标准值是符合实际受力情况的。
由上述实例可知, 基底下土的抗剪强度取值直接影响地基承载力的准确取值, 最关键的问题是对于多层土的抗剪强度指标, 在一般条件下, 不能像压缩模量那样采用等效平均的方法计算抗剪强度指标的当量值。这是因为地基的沉降是各层土的压缩变形的总和, 以总沉降量相等为条件, 才存在当量压缩模量的概念, 从而得出以应力面积等效平均的当量压缩模量的计算方法。而地基的强度问题和变形完全不同, 当软弱土层的强度不够的时候, 其他的硬土层帮不上忙。例如, 持力层的承载力不够, 而下卧的土层却有很高的承载力, 管用吗?能够将两层土的抗剪强度平均了计算地基承载力吗?显然是不行的。反过来说, 如果持力层的强度很高, 但当下卧层的强度不够的时候, 地基设计主要受软弱下卧层强度的控制。因此, 层状土的强度和稳定问题则是并联体系的概念。
但是这个一倍宽度的规定实际也没有什么太多的道理, 也很难执行。例如土层厚度是5m, 基础的宽度是2m, 你还能只用2m范围内的指标进行统计, 而下面3m范围内的指标不参加统计?如果基础可能取3m、4m、5m三种尺寸, 那么又该怎么统计指标呢?其实, 如果是分层地基, 你就分层统计每层土的抗剪强度指标, 假定划分的力学层是均质体, 每层土的所有参数全部参加统计, 用数理统计的方法得到代表性的指标, 然后供计算地基承载力时选用。
4 结论
以相关实例, 通过对地基承载力公式中抗剪强度指标的取值问题进行了探讨, 提出观点, 希望是对该问题有疑惑的同行有所帮助, 不妥之处敬请同行专家批评指正。
参考文献
[1]GB50007-2002, 建筑地基基础设计规范[S].
[2]赵明华.土力学与基础工程[M].武汉:武汉理工大学出版社.
抗剪承载能力 篇5
在建筑工程中, 常常存在施工单位为了施工方便或工期要求, 修改原设计的现象。有的施工单位不与设计单位沟通, 擅自修改设计;有的施工单位即使与设计人员沟通, 但设计人员有时凭经验, 没有经过认真的符合验算, 就认可设计修改通知单, 这样做的后果往往造成工程隐患。
2 工程概况
某批发市场建筑面积约为1.5万m2, 为2层框架结构。原设计框架1层墙体为黏土实心砖墙, 外墙厚370mm, 内墙厚240mm, 采用MU7.5实心砖、M5混合砂浆砌筑。2层外强采用300mm后空心砖砌筑, 内墙采用180mm厚空心砖砌筑。梁、板、柱等现浇构件混凝土设计强度等级为C25。业主在该市场不到3年的使用过程中发现一层框架梁普遍存在梁端正八字形裂缝。
3 工程情况调查及检测
3.1 施工情况调查
通过对业主、设计单位、施工单位及现场实地调查得知, 该工程施工日期为2003年9月至11月, 在施工中为了缩短工期, 施工单位与设计单位沟通后将该工程从1层原设计的现浇楼板改为预制楼板, 其他结构形式及构件截面尺寸不变, 在2层施工时施工单位又因购买材料不便等原因擅自将原设计的180mm厚空心砖隔墙改为240mm厚实心砖墙。
3.2 现场检测
3.2.1 裂缝形态
检测中发现该工程1层混凝土梁均存在正八字形裂缝, 且两侧对称。梁缝距梁端为0.8～2.0m。对里风部位的抹灰层凿除后发现, 混凝土基层裂缝大于抹灰层裂缝, 见图1。
3.2.2 混凝土现有强度检测
根据《钻芯法检测混凝土强度技术规程》的有关要求, 现场对该批发市场一层梁裂缝混凝土梁进行钻芯取样以确定其混凝土现有强度, 见表1。
从表1检测结果来看, 梁的混凝土现有强度均低于混凝土设计强度等级。
3.2.3 钢筋测定
利用钢筋扫描仪对裂缝梁进行扫描检测, 并将现场采集的数据进行电脑分析, 梁箍筋间距及梁端。加密区箍筋间距如表2所示。
从表2检测结果可以看出, 钢筋实际配置情况基本符合原设计的要求。
4 验算复核
对结构原设计方案及修改设计后的方案分别进行承载力验算, 经比较分析后发现, 采用原设计方案梁抗剪承载力满足要求, 而修改后的方案经验算, 梁抗剪承载力不满足要求。
5 裂缝原因分析
通过以上检测和构件承载力核算, 得出以下结果:
⑴原设计满足承载力各项指标要求。
⑵按构件现有计算指标及实际荷载核算, 构件抗剪承载能力不满足要求。
这主要是因为在原设计中, 楼板为现浇双向板, 楼板荷载向四边简支梁传递, 裂缝梁受荷以均布荷载为主, 修改后的方案采用预应力空心板, 楼板荷载传递给次梁, 次梁又以集中荷载形式传递给框架梁。随着结构受力途径的改变, 框架梁斜截面的抗剪承载力降低, 具体分析如下:
影响受均布荷载的有腹筋受剪承载力的因素是: (1) 剪跨比, (2) 混凝土强度, (3) 箍筋数量及强度, (4) 纵筋配筋率等[1]。按《混凝土结构设计规范》 (GB50010-2002) 中11.3.4条规定, 考虑地震作用的框架梁受均布荷载时, 其斜截面的受剪承载力应符合:
但对承受集中荷载为主的独立梁, 剪跨比对承载力的影响是不能忽略的。因此, 《规范》[2]要求:对集中荷载作用下的独立梁, 应按以下公式计算:
式中γRE为承载力抗震调整系数, Vb为框架梁剪力设计值, ft为混凝土轴心抗拉强度设计值, b为框架梁的宽度, h0框架梁的有效高度, fyv为箍筋抗拉强度设计值, Asv为配置在同一截面内箍筋各肢的全部面积;s为沿构件长度方向的箍筋间距, λ为计算剪跨比。
以实例中裂缝梁的计算指标 (b=250mm, h=550mm, ft=1.27N/mm2, φ8@100, fyv=210N/mm2) 为例, 按公式 (1) 、 (2) 进行计算比较;集中荷载作用下框架梁抗剪承载力降低约为26%。
而且, 虽然在现浇楼板中框架梁承载力计算不考虑现浇楼板作用, 但是现浇楼板作用作为安全储备而存在。预制楼板方案中框架梁为矩形截面独立梁, 楼板作用不存在, 其实承载力是有所降低的。
综上所述, 当板面荷载基本不变时:在受力途径改变的情况下, 框架梁原设计截面及所配箍筋不满足抗剪承载力要求, 致使梁弯剪区产生八字形剪切斜裂缝。
6 结束语
受荷方式对构件承载力影响较大, 在施工中应正确认识, 不应在施工中擅自修改设计方案。当需要改变受力途径时, 设计者也应该对主要承重构件承载力进行认真核算, 防止此类工程隐患的出现。
参考文献
[1]王铁成等, 混凝土结构设计原理.中国建筑工业出版社.
抗剪承载能力 篇6
关键词：钢筋混凝土梁,抗剪承载力,锈蚀,完全无粘结,局部区段
0 前言
实际工程中的服役期钢筋混凝土梁,由于其受力状态和所处的环境不同,裂缝可能出现在梁的不同部位,从而使得出现裂缝区段内钢筋易被腐蚀,且服役期构件内钢筋的锈蚀沿构件长度分布是很不均匀的,有的仅仅发生在构件的某一或某些局部区段内;有的仅某一区段钢筋锈蚀严重,甚至引起混凝土保护层严重脱落,受力钢筋外露。目前,国内外对锈蚀钢筋混凝土梁抗弯承载力的试验和理论研究已经较多,而对其抗剪承载力的试验研究还较少。一些学者通过在实验室制作局部区段内钢筋外露或钢筋与混凝土间的完全无粘结钢筋混凝土试件,进行静载试验研究,以获得静力荷载作用下局部区段内钢筋锈蚀严重致使混凝土保护层完全脱落、钢筋与混凝土间粘结强度完全丧失的锈蚀梁的抗弯承载能力、抗剪承载能力和相应的力学性能[1~8]。但实际上,仅局部锈蚀区段内钢筋外露或钢筋与混凝土间的完全无粘结,并不能完全代表局部区段内钢筋严重锈蚀的情形。仅模拟局部区段内钢筋与混凝土间粘结强度的丧失而不考虑钢筋本身截面面积和力学性能的下降,与实际服役期梁中钢筋的锈蚀情况存在一定差异。同时,由于采用剪跨内钢筋与混凝土间的完全无粘结来模拟剪跨内钢筋锈蚀引起的粘结强度丧失,使得较大剪跨比下梁的斜拉破坏不能发生,梁抗剪机制中的“拱作用”加强,剪跨内局部区段锈蚀钢筋混凝土梁的抗剪承载力反而较正常钢筋混凝土梁有所提高[4]。
为反映局部区段内钢筋的不同锈蚀程度对钢筋混凝土梁抗剪承载力的影响,设计了8根一侧剪跨内有局部锈蚀区段的梁;为比较相同局部区段内完全无粘结梁的力学性能与局部锈蚀区段梁力学性能的差异,设计了6根局部区段内完全无粘结梁;另设计了2根正常梁作为参考梁。采用两点对称集中荷载加载,对14根钢筋混凝土梁进行了抗剪承载力试验。
1 试验介绍
1.1 试件
设计试验梁的截面尺寸为150mm×180mm,梁全长1800mm,跨长1200mm(如图1所示)。为确保纵向钢筋的锚固长度足够,两边距离支座300 mm。纵向受拉钢筋采用3根Ⅱ级带肋钢筋,直径采用16mm,其屈服强度不小于310MPa(实测强度见后表);架立钢筋和箍筋均采用Ⅰ级6mm光圆钢筋,其平均实测屈服强度为441.5MPa。混凝土强度按C30设计,水灰比取0.55,采用强度等级为42.5的普通硅酸盐水泥、中砂(黄砂,细度模数2.3~3.0,最大粒径小于5mm)和最大粒径不大于20mm的碎石制作。
设计试件时,选取了2.0和3.0两种不同剪跨比;每种剪跨比梁中设置两种不同长度的局部锈蚀区段;相同局部锈蚀区段内,考虑了钢筋与混凝土间不同的粘结情况:完全无粘结;中等锈蚀量(10%左右);较重锈蚀量(25%)。所有局部区段梁中,设计的局部区段均仅位于一侧剪跨(图1)。
综合考虑以上的设计因素,给出的设计试件如表1所示。表1中梁的命名规则如下:B代表梁,接下来的数字分为三个部分,第一部分指梁的剪跨比,第二部分指梁的局部区段长度,第三部分指局部区段内的粘结情况。例:梁B2.0-300-10,即梁的剪跨比为2.0;局部锈蚀区段长度为300;局部锈蚀区段内钢筋的锈蚀率为10%。
1.2 试件的制作方法
钢筋混凝土梁采用平卧式浇筑,在浇筑混凝土同时,给每根梁分别预留3块混凝土标准立方体试块,与试验梁同期养护满28d后测其强度。对所有梁中纵筋,在其两侧钢筋的中心位置上贴应变片(见图2)。在贴有钢筋应变片处,需涂抗锈环氧树脂,并包裹防水绝缘胶带。
对局部无粘结区段,在无粘结区段的中心部位预埋应变片(图2),用塑料套管(外径26mm、内经22mm、管厚2mm)包裹以模拟完全无粘结,然后在两端扎上钢丝并用防水绝缘胶带裹住,以保证与外界隔绝,无锈蚀现象产生。对于局部锈蚀区段,在锈蚀区段的中心部位预埋泡沫塑料(加载前敲掉),将露出的钢筋磨平、抛光,并粘贴电阻应变片,再用水泥砂浆填补。
对正常梁和局部区段无粘结梁,梁中箍筋的应变片位置和命名如图2所示;对局部区段锈蚀梁,当梁整个剪跨均锈蚀时,如梁B2.0-300-10、B2.0-300-25、B3.0-450-10和B3.0-450-25,靠近支座处箍筋不贴应变片,以防止应变片在锈蚀过程中的破坏。
1.3 钢筋的加速锈蚀
试验中,用直流稳压电源来加速局部区段内钢筋的锈蚀。钢筋端部连接稳压电源的正极,铜条连接稳压电源的负极(图2)。对需锈蚀区段,在锈蚀通电过程中,采用海绵块贴附锈蚀侧,并将海绵块浸泡在浓度为5%的Na Cl溶液中。锈蚀过程中,每日定期观察电流情况,并在容器中添加同浓度Na Cl溶液,以保证海绵的浸湿度和锈蚀的正常进行。根据电化学原理,由通电时间、电流强度来控制锈蚀量。
1.4 试件的加载
加载试验中,采用QF型分离式油压千斤顶加载,DH3816静态应变测量系统采集数据。分级加载,观察、记录试件的裂缝发展情况和相应荷载。当钢筋应变接,。梁的中部受拉区和两端共布置3个位移计,以测量梁的挠度。加载装置见图3,图中d为施加到试验梁上两荷载之间的距离,当剪跨比为2.0时为600mm,当剪跨比为3.0时为300mm。为观察梁中斜裂缝发展情况,布置了图示的混凝土应变片,见图3。
1.5 清洗并观察内部锈蚀情况
加载试验结束后,敲开混凝土保护层,观察和记录柱内钢筋锈蚀情况,根据加载前标定的长度标定柱内钢筋长度并切割。敲去锈蚀钢筋表面的混凝土屑和浮锈,配制浓度约为10%的稀盐酸清洗钢筋;清水漂洗后放入石灰水中中和,再用清水漂洗。待干燥后用电子天平称重,确定钢筋的平均锈蚀率。用游标卡尺测量钢筋的最小剩余直径,确定钢筋的最大截面损失率。
2 试验结果
2.1 试验梁原始尺寸
试验梁的原始尺寸、钢筋屈服强度和混凝土立方体强度如表2所示。
在钢筋混凝土梁的浇筑过程中,因模板有轻微变形,导致梁的形状有一定的离散性,从而造成有效高度与原设计有变。在实际试验中,为了避免由模板变形引起的误差,在加载前,重新测量、确定了梁的实际有效高度,严格按设计的剪跨比来确定支座的位置。
1-试验梁;2-滚动铰支座;3-固定铰支座;4-支墩;5-分配梁滚动铰支座;6-分配梁固定铰支座;7-集中荷载下垫板;8-分配梁;9-负荷传感器;10-千斤顶;11-位移传感器;12-混凝土应变片
2.2 钢筋的锈蚀率
锈蚀试件中纵向钢筋和箍筋的锈蚀情况如表3和4所示。为较好地反映纵向钢筋和箍筋的锈蚀情况,用平均重量损失率和最大截面损失率分别反映纵向钢筋和箍筋的平均锈蚀和坑状锈蚀。表3中,纵向钢筋的命名规则为:平卧浇筑时,靠近浇筑面的受拉钢筋称为“XO1”,反面对称的钢筋则称为“XO2”,中间位置的纵向钢筋称为“Xm”。对箍筋的命名规则为:位于梁的局部区段一侧,从荷载到支座依次为ST1、ST2、ST3。在试验过程中,为保证锈蚀的长度,海绵长度要略长于锈蚀长度,但由于Na Cl溶液在混凝土梁中的渗透,故表3中各锈蚀梁的实际锈蚀长度普遍偏长;但纵向钢筋锈蚀率的控制基本符合设计要求。表4中,因箍筋ST2位于锈蚀区段的中部,故所有锈蚀梁中的ST2均锈断;ST1位于锈蚀区段端部,锈蚀也相对严重。梁B2.0-200-10、B2.0-200-25、B3.0-300-10、B3.0-300-25中的ST3与锈蚀区段有一定距离,均未锈蚀,与原设计相符;而梁B2.0-300-10、B2.0-300-25中的ST3位于锈蚀区段端部,梁B3.0-450-10、B3.0-450-25中的ST3位于锈蚀区段内部,故均受到不同程度的锈蚀。
2.3 试验梁裂缝分布和破坏模式
典型试验梁的裂缝分布和破坏模式如图4~6所示,图中粗实线表示梁的破坏面。由于采用QF型分离式油压千斤顶加载,图中的数字为SY-1型数字压力测试仪所记录的微应变值,该微应变值所对应的荷载由标定的应变-荷载关系式确定。
典型控制梁的裂缝分布和破坏模式如图4所示,其最终破坏模式为一侧剪跨区内的剪切破坏。当外荷载达到极限荷载的18%~25%时,在梁的下部表面开始出现微小的垂直弯曲裂缝,初始裂缝往往是在梁的中心受拉位置出现,裂缝长度一般仅为10~30mm,随着荷载的增加,新的裂缝不断产生,原有裂缝也继续延伸发展,当外荷载达到极限荷载的46%~50%时,剪跨内开始出现初始斜裂缝,随着外荷载的进一步加大,临界斜裂缝形成,斜裂缝条数增多,当外荷载达到极限斜裂缝的80%左右时,一般不再有新的裂缝出现,只是在原有裂缝上的继续延伸与加宽。临近破坏时临界裂缝会突然迅速加大,最后破坏。
典型局部区段无粘结梁的裂缝分布和破坏模式如图5a、5b所示,其中无粘结区段位于图中左侧。该类梁的最终破坏模式有可能是粘结完好一侧的剪切破坏(图5a),也可能是抗弯区段内的弯曲破坏(图5b)。其初始弯曲裂缝出现的时间比其他梁要早很多,一般当外荷载达到极限承载力的6%~13%时就开始出现,位于无粘结区段一侧的加载点附近。初始斜裂缝出现时间也相对较早,当外荷载达到极限承载力的27%~39%时开始出现斜裂缝。但是在加载过程中,无粘结一侧未产生斜剪裂缝。
典型局部区段锈蚀梁的裂缝分布如图6a与图6b所示,锈蚀区段位于图中左侧。除梁B3.0-450-25外,该类梁最终破坏模式都为锈蚀区段一侧剪跨区内的剪切破坏。轻度锈蚀的梁如图6a所示,当外荷载达到极限荷载的18%~27%时开始出现初始弯曲裂缝,当外荷载达到极限荷载的29%~45%时开始出现初始斜裂缝,轻度锈蚀梁的临界斜裂缝一般从加载处延伸至支座处;而局部区段严重锈蚀的梁如图6b所示。除梁B3.0-450-25外,当外荷载达到极限荷载的24%~30%时开始出现初始弯曲裂缝,当外荷载达到极限荷载的34%~40%时开始出现初始斜裂缝,严重锈蚀梁的临界斜裂缝一般从加载处延伸至锈蚀区段的中间部位。在梁B3.0-450-25中,三根箍筋ST1、ST2、ST3均锈断,且其纵筋锈蚀严重,XO2几乎锈断,故在初始斜裂缝出现不久,即发生脆性破坏,相应的极限荷载也很低。可见,剪跨内局部区段内箍筋的锈断和纵向钢筋的严重坑蚀对梁的破坏模式有较大影响,随剪跨内局部区段的增大和其内锈蚀率的增加,锈蚀梁发生脆性破坏的可能性增大。
2.4 试验梁承载力
试验梁的极限荷载Fpult如表5所示。为比较试验梁承载力与相应完好梁的承载力,对相应粘结完好梁的抗弯与抗剪承载力进行了计算(表5),其中相应粘结完好梁的定义为:与表2中每根试验梁相同的截面尺寸和配筋、相同的受拉钢筋混凝土净保护层厚度、相同的钢筋屈服强度和混凝土抗压强度;沿梁全长粘结完好。在计算完好梁的抗弯承载力时,考虑纵筋屈服和受压区混凝土被压碎,分别确定对应的屈服荷载Ffyie和极限荷载Ffcru。在确定极限荷载Ffcru时,考虑试验梁中所用纵向钢筋屈服后应变硬化的特点,把钢筋的应力-应变关系理想化为具1%屈服后应变硬化的线弹塑性关系[9],以确定相应完好梁的极限荷载Ffcru。与现有的钢筋混凝土梁抗剪强度预测模型相比,选择具有较好预测结果的Zsutty剪切强度来确定相应完好梁的抗剪承载力[10]。为反映试验梁极限承载力Fpult相比于相应完好梁的极限抗弯承载能力Ffcru的降低,表5中给出了试验梁极限承载力Fpult与相应完好梁的极限抗弯承载能力Ffcru的比值。
由表5可见,相应于局部区段无粘结梁和锈蚀梁的在试验中表现出的不同性能,其相对承载力比也不同。对局部区段无粘结梁,当梁整个剪跨内均无粘结时,如梁B2.0-300-0和B3.0-450-0,其相对承载力比最大;另一方面,当梁整个剪跨内均锈蚀,且锈蚀区段内有最大锈蚀率时,如梁B2.0-300-25和B3.0-450-25,则相对承载力比最小。在文献[1-8]中,根据严重锈蚀时钢筋与混凝土间粘结强度的破坏导致的钢筋与混凝土间的粘结力的完全丧失,对纵向钢筋和混凝土间完全无粘结或受拉钢筋暴露的钢筋混凝土梁的力学性能进行研究,以期获得严重锈蚀钢筋混凝土梁的力学特性。实际上,从本文的试验梁的裂缝、破坏模式分析和承载力计算中,可以看出,局部区段无粘结梁和局部区段锈蚀梁的力学特性和极限承载力存在较大的差异。由于局部区段内纵筋和与之连接箍筋的锈蚀,锈蚀梁表现出较脆的力学特性和较低的承载能力,尤其是在局部区段内钢筋锈蚀程度较高时。因此,忽视局部区段内钢筋的锈蚀尤其是坑蚀的影响,而仅考虑因锈蚀引起的钢筋与混凝土间的粘结退化,可能导致对锈蚀钢筋混凝土承载能力的评估过高,忽视因局部区段内钢筋锈蚀引起钢筋混凝土构件突然脆性破坏的危害。
3 结论
(1)局部区段无粘结梁的力学性能与正常梁有很大的区别,局部区段无粘结梁在无粘结一侧的剪跨区内无斜裂缝;且由于局部区段内的完全无粘结,局部区段无粘结梁的破坏模式也发生较大的变化。与粘结完好梁相比,当梁整个剪跨内均无粘结时,两种剪跨比下相应的局部区段无粘结梁均具有最高的相对承载比。
(2)对局部区段锈蚀梁,虽然所有的试件均因剪跨内的锈蚀区段而发生沿斜截面的破坏,但随着锈蚀区段长度的增加和其内钢筋锈蚀率的提高,梁呈现出较脆的破坏模式和较低的极限承载力。与粘结完好梁相比,当梁整个剪跨内均锈蚀时,两种剪跨比下相应的局部区段锈蚀梁均具有最低的相对承载比。
(3)当梁一侧剪跨内的锈蚀区段内有较高的钢筋锈蚀率时,如果纵筋或与之接触的箍筋被锈蚀严重破损甚至锈断,那么在很低荷载作用下,梁就可能发生脆性的断裂破坏。这对与生命线相关的建筑物来说是非常危险的。
(4)在对锈蚀钢筋混凝土梁的力学特征和承载能力的试验研究中,忽视锈蚀尤其是坑蚀对纵向受力钢筋和箍筋的影响而仅考虑因锈蚀引起的钢筋与混凝土间的粘结退化,用局部区段无粘结梁来研究锈蚀钢筋混凝土梁的力学特征和承载能力,可能会导致对局部区段锈蚀钢筋混凝土梁承载能力的评估过高,从而忽视因局部区段内纵向钢筋的较大坑蚀和箍筋的锈断引起的构件发生突然脆性破坏的危害。
参考文献
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抗剪承载能力 篇7
关键词：梁柱节点,应力,抗剪承载力
U形外包钢—混凝土组合梁是一种基于普通钢—混凝土组合梁研究基础上的新型组合梁。其截面形式为钢板焊成的U形。
与普通钢—混凝土组合梁相比,U形外包钢—混凝土组合梁具有结构受力合理,施工工序优化,防火性能提高,承载力高、刚度大、经济性好等优点[1,2,3,4],是一种值得推广的新型组合梁。但在实际应用中,梁与柱必须连接成节点形成结构骨架才能共同工作,目前对这种新型组合梁与柱的连接节点的研究较少,限制了这种新型组合梁的推广应用。
本文通过分析U形外包钢—混凝土组合梁与钢管混凝土柱节点的抗剪承载力影响因素,提出抗剪承载力计算建议公式,为这种新型组合梁的推广应用提供依据。
1 钢管对节点区抗剪承载力影响及计算
本文假定外包钢—混凝土组合梁与钢管混凝土柱节点的抗剪能力由节点区钢管与混凝土共同承担。
1.1 钢管在单项荷载作用下的应力计算
组合梁与钢管混凝土柱节点区钢管所受外力如图1所示。节点在水平荷载作用下,钢管受到轴力、弯矩及剪力的共同作用。假定:钢管与混凝土之间变形协调;在弯矩作用下钢管混凝土截面符合平截面假定;由于钢管壁厚δ远小于截面半径,假定剪应力沿壁厚无变化;不考虑混凝土对钢管径向的压力。
1)由轴力产生的应力σsN。
钢管混凝土柱在轴力N作用下,钢管与混凝土之间变形协调,则:
其中,Es为钢管材料的弹性模量;Ec为混凝土的弹性模量;As为钢管横截面面积;Ac为混凝土横截面面积;α=Es/Ec,其他如图1所示。
2)由弯矩产生的应力σsM。
其中,Esc为钢管混凝土组合截面的弹性模量;Isc为钢管混凝土组合截面刚度;y为计算点处至中性轴的距离,如图1b)所示。EscIsc为组合截面抗弯刚度,圆钢管混凝土的EscIsc的取值可暂采用规程DBJ 13-51-2003提供的公式进行计算[4]:
3)由剪力产生的应力τs。
由剪应力互等定理,建立平衡方程,得到:
其中,δ为钢管壁厚;r0为钢管混凝土柱截面的平均半径,在本文中r0为截面圆心至钢管壁厚度δ中点的距离。
1.2 形状改变能密度理论下钢管的抗剪承载力
由形状改变能密度理论可知:
其中,fy为钢管材料的屈服强度,由前述钢管在轴力、弯矩、剪力作用下的假定及应力分析可知,钢管壁上的微元体可按平面应力状态分析,则式(8)可改写为:
其中,σx为钢管的环向应力。试验证明[5],在钢管混凝土柱中当钢管的纵向压应力接近钢材的比例极限时,μc≈μs。随后,随着轴心压力的增加,钢管和混凝土的应力都增加,而μc>μs,钢管的横向变形小于混凝土的横向变形,这时混凝土的横向变形受到钢管的约束,在钢管中产生了环向应力σx。若钢管应变始终小于屈服应变,则σx=0,则式(10)可改写为:
将式(3),式(4),式(7)代入式(11)得:
θ=2π处应力最大,令式(12)中,则钢管所能承担的剪力为:
2 混凝土对节点区抗剪承载力影响及计算
钢筋混凝土节点试验研究表明[7,8,9],对中柱节点,其斜压杆的宽度较边柱节点大,承载力也大,顶层边节点的斜压杆宽度最窄。就受力特征而言,主要和节点所受轴压力有关。在钢筋混凝土梁柱节点中,混凝土斜压杆和轴压力影响的受剪能力表达为[10]:
其中,fc为混凝土轴心抗压强度设计值;ft为混凝土轴心抗拉强度设计值;bj为框架节点核心区截面的有效验算宽度,当bb≥bc/2时,可取bj=bc;hj为框架节点核心区的截面高度,可取验算方向的柱截面高度,即hj=hc;ηj为正交梁对节点的约束影响系数;N为轴心压力设计值,当N>0.5 fcbchc时,取N=0.5 fcbchc。
《钢骨混凝土结构设计规程》[11]对型钢混凝土梁柱节点中混凝土斜压杆和轴力影响的受剪能力表达为:
其中,δj为节点位置影响系数,对中柱节点取δj=3,边柱节点及顶层中柱节点取δj=2,顶层边柱节点取δj=1。
综上所述可知节点区混凝土斜压杆的抗剪能力主要与轴压比、梁与柱截面宽度之比以及混凝土受到的约束程度有关。钢管混凝土梁柱节点区混凝土处于三向受压状态,其抗剪承载力高于混凝土节点及型钢混凝土节点。
根据斜压杆机理[12],参照文献[13],本文将混凝土的抗剪承载力表达为如下形式:
其中,D为钢管直径;h为组合梁截面高度;bj为混凝土斜压杆宽度,本文偏保守的取为组合梁截面宽度;be为混凝土斜压杆的截面高度,,bs为钢梁翼缘宽度。管壁有效宽度如图2所示。本文假定核心区混凝土斜压杆有效高度为be,fc*为混凝土在三向受压下的单轴抗压强度,对于圆钢管混凝土结构,钢管中的混凝土处于三向受压作用,对于约束混凝土,其单轴应力—应变曲线可由下列公式[14]确定:
当ε<ε0时,σ=σ0[A(ε/ε0)-B(ε/ε0)2](18)
当ε>ε0时,
3 外包钢—混凝土组合梁与钢管混凝土柱节点的抗剪承载力的建议公式
由前可知,将钢管和混凝土两项的受剪承载力叠加,可得外包钢—混凝土组合梁与钢管混凝土柱连接节点的受剪极限承载力公式:
4 存在问题及建议
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