粘结应力对钢管混凝土性质的影响

摘要：过去的研究已经了建筑中钢管混凝土（CFT）的应用，交互面的粘结应力状态的重要性，同时分析了其组合效应。试验研究表明，收缩对粘结应力非常有害，而收缩的程度是由混凝土的特性、钢管直径以及钢管的内表面的状态而决定的。钢管直径以及d/t值越大，则粘结应力越小，粘结应力与钢与混凝土表面的滑动密切相关。

关键词：钢管混凝土 粘结应力 收缩 交互面

 

1 概述

 CFT柱的应用日本先于美国，而且多数研究成果来自日本，实践中，交互面性能的需求已经做了分析，对于美国在这方面的不足也有证实报告，但其也评估了一些试验结果，进行了对于CFT粘结应力以及剪力连接的不同层次的研究，其中的实验数据可供我们。
　　美国多数CFT柱为支撑构件，在竖直荷载作用下的轴向应力，要求粘结应力的持续发挥作用，其直径往往超过1000mm，甚至高达3000mm。而且d/t 比率达到了100，有些结构甚至达到200。由于轴向刚度太弱会影响CFT的整体作用，因此常使用高强混凝土。
　　日本抗震结构中CFT柱的应用更为广泛。不管是圆形管，还是矩形管，都得以推广。圆管直径通常不超过700mm，而d/t 比率小于50。构件的抗剪连接方式见图1，图中防震隔板嵌入钢管中，然后用混凝土进行填充，这种固接形式的连接减轻了粘结应力的负荷。同时还在进行加强粘结能力的创新，如在钢管中设置肋。我国CFT研究开发始于60年代中期，首例应用在北京的地铁工程，并成功地用于"北京站"和"前门站"站台柱的建造，之后环线地铁工程的站台柱全部采用了钢管混凝土结构。70年代以后，逐渐应用于单层和多层厂房、高炉和锅炉构架、送变电构架及各种支架结构中，建成的建设工程超过百项，所采用的钢管直径也越来越大。

图1：钢梁与CFT柱的连接

2 钢管混凝土粘结负荷

　　首先设计结构模型，六层抵抗框架和十二层的支撑框架，荷载作用在同一中心来进行试验。粘结应力负载对于不同结构系统和在结构的不同位置是有变化的，在基础和连接等不连续的区域，负载最大，在连接处填入混凝土比直接的钢连接需要更小的连接力，受弯构件比支撑框架所受到的粘结应力小的多。图2可以解释承受横向荷载的含支撑的框架系统。每个结点处就像图3所示那样支撑上的轴向力转变为一种垂直荷载，在（图2A）位置，拉力被传递至柱的基底（图2B），粘结应力在此处负荷最大。

 

 

 

 

 

 

图2：CFT支撑框架系统的临界状态                    图3：粘结应力临界荷载细部图

3 交接面状态的判定

　　约束力在钢管和混凝土之间的相互传递依赖于由于在壳内的塑性混凝土产生的压力和混凝土核心的收缩而产生的径向位移，以及钢管内部的不规则程度有关。径向位移仅仅局限于混凝土和钢的组合效应还未出现的范围，这时钢和混凝土的应变并不相同。
　　因为CFT柱的截面是轴对称的，压力为P，可以导致横截面辐射e₁扩大，对于钢管：

                                             （1）

d = 直径， t = 壁厚， Es = 弹性模量，c = 混凝土线性收缩应变。

压力范围取决于混凝土的粘度、两端潮湿度、混凝土自身承受的压力以及钢管直径；混凝土横向收缩值e₂：

                                             （2）

收缩的影响来自于混凝土自身，养护条件以及直径，交互表面可能存在三种状态：

状态A：                                          （3）

状态B：                                        （4）

状态C：                                    （5）

　　e₃钢管内部表面的不规则产生的间隙值。
　　A状态：交互面上混凝土压力一直存在，收缩后的内部粘结强度是由钢和混凝土附着力提供的，这种状态被称为化学胶合力，当剪力增强超过这种粘结形成的承载力后，荷载主要由表面的机械咬合力承担。这时，存在两个特点：由表面压力相互作用产生的摩擦力，以及由钢和混凝土咬合产生的粘结应力，本没有区分这两种不同的机械粘结应力；
　　B状态：当发生收缩后，两种材料间出现了间隙，刚体产生运动，当其中一种材料受到推力时，只有较小的粘结强度和抗力；
　　C状态：是一中间状态，粘结应力损失巨大，机械咬合力伴随不可预见到达B状态的行为。对CFT构件，从一种状态转变过渡到另一种状态的试验是有益的。对此数据采用的缺省值一般为c=0.003，d/t=100。这数字表明当对混凝土的压力达到1.2MPa时，出现A状态，当d/t的值更小时，则需要更大的压力，实际条件下，这些压力很难获得。而收缩位移e₂，一般都比e₁大，这样在CFT中，状态A很难达到。
　　对c取值0.003，d取值2540mm，那么为防止状态B出现，管内的粗糙程度应达到0.38mm。如果管径小，则应相应小些，在传统实践中，实际管内部的粗糙度一般能超过0.25mm。这就能预示出大多数CFT的表面状况都趋向于状态C。此外，这些比较还显示出，拥有大收缩度和大管径的CFT构件可能存在B状态。
　　状态C提供可变性能，前提是混凝土与钢材表面不规则的咬合以及混凝土自身的收缩状态，先前提到，在比较大直径的钢管中，这种咬合力更小些；在更大直径的钢管中，或许不存在，且收缩状态是不确定的，长CFT构件和对管径大小的不确定性可能达到状态C。d/t的值很有意义，因为只有在管内保持不规则形状，咬合力才能有效阻碍混凝土滑动，拥有大的d/t值的钢管会在径向刚度上略低。因此容易扭曲而导致降低咬合效果产生的粘结应力。
　　状态C这种不可预见的交合面状态，不仅沿长度而且在钢管内部的两种材料相交的边缘进行空间变化。这样的局部粘结应力的能力是不可靠的，必须在一个有限度的区域进行平均化，以便得到有用的设计值。
　　机分析；为了更好的理解钢—混凝土粘结应力，采取了一种将实体三维网格化为小单元，分析CFT柱中钢与混凝土的模拟状态，ANSYS和SAP通常用于这种分析。首先在钢或混凝土上施加轴向荷载或弯矩，接着弹性重分布达到一种混合作用，计算是以实际应用中的管直径、厚度与柱的长度来取值的。当交互面状态允许0滑动，粘结应力就按指数分布，就像图4中的实曲线，对混凝土的压应力使粘结应力正常化，其值在距施力点最近的交互面处达到最大（端部），但在大约距离端部d/2处近似为0，这种计算分布受长度影响不大，除非试件长度接近d/2。对于d/t值大于100的钢管来说，粘结应力接近零点的距离略小于d/2，而对于d/t值小于50的，则略大于d/2。在图4虚线显现了此段距离中钢—混凝土滑动系数的模拟。正常化的粘结应力的极限值可达到1.0，在加压处0.2d范围内，滑动的长度再生了摩擦力，复制迭合了吸收无变化的粘结应力。
　　图中描述了在滑动段荷载转换的特性以及在非滑动段粘结应力指数分布的特性、这些分析显示粘结应力的需求集中在某一区域，如果要避免滑动的发生， 必须将钢与混凝土之间的不平衡荷载分布在小段区域内。


图4：沿圆形混凝土钢管柱换算粘结应力的变化

4 相应的试验的研究

　　大多数评估粘结能力的试验为推力试验，见图5。粘结应力被定义为表面应力的平均值，与相对于钢管的混凝土核心刚体的滑动相关联。导致滑动的荷载为P，最大平均粘结应力为，表示为：


图5：推力试验

              （6）

L=混凝土表面长度；

对图5，另一种试验方案是去除空气隔离，取而代之的是混凝土与钢的组合体，这样一来，公式（6）中P是在基础处转变为（传递）钢—混凝土复合比例的应力提供的最大荷载。此试验中获得的   值比图5中所求的值易小。在此类设备上已经进行过粘结应力试验的有Virdi, Dowling(1975),  Shakir-Kalil(1991, 1993a, b), Morish et al. (1979a, b)，Morisnita以及Tomii (1982)，得出的一些结论为：
1、  在偏心荷载作用下， 值的增长率大于轴心受力；
2、  随着钢—混凝土交互面粗燥程度的增长值增长；
3、  无论安装不安装连接构件，值不变，连接键只有在滑动已经开始后才开始起作用。
　　CFT粘结应力试验的试件直径最大达到300mm，大多数小于200mm，d/t值采用小于60，主要分布在15—35区间，这些试件的直径以及d/t取值要小于在实际中应用的构件，所以存在一个试验结果是否适用于实际的问题。

5 概括与

　　通过确定建筑物对于粘结应力需求来设计和分析两种结构原型，分析结果显示，支撑构件粘结应力的需求大于抗弯构件。其中粘结应力需求的最重要部位是CFT柱与基础的连接，但支撑梁与CFT柱的连接同样重要，因为支撑起传送竖向构件力的作用。连接的细部对于粘结应力的需求是非常重要的，如有抗剪键的部件插入到混凝土填充物中来抵抗钢与混凝土之间的滑移，可以大大减少粘结应力的要求。
对于钢管与混凝土填充物交互面状态的分析显示了混凝土干缩的重要与柱直径对粘结应力性质的影响。如果防止了钢与混凝土交互面层发生滑移，那么粘结应力需求降低，并且沿交互面不超过直径的1/2，而对d/t值较大的钢管，其传送长度短一些，小一点d/t值，转换长度长一些。当滑移产生后，粘结应力沿滑动区域近似平均分布。
　　先前的试验结果，用来检验影响粘结应力的因素，结果虽显得十分分散，但清楚的表明了三个趋势：
1． 矩形CFT柱的粘结应力低于圆形；
2． 不能明显看出粘结应力与混凝土的强度有关；
3． 粘结应力随管径和d/t值增大而降低。
　　最后的现象值得重视，因为在实际应用中，益采用更大直径也就意味着更大d/t值的CFT柱，而过去没有这方面数据记录，这就需要进一步研究和实践。

：

[1]   Charles W. Roeder, Composite Action in Concrete Filled Tubes[J]. Journal of Structural Engineering, Vol.125, 1999.
[2]   Emoto, Bond shear demand in composite concrete and steel members[J]. University of Washington, Seattle, 1996.
[3]   Tomii, Bond check for concrete-filled steel tubular columns[M]. Composite and mixed construction. ASCE, Reston, Va., 195–214, 1984.
[4]   韩林海，钢管混凝土结构[M]. 北京：出版社，2000.
[5]   吕西林，反复作用下方钢管混凝土柱的抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报，2000, 4(2).