鋼管角柱-鋼桁架暗支撐架混凝土組合核心筒的抗震設(shè)計(jì)

鋼管角柱-鋼桁架暗支撐架混凝土組合核心筒的抗震設(shè)計(jì)

0抗拔錨固性能分析大連國(guó)際貿(mào)易中心采用“鋼架橫截面混凝土組合管柱”。該結(jié)構(gòu)各核心筒均根據(jù)建筑的需求開(kāi)設(shè)了洞口，且整個(gè)結(jié)構(gòu)質(zhì)量、剛度分布不均，筒體受力較為復(fù)雜。整體結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果表明，交通支撐筒體承擔(dān)90%以上水平荷載或地震作用。因此，筒體在風(fēng)和地震參與組合的工況下處于偏心受拉狀態(tài)。在某一特定工況下會(huì)出現(xiàn)筒體一側(cè)受壓、另一側(cè)受拉，受拉側(cè)的角柱拉力很大。設(shè)計(jì)中采用了鋼管角柱，而角柱柱腳的抗拔錨固性能成為關(guān)鍵。在對(duì)柱腳抗拔錨固設(shè)計(jì)計(jì)算的基礎(chǔ)上，通過(guò)試驗(yàn)對(duì)柱腳的錨固承載力、延性、合理配筋形式等進(jìn)行了研究。1柱腳錨栓抗拉承載力筒體角柱柱腳構(gòu)造如圖1所示。計(jì)算結(jié)果表明，在地震作用下，核心筒角柱部位承受較大的拉力。以一個(gè)核心筒為例，大震作用下，核心筒角柱部位節(jié)點(diǎn)豎向反力為-20000kN(拉力)。抗拔柱在拉力荷載作用下的破壞形式有三種:1)錨栓本身達(dá)到抗拉強(qiáng)度極限值;2)錨栓與基礎(chǔ)底板混凝土之間的粘結(jié)破壞;3)基礎(chǔ)底板混凝土達(dá)到抗拉強(qiáng)度極限值。因此，在抗拔柱的柱腳錨栓設(shè)計(jì)過(guò)程中采取如下計(jì)算方法:(1)錨栓本身達(dá)到抗拉強(qiáng)度極限值時(shí)，錨栓的抗拉承載力為:式中:As為錨栓有效抗拉面積;fy為錨栓的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。(2)錨栓與基礎(chǔ)底板混凝土之間粘結(jié)破壞時(shí)，錨栓與混凝土之間粘結(jié)力為:式中:ft為混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;d為錨栓桿直徑;ld為錨固長(zhǎng)度。(3)基礎(chǔ)底板混凝土達(dá)到抗拉強(qiáng)度極限值時(shí)，假設(shè)混凝土破壞面以45°角由錨栓端頭開(kāi)始向上擴(kuò)散(圖2)，取距離集中拉力作用面積周邊ld/2處臨界截面對(duì)應(yīng)的向上沖切線作為計(jì)算沖切線。當(dāng)柱腳錨栓錨固在未配置抗沖切鋼筋的混凝土板時(shí)，基礎(chǔ)底板混凝土抗拉承載力為:式中A0為錨栓將混凝土拔出成45°臺(tái)錐體破壞時(shí)側(cè)表面的投影面積，A0=(ld+D/2)ld,D為錨栓端部的頂頭直徑。當(dāng)為錨栓群時(shí)，各錨栓的破壞錐體投影面積的重疊部分應(yīng)扣除，混凝土抗拉承載力為:式中Ace為計(jì)算錨栓群的破壞錐體有效投影面積。配置抗沖切鋼筋的混凝土板抗拉承載力為:式中:fyv為抗沖切鋼筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;Asv為與呈45°沖切破壞錐體斜截面相交的全部抗沖切鋼筋截面面積。為了確保核心筒的結(jié)構(gòu)安全，驗(yàn)證核心筒柱腳錨固段的錨固性能，對(duì)抗拔柱柱腳的錨固承載力、延性性能以及合理的配筋方式等進(jìn)行試驗(yàn)研究，這也對(duì)進(jìn)一步優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有非常重要的指導(dǎo)意義。2試驗(yàn)總結(jié)2.1混凝土澆筑模型鋼管角柱外側(cè)包裹混凝土保護(hù)層中配置縱向鋼筋較少，設(shè)計(jì)中鋼管柱承擔(dān)全部拉力。因此本次試驗(yàn)重點(diǎn)研究角柱方鋼管在基礎(chǔ)中的錨固性能。在模型設(shè)計(jì)中重點(diǎn)考慮了:1)方鋼管在基礎(chǔ)中的埋置深度;2)方鋼管埋入基礎(chǔ)部分的錨固構(gòu)造;3)混凝土基礎(chǔ)的配筋形式。試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷匿摻Y(jié)構(gòu)制作次序是:鋼結(jié)構(gòu)骨架定位、綁扎鋼筋、支模板、現(xiàn)澆混凝土。澆筑模型混凝土?xí)r留有混凝土試塊，且試件及試塊的混凝土在同等條件下養(yǎng)護(hù)。試件制作完成照片見(jiàn)圖3。基礎(chǔ)混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C40，采用商品混凝土?；A(chǔ)水平分布鋼筋為ue40a12、豎向架立鋼筋為ue40b6、豎向抗拉受力鋼筋為ue40a8;基礎(chǔ)暗梁縱筋為ue40a25、箍筋為ue40b10?；炷猎噳K抗壓強(qiáng)度及彈性模量實(shí)測(cè)值見(jiàn)表1，鋼板和基礎(chǔ)分布鋼筋力學(xué)性能實(shí)測(cè)值見(jiàn)表2。試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶?/5縮尺，各試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷木幪?hào)、柱腳埋深和基礎(chǔ)配筋情況見(jiàn)表3。4個(gè)模型中KM1,KM2與KM4配筋各不相同，KM3配筋與KM1相同，但埋入深度加深，以便考察柱腳埋深對(duì)抗拔承載力的影響。4個(gè)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷呐浣顖D見(jiàn)圖4～7。模型中的鋼結(jié)構(gòu)框架由工廠制作，綁扎鋼筋、澆筑混凝土均在實(shí)驗(yàn)室中進(jìn)行。錨固端錨栓及栓釘布置情況見(jiàn)圖8。為了測(cè)試柱根部相對(duì)于基礎(chǔ)的拔出位移，在基礎(chǔ)上固定電子位移計(jì)，位移計(jì)支撐在由方鋼管引出的平板上，儀表布置見(jiàn)圖9，儀表布置的現(xiàn)場(chǎng)照片見(jiàn)圖10。2.2試驗(yàn)加載制度采用單向重復(fù)加載的試驗(yàn)方案，以測(cè)試柱腳與基礎(chǔ)之間的抗拔錨固性能。加載裝置見(jiàn)圖11。試驗(yàn)采用分級(jí)加載方式進(jìn)行，每級(jí)荷載穩(wěn)定時(shí)間為5min，彈性階段采用荷載控制加載，當(dāng)出現(xiàn)明顯的非線性趨勢(shì)后改為位移和力聯(lián)合控制加載，并縮短數(shù)據(jù)采集的時(shí)間，達(dá)極限荷載后仍根據(jù)實(shí)際情況繼續(xù)持荷，至試件承載力下降到85%極限承載力之后，直至達(dá)到試件嚴(yán)重破壞為止。2.3凝土破壞情況試件KM1基礎(chǔ)裂縫開(kāi)展較充分，裂縫主要分布在方鋼管周?chē)屯鉀_切面近處兩個(gè)區(qū)域。試驗(yàn)表明，該試件方鋼管柱的基礎(chǔ)錨固是可靠的;砸開(kāi)混凝土基礎(chǔ)后發(fā)現(xiàn)錨桿拉屈，并在其錨桿螺紋處出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象。KM1破壞情況見(jiàn)圖12。試件KM2基礎(chǔ)的沖切面范圍相對(duì)KM1小，其破壞過(guò)程也相對(duì)突然，當(dāng)加載至極限荷載時(shí)便即刻進(jìn)入了荷載迅速下降階段，這不利于基礎(chǔ)對(duì)鋼管的錨固。KM2破壞情況見(jiàn)圖13。試件KM3由于鋼管在基礎(chǔ)中的錨固較深，故其沖切面的范圍較試件KM1的沖切面范圍大，表現(xiàn)為基礎(chǔ)表面沖切破壞較輕。由于混凝土沖切面較大，故基礎(chǔ)抗沖切能力強(qiáng)，因而該試件抗拔承載力比試件KM1明顯提高，因此鋼管根部范圍基礎(chǔ)混凝土破壞較為明顯。KM3破壞情況見(jiàn)圖14。試件KM4由于在基礎(chǔ)內(nèi)加設(shè)了抗拔豎向鋼筋，顯著提高了抗拔承載力，最終試件由于方鋼管拉伸斷裂而破壞，所以基礎(chǔ)混凝土總體破壞較輕。KM4破壞情況見(jiàn)圖15。表4為試件初始開(kāi)裂荷載Fc、試件抗拔進(jìn)入彈塑性階段時(shí)的荷載Fy、顯著開(kāi)裂荷載Fcy以及試件抗拔極限荷載Fu的實(shí)測(cè)值。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010—2002)計(jì)算得到的柱腳錨固段的錨固承載力，KM1～KM4分別為1104,1104,1367,1349kN，與試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果的相對(duì)誤差分別為5.71%，5.80%，5.12%，2.30%。由于規(guī)范計(jì)算公式本身無(wú)法完全考慮各種不同配筋形式對(duì)柱腳錨固性能的不同影響，尤其無(wú)法考慮底板中水平鋼筋對(duì)柱腳錨固承載力的提高，因此按規(guī)范公式計(jì)算得到的計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值之間還是存在一定的差異。表5為試件鋼管從基礎(chǔ)中拔出位移實(shí)測(cè)值。表中:Uc,Uy,Ucy,Uu分別為與Fc,Fy,Fcy,Fu對(duì)應(yīng)的拔出位移;Ud為試件的彈塑性最大位移，其確定準(zhǔn)則為:基本試件KM1的Ud為抗拔荷載急劇下降點(diǎn)相應(yīng)的位移，該點(diǎn)的相應(yīng)荷載為1196kN;試件KM2,KM3的Ud為荷載下降至與基本試件KM1的急劇下降點(diǎn)荷載1196kN相等時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移;因KM4試件錨固非常牢固，最終破壞為鋼管拉斷，故該試件未出現(xiàn)荷載下降段，因此未測(cè)得與基本試件KM1急劇下降點(diǎn)荷載對(duì)應(yīng)的位移。實(shí)測(cè)各試件的F-U骨架曲線見(jiàn)圖16。由圖16和實(shí)測(cè)荷載-位移滯回曲線(文中略)可知:(1)試件KM3比KM1的工作性能顯著提高，主要表現(xiàn)在承載力和延性性能提高，同時(shí)在重復(fù)加載過(guò)程中的滯回耗能能力大幅度提高。這說(shuō)明KM3的工作性能很好，混凝土基礎(chǔ)對(duì)方鋼管的錨固可靠。(2)試件KM2比KM1的工作性能明顯下降，主要表現(xiàn)在加載至極限荷載時(shí)即刻進(jìn)入荷載迅速下降段，這對(duì)鋼管的錨固性能是不利的。(3)試件KM4比KM1的工作性能顯著提高，同時(shí)比KM3的工作性能也明顯提高。該試件的最終破壞形式表現(xiàn)為方鋼管的拉斷，因此該試件對(duì)鋼管的錨固性能最好。3單元負(fù)荷和變形能力的分析3.1服時(shí)和達(dá)到極限抗拔荷載時(shí)的實(shí)測(cè)值試件模型的抗拔屈服荷載、極限荷載實(shí)測(cè)值與實(shí)際工程中抗拔設(shè)計(jì)值的比較列于表6，表中同時(shí)給出了按模型率計(jì)算所得的試件原型屈服時(shí)和達(dá)到極限抗拔荷載時(shí)的實(shí)測(cè)值。由表6可見(jiàn):4個(gè)試件在達(dá)到實(shí)際抗拔設(shè)計(jì)值時(shí)，基本仍處于接近彈性的良好的工作狀態(tài)，尚未達(dá)到屈服。KM1～KM4的極限荷載分別比設(shè)計(jì)值提高了78.8%，70.5%，91.5%，126.5%，由此可以看出增配基礎(chǔ)中部水平鋼筋、深埋鋼管柱腳以及增配豎向抗拔鋼筋對(duì)于承載力的提高均有明顯的作用，其中尤以增配豎向抗拔鋼筋的效果最為顯著。3.2設(shè)計(jì)抗拔荷載點(diǎn)相應(yīng)的位移和屈服位移由試驗(yàn)所得水平荷載F-方鋼管柱根相對(duì)基礎(chǔ)拔出位移U關(guān)系曲線可得到各試件在達(dá)到設(shè)計(jì)荷載時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移U1。將上述實(shí)測(cè)所得設(shè)計(jì)抗拔荷載點(diǎn)相應(yīng)的位移及屈服位移的比較列于表7。由表7可見(jiàn):當(dāng)加載至設(shè)計(jì)抗拔荷載時(shí)，4個(gè)試件的位移基本均在屈服位移的50%以?xún)?nèi)，這說(shuō)明當(dāng)試件受力超過(guò)設(shè)計(jì)荷載直至屈服的過(guò)程中仍有較大的塑性變形，特別是試件KM1,KM3和KM4。這也驗(yàn)證了在基礎(chǔ)中加配中部水平分布鋼筋、深埋鋼管柱腳以及增配豎向抗拔鋼筋均能有效改善基礎(chǔ)的性能及提高基礎(chǔ)的延性。4連接錨固性能分析(1)增配中部水平分布鋼筋、加大鋼管柱腳埋深及增配豎向抗拔鋼筋均能延遲基礎(chǔ)的開(kāi)裂，同時(shí)對(duì)屈服荷載和極限荷載的提高影響明顯。增設(shè)豎向抗拔鋼筋對(duì)試件的承載力提高程度明顯高于增加柱腳埋深對(duì)試件承載力提高的程度。(2)當(dāng)加載至設(shè)計(jì)抗拔荷載時(shí)，4個(gè)試件的位移基本均在屈服位移的50%以?xún)?nèi)，這說(shuō)明當(dāng)試件受力超過(guò)設(shè)計(jì)荷載直至屈服的過(guò)程中，仍有較大的塑性變形，特別是試件KM1,KM3和KM4。這也驗(yàn)證了在基礎(chǔ)中加配中部水平分布鋼筋、深埋鋼管柱腳以及增配豎向抗拔鋼筋均能有效改善錨固性能。(3)在基礎(chǔ)中增配中部水平分布鋼筋對(duì)于提高組合試件的承載力、剛度、延性均有較明顯的效果。通過(guò)比較KM3和KM4兩個(gè)采取不同構(gòu)造措施的試件發(fā)現(xiàn)，增配豎向抗拔筋的構(gòu)造措施較加大柱腳埋深的構(gòu)造措施更能有效改善試件的錨固性能，特別是在地震的反復(fù)荷載作用下，采用鋼筋受拉提供抗拔作用比采用深埋鋼管柱腳依靠混凝土抗沖切更為合理及可靠。(4)根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，設(shè)計(jì)中采取加大柱腳錨栓埋入深度、在錨栓端部加焊錨板等構(gòu)造措施，防止錨栓與基礎(chǔ)底板混凝土之間的粘結(jié)破壞。對(duì)基礎(chǔ)底板部分的配筋進(jìn)行了調(diào)整，如圖17～19所示，在抗拔柱柱腳沖切范圍