箍筋約束作用對(duì)混凝土性能的影響

箍筋約束作用對(duì)混凝土性能的影響

0saatciaglu模型與其他約束混凝土模型的比較三軸承受壓力的混凝土是可以提高混凝土的強(qiáng)度和變形能力的重要措施的。它是工程中一些減壓材料和結(jié)構(gòu)中一些混凝土的力學(xué)特性的重要措施。各國學(xué)者對(duì)于約束混凝土力學(xué)性能做了大量的研究,提出了一些模型,但大多基于各自的試驗(yàn)數(shù)據(jù),局限于特定的配箍形式且涉及的參數(shù)較多,參數(shù)的確定較為復(fù)雜,不能滿足實(shí)際工程計(jì)算分析的要求。Mander等、Saatcioglu等分別于1988年、1992年提出了能考慮各種箍筋形式的約束混凝土的本構(gòu)模型;Saatcioglu等又在1999年對(duì)其模型做了改進(jìn)使其能夠用來分析高強(qiáng)約束混凝土的本構(gòu)特性。Mander模型和Saatcioglu模型適用范圍廣、精度較高,得到了國內(nèi)外學(xué)者的廣泛認(rèn)同。Mander模型涉及的參數(shù)較多,參數(shù)的確定涉及到一些箍筋配置的細(xì)節(jié),較難在實(shí)際工程中應(yīng)用。Saatcioglu模型較簡單,但分析矩形箍筋約束混凝土?xí)r,參數(shù)k2的取值不好確定,影響了Saatcioglu模型的實(shí)用性。此外,這兩個(gè)模型所依據(jù)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)均是國外的試驗(yàn)結(jié)果,與我國的情況存在一定的差異。文中在Saatcioglu模型基礎(chǔ)上做了一定改進(jìn),收集近年來的試驗(yàn)數(shù)據(jù),重新擬合Saatcioglu模型參數(shù)k1的表達(dá)式,推導(dǎo)了k1與我國(《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010—2002)(簡稱混凝土規(guī)范),《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2001)等規(guī)范中配箍特征值λv之間的關(guān)系,使改進(jìn)后的模型能更加方便地應(yīng)用于我國鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的計(jì)算分析中。通過分析多組試驗(yàn)數(shù)據(jù),提出了適用于圓形和矩形截面構(gòu)件的約束混凝土峰值應(yīng)力計(jì)算公式。1側(cè)向約束壓力效應(yīng)系數(shù)工程中,通常采用如下表達(dá)式來預(yù)測均勻側(cè)向約束混凝土軸心抗壓強(qiáng)度:式中:fcc,fco分別為約束和未約束混凝土的峰值應(yīng)力;fl為側(cè)向壓應(yīng)力;k1為側(cè)向壓力效應(yīng)系數(shù)。Saatcioglu模型給出k1=6.7fl-0.17,考慮了k1隨著側(cè)向壓應(yīng)力的變化,但沒有考慮混凝土強(qiáng)度對(duì)k1的影響。對(duì)文,的試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析后發(fā)現(xiàn),同樣大小的約束力對(duì)普通混凝土和高強(qiáng)混凝土產(chǎn)生的約束效果不同,故將k1取為fl/fco的函數(shù)。對(duì)于圓形截面構(gòu)件,側(cè)向約束可認(rèn)為是均勻分布的,因此可以通過箍筋約束混凝土圓柱軸心受壓試驗(yàn)數(shù)據(jù)來擬合k1的值,利用文,的試驗(yàn)數(shù)據(jù),擬合k1與fl/fco之間的關(guān)系見圖1。擬合公式如下所示:1.1截面為截面接枝的配筋性能對(duì)于圓形截面,可直接采用式(1),(2)來計(jì)算約束混凝土的峰值應(yīng)力。為了與我國混凝土規(guī)范接軌,下面推導(dǎo)k1與配箍特征值λv之間的關(guān)系。圓截面橫向箍筋的體積配筋率ρt=4Ast/dcors;側(cè)向壓應(yīng)力fl=2fytAst/dcors。則:式中:fyt為箍筋屈服強(qiáng)度;Ast為配箍面積;dcor為圓柱截面箍筋約束部分直徑;s為箍筋間距。將式(3)代入式(2)可得:k1=4.418λv-0.1,再代入式(1)可得:從以上推導(dǎo)可以看出,將k1取為fl/fco的函數(shù)的另一個(gè)好處是,能將峰值應(yīng)力表示成配箍特征值λv的函數(shù),較好地與我國混凝土規(guī)范接軌。1.2模型計(jì)算靈敏度分析對(duì)于圓形截面,環(huán)形箍筋或者螺旋箍筋能產(chǎn)生均勻的約束力,而對(duì)于矩形截面來說,約束力的分布復(fù)雜得多。Mander和Saatcioglu等人均提出復(fù)雜的模型來計(jì)算矩形截面約束混凝土峰值應(yīng)力,這些表達(dá)式計(jì)算準(zhǔn)確度較高,但涉及的參數(shù)較多,在實(shí)際計(jì)算中很不方便。文中通過對(duì)多組試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析提出簡單實(shí)用的計(jì)算公式,下面分別介紹Mander模型、Saatcioglu模型、本文模型如何計(jì)算矩形截面約束混凝土峰值應(yīng)力。1.2.1對(duì)截面、長邊第二受害者fle的約束應(yīng)力模型(1)Mander模型Mander模型表達(dá)式如下:式中:fyh為箍筋屈服強(qiáng)度;ke=Ae/Acc,Acc=Ac(1-ρcc),Ac為箍筋中心線包圍的面積,ρcc為縱筋配筋率,Ae為有效約束核心混凝土的面積,對(duì)于矩形柱截面有:其他參數(shù)取值詳見文。(2)Saatcioglu模型Saatcioglu模型表達(dá)式如下:式中:對(duì)于圓形、正方形截面fle=k2fl,對(duì)封閉圓形箍k2=1.0,對(duì)正方形箍,s1為縱筋間距,s為箍筋間距,bc為截面箍筋約束部分邊長;fl為平均約束應(yīng)力,fl=(∑Ash)fs/bcs,∑Ash為橫截面所有箍筋面積之和。fle為等效平均約束應(yīng)力,對(duì)于一般矩形截面fle=(flexbcx+fleybcy)/(bcx+bcy),flex,fley分別為短邊、長邊的平均約束應(yīng)力,bcx,bcy分別為截面短邊、長邊箍筋約束部分邊長。(3)本文模型Mander模型、Saatcioglu模型參數(shù)的確定均涉及到一些箍筋配置細(xì)節(jié),在分析大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)時(shí),每一根梁柱都需要知道箍筋配置的細(xì)節(jié),工作量太大。文中從工程實(shí)用角度出發(fā),將Saatcioglu模型參數(shù)k2僅取為配箍特征值λv和截面尺寸的表達(dá)式,通過研究國內(nèi)外多組試驗(yàn)數(shù)據(jù),提出k2表達(dá)式如下:將式(8)代入式(7)中得:式中:b為截面長邊長度,a為截面短邊長度,且b/a≤5。對(duì)于一般矩形截面,文中依據(jù)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)較少,存在較大的片面性,結(jié)論僅供參考。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較,驗(yàn)證本文公式的準(zhǔn)確性。1.2.2計(jì)算結(jié)果比較對(duì)于正方形截面,式(9)成為式(10),本文收集了約170個(gè)正方形截面柱軸心受壓試驗(yàn)數(shù)據(jù),試驗(yàn)數(shù)據(jù)與式(10)關(guān)系如圖2所示。將本文表達(dá)式的計(jì)算結(jié)果與Saatcioglu模型計(jì)算結(jié)果以及文,試驗(yàn)結(jié)果比較,見表1。從表1中可以看出,與文試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比,Saatcioglu模型計(jì)算結(jié)果符合很好,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相差均在10%以內(nèi);本文模型計(jì)算結(jié)果符合較好,但有少數(shù)數(shù)據(jù)相差10%以上。與文試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比,Saatcioglu模型計(jì)算結(jié)果大多比試驗(yàn)結(jié)果小,而本文模型計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)值符合較好。(2)一般矩形截面一般矩形截面長邊和短邊的約束力不相等,約束力的分布比正方形截面更加復(fù)雜,試驗(yàn)數(shù)據(jù)較少,試驗(yàn)結(jié)果(試驗(yàn)構(gòu)件截面長700mm,寬150mm)與本文模型計(jì)算結(jié)果以及Saatcioglu模型計(jì)算結(jié)果比較如表2所示。從表2可以看出本文模型和Saatcioglu模型計(jì)算結(jié)果均與試驗(yàn)結(jié)果符合較好。2混凝土極限應(yīng)變圓形截面構(gòu)件采用文提出的計(jì)算公式:正方形截面構(gòu)件峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變分別采用文,中的計(jì)算公式:對(duì)于一般矩形截面構(gòu)件本文建議采用如下計(jì)算公式:式中:εcc為峰值應(yīng)變(極限應(yīng)力對(duì)應(yīng)應(yīng)變);ε85為極限應(yīng)變(應(yīng)力下降到極限應(yīng)力85%時(shí)的應(yīng)變);ε085為未約束混凝土極限應(yīng)變;εco為未約束混凝土峰值應(yīng)變;K=k1f1/fco=4.418λv-0.1×0.5λv=2.209λv0.9。3模型結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果將文中提出的峰值應(yīng)力、選用的峰值應(yīng)變、極限應(yīng)變計(jì)算公式,用在Saatcioglu模型骨架曲線中,計(jì)算結(jié)果與Saatcioglu模型計(jì)算結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果如圖3~6所示。Saatcioglu模型骨架曲線表達(dá)式如下:式中:k=k1fle/fc。從圖3~6可以看出本文提出的峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變、極限應(yīng)變計(jì)算公式能較為準(zhǔn)確地模擬不同截面形式箍筋約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線。Saatcioglu模型能較為準(zhǔn)確地模擬圓截面柱和一般矩形截面柱約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線,但對(duì)正方形截面柱其下降段過于平緩,與試驗(yàn)結(jié)果存在一定差異。4中水雙接觸面計(jì)算精度結(jié)果分析(1)文中提出的矩形截面約束混凝土峰值應(yīng)力計(jì)算公式與試驗(yàn)數(shù)據(jù)符合較好,與Saatcioglu模型相比,更簡單實(shí)用,且計(jì)算精度好。(2)將文中