拱结钢梁张拉试验研究

拱结钢梁张拉试验研究

0预应力技术在大跨度空间胶合木梁结构中的应用自20世纪40年代以来，研究人员通过使用材料（钢筋、钢板或钢板等）来改进胶合木梁，取得了一些成果。Bulleit的研究表明,含水率低的木梁采用钢绞线加固后刚度相对普通木梁提高了24%~32%,受弯承载力提高约30%。Gardner等采用钢筋加固木梁以提高构件的承载力,并减少其在荷载作用下的变形。O’Brien利用铝板来增强木梁的抗拉强度,使其受弯承载能力有了很大的提高。从20世纪60年代开始,也有研究者们利用纤维材料(玻璃纤维布、玻璃纤维型材、碳纤维布、碳纤维筋)增强胶合木梁。Bohannan提出在木构件内部施加预应力来改善其受力性能,采用无黏结预应力高强度钢绞线对木梁其施加预应力。Buchanan等将预应力木结构应用在多层建筑中,这种体系是由LVL构件和无黏结后张体系组合而成。试验研究表明,采用体内预应力的木结构具有良好的受力性能和抗震性能。张弦梁结构的概念是20世纪80年代由日本MasaoSaitoh首先提出。汪大绥等通过对上海浦东国际机场候机楼张弦梁足尺模型的预应力张拉与加载两阶段的试验研究,并分析其受力性能。陈汉翔等通过对张弦桁架施加不同大小的预应力,对结构的受力性能进行了研究。赵宪波等分析了张弦桁架在使用阶段的受力性能,分析中考虑了初始预应力大小、矢跨比、垂跨比、上弦截面惯性矩、腹杆数量与布置等参数对受力性能的影响。近年来,预应力的应用进一步拓展到大跨度空间胶合木结构中,如张弦胶合木梁结构,具有代表性的工程是日本兵库县朝来市温水游泳馆、新泻县中学体育馆,以及加拿大ArmstrongSpallumcheen体育馆。该体育馆由12榀间距8m、跨度35m的张弦木梁组成。木梁截面为250mm×750mm,下弦采用直径35mm钢索,撑杆为V形钢撑杆。然而,张弦木梁作为一种新型的结构形式,虽已获得应用,但对其整体结构的受力性能、破坏模式、承载力的主要因素等的研究均处于起步阶段。现有诸多研究主要针对在直线形木梁中施加预应力的研究,拱形木梁鲜见报道,与工程中常用的拱形张弦梁结构的形式相差较大。现行规范中也未有拱形张弦木梁设计中拱跨比、垂跨比、拉索索力的计算、构造规定。为此,本文通过试验研究,分析拱形张弦胶合木梁的受力性能、整体结构破坏模式和拱跨比、垂跨比等因素对其承载力的影响,并验证拉索与木梁、撑杆与木梁的连接的设计方法。1试验总结1.1顺纹力学性能试验所用木材为加拿大进口花旗松,所有木质材料含水率在9.69%~11.08%之间,平均含水率为10.37%;质量密度0.46~0.50g/cm3,平均质量密度为0.48g/cm3。顺纹抗压强度为56.7MPa,泊松比为0.45,弹性模量Ew为12236MPa;横纹径向抗压强度为7.47MPa,泊松比为0.47,弹性模量为780.4MPa;横纹弦向抗压强度为2.89MPa,泊松比为0.32,弹性模量为409MPa。顺纹抗拉强度为74.0MPa;顺纹抗弯强度为82.8MPa。根据以上木材受压试验和顺纹受拉试验结果,得到试件的应力-应变曲线,如图1所示。特征参数见表1,其中mEw为材料受压本构曲线下降段斜率。1.2试件结构及制作为了使试验所得到的结果能够对实际工程有更大的参考价值,在试验中尽量使模型的参数符合实际工程的参数取值范围。试验中,考虑实验室设备条件,模型跨度参照ArmstrongSpallumcheen体育馆为原型,跨度相似比按1∶7确定为5m,材料弹性模量相似比取为1∶1,其余参数相似比按结构静力试验模型的相似比原则确定,试件几何尺寸及构造见图2。张弦木梁非线性有限元计算结果表明,试件的承载力主要受拱跨比、垂跨比、木梁截面面积、初始预应力等参数影响,为此共设计5个试件,具体规格如表2所示,其中截面为50mm×120mm木梁采用相同材质等级的4层宽50mm、厚30mm板竖向层叠胶合后挤压制成,截面为50mm×150mm木梁采用相同材质等级的5层宽50mm、厚30mm板竖向层叠胶合后挤压制成,板长向为木材顺纹方向。胶黏剂采用间苯二酚改性树脂系胶黏剂爱克树脂PR-1HSE/PRH-10A。张弦梁式结构的初始预张力H0,由下式确定:式中:q0为张弦梁承担的恒载;f1与f2分别为上弦木梁与下线索的中央矢高;l为张弦梁跨度。试件采用2根40×3的圆钢管作为竖向撑杆。采用1根直径为10mm的不锈钢拉索,该拉索及相应索头均由专业拉索制作厂家提供的定型化成熟产品。索截面面积为59.69mm2,最小破断拉力为68.85kN,弹性模量为1.3×105MPa。撑杆上端与木梁的连接构造如图3所示。此种连接方式能承受轴向荷载和较小的平面外荷载,撑杆在模型平面内能保证自由转动,可看作为理想的面内铰接节点。撑杆下端与钢索的连接构造如图4所示。采用2块钢夹板将钢索固定、夹紧,夹板上端与撑杆焊接。在2块钢板中间开设槽道,并在钢索出口处设置弧形面倒角,防止钢索弯折后剪断。拉索端部连接构造如图5所示。在木梁端部节点内设置厚5mm钢填板,通过5个螺栓与木梁可靠连接。拉索通过叉耳、螺栓与钢填板相连。拉索一端为拉力传感器(70kN),另一端为张拉端。张拉时通过拧紧/放松螺母以调整拉索预张力。在进行张弦木梁端部节点设计时,每个受剪螺栓按GB50017—2003《钢结构设计规范》第7.2.1条进行设计,经验算满足要求。钢填板局部受压木构件最小厚度按GB50005—2003《木结构设计规范》的规定,按式(2)计算,其中:Nv为螺栓连接每一受剪面的承载力设计值;fc为木材顺纹承压强度设计值;d为螺栓直径;kv为螺栓连接设计承载力计算系数,经验算满足要求。1.3试验加载试验首先对试件进行张拉试验,张拉完成后进行活荷载全跨布置基本组合、活荷载半跨布置基本组合作用下的加载试验,以及活荷载全跨布置下的承载力试验。1.3.1张拉测试试验模拟实际施工张拉过程,通过调节拉索一旁的调节端,实现对拉索进行张拉。将拉索的索力张拉至设计初始值。1.3.2加载方案及加载范围加载装置如图6所示。采用千斤顶集中施加到5个加载点。在加载点位置处设置了垫块,并在垫块上放置少量细砂,以减少加载点位置处的应力集中。每级加载均为100kN,顶部均设置压力传感器定量控制荷载。加载方案参考原型结构,相邻两榀拱形张弦木梁间距8m,荷载按如下标准考虑:恒载标准值为1.5kN/m2,活荷载标准值为0.5kN/m2,荷载设计值为2.5kN/m2。所以每榀梁的恒载标准值为12kN/m,活荷载标准值为4kN/m。按1∶7折算至模型上,则模型的恒载标准值为1.7kN/m,活荷载标准值为0.57kN/m。加载方案分以下三种:1)活荷载全跨布置基本组合加载:1.2×恒载标准值+1.4×活荷载标准值;2)活荷载半跨布置基本组合加载:1.2×恒载标准值+1.4×半跨活荷载标准值;3)活荷载全跨布置时的极限荷载:按照活荷载全跨布置基本组合作用的工况形式等比例加载至结构破坏,每级荷荷取全跨活荷载加载工况加载目标值的20%。前两种加载试验方案均是以结构张拉完成时的状态为起点,分4级等比例加载,每级加荷的间隔时间为3min。卸载也分4级,每级卸载时间间隔也为3min。在此试验阶段,在预张力和5点竖向荷载作用下,从受力特征上来说,中阶段跨中A处承受正弯矩,支撑点B处主要承受负弯矩,上弦边段跨中C处主要承受正弯矩,三处承受的剪力、顺纹轴向压力相差不大。1.3.3应变测试点布置选取上弦各段的中点以及各撑杆处设置竖向位移测点,在木梁的2个支座处分别设置水平位移和竖向位移测点。具体位移测点编号如图7a所示。试验中,支座竖向位移测点均未测得大于百分表测量精度的竖向位移,说明支座装置设置合理。选取上弦各段的中点截面作为应变测试截面,其中在每个测试截面处布置8个应变片。具体应变测试截面及测点编号如图7b所示。2试验结果及分析2.1张拉测试2.1.1拉索预拉力和滑动支护端宣传对试件B-1进行张拉试验,随着预张力的张拉,张拉端一侧撑杆发生轻微偏转。张弦木梁出现反拱,反拱值跨中最大,同时滑动支座端支座向内移动。在张拉完成、索力达到2.4kN时,跨中反拱值达到10mm,滑动支座沿纵向向内移动6mm。其余4个试件的张拉试验现象与试件B-1类似,均随拉索预拉力增加,跨中反拱值逐渐增大,同时滑动支座端支座向内移动。张拉完成时,各试件反拱值和滑动支座向内位移值如表3所示。2.1.2拱跨比对张弦木梁截面面积的影响在张拉过程中,拱形张弦木梁模型的跨中反拱值随张拉力变化的曲线如图8所示。从图中可以看出:随着张拉力的增加,跨中反拱以近似线性的方式增加。试件B-1和B-4(拱高相同,木梁截面不同)的两条曲线的斜率基本保持相同,试件B-2和B-5(拱高相同,木梁截面不同)的曲线斜率基本保持相同。所以,在张拉阶段,从跨中反拱的增量来看,张弦木梁的拱跨比影响较大,木梁截面面积的变化带来的影响不大。当拱跨比增大时,相同张拉力下跨中反拱值会有一定程度的减小。试验中,固定端处的水平位移小于百分表测量精度,说明支座装置设置合适。2.2全装配完整的活动载组合的基本试验2.2.1试验现象在活荷载全跨加载试验中,木梁向下挠度逐渐增大,同时滑动端支座向外移动。2.2.2荷载-跨中挠度曲线各试件的荷载-挠度曲线如图9a~9e所示。可以看出:各试件跨中最大挠度约为15~20mm,达到试件跨度的1/250~1/330。图9f为所有试件的荷载-跨中挠度曲线,可以看出,试件刚度的大小排序:1)KB-1<KB-2<KB-3和KB-4<KB-5(相同截面试件),说明随着拱跨比和垂跨比的增大,结构的刚度增大;2)KB-1<KB-4和KB-2<KB-5(相同拱跨比和垂跨比试件),说明增大梁截面高度能提高试件刚度。2.2.3梁材性试验结果试件荷载-应变曲线如图10所示。在设计荷载作用下,木材的拉压应变均很小,例如试件B-1的最大拉应变为0.08%,最大压应变为0.075%。在本文的木梁材性测试中,花旗松木材纤维的极限拉应变为0.6%。所以,在此荷载工况下木材的强度还远未得到充分利用。考察此阶段木梁各测点处的应变发展情况可知,随着荷载的增加,在抵消掉张拉阶段产生的反拱后,木梁截面的上下边缘处纤维拉压应力增大,中部轴向压力增大有限,说明此阶段基本以受弯为主。2.3半台设备的基本组合试验2.3.1试验现象加载过程中,各测点挠度随荷载增大而增大,但对称两测点变形明显不对称,木梁变形最大点偏离跨中。2.3.2木梁受力变形分析各测点的荷载-挠度曲线如图11所示。对称两测点变形明显不对称,加载至2.88kN时,测点D1~D5处挠度依次为5.5、13、14、17mm和9mm,如图12所示的变形情况,木梁变形最大点由跨中偏移至D4测点位置。表4为试件B-2、B-4在对称测点位置处的应变值,由表4可以看出,由于荷载不对称,导致木梁截面S3处测点位置上部纤维处压应变增大,截面S1处测点位置上的压应变减小。两测点处应变差值随着荷载的增加而增加。2.4试验了所有活载负荷的配置2.4.1试件的破坏形态当荷载达到该组试件受弯承载力的80%~90%后,木梁跨中上表面木材受压屈服,随着荷载的增加,木梁开始发出轻微的声响。当木梁两撑杆之间段接近水平时,木梁跨中上表面有较大范围出现压屈,并发出持续的轻微声响。临近破坏时,木梁底部受拉面层木材纤维突然断裂,发出巨响。继续施加荷载时,裂缝沿着平行于胶缝方向发展,形成剥离层。试件的最后破坏形态为木梁上部受压屈服、下部受拉破坏。选取部分试件破坏形式的整体和局部照片分别如图13和14所示。2.4.2张弦木梁的刚度和跨中挠度荷载-挠度曲线如图15所示。可以看出,在受拉面层木材纤维断裂时,木梁跨中变形瞬间增大,导致千斤顶施加的荷载突降,从而在荷载-挠度曲线中出现突变点。在木梁跨中受拉区发生脆性劈断(为加载过程中荷载-挠度曲线的突变点)之前,拱形张弦木梁模型跨中挠度与加载点荷载基本呈线性关系,跨中最大挠度约为70~80mm,达到其跨度的1/60~1/70。在木梁跨中上边缘纤维局部屈曲、下边缘纤维受拉区被拉坏之后,张弦木梁的刚度明显减小。试件整体破坏时,跨中最大挠度约为110~120mm,达到试件跨度的1/41~1/45。可以看出,木梁跨中受拉区发生脆性劈断后,跨中挠度继续发展,可达40mm,试件整体表现出一定程度的塑性。比较图15中各试件的荷载-跨中挠度可以发现,当拱跨比增大60%时,试件B-2的承载力比B-1的提高约40%,试件B-5的承载力比B-4的提高约9%。拱跨比对张弦木梁的承载力影响较大,这一规律与钢结构张弦梁的情况相似。在相同荷载作用下,增大张弦木梁的拱跨比,跨中的最大弯矩减小,跨中下表面拉应力减小,从而提高了承载力。比较试件B-3和B-2可以看出,当垂跨比增大56%时,承载力提高了32%。文献通改理论公式推导,认为垂跨比对拱最大轴力和索最大拉力有很大影响。增大垂跨比,可以减小木拱的最大轴力,从而延缓木拱跨中上表面的压屈,进而增加承载力。从图15还可以看出,当木梁的截面面积增大25%时,试件B-4的承载力比B-1的提高约10%,试件B-5和B-2承载力基本相同。总体来看,增大木梁截面,对试件承载力的提高幅度不大。2.4.3加载阶段应变分析各模型破坏过程类似,荷载-应变曲线如图16所示。在木梁跨中受拉区发生脆性劈断之前,拱形张弦木梁模型跨中应变与加载点荷载基本呈线性关系。随着荷载的增加,截面S2(跨中)上边缘纤维压应变超过0.5%,当达到屈服压应变后,试件进入塑性阶段,此时跨中下边缘纤维拉应变还未达到极限拉应变,还可以继续持荷。在跨中受拉区达到极限拉应变的瞬间,最下层胶合木发生脆性拉断,下边缘应变片破坏。可以看出,花旗松的屈服压应变在0.5%左右,极限拉应变在0.45%左右,极限压应变基本在0.9%左右。张弦木梁在加载后期表现出一定的延性性能。从各试件截面S1和S3的荷载-应变曲线可以看出,应变与加载点荷载基本呈线性关系,拉压应变均未达到极限拉压应变。综合考察此阶段木拱各测点处的应变发展情况可知,随着荷载的施加,木梁截面的轴向压力持续增加。可见,木梁截面从初始的以受弯为主,逐步转变为以受压为主,最后承受压弯同时作用。2.4.4不同荷载作用、沿截面高度的应变连通性试件B-1跨中截面各测点应变沿截面高度变化关系如图17所示。从图中可知:在不同荷载作用、沿截面高度的应变连线均相交一点,截面基本符合平截面假定。其余4个试件的应变沿截面高度变化关系与B-1试件类似,均基本符合平截面假定。2.4.5拉拉拉力与荷载预应力拉索的拉力与加载点的荷载关系如图18所示,荷载与拉索拉力成线性关系;相同荷载作用下,木梁拱跨比和垂跨比越大,刚度越大,拉索拉力越小;索拉力最大为