《Floorpro桁架结构静力荷载试验报告》由会员分享，可在线阅读，更多相关《Floorpro桁架结构静力荷载试验报告（15页珍藏版）》请在金锄头文库上搜索。
1、Floorpro桁架结构静力荷载试验报告 1.前言 欧本楼层“ Floorpro”钢桁架次梁专为现浇楼层体系设计，与钢构、混凝土甚至砌块组成的框架系统都可以进行完美的连接。钢桁架次梁的上弦伸入混凝土中，与混凝土楼板共同作用，而下弦则可用作吊顶或设备的支承件。由于桁架与混凝土的组合设计，使得整体结构的用钢量大大地降低，而结构所能承受的最大荷载却得到了增加。“ Floorpro”钢桁架次梁在国外已经大量使用，而在我国却处于起步阶段。为了进一步了解 Floorpro钢桁架的承载力及受力性能，并结合我国国情将这一经济合理的结构形式在国内进行推广应用，上海欧本钢桁架工程有限公司特委托浙江大学土木系，进行
2、足尺模型的静力加载试验。结构静力加载试验结合国内现有的规范和原材料及上海欧本钢桁架工程有限公司的制作工艺，拟对钢桁架变形、杆件受力特点及承载力进行现场足尺模型的试验，以验证 Floorpro桁架的设计承载力及其变形是否满足规范要求，并对其受力特性进行研究。 2.试验目的和内容 通过静力加载试验，对 Floorpro桁架的结构性能进行评定。结构性能检验的项目有：弹、塑性阶段承载力和挠度。 Floorpro桁架 3根，跨度 7.5米，间距 1.25米，上浇 80mm厚 C40混凝土，内配 7 200单层双向钢筋。 通过对其进行静力加载试验，对其整体变形、杆件局部变形、挠度、转角、及承载力实测；挠度
3、允许值取 1/400跨度，可得挠度允许值 18.75mm 测试的具体实施方法和过程依据以下有关规范及文件： 1 混凝土结构设计规范 （ GB 50010 2002）； 2 建筑结构荷载规范 （ GB 50009 2001）； 3 钢结构设计规范 （ GB 50017 2003）； 4 甲方提供的设计图以及有关的理论计算数据 。 本次静力加载主要以板面满布荷载为主要工况，以验证结构在竖向板面荷载作用下的承载力。考虑到该桁架体系相对的平面外刚度远小于平面内刚度，虽然有横向支撑来限制平面外失稳，但该措施属于构造措施，是否能够满足要求，还需要进行偏载试验。因此 根据实际结构形式、施工过程以及相关的规范
4、要求，结合甲方的意见，本次试验主要选取中间一榀钢桁架次梁为测试对象 。桁架试验测试的内容主要是以下项目： 1 满载和偏载下的桁架整体变形。 2 满载和偏载下的桁架的承载力。 3 满载和偏载下的桁架主要杆件的内力。 4 满载和偏载下的桁架节点的变形及节点次弯矩对桁架的应力影响。 3.测点布置 1. 应变测点布置 由于“ Floorpro”钢桁架次梁中的上弦杆埋入到板面混凝土中，因此上弦杆和混凝土组成了一个复合构件，而整个结构体系为一组合结构。因此，对该结构体系的研究应着眼于同时研究混凝土板和钢桁架在静力荷载作用下的受力特点。根据结构受力特点分析和有限元计算结果，通过浙江大学土木系和上海欧本钢桁架
5、工程有限公司之间详细的讨论，确定混凝土和桁架应变测点如图 1图 2。 图 1 混凝土楼板顶面（底）应变片布置图 2位移测点布置。 由于该钢桁架的跨度相对较大，达到了 7.5m，因此结构体系的刚度是否满足规范的要求，也需要通过足尺模型的静力加载试验进行研究。根据有限元计算结果和详细的讨论，确定在两个试验状态下的位移测点如图 3图 4。 其中图四为对偏载情况下的桁架侧向变形进行研究，偏载试验中杆件内力扭转部分相对较小，这里主要依靠平面外变形测试进行研究。 图 4桁架侧向位移测点布置图（偏载下） 图 3桁架竖向位移测点布置图 （ 满布荷载下 ） 4.加载程序 本次静力加载主要以板面满布荷载为主要工况
6、，以验证结构在竖向板面荷载作用下的承载力。考虑到该桁架体系相对的平面外刚度远小于平面内刚度，虽然有横向支撑来限制平面外失稳，但该措施属于构造措施，是否能够满足要求，还需要进行偏载试验。静力加载可通过混凝土平台上堆沙包实现加载。加载工况中的满布荷载为在图 5中的四个区域全部施加均布荷载。隔跨加载指对 1、 3区域进行加载。共分 3个工况，步骤如下： 预载阶段 : 0 80kg 0 工况 1 全楼面承受满布荷载，从零加载至 640kg，最后卸除所有荷载。 加载和卸载路径 : 0 80kg 240kg 320kg 400kg 560kg 640kg 320kg 0 工况 2隔跨承受均布荷载，从零加载
7、至 640kg，最后卸除所有荷载 加载和卸载路径 : 第三跨上 0 160kg 320kg 480kg 640kg 然后在第一跨上 0 320kg 640kg 先卸除第一跨上荷载 640kg 0 最后卸除第一跨上荷载 640kg 320kg 0 工况 3全楼面承受满布荷载，从零加载至 640kg，最后卸除所有荷载。 加载和卸载路径 : 0 320kg 640kg 840kg 938.667kg 960kg 640kg 320kg 0 图 5 楼面各跨划分示意图 5.测试结果与分析 5.1工况 1 根据试验测得的数据，表明整体结构在标准荷载 640kg/m2下，仍然处于弹性阶段，次梁上弦钢筋与混
8、凝土板结合得很好。下弦杆拉力以及截面弯矩由次梁两端向中间递增；而节点次弯矩以及腹杆轴力由两端向中间递减。因此存在着两种潜在的破坏模式和一种正常使用极限状态： a中间截面处，下弦杆屈服或上部混凝土压坏（见 5.1.1节）； b次梁端部截面处，受压腹杆在杆端节点次弯矩以及自身存在的失稳因素的共同作用下破坏（见 5.1.2节）； c整体结构的最大挠度以及侧移过大，影响正常使用。（见 5.1.3节）。 5.1.1桁架上下弦计算分析 因为上下弦应力和弯矩由两端向中间递增，因此在讨论上下弦和弯矩时，重点对跨中截面进行计算分析。 文献 1中给出的计算公式运用了一下假设：将次梁作为桁架计算，外部荷载主要转化为
9、上弦混凝土弯压共同作用以及下弦拉杆的轴力作用，而忽略了下弦本身的弯矩作用。 以下根据试验测得的应变数据来证明上述假设的正确性 ： 图 5.1.1 板面混凝土测点沿次梁方向的应变 -1 0 00100200300400500600700-1 6 0 -1 4 0 -1 2 0 -1 0 0 -8 0 -6 0 -4 0 -2 0 0 20应变 ( )荷载(kg/m2)S7S8图 5.1.2板面混凝土测点垂直次梁方向的应变 图 5.1.3 板底混凝土测点应变 -1 0 001002003004005006007000 5 10 15 20 25 30应变 ( )荷载(kg/m2)S1 S4 S2
10、S5 S3 S6 -1 0 00100200300400500600700-1 5 -1 0 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45应变 ( )荷载(kg/m2)C 1 3C 1 4图 5.1.4 跨中上弦杆测点钢筋应变 如图 5.1.1 5.1.4所示，应变随荷载基本呈线性增长，说明整体结构处于弹性阶段。图 5.1.3与图 5.1.4中，混凝土底面的拉应变与桁架上弦拉应变的数值均较小，且量级相等，数值相近，说明混凝土底板并没有开裂，上弦与混凝土处于完全共同作用状态，相对滑移很小，几乎可以忽略。同时，图 5.1.3显示混凝土板底应变数值为正，说明板底处于受拉状态，中和轴处
11、于混凝土楼板内部，拉应变很小，说明中和轴离板底很近。 图 5.1.5与图 5.1.6中的 C5 C12以及 C16 C18的应变图形几乎一致，说明下弦杆远离中和轴，且高度较小，基本只受轴向拉力作用，受弯矩很小；同时也说明了次梁中部的次弯矩很小，对下弦轴力几乎没有影响。 -1 0 001002003004005006007000 100 200 300 400 500应变 ( )荷载(kg/m2)C 5 C 9C 6 C 1 0C 7 C 1 1C 8 C 1 2-1 0 001002003004005006007000 100 200 300 400 500应变 ( )荷载(kg/m2)C 1
12、 6C 1 7C 1 8图 5.1.5 跨中节点测点下弦杆应变 图 5.1.6 跨中下弦杆应变 尽管整体结构处于弹性阶段 ， 但根据试验测得的混凝土上下表面的应变以及上下弦钢筋应变数值计算得到的结果表明 ， 整个次梁截面并不符合平截面假定 ， 这主要是由于空腹式结构中 ， 腹杆与上下弦杆存在着一定程度地转动造成 。 就混凝土板以及下弦杆来说 ， 因其均是实心构件 ， 且均处于弹性阶段 ， 厚度较小 ， 可分别采用平截面假定进行计算 ， 计算公式如下： 图 5.1.7 根据应变计算参数 P和 M （ 5.1.1 1） 荷载为 640kg/m2时 ， 板上表面沿次梁方向的压应变平均值为 81.72
13、 10-6 板下表面沿次梁方向的拉应变平均值为 23.98 10-6 下弦杆重心线以上 17mm处的沿次梁方向拉应变平均值为 419.90 10 6 下弦杆重心线以下 17mm处的沿次梁方向拉应变平均值为 466.50 10 6 根据公式 （ 5.1.1 1） 计算得到 P和 M， 并计算由轴力提供的弯矩 ， 由上弦提供的弯矩 ， 及由下弦提供的弯矩 和实际荷载引起的弯矩 ， 计算结果见表 5.1.1： 表 5.1.1 P(N) M(Nm) Mtross(Nm) Mcon(Nm) Msteel(Nm) Mreal(Nm) Mtross/Mreal Mcon/Mreal Msteel/Mreal
14、 混凝土板 93835 2290.1 49083.8 2290.1 53.7 55125 89.04% 4.15% 0.10% 下弦拉杆 90896 53.7 根据以上表中的数据 ， 说明外荷载主要由上下弦的轴力传递 （ Mtross/Mreal高达 89.04 ） ， 小部分由混凝土楼板本身弯矩承受 （ Mcon/Mreal 4.15 ） ， 而 下 弦 杆 本 身 的 弯 矩 极 小（ Msteel/Mreal 0.10 ） ， 可以忽略；同时 ， 中和轴处于混凝土内部 ， 因此在混凝土板内上下应力变化明显 ， 可认为受弯矩和压力的共同作用 ， 而下弦杆远离中和轴 ， 且高度较小 ， 可理
15、解为只受轴向拉力作用 ， 忽略其弯矩 。 由此 ， 文献 1中的假设成立 。 既然外荷载主要由上下弦的轴力传递 ， 因此 ， 确定混凝土板的有效受压翼缘宽度 bf对结构的承载能力计算十分重要 。 有效翼缘宽度的计算理论： 经典的梁弯曲理论是建立在应力沿梁的宽度均匀分布这个假设基础之上的 ， 而对于以混凝土作为上部宽翼缘的组合次梁， 混凝土内部的应力沿宽度方向并不是均匀分布的 。 应力发生变化的原因是由于混凝土板面内剪应变的作用 ， 称为 “ 剪力滞” 。 为了考虑剪力滞效应的影响 ， 我们利用一个受均布应力的“ 有效翼缘宽度 ” 来代替实际的受压翼缘宽度 （ 见文献 2） 。 图 5.1.8 有效翼缘宽度的概念 总结： 结构在荷载为 960kg/m2情况下，基本处于弹性阶段，挠度在我国规范规定的范围内，且侧移很小，可以忽略。结
