組合封閉式箍筋雙筋混凝土梁受彎性能試驗(yàn)研究

林峰 張羽 張智 韋恒

(同濟(jì)大學(xué)建筑工程系，上海200092)

1 引言

預(yù)制裝配整體式混凝土結(jié)構(gòu)是以預(yù)制構(gòu)件為主，經(jīng)構(gòu)件吊裝、鋼筋連接、部分施工現(xiàn)場(chǎng)澆筑而成的混凝土結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)形式結(jié)合了預(yù)制結(jié)構(gòu)工業(yè)化程度高、能耗低、污染小的優(yōu)點(diǎn)，以及現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)整體性好的長(zhǎng)處，符合我國(guó)目前建設(shè)資源節(jié)約型、環(huán)境友好型社會(huì)的要求，是建筑產(chǎn)業(yè)工業(yè)化、現(xiàn)代化的重要發(fā)展方向之一。

近年來(lái)，我國(guó)大陸從臺(tái)灣引進(jìn)一種新型預(yù)制裝配整體式混凝土結(jié)構(gòu)房屋的建造技術(shù)——“潤(rùn)泰體系”。其中的一個(gè)關(guān)鍵技術(shù)是疊合梁采用組合封閉式箍筋。建造時(shí)，首先在工廠預(yù)制柱構(gòu)件和梁板構(gòu)件的下部，然后運(yùn)至現(xiàn)場(chǎng)，綁扎梁板上部鋼筋，最后整體澆筑梁柱節(jié)點(diǎn)和梁板上部。圖1顯示了現(xiàn)場(chǎng)整體澆注前的梁板照片。圖2示意了組合式箍筋梁的施工順序。預(yù)制梁下部采用U形箍肢，運(yùn)至施工現(xiàn)場(chǎng)后再綁扎上部的J形箍肢，最后澆筑疊合層。這一技術(shù)的優(yōu)點(diǎn)是避免了先將箍筋封閉后再安裝梁上部縱筋的不便，施工次序合理，效率提高。

圖1 整體澆筑前疊合梁板和梁柱節(jié)點(diǎn)Fig．1 Precast beams，slabs and beam-column joints before cast

圖2 組合式箍筋疊合梁施工順序示意Fig．2 Construction sequence of superposed beams using assembled stirrups

然而，組合封閉式箍筋是否滿足規(guī)范要求，工程師目前對(duì)此沒(méi)有共識(shí)。我國(guó)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)［1］第 9．2．9 條規(guī)定:當(dāng)梁中有按計(jì)算需要的縱向受壓鋼筋時(shí)，箍筋應(yīng)做成封閉式。美國(guó)ACI規(guī)范［2］允許在現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)中使用組合封閉式箍筋，并對(duì)上部J形箍肢的放置做出了相關(guān)規(guī)定，但對(duì)箍筋間距這一關(guān)鍵參數(shù)沒(méi)有給出說(shuō)明?！堆b配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程(報(bào)批稿)》［3］允許采用此類箍筋，但相關(guān)規(guī)定需要進(jìn)一步的研究結(jié)果支撐。從箍筋約束效果方面考慮，有人擔(dān)心，組合式箍筋的上部J形箍肢對(duì)雙筋梁中受壓縱筋的約束可能弱于常規(guī)封閉箍筋。極限荷載下，箍肢和周圍混凝土能否有效約束受壓縱筋?換言之，受壓縱筋是否可能因側(cè)向約束不足而過(guò)早失穩(wěn)，導(dǎo)致梁受彎性能下降?

推廣組合封閉式箍筋疊合梁制造技術(shù)需要回答以上疑問(wèn)。經(jīng)文獻(xiàn)檢索，沒(méi)有發(fā)現(xiàn)相關(guān)研究報(bào)道。考慮到組合封閉式箍筋梁的抗剪性能與傳統(tǒng)封閉箍筋梁相比沒(méi)有區(qū)別，以及解析或數(shù)值方法研究此問(wèn)題存在困難，故本研究采用試驗(yàn)方法研究采用組合封閉式箍筋的疊合雙筋混凝土梁受彎性能。

2 試驗(yàn)計(jì)劃

試驗(yàn)分兩批。第一批試驗(yàn)包括13根一次澆筑梁試件，目的是考察不同箍筋形式梁受力性能差異。為考察足尺和疊合梁受彎性能，進(jìn)行了第二批6根疊合梁試驗(yàn)。試件截面均為矩形，選取箍筋形式、截面尺寸、受壓縱筋和箍筋間距為研究參數(shù)。第一批試件信息見(jiàn)表1。箍筋有三種形式，即組合封閉式、傳統(tǒng)封閉箍筋和U形箍筋(箍筋上部不配J形箍肢)。試件尺寸有150 mm ×300 mm×2 300 mm和200 mm×400 mm×3 000 mm兩種。受壓縱筋包括212和214兩種。設(shè)計(jì)了110 mm、120 mm、200 mm和350 mm共4種箍筋間距，前兩種和后兩種試件預(yù)計(jì)分別受彎和受剪破壞。

第二批試件信息見(jiàn)表2。箍筋形式均為組合封閉式箍筋。試件D-B1—D-B4的尺寸、配筋分別同第一批試件A-B1—A-B4，但二次澆筑。試件D-B5和D-B6長(zhǎng)6 000 mm，接近實(shí)際工程尺度。最大受壓縱筋322。第二次澆筑前對(duì)混凝土疊合面進(jìn)行鑿毛處理，以保證粘結(jié)可靠［4］。

加載時(shí)若如常規(guī)做法在試件上表面放置鋼墊塊承受集中力，則此范圍內(nèi)受壓縱筋將受到鋼墊板的約束，與實(shí)際受力情況不符。為避免此約束，在梁中兩個(gè)加載點(diǎn)位置處預(yù)埋鋼塊。鋼塊呈工字形，其上部鋼板露出試件上表面，使得加載可繞過(guò)上部受壓縱筋而直接作用在梁內(nèi)部混凝土中，如圖3所示。此外，為確保發(fā)生預(yù)期的受彎破壞，部分試件的所有箍肢附加綁扎豎向鋼筋直桿，以提高試件抗剪承載力。箍筋和縱筋分別采用HPB235鋼筋和HRB335鋼筋。采用商品混凝土，試驗(yàn)得到第一批試件、第二批試件先澆部分、第二批試件后澆部分的混凝土單軸抗壓強(qiáng)度分別是31．7 MPa、36．4 MPa 和 47．9 MPa，彈性模量分別是 3．26 × 104MPa、2．99 × 104MPa 和 3．67 ×104MPa［5］。鋼筋的屈服強(qiáng)度和彈性模量見(jiàn)表3?；炷帘Ｗo(hù)層厚度20 mm。

表1 第一批試件信息Table 1 Details of first test group

表2 第二批試件信息Table 2 Details of second test group

圖3 試件中預(yù)埋的鋼塊Fig．3 Steel block embedded in specimen

表3 鋼筋材料力學(xué)性能［6］Table 3 Mechanical properties of reinforcing steel bars［6］

試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行。考慮預(yù)埋鋼塊位置，近似三分點(diǎn)分級(jí)加載，荷載控制。采用常規(guī)的粘貼電阻應(yīng)變片量測(cè)縱筋、U形箍筋兩肢和J形箍筋水平段的應(yīng)變。用位移計(jì)測(cè)量試件撓度?？v筋應(yīng)變片、位移計(jì)的位置和加載位置示意見(jiàn)圖4和表4。

圖4 縱筋應(yīng)變片、位移計(jì)及加載點(diǎn)位置Fig．4 Layout of strain gauges，displacement meters and loading points

表4 試件加載位置Table 4 Loading positions

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3．1 破壞形態(tài)

除試件A-B5、A-B6和U-B5發(fā)生預(yù)期的受剪破壞外，其余試件受彎破壞。典型的破壞形態(tài)見(jiàn)圖5。試驗(yàn)后，鑿除試件跨中上部受壓破壞區(qū)域的混凝土后，觀察箍筋對(duì)受壓縱筋的約束情況，見(jiàn)圖6?？梢?jiàn)，所有試件受壓縱筋在與箍筋交匯處均被正常約束。組合封閉式箍筋的U形和J形箍筋彎鉤處沒(méi)有肉眼可見(jiàn)的脫開(kāi)，J形箍筋也沒(méi)有整體移動(dòng)的跡象。甚至僅配置U形箍筋的試件中，箍筋也可以為縱筋提供有效約束，未發(fā)現(xiàn)受壓縱筋失穩(wěn)的現(xiàn)象。

圖5 試件典型的破壞形態(tài)Fig．5 Typical failure modes of specimens

圖6 箍筋可完好約束受壓縱筋Fig．6 Compressive longitudinal steel bars perfectly restrained by assembled stirrups

此外，包括傳統(tǒng)封閉箍筋在內(nèi)的部分試件，在兩個(gè)完好箍肢間受壓縱筋朝“外側(cè)及上部”方向彎曲，見(jiàn)圖6。這與峰值荷載后進(jìn)一步位移加載、混凝土體積膨脹等因素有關(guān)。將試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果比較(見(jiàn)第3．5節(jié))也表明，這一現(xiàn)象沒(méi)有導(dǎo)致試件受彎承載力降低。因而，受壓縱筋在箍筋節(jié)點(diǎn)間的部分朝“外側(cè)及上部”方向彎曲并未影響“箍筋可有效約束受壓縱筋”這一判斷。這一現(xiàn)象可以認(rèn)為是試件受彎或受剪破壞后的“后破壞”現(xiàn)象。

3．2 極限承載力與荷載-撓度曲線

試驗(yàn)得到了試件的極限承載力，分析如下。

(1)組合封閉式箍筋試件A-B1—A-B4與傳統(tǒng)封閉箍筋試件T-B1—T-B4僅箍筋形式不同，比較它們的極限承載力見(jiàn)表5。相對(duì)誤差在0．3%～－7．7%之間，可見(jiàn)，兩種箍筋形式試件的受彎極限承載力沒(méi)有顯著差異。

表5 組合封閉式箍筋與傳統(tǒng)封閉箍筋試件極限承載力Table 5 Comparison on ultimate bending capacity of specimens with assembled stirups and traditional stirrups

(2)U形箍筋試件U-B1、U-B3與傳統(tǒng)封閉箍筋試件T-B1、T-B3僅箍筋形式不同，比較它們的極限承載力見(jiàn)表6。相對(duì)誤差在－4．5% ～1．3%之間，可見(jiàn)，在受壓縱筋沒(méi)有提前失穩(wěn)的情況下，僅配置U形箍筋與傳統(tǒng)封閉箍筋試件的受彎極限承載力也沒(méi)有顯著差異。

表6 U型箍筋與傳統(tǒng)封閉箍筋試件極限承載力Table 6 Comparison on ultimate bending capacity of specimens with μ shape stirrups and traditional stirrups

(3)組合封閉式箍筋試件A-B2、A-B5和AB6的破壞由受彎向受剪轉(zhuǎn)化，極限承載力分別是450．7 kN、425．6 kN 和 331．7 kN，逐步降低。

(4)由于組合封閉式箍筋試件D-B1—D-B4與A-B1—A-B4的材料性能不同，承載力難以直接比較。但3．5節(jié)表明，它們的試驗(yàn)值與計(jì)算值吻合較好。

綜上所述，不同的箍筋形式不影響試件的受彎或受剪破壞形態(tài)，對(duì)受彎極限承載力也沒(méi)有顯著影響。

圖7以B3系列(受彎破壞)為例，給出了荷載－撓度曲線。可見(jiàn)，曲線呈典型的三折線延性破壞特點(diǎn)，曲線形狀接近，不同箍筋形式對(duì)試件變形性能沒(méi)有顯著影響。包括疊合試件在內(nèi)的其余試件也支持此結(jié)果。

圖7 典型試件荷載—撓度曲線Fig．7 Loads-deflection curves of typical specimens

3．3 受壓縱筋應(yīng)力

試件設(shè)計(jì)時(shí)，遵循受壓鋼筋盡可能屈服或接近屈服的原則，同時(shí)考慮最大配筋率和鋼筋直徑的因素。兩次試驗(yàn)中測(cè)得了受壓縱筋的應(yīng)變并換算為應(yīng)力，見(jiàn)圖8?？梢?jiàn)對(duì)于受彎破壞的試件，受壓鋼筋基本可以屈服或接近屈服。對(duì)于受剪破壞的3個(gè)試件(A-B5、U-B5和A-B6)，實(shí)測(cè)應(yīng)力和預(yù)期一樣，沒(méi)有達(dá)到材料屈服強(qiáng)度。這是因?yàn)槭芗羝茐陌l(fā)生在受彎破壞之前，故受壓縱筋應(yīng)力較小。個(gè)別試件受壓鋼筋應(yīng)力稍微偏小可能與測(cè)量誤差有關(guān)。

圖8 實(shí)測(cè)鋼筋應(yīng)力與屈服強(qiáng)度的比較Fig．8 Comparison on measured stress with yield strength of compressive steel bars in specimens

3．4 箍筋應(yīng)變

表7給出了加載至極限荷載時(shí)，跨中附近處J形箍筋水平肢應(yīng)變實(shí)測(cè)值以及U形箍筋兩豎肢應(yīng)變的實(shí)測(cè)平均值?？傮w上，箍筋受拉且應(yīng)變較小，J形箍筋的應(yīng)變基本上可以達(dá)到U形箍筋的2倍以上。分析認(rèn)為，箍筋應(yīng)變與測(cè)點(diǎn)布置、箍筋間距、混凝土受壓膨脹等較多因素有關(guān)，較為復(fù)雜。另外，部分地受到混凝土受壓膨脹影響，受壓縱筋既有向上彎曲擴(kuò)張的趨勢(shì)，也有向兩側(cè)擴(kuò)張的趨勢(shì)。

表7 組合封閉式箍筋試件跨中附近箍筋的應(yīng)變Table 7 Measured strain of stirrups in the midspan of specimens

3．5 承載力計(jì)算

為進(jìn)一步調(diào)查采用組合封閉式箍筋與傳統(tǒng)封閉箍筋的試件受彎性能有無(wú)區(qū)別，我們采用傳統(tǒng)的分析方法［7，8］得到組合式箍筋試件抗彎承載力。計(jì)算基于試件破壞形態(tài)、平截面假定、材料模型［1］和力平衡原理。經(jīng)驗(yàn)算，疊合梁試件受壓區(qū)高度均小于疊合層澆筑高度，因此受壓區(qū)混凝土強(qiáng)度取疊合層混凝土強(qiáng)度。對(duì)于配有雙層受拉鋼筋的試件，計(jì)算縱向鋼筋合力點(diǎn)到混凝土邊緣的距離as時(shí)需考慮鋼筋的分布。發(fā)生受彎破壞試件的承載力示于表8?？梢?jiàn)，計(jì)算承載力與試驗(yàn)承載力接近，平均誤差1．5%。其中，第一批A系列的4個(gè)試件計(jì)算as時(shí)采用了設(shè)計(jì)混凝土保護(hù)層厚度而沒(méi)有進(jìn)行實(shí)測(cè)，可能是導(dǎo)致誤差稍大的一個(gè)原因。第二批D系列采用了實(shí)測(cè)混凝土保護(hù)層厚度計(jì)算，相對(duì)誤差進(jìn)一步趨小?？梢?jiàn)，可以采用傳統(tǒng)封閉箍筋受彎構(gòu)件承載力的計(jì)算方法，預(yù)測(cè)組合封閉式箍筋構(gòu)件的相應(yīng)承載力。

表8 組合封閉式箍筋試件的計(jì)算和試驗(yàn)極限承載力Table 8 Calculated and tested ultimate bending capacity of the specimens with assembled stirrups

4 討論

雙筋混凝土梁的受壓縱筋側(cè)向約束由箍筋和混凝土提供。對(duì)于組合封閉式箍筋雙筋梁而言，在箍筋與受壓縱筋的交匯點(diǎn)處，側(cè)向約束主要由三個(gè)因素組成，即U形箍筋兩個(gè)豎肢端部的彎鉤約束、J形箍筋水平肢端部錨固約束和混凝土保護(hù)層約束，如圖9所示。在交匯點(diǎn)之間，混凝土可提供一定的側(cè)向約束。但這種約束在地震作用下因混凝土保護(hù)層可能部分剝落而不可靠，常不予考慮。本研究實(shí)例中，在靜力荷載作用下組合封閉式箍筋可以對(duì)受壓縱筋提供有效約束，受壓縱筋沒(méi)有發(fā)生失穩(wěn)失效。

圖9 組合封閉式箍筋梁中受壓縱筋側(cè)向約束組成Fig．9 Components of lateral restrains for compression steel bars in specimens with assembled stirrups

5 結(jié)語(yǔ)

本文系統(tǒng)研究了配置組合封閉式箍筋雙筋疊合梁的受彎性能。在本研究范圍內(nèi)，可以到以下結(jié)論:

(1)組合封閉式箍筋可以對(duì)雙筋疊合混凝土梁的受壓縱筋提供有效側(cè)向約束，受壓縱筋沒(méi)有在梁破壞之前失穩(wěn)。

(2)配置組合封閉式箍筋和傳統(tǒng)封閉式箍筋雙筋梁的受彎性能可認(rèn)為沒(méi)有區(qū)別，可采用相同的計(jì)算方法進(jìn)行受力性能預(yù)測(cè)。

進(jìn)一步將開(kāi)展地震作用下配置組合封閉式箍筋雙筋疊合梁的受彎性能研究，并對(duì)組合封閉式箍筋側(cè)向約束進(jìn)行量化描述。

致謝 本研究得到同濟(jì)大學(xué)光華基金“預(yù)制裝配整體式混凝土房屋結(jié)構(gòu)體系(潤(rùn)泰技術(shù))關(guān)鍵技術(shù)研究”的資助，特此致謝!

［1］ 中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部．GB 50010—2010混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范［S］．北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2011．Ministry of Housing and Urban-Rural Construction of the People’s Republic of China．GB 50010—2010 Code for design of concrete structures［S］．Beijing:China Architecture and Building Press，2011．(in Chinese)

［2］ American Concrete Institute，ACI Committee 318．AC I318—05 Building code requirements for structural concrete and commentary［S］．Farmington Hills，Mich．，2005．

［3］ 中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部．JGJ 1—2014裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］．北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2014．Ministry of Housing Urban-Rural Construction of the People’s Republic of China．JGJ 1—2014 Technical specification for precast concrete structures［S］．Beijing:China Architecture and Building Press，2013．(in Chinese)

［4］ 中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部．GB 50666—2011混凝土結(jié)構(gòu)工程施工規(guī)范［S］．北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2011．Ministry of Housing Urban-Rural Construction of the People’s Republic of China．GB 50666—2011 Code for construction of concrete structures［S］．Beijing:China Architecture and Building Press，2011．(in Chinese)

［5］ 中華人民共和國(guó)建設(shè)部．GB/T 50081—2002普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)［S］．北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2003．Ministry of Construction of the People’s Republic of China．GB/T 500812—2002 Standard for test method of mechanical properties on ordinary concrete［S］．Beijing:China Architecture and Building Press，2003．(in Chinese)

［6］ 中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì)．GB/T 228．1—2010金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法［S］．北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2011．China National Standardization Management Committee．GB/T 228．1—2010 Metallic materials-tensile testingpart 1:method of test at room temperature［S］．Beijing:China Standard Press，2011．(in Chinese)

［7］ 顧祥林．混凝土結(jié)構(gòu)基本原理［M］．上海:同濟(jì)大學(xué)出版社，2004．Gu Xianglin．Basic principles for reinforcing concrete structures［M］．Shanghai:Tongji University Press，2004．(in Chinese)

［8］ 肖建莊，高歌，徐亞玲，等．再生混凝土疊合梁受彎力學(xué)性能試驗(yàn)研究［J］．結(jié)構(gòu)工程師，2012，28(2):122-126．Xiao Jianzhuang，Gao Ge，Xu Yaling，et al．Test on bending performance of recycled concrete composite beams［J］Structural Engineers，2012，28(2):122-126．(in Chinese)