延性基材對(duì)小跨高比連梁抗震性能的影響

張秀芳，吳炳楠

(大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部， 遼寧 大連 116024)

連梁是聯(lián)肢剪力墻體系中一個(gè)重要的組成部件，它除了能連接墻肢外，還能約束墻肢，對(duì)聯(lián)肢剪力墻尤為重要。連梁的強(qiáng)度、剛度和變形性能對(duì)聯(lián)肢剪力墻體系的性能有顯著影響，當(dāng)結(jié)構(gòu)遭受強(qiáng)烈地震時(shí)，有著合適強(qiáng)度、剛度和變形性能的連梁會(huì)先于墻肢屈服，在梁端形成塑性鉸，利用塑性變形能力耗散地震能量，進(jìn)而減輕甚至避免墻肢底部發(fā)生破壞[1-4]。對(duì)小跨高比連梁，目前在連梁中增設(shè)斜向?qū)卿摻钚问饺缃徊嫘苯钆浣?、集中?duì)角斜筋配筋、對(duì)角暗撐配筋等方案[5-6]雖有較好的抗震性能，但仍然存在用鋼量大、施工困難等問(wèn)題。

超高韌性水泥基復(fù)合材料UHTCC是一種新型建筑材料，通過(guò)在水泥基復(fù)合材料中摻入不超過(guò)材料總體積2.5%的聚乙烯醇亂向短纖維，使材料在硬化后能穩(wěn)定表現(xiàn)出明顯應(yīng)變硬化特征[7]。已有研究證實(shí)[8-14]，該材料具有較高的抗剪延性和承載力，在結(jié)構(gòu)構(gòu)件承受高剪應(yīng)力部位使用UHTCC可改善抗震性能，且具有較高的耐損性能[15]，可減少甚至免除震后的修復(fù)。

為了提高小跨高比連梁的承載力和延性，使其具有較好的抗震性能，將UHTCC替代混凝土作為連梁的基體材料，設(shè)計(jì)制作了2個(gè)跨高比為1.5的連梁進(jìn)行擬靜力反復(fù)加載試驗(yàn)，其中超高韌性水泥基復(fù)合材料連梁和普通鋼筋混凝土連梁各1個(gè)，并將《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[5](GB 50010—2010)中的集中對(duì)角斜筋進(jìn)行簡(jiǎn)化，梁內(nèi)不設(shè)置拉筋，降低配箍率，研究其抗震性能，旨在探究施工簡(jiǎn)易、抗震性能良好的連梁方案。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了2個(gè)跨高比為1.5的連梁試件，其中超高韌性水泥基復(fù)合材料連梁和普通鋼筋混凝土連梁各1個(gè)，試件截面尺寸為400 mm×150 mm，跨度為600 mm。為使試件發(fā)生剪切破壞，試件按強(qiáng)彎弱剪的原則設(shè)計(jì)，二者配筋相同，梁上下縱向受力鋼筋和對(duì)角斜筋均采用HRB400級(jí)鋼筋，腰筋和箍筋采用HPB300級(jí)鋼筋，具體配筋情況為：?jiǎn)蝹?cè)縱筋為2C16，配筋率為0.705%；單向?qū)切苯顬?C14，配筋率為0.54%；單側(cè)腰筋為2B6.5，配筋率為0.116%；箍筋為B6.5@120，配筋率為0.369%，小于規(guī)范要求的最小配箍率1.091%，具體配筋簡(jiǎn)圖如圖1所示。

圖1試件配筋簡(jiǎn)圖(單位：mm)

1.2 試驗(yàn)材料

本次試驗(yàn)所用的UHTCC材料由聚乙烯醇(PVA)纖維和水泥基基材組成。其中，PVA纖維由日本Kuraray公司生產(chǎn)，體積摻量為2%，其基本物理性能和力學(xué)性能見(jiàn)表1。UHTCC水泥基基材由常州固邦復(fù)合材料科技有限公司提供，由普通硅酸鹽水泥、精細(xì)砂、粉煤灰和礦物摻合料按照一定比例摻和而成。所用商品混凝土由大連天瑞水泥有限公司生產(chǎn)，每立方米混凝土的材料質(zhì)量用量比為水泥380 kg∶水170 kg∶砂子630 kg∶碎石1 250 kg，連梁試驗(yàn)時(shí)由標(biāo)準(zhǔn)立方體強(qiáng)度試塊測(cè)得的混凝土抗壓強(qiáng)度為45.7 MPa。此外，試驗(yàn)中用回彈儀量測(cè)了實(shí)際試件的混凝土和UHTCC的抗壓強(qiáng)度見(jiàn)表2，在表2中同時(shí)也列出試驗(yàn)所用的縱向鋼筋、對(duì)角斜筋、箍筋及腰筋的拉伸指標(biāo)。

表1 PVA纖維性能指標(biāo)

表2 各試件材料指標(biāo)統(tǒng)計(jì)表

注：fyz、fuz、fyd、fud分別是縱筋和對(duì)角斜筋的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度；fyv和fuv是箍筋和腰筋的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度。

1.3 加載裝置及加載制度

本次試驗(yàn)在大連理工大學(xué)海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室結(jié)構(gòu)分實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，加載裝置如圖2所示。試件豎直放置，連梁兩側(cè)端塊用于模擬剛度較大的墻肢；上下端塊分別與L型加載鋼架和底部鋼梁連接；底部鋼梁固定于地面上；L型加載鋼架通過(guò)兩側(cè)的四連桿機(jī)構(gòu)與底梁相連，避免加載過(guò)程中試件進(jìn)入塑性階段后可能發(fā)生的端塊轉(zhuǎn)動(dòng)，使試件始終處于純剪位移加載。

試驗(yàn)采用低周往復(fù)加載機(jī)制，以作動(dòng)器位移作為控制位移，位移增量為1.5 mm，每周期循環(huán)兩次，加載至試件不能穩(wěn)定承受荷載或荷載下降到最大荷載75%時(shí)停止加載。

本次試驗(yàn)測(cè)量的數(shù)據(jù)包括：作動(dòng)器施加的荷載、連梁兩端的相對(duì)位移(由位于連梁上下端塊的位移計(jì)測(cè)得)、鋼筋應(yīng)變(由縱筋、箍筋以及對(duì)角斜筋上的應(yīng)變片測(cè)得)及裂縫的發(fā)生、發(fā)展情況。

圖2加載裝置示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 開(kāi)裂過(guò)程和破壞模式

圖3為試件的裂縫分布和破壞形態(tài)。規(guī)定加載以推為正，以拉為負(fù)。試件變形由轉(zhuǎn)角θ表示，由θ=(D5-D6)/L(連梁上下端位移計(jì)D5、D6的差值除以位移計(jì)之間的距離)計(jì)算得到。試件CB-1正負(fù)兩方向加載至θ=0.35%時(shí)，連梁出現(xiàn)彎剪斜裂縫。正負(fù)兩方向分別加載至θ=0.60%和θ=0.77%時(shí)，試件對(duì)角方向斜裂縫形成；試件上側(cè)邊緣兩方向斜裂縫交匯處，出現(xiàn)一條沿縱筋的順筋裂縫。加載至θ=1.22%時(shí)，試件腹部?jī)蓷l斜裂縫相交區(qū)域的混凝土出現(xiàn)表面脫落。加載至θ=1.37%(F=280 kN)時(shí)，試件正方向?qū)切绷芽p開(kāi)始加寬，可聽(tīng)到“滋滋”聲。加載至θ=1.62%(F=295 kN)時(shí)，試件正方向?qū)切绷芽p突然開(kāi)展，兩條對(duì)角斜裂縫附近的混凝土脫落加重；上側(cè)邊緣出現(xiàn)新的順筋裂縫，同時(shí)可觀察到左側(cè)邊緣局部混凝土外突。加載至θ=2.17%(F=-144 kN)時(shí)，由于兩對(duì)角方向斜裂縫和彎剪斜裂縫的密集交叉，試件左側(cè)中部至下部邊緣區(qū)域的混凝土壓碎、外鼓嚴(yán)重；加載至θ=3.99%時(shí)，試件中腹部出現(xiàn)大面積混凝土脫落，承載力下降到121 kN，停止加載，試件發(fā)生剪切破壞。

圖3試件破壞形態(tài)

試件CB-2加載至θ=0.37%時(shí)，試件負(fù)方向出現(xiàn)第一條彎剪斜裂縫；隨后繼續(xù)出現(xiàn)多條短小對(duì)角斜裂縫。正負(fù)加載至θ=0.80%時(shí)，試件對(duì)角方向上的多條短小斜裂縫基本連通，對(duì)角主斜裂縫出現(xiàn)；隨后繼續(xù)增大位移，出現(xiàn)多條次生斜裂縫。加載至θ=1.36%(F=362 kN)時(shí)，出現(xiàn)長(zhǎng)度大約為2 cm～8 cm的多條斜裂縫，并延伸至邊緣與彎曲裂縫相連接；繼續(xù)加載第二循環(huán)時(shí)，斜裂縫寬度略有開(kāi)展。加載至θ=1.94%(F=-367 kN)和θ=2.07%(F=401 kN)時(shí)，兩方向?qū)切绷芽p開(kāi)始快速加寬，可聽(tīng)到“滋滋”聲。加載至θ=2.86%(F=377 kN)和θ=2.54%(F=-313 kN)時(shí)，裂縫間纖維被拉斷，發(fā)出“沙沙”聲，聲音密集，對(duì)角斜裂縫迅速開(kāi)展，寬度超過(guò)5 mm。加載至θ=3.68%時(shí)，試件中腹部對(duì)角裂縫交叉處小塊UHTCC略有突起，之后隨著加載位移增大，對(duì)角斜裂縫寬度進(jìn)一步增大。加載至θ=4.40%(F=271 kN)時(shí)，跨中部位箍筋被拉斷，在斜裂縫處可直接觀察到鋼筋斷口，停止加載，試件呈現(xiàn)剪切破壞形態(tài)。

對(duì)比分析：

(1) 試驗(yàn)結(jié)束后，將連梁試件裂縫附近混凝土進(jìn)行剝離清理，發(fā)現(xiàn)2個(gè)試件的對(duì)角斜筋在跨中均發(fā)生壓屈；CB-2縱筋在梁墻交界處的斜裂縫部位發(fā)生局部彎曲，而CB-1縱筋外側(cè)混凝土保護(hù)層基本破碎脫落，縱筋未發(fā)生彎曲。

(2) 混凝土梁體上由于各條斜裂縫往復(fù)切割咬合，混凝土破碎嚴(yán)重，UHTCC梁體被兩條對(duì)角斜裂縫分割為4部分，各部分基本保持完整，顯示出UHTCC連梁有較好的耐損傷能力。

2.2 滯回曲線

圖4給出了本次試驗(yàn)得到的荷載-變形滯回曲線。由圖4可發(fā)現(xiàn)各試件的滯回曲線具有以下特征：(1) 配筋相同、基體材料不同的試件CB-1和CB-2，在鋼筋屈服之前的彈性階段，加載卸載曲線基本重合，荷載與位移呈線線性關(guān)系；(2) 屈服后兩試件進(jìn)入彈塑性變形階段，滯回環(huán)所包的面積逐漸增大，但CB-2試件由于UHTCC延緩了鋼筋的屈服，同時(shí)斜裂縫開(kāi)展較CB-1緩慢，故其峰值前滯回環(huán)較CB-1更飽滿；(3) 峰值后基體材料不同的試件的滯回曲線呈現(xiàn)出較大差異，與CB-1相比，基體材料為UHTCC的CB-2峰值后仍表現(xiàn)出較穩(wěn)定的滯回環(huán)，具有良好的耗能性能；(4) 試件CB-1加載至峰值荷載后，對(duì)角斜裂縫迅速開(kāi)展，連梁腹板混凝土逐漸破碎和脫落，對(duì)角斜筋由于失去混凝土支撐發(fā)生壓屈，試件承載力迅速喪失；(5) CB-2在達(dá)到峰值荷載后，由于對(duì)角斜裂縫上的纖維拔出和拉斷，滯回曲線上出現(xiàn)一段較突然的承載力下降。主斜裂縫貫通后，連梁承載力主要由鋼筋提供，由于纖維的橋接作用，被主斜裂縫分割為四塊的UHTCC基體各自保持完整，繼續(xù)對(duì)斜筋提供握裹，之后的數(shù)個(gè)周期連梁承載力穩(wěn)定下降。

圖4試件滯回曲線

2.3 承載力及延性

表3總結(jié)了試件的承載力、角位移、試驗(yàn)剪壓比和延性系數(shù)。其中，屈服變形取對(duì)角斜筋屈服時(shí)的試件位移，極限變形取試件承載力下降至0.85倍峰值荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的位移。試驗(yàn)剪壓比由Vp/(fcbh0)計(jì)算，延性系數(shù)是試件的極限變形與屈服變形之比θu/θy。

表3 試件試驗(yàn)結(jié)果匯總

注：表中下標(biāo)y代表屈服點(diǎn)；p代表峰值點(diǎn)；u代表破壞點(diǎn)。

可以發(fā)現(xiàn)：(1) 試件CB-1與CB-2配筋相同，基體材料不同，UHTCC連梁的屈服荷載、峰值荷載對(duì)應(yīng)的角位移和極限角位移都明顯高于普通混凝土連梁；(2) CB-2與CB-1相比，位移延性系數(shù)提高了22.4%，極限角位移提高了68.7%。表明采用UHTCC能大幅度提高連梁的塑性變形能力。剪壓比是影響對(duì)角斜筋連梁延性的一個(gè)主要因素，CB-2的試驗(yàn)剪壓比與CB-1相比提高了36.9%。

3 結(jié) 論

(1) 2個(gè)未配拉筋的對(duì)角斜筋連梁試件，均在跨中出現(xiàn)對(duì)角斜筋局部壓屈，最終呈現(xiàn)剪切破壞形態(tài)。

(2) 在基體強(qiáng)度接近，且連梁尺寸、配筋相同的情況下，UHTCC連梁具有更高的抗震承載力。

(3) UHTCC連梁表現(xiàn)出更好的延性，推遲斜筋、縱筋和箍筋的屈服；在試件配筋按強(qiáng)彎弱剪設(shè)計(jì)、不設(shè)拉筋、箍筋配筋率較小等不利于連梁延性的情況下，UHTCC連梁的極限位移可高達(dá)3.5%，延性系數(shù)達(dá)到4.62，在高剪壓比下仍能滿足抗震需求。

(4) 由于纖維的橋接作用，UHTCC連梁在峰值和極限時(shí)刻均未發(fā)生嚴(yán)重破損，仍保持較完整的形態(tài)，承載力穩(wěn)定下降，具有較好的抗震性能和損傷容限。

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