成型鋼筋混凝土T形梁抗震性能非線性有限元分析*

李楊輝,薛偉辰,夏 康,李 亞,2

(1.同濟大學建筑工程系,上海 200092; 2.上海師范大學建筑工程學院,上海 201418)

0 引言

成型鋼筋是一種采用機械加工、自動成型的鋼筋制品,具備信息化管理系統(tǒng)、專業(yè)化加工機構和自動化加工設備三要素,可提高鋼筋的施工效率和質(zhì)量[1],減少混凝土構件的生產(chǎn)成本和環(huán)境污染[2]。成型鋼筋起源于20世紀初的英國,經(jīng)過一個多世紀的發(fā)展,英美等發(fā)達國家已掌握了成熟的鋼筋成型技術[3-4]。我國從20世紀末開始從國外引進成型鋼筋生產(chǎn)線,對成型鋼筋生產(chǎn)技術進行了系列研究[5-7],促進了成型鋼筋生產(chǎn)技術的提高和工程應用[8],但目前生產(chǎn)水平和英美等發(fā)達國家相比仍有差距。住房和城鄉(xiāng)建設部印發(fā)的《建筑業(yè)10項新技術(2017年版)》包括建筑用成型鋼筋制品加工與配送技術,進一步促進了成型鋼筋的推廣應用。

鋼筋焊接網(wǎng)和成型鋼筋骨架[9]是2種常見的成型鋼筋。鋼筋焊接網(wǎng)是指縱向鋼筋和橫向鋼筋按一定間距排列、交叉點焊接在一起的鋼筋網(wǎng)片,具有間距均勻準確、焊接點強度高的特點,適用于樓板等結構。成型鋼筋骨架包括繞箍成型鋼筋、穿箍成型鋼筋,如圖1所示,適用于梁、柱等構件。

圖1 成型鋼筋

鋼筋混凝土T形梁是建筑工程和橋梁工程中常用的構件形式,具有良好的受力性能[10-11]和綜合經(jīng)濟效益[12]。根據(jù)澆筑方式的不同,鋼筋混凝土T形梁分為鋼筋混凝土T形疊合梁和鋼筋混凝土T形現(xiàn)澆梁。傳統(tǒng)的鋼筋混凝土T形梁通常采用手工綁扎鋼筋,薛偉辰等[13]對手工綁扎鋼筋混凝土T形疊合梁及其現(xiàn)澆梁的抗震性能進行了試驗研究,研究表明,疊合梁和現(xiàn)澆梁的抗彎承載力相差在10%以內(nèi),位移延性系數(shù)均>4.8。在鋼筋混凝土T形梁鋼筋的綁扎過程中,翼緣鋼筋存在漏綁、跳綁和被踩踏風險,腹板鋼筋骨架易變形,縱筋和箍筋位置竄動。手工綁扎鋼筋依賴鋼筋技術工人對鋼筋進行裁剪、彎折和綁扎,施工精度低、效率低、綁扎質(zhì)量不易保證。成型鋼筋混凝土T形梁的翼緣采用鋼筋焊接網(wǎng)、腹板采用成型鋼筋骨架,提高了鋼筋綁扎效率和質(zhì)量,與手工綁扎鋼筋相比,生產(chǎn)成型鋼筋混凝土T形梁所需工時和費用均可減少50%以上[2]。

成型鋼筋混凝土T形疊合梁兼有成型鋼筋和T形疊合梁的優(yōu)點,是一種工業(yè)化程度較高、受力性能良好的預制構件,具有廣闊的應用前景。但目前對成型鋼筋混凝土T形疊合梁的抗震性能研究幾乎沒有,本課題組完成的成型鋼筋混凝土矩形現(xiàn)澆梁的低周反復荷載試驗[14]表明,分別配置繞箍成型鋼筋、穿箍成型鋼筋現(xiàn)澆梁和手工綁扎鋼筋現(xiàn)澆梁的抗彎承載力相差在10%以內(nèi),位移延性系數(shù)均>4.0,成型鋼筋矩形現(xiàn)澆梁具有良好的抗震性能。

在標準方面,GB/T 1 499.3—2022《鋼筋混凝土用鋼 第3部分:鋼筋焊接網(wǎng)》[15]、GB/T 29733—2013《混凝土結構用成型鋼筋制品》[16]、JGJ 114—2014《鋼筋焊接網(wǎng)混凝土結構技術規(guī)程》[17]、JGJ 366—2015《混凝土結構成型鋼筋應用技術規(guī)程》[18]等對成型鋼筋的加工制備和配送驗收等給出了明確規(guī)定,但對成型鋼筋混凝土構件受力性能和結構設計的規(guī)定較缺乏。

綜上可見,成型鋼筋具有生產(chǎn)效率高、質(zhì)量穩(wěn)定、經(jīng)濟性好等特點,成型鋼筋混凝土梁具有廣闊的應用前景。但目前對成型鋼筋混凝土梁抗震性能的研究僅限于數(shù)量不多的成型鋼筋混凝土矩形現(xiàn)澆梁,對成型鋼筋混凝土T形現(xiàn)澆梁及其疊合梁的抗震性能研究幾乎沒有,有待進一步展開。

本文基于有限元軟件ABAQUS建立了成型鋼筋混凝土T形梁的非線性有限元模型,基于筆者所做成型鋼筋混凝土T形梁低周反復荷載試驗對模型進行驗證。在此基礎上,進一步研究了鋼筋成型工藝(手工綁扎、繞箍成型、穿箍成型)、混凝土澆筑方式(現(xiàn)澆、疊合)、混凝土強度(C30,C40,C50)、縱筋配筋率(0.4%,0.6%,0.8%,1.2%)、配箍率(0.2%,0.4%,0.6%)對鋼筋混凝土T形梁抗震性能的影響規(guī)律。

1 有限元建模

采用ABAQUS軟件進行建模,混凝土本構關系采用塑性-損傷本構模型(CDP),以考慮低周反復荷載下混凝土的累積損傷,混凝土CDP模型參數(shù)如下:膨脹角30°,偏心率0.1,fbo/fco取1.16,K取0.667,黏性系數(shù)取0.005。鋼筋本構關系采用考慮鋼筋強化的雙折線彈塑性模型?；炷梁弯摻畋緲嬯P系按GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》(2015年版)[19]規(guī)定取值,混凝土強度和彈性模量、鋼筋強度和彈性模量等參數(shù)均按試驗實測值設置。

混凝土采用三維實體單元(C3D8R),形狀為六面體。鋼筋采用桁架單元(T3D2),不考慮剪切變形。由于成型鋼筋骨架的箍筋和縱筋間采用焊接連接,整體性較好,故對成型鋼筋骨架的箍筋和縱筋進行合并(merge),并采用內(nèi)置(embedded region)將鋼筋嵌入混凝土以考慮鋼筋與混凝土間的黏結錨固。繞箍成型、穿箍成型鋼筋均按實際構造和形狀進行建模。預制混凝土與后澆混凝土交界面采用面-面(surface-to-surface)接觸,接觸為庫侖摩擦型接觸,切線方向的黏結滑移接觸設為罰函數(shù)以傳遞切向應力,摩擦系數(shù)取0.5,法線方向設為硬接觸以傳遞法向應力。模型梁端簡支,在梁跨三分點處施加低周反復荷載,有限元模型與加載制度如圖2所示。

圖2 有限元模型和加載制度

2 試驗概況

2.1 試驗設計

成型鋼筋混凝土T形梁低周反復荷載試驗包括3根足尺混凝土梁:手工綁扎鋼筋混凝土T形現(xiàn)澆梁(RCB)、繞箍成型鋼筋混凝土T形疊合梁(PCB-1)、穿箍成型鋼筋混凝土T形疊合梁(PCB-2)。梁長度均為4 500mm,凈跨均為4 100mm,試件截面幾何尺寸及配筋如圖3所示?；炷翞镃40,鋼筋為HRB400,鋼筋的材料性能如表1所示。

表1 鋼筋實測力學性能指標

圖3 試件截面與配筋

2.2 試驗裝置與加載制度

試驗中梁兩端簡支,利用分配梁在梁跨三分點處對梁施加低周反復荷載,加載方法采用JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[20]中規(guī)定的荷載-位移混合控制法,加載與加載制度如圖4所示。規(guī)定向下加載(+P)為正向加載,向上加載(-P)為反向加載,頂部混凝土受壓(拉)時所對應的截面彎矩為正(負)彎矩。

圖4 加載示意與加載制度

3 有限元模型驗證

3.1 破壞形態(tài)

試驗試件和有限元模型破壞形態(tài)如圖5所示,由圖可知,有限元模型RCB破壞時底部混凝土損傷因子達到破壞限值,表明梁底部混凝土壓潰;有限元模型PCB-1,PCB-2破壞時底部縱筋和箍筋達到極限拉應力,表明底部縱筋和箍筋拉斷。對比結果表明,有限元模型和試驗試件破壞形態(tài)吻合良好。

圖5 試件破壞形態(tài)

3.2 荷載-位移曲線

通過有限元模擬得到的滯回曲線和試驗的滯回曲線總體上較接近(見圖6),有限元模型的滯回曲線“捏縮”較小,原因是有限元模擬中未考慮鋼筋和混凝土間的黏結滑移及混凝土裂面效應的影響。試件RCB,PCB-1,PCB-2的有限元骨架曲線和試驗骨架曲線相近(見圖7),試驗試件的初始剛度略大于有限元模型,原因是試驗中梁的滑動支座存在摩擦,使得試驗試件的水平約束作用大于有限元模型,試驗試件的初始剛度較大。

圖6 試件荷載-位移滯回曲線

圖7 試件骨架曲線

3.3 承載力與位移延性

試驗試件和有限元模型的承載力、位移延性如表2所示,由表可知,所有試件有限元模擬和試驗的正向承載力相差在9.7%以內(nèi),反向承載力相差在9.2%以內(nèi);所有試件有限元模擬和試驗的正向位移延性相差在6.0%以內(nèi),反向位移延性相差在9.6%以內(nèi)。有限元模擬和試驗的承載力、位移延性相差較小,均在10%以內(nèi),表明有限元模擬結果和試驗結果吻合良好,驗證了本文有限元模型的有效性。

表2 試件承載力和位移延性

4 參數(shù)分析

4.1 參數(shù)選取

繞箍成型鋼筋的成型工藝和成型形狀與手工綁扎鋼筋均有較大差異,為突出成型鋼筋的特點,建立20個繞箍成型鋼筋混凝土T形梁有限元模型,進一步研究混凝土澆筑方式及強度、縱筋配筋率及配箍率對其抗震性能的影響規(guī)律:澆筑方式為現(xiàn)澆與疊合,混凝土強度等級分別為C30,C40,C50,縱筋配筋率分別為0.4%,0.6%,0.8%,1.2%,配箍率分別為0.2%,0.4%,0.6%。為便于比較,采用骨架曲線對其進行分析。

4.2 混凝土強度等級

由不同混凝土強度等級下梁骨架曲線(見圖8)可知,無論是現(xiàn)澆梁還是疊合梁,混凝土強度等級對梁的骨架曲線影響很小。各梁的正向抗彎承載力幾乎相同,原因是梁均為對稱配筋,正向承載力可視為上下縱筋應力提供,混凝土的影響很小。反向承載力可認為是上下縱筋形成的彎矩和板內(nèi)分布筋與混凝土形成的彎矩之和,混凝土強度等級提高減小了受壓區(qū)高度,使得板內(nèi)分布筋與混凝土形成的彎矩略有提高,使得反向承載力產(chǎn)生較小差別。不同混凝土強度等級的梁的位移延性差別很小,疊合梁的正、反向位移延性系數(shù)分別約在4.3和5.0?；炷翉姸鹊燃墳镃40的疊合梁的骨架曲線高于現(xiàn)澆梁的骨架曲線,且反向骨架曲線的差別大于正向骨架曲線,原因是疊合梁的板分布鋼筋對承載力的貢獻小于現(xiàn)澆梁,且在反向更顯著。

圖8 不同混凝土強度等級下梁骨架曲線

4.3 縱筋配筋率

由不同縱筋配筋率下梁骨架曲線(見圖9)可知,縱筋配筋率對骨架曲線的影響較大。隨著縱筋配筋率的提高,現(xiàn)澆梁和疊合梁的正、反向抗彎承載力均提高。隨著縱筋配筋率提高,梁的位移延性有所降低。相比于縱筋配筋率為0.4%的繞箍成型鋼筋疊合梁,縱筋配筋率為0.6%,0.8%,1.2%試件的正、反向抗彎承載力分別提高25%,53%,93%和18%,29%,48%,正向位移延性系數(shù)由4.3下降為4.2,4.1,4.0,反向位移延性系數(shù)由5.0下降為4.8,4.6,4.5。

圖9 不同縱筋配筋率下梁骨架曲線

4.4 混凝土澆筑方式

為研究混凝土澆筑方式(現(xiàn)澆、疊合)對梁的承載力影響,選取對承載力影響較大的縱筋配筋率參數(shù),不同縱筋配筋率下疊合梁和現(xiàn)澆梁的正、反向抗彎承載力如圖10所示。由圖可知,當縱筋配筋率由0.4%提高到1.2%,現(xiàn)澆梁的正向承載力由150.8kN提高到297.7kN,反向承載力由423.1kN提高到652.8kN;疊合梁的正向承載力由142.5kN提高到274.5kN,反向承載力由399.7kN提高到590.5kN。相對于現(xiàn)澆梁,疊合梁的承載力有略微減小,疊合梁的正、反向承載力分別比現(xiàn)澆梁的低6%和10%以內(nèi)。

圖10 疊合梁和現(xiàn)澆梁抗彎承載力

4.5 配箍率

由不同配箍率下梁骨架曲線(見圖11)可知,配箍率對梁骨架曲線的影響很小。由于有限元分析中的梁均按“強剪弱彎”的原則進行設計,梁的破壞均為受彎破壞,過大的箍筋配置對梁的抗震性能影響較小。配箍率為0.6%的疊合梁的正、反向抗彎承載力略高于現(xiàn)澆梁。

圖11 不同配箍率下梁骨架曲線

5 結語

1)基于有限元軟件ABAQUS建立了成型鋼筋混凝土T形梁的非線性有限元模型,建模中考慮了成型鋼筋的構造。

2)低周反復荷載試驗結果表明,繞箍成型、穿箍成型鋼筋混凝土T形疊合梁和手工綁扎鋼筋混凝土T形現(xiàn)澆梁的抗震性能相當,各試件的位移延性系數(shù)為4.4～5.2。有限元分析結果與試驗結果吻合良好,驗證了有限元模型的有效性。

3)建立了20個成型鋼筋混凝土T形梁的有限元模型,研究了混凝土澆筑方式及強度、縱筋配筋率及配箍率對鋼筋混凝土T形梁抗震性能的影響規(guī)律。結果表明:①繞箍成型鋼筋混凝土T形疊合梁與現(xiàn)澆梁的骨架曲線較相近,疊合梁的正、反向抗彎承載力分別比現(xiàn)澆梁的低6%和10%以內(nèi)。②縱筋配筋率對繞箍成型鋼筋混凝土T形梁的骨架曲線影響較大。相比于縱筋配筋率為0.4%的繞箍成型鋼筋疊合梁,縱筋配筋率為0.6%～1.2%試件的正、反向抗彎承載力分別提高了25%～93%,18%～48%, 正向位移延性系數(shù)由4.3下降為4.2～4.0,反向位移延性系數(shù)由5.0下降為4.8～4.5。③混凝土強度等級和配箍率對繞箍成型鋼筋混凝土T形梁的抗彎承載力和位移延性系數(shù)影響在4%以內(nèi),影響較小。