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)整體性好的長處，符合我國目前建設(shè)資源節(jié)約型、環(huán)境友好型社會的要求，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，我國大陸從臺灣引進(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，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，工程師目前對此沒有共識。我國《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，并對上部J形箍肢的放置做出了相關(guān)規(guī)定，但對箍筋間距這一關(guān)鍵參數(shù)沒有給出說明。《裝配式混凝土結(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。經(jīng)文獻(xiàn)檢索，沒有發(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)封閉箍筋梁相比沒有區(qū)別，以及解析或數(shù)值方法研究此問題存在困難，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)度和彈性模量見表3。混凝土保護(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)分級加載，荷載控制。采用常規(guī)的粘貼電阻應(yīng)變片量測縱筋、U形箍筋兩肢和J形箍筋水平段的應(yīng)變。用位移計(jì)測量試件撓度。縱筋應(yīng)變片、位移計(jì)的位置和加載位置示意見圖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，觀察箍筋對受壓縱筋的約束情況，見圖6。可見，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形箍筋彎鉤處沒有肉眼可見的脫開，J形箍筋也沒有整體移動的跡象。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(見第3．5節(jié))也表明，這一現(xiàn)象沒有導(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表5。相對誤差在0．3%～－7．7%之間，可見，兩種箍筋形式試件的受彎極限承載力沒有顯著差異。

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表6。相對誤差在－4．5% ～1．3%之間，可見，在受壓縱筋沒有提前失穩(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)，對受彎極限承載力也沒有顯著影響。

圖7以B3系列(受彎破壞)為例，給出了荷載－撓度曲線。可見，曲線呈典型的三折線延性破壞特點(diǎn)，曲線形狀接近，不同箍筋形式對試件變形性能沒有顯著影響。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)中測得了受壓縱筋的應(yīng)變并換算為應(yīng)力，見圖8。可見對于受彎破壞的試件，受壓鋼筋基本可以屈服或接近屈服。對于受剪破壞的3個(gè)試件(A-B5、U-B5和A-B6)，實(shí)測應(yīng)力和預(yù)期一樣，沒有達(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量誤差有關(guān)。

圖8 實(shí)測鋼筋應(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)測值以及U形箍筋兩豎肢應(yīng)變的實(shí)測平均值。總體上，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，也有向兩側(cè)擴(kuò)張的趨勢。

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。可見，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)層厚度而沒有進(jìn)行實(shí)測，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)測混凝土保護(hù)層厚度計(jì)算，相對誤差進(jìn)一步趨小。可見，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受壓縱筋提供有效約束，受壓縱筋沒有發(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

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。

進(jìn)一步將開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］ 中國國家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會．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)