箍筋环扣连接叠合梁受剪性能与数值模拟研究*

2022-03-23张玲聪黄昱涵

施工技术(中英文) 2022年4期

崔暘，张玲聪，杨博,3，卢旦，黄昱涵

(1.浙江华临建设集团有限公司,浙江杭州 311100； 2.浙江理工大学土木工程系，浙江杭州 310018； 3.浙江省装配式混凝土工业化建筑工程技术研究中心，浙江杭州 310018； 4.华东建筑设计研究院有限公司上海建筑科创中心，上海 200002)

0 引言

建筑工业化是推行建筑标准化设计、构(配)件工厂化生产及现场装配式施工的一种新型房屋建造生产方式，该方式也是我国建筑业发展的趋势之一。装配式混凝土结构作为工业化建筑中最重要的结构形式之一，具有质量高、工期短、能耗小和绿色低碳等优点。叠合梁是装配式混凝土结构体系中重要的水平受力构件，目前已有国内外学者对其开展了较系统的理论与试验研究，内容涉及叠合面的承载力计算、截面抗剪及新旧混凝土的黏结强度计算等。例如，引入强度折减系数、界面摩擦系数、黏聚力等对叠合面抗剪强度进行非线性计算，并提出叠合面受剪承载力计算方法，结果表明，叠合面的抗剪强度与其粗糙程度、箍筋配筋率、混凝土强度等级及试件剪跨比息息相关，其中最重要的2个因素是叠合面的粗糙程度和配箍率[1-3]。裘进荪等[4]、王运霞等[5]分别对钢筋混凝土叠合梁提出斜截面抗剪强度设计计算公式和正截面受力计算方法，形成一套统一的理论计算体系。薛伟辰等[6]开展钢筋混凝土T形叠合梁抗震性能足尺模型试验，分析滞回曲线、位移延性等特征，结果表明，叠合梁与现浇梁表现出相似的受力特性，位移延性相差不大。刘安庆等[7]对拉压区异形混凝土叠合梁进行抗弯试验研究，预制层使用陶粒混凝土，现浇层使用普通混凝土，验证开裂弯矩计算公式的适用性，结果表明，提高钢筋配筋率可提高梁的塑性，同时提高叠合梁的开裂弯矩。王俊等[8]对现浇段拼接混凝土叠合梁进行足尺受弯性能试验研究，提出叠合梁拼接设计的建议，为装配式结构设计提供参考。吴方伯等[9]提出U形与倒T形2种预应力预制叠合梁，并进行对比试验，结果表明，与现浇梁破坏相似，按理论计算较真实结果更偏于安全。于云龙等[10]研究型钢混凝土叠合梁在集中荷载作用下的受剪机理，考察剪跨比、截面形式等参数的影响，结果表明，不同截面形式的型钢叠合梁受剪性能和破坏形态相似，剪跨比越大承载力越大。张雷等[11]对新型组合封闭式箍筋叠合梁进行抗震和受扭试验研究，结果表明，该叠合梁具有良好的抗震和抗扭性能，承载力和延性系数均优于现浇梁，可实现等同现浇。李国强等[12]对8根组合封闭式箍筋叠合梁进行受剪性能研究，研究参数为箍筋形式、剪跨比和配箍率，结果表明，叠合梁的变形特征与传统箍筋叠合梁基本相同，剪跨比大的叠合梁受叠合面滑移影响较大，剪跨比小的叠合梁破坏形态与传统叠合梁相同，斜截面承载力可按规范中的公式计算。林峰等[13-15]、张智等[16]对组合封闭式箍筋叠合梁进行一系列受力性能试验研究，研究箍筋形式、配筋率、上部箍肢对受压钢筋的约束效率等参数对叠合梁的影响。

上述文献中的叠合梁均采用整体箍筋连接预制和叠合2部分，该连接方式会存在施工现场纵筋穿插较困难的问题，也会存在现场安装模板工程量大的问题，进而影响装配式建筑的优势发挥。

基于以上背景，本文提出一种新型箍筋环扣连接预制混凝土叠合梁。该叠合梁由预制部分和叠合部分组成，这两部分在生产阶段完全分离，预制部分混凝土为中间凹槽，叠合部分箍筋与上部纵筋自成一套钢筋笼，只需在现场将其放入凹槽部分即可，将两部分绑扎固定后，再现浇混凝土整体成型。该新型箍筋环扣连接方式可降低施工难度，提高施工效率，同时，预制部分自重较小可减少底部模板用量。本文通过设计制作6根试件进行集中加载试验，对叠合梁的承载力、破坏形态、钢筋与混凝土应力等进行试验研究，利用ABAQUS有限元软件对叠合梁进行数值模拟分析。

1 试验概况

1.1 试验设计

设计并制作2组不同剪跨比的梁试件，剪跨比分别为2.27，3.03。每组各包含1根采用整体式箍筋整浇梁及2根采用环扣式箍筋叠合梁。试件截面类型如图1所示，设计参数如表1所示，“Z”代表整浇梁、“D”代表叠合梁。试验研究参数为剪跨比和箍筋间距。

图1 试件截面类型

表1 新型钢筋混凝土叠合梁设计参数

1.2 材料力学性能

叠合梁为二次浇筑一次受力的简支构件，预制层与现浇层混凝土强度等级均为C30；整浇梁为一次浇筑的简支构件，混凝土强度等级为C30。浇筑预制层、整浇梁混凝土及现浇层混凝土时各浇筑3个边长为100mm的非标准立方体试件，试验当天实测其抗压强度，得到混凝土立方体抗压强度fcu,100平均值为38.2MPa。根据GB/T 50081—2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》的规定，对于此非标准构件测得的强度值均应乘以尺寸换算系数0.95，所以最终混凝土立方体抗压强度fcu,m为36.3MPa。试验梁中的钢筋均采用HRB400级钢筋，其中纵向钢筋直径为20mm，箍筋直径为6mm，混凝土保护层厚度为20mm，通过对钢筋试件进行拉伸试验，得到的钢筋屈服强度及极限强度如表2所示。

1.3 加载方案

试验加载如图2所示。采用集中加载方式，在试验梁跨中施加集中力，梁一端为固定铰支座，另一端为滑动铰支座。在支座和加载位置处设置钢垫块避免局部应力集中。采用液压千斤顶通过力传感器对梁施加力，在跨中底部及支座顶部布置百分表测量位移，通过静态电阻应变仪采集钢筋及混凝土应变。荷载加载制度参照GB/T 50152—2012《混凝土结构试验方法标准》的规定，采用分级加载形式，在加载前进行预加载，使各测量仪表进入正常工作状态，每级荷载加载后停留5min。开裂前、后分别取荷载增量为5，10kN进行加载，当荷载接近极限时连续加载至破坏。

图2 试验加载示意

箍筋应变片贴放位置为支座与加载点连线和箍筋相交处，底部纵向受拉钢筋的应变片则布置在箍筋应变片投影到纵筋上的投影点上。应变片布置如图3所示，其中A，B指箍筋测点，Z指纵筋测点。

图3 应变测点布置(以Ⅰ组为例)

混凝土应变片布置在叠合梁侧面，沿加载点与支座连线呈45°方向布置，同时在距叠合层和上下底面一定距离的跨中处布置4个应变片，如图4所示，其中E，F指斜向混凝土应变测点，e，f，g，h指跨中混凝土应变测点。

图4 混凝土应变测点布置

本次试验主要观测试件裂缝分布及发展情况、各试件承载力、跨中位置荷载-挠度曲线、各试件中混凝土应变及钢筋应力。

2 试验结果及分析

2.1 破坏现象

在单调集中荷载作用下，试验中各试件梁均出现斜截面破坏现象，如图5所示(以I-D-1为例)。试件出现第1条裂缝时的加载值为75kN，裂缝位于距跨中200mm处的剪跨段梁底部并斜向朝加载点发展，随着荷载的持续增加，梁两侧的斜裂缝陆续增多，加载到120kN时梁底部出现大量斜裂缝；继续增加荷载直至150kN，主斜裂缝直接穿过叠合层向加载点延伸，两侧并未出现沿叠合层的水平裂缝；加载至190kN时，梁达到极限荷载而破坏，受压区混凝土被压碎使截面丧失承载力。

图5 试件裂缝

各试件裂缝开展情况如表3所示。由表3可知，剪跨比较小试件的开裂荷载、斜裂缝到达叠合层的荷载及极限破坏荷载均大于剪跨比较大的试件；各叠合梁试件均未出现沿叠合面的水平裂缝，说明该种叠合梁新旧混凝土叠合面的结合能力较强；相同剪跨比的叠合梁在配箍率不同情况下表现出不同阶段的荷载和裂缝情况相同或相差不大。由于新型叠合梁的配箍率与传统整体式现浇梁的不同，其配箍率相当于2倍关系，所以叠合梁的承载力要比现浇梁的大。剪跨比相同的叠合梁在箍筋间距不同的情况下荷载和裂缝情况基本相同，主要由于混凝土的破坏是被拉裂所致，与混凝土的性质有关，而箍筋间距的影响可忽略不计。

表3 各试件裂缝开展情况

2.2 荷载-位移曲线

试件荷载-跨中挠度曲线如图6所示。由图6可知，达到峰值荷载前，各试件的荷载-挠度曲线基本重合，说明在达到峰值荷载前配箍率对试件的变形能力几乎无影响。随着荷载的增加，试件的挠度迅速增大，进入屈服阶段后，各试件刚度有所下降，剪跨比较大试件刚度下降更快。

图6 梁试件荷载-跨中挠度曲线

2.3 荷载-纵筋应变曲线

各梁试件的荷载-纵筋应变曲线如图7所示。以剪跨比2.27为例，由图7可知，梁试件开裂前应力较小，随着荷载的增加大致呈线性增长，达到开裂荷载后，纵筋应力迅速增大。梁试件荷载-纵筋应力曲线走向基本相似，同现浇梁的变化差异很小，而叠合梁的环扣式箍筋与现浇梁的箍筋大小、形状不同，说明环扣式箍筋对于内力的传递效果与整体式箍筋等同。

图7 荷载-纵筋应变曲线

2.4 荷载-箍筋应变曲线

荷载-箍筋应变曲线如图8所示。由图8可知，梁试件出现裂缝前，剪力主要由混凝土承受，箍筋所受剪力很小；随着荷载增大，斜裂缝的出现导致与斜裂缝相交的箍筋应力迅速变大；预制箍筋应力变化与搭接箍筋相似，且与传统叠合梁的整浇箍筋相差不大，达到箍筋屈服极限强度时，叠合梁的预制箍筋比传统叠合梁承受的荷载大，说明采用这种环扣搭接箍筋可达到与传统整体箍筋同样的效果，甚至优于传统做法。

图8 荷载-箍筋应变曲线

3 有限元分析

3.1 有限元模型

采用混凝土损伤塑性模型作为混凝土的本构模型。将钢筋视为理想的弹塑性材料，采用桁架单元建模，使用双折线本构关系模型。梁试件混凝土强度等级为C30，抗压强度fcu,m为36.3MPa；采用HRB400钢筋，其中直径为20mm纵筋的屈服强度实测值为470MPa，直径为6mm箍筋的屈服强度实测值为410MPa。混凝土弹性模量为3×104N/mm2，泊松比取0.2；钢筋弹性模量为2×105N/mm2，泊松比取0.3。钢筋与混凝土接触关系采用嵌固形式，假定钢筋与混凝土共同变形，不发生滑移变形。有限元模型荷载施加位置及支座设置刚性垫块，避免集中力引起应力集中，模型网格尺寸为20mm。混凝土网格单元类型为C3D8R，钢筋选用桁架单元，有限元模型如图9所示。

根据GB/T 50010—2010《混凝土结构设计规范》(2015年版)中给出的单轴拉压应力-应变曲线确定混凝土的材料本构参数，利用式(1)～(9)可计算混凝土压缩损伤因子和开裂损伤因子。

单轴受拉：

σ=(1-dt)Ecε

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：Ec为弹性模量；ε为应变；dt为混凝土单轴受拉损伤演化参数；αt为混凝土单轴受拉应力-应变曲线下降段参数，取2.64；εt,r为混凝土单轴抗拉强度代表值对应的应变峰值，取1.16×10-6；ft,r为混凝土的单轴抗拉强度代表值。

单轴受压：

σ=(1-dc)Ecε

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

式中：dc为混凝土单轴受拉和单轴受压损伤演化参数；αc为混凝土单轴受压应力-应变曲线下降段参数，取1.27；εc,r为混凝土的单轴抗压强度代表值所对应的应变峰值，取1.62×10-3；fc,r为混凝土的单轴抗压强度代表值。

3.2 钢筋应力分析

对ABAQUS钢筋模型输出S11主应力方向应力分布云图，如图10所示，进一步分析钢筋的受力变形特性。由图10可知，由支座到加载点的连线上中部箍筋受力最大，预制和现浇两部分外侧箍筋应力连续；达到承载力极限时，箍筋应力为378.8MPa，未达到箍筋实测屈服应力值410MPa；处于凹槽中的搭接箍筋所受应力约200MPa，通过搭接箍筋向梁顶传递。

图10 钢筋应力云图

选取叠合梁试件I-D-1，I-D-2上箍筋测点A1，A2进行箍筋荷载-应变分析，如图11所示。由图11可知，数值计算与试验结果吻合较好，钢筋受荷载作用应变变化差别不大，有限元数值分析模型可直观得出梁试件的受力过程，在分析梁试件受力机理时可辅以有限元数值模拟计算。

图11 不同叠合梁箍筋荷载-应变曲线

3.3 混凝土荷载-应变分析

支座与加载点连线上的混凝土荷载-应变曲线如图12所示。由图12可知，斜裂缝出现前，各应变片的应变值均较小，几乎未发生变化；随着荷载增加，斜裂缝出现后，斜裂缝发展跨越部分应变片，混凝土表面应变片数值急剧增加，部分应变片由于被拉坏而导致测点失效，但斜裂缝未通过的截面应变片的应变变化始终较小。

图12 混凝土荷载-应变曲线(斜侧面)

混凝土等效应力云图及其损伤输出结果分别如图13,14所示。

图13 混凝土等效应力云图

由图13可知，应力最大值出现在叠合梁上部加载点两侧，且最大应力所在区域较集中；应力由跨中加载点至梁底两支座处从大到小传递，加载到承载力极限状态时，加载点位置破坏最严重，而跨中底部应力值一直较小，说明该部分应变较小或混凝土已开裂。

由图14可知，压缩损伤主要出现在叠合梁底部预制部分偏下部位及加载点两侧，而拉伸损伤出现在叠合梁下部和加载点与支座连线的叠合梁两侧大部分位置。对比观测到的裂缝分布、发展走向，混凝土拉伸损伤与压缩损伤云图的发展走向基本一致，说明结合混凝土损伤理论分析叠合梁的破坏机理较合适。在集中力加载作用下，叠合梁底部混凝土基本开裂，混凝土部分受拉和受压损伤均已达到0.9，说明此时混凝土部分脱落已非常严重，且几乎退出工作。