增强箍筋区域约束BFRP筋混凝土梁的抗弯性能试验研究

蒋济同, 秦 腾, 齐共成, 杜德润, 董 坤, 杨 松, 刘 辉

(中国海洋大学工程学院，青岛 266000)

0 引言

“轻质高强”是结构工程师的一贯追求,现代材料科学的进展使得材料强度有了较大的提升,但往往以牺牲材料的延性作为代价,使得构件的耗能能力和延性性能劣化。为解决这一矛盾,本文在文献[1]的基础上继续探索使用脆性材料制作延性受弯构件的实现路径。

纤维增强复合材料(FRP)作为一种新兴的材料已经开始广泛应用到土木工程领域,而FRP筋更是以其强度高、耐腐蚀性好等优点,成为了混凝土结构中钢筋的良好替代材料。但FRP筋是一种无屈服点筋材,在破坏前其应力与应变几乎完全呈线性关系,故用FRP筋作为受拉筋材的梁不存在传统意义上的适筋梁,而仅有少筋梁和超筋梁两种类型,虽然相比少筋破坏形式,超筋的破坏形式更符合混凝土设计理念,但仍然属于脆性破坏,不具有足够的延性,破坏征兆不够明显,这大大限制了FRP筋在实际工程中的应用和推广。

区域约束混凝土梁是区域约束混凝土[2]构件的一种,是将区域约束的方法运用在混凝土梁上,通过对梁受压区混凝土施加额外约束,限制其横向变形,在提高约束区内混凝土强度的同时,增配受拉钢筋,进而达到提高梁整体承载能力和改善其延性的目的[1]。迄今为止,贵州大学的曹新明教授及其团队[3-14]对区域约束混凝土梁已经做了大量的研究,并在这些研究的基础上总结了区域约束混凝土梁的各方面性能计算公式,编写了《区域约束混凝土结构技术规程》(DBJ 52/T 082—2016)[15](简称《区域约束规程》)。

笔者前期研究了在以钢绞线作为受拉筋的混凝土超筋梁上使用加强的箍筋实现区域约束,并对其抗弯性能进行了试验研究,证明了以脆性材料作为受拉筋的区域约束超筋梁比非区域约束超筋梁具有更高的承载力和更好的延性[1]。在此基础上,本文首次将区域约束技术应用到玄武岩纤维(BFRP)筋混凝土梁中,并且通过矩形螺旋BFRP箍筋约束受压区混凝土,使其具有较强的抗压承载能力和变形能力,进而大大改善BFRP筋混凝土梁的延性,并提高其承载力,为使用脆性受拉筋(钢绞线、FRP筋等)建造延性混凝土受弯构件,实现脆性材料延性构件指出了新的可能性。

1 试验方案

1.1 试验目的与构件设计

本试验目的在于研究不同区域约束效果下,区域约束BFRP筋混凝土梁的抗弯性能,设置一根BFRP筋普通混凝土梁作为对比梁(编号L1),三根区域约束BFRP筋混凝土梁作为试验梁(根据约束条件从弱到强编号依次为Q1、Q2、Q3),其中对比梁L1仅配置一般抗剪箍筋,试验梁Q1、Q2、Q3在对比梁L1基础上,在受压区配置不同直径和间距的矩形螺旋箍筋作为约束箍筋。由于箍筋约束是被动约束,约束效果与混凝土横向变形程度相关,而低强度混凝土的泊松比略高于高强度混凝土,理论上低强度混凝土约束效果应优于高强度混凝土,故使用低强度混凝土以凸显约束效果。

根据以上试验目的和设计原则,并考虑实验室条件,依据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(2015年版)[16]、《纤维增强复合材料建设工程应用技术规范》(GB 50608—2010)[17]和《区域约束规程》进行梁整体设计。梁长5.9m,支座间距4.5m,纯弯段长1m,截面尺寸为150mm×300mm,保护层厚度c=20mm,混凝土强度等级为C25。约束区高度xcc=110mm,宽度b1=110mm。受拉筋采用4根直径为20mm的BFRP筋,受压筋采用4根直径为10mm的BFRP筋。四根梁的抗剪箍筋(大箍筋)均采用直径10mm、间距100mm的BFRP筋,沿梁全长布置,吊钩处加密。Q1梁约束箍筋采用直径10mm、间距100mm的BFRP筋,在支座间布置,布置长度4.5m;Q2梁约束箍筋采用直径8mm、间距50mm的BFRP筋,在支座间布置,布置长度4.5m;Q3梁约束箍筋采用直径10mm、间距50mm的BFRP筋,在支座间布置,布置长度4.5m。试件具体设计见表1、图1、2。

表1 BFRP筋混凝土梁配筋

图1 梁纵断面示意图

图2 正截面示意图

1.2 材料性能测试

对本次试验中所使用的BFRP筋、混凝土等材料进行了力学性能测试,将测试结果记录并汇总。

BFRP筋:按照不同直径每三根为一组,通过拉拔试验测出抗拉强度,实测数值见表2。BFRP筋实测强度满足规范要求,且离散性较小,各规格取其平均值。

表2 BFRP筋实测抗拉强度

混凝土:对应四根试验梁制作四组混凝土立方体标准试块,试验当天通过抗压测试得到混凝土立体标准试块抗压强度,实测数值见表3。混凝土立方体标准试块实测抗压强度离散性较小,满足试验要求,按对应的试验日期取用平均值。

表3 混凝土立方体标准试块实测抗压强度

1.3 测量和加载

试验过程中需要测量的数据主要包括:荷载值、BFRP筋应变、混凝土应变、梁的挠度。

荷载值通过力传感器测得。混凝土和BFRP筋应变,通过粘贴在混凝土和BFRP筋相应位置的应变片测得。在跨中截面及距离跨中300mm处截面放置应变片,以跨中位置应变片数据为主,距离跨中300mm处截面数据为补充。

BFRP筋应变片:受压筋及受拉筋应变片均位于钢筋笼内侧,以尽量减少保护层混凝土压碎时对应变片造成的影响。考虑到箍筋内外侧应变不相同,为求得箍筋总体平均应变,应变片贴于箍筋侧面轴线位置。其中Q1、Q2、Q3梁的箍筋应变片贴于约束箍筋(螺旋箍筋)上,L1梁箍筋应变片贴于抗剪箍筋(大箍筋)上,见图3。

图3 BFRP筋应变片

混凝土应变片:为测得梁不同高度混凝土的应变值,在梁侧沿高度布置混凝土应变片,距梁顶距离分别为20、75、150、235、280mm。在梁顶及梁底中线位置设置两个混凝土应变片。每个截面共计7个混凝土应变片,见图4。

图4 混凝土应变片布置图

梁的挠度通过位移计测量。为减小误差,支座及梁跨中位置均布置位移计,且在梁两侧对称布置。同时,在距离梁跨中150mm处额外布置一组位移计,作为跨中位移计的校准数据,同样于梁两侧对称布置。共计4组8处位移计布置点,两两对应。所有位移计均布置于靠近梁底侧位置。位移计量程均为100mm,见图5。

图5 位移计布置图

1.4 加载装置和加载方案

本次试验为静载试验,在中国海洋大学结构试验大厅进行。采用四点弯曲加载方式,加载点于跨中两侧对称布置,间距1000mm,支座间距4500mm。试验梁及分配梁两组支座均采用一边固定铰支座,一边滚动铰支座,支座滚轴上下均配有钢垫板,与混凝土试验梁接触的钢垫板均用砂浆进行找平,以保证受力均匀。加载装置见图6。

图6 加载装置图

试验前对千斤顶、分配梁、力传感器等加载测量装置进行了称重得到G=3kN,将梁自重等效为竖向集中力F=2.6kN,即加载前,梁上存在G+F=5.6kN的初始荷载。通过估算,梁的开裂荷载大约为10kN,因此将预加载分为两级,每级1.5kN,以保证梁在预加载过程中不发生开裂。正式加载时,第一级加载至10kN左右,达到开裂荷载,之后按照每一级10kN的方式加载至50kN后改为每一级加载5kN直至梁破坏。每级加载后停留5～10min,通过采集仪记录各应变片和位移计的数据,观察裂缝开展情况。

2 试验现象

2.1 L1梁

第一级加载至10.76kN,梁跨中附近出现竖向裂缝;第二级(20.56kN)至第五级(50.83kN)加载过程中,裂缝开展,数量增加,弯剪段内部分竖向裂缝向跨中斜向发展,并出现少量斜裂缝;第六级加载至55.66kN,梁顶跨中保护层高度内出现细小的沿梁长方向的纵向裂缝;第七级加载至60.87kN,保护层裂缝沿纵向发展,数量增多;第八级加载至65.98kN,跨中梁顶表层出现翻起,保护层纵向裂缝发展迅速,数量明显增多,初步判断保护层即将破坏;继续加载至第九级(69.76kN),承载力不再上升,观察到保护层压碎脱落,即梁已达到极限承载力;短暂持荷后继续加载,观察到挠度不断增加,承载力持续下降,在66.65kN时,出现两声脆响(凿开后,发现梁顶一侧纵筋压断),承载力迅速降至40kN,已低于峰值承载力的85%,停止试验。加载过程现象和裂缝分布见图7,裂缝宽度见表4。

表4 L1梁最大裂缝宽度及对应荷载

图7 L1梁加载过程现象和裂缝分布图

2.2 Q1梁

第一级加载至10.78kN,梁跨中附近出现竖向裂缝;第二级(20.91kN)至第六级(55.58kN)加载过程中,裂缝开展,数量增加,弯剪段内部分竖向裂缝向跨中斜向发展,并出现少量斜裂缝;第七级加载至60.64kN,梁顶跨中保护层高度内开始出现细小的沿梁长方向的纵向裂缝;第八级加载至65.68kN,在加载过程中,观察到保护层裂缝沿纵向迅速发展,数量明显增多,并且梁顶面出现翻起,但荷载尚未下降;第九级加载过程中,梁挠度继续增加,承载力达到70.54kN后,出现小幅回落,当回落至69.58kN时,出现混凝土开裂的声响,荷载迅速降至66.22kN,此时观察到跨中受压区混凝土上部保护层完全脱落;短暂持荷后,继续第十级加载,加载过程中,梁挠度继续增大,承载力继续上升,加载至74.49kN时,出现一声脆响(凿开后,发现梁顶纵筋压断),承载力不再上升,继续加载,随着挠度的继续增加,承载力开始下降,降至55kN时,已低于峰值承载力的85%,停止试验。加载过程现象和裂缝分布见图8,裂缝宽度见表5。

表5 Q1梁最大裂缝宽度及对应荷载

图8 Q1梁加载过程现象和裂缝分布图

2.3 Q2梁

第一级加载至10.77kN,梁纯弯段内出现数条细小的竖向裂缝,弯剪段也出现竖向裂缝;第二级(20.92kN)至第五级(50.24kN)加载过程中,裂缝开展,数量增加,弯剪段内部分竖向裂缝向跨中斜向发展,并出现少量斜裂缝;第六级加载至55.52kN,梁顶跨中保护层高度内开始出现较细的纵向裂缝;第七级加载至61.33kN,梁顶跨中纵向裂缝迅速开展,数量明显增多,梁顶表层出现翻起现象,即顶部保护层开始压碎;第八级加载至65.93kN,随着挠度的增加,承载力持续上升;继续第九级加载,挠度继续增大,承载力达到71.95kN后,出现一声脆响,承载力迅速降至69.41kN,观察到上部保护层完全脱落后,可见跨中截面处约束箍筋在弯角处拉断;继续加载,承载力重新上升至73.04kN后不再增加并开始回落,但挠度仍不断增加,承载力下降至峰值承载力的85%左右时,停止试验。由于约束箍筋过早拉断,没有达到预计的约束效果。加载过程现象和裂缝分布见图9,裂缝宽度见表6。

表6 Q2梁最大裂缝宽度及对应荷载

图9 Q2梁加载过程现象及裂缝分布图

图10 Q3梁加载过程现象及裂缝分布图

2.4 Q3梁

第一级加载至10.87kN,梁纯弯段内出现数条细小的竖向裂缝,弯剪段也出现竖向裂缝;第二级(20.59kN)至第六级(55.73kN)加载过程中,裂缝开展,数量增加,弯剪段内部分竖向裂缝向跨中斜向发展,并出现少量斜裂缝;第七级加载至61.10kN,梁顶跨中保护层高度内开始出现较细的纵向裂缝;第八级加载至65.69kN,保护层裂缝沿纵向发展,数量增多,并且表层出现翻起,判断保护层即将压碎;第九级加载过程中,当荷载加至68.59kN时,承载力出现短暂下降,观察到纯弯段内保护层多条纵向裂缝贯通,即保护层压碎,退出工作;第十级加载至75.81kN,在加载过程中,梁挠度持续增加,保护层基本脱落;在第十一级至十三级的加载过程中,承载力已达到90.58kN,并且随着荷载的不断增加,挠度进一步持续增加;继续第十四级加载,当荷载达到94.22kN时,承载力不再上升,并开始缓慢回落,但挠度仍继续增加,即达到峰值承载力;继续加载,挠度增加的同时,承载力继续缓慢回落,当承载力降至86.03kN时,出现一声脆响(凿开后,可见跨中截面约束箍筋在弯角处拉断),承载力迅速降至70.07kN,已低于峰值承载力的85%,停止试验。加载过程现象及裂缝分布见图13,裂缝宽度见表7。

表7 Q3梁最大裂缝宽度及对应荷载

3 试验结果与分析

3.1 荷载-位移曲线

四根梁的荷载-位移曲线见图11。从加载到达到极限承载力的过程来看:从加载到梁开裂,由于刚度减小,四根梁的荷载-位移曲线均在10kN左右出现第一个拐点;从开裂到保护层混凝土压碎,Q1、Q2、Q3梁的荷载-位移曲线斜率与L1梁大致相同;从保护层混凝土压碎脱落到梁达到极限承载力,L1梁在保护层混凝土压碎时即达到极限承载力,Q1、Q2、Q3梁在保护层混凝土压碎后,约束箍筋的应变片数值迅速增加,说明约束箍筋开始发挥作用,核心区混凝土继续受压,使得承载力出现短暂下降后开始不断上升,并最终达到更高的极限承载力和更大的挠度,可以看出约束作用越强,梁达到极限承载力越晚,挠度也越大。

图11 荷载-位移曲线

从荷载-位移曲线可以看出,有区域约束的梁承载力和延性均有所提高。L1梁没有区域约束箍筋,其承载力最低,延性最差,且在保护层压碎时即达到峰值承载力。Q1梁约束作用最弱,相比L1梁其承载力有所提高,延性得到了改善,表现出了一定的约束效果。Q2梁约束作用稍强,虽然在保护层压碎之后相比L1梁其表现出了承载力的提高和延性的改善,但相比Q1梁则没有提高,甚至峰值承载力略低于Q1梁,主要原因是约束箍筋过早拉断,没有发挥出应有的约束效果。Q3梁的约束作用最强,其承载力最高,延性也最好,且在保护层压碎后承载力和延性体现出了明显的提高和改善。

3.2 正截面承载力对比

为了直观反映区域约束作用对区域约束BFRP筋混凝土梁承载力的提升幅度,将试验中得到的极限承载力列于表8中,并进行对比。

表8 正截面承载力对比

从表8中可以看出,Q1、Q2、Q3梁的试验承载力均高于L1梁,且约束作用最强的Q3梁的承载力比L1梁提高了35%。在梁截面相同的情况下,区域约束BFRP筋混凝土梁比BFRP筋普通梁拥有更高的承载力。但需要注意到,约束作用较弱的Q1、Q2梁承载力提高并不明显,因此要达到理想的约束效果,应合理选择约束箍筋的间距和直径。另外,由于本次试验中试验梁数量较少,且变量仅为箍筋的间距和直径,得到的数据具有局限性,因此要想得到区域约束BFRP筋混凝土梁承载力计算公式需要进一步增加试验数量。

3.3 延性分析

延性作为评判结构、构件的一个重要指标,反映了其开始进入破坏阶段直到最大承载力或者承载力下降到最大值的85%这一过程中的变形能力。延性的好坏反映了结构、构件后期变形能力的大小,同时也决定着其发生延性破坏还是脆性破坏。本文利用工程中常用的位移延性系数μ来评价区域约束对于BFRP筋混凝土梁延性的影响,见表9。

表9 位移延性系数

由表9可得,对比BFRP筋普通梁L1,区域约束BFRP筋混凝土梁Q1、Q2及Q3的延性均得到改善,特别是约束作用最强的Q3梁位移延性系数比L1梁提高了150.4%,这说明在达到一定约束效果的前提下,区域约束能对区域约束BFRP筋混凝土梁的延性起到很好的改善作用,并且其提升幅度远大于对正截面承载能力的提升。需要说明的是本次试验中Q2梁的位移延性系数小于区域约束作用最弱的Q1梁,主要原因是Q2梁的约束箍筋过早拉断,没有达到理想的约束效果,导致梁过早地破坏,因此其破坏时的位移偏小,使得其位移延性系数小于Q1梁。

4 结论与展望

(1)合理配置区域约束箍筋的BFRP筋混凝土梁的承载力和延性均得到提高,且延性的提高更为明显,可以作为提高混凝土梁延性的有效措施。

(2)增强箍筋采用矩形螺旋形式是有效的,在采用合理的间距和直径的前提下,可以实现较好的约束效果。但箍筋转角是箍筋抗拉能力的薄弱部位,本次试验Q2、Q3梁均出现约束箍筋在弯角处拉断的现象,说明约束作用越强,约束箍筋拉力越大,弯角处作为约束箍筋的薄弱环节也越容易拉断,有必要进一步研究其强度的保障或增强措施,以进一步提高约束效果。

(3)本次试验中,混凝土受压区保护层压碎后构件的承载能力和延性还能继续提高,但是否影响构件的正常使用极限状态尚值得进一步商讨。

通过增强的箍筋对受压混凝土进行区域约束,可以大大提高混凝土的受压破坏延性性能,使混凝土材料表现出某种“延性”或“类屈服”性质,从而在宏观上使构件体现出较好的延性性能。这个思路原则上也可以用于混凝土其他类型的构件,值得进一步研究。