崔 暘，張玲聰，楊 博,3，盧 旦，黃昱涵

(1.浙江華臨建設集團有限公司,浙江 杭州 311100； 2.浙江理工大學土木工程系，浙江 杭州 310018； 3.浙江省裝配式混凝土工業(yè)化建筑工程技術研究中心，浙江 杭州 310018； 4.華東建筑設計研究院有限公司上海建筑科創(chuàng)中心，上海 200002)

0 引言

建筑工業(yè)化是推行建筑標準化設計、構(配)件工廠化生產(chǎn)及現(xiàn)場裝配式施工的一種新型房屋建造生產(chǎn)方式，該方式也是我國建筑業(yè)發(fā)展的趨勢之一。裝配式混凝土結構作為工業(yè)化建筑中最重要的結構形式之一，具有質(zhì)量高、工期短、能耗小和綠色低碳等優(yōu)點。疊合梁是裝配式混凝土結構體系中重要的水平受力構件，目前已有國內(nèi)外學者對其開展了較系統(tǒng)的理論與試驗研究，內(nèi)容涉及疊合面的承載力計算、截面抗剪及新舊混凝土的黏結強度計算等。例如，引入強度折減系數(shù)、界面摩擦系數(shù)、黏聚力等對疊合面抗剪強度進行非線性計算，并提出疊合面受剪承載力計算方法，結果表明，疊合面的抗剪強度與其粗糙程度、箍筋配筋率、混凝土強度等級及試件剪跨比息息相關，其中最重要的2個因素是疊合面的粗糙程度和配箍率[1-3]。裘進蓀等[4]、王運霞等[5]分別對鋼筋混凝土疊合梁提出斜截面抗剪強度設計計算公式和正截面受力計算方法，形成一套統(tǒng)一的理論計算體系。薛偉辰等[6]開展鋼筋混凝土T形疊合梁抗震性能足尺模型試驗，分析滯回曲線、位移延性等特征，結果表明，疊合梁與現(xiàn)澆梁表現(xiàn)出相似的受力特性，位移延性相差不大。劉安慶等[7]對拉壓區(qū)異形混凝土疊合梁進行抗彎試驗研究，預制層使用陶粒混凝土，現(xiàn)澆層使用普通混凝土，驗證開裂彎矩計算公式的適用性，結果表明，提高鋼筋配筋率可提高梁的塑性，同時提高疊合梁的開裂彎矩。王俊等[8]對現(xiàn)澆段拼接混凝土疊合梁進行足尺受彎性能試驗研究，提出疊合梁拼接設計的建議，為裝配式結構設計提供參考。吳方伯等[9]提出U形與倒T形2種預應力預制疊合梁，并進行對比試驗，結果表明，與現(xiàn)澆梁破壞相似，按理論計算較真實結果更偏于安全。于云龍等[10]研究型鋼混凝土疊合梁在集中荷載作用下的受剪機理，考察剪跨比、截面形式等參數(shù)的影響，結果表明，不同截面形式的型鋼疊合梁受剪性能和破壞形態(tài)相似，剪跨比越大承載力越大。張雷等[11]對新型組合封閉式箍筋疊合梁進行抗震和受扭試驗研究，結果表明，該疊合梁具有良好的抗震和抗扭性能，承載力和延性系數(shù)均優(yōu)于現(xiàn)澆梁，可實現(xiàn)等同現(xiàn)澆。李國強等[12]對8根組合封閉式箍筋疊合梁進行受剪性能研究，研究參數(shù)為箍筋形式、剪跨比和配箍率，結果表明，疊合梁的變形特征與傳統(tǒng)箍筋疊合梁基本相同，剪跨比大的疊合梁受疊合面滑移影響較大，剪跨比小的疊合梁破壞形態(tài)與傳統(tǒng)疊合梁相同，斜截面承載力可按規(guī)范中的公式計算。林峰等[13-15]、張智等[16]對組合封閉式箍筋疊合梁進行一系列受力性能試驗研究，研究箍筋形式、配筋率、上部箍肢對受壓鋼筋的約束效率等參數(shù)對疊合梁的影響。

上述文獻中的疊合梁均采用整體箍筋連接預制和疊合2部分，該連接方式會存在施工現(xiàn)場縱筋穿插較困難的問題，也會存在現(xiàn)場安裝模板工程量大的問題，進而影響裝配式建筑的優(yōu)勢發(fā)揮。

基于以上背景，本文提出一種新型箍筋環(huán)扣連接預制混凝土疊合梁。該疊合梁由預制部分和疊合部分組成，這兩部分在生產(chǎn)階段完全分離，預制部分混凝土為中間凹槽，疊合部分箍筋與上部縱筋自成一套鋼筋籠，只需在現(xiàn)場將其放入凹槽部分即可，將兩部分綁扎固定后，再現(xiàn)澆混凝土整體成型。該新型箍筋環(huán)扣連接方式可降低施工難度，提高施工效率，同時，預制部分自重較小可減少底部模板用量。本文通過設計制作6根試件進行集中加載試驗，對疊合梁的承載力、破壞形態(tài)、鋼筋與混凝土應力等進行試驗研究，利用ABAQUS有限元軟件對疊合梁進行數(shù)值模擬分析。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

設計并制作2組不同剪跨比的梁試件，剪跨比分別為2.27，3.03。每組各包含1根采用整體式箍筋整澆梁及2根采用環(huán)扣式箍筋疊合梁。試件截面類型如圖1所示，設計參數(shù)如表1所示，“Z”代表整澆梁、“D”代表疊合梁。試驗研究參數(shù)為剪跨比和箍筋間距。

圖1 試件截面類型

表1 新型鋼筋混凝土疊合梁設計參數(shù)

1.2 材料力學性能

疊合梁為二次澆筑一次受力的簡支構件，預制層與現(xiàn)澆層混凝土強度等級均為C30；整澆梁為一次澆筑的簡支構件，混凝土強度等級為C30。澆筑預制層、整澆梁混凝土及現(xiàn)澆層混凝土時各澆筑3個邊長為100mm的非標準立方體試件，試驗當天實測其抗壓強度，得到混凝土立方體抗壓強度fcu,100平均值為38.2MPa。根據(jù)GB/T 50081—2019《混凝土物理力學性能試驗方法標準》的規(guī)定，對于此非標準構件測得的強度值均應乘以尺寸換算系數(shù)0.95，所以最終混凝土立方體抗壓強度fcu,m為36.3MPa。試驗梁中的鋼筋均采用HRB400級鋼筋，其中縱向鋼筋直徑為20mm，箍筋直徑為6mm，混凝土保護層厚度為20mm，通過對鋼筋試件進行拉伸試驗，得到的鋼筋屈服強度及極限強度如表2所示。

1.3 加載方案

試驗加載如圖2所示。采用集中加載方式，在試驗梁跨中施加集中力，梁一端為固定鉸支座，另一端為滑動鉸支座。在支座和加載位置處設置鋼墊塊避免局部應力集中。采用液壓千斤頂通過力傳感器對梁施加力，在跨中底部及支座頂部布置百分表測量位移，通過靜態(tài)電阻應變儀采集鋼筋及混凝土應變。荷載加載制度參照GB/T 50152—2012《混凝土結構試驗方法標準》的規(guī)定，采用分級加載形式，在加載前進行預加載，使各測量儀表進入正常工作狀態(tài)，每級荷載加載后停留5min。開裂前、后分別取荷載增量為5，10kN進行加載，當荷載接近極限時連續(xù)加載至破壞。

圖2 試驗加載示意

箍筋應變片貼放位置為支座與加載點連線和箍筋相交處，底部縱向受拉鋼筋的應變片則布置在箍筋應變片投影到縱筋上的投影點上。應變片布置如圖3所示，其中A，B指箍筋測點，Z指縱筋測點。

圖3 應變測點布置(以Ⅰ組為例)

混凝土應變片布置在疊合梁側面，沿加載點與支座連線呈45°方向布置，同時在距疊合層和上下底面一定距離的跨中處布置4個應變片，如圖4所示，其中E，F(xiàn)指斜向混凝土應變測點，e，f，g，h指跨中混凝土應變測點。

圖4 混凝土應變測點布置

本次試驗主要觀測試件裂縫分布及發(fā)展情況、各試件承載力、跨中位置荷載-撓度曲線、各試件中混凝土應變及鋼筋應力。

2 試驗結果及分析

2.1 破壞現(xiàn)象

在單調(diào)集中荷載作用下，試驗中各試件梁均出現(xiàn)斜截面破壞現(xiàn)象，如圖5所示(以I-D-1為例)。試件出現(xiàn)第1條裂縫時的加載值為75kN，裂縫位于距跨中200mm處的剪跨段梁底部并斜向朝加載點發(fā)展，隨著荷載的持續(xù)增加，梁兩側的斜裂縫陸續(xù)增多，加載到120kN時梁底部出現(xiàn)大量斜裂縫；繼續(xù)增加荷載直至150kN，主斜裂縫直接穿過疊合層向加載點延伸，兩側并未出現(xiàn)沿疊合層的水平裂縫；加載至190kN時，梁達到極限荷載而破壞，受壓區(qū)混凝土被壓碎使截面喪失承載力。

圖5 試件裂縫

各試件裂縫開展情況如表3所示。由表3可知，剪跨比較小試件的開裂荷載、斜裂縫到達疊合層的荷載及極限破壞荷載均大于剪跨比較大的試件；各疊合梁試件均未出現(xiàn)沿疊合面的水平裂縫，說明該種疊合梁新舊混凝土疊合面的結合能力較強；相同剪跨比的疊合梁在配箍率不同情況下表現(xiàn)出不同階段的荷載和裂縫情況相同或相差不大。由于新型疊合梁的配箍率與傳統(tǒng)整體式現(xiàn)澆梁的不同，其配箍率相當于2倍關系，所以疊合梁的承載力要比現(xiàn)澆梁的大。剪跨比相同的疊合梁在箍筋間距不同的情況下荷載和裂縫情況基本相同，主要由于混凝土的破壞是被拉裂所致，與混凝土的性質(zhì)有關，而箍筋間距的影響可忽略不計。

表3 各試件裂縫開展情況

2.2 荷載-位移曲線

試件荷載-跨中撓度曲線如圖6所示。由圖6可知，達到峰值荷載前，各試件的荷載-撓度曲線基本重合，說明在達到峰值荷載前配箍率對試件的變形能力幾乎無影響。隨著荷載的增加，試件的撓度迅速增大，進入屈服階段后，各試件剛度有所下降，剪跨比較大試件剛度下降更快。

圖6 梁試件荷載-跨中撓度曲線

2.3 荷載-縱筋應變曲線

各梁試件的荷載-縱筋應變曲線如圖7所示。以剪跨比2.27為例，由圖7可知，梁試件開裂前應力較小，隨著荷載的增加大致呈線性增長，達到開裂荷載后，縱筋應力迅速增大。梁試件荷載-縱筋應力曲線走向基本相似，同現(xiàn)澆梁的變化差異很小，而疊合梁的環(huán)扣式箍筋與現(xiàn)澆梁的箍筋大小、形狀不同，說明環(huán)扣式箍筋對于內(nèi)力的傳遞效果與整體式箍筋等同。

圖7 荷載-縱筋應變曲線

2.4 荷載-箍筋應變曲線

荷載-箍筋應變曲線如圖8所示。由圖8可知，梁試件出現(xiàn)裂縫前，剪力主要由混凝土承受，箍筋所受剪力很??；隨著荷載增大，斜裂縫的出現(xiàn)導致與斜裂縫相交的箍筋應力迅速變大；預制箍筋應力變化與搭接箍筋相似，且與傳統(tǒng)疊合梁的整澆箍筋相差不大，達到箍筋屈服極限強度時，疊合梁的預制箍筋比傳統(tǒng)疊合梁承受的荷載大，說明采用這種環(huán)扣搭接箍筋可達到與傳統(tǒng)整體箍筋同樣的效果，甚至優(yōu)于傳統(tǒng)做法。

圖8 荷載-箍筋應變曲線

3 有限元分析

3.1 有限元模型

采用混凝土損傷塑性模型作為混凝土的本構模型。將鋼筋視為理想的彈塑性材料，采用桁架單元建模，使用雙折線本構關系模型。梁試件混凝土強度等級為C30，抗壓強度fcu,m為36.3MPa；采用HRB400鋼筋，其中直徑為20mm縱筋的屈服強度實測值為470MPa，直徑為6mm箍筋的屈服強度實測值為410MPa?；炷翉椥阅Ａ繛?×104N/mm2，泊松比取0.2；鋼筋彈性模量為2×105N/mm2，泊松比取0.3。鋼筋與混凝土接觸關系采用嵌固形式，假定鋼筋與混凝土共同變形，不發(fā)生滑移變形。有限元模型荷載施加位置及支座設置剛性墊塊，避免集中力引起應力集中，模型網(wǎng)格尺寸為20mm?；炷辆W(wǎng)格單元類型為C3D8R，鋼筋選用桁架單元，有限元模型如圖9所示。

根據(jù)GB/T 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》(2015年版)中給出的單軸拉壓應力-應變曲線確定混凝土的材料本構參數(shù)，利用式(1)～(9)可計算混凝土壓縮損傷因子和開裂損傷因子。

單軸受拉：

σ=(1-dt)Ecε

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：Ec為彈性模量；ε為應變；dt為混凝土單軸受拉損傷演化參數(shù)；αt為混凝土單軸受拉應力-應變曲線下降段參數(shù)，取2.64；εt,r為混凝土單軸抗拉強度代表值對應的應變峰值，取1.16×10-6；ft,r為混凝土的單軸抗拉強度代表值。

單軸受壓：

σ=(1-dc)Ecε

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

式中：dc為混凝土單軸受拉和單軸受壓損傷演化參數(shù)；αc為混凝土單軸受壓應力-應變曲線下降段參數(shù)，取1.27；εc,r為混凝土的單軸抗壓強度代表值所對應的應變峰值，取1.62×10-3；fc,r為混凝土的單軸抗壓強度代表值。

3.2 鋼筋應力分析

對ABAQUS鋼筋模型輸出S11主應力方向應力分布云圖，如圖10所示，進一步分析鋼筋的受力變形特性。由圖10可知，由支座到加載點的連線上中部箍筋受力最大，預制和現(xiàn)澆兩部分外側箍筋應力連續(xù)；達到承載力極限時，箍筋應力為378.8MPa，未達到箍筋實測屈服應力值410MPa；處于凹槽中的搭接箍筋所受應力約200MPa，通過搭接箍筋向梁頂傳遞。

圖10 鋼筋應力云圖

選取疊合梁試件I-D-1，I-D-2上箍筋測點A1，A2進行箍筋荷載-應變分析，如圖11所示。由圖11可知，數(shù)值計算與試驗結果吻合較好，鋼筋受荷載作用應變變化差別不大，有限元數(shù)值分析模型可直觀得出梁試件的受力過程，在分析梁試件受力機理時可輔以有限元數(shù)值模擬計算。

圖11 不同疊合梁箍筋荷載-應變曲線

3.3 混凝土荷載-應變分析

支座與加載點連線上的混凝土荷載-應變曲線如圖12所示。由圖12可知，斜裂縫出現(xiàn)前，各應變片的應變值均較小，幾乎未發(fā)生變化；隨著荷載增加，斜裂縫出現(xiàn)后，斜裂縫發(fā)展跨越部分應變片，混凝土表面應變片數(shù)值急劇增加，部分應變片由于被拉壞而導致測點失效，但斜裂縫未通過的截面應變片的應變變化始終較小。

圖12 混凝土荷載-應變曲線(斜側面)

混凝土等效應力云圖及其損傷輸出結果分別如圖13,14所示。

圖13 混凝土等效應力云圖

由圖13可知，應力最大值出現(xiàn)在疊合梁上部加載點兩側，且最大應力所在區(qū)域較集中；應力由跨中加載點至梁底兩支座處從大到小傳遞，加載到承載力極限狀態(tài)時，加載點位置破壞最嚴重，而跨中底部應力值一直較小，說明該部分應變較小或混凝土已開裂。

由圖14可知，壓縮損傷主要出現(xiàn)在疊合梁底部預制部分偏下部位及加載點兩側，而拉伸損傷出現(xiàn)在疊合梁下部和加載點與支座連線的疊合梁兩側大部分位置。對比觀測到的裂縫分布、發(fā)展走向，混凝土拉伸損傷與壓縮損傷云圖的發(fā)展走向基本一致，說明結合混凝土損傷理論分析疊合梁的破壞機理較合適。在集中力加載作用下，疊合梁底部混凝土基本開裂，混凝土部分受拉和受壓損傷均已達到0.9，說明此時混凝土部分脫落已非常嚴重，且?guī)缀跬顺龉ぷ鳌?/p>

圖14 混凝土損傷云圖

圍合區(qū)混凝土如圖15所示。環(huán)扣搭接箍筋內(nèi)力依靠圖中陰影部分混凝土的抗剪承載力進行傳遞，疊合梁的3種箍筋擺放形式如15b所示，搭接箍筋放置在預制箍筋和現(xiàn)場安裝箍筋的中部。此部分混凝土抗剪承載力為：

圖15 圍合區(qū)混凝土

V′c=fvb′h

(10)

式中：fv為混凝土抗剪強度設計值，此處fv=1.1ft[17]，ft為混凝土軸心抗拉強度設計值，此處ft=0.395(fcu,m)0.55=2.85MPa；b′為圍合區(qū)混凝土寬度，此處取50mm；h為搭接箍筋高度，此處取170mm。

此時，搭接箍筋的剪力計算公式為：

V′s=2fyAs

(11)

式中：fy為箍筋抗拉強度設計值，此處取410MPa；As為搭接箍筋截面面積，此處取28.3mm2。

在外力作用下，若這部分混凝土的破壞晚于搭接箍筋受拉破壞，則陰影部分混凝土就能傳遞搭接箍筋的內(nèi)力，此時新型環(huán)扣連接可靠，得出如下不等式：

V′c≥V′s

(12)

即

fvb′h≥2fyAs

(13)

經(jīng)計算得，V′c=2.66×104N，V′s=2.32×104N，圍合區(qū)混凝土所能承受的抗剪承載力比搭接箍筋所能承受的拉力大，說明鋼筋受拉破壞在混凝土受壓破壞前，因此環(huán)扣搭接可靠。

4 結語

通過對新型箍筋環(huán)扣連接混凝土疊合梁開展單調(diào)靜力加載試驗，分析疊合梁受剪破壞形式、混凝土應變和鋼筋應力等。結合有限元軟件進行數(shù)值模擬計算，對比試驗結果和數(shù)值模擬結果。最終得出以下結論。

1)新型疊合梁的破壞形式主要為剪切破壞。裂縫特征和破壞形態(tài)與整澆梁類似，開裂荷載和破壞荷載均較整澆梁有所提高；疊合梁的疊合面處未出現(xiàn)沿疊合面的水平裂縫。

2)各梁的裂紋發(fā)展模式相似，隨著荷載增加，裂縫變得多且寬，最終形成主斜裂縫，加載處混凝土被壓碎，梁喪失承載能力。2組剪跨比不同的梁在荷載作用下的裂縫數(shù)量有差距，剪跨比較大的梁出現(xiàn)的豎向裂縫較多且密集。

3)混凝土在未開裂時應變很小，開裂后應變急劇增加，最終退出工作，箍筋承受全部剪力；各梁試件在集中力作用下縱筋未達到屈服極限狀態(tài)。

4)通過有限元數(shù)值模擬，箍筋和縱筋的應力試驗得到的數(shù)據(jù)與有限元模擬結果相差不大，有限元中的混凝土損傷云圖與實際的混凝土表面裂紋較吻合。

5)搭接箍筋所包圍的混凝土部分在預制箍筋與現(xiàn)場安裝箍筋的連接下，形成一個封閉環(huán)形鋼筋，搭接箍筋表現(xiàn)出良好的受力性能，經(jīng)計算得出搭接箍筋部分混凝土抗剪承載力大于搭接箍筋所能承受的拉力，從而可很好地傳遞箍筋內(nèi)力，說明環(huán)扣式箍筋連接方式可靠。