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型钢剪力架增强混凝土板柱节点抗冲切试验研究

林若凯, 江毅, 李妍, 易伟文

林若凯, 江毅, 李妍, 易伟文. 型钢剪力架增强混凝土板柱节点抗冲切试验研究[J]. 工程力学, 2024, 41(10): 156-168. DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2022.08.0713
引用本文: 林若凯, 江毅, 李妍, 易伟文. 型钢剪力架增强混凝土板柱节点抗冲切试验研究[J]. 工程力学, 2024, 41(10): 156-168. DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2022.08.0713
LIN Ruo-kai, JIANG Yi, LI Yan, YI Wei-wen. EXPERIMENTAL STUDY ON PUNCHING-SHEAR RESISTANCE OF REINFORCED CONCRETE SLAB-COLUMN JOINTS REINFORCED WITH SSF[J]. Engineering Mechanics, 2024, 41(10): 156-168. DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2022.08.0713
Citation: LIN Ruo-kai, JIANG Yi, LI Yan, YI Wei-wen. EXPERIMENTAL STUDY ON PUNCHING-SHEAR RESISTANCE OF REINFORCED CONCRETE SLAB-COLUMN JOINTS REINFORCED WITH SSF[J]. Engineering Mechanics, 2024, 41(10): 156-168. DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2022.08.0713

型钢剪力架增强混凝土板柱节点抗冲切试验研究

基金项目: 国家自然科学基金项目(52378512);广东省自然科学基金项目( 2022A1515010878);华南理工大学亚热带建筑与城市科学全国重点实验室重点项目(2022ZA03);华南理工大学建筑设计院有限公司项目(x2jz-D8220300)
详细信息
    作者简介:

    林若凯(1989−),男,广东揭阳人,高工,硕士,主要从事工程结构设计与施工技术研究(E-mail: dunklife@qq.com)

    李 妍(1998−),女,广东汕头人,硕士,主要从事工程结构设计理论研究(E-mail: 202021008999@scut.edu.cn)

    易伟文(1979−),男,广东广州人,教授级高工,硕士,主要从事工程结构设计理论研究(E-mail: 1085777875@qq.com)

    通讯作者:

    江 毅(1975−),男,广东汕头人,教授级高工,硕士,主要从事工程结构设计理论研究(E-mail: jiangyi_scut@126.com)

  • 中图分类号: TU398+.1

EXPERIMENTAL STUDY ON PUNCHING-SHEAR RESISTANCE OF REINFORCED CONCRETE SLAB-COLUMN JOINTS REINFORCED WITH SSF

  • 摘要:

    研究型钢剪力架增强钢筋混凝土板柱节点的抗冲切性能,得到型钢剪力架设计的优化方案。考虑型钢的翼缘厚度、腹板厚度、伸臂长度、锚固栓钉规格不同,设计9个板柱节点试件进行反向静力模拟加载试验,考察试件的破坏历程和破坏形态,量测节点的承载力、变形和应变等指标,调查不同设计组合对板柱节点抗冲切破坏模式和承载力的影响规律,阐明其失效破坏机制。结果表明:型钢剪力架能够提高板柱节点的抗冲切性能,改善冲切破坏的脆性特点;设置型钢翼缘、锚固栓钉能够强化节点内纵筋、型钢和混凝土的协同工作,增加型钢腹板厚度和设置翼缘均可在一定程度上提高板柱节点的抗冲切承载力和延性能力;锚固栓钉代替型钢翼缘可改善板柱节点的抗冲切承载力,但在改善延性方面的效果不如带翼缘试件;增加翼缘厚度来提升承载力存在边际效应,型钢伸臂长度太短难以发挥型钢剪力架的抗冲切增强作用。参考现有规范方法以及试验结果,提出了型钢剪力架增强混凝土板柱节点抗冲切承载力计算方法。

    Abstract:

    This paper is to study the performance of reinforced concrete slab-column joints reinforced with section-steel shear-resistance cross frame (SSF) against punching and shearing, and to obtain an optimal solution for the design of SSF. Considering the different specifications of flange thickness, web thickness, outrigger length and anchor pins, 9 test specimens of slab-column joints subjected to reverse static simulation loading were designed to investigate the damage history and mode of the specimens, to measure the bearing capacity, deformation and strain of the joints, to investigate the influence of different combinations on the damage mode and bearing capacity of the slab-column joints, and to clarify the failure damage mechanism. The results show that the SSF can improve the shear resistance of slab-column joints and inhibit the brittle characteristics of shear damage. The anchoring pins instead of steel flange can improve the punching shear load capacity of the slab-column joint, but the improvement of ductility is not obvious; increasing the thickness of the flange to improve the load capacity has a marginal effect, and the length of the steel outrigger is too short to play the punching shear strengthening effect of the SSF. With references to the existing methods and test results, the calculation method is proposed for punching shear bearing capacity of reinforced concrete slab-column joints reinforced with SSF.

  • 钢筋混凝土(RC)无梁楼盖板柱节点区存在较大的剪力及弯矩共同作用,易产生脆性冲切和剪切破坏。EL-GENDY等[1]对3个足尺RC板柱边节点进行了侧向单轴循环荷载试验研究,结果所有试件均发生脆性冲切破坏。在提高抗冲切承载力方面,现有研究多通过布置弯起钢筋和箍筋、抗剪栓钉、型钢剪力架等抗冲切元件来提升节点抗冲切能力[2-7]。伦敦大学于1968年首先提出了型钢剪力架增强方法[8],静载试验结果表明型钢剪力架能够显著改善节点的抗冲切承载力及脆性破坏,美国规范ACI 318−08[9]以此试验结果为基础给出型钢剪力架增强板柱节点的设计方法。近十多年来,围绕型钢剪力架还发展了复合型抗冲切元件,包括型钢伸臂端部焊接抗弯钢板[10]、穿孔型钢板上焊接抗剪栓钉等[11]。EDER等[12]对美国规范ACI 318−10中关于型钢剪力架增强板柱节点设计方法的可靠性进行了评估。扶长生等[13]研究了相同用钢量不同型钢排列方式对双向板柱节点抗震性能的影响。KIM等[14-15]通过试验证实了型钢剪力架增强的RC板-钢管混凝土柱节点的抗冲切承载力明显高于普通RC板柱节点,并拓展提出了几种型钢剪力架锚固连接方式。BOMPA等[8]研究了型钢的伸臂长度、截面尺寸等对RC板-钢管混凝土柱节点抗冲切性能的影响,提出了考虑型钢设计变量影响的抗冲切承载力计算模型。YAN等[16]研究了型钢剪力架增强RC板-钢管柱节点的剪切传递机制和影响机理,提出了简化的设计方法。易伟建等[17]从破坏机理层面,基于现有理论模型推导出求解板柱节点冲切上限解的偏微分方程。杨友喆等[18]基于精细有限元模型对板柱节点的冲切全过程进行分析,发现现有规范的计算方法低估了负弯矩钢筋的贡献及冲剪后强度。MILLIGAN等[19]通过有限元模拟,以柱形状和尺寸为参数对板柱节点进行研究,认为最小柱尺寸与有效板深的比值是影响冲切性能的重要因素。美国规范ACI 318−08[9]给出了型钢剪力架增强节点的抗弯承载力公式,但尚未给出抗冲切承载力计算方法。我国《混凝土结构设计规范》(GB 50010−2010)[20]给出了没有配置箍筋或抗剪钢筋的板柱节点抗冲切承载力计算公式方法,未提及内置型钢剪力架或其他抗冲切元件的情况。我国《无粘结预应力混凝土结构技术规程》(JGJ 92−2016)[21]中型钢剪力架增强板柱节点的设计方法沿用了美国规范ACI 318−08的方法,国内尚缺乏相关的研究和应用报道。

    目前关于型钢剪力架增强RC板柱节点抗冲切性能的研究以及设计方法尚不完善,特别是关于型钢用量、型钢截面规格等对RC板柱节点抗冲切性能影响的试验和理论研究非常缺乏。为推广型钢剪力架在RC板柱节点中的应用,需要充分的试验验证以及合理可靠的设计理论方法。本文以实际工程项目为背景,考虑型钢翼缘厚度、型钢腹板厚度、型钢伸臂长度、辅助栓钉规格为变量,设计9个RC板柱节点试件,进行静力加载破坏试验,考察试件的破坏历程和破坏形态,探讨其抗冲切性能和延性特点,分析型钢规格对抗冲切承载力的影响,检验现有规范中的设计计算公式,为型钢剪力架增强RC板柱节点的设计应用提供试验依据和优化方案。

    设计9个型钢剪力架增强RC板柱节点试件,试件配筋以及型钢剪力架构造如图1所示(以试件SC2为例)。型钢翼缘厚度、腹板厚度、伸臂长度、栓钉规格如表1所示,其中伸臂长度指型钢的总长度。RC平板截面尺寸为2000 mm×2000 mm×300 mm,平板几何中心设置400 mm×400 mm的RC短柱。混凝土强度为C45和C40,采用Q345型钢和HRB400钢筋,平板截面配筋率1.77%。试件SC1为未设置型钢剪力架的对比试件,试件SC2~SC5考察型钢翼缘厚度的影响,试件SC5和SC6考察栓钉的影响,试件SC3和SC7考察腹板厚度的影响,试件SC3、SC6、SC7和SC8考察翼缘与栓钉互换的影响,试件SC6和SC8考察腹板厚度和栓钉规格的综合影响,试件SC3和SC9考察型钢剪力架伸臂长度的影响。

    图  1  试件的尺寸和配筋及型钢 /mm
    Figure  1.  Dimension, reinforcement and steel of specimen
    表  1  试件参数
    Table  1.  Details of specimens
    试件编号腹板厚度t1/mm翼缘厚度t2/mm伸臂长度l/mm栓钉规格
    SC1
    SC212351700
    SC312161700
    SC412 61700
    SC5121700
    SC6121700M16
    SC720161700
    SC8201700M19
    SC912161200
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    分两批浇筑试件,按照《普通混凝土力学性能试验方法》(GB/T 50081−2002)[22]测定混凝土立方体抗压强度极限值fcu、按《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152−2012)[23]换算棱柱体轴心抗压强度极限值fc以及抗拉强度极限值ft表2所示,试件SC3~SC9的混凝土强度小于试件SC1~SC2的混凝土强度;钢筋和型钢的基本力学性能如表3所示。

    表  2  混凝土力学性能
    Table  2.  Properties of concrete
    试件编号设计强度等级fcu/MPafc/MPaft/MPa
    SC1~SC2C4545.9334.913.24
    SC3~SC9C4040.2030.553.01
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    表  3  钢材力学性能
    Table  3.  Properties of rebar
    钢材
    类型
    强度
    等级
    钢筋直径/
    mm
    受拉屈服
    强度fy/MPa
    受剪屈服
    强度fvy/MPa
    屈服应变
    钢筋HRB400255583222790
    124202422100
    型钢Q3453952281975
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    便于表达,按照试验加载时试件的放置方向,将试件带RC柱的上侧定义为板面,无柱的下侧定义为板底。试验装置如图2所示,采用钢滚轴模拟四边简支支座,可大致表征反弯线的受力特征。通过液压千斤顶施加竖向荷载作用在RC短柱上,与简支支座协同作用,模拟实际板柱节点的冲切受力情况。试验过程中考察试件的开裂和发展历程、试件破坏形态,记录竖向荷载、板面和板底位移(D1~D7)、板底纵筋应变(R1~R20)、混凝土应变(C1~C10)、型钢应变(S1~S22,图中带括号的编号为型钢下翼缘测点),测点布置如图3所示。

    图  2  试验装置
    Figure  2.  Test setup
    图  3  测点布置 /mm
    Figure  3.  Arrangement of measurement

    试验过程中特征点的荷载、位移等参数如表4所示,表中位移为板底跨中位移计D5的数值。加载结束后各试件的板底裂缝形态如图4所示。板柱节点试件的裂缝发展和破坏过程大致为如下几个阶段:首先在板底距柱边300 mm~400 mm位置出现环向冲切裂缝;环向裂缝逐渐贯通形成环向主裂缝,向板面发展形成冲切锥体,同时在环向主裂缝的范围以外出现向板四角辐射状的径向裂缝;达到极限承载力前后发生位移突变,RC柱体沿柱边向下冲切陷入板体内,最后因柱边区域或支座区域的混凝土压溃停止加载。

    表  4  特征点的测试结果
    Table  4.  Test results at characteristic points
    试件
    编号
    开裂点峰值点平均倾
    ɑ/(°)
    破坏
    模式
    荷载
    Fcr/kN
    位移/
    mm
    荷载
    Fu/kN
    位移/
    mm
    SC16501.230366.8冲切
    SC225003.0507917.6弯冲
    SC317803.9355522.2弯曲
    SC411002.5325221.125.9弯曲
    SC59001.423365.9弯冲
    SC613803.731378.126.6弯冲
    SC715404.0380720.5弯曲
    SC88401.828078.727.9弯曲
    SC98002.2266711.2冲切
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    图  4  板底裂缝
    Figure  4.  Crack on the bottom of slabs

    试件SC1~SC9在加载初期的试验现象基本相似。初期试件变形很小,型钢与混凝土之间的粘结力能够保证两者协同工作。荷载达到0.35Fu~0.5Fu时(Fu为峰值荷载),试件SC1~SC8的板底距柱边300 mm~400 mm的混凝土表面出现环绕柱的初始裂缝,试件SC9由于型钢伸臂短于其他试件,其环向初始裂缝离中心距离较远。荷载达到约0.6Fu时,型钢下翼缘以及腹板的应力增长加快,随着荷载继续增大,板底裂缝增大并扩展,环向裂缝发展形成明显的主裂缝,同时在环向主裂缝范围以外逐步形成少量以柱为中心沿板对角线的径向裂缝。荷载达到极限荷载Fu前后,试件SC1、SC5、SC9的环向裂缝宽度明显加大、形成了贯通板体的抗冲切锥体,试件SC3、SC4、SC7、SC8的径向弯曲裂缝由环向主裂缝以外向内延伸至板底中心。试件破坏时,RC柱端向板体内冲切并陷入,板面RC柱边的混凝土被压碎。型钢剪力架的作用体现在约束环向裂缝和径向裂缝的发展,逐渐分担混凝土因开裂而释放的弯曲和剪切内力,对混凝土的拉压变形起到约束作用,延缓了冲切锥的形成和发展。

    为探究冲切破坏锥体的内部冲切裂缝形态,测试结束后对试件SC4、SC6和SC8在距柱边500 mm处切割开RC板体,剖切面如图5所示。

    图  5  试件剖切面裂缝
    Figure  5.  Crack pattern on the cutaway of slabs

    3个试件均在板底纵向钢筋处出现了明显的混凝土破碎带,破裂带为长约1600 mm~1700 mm的水平裂缝,纵筋与混凝土之间出现错位滑移。在剖切面的两个下端部,斜裂缝沿着纵筋上表面水平发展约300 mm~400 mm,这一现象与纵筋的屈服范围和销栓作用的发挥相关[24-25]。裂缝呈“下凹”形态,将冲切斜裂缝与板底和板面纵筋初始相交位置的连线与水平面的夹角定义为斜裂缝倾角[26],如表4所示。量测切割面上裂缝形态可知,与RC板柱节点冲切斜裂缝(GB 50010−2010[20]假设为45°)相比,设置型钢剪力架试件的斜裂缝形态较平缓。结合斜裂缝角度和板底裂缝判断,冲切斜裂缝均不同程度地穿越型钢,表明内置型钢剪力架可以改善板柱节点的抗冲切能力,抑制冲切面的快速发展。

    RC板柱节点的冲切破坏模式与弯曲破坏模式的分界并不清晰,目前尚未有明确的判别标准。参照文献[27]给出的判断依据:将板底形成塑性破裂带的试件定义为弯曲破坏试件,将形成环向主裂缝的试件定义为冲切破坏试件,介于两者之间者定义为弯冲破坏试件,据此确定9个试件的破坏模式(表4)如图6所示。

    图  6  典型破坏模式
    Figure  6.  Typical destruction mode

    比较试件SC1与试件SC2~SC9考察型钢剪力架的作用。未设置型钢剪力架的试件SC1,板底形成贯通的冲切裂缝,没有出现延伸至环状主裂缝内的弯曲裂缝,为典型的冲切破坏模式,抗冲切承载力也明显较小。

    比较试件SC2~SC5,考察型钢剪力架翼缘厚度对破坏模式的影响。当翼缘厚度在一定的范围内时(试件SC3、SC4),板柱节点发生弯曲破坏,达到极限承载力时板体变形增大,板底纵筋应力大,纵筋和型钢剪力架能够协同参与抗弯和抗冲切。当翼缘厚度过大时(试件SC2),试件的破坏模式是介于弯曲破坏和冲切破坏之间的弯冲破坏,这是由于较厚的型钢翼缘提供了较大的抗弯刚度,型钢剪力架较混凝土承受更多的弯矩,导致板底混凝土的弯曲裂缝减少,破坏模式有趋于冲切破坏的趋势,但从试件SC2的极限承载力来看,加厚的翼缘仍然对抗冲切承载力的提升起到一定作用。当型钢剪力架未设计翼缘时(试件SC5),破坏模式由弯曲破坏转换为弯冲破坏,试件的承载力和变形明显低于带翼缘或栓钉型钢剪力架增强试件。这是由于没有翼缘的型钢难以与板体混凝土和纵向钢筋协同工作,混凝土受压区较快压碎而发生局部破坏失效;无翼缘型钢自身的抗弯和抗剪能力相对减小。以上现象表明板柱节点的抗冲切承载力并非独立于抗弯承载力,而是两者共同作用的结果。

    比较试件SC5、SC6和SC8,考察栓钉直径和腹板厚度的影响。型钢腹板上设置栓钉时(试件SC6),混凝土的开裂剥落现象有所改善,表明栓钉有利于使钢材和混凝土保持整体性,使两者在抗冲切时有更好的协同作用,改善单一腹板无法完全发挥抗剪作用的问题。对比试件SC6和SC8可知,适当加厚腹板、增大栓钉直径,试件的破坏模式由弯冲破坏转变为弯曲破坏,表明改变腹板厚度以及约束作用可提高抗剪承载力,从而改变破坏模式。

    比较试件SC4、SC6与SC7、SC8,考察翼缘与栓钉互换的影响。型钢带翼缘试件SC4、SC7发生弯曲破坏,栓钉代替翼缘的试件SC6、SC8分别发生弯曲破坏和弯冲破坏,弯曲裂缝相比于型钢带翼缘试件少,达到极限荷载时板体变形小,说明翼缘和栓钉均有助于提高型钢、纵筋与混凝土的协同工作,减缓脆性冲切破坏,而设置翼缘比设置栓钉的效果好。

    比较试件SC3和SC9,考察型钢伸臂长度的影响,剪力架伸臂长度较短的试件SC9发生了冲切破坏,板底形成的环向冲切裂缝范围明显大于其他试件,冲切锥体跨过了型钢伸臂端部,表明较短的型钢伸臂使冲切斜裂缝沿着伸臂向外扩展,通过更大范围的钢筋混凝土来抵抗冲切作用[28]

    总的来说,型钢剪力架提供的抗弯强度相对小于抗剪强度时(如试件SC4、SC6),RC板趋向于发生弯曲破坏,板底纵筋接近或超过屈服。纵筋或型钢提供的抗弯强度相对大于抗剪强度时(如试件SC2),虽然RC板体形成冲切锥而破坏,但板底的抗拉钢筋未达到屈服状态,纵筋具有一定的销栓作用,很好地抑制了裂缝的扩大,型钢剪力架分担较大的内力,直至板面混凝土被压碎。由此可知,内置型钢剪力架的试件,无论是弯曲破坏还是冲切破坏,都在一定程度上提高了试件的变形能力,明显不同于普通RC板柱节点的脆性冲切破坏。

    分析试验结果时以2个指标评价试件的变形能力和延性,分别是达到极限荷载时的跨中位移,以及达到极限荷载以后相对变形的卸载梯度,卸载梯度越小延性越好,卸载梯度较大表示延性较差,在荷载-位移曲线上体现为峰值点之后曲线陡然下降。

    9个板柱节点试件的荷载-位移曲线如图7所示,在混凝土开裂前,荷载-位移曲线的斜率基本保持不变;进入塑性阶段后,曲线斜率减小直至曲线出现明显弯折;达到极值荷载前后,除了对照试件SC1陡然失去承载力外,内置型钢剪力架试件的承载力均是逐渐下降,变形能力显著增大,直到试件完全破坏,表现出良好的塑性变形能力。内置型钢剪力架增强试件SC2~SC8的荷载-位移曲线的塑性变形段相对平缓,未出现突变,而冲切破坏试件SC1和SC9荷载-位移曲线快速下降。

    图7(a)比较试件SC1与试件SC2、SC5,考察内置型钢剪力架对板柱节点抗冲击承载力和变形能力的贡献。在其他条件相同的情况下,试件SC2设置型钢剪力架,其极限承载力较SC1提高67.3%,试件破坏时对应的跨中位移增加了158.8%。由于混凝土强度不同,试件SC5的极限承载力相对小。达到极限荷载以后,试件SC1的曲线陡然下降,说明延性较差;试件SC2、SC5的曲线平缓,逐渐卸载。以上比较说明内置型钢剪力架作为抗冲切元件,既能提高板柱节点的抗冲切承载力,又能增加试件的塑性变形能力和延性,改变破坏模式。

    图7(b)为试件SC2~SC5的荷载-位移曲线。其中,SC4的型钢翼缘厚度从6 mm增加到SC3的16 mm,试件的承载力极值提高了9.3%;而与没有翼缘的SC5相比,SC4的极限承载力提高了39.2%,达到极限荷载时对应的跨中位移增加了255.8%。这表明相比于未设置翼缘的型钢剪力架,型钢翼缘提供的抗剪和抗弯刚度可以使型钢腹板在更大程度上发挥自身的抗剪能力,显著改善板柱节点的抗冲切承载力和变形延性。

    图7(c)为试件SC3、SC6、SC7和SC8的荷载-位移曲线比较。试件SC7相比于试件SC3,腹板厚度从12 mm增加到20 mm,极限承载力提高7.1%。腹板是型钢剪力架抵抗剪力的主要部件,其净横截面积的变化直接影响板柱节点的抗冲切性能。试件SC6和SC8用栓钉代替试件SC3和SC7型钢的翼缘,承载力分别下降11.8%和26.3%,试件破坏时对应的跨中位移分别减少61.6%和60.8%。此表明栓钉取代连续的型钢翼缘,板体抗弯(抗剪)刚度和试件变形能力显著降低。特别需要说明的是试件SC8的极限承载力低于试件SC6,可能是型钢和栓钉协同作用机制滞后导致的偶然误差,此有待后续进一步的研究。

    图7(d)比较试件SC4、SC5和SC6,研究翼缘和栓钉影响的差异。在试件SC5的基础上,试件SC6设置栓钉,极限承载力提高25.5%,两者达到极限荷载时的跨中位移相近;试件SC4设置翼缘,极限承载力提高39%,对应的跨中位移由5.9 mm增加到21.1 mm。此表明设置栓钉和翼缘均有利于板柱节点抵抗弯矩和冲切力,设置型钢翼缘更有利于提高试件变形能力。

    图7(e)比较试件SC3和SC9,考察型钢伸臂长度的影响。试件SC9型钢伸臂长度减小500 mm,极限承载力降低25.0%,破坏时对应的跨中位移减少49.5%。结合板底裂缝形态可知,型钢伸臂缩短,冲切锥外扩至型钢伸臂端部外,冲切锥面未穿过型钢,未能发挥出型钢的抗剪和抗弯作用,试件SC9发生了冲切破坏,与无型钢剪力架试件SC1相似。

    图  7  试件的荷载-位移曲线
    Figure  7.  Load-displacement curves of specimens

    板底和板面位移测点的数值在试验过程中并不完全同步变化,依据板底和板面位移测点获得的试件挠曲线如图8所示。试件SC2~SC8的挠曲线变化可划分为两个阶段:混凝土开裂前,各测点位移发展均匀,每级加载之间的挠度发展基本呈线性变化;中心测点位移达到约10 mm之后,板底与板面同位置位移测点的数值增长出现明显差异,板面位移相对变化小,而板底位移发展较大。此表明RC板体内部发生了损伤破坏,主要是挠度较大时混凝土内部冲切斜裂缝的延伸发展、混凝土与钢材发生粘结滑移、混凝土受拉表面出现大量裂缝。

    图  8  RC板挠曲线 /mm
    Figure  8.  Deflection curve of RC slab

    从试件参数上考察,无型钢剪力架试件SC1、型钢剪力架只有腹板的试件SC5、栓钉代替型钢翼缘的试件SC6、SC8,相对于试件SC2、SC3、SC4、SC7,极限荷载时RC板中心点挠度明显减小,此说明内置带翼缘的型钢剪力架有利于提高板体变形能力,可以改善变形延性,避免板柱节点出现脆性的冲切破坏。

    各试件受压区混凝土应变变化趋势基本相同,典型的混凝土应变-荷载曲线如图9所示。板底受拉区混凝土开裂,板面受压区混凝土应变随荷载增大而增大;荷载水平达到约60%~80%的极限荷载值时,径向测点的混凝土应变值反而减小,出现混凝土应变卸载现象,各试件板面受压区混凝土的最大应变值一般小于混凝土极限受压应变−3300 με。表5列出了各试件出现卸载现象的测点以及首先出现卸载现象时对应的荷载百分比。距离柱边最近的混凝土径向应变随荷载增长的幅度最大,混凝土径向应变卸载现象较突出,远离柱边测点的应变卸载幅度较小。

    多数混凝土受压区径向测点出现了应变卸载,占受压区总测点数的69.6%,同一试件不同测点之间出现应变卸载的时间接近。板柱节点柱边和柱角点附近的混凝土处于双向受压状态,是由于受压区的局部弯曲,靠近柱的混凝土出现局部正曲率,导致表面的混凝土在柱附近卸载减压[29]。应变卸载现象说明随试件环向冲切主裂缝的发展,应力传递路径发生了改变,有受压区混凝土损坏后的弹性模量变化、双向受压混凝土应力重分布以及型钢剪力架的增强作用等因素影响。

    图  9  受压区混凝土应变
    Figure  9.  Strain distribution of concrete in the pressurized area
    表  5  试件应变卸载情况
    Table  5.  Specimen strain unloading situation
    试件编号出现卸载的测点
    (占所有测点的百分比)
    首先出现卸载现象时
    对应荷载水平
    SC1U1、U2、U3、U4(100%)71.3%Fu
    SC2U1、U2、U3、U4(100%)63.8%Fu
    SC3U1、U2、U3(100%)71.0%Fu
    SC4U1、U3、U4(100%)81.6%Fu
    SC5U1、U2(100%)79.6%Fu
    SC6U1、U2(50%)86.2%Fu
    SC7U1(50%)81.4%Fu
    SC8U3、U4(50%)64.8%Fu
    SC9U2、U3(50%)75.1%Fu
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    各试件板底受拉区混凝土应变存在差异,随着测试荷载增大,试件SC3~SC8在板底中心位置出现弯曲裂缝,板底混凝土拉应变增长速率较大。试件SC1、 SC2和SC9的板底中心混凝土应变始终较小,说明板底中心基本上没有弯曲裂缝,试件倾向于发生冲切破坏而不是弯曲破坏。

    分析板底受拉纵筋的应变,考察钢筋与型钢协同工作状态。试件SC2~SC8的纵筋应变各阶段发展基本相似,典型的应变-荷载关系曲线如图10所示。混凝土未开裂前,板底纵筋产生很小的拉应变,有部分测点出现微小幅度的压应变,这是由于板体内复杂的应力状态导致的。混凝土出现裂缝后,板底纵筋开始参与板体抗弯;达到极限荷载前后,纵筋的压应变消失,由拉应变取代压应变;达到极限荷载时,柱边纵筋大部分未屈服,钢筋与混凝土粘结可靠,有效抑制板内裂缝开展并减小板体变形,冲切内力主要由型钢和混凝土承担;受拉区混凝土逐渐退出工作后,钢筋测点拉应变数据迅速增长,部分测点的应变值达到了屈服拉应变,说明在加载后期板底纵筋没有很快失效,而是较充分地发挥了抗弯承载力,与型钢剪力架协同工作。试件SC2~SC8柱边的测点应变随荷载增大增幅较大。

    对照试件SC1的底部纵筋应变在达到极限荷载后迅速卸载并失效,远未达到屈服应变,而且从应变位置分布来看,其柱边应变与距柱边300 mm处的应变大小很接近。这是由于没有型钢剪力架时,板柱节点试件的抗冲切承载力大大下降,发生脆性冲切的破坏模式,冲切力在板底距柱边h0附件范围内形成了冲切锥,试件因受压区混凝土被压碎而破坏且延性很差,承载力在破坏时刻瞬间丧失,板底纵筋的抗拉强度未能充分发挥。

    图  10  板底纵筋应变
    Figure  10.  Strain distribution of lower side rebars

    考察钢筋、型钢和混凝土协同工作情况,在剪力和弯矩的共同作用下,试件SC2翼缘厚度过大、试件SC5未设计翼缘,试件SC6用栓钉代替翼缘,型钢难以与纵筋很好地协同工作,在复杂的应力状态下由于混凝土的局部失效,在发挥型钢和纵筋的承载力前已发生破坏,最终呈现出弯曲和冲切复合特征的破坏模式。设置型钢剪力架有利于板底纵筋提供更多的抗弯承载力,改善板柱节点的破坏形态,避免脆性冲切破坏,提高试件的极限承载力及延性。

    典型的型钢剪力架下翼缘的应变-荷载曲线如图11所示。试件荷载达到70%的极限荷载后,型钢下翼缘拉应变增长速率显著增大,达到极限荷载后拉应变快速增长。结合纵筋的应变发展情况可知,极限荷载后板柱节点中由型钢剪力架承担抗冲切力并协同纵筋共同工作,显著地提高了试件的变形能力,延缓失效破坏。除试件SC5和SC9外,极限荷载后翼缘测点的屈服应变分布距中心约200 mm~300 mm的范围内,表明型钢剪力架有效地参与了板柱节点的抗弯和抗剪。试件SC5的型钢腹板下侧在中心点达到屈服,主要因为是型钢未设置翼缘,抗弯刚度不足,混凝土和型钢未能很好地协同工作,导致腹板的抗剪强度未能被完全发挥,试件因抗弯刚度较小而发生弯冲破坏。试件SC9的型钢臂长较短,冲切锥面扩大至伸臂外,型钢剪力架未发挥抗剪作用,节点最终发生冲切破坏。

    图  11  型钢下翼缘应变
    Figure  11.  Strain distribution of lower flange

    分析型钢翼缘板应变的分布可知,位于柱边的测点应变增长快,位于距型钢中心500 mm~600 mm的测点应变增长小,始终未超过屈服应变的30%,即距型钢中心点越近,下侧翼缘因弯曲所受的拉应力越大,与试件位移测点所表现出的挠曲线规律一致,说明型钢剪力架不仅对板柱节点的抗剪有利,在抗弯方面也有一定的贡献。

    型钢腹板测点的应变在极限荷载时均没有达到屈服水平。由于受到剪切力的作用,腹板的应变呈现较为复杂的形态。在加载前期阶段,大部分测点应变较小,混凝土开裂后,型钢腹板应变有所增长;达到极限荷载时,冲切承载力主要由型钢腹板和混凝土承担;当受拉区混凝土退出工作后,型钢腹板测点的应变数值有较大幅度的提升,直到应变测点失效。

    国内外尚没有完整的型钢剪力架增强RC板柱节点抗冲切承载力计算方法。为推广内置型钢剪力架增强RC板柱节点的设计应用,本文参考国内外现有相关计算方法,依据试验结果提出一套抗冲击承载力计算方法。内置型钢剪力架增强RC板柱节点的抗冲击承载力一般认为由混凝土(Vc)、水平钢筋(Vr)和型钢(Vs)三个部分共同承担,如式(1)所示:

    VT=Vc+Vr+Vs (1)

    式中,Vc可参考我国规范GB 50010−2010[20]或美国规范ACI 318−08[9]中抗冲切承载力计算经验公式。临界截面周长和计算依据试验情况,内置型钢发挥了重要作用的试件SC2~SC8的冲切锥体面倾角θ取30°(测试结果平均约为26°),无型钢试件SC1按规范方法取45°,型钢伸臂最短的试件SC9按冲切锥外扩至型钢伸臂端部计算临界截面周长。

    我国规范GB 50010−2010[20]中,局部荷载或集中反力作用下不配置箍筋或弯起钢筋的RC板,其抗冲切承载力计算公式为:

    Vc=0.7βhftηumh0 (2)

    式中:βh为截面高度影响系数;um为计算截面周长;h0为截面有效高度;ηη1η2的较小者,η1为局部荷载或集中反力作用面积形状的影响系数;η2为计算截面周长与板截面有效高度之比的影响系数为局部荷载或集中反力作用面积;βs为矩形时的长边与短边尺寸的比值。

    美国规范ACI 318−08[9]中,对于未配置抗冲切钢筋的板柱节点,混凝土部分的抗冲切承载力取式(3)~式(5)中的最小值:

    Vc=0.083(2+4β)fcb0d (3)
    Vc=0.083(αsdb0+2)fcb0d (4)
    Vc=0.33fcb0d (5)

    式中,β为柱截面或加载面的长边与短边长度的比值;fc为圆柱体标准抗压强度,取fc=(0.79~0.81)fcu,kfcu,k为混凝土立方体强度的标准值;b0为临界截面周长;d为截面有效高度;αs为柱位置影响系数,中柱取40。

    板水平钢筋具有可以提高抗冲切力的销栓作用。在极限状态时,板底钢筋基本与冲切锥脱离,其销栓作用难以被可靠保证,不做考虑;板面RC柱区域内的穿柱纵筋由于销栓作用,对节点抗冲切有贡献,在一般设计规范中未被考虑,作为与试验对比的极限承载力,这部分承载力不可被忽略,将其按下式考虑:

    Vr=nAsfvy (6)

    式中:n为RC板面穿柱钢筋的数量;As为每根钢筋的横截面积。

    前述试验结果表明型钢腹板的抗剪强度并不独立于型钢翼缘抗弯刚度考虑,现有规范均未考虑翼缘及栓钉的抗弯刚度对抗剪能力的影响,本文引入型钢剪力架抗弯刚度影响系数αf,对翼缘和栓钉的因素进行考虑。参照《型钢混凝土组合结构技术规程》(JGJ 138−2001)[30]中型钢混凝土梁斜截面抗剪承载力计算方法,型钢部分的抗剪承载力可以为:

    Vs=4×0.58αft1hsfvyλ (7)

    式中:αf为型钢剪力架抗弯刚度影响系数,对有翼缘的试件取1,对以栓钉代替翼缘的试件取0.45,对既无栓钉也无翼缘的试件取0.25;t1hs分别为型钢剪力架腹板的板厚和高度;fvy为型钢受剪屈服强度;λ为剪跨比。

    根据以上公式计算得到的抗冲击承载力与试验结果的对比如表6所示,其中:Vtest为实测抗冲切承载力;VGBcVACIc分别为按两个规范计算的混凝土部分承载力;VGBVACI分别为按两个规范计算的总承载力。

    表  6  冲切承载力计算结果
    Table  6.  Evaluation of punching load capacity
    试件
    编号
    Vtest/
    kN
    VGBc/
    kN
    VACIc/
    kN
    Vr/
    kN
    Vs/
    kN
    VGB/
    kN
    VACI/
    kN
    VGBVtestVACIVtest
    SC1303616411520328196918480.650.61
    SC25079212619243281079353333310.700.66
    SC33555164015893281079304729960.860.84
    SC43252164015893281079304729960.940.92
    SC5233616401589328270223821870.960.94
    SC6313716401589328486245424030.780.77
    SC73807164015893281798376637150.990.98
    SC8280716401589328809277727260.990.97
    SC9266719311589328225919170.850.72
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    试件SC1未设计型钢,冲切承载力全部由混凝土和板面穿柱钢筋承担,计算结果与试验结果的比值在0.61~0.65,说明两个规范对混凝土部分的抗冲切承载力的预测较为保守。试件SC2的计算结果比试验结果低约30%,是试件SC2设计的翼缘厚度较大,计算方法中未能充分考虑翼缘的抗剪能力。比较试件SC3~SC9的试验结果和计算结果,采用GB 50010−2010[20]计算混凝土承载力时,VGBVtest的值在0.78~0.99;采用ACI 318−08[9]计算混凝土承载力时,VACIVtest的值在0.72~0.98。以上结果表明当翼缘厚度在一定范围时,本文提出的计算方法能够有效地预测型钢剪力架增强板柱节点的抗冲切承载力。

    通过9个型钢剪力架增强钢筋混凝土板柱节点试件的静力试验,研究了板柱节点的抗冲切性能和破坏机理,得到如下几点结论:

    (1)在RC板柱节点中内置型钢剪力架作为抗冲切元件,能够提高板柱节点的抗冲切性能,抑制冲切斜裂缝的快速发展,分担RC因开裂而释放的内力,对混凝土的拉压变形起到约束作用,延缓冲切锥的形成和发展。

    (2) 9个试件表现出冲切、弯曲和弯冲3种不同的破坏模式,合理设计型钢剪力架可以使RC板柱节点的破坏模式从脆性的冲切破坏转换为具有一定延性的弯曲破坏。

    (3)型钢翼缘能够强化板柱节点内纵筋、型钢和混凝土的协同工作,设置翼缘和增加翼缘厚度均可在一定程度上提高板柱节点的抗冲切承载力和延性。在型钢腹板上设置翼缘使极限承载力提高40%以上,同时破坏时跨中位移较未设计翼缘的试件增加2倍以上,较设计栓钉的试件增加1倍以上。

    (4)在型钢腹板上锚固栓钉可使RC板柱节点的极限抗冲切承载力提高1/4,而在改善变形延性方面不明显。

    (5)增加腹板截面积来提升承载力存在边际效应,腹板面积增加2/3时,极限承载力仅提高7%;型钢伸臂太短难以发挥型钢剪力架的抗冲切增强作用,型钢伸臂长度从800 mm缩短至650 mm时,极限承载力降低1/4,破坏时跨中位移减少1/2。

    (6)在规范现有抗冲击承载力计算方法的基础,依据试验结果提出的型钢剪力架增强RC板柱节点抗冲切承载力计算方法,能够较好地预测RC板的抗冲切承载力。

    以上结论是基于本次试验结果的规律给出,RC板厚、配筋率、混凝土强度等方面均限于本试验的条件,具有一定的适用范围,对于更普遍的情况有待后续进一步的研究。

  • 图  1   试件的尺寸和配筋及型钢 /mm

    Figure  1.   Dimension, reinforcement and steel of specimen

    图  2   试验装置

    Figure  2.   Test setup

    图  3   测点布置 /mm

    Figure  3.   Arrangement of measurement

    图  4   板底裂缝

    Figure  4.   Crack on the bottom of slabs

    图  5   试件剖切面裂缝

    Figure  5.   Crack pattern on the cutaway of slabs

    图  6   典型破坏模式

    Figure  6.   Typical destruction mode

    图  7   试件的荷载-位移曲线

    Figure  7.   Load-displacement curves of specimens

    图  8   RC板挠曲线 /mm

    Figure  8.   Deflection curve of RC slab

    图  9   受压区混凝土应变

    Figure  9.   Strain distribution of concrete in the pressurized area

    图  10   板底纵筋应变

    Figure  10.   Strain distribution of lower side rebars

    图  11   型钢下翼缘应变

    Figure  11.   Strain distribution of lower flange

    表  1   试件参数

    Table  1   Details of specimens

    试件编号腹板厚度t1/mm翼缘厚度t2/mm伸臂长度l/mm栓钉规格
    SC1
    SC212351700
    SC312161700
    SC412 61700
    SC5121700
    SC6121700M16
    SC720161700
    SC8201700M19
    SC912161200
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    表  2   混凝土力学性能

    Table  2   Properties of concrete

    试件编号设计强度等级fcu/MPafc/MPaft/MPa
    SC1~SC2C4545.9334.913.24
    SC3~SC9C4040.2030.553.01
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    表  3   钢材力学性能

    Table  3   Properties of rebar

    钢材
    类型
    强度
    等级
    钢筋直径/
    mm
    受拉屈服
    强度fy/MPa
    受剪屈服
    强度fvy/MPa
    屈服应变
    钢筋HRB400255583222790
    124202422100
    型钢Q3453952281975
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    表  4   特征点的测试结果

    Table  4   Test results at characteristic points

    试件
    编号
    开裂点峰值点平均倾
    ɑ/(°)
    破坏
    模式
    荷载
    Fcr/kN
    位移/
    mm
    荷载
    Fu/kN
    位移/
    mm
    SC16501.230366.8冲切
    SC225003.0507917.6弯冲
    SC317803.9355522.2弯曲
    SC411002.5325221.125.9弯曲
    SC59001.423365.9弯冲
    SC613803.731378.126.6弯冲
    SC715404.0380720.5弯曲
    SC88401.828078.727.9弯曲
    SC98002.2266711.2冲切
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    表  5   试件应变卸载情况

    Table  5   Specimen strain unloading situation

    试件编号出现卸载的测点
    (占所有测点的百分比)
    首先出现卸载现象时
    对应荷载水平
    SC1U1、U2、U3、U4(100%)71.3%Fu
    SC2U1、U2、U3、U4(100%)63.8%Fu
    SC3U1、U2、U3(100%)71.0%Fu
    SC4U1、U3、U4(100%)81.6%Fu
    SC5U1、U2(100%)79.6%Fu
    SC6U1、U2(50%)86.2%Fu
    SC7U1(50%)81.4%Fu
    SC8U3、U4(50%)64.8%Fu
    SC9U2、U3(50%)75.1%Fu
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    表  6   冲切承载力计算结果

    Table  6   Evaluation of punching load capacity

    试件
    编号
    Vtest/
    kN
    VGBc/
    kN
    VACIc/
    kN
    Vr/
    kN
    Vs/
    kN
    VGB/
    kN
    VACI/
    kN
    VGBVtestVACIVtest
    SC1303616411520328196918480.650.61
    SC25079212619243281079353333310.700.66
    SC33555164015893281079304729960.860.84
    SC43252164015893281079304729960.940.92
    SC5233616401589328270223821870.960.94
    SC6313716401589328486245424030.780.77
    SC73807164015893281798376637150.990.98
    SC8280716401589328809277727260.990.97
    SC9266719311589328225919170.850.72
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出版历程
  • 收稿日期:  2022-08-18
  • 修回日期:  2022-11-03
  • 网络出版日期:  2023-03-01
  • 刊出日期:  2024-10-24

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