加載速率對鋼筋混凝土梁受剪性能影響的試驗研究

2019-04-22 09:39:58易偉建

振動與沖擊 2019年7期

袁健，易偉建

(1.中南林業科技大學土木工程學院，長沙 410004；2.湖南大學土木工程學院，長沙 410082)

鋼筋混凝土梁在沖擊、爆炸等動力荷載作用下會產生高應變率，但由于慣性效應的存在導致難以評估材料應變率對其力學性能的影響[1]。采用接觸式單調加載方式并以較快的速率進行鋼筋混凝土梁破壞試驗，不僅可使構件產生與動力荷載作用效應相當的材料應變率，還能避免慣性效應的干擾，是一種較好的試驗手段。

Mahin等[2]進行了4根鋼筋混凝土梁受力性能試驗研究，結果表明加載速率的增大會使鋼筋混凝土梁中鋼筋首次屈服時對應的正截面受彎承載力提高，但對構件極限承載力、延性和耗能能力的影響不大。Takeda等[3]、Mutsuyoshi等[4]發現靜載作用下鋼筋混凝土梁發生彎曲破壞，而加載速率較快時卻發生剪切破壞；Kulkarni等[5]的試驗研究卻得到了相反的結論，解釋其主要原因為：不同試驗所采用鋼筋材料的應變率敏感性存在差異，從而導致出現相反的試驗現象。Otani等[6]對4根鋼筋混凝土懸臂梁的試驗研究發現，加載速率的提高引起縱向受拉鋼筋應變率的增大，從而使梁正截面受彎承載力提高7%～20%，但梁的破壞模式未發生改變。Adhikary等[7-9]進行了不同加載速率下72根鋼筋混凝土梁受力性能的試驗研究，其中最大加載速率為2.0 m/s，縱向受拉鋼筋和箍筋應變率的變化范圍為10-5～100/s。結果表明，梁的極限承載力、剛度和耗能能力隨加載速率的增大而提高；相同速率作用下梁的極限承載力隨配箍率的增大而提高；加載速率對梁極限承載力的影響程度隨配箍率增大而降低。李敏[10]采用兩種不同速率(5.0×10-5m/s和3.0×10-2m/s)進行的16根鋼筋混凝土梁正截面受彎性能試驗研究發現，梁的承載力隨加載速率的增大而提高；隨著加載速率的提高，梁的延性和剛度會下降；加載速率未改變梁的破壞模式，但改變了裂縫的分布；材料應變率效應是梁的承載力隨加載速率增大而提高的主要原因，而慣性效應可以忽略。肖詩云等[11]以1.0×10-4m/s～1.0×10-2m/s的速率進行了5根鋼筋混凝土梁力學性能試驗，結果表明不同加載速率下所有梁的破壞形態基本一致，均為彎曲破壞；隨著加載速率的提高，梁的開裂荷載、極限荷載、耗能能力、跨中位移以及位移延性系數均明顯增大。由此可見，關于加載速率對鋼筋混凝土梁破壞模式影響的問題存在分歧，以致結構構件抗震設計及分析時一般未考慮該因素的影響。

為此，本文采用單調加載的方式開展不同速率下6根無腹筋和12根有腹筋矩形截面簡支梁受剪性能試驗，主要研究加載速率對梁破壞形態和極限承載力的影響，并結合已有的試驗數據分析加載速率對鋼筋混凝土梁受剪承載力影響的規律。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗設計了六組不同的試件，每組包括3根試驗參數完全相同的梁，主要試驗參數見表1。其中，試件底部配置3根直徑為20 mm的HRB400級縱向受拉鋼筋，豎向箍筋采用實測直徑為6.3 mm的HPB300級鋼筋。

表1 試件主要參數Tab.1 Main parameters of specimens

通過試配確定混凝土配合比，澆筑試件時嚴格控制材料用量并在同一天內完成。每批混凝土留置6個邊長為150 mm的立方體試塊，與試件同條件養護至試驗階段。按照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》[12](GB/T 50081—2002)的規定，以0.6 MPa/s的加載速率實測出混凝土立方體抗壓強度平均值fcu,m=46.2 MPa。基于《金屬材料拉伸試驗—第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[13]的相關規定，實測得到縱向受拉鋼筋和箍筋試樣的準靜態屈服強度分別為455 MPa、327 MPa，統一取彈性模量Es=2.0×105N/mm2，則相應的屈服應變分別為2 275 με、1 635 με。

受試驗設備加載能力的限制，僅實測了準靜態應變率下混凝土和鋼筋試樣的力學性能參數，而材料的動態強度則根據下列經驗公式進行推算。

文獻[15]的研究結果表明，應變率對鋼筋彈性模量的影響不大，動態屈服強度可按下式進行換算：

(1)

cf=0.170 9-3.289×10-4fym,s

(2)

1.2 試驗裝置和數據量測

為避免產生沖擊效應，將作動器前端與梁的上表面完全接觸后再進行加載，加載裝置如圖1所示。

經調試發現，在作動器前端與梁之間增設“墊塊”(見圖2)，可在一定程度上提高梁受力過程中的平均加載速率。其中，墊塊由蝶形彈簧、20 mm鋼板和5 mm橡膠片組成。為考察墊塊的受力性能，將墊塊放置在混凝土立方體試塊上并利用萬能試驗機進行加載。結果表明，當加載至18.0 kN時，墊塊中的蝶形彈簧大致被壓平，墊塊的總變形約為2.5 mm。此外，還設計了一套平衡支座用于測試梁的支座反力，如圖3所示。圖3中支座底板兩端各設置一個圓孔，導向軸伸至圓孔深度的一半處并預留一定的間隙。支座直接放置在荷載傳感器上，上部荷載全部由荷載傳感器承擔，導向軸僅起限位作用。

圖1 試驗裝置Fig.1 Test set-up

圖2 墊塊Fig.2 Block

圖3 平衡支座Fig.3 Balance support

以電液伺服試驗系統的最佳性能進行梁的預試驗，得到梁跨中位移時程曲線，如圖4所示。結果表明，當加載至8.8 ms時，梁所受到的荷載為18.0 kN，此時蝶形彈簧已被壓平，梁跨中位移僅0.14 mm。經分析，梁的主要受力過程(A～B點之間曲線)的平均加載速率為3.5×10-1m/s。

圖4 預試驗梁的跨中位移時程曲線Fig.4 Midspan displacement-time curve of trial test beam

在梁的上表面且距跨中h0/2處粘貼混凝土應變片，縱向受拉鋼筋的跨中處及箍筋的一半高度處布置鋼筋應變片，在跨中處安裝電子尺測量梁跨中截面的實際位移。試驗過程中，采用高速攝像機記錄破壞形態，本試驗設置為1 000幀/秒。試驗采用位移控制進行接觸式單調加載，加載波形為三角波，目標位移設置為30 mm，試驗時采用的加載速率和采樣頻率見表2。其中，準靜態速率、中等速率和快速加載分別采用S、M和H進行標識。

表2 加載速率及采樣頻率Tab.2 Loading rate and sampling frequency

2 試驗結果與分析

2.1 加速度響應及慣性效應分析

為考察快速荷載作用下梁的慣性效應，在剪跨比為2.3的無腹筋梁側面安裝7個加速度傳感器測試梁的豎向加速度，如圖5所示。

圖5 加速度傳感器布置Fig.5 Arrangement of accelerometers

以蝶形彈簧被壓平的前1 ms為起點，通過低通濾波(上限頻率取1 000 Hz)得到加速度時程曲線，如圖6所示。其中，負值表示向下的加速度，正值表示向上的加速度。圖6表明，隨著測試截面距跨中距離的增大，加速度響應依次出現了延時。盡管延時程度并不顯著，但在一定程度上反映了快速荷載作用下梁中應力波的傳播過程。A2～A6的初始加速度方向向下，且傳感器距跨中越遠，加速度峰值越大；A1、A7的初始加速度方向向上，當達到峰值后下降并改變方向。10 ms以后，A3和A5產生了較大的加速度，這與測點附近出現了斜裂縫有關。

(a) A1～A4

(b) A4～A7圖6 加速度時程曲線Fig.6 Acceleration time history curves

將跨中荷載、支座反力和慣性力時程曲線進行比較，如圖7所示。其中，跨中荷載指作動器在梁跨中處施加的集中荷載，以向下為正；支座反力指兩個平衡支座中壓力傳感器的讀數之和，以向上為正；慣性力以向上為正，并近似按下式計算：

A5(t))×0.20+(A2(t)+A6(t))×0.205+

(A1(t)+A7(t))×0.19]

(3)

圖7 跨中荷載、支座反力和慣性力比較Fig.7 Comparison of mid-span load, support reaction and inertia force

圖7表明，支座反力及慣性力之和能較好地與跨中荷載吻合。5 ms以內，由于作動器處于加速過程而導致支座反力與跨中荷載相差較大；5 ms后至梁破壞，支座反力與跨中荷載吻合較好。經比較，截止于跨中荷載達到峰值時刻(19.62 ms)，慣性力的變化范圍為-18.5～25.5 kN。其中，13.04 ms至19.62 ms階段，慣性力與跨中荷載之比恒小于5.0%。由此可見，快速荷載作用下梁的慣性效應不顯著，可忽略不計。

2.2 無腹筋梁的試驗結果及分析

2.2.1 無腹筋梁的破壞形態

由于采用位移控制加載方式且目標值遠大于梁破壞時的位移，故需從錄像中截取梁的破壞形態，如圖8所示。受高速攝像機像素的限制，豎向彎曲裂縫幾乎看不清楚，但主要斜裂縫都非常明顯。其中，BN-3.0系列梁的一側剪跨段破壞時，另一側剪跨段內還未出現任何斜裂縫，為典型的斜拉破壞。BN-2.3系列梁出現斜裂縫后，仍能繼續承載直到發生剪壓破壞。

此外，圖9所示試件BN-2.3-H的斜裂縫發展過程為：5 ms時，在加載點下方附近的梁腹部出現了“八字形”斜裂縫，但未向加載點和梁底貫通；8 ms時，又相繼在外側出現了兩條斜裂縫并向加載點和支座附近延伸，其中一條斜裂縫將發展成臨界斜裂縫；18 ms時，臨界斜裂縫已完全形成且受壓區混凝土也被嚴重壓碎，從而導致試件發生剪切破壞。

(a) BN-2.3系列

(b) BN-3.0系列圖8 無腹筋梁的破壞形態Fig.8 Failure modes of beams without web reinforcement

圖9 試件BN-2.3-H的斜裂縫發展過程

Fig.9 Development process of diagonal crack of specimen BN-2.3-H

2.2.2 無腹筋梁的主要試驗結果

不同加載速率下無腹筋梁的荷載-跨中位移曲線如圖10所示，主要試驗結果見表3。自開始加載至峰值荷載，無腹筋梁跨中處縱向受拉鋼筋應變與位移的關系,如圖11所示。

(a) BN-2.3系列

(b) BN-3.0系列圖10 無腹筋梁的荷載-跨中位移曲線Fig.10 Load-midspan displacement curves of beams without web reinforcement

結合圖10和表3可知，達到峰值荷載前，不同加載速率下無腹筋梁的荷載-跨中位移曲線基本重合，峰值荷載及對應的跨中位移均隨加載速率的提高而增大。實測得到的縱向受拉鋼筋應變率量級為10-4～10-1/s、受壓區混凝土應變率量級為10-5～10-2/s，相當于從準靜態荷載至地震作用下的材料應變率[16-18]。相同量級的加載速率下，BN-2.3系列梁的受剪承載力增大系數CIF值高于BN-3.0系列梁，表明加載速率對剪跨比較小的無腹筋梁受剪承載力的影響更加顯著。

表3 無腹筋梁的主要試驗結果Tab.3 Test results of beams without web reinforcement

(a) BN-2.3

(b) BN-3.0圖11 無腹筋梁的縱向受拉鋼筋應變-跨中位移關系

Fig.11 Relationship of strain of longitudinal tensile reinforcement and midspan displacement of beams without stirrups

圖11表明，當達到峰值荷載時，試件BN-2.3-H的縱向受拉鋼筋已達到屈服強度，而其余試件的縱向受拉鋼筋均未屈服。縱向受拉鋼筋屈服引起較大變形使得混凝土裂縫進一步發展并導致受壓區混凝土被壓碎而發生彎剪破壞，破壞時的剪力大小在一定程度上取決于梁的抗彎屈服能力。由此可見，加載速率的提高，已改變了無腹筋梁的抗剪機理。無腹筋梁受剪承載力隨加載速率的提高程度不能簡單地在準靜態作用時的計算式中考慮材料應變率效應后直接算出，而應根據試驗結果確定。

2.3 有腹筋梁的試驗結果及分析

2.3.1 有腹筋梁的破壞形態

不同加載速率下鋼筋混凝土有腹筋梁的破壞形態，如圖12所示。與準靜態速率相比，快速荷載作用下梁的斜裂縫數量增多且受壓區混凝土被壓碎的現象更加嚴重，其中剪跨比較小的梁中該現象尤為突出。由于箍筋的作用，臨界斜裂縫下端沿縱向受拉鋼筋撕脫的現象沒有無腹筋梁那么明顯。

(a) BS-2.3-1系列

(b) BS-2.3-2系列

(d) BS-3.0-2系列圖12 有腹筋梁的破壞形態Fig.12 Failure modes of beams with stirrups

2.3.2 有腹筋梁的主要試驗結果

不同加載速率下鋼筋混凝土有腹筋梁的荷載-跨中位移曲線見圖13，主要試驗結果見表4。當荷載為1/4Pmax、2/4Pmax、3/4Pmax和Pmax時，有腹筋梁的縱向受拉鋼筋應變-位移變化趨勢如圖14、圖15所示；箍筋應變變化趨勢如圖16、圖17所示。圖14～圖17中的虛線表示鋼筋屈服應變，圖16和圖17中的橫坐標代表箍筋位置(箍筋距左支座中心的距離)。

(a) BS-2.3-1

(b) BS-2.3-2

(d) BS-3.0-2圖13 有腹筋梁的荷載-跨中位移曲線Fig.13 Load-midspan displacement curves of beams with stirrups表4 有腹筋梁的主要試驗結果Tab.4 Test results of beams with stirrups

試件編號Pmax/kNΔmax/mmV/(m·s-2)ε·s/(/s)ε·c/(/s)CIFBS-2.3-1-S280.34.283.9×10-41.5×10-4-9.0×10-5—BS-2.3-1-M328.85.133.2×10-22.1×10-2-8.6×10-31.15BS-2.3-1-H433.56.243.5×10-11.9×10-1-8.7×10-21.55BS-2.3-2-S316.24.593.8×10-42.1×10-4-8.3×10-5—BS-2.3-2-M359.15.393.3×10-21.9×10-2-8.6×10-31.14BS-2.3-2-H444.86.443.2×10-11.3×10-1-8.3×10-21.41BS-3.0-1-S205.15.434.1×10-41.5×10-4-9.6×10-5—BS-3.0-1-M238.26.304.0×10-22.1×10-2-9.2×10-31.16BS-3.0-1-H266.66.984.1×10-11.7×10-1-9.7×10-21.30BS-3.0-2-S237.56.144.4×10-41.5×10-4-9.3×10-5—BS-3.0-2-M272.57.374.2×10-21.7×10-2-9.5×10-31.15BS-3.0-2-H303.28.044.0×10-11.4×10-1-9.8×10-21.28

(a) BS-2.3-1-S

(b) BS-2.3-1-M

(d) BS-2.3-2-S

(e) BS-2.3-2-M

(f) BS-2.3-2-H圖14 BS-2.3系列梁的縱筋應變-跨中位移曲線Fig.14 Strain of longitudinal tensile reinforcement-midspan displacement cures of specimen BS-2.3

由圖13～圖17和表4可知，有腹筋梁的峰值荷載和跨中位移均隨加載速率的提高而增大；當荷載達到峰值后，有腹筋梁的荷載-位移曲線突然下降。加載點兩側的剪跨段都出現了斜裂縫，且箍筋均先于縱向受拉鋼筋達到屈服強度，表明所有試件發生剪壓破壞。從整體上看，剪跨比較小的有腹筋梁受剪承載力隨加載速率增大而提高的幅度更顯著。

比較表3和表4可見，隨著加載速率的提高，大多數有腹筋梁的受剪承載力增大系數小于無腹筋梁的。從機理上看，加載速率對無腹筋梁受剪承載力的影響與剪切破壞形態及剪跨比有關，且混凝土材料的率敏感性高于鋼筋，導致無腹筋梁受剪承載力隨加載速率增大而提高的幅度更顯著。此外，盡管試件BS-2.3-1-S和BS-3.0-1-S的配箍率略小于最小配箍率，但其受剪承載力比相應的無腹筋梁分別提高了63.8%、45.2%，說明箍筋較好地發揮了作用。

圖14和圖15表明，隨著加載速率的提高，峰值荷載對應的縱向受拉鋼筋應變呈增大趨勢。當達到峰值荷載時，有腹筋梁的縱向受拉鋼筋在準靜態和中等速率荷載作用下均未屈服，而快速荷載作用下都達到屈服強度。從圖16和圖17可以看出，各試件中均有部分箍筋達到屈服強度，且箍筋應變呈非均勻分布。部分箍筋受局部應力或斜裂縫閉合的影響而處于受壓狀態，導致其應變隨著荷載的增大反而減小，甚至出現壓應變。對于準靜態和中等速率荷載作用下的有腹筋梁，箍筋應變基本上在剪跨段呈現出大致對稱的兩個峰值，而加載點附近的箍筋應變相對較小；對于快速荷載作用下試件BS-2.3-1-H和BS-2.3-2-H，其箍筋應變僅在跨中位置附近出現單峰，這是由于加載點附近的混凝土首先被壓潰，從而導致箍筋彎折而達到屈服強度。

(a) BS-3.0-1-S

(b) BS-3.0-1-M

(d) BS-3.0-2-S

(e) BS-3.0-2-M

(f) BS-3.0-2-H圖15 BS-3.0系列梁的縱筋應變-跨中位移曲線Fig.15 Strain of longitudinal tensile reinforcement-midspan displacement cures of specimen BS-3.0

(a) BS-2.3-1-S

(b) BS-2.3-1-M

(d) BS-2.3-2-S

(e) BS-2.3-2-M

(f) BS-2.3-2-H圖16 BS-2.3系列梁的箍筋應變分布Fig.16 Strain of stirrup-midspan displacement cures of specimen BS-2.3

3 加載速率對鋼筋混凝土梁受剪承載力的影響分析

文獻[9,19]收集整理的不同加載速率下鋼筋混凝土矩形截面簡支梁試驗數據中，Fujikake等[20]完成的6根沖擊荷載作用下鋼筋混凝土梁也被納入了。由于沖擊荷載試驗的慣性效應顯著，在支座反力未知的情況下難以將其排除，故應區別對待這兩類試驗。

本文按以下準則進行篩選試驗數據：①發生剪切破壞；②試驗參數完整，能滿足分析需要；③采用接觸式加載；④同條件的梁至少為兩根，采用兩種或多種不同速率進行加載，且其中一根梁為準靜態荷載試驗。整理得到無腹筋和有腹筋矩形截面簡支梁各27根，數據來源見表5。需要說明的是，Adhikary等[9]于2014年完成的24根梁均未直接給出峰值荷載值，本文通過量測荷載-跨中位移曲線確定其極限承載力。

經整理，鋼筋混凝土梁受剪承載力增大系數CIF隨加載速率的變化趨勢，如圖18和圖19所示。結果表明，不論是無腹筋梁還是有腹筋梁，其受剪承載力增大系數都隨加載速率的提高而增大。當其他條件相同時，剪跨比較小的梁受剪承載力增大系數明顯高于剪跨比較大的梁。除圖19(d)中ρsv=0.15%系列梁以外，其余試件的受剪承載力增大系數呈現出隨配箍率提高而減小的趨勢。