钢筋混凝土柱剪切-粘结破坏的拟静力试验研究

钢筋混凝土柱剪切-粘结破坏的拟静力试验研究

根据川康乃馨地震现场的地震资料，短钢筋混凝土短柱容易发生纵横筋和混凝土保护层之间的滑动滑动破坏，短柱的切割破坏容易形成切割连接破坏的形状，如图1和图2所示。且这种破坏在1984年日本NihonkaiChubu地震、1994年美国Northridge地震及1995年日本Kobe地震中都曾反复出现[6―8],为钢筋混凝土框架短柱或桥墩的一种重要震害形态[9―10]。20世纪70年代,日本学者为研究钢筋混凝土短柱抗剪能力而进行的260个短柱试件的拟静力试验中,竟有1/3发生了严重的纵筋粘结破坏,由于其延性及耗能能力差而引起了日本学者的重视,并在其设计规范中规定了防止粘结破坏的相关条文。我国学者20世纪80年代进行的短柱抗震拟静力试验中,也发生了大量的短柱粘结破坏[12―15],现行建筑抗震设计规范(GB50011-2001)和混凝土结构设计规范(GB50010-2002)为避免短柱发生粘结型剪切破坏,对框架柱的最大纵筋配筋率进行了限制,同时指出,一级抗震等级且剪跨比不大于2.0的框架柱,其每侧的纵筋配筋率不大于1.2%。笔者在进行钢筋混凝土柱抗震拟静力试验过程中也出现了严重的剪切-粘结型破坏,表现出很差的抗震能力,进一步结合汶川地震中钢筋混凝土柱剪切-粘结破坏的大量震害实际,我们认为有必要对柱的地震剪切-粘结破坏进行进一步的研究,以提高广大工程技术人员对剪切-粘结破坏的重视程度,避免此类震害发生。1试验结果分析共设计了18个方形截面钢筋混凝土柱试件,试件编号、设计详细情况见图3及表1所示,钢筋材料参数见表2所示。需要说明,R1试件与R4试件因加载出现问题影响了试验结果,本文不予考虑。试验在大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室结构分室进行,试验加载分为固定的轴力和墩顶的侧向反复荷载,侧向加载开始按0.7倍屈服荷载控制,确定试件的屈服位移后按位移控制,分别为1倍、2倍、3倍、…倍屈服位移,每个荷载幅值下循环3次,直到侧向承载力下降到极限荷载的85%以下或试件发生严重破坏而无法承受轴力为止。2静态静力试验的结果2.1造成的破坏按最终控制因素,试件的破坏可分为3种不同的破坏形态:1混凝土约束性能试验试件的典型破坏过程为:(1)初始加载阶段,从初始加载到位移延性系数为1.5―2.0时,试件底部首先出现水平弯曲裂缝,并向侧面延伸为斜裂缝;(2)随侧向位移的增大,试件开裂高度增加,裂缝宽度增大,在位移延性系数为1.5―2.0时,试件承载力达到最大,裂缝宽度最大为0.5mm―1.0mm,试件侧面形成1道―2道明显的主剪裂缝;(3)试件塑性铰区混凝土保护层开始脱落,箍筋应力增大,对核心混凝土约束效应增强,试件正面的水平弯曲裂缝和侧面的主剪斜裂缝宽度进一步增加,宽度可达1.0mm―2.0mm,试件顺剪切裂缝有滑移迹象;(4)随侧向位移的进一步增大,试件进入最终破坏阶段,塑性铰区混凝土保护层完全脱落,箍筋弯钩拉直,核心混凝土压碎脱落,纵筋屈曲,主剪裂缝宽度可达2.0mm―3.0mm以上,试件顺主剪裂缝产生明显滑移,最终因塑性铰区抗剪承载力不足发生破坏,为弯剪破坏。R2试件、R3试件、R10试件、R18试件均为弯剪破坏形态,另外,试验过程中,沿纵筋方向混凝土产生粘结滑移裂缝,但未构成主要破坏特征。2剪切斜裂缝演化剪跨比较小的R7试件和R15试件,底部未形成明显塑性铰,侧面剪切斜裂缝发展明显,一般形成1道―2道主剪裂缝,沿纵筋虽有混凝土的粘结劈拉裂缝但未构成主要破坏,试验最终是由桥墩试件顺主剪裂缝的滑移控制的,呈剪切破坏形态。3粘结破坏形态试件前期破坏形态与弯剪破坏相似,但粘结裂缝出现后快速发展,试件角部(纵筋位置)混凝土大片剥落,引起试件承载力和刚度迅速退化,试件虽产生剪切斜裂缝但不是破坏的主要控制因素,底部混凝土虽有剥落但未形成塑性铰,试件最终是由纵筋的粘结破坏控制,R5―R6、R8―R9、R11―R14、R16―R17试件均发生粘结破坏形态。图4中列出了部分试件的最终破坏形态,可供参考。需要说明,破坏形态是以最终哪种破坏为控制因素进行区别的,实际上每个试件均存在不同程度的剪切裂缝、粘结裂缝及弯曲开裂。2.2弯剪破坏的试验件试件的侧向荷载F和柱顶位移∆滞回曲线见图5所示,均有不同程度的“捏拢”效应,发生弯剪破坏的R2试件、R3试件、R10试件、R18试件滞回曲线相对较为饱满。除R11试件、R16试件外,剪切和粘结破坏试件捏拢效应明显,滞回曲线呈弓形。R11试件与R16试件加载前期为弯剪破坏特征,但最终阶段因粘结破坏发展而导致承载能力急剧下降。3柱切割-粘合破坏的抗疲劳分析3.1弯剪破坏试验结果采用国外应用较为广泛的延性和耗能指标对各试件延性抗震能力进行对比分析,各指标定义详见图6所示,计算得到的试件屈服位移∆1、极限位移∆u、位移延性系数µ∆、累计位移延性系数N∆、极限位移角R、规格化累计滞回耗能EN、工作性能指标IW和性能损伤指标W分别列于表3中。位移延性系数µ∆、累计位移延性系数N∆和极限位移角R反映的是试件的变形能力,规格化累计滞回耗能EN反应的是试件的耗能能力,工作性能指标IW和性能损伤指标W体现的是试件的韧性。总体来看,发生弯剪破坏的R2试件、R3试件、R10试件和R18试件位移延性系数都在5.0以上,且其它延性及耗能指标也明显优于其它试件,表现出较好的延性抗震能力,剪切及粘结破坏控制的试件各指标明显偏低,延性及耗能能力差。需要特别说明的是R11试件和R16试件,尽管其延性和耗能能力优于其它试件,但由于其最终破坏仍是由于混凝土的粘结-劈裂,而不是形成主剪破坏面的剪切破坏,所以仍归为粘结破坏形态。3.2加固前后各试件刚度比参数的差异引入刚度比参数λu比较试件的刚度退化速度,定义为:式中,Ku为试验过程中位移延性系数为u时的平均割线刚度,且:不同剪跨比试件的刚度比参数λu随位移延性系数u的变化见图7所示,可以看出:在位移延性系数小于2.0之前,各试件刚度退化速度相近,此后,发生粘结破坏的R6试件、R17试件、R5试件刚度退化速度明显大于其余试件,另外,R9试件、R12试件―R14试件刚度退化速度也较为明显,可以认为粘结破坏加速了试件的刚度退化。3.3抗剪强度及应变分析1)美国ACI318-05规范规定的柱抗剪承载力计算公式为:式中:Vc和Vs分别为混凝土和箍筋承担的抗剪能力;N为轴力;Ag为柱截面面积;fc为混凝土抗压强度;fyt为箍筋屈服强度;b为截面宽度;h0表示混凝土受压边缘至纵筋中心的距离;Asv为截面上的抗剪箍筋总面积;s为箍筋间距。2)我国混凝土结构设计规范(GB50010-2002)给出了考虑地震作用时框架柱抗剪强度计算公式为:式中:ft为混凝土抗拉强度;λ为剪跨比,且将实测混凝土抗压强度、抗拉强度和箍筋屈服强度代入式(4)与式(7)进行计算,试件混凝土轴心抗压强度fc和抗拉强度ft与150mm×150mm×150mm立方体试块的抗压强度fcu按下列关系换算:式中:α1为棱柱体强度与立方体强度之比,C50及以下混凝土取为0.76;α2为高强混凝土的脆性折减系数,C40混凝土为1.0,C80取为0.87;0.88为考虑实际构件与试块混凝土强度之间的差异而采用的折减系数。将本文试件最大抗剪承载力与ACI318规范及我国GB50010-2002规范进行对比,如图8所示。发现部分发生粘结及弯剪破坏试件抗剪承载力小于规范值,偏于不安全。进一步结合钢筋应变进行分析,试验测得纵筋最大有效应变约在2000―5000微应变,基本屈服或接近屈服,箍筋最大有效应变在1700―4000微应变,部分试件箍筋未屈服。纵筋粘结破坏、配箍形式及规范公式本身可靠度均有可能造成试验抗剪承载力偏低,对此应进行进一步研究。4钢筋混凝土柱的粘接破坏分析4.1混凝土柱整片剥削率和截面配筋率对剪跨比在1.5―2.5之间的钢筋混凝土柱试件,当受拉纵筋配筋率较大且配筋根数较多或采用直径大、根数少的纵向配筋方法时,易发生受拉边混凝土的整片剥落和截面角区混凝土剥落两种粘结破坏形态,式(10)―式(14)为防止柱纵筋粘结破坏的几个判别式:式中:m为受拉主筋根数,当验算角部破坏时取为2;d为受拉主筋直径;fy为纵筋强度;Hn为柱净高;a表示混凝土保护层厚度;n为轴压比;ρtl和ρsv分别表示受拉纵筋配筋率和截面配箍率。上述各判别式中,式(10)和式(11)分别为文献推荐的防止混凝土整片剥落和角区剥落的判别公式,式(12)为文献推荐的防止粘结破坏的受拉纵筋配筋率上限,式(13)为文献提到的日本短柱委员会防止粘结破坏的判别公式,式(14)为日本学者Ichinose建议防止粘结破坏判别公式。以本文中的16个试件、文献中的G1试件―G6试件与式(10)―式(14)进行对比分析,如图9所示。可以发现,试件的整片剥落判别系数DP均大于1,而角区剥落判别系数DJ均小于1,即试件配筋满足式(10)但不满足式(11),从试验结果分析,本文涉及试件主要发生的是角区混凝土剥落,未发生整片剥落,即式(10)、式(11)对钢筋混凝土柱的整片剥落和角区剥落有较高保证率。所有试件配筋均满足受拉纵筋配筋率上限判别式(12),但仍发生了粘结破坏,另外,满足日本短柱委员会判别式(13)的部分试件仍发生粘结破坏,表明判别式(12)、式(13)的不安全性。仅有一个试件满足式(14)且未发生粘结破坏,表明式(14)可保证试件不发生粘结破坏。由于作者所能收集数据有限,不能对以上各判别式进行更为详尽的分析,可暂以式(10)、式(11)和式(14)来对钢筋混凝土柱纵筋配筋进行校核,以防止粘结破坏发生。4.2配筋、绑筋、混凝土性能结合柱粘结破坏判别式(10)―式(14)及国内外试验研究结论[6,12―13,15],发现影响柱粘结破坏的因素较为复杂,主要有剪跨比、纵筋配筋率、纵筋直径与强度、受拉纵筋跟数、轴压比、混凝土保护层厚度、截面配箍率与箍筋强度、混凝土抗拉强度、截面宽度等。为进一步分析粘结破坏机理,共搜集了39个发生粘结破坏的柱试件,包括本文的10个试件、文献的1个方形截面试件、文献的1个试件、文献的8个试件、文献的19个试件,对柱的粘结破坏进行进一步研究,由于各试验者对试件提供资料有限,仅能从试件剪跨比、受拉纵筋配筋率、轴压比、混凝土强度等主要因素进行讨论。1粘结破坏试件轴压比n的影响柱在反复的水平剪力和弯矩作用下,两端首先出现水平弯曲裂缝及剪切斜裂缝,产生图10所示的弯剪破坏段a,a段约等于截面高度;b段中,若纵筋应力足够大且混凝土不足以提供足够的锚固长度时(λ≤2.5),易发生粘结破坏。若b段太小(λ≤1.0),试件以剪切破坏为主,也难以发生粘结破坏。图11为整理的39个粘结破坏试件轴压比n与剪跨比λ的关系,可以看出粘结破坏柱可在1.5≤λ≤2.5范围内发生,集中于1.5≤λ≤2.0范围内;且粘结破坏柱试验轴压比在0≤n≤0.7范围内,对应设计轴压比约为0―1.2,基本涵盖了常用框架柱轴压范围。2框架结构平面内配筋率低,每侧每侧纵筋配筋率低受拉纵筋配筋率过大是引起柱发生粘结破坏的主要原因,图12为整理的39个试件轴压比n与受拉纵筋配筋率ρtl的关系,粘结破坏试件集中发生于受拉纵筋配筋率在1.0%―1.6%范围内。因此,我国现行建筑抗震设计规范(GB50011-2001)为避免短柱发生粘结型剪切破坏,对一级抗震等级且剪跨比≤2.0的框架柱,其每侧的纵筋配筋率不大于1.2%的规定略偏高。考虑到我国目前大力主导HRB400及HRB500级钢筋作为受力纵筋,纵筋强度提高对其粘结破坏更为不利,因此,对一级抗震且剪跨比≤2.0的框架短柱,其每侧的纵筋配筋率宜≤1.0%。3高强混凝土柱试件混凝土强度越高,对纵筋的锚固能力越强,越不易发生粘结破坏。对比本文普通强度混凝土试件与文献中的高强混凝土柱试件,发现同样条件下高强混凝土柱试件发生粘结破坏的几率远低于普通强度混凝土柱。将本文的R12试件、R14试件与R16试件分别与文献中的G6试件、G2试件与G4试件进行对比,后者除混凝土强度高于前者外,其余条件相同,高强混凝土试件以弯剪破坏为主而普通强度试件却发生了粘结破坏。5主要破坏形态本文在试验基础上,对钢筋