摘要
为研究冷挤压套筒连接下装配式混凝土梁在冲击荷载作用下的工作性能,开展了6个采用钢筋套筒挤压连接的3种拼接类型梁试件及2个现浇梁试件的落锤冲击试验,并进行了4个对应梁试件的静载对照试验,其中拼接类型包括跨中拼接、两端拼接与叠合梁形式. 研究相同冲击能量下不同的落锤质量和冲击速度对试验梁的破坏形态、跨中挠度、冲击力以及变形耗能等动力响应的影响. 结果表明:不同拼接类型的预制梁与现浇梁的破坏模态与裂缝发展基本一致,但跨中拼接型梁裂缝更集中于拼接缝处,拼接段与冲击位置重合时对结构较为不利;同时钢筋挤压套筒作为预制梁的拼装连接形式是可靠的.在6 762 J冲击能量不变的情况下,冲击质量由230 kg增加到400 kg,对峰值冲击力影响不明显;但均值冲击力有所提高,且3种拼接类型预制梁提高幅度均超过25%. 不同拼接类型预制梁的最大变形耗能与现浇梁相当,占输入能量的50%~70%;在相同能量下增大冲击质量,除中间拼接式预制梁的最大变形耗能变化不明显外,其他试验梁的最大变形耗能增加幅度均超过15%.
建筑物在服役期间可能遭受到各种冲击荷载,冲击荷载具有峰值大、持时短等特点,直接影响着建筑物的使用安全,其作用下结构和构件的受力机理与静荷载以及地震荷载作用下有很大差异. 而目前装配式混凝土结构因其施工效率高、节能环保等优点在我国有着较为广泛的应用. 其中冷挤压套筒连接方式操作简便,且挤压质量可控,湿作业相对较少,是一种性能较优异的连接方式,近几年在装配式结构中得到了较多应用. 装配式混凝土结构在冲击下的结构性能如何,是值得进行深入研究的课题.
近年来,国内外学者对钢筋套筒挤压连接的混凝土结构的力学性能进行了大量研究. 李宁波
在冲击荷载作用下钢筋混凝土现浇梁的动态性能研究方面, Ohnuma
目前对于装配式混凝土梁在冲击荷载作用下的研究仍相对较少,且集中在灌浆套筒连接方面. 闫秋实
由上可知,国内外学者对于装配式混凝土结构进行了广泛的应用研究,但大部分研究集中在构件的静力力学性能或抗震性能,对于装配式混凝土结构的动力冲击性能研究较少. 而冷挤压套筒连接下装配式混凝土梁在冲击荷载作用下的研究基本未见. 本文旨在研究不同拼接类型、冲击速度和冲击质量对采用钢筋套筒挤压连接的装配式混凝土梁构件抗冲击性能的影响,为采用挤压套筒连接的预制混凝土梁在动态冲击下的安全性能设计提供借鉴.
1 试验概况
1.1 试验设计
本试验参考文献[
试件 编号 | 类型 | 加载 模式 | 底筋 | 顶筋 | 箍筋 | 混凝土 |
---|---|---|---|---|---|---|
A-W-0 | 现浇式 | 静载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30 |
A-W-1 | 动载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30 | |
A-W-2 | 动载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30 | |
B-W-0 | 中间拼接式 | 静载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30/C40 |
B-W-1 | 动载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30/C40 | |
B-W-2 | 动载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30/C40 | |
C-W-0 | 两端拼接式 | 静载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30/C40 |
C-W-1 | 动载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30/C40 | |
C-W-2 | 动载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30/C40 | |
D-W-0 | 叠合梁 | 静载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30/C40 |
D-W-1 | 动载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30/C40 | |
D-W-2 | 动载 |
2![]() |
2![]() |
![]() | C30/C40 |
混凝土等级 | 混凝土强度/MPa | |||
---|---|---|---|---|
试块1 | 试块2 | 试块3 | 平均值 | |
C30 | 31.40 | 32.16 | 28.74 | 30.77 |
C40 | 42.40 | 37.72 | 38.88 | 39.67 |
钢筋直径/mm | 实测屈服强度/MPa | 实测极限强度/MPa |
---|---|---|
![]() | 449.28 | 622.23 |
![]() | 419.65 | 621.72 |
![]() | 397.41 | 599 |

(a) A组:现浇梁

(b) B组:中间拼接式梁(阴影区为后浇部分)

(c) C组:两端拼接式梁(阴影区为后浇部分)

(d) D组:叠合梁(阴影区为后浇部分)
图1 试件设计示意图(单位:mm)
Fig.1 Design diagram of test specimens(unit:mm)

(a) 贴应变片及装模
(b) 现浇及预制部分

(c) 第二次浇筑前凿毛
(d) 后浇部分

(e) 7天后拆模自然养护
图2 试件制作流程
Fig.2 Fabrication process of test specimens
规格 | 长度/mm | 外径/mm | 壁厚/mm | 挤压力/MPa | 屈服强度/MPa | 极限强度/MPa |
---|---|---|---|---|---|---|
A18 | 118 | 34 | 5.7 | 48 | 284.14 | 394.38 |
1.2 试验设备
落锤冲击试验采用超高重型落锤冲击试验机进行,如

(a) 落锤
(b) 冲击加载装置示意图

(c) 试验梁安装示意图
图3 落锤冲击试验装置
Fig.3 Drop hammer impact test device

(a) A、B组梁钢筋应变片布置图(A组为现浇梁,无套筒及9号应变片)

(b) C、D组梁钢筋应变片布置图
图4 试验梁钢筋应变片布置图(单位:mm)
Fig.4 Layout diagrams of strain gauges on the reinforcing bars of the test beams(unit:mm)

图5 混凝土应变片与位移计布置图(单位:mm)
Fig.5 Layout diagrams of strain gauges and displacement meters on concrete(unit:mm)
静载试验采用1 000 t压力试验机进行,如

图6 静力试验装置
Fig.6 Static test device
数字图像相关法(digital image correlation,DIC)是一种用于捕捉测量物体表面变形的非接触式光学测量方法. 其中DIC-2D法主要应用于物体表面的变形和应变测量分析. 本次试验引入DIC-2D 法对梁试件的位移、应变进行测量分析.
2 静载试验
本试验试件为3种拼接形式的预制梁和现浇梁各1根共4根试验梁,设计参数如

(a) A-W-0
(b) B-W-0

(c) C-W-0
(d) D-W-0
图7 静载作用下梁的破坏形态
Fig.7 Failure mode of beams under static loading
由

图8 静载试验梁荷载-跨中挠度曲线
Fig.8 Load-midspan deflection curve of the beam under static load
由

图9 B-W-0梁底部纵筋和套筒应变-跨中挠度曲线
Fig.9 Bottom reinforcement and sleeve strain vs mid-span deflection curve of the beam B-W-0
3 冲击荷载作用下PC梁冲击试验
3.1 试件方案
本次冲击试验为3种拼接形式的预制梁和现浇梁各两根共8根试验梁. 在相同的冲击能量下,结合预试验和有限元结果,考虑落锤质量和导轨长度等实际试验场地条件,并参考文献[
试件 编号 | 梁类型 | 落锤 | 冲击 | ||
---|---|---|---|---|---|
质量/kg | 高度/m | 速度/(m· | 能量/J | ||
A-W-1 | 现浇式 | 230 | 3.0 | 7.67 | 6 762 |
A-W-2 | 400 | 1.725 | 5.81 | 6 762 | |
B-W-1 |
中间 拼接式 | 230 | 3.0 | 7.67 | 6 762 |
B-W-2 | 400 | 1.725 | 5.81 | 6 762 | |
C-W-1 |
两端 拼接式 | 230 | 3.0 | 7.67 | 6 762 |
C-W-2 | 400 | 1.725 | 5.81 | 6 762 | |
D-W-1 | 叠合梁 | 230 | 3.0 | 7.67 | 6 762 |
D-W-2 | 400 | 1.725 | 5.81 | 6 762 |
3.2 破坏形态及裂缝发展
3.2.1 整体破坏形态

(a) A-W-1 (M=230 kg,H=3.0 m)

(b) B-W-1 (M=230 kg,H=3.0 m)

(c) C-W-1 (M=230 kg,H=3.0 m)

(d) D-W-1 (M=230 kg,H=3.0 m)

(e) A-W-2 (M=400 kg,H=1.725 m)

(f) B-W-2 (M=400 kg,H=1.725 m)

(g) C-W-2 (M=400 kg,H=1.725 m)

(h) D-W-2 (M=400 kg,H=1.725 m)
图10 单次冲击梁破坏模态
Fig. 10 Failure mode of beam under single impact loading
在相同冲击能量下,冲击质量M为230 kg和400 kg试验梁的裂缝以冲击部位为中心呈放射状分布,主要裂缝为跨中的竖向受弯裂缝,且裂缝发展充分接近梁顶. 同时从跨中冲击点处左右两侧存在与水平方向呈45°的剪切斜裂缝,呈现出“八”字形,试验梁表现出典型的弯曲和剪切破坏特征. 冲击质量400 kg试验梁的受弯裂缝的数目相对冲击质量 230 kg试验梁有所减少,但最大裂缝宽度相对230 kg试验梁略微增大.
在冲击荷载下,3种不同类型预制梁的破坏模态和裂缝发展情况与A组现浇梁基本一致. 对于B组中间拼接式梁,B-W-1和B-W-2梁跨中拼接位置处的受弯裂缝相对于其他形式的梁较少,相应地,其左右两侧接缝处的竖向裂缝发展充分,伴随着更多的交界面破坏,两者的最大裂缝宽度与A组梁相似,均在3~4 mm. 对于两端拼接梁,C-W-1和C-W-2梁主要裂缝与A组现浇梁均分布在跨中位置,但C组梁几乎没有从支座梁底发展来的斜裂缝或裂缝只发展至拼接位置而没有穿透. 对于D组叠合梁,D-W-1和D-W-2梁受冲击荷载下的裂缝发展与破坏模态基本与A组现浇梁相同,是3种预制形式中最接近现浇梁的.
3.2.2 梁裂缝发展过程
结合数字图像相关法DIC-2D所采集的应变数据,

图11 C-W-1梁裂缝发展情况
Fig.11 Development process of cracks in beam C-W-1
3.2.3 钢筋挤压套筒形态
冲击试验结束后,将套筒位置处冲击破坏程度最严重的中间拼接式梁,即B组试件的跨中梁底混凝土凿开. 发现挤压套筒完好,没有产生裂纹,且左右两侧钢筋并未出现松脱,挤压套筒连接依然牢靠. 说明在梁拼接位置与冲击位置相同,即破坏程度最严重的情况下,挤压套筒仍可为梁构件提供稳定可靠的连接.
3.3 跨中挠度时程曲线分析

(a) 冲击质量230 kg

(b) 冲击质量400 kg
图12 梁跨中挠度对比
Fig.12 Comparison of mid-span deflection of beams

(a) 峰值挠度

(b) 残余挠度
图13 冲击质量对跨中挠度的影响
Fig.13 The influence of impact mass on mid-span deflection
在冲击能量相同时,随着冲击质量增大(冲击速度减小),A组现浇梁的峰值挠度和残余挠度均增大,且两者增大的幅度相当;而对于3组预制梁,随着冲击质量的增大(冲击速度减小),梁的峰值挠度降低,这与A组现浇梁的规律相反,这可能与新旧混凝土交界面的复杂性有关,后续将通过更多的试验进行验证;且所有试验梁的峰值挠度与残余挠度变化幅度均较小,可认为当冲击能量相同时,冲击质量对梁挠度的影响较小.
3.4 冲击力时程曲线分析
典型的冲击力时程曲线主要分为脉冲段、分离段、次脉冲段、平台段以及下降段5个阶段. 根据曲线特性定义3个特征值,包括峰值冲击力Fp、均值冲击力Fm和持续时间td.

(a) A组梁

(b) B组梁

(c) C组梁

(d) D组梁
图14 试验梁冲击力时程曲线
Fig. 14 Time history curves of impact force on test beams

(a) Fp/Fsu

(b) Fm/Fsu

(c) td
图15 冲击力特征值对比
Fig. 15 Comparison of characteristic values of impact force
3.5 冲击力-跨中挠度曲线分析

(a) A组梁

(b) B组梁

(c) C组梁

(d) D组梁
图16 荷载冲击力-跨中挠度曲线
Fig. 16 Impact force load-deflection curves at mid-span
最大变形耗能值是对冲击力-跨中挠度曲线在跨中挠度从零到峰值挠度的区间进行积分得到的.
梁编号 | 冲击质量/kg | 实测冲击速度/(m· | 最大变形耗能Eab/J | 输入能量Ek/J |
---|---|---|---|---|
A-W-1 | 230 | 7.48 | 3 265.65 | 6 429.14 |
A-W-2 | 400 | 5.67 | 3 974.94 | 6 438.86 |
B-W-1 | 230 | 7.48 | 4 490.81 | 6 429.14 |
B-W-2 | 400 | 5.71 | 4 460.34 | 6 529.96 |
C-W-1 | 230 | 7.48 | 3 665.94 | 6 429.14 |
C-W-2 | 400 | 5.67 | 4 379.21 | 6 438.86 |
D-W-1 | 230 | 7.48 | 3 643.58 | 6 429.14 |
D-W-2 | 400 | 5.67 | 4 257.07 | 6 438.86 |

图17 最大变形耗能与输入能量比值
Fig.17 Ratio between maximum deformation energy absorption and input energy
3.6 钢筋和混凝土应变时程曲线分析
以B-W-2、C-W-2梁为例,

(a) B-W-2底筋纵筋与套筒应变
(b) B-W-2顶筋纵筋应变

(c) B-W-2箍筋应变
(d) B-W-2混凝土应变

(e) C-W-2底筋纵筋与套筒应变
(f) C-W-2顶筋纵筋应变

(g) C-W-2箍筋应变
(h) C-W-2混凝土应变
图18 钢筋和混凝土应变时程曲线
Fig. 18 Strain-time curves of steel and concrete
对于混凝土应变,测点1因梁侧混凝土裂缝发展而破坏,因此这里并未给出. 跨中混凝土表面中部测点2和顶部测点3在冲击作用下均产生拉应变,Ross
4 结 论
本文进行了采用钢筋套筒挤压连接的不同拼接类型梁试件的落锤冲击试验,考虑不同的落锤质量和冲击速度,测量了跨中挠度、冲击力等数据,分析现浇梁与3种预制梁的动力响应过程,主要结论如下:
1) 挤压套筒在试件冲击破坏后均保持完好,验证了钢筋挤压套筒作为预制梁拼装连接形式的可靠性. 同时B组中间拼接式预制梁的破坏形态还伴随局部的交界面破坏,说明在实际设计和应用中对考虑此种工况的构件,应采取相应的措施以提高其抗冲击能力.
2) 在相同冲击能量下增大冲击质量,A组现浇梁的峰值挠度与残余挠度均增大,但3种预制梁的峰值挠度反而减小. 新旧混凝土交界面的复杂性是影响其挠度变化的关键因素之一.
3) 在相同冲击能量下,增大冲击质量对峰值冲击力Fp的影响较小,但均值冲击力Fm有所提高. 其中A组现浇梁Fm变化相对不明显,而3种预制梁Fm的提高幅度均超过了25%,说明预制梁对于冲击质量变化更为敏感. 冲击力时程曲线平台阶段表现得更为饱满,同时持续时间td略有增加. 因此冲击能量无法合理代表冲击作用,需同时考虑冲击质量及速度.
4) 预制梁的抗冲击整体最大变形耗能与现浇梁相当,最大变形耗能占输入能量的50%~70%. 在相同能量下增大冲击质量,除B组中间拼接式预制梁变化不明显外,其余试验梁最大变形耗能增加幅度均超过15%. 表明了中间拼接式梁由于局部交界面破坏而变形耗能下降.
参考文献
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