地下结构侧墙-底板钢筋模块化节点试验研究.pdf

为解决地下结构侧墙-底板节点钢筋间距较小、混凝土浇筑不密实等问题,提出钢筋桁架形式的 2 种模块化节点优化方案。为研究钢筋模块化节点与钢筋绑扎节点的力学性能及裂缝开展情况的差异性,设计 3 个几何相似比为 1 3 的缩尺构件来进行静力单向加载试验。试验结果表明:1)相同荷载作用下钢筋模块化节点与传统节点在变截面处受拉主筋应力基本一致,甚至更小,采用模块化钢筋节点配筋能达到与传统节点配筋一致的力学性能;2)随着外荷载的增加,模块化钢筋节点与钢筋绑扎节点初始裂缝位置与裂缝宽度大致相同,即侧墙外侧出现初始裂缝,位置均出现在侧墙变截面处外侧,宽度均在 0.05 mm 左右;3)节点最终裂缝扩展路径基本一致,侧墙、底板外侧最大裂缝宽度均在 0.25 mm 左右。关键词:钢筋混凝土结构;地下侧墙-底板;钢筋模块化节点;试验研究DOI:10.3973/j.issn.2096-4498.2023.S1.014中图分类号:U 45 文献标志码:A 文章编号:2096-4498(2023)S1-0121-10E Ex xp pe er ri im me en nt ta al l R Re es se ea ar rc ch h o on n S Si id de ew wa al ll l-F Fl lo oo or r R Re ei in nf fo or rc ce ed d MMo od du ul la ar r J Jo oi in nt ts s o of f U Un nd de er rg gr ro ou un nd d S St tr ru uc ct tu ur re es sWANG Tian(China Railway Construction South China Construction Co.,Ltd.,Guangzhou 510000,Guangdong,China)A Ab bs st tr ra ac ct t:To address the problems of small reinforcement spacing and poor concrete pouring in the sidewall-floor joints of underground structures,two optimization schemes for modular reinforced joints in the form of steel trusses are proposed.In this paper,three scaled-down members with a geometrically similar ratio of 1 3 are designed to perform static unidirectional loading test to study the differences in mechanical properties and crack development between the modular reinforced joints and the reinforced binding joints.The test results show the following:(1)Under the same load,the tensile stress of the main reinforcement at the variable cross-section of the reinforced modular joints and the traditional joints is basically the same,or even smaller.The reinforced modular joints can achieve the same mechanical properties as the traditional joints.(2)As the external load increases,the initial crack location and crack width of the modular reinforced joints and the reinforced binding joints are roughly the same,which means that the initial cracks appear on the outside of the sidewall(all cracks),and the width sizes are approximately 0.05 mm.(3)Eventually,the joints crack expansion paths are basically the same,and the maximum crack widths on the sidewalls and the outside of the floor are at approximately 0.25 mm.K Ke ey yw wo or rd ds s:reinforced concrete structure;underground sidewall-floor;reinforced modular joint;experimental research隧道建设(中英文)第 43 卷0 引言 目前,中国建筑行业的传统生产方式相对分散,生产水平和生产效率相对较低。钢筋混凝土结构因其具有较好的可模性、耐久性、耐火性及整体性等优点,而被广泛地应用于建筑结构之中。国内现有建筑中钢筋混凝土结构仍占主导地位,其中现浇混凝土结构体系存在着材料浪费和现场生产繁琐等弊端,从而导致项目成本难以控制、质量难以保证、建设周期长等问题。因此,迫切需要一种新的针对钢筋混凝土结构的工艺改进方案。近年来,伴随着建筑行业的高速发展,在我国建设主管部门的组织下,成型钢筋相关技术规程相继出台1,其应用也越来越广泛,但大多集中在钢筋桁架组合楼承板的变形理论2、刚度3抗弯性能4-7、受剪性能8、抗震性能等9-11,在针对地下结构盾构管片钢筋骨架12-14的性能研究上,很少有针对地下侧墙-底板节点的专门研究。地下空间侧向有较大的土压力,导致侧墙-底板节点处钢筋直径较大,且钢筋锚固会使混凝土浇筑难度大大增加。因此,从侧墙-底板节点钢筋锚固着手,提出利用模块化钢筋桁架取代节点处的钢筋锚固,既节省材料,又方便施工。本文提出的钢筋模块化节点是一种新型的节点构造类型,在工厂完成钢筋桁架加工后运输至施工现场,再通过分布钢筋、拉筋绑扎形成节点钢筋骨架。施工时避免了现场繁琐的钢筋绑扎过程,更重要的是新的节点构造形式减少了主受力钢筋在节点处的弯锚,简化节点钢筋构造形式,节省材料,方便混凝土浇筑振捣,使混凝土浇筑更加密实,极具推广价值及应用前景。本文对现有在建建筑的地下结构侧墙-底板节点设计 3 个试验构件,研究主受力钢筋在弹性阶段内节点的力学性能及裂缝开展规律,对比传统钢筋节点与钢筋模块化节点间的差异,为钢筋模块化节点的设计及施工提供参考依据。1 试验概况1.1 结构原型概况 试验节点选取某地铁站地下车站结构设计图为依据,由于该项目地下结构侧墙-底板节点处钢筋构造复杂,从而严重影响施工进度及施工质量。图 1 为典型节点选取位置及节点钢筋配置。本文提出的 2 种简化节点钢筋构造的钢筋桁架方案,所取节点的拉压区主受力钢筋完全一致,优化方案由 2 种不同形式的钢筋桁架交错排列,仅仅改变节点处钢筋构造,即由传统的钢筋锚固形式改变为钢筋桁架形式。图 2 为传统节点钢筋优化方案节点钢筋构造对比,可以看出,优化方案节点更加简洁。图 1 典型单元位置以及节点详图Fig.1 Typical unit locations and joint details节点优化方案 1钢筋桁架 1钢筋桁架 2节点优化方案 2钢筋桁架 1钢筋桁架 2图 2 传统节点钢筋优化方案节点钢筋构造对比Fig.2Comparison of joint reinforcement structure in traditional joint reinforcement optimization scheme 计算对比桁架钢筋节点与绑扎钢筋节点净距增加率与钢筋用量减少率,见表 1。由表 1 可知:采用优化方案在增加节点净距的同时还能减小钢筋用量,且钢筋桁架采用工厂加工,现场安装、施工便利,整体性能好。但对优化方案节点是否能达到与传统钢筋绑扎一致的力学性能及裂缝开展规律,需进行节点试验研究。表 1 节点钢筋净距与用量对比Table 1Comparison of net distance and amount of steel bars at joints对比项目钢筋最小净距/mm钢筋净距增加率/%钢筋用量/kg钢筋减少率/%绑扎69.05 097.6优化 190.030.44 366.414.3优化 290.030.44 024.821.0221增刊 1 王 天:地下结构侧墙-底板钢筋模块化节点试验研究 原设计侧墙-底板节点采用传统钢筋绑扎形式,侧墙内侧主受压钢筋伸入底板,在靠近底板主受拉钢筋的位置进行弯锚,底板内侧受压钢筋伸入侧墙,在靠近侧墙受拉钢筋的位置进行弯锚。节点采用桁架形式的优化方案免去了内侧受压钢筋的弯锚构造,而是将节点内、外受力主筋通过焊接形成,需保证钢筋模块化节点与传统绑扎节点具有相同的承载能力。采用配筋率相等原则保证节点承载能力,节点处混凝土各截面大小相同,只需保证节点处主受拉主筋截面面积相同即可。即在构件截面面积相同的前提下,只需保证配筋面积相等即可保证节点承载能力一致。1.2 试验方案设计1.2.1 相似比设计为保证试验构件能较为真实地反映节点力学性能及裂缝发展规律,选取地下结构典型单元进行相似比设计,取构件几何相似比为1 3。由物理相似比关系可知:SAsSEs=S2lSE。(1)缩尺前后混凝土等级均为 C40,钢筋均采用HRB400,则:SEs=SE=1。(2)将式(2)代入式(1),得:SAs=S2l。(3)即按配筋率相等原则,可满足上述等式,计算结果见表 2。表 2 相似比设计计算结果Table 2 Calculation results of similarity ratio design模型尺寸(长宽高)/(mmmmmm)外侧受力筋底板内侧受力筋侧墙内侧受力筋腋角钢筋底板拉筋分布筋足尺模型整体尺寸:5 1006 0001 590底板截面:5 1001 5901 400侧墙截面:6 0001 5901 00022C32&11C2811C2822C2811C25B12 300300C25 150缩尺模型整体尺寸:1 7002 000558底板截面:1 700558467侧墙截面:2 0005583338C18&4C164C168C164C14底板 4B10 300300侧墙 4B8 300300C14 150 由 GB 500102010混凝土结构设计规范15给出的钢筋混凝土结构最大裂缝计算公式:max=crsEs(1.9cs+0.08deqte)。(4)由于缩放模型混凝土和钢筋的材料特性都一样,式(4)参数 cr、s、Es均相同,则得到最大裂缝相似比关系:max=mmaxpmax=1.9cs+0.08deqtem1.9cs+0.08deqtep。(5)受拉区受力主筋的等效直径大小为:deq=nid2inidi。(6)缩尺前后混凝土保护层厚度分别为 45 mm 和15 mm,缩放模型的比例系数为 1 3,则由式(5)计算出最大裂缝相似比关系 max=1 1.98。按上述相似比设计原则设计 3 个缩尺试验构件MD-S0、MD-S1、MD-S2。其中:MD-S0 试件为传统钢筋混凝土侧墙-底板节点,即侧墙、底板内侧受力主筋在节点处进行弯锚(见图 3);MD-S1 试件和 MD-S2试件为钢筋模块化节点的 2 种优化设计方案,将节点主受力钢筋设计成由 2 榀不同钢筋桁架交错排列的形式,再通过分布钢筋相连接组成钢筋模块化节点。MD-S2 模型节点更加简洁,钢筋桁架 1 的底板顶部纵筋在节点处并未贯穿侧墙,而是直接与侧墙内侧受压纵筋相 连。节 点 尺 寸 为 1 700 mm 2 000 mm 558 mm,底板厚 467 mm,侧墙厚 333 mm,见图 4。试验试件相关参数见表 3。由于试验条件及试验场地的限制,试验试件设计时在底板端部设置刚性连接头(见图 5),将纵向受力钢筋与连接头的钢板进行焊接并将构件顺时针旋转90后安装至反力架上(底板竖向,侧墙水平)。连接头与反力架底梁通过螺栓连接固定于反力架上,连接头采用实腹柱刚接连接头设计,支承加劲肋与底板焊接,主受力钢筋与加劲肋焊接。连接头设计及实物见图 5。321隧道建设(中英文)第 43 卷(a)MD-S0(b)MD-S1(c)MD-S2图 3 传统节点钢筋优化方案节点钢筋构造对比Fig.3 Comparison of joint reinforcement structure in traditional joint reinforcement optimization scheme图 4 试验构件外观尺寸(单位:mm)Fig.4 Appearance dimensions of test components(unit:mm)与传统侧墙-底板钢筋通过内侧钢筋弯锚作用于节点处不同,钢筋模块化节点是由不同的钢筋桁架交错形成的新型构造形式(节点钢筋构造见图6),此举能增强节点的整体性能,抑制变形,对节点区的裂缝开展也有一定的抑制作用。试件所采用的混凝土强度等级为 C40,实测混凝土立方体抗压强度平均值为 46.9 MPa,试验构件所采用的钢筋型号均为 HRB400。表 3 试验试件相关参数Table 3 Test specimen related parameters试件编号钢筋屈服强度/(N/mm2)混凝土强度等级受拉钢筋纵筋最小间距/mm节点钢筋构造节点类型钢筋连接方式节点简洁程度MD-S0400C408C18&4C1624见图 4、表 2传统节点传统绑扎弯锚钢筋较多MD-S1400C408C18&4C1651见图 4、表 2钢筋模块化节点钢筋桁架无弯锚,节点构造简单MD-S2400C408C18&4C1651见图 4、表 2钢筋模块化节点钢筋桁架无弯锚,节点构造简单421增刊 1 王 天:地下结构侧墙-底板钢筋模块化节点试验研究(a)连接头底板(单位:mm)(b)钢筋与刚性连接头焊接(单位:mm)(c)连接头实物图图 5 连接头设计及实物图Fig.5 Connector design and photograph(a)(b)(c)图 6 试验构件节点钢筋构造Fig.6 Joints reinforcement configuration of test members1.2.2 试验加载模式与测量方案 本文研究的重点为节点力学性能及其裂缝发展规律,即通过在试验中观察节点受拉主筋以及节点处最大裂缝宽度来实现这一目标。侧墙外侧土压力可等效为外部土体对节点的弯矩作用,试验加载方案则通过在侧墙端部施加集中力来达到节点弯矩的作用,集中荷载大小根据试验构件 D 截面抗弯承载力计算确定。试验在广州大学结构实验室完成,采用千斤顶进行等效集中荷载加载,在加载端部放置钢板防止试件发生局部受压破坏。加载模式采用单向分级加载控制,先施加 20 kN 进行预加载,设备调试无误后进行正式加载。外荷载加载在混凝土开裂前按 2 kN 分级,当混凝土刚出现第 1 条裂缝时按 4 kN 分级,并以 20 kN为周期记录每次节点的裂缝扩展路径及最大裂缝宽度。根据 GB 500102010混凝土结构设计规范15对结构最大裂缝宽度限值的规定,此地下侧墙-底板节点钢筋混凝土结构最大裂缝宽度限值为 0.40 mm。为验证节点裂缝发展规律,规定当节点区域受拉侧混凝土最大裂缝宽度超过 0.20 mm 时停止加载。试验采用数据采集系统、应变采集仪来采集施加于构件上的竖向外荷载值及纵向受拉钢筋应变数据。选取关键截面即变截面(见图 7)处钢筋应力值及附近混凝土裂缝扩展路径,能比较清晰地反映节点钢筋的力学性能及节点裂缝开展规律。在变截面处的每根受拉钢筋贴设 12 个应变片,每个截面贴设 16 个应变片用于测量钢筋应变,并在贴设应变片的钢筋处涂防水密封胶及防撞贴,从而避免应变片在混凝土浇筑及振捣时失效。节点处钢筋应变片贴设见图 8。图 7 试验试件关键截面选取Fig.7 Selection of key sections of test specimens(a)MD-S0 节点(b)MD-S1 节点(c)MD-S2 节点图 8 各模型节点处钢筋应变片贴设Fig.8 Laying of reinforcement strain gauges at each model joints521隧道建设(中英文)第 43 卷 试验位移采用量程为 100 mm 的顶针位移计进行测量。为了更准确地描述试验阶段节点区段的变形性能,选取 3 个位移测量点,利用 3 个位移计测量关键测点的位移。WY-1 位移计测量加载点处的竖向位移,用以描述各个构件的力-位移曲线;WY-2 位移计测量节点处的水平位移,经转换后用于描述节点的转动性能;WY-3 位移计测量支座的竖向刚体位移,消除因连接头刚体位移所带来的试验误差。位移计测点布置及试验加载现场见图 9 和图 10。图 9 位移计测点布置图(单位:mm)Fig.9 Layout of displacement measurement points(unit:mm)图 10 试验加载现场Fig.10 Test loading diagram2 节点裂缝开展情况分析2.1 试验现象描述对 MD-S0 试验构件进行单向加载时,当外荷载达到 48 kN 时,构件 D 截面附近出现第 1 条裂缝,裂缝宽度为 0.05 mm;当外荷载达到 54 kN 时 C 截面首次出现裂缝,裂缝宽度为 0.03 mm;当外荷载增加至 90 kN时,C、D 截面出现贯通裂缝,此时受拉区混凝土退出工作,与此同时 A、B 截面同时出现首次裂缝,裂缝宽度分别为 0.02 mm 和 0.05 mm;随着外荷载的持续增加,各关键截面裂缝宽度不断扩展,当外荷载达到160 kN 时,构件最大裂缝宽度出现在 D 截面,裂缝宽度为 0.26 mm,已超过 0.2 mm,停止加载。MD-S0 试件节点处初始裂缝及最终裂缝位置、宽度分布见图 11和图 12。图 11 MD-S0 试件节点处初始裂缝及裂缝宽度Fig.11 Initial crack and crack width at MD-S0 joint图 12 MD-S0 试件节点处最终裂缝及裂缝宽度Fig.12 Final crack and crack width at the MD-S0 joint 对 MD-S1 试件进行加载时,当外荷载达到 50 kN时,构件 C 截面出现第 1 条裂缝,最大裂缝宽度为0.07 mm;当外荷载达到 52 kN 时,D 截面首次出现裂缝,最大裂缝宽度为 0.05 mm;当外荷载增加至 88 kN时,C、D 截面出现贯通裂缝,与此同时 A 截面首次出现裂缝,最大裂缝宽度为 0.06 mm;当外荷载增加至110 kN 时,B 截面首次出现裂缝,最大裂缝宽度为0.07 mm;当外荷载达到 160 kN 时,构件最大裂缝位置同 MD-S0 试件一样,也是出现在 D 截面附近,裂缝宽度为 0.29 mm。MD-S1 试件节点处初始裂缝及最终裂缝位置、宽度分布见图 13 和图 14。图 13 MD-S1 试件节点处初始裂缝及裂缝宽度Fig.13 Initial crack and crack width at MD-S1 joint图 14 MD-S1 试件节点处最终裂缝及裂缝宽度Fig.14 Final crack and crack width at MD-S1 joint621增刊 1 王 天:地下结构侧墙-底板钢筋模块化节点试验研究 对 MD-S2 试件进行试验加载时,当外荷载达到52 kN 时,构件靠近 C 截面处出现第 1 条裂缝,裂缝宽度为 0.07 mm,此时 D 截面已有宽度为 0.05 mm的裂缝;当外荷载增加至 90 kN 时,A 截面首次出现裂缝,裂缝宽度为 0.05 mm;当外荷载增加至 110 kN时,C、D 截面出现贯通裂缝,与此同时 B 截面首次出现裂缝,裂缝宽度为 0.06 mm;随着外荷载的持续加载,各关键截面裂缝宽度不断扩展,当外荷载达到160 kN 时,构件最大裂缝出现在 D 截面,裂缝宽度为0.25 mm。MD-S2 试件节点处初始裂缝及最终裂缝位置、宽度分布见图 15 和图 16,节点正立面裂缝宽度对比见图 17。图 15 MD-S2 试件节点处初始裂缝及裂缝宽度Fig.15 Initial crack and crack width at MD-S2 joint图 16 MD-S2 试件节点处最终裂缝及裂缝宽度Fig.16 Final crack and crack width at MD-S2 joint图 17 正立面裂缝宽度对比Fig.17 Comparison of width of cracks on facade2.2 节点裂缝发展规律分析 试验观察记录了各个构件初始最大裂缝宽度及最大荷载(160 kN)下的最大裂缝宽度。试验数据分析显示:3 个构件在外荷载均为 50 kN 时出现初始裂缝,最大初始裂缝出现位置均在 D 截面处,3 个构件中第1 批裂缝的最大裂缝宽度基本一致,均处于 0.05 0.07 mm;试验加载结束时最大裂缝宽度均在 0.250.30 mm,相差不大。除此之外,在试件的加载过程中观察记录不同外荷载作用下各关键截面处(A、B、C、D 及节点正立面)的最大裂缝宽度,并进行对比分析,见图 18。在观察外荷载施加的整个过程中,记录各个试件在关键截面处的裂纹开展情况和裂缝宽度。结果表明:相同加载级下 3 个构件在节点处的最大裂缝宽度发展规律基本一致,各个加载级裂缝宽度相差均在0.05 mm 以内。节点处裂缝开展情况基本一致,即采用钢筋模块化节点方案与传统钢筋节点绑扎方案在节点处可达到一致的裂缝开展规律。3 节点力学性能分析 为最大程度地研究优化前后节点钢筋的力学性能,试验中提取 3 个构件变截面的钢筋应变数据。根据公式=E 求得的钢筋应力值均未超出 400 MPa,即受拉钢筋均处于弹性阶段,计算所得应力数据可信,对比 3个试件变截面处受拉钢筋平均应力差异,见图 19。由各关键截面钢筋应力对比情况可知:MD-S1、MD-S2 试件 A 截面钢筋应力较 MD-S0 试件而言,纵向受拉钢筋应力偏大,偏大约 32.44%;B 截面 MD-S1、MD-S2 试件与 MD-S0 试件纵向受拉钢筋应力相差不大,在外荷载小于 110 kN 时钢筋应力值相差均在5%以内,但在外荷载大于 110 kN 时 MD-S2 试件钢筋应力最 小,比 MD-S0、MD-S1 试 件 钢 筋 应 力 小33.43%,是由于 MD-S1 节点设计将其中 1 榀钢筋桁架的侧墙内侧受拉主筋在节点处弯折后与侧墙外侧受拉钢筋进行焊接,将底板内侧受拉主筋在节点处弯折后与底板外侧受拉钢筋进行焊接,MD-S2 节点设计则将侧墙内侧受压主筋直接与底板外侧受拉主筋相连,内侧受压主筋并未对外侧受拉主筋产生不利影响;3个模型的 C、D 截面钢筋应力基本一致,钢筋应力值最大相差分别为 7.47%和 8.36%,在 10%以内,相差较小。经分析,造成以上差异的原因主要是施工控制等外界因素,试件制作时与设计图纸不可避免地会存在误差。总体来讲,钢筋模块化节点较传统方案在节点变截面处的钢筋应力基本一致,优化方案取代传统方案可在节点处取得等效的力学性能。721隧道建设(中英文)第 43 卷(a)A 截面裂缝宽度(b)B 截面裂缝宽度(c)C 截面裂缝宽度(d)D 截面裂缝宽度图 18 各试件节点关键截面最大裂缝宽度对比Fig.18 Comparison of maximum crack width of key section of each specimen joint(a)A 截面钢筋应力(b)B 截面钢筋应力(c)C 截面钢筋应力(d)D 截面钢筋应力图 19 各试件节点关键截面钢筋应力对比Fig.19 Comparison of reinforcement stresses in critical sections of joints of each specimen821增刊 1 王 天:地下结构侧墙-底板钢筋模块化节点试验研究4 节点破坏机制分析在单向水平荷载加载的全过程中,试验构件节点经历了混凝土开裂前的弹性阶段、混凝土弹塑性阶段、节点混凝土裂缝持续发展阶段,节点混凝土受拉最大裂缝宽度大于 0.2 mm 时停止加载。由试验结果可知,在试件达到构件最大裂缝限值时,节点受力主筋大部分仍处于弹性阶段。在混凝土开裂前的弹性阶段,钢筋混凝土均处于弹性阶段,混凝土受拉侧最大主拉应力并未达到混凝土抗拉强度,无裂缝产生,此时节点处受拉钢筋与混凝土黏结良好,协同受力、共同工作。当受拉区混凝土逐渐达到其抗拉强度时,节点进入混凝土弹塑性阶段,节点 C、D 截面附近出现微裂缝(见图 20),受拉区混凝土局部退出工作。随着外荷载的持续增加,受拉区混凝土微裂缝逐渐向两侧延伸,直至混凝土裂缝达到0.2 mm 以上(见图 21)。图 20 初始裂缝Fig.20 Initial crack图 21 微裂缝不断增加Fig.21 Increasing microcracks 在整个加载过程中,钢筋均未屈服。试验过程中较为关注节点受拉区混凝土裂缝发展状况,3 个节点试验均已表明节点混凝土裂缝路径、裂缝最大宽度及位置均大致相同,仅相差0.025 mm。应变测量结果也表明节点纵向受拉钢筋应力相差不大,均在 10%以内。试验结果表明,钢筋模块化优化方案与钢筋绑扎传统方案具备一致的节点力学性能与裂缝发展规律。5 结论与讨论 1)在相同外荷载作用下,采用钢筋模块化节点形式与传统节点具有基本一致的水平位移,模块化设计试件加载点竖向位移略小,节点变形大致相同。2)以节点受力主筋截面积相同而设计的钢筋模块化节点较传统节点而言,在相同外荷载作用下各节点关键截面钢筋应力基本相同,表明模块化节点具有与传统节点一致的力学性能。3)采用钢筋模块化节点较传统节点而言,初始裂缝及最终裂缝位置、大小基本相同,裂缝路径基本吻合,具有一致的裂缝发展规律。4)相较传统节点而言,钢筋模块化节点节约成本、施工便捷、工业化程度高,建议在工期较短的地下结构中逐步推广应用该技术。参考文献(R Re ef fe er re en nc ce es s):1 混凝土结构成型钢筋应用技术规程:JGJ 3662015S.北京:中国建筑工业出版社,2015.Technical specification for application of frbricated steel bars of concrete structure:JGJ 366-2015 S.Beijing:China Architecture&Building Press,2015.2 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