腹部開有矩形孔的鋼筋混凝土簡支梁的試驗研究

1、.第 42卷第 10期 2 0 0 9 年 10月土木工程學報CH INA C IV IL ENG INEER ING JO URNALVol. 42 Oct.No. 102009：腹部開有矩形孔的鋼筋混凝土簡支梁的試驗研究黃泰赟 1, 2蔡健 1( 1. 華南理工大學 , 廣東廣州 510640; 2. 廣州珠江外資建筑設計院 , 廣東廣州 510600)摘要 : 采用鋼筋混凝土開孔梁是降低建筑層高的有效途徑 ,但迄今仍缺乏對開孔梁完善的設計方法及系統(tǒng)化 、參數(shù) 化的試驗研究支持 。研究進行 42個腹部開設矩形孔的鋼筋混凝土簡支梁試件在集中荷載下的試驗 ,針對其裂縫開 展及破壞形態(tài) 、應變分

2、布特點 、承載力和變形等方面 ,探討孔洞尺寸及位置 、加強腹筋形式及數(shù)量 、剪跨比 、孔洞間 距和混凝土強度等因素對開有矩形孔梁力學性能的影響 ,總結出以上各因素的影響規(guī)律 ,為開孔梁力學模型和設 計方法的建立提供試驗依據(jù) 。關鍵詞 : 鋼筋混凝土梁 ; 矩形孔 ; 力學性能 ; 抗剪承載力中圖分類號 : TU375. 1 文獻標識碼 : A文章編號 : 10002131X ( 2009) 10200262101Exper im en ta l study on sim ply supported re inforced concrete beam s w ith rectangular we

3、b open ings1, 2Huang TaiyunCai J ian(1. South China University of Techno logy, Guangzhou 510640, China;2. Guangzhou Pearl R iver Foreign Investm ent A rchitectural Design Institute, Guangzhou 510600, China)Abstract: A s one of the most effective methods to reduce inter2sto ry height, reinfo rced con

4、crete beam with opening was p ropo sed. But up to now, sophisticated design theory and analysis method fo r this kind of structural m em bers have not been established and system atic and multi2p aram eters experim ental study on such kind of beam is insufficient. Experim ental study on 42 simp ly s

5、upported reinfo rced beam s with rectangular web opening under concentrated load was p resented in this paper. Facto rs that influence the mechanical behavio r of the beam s with openings, such as height and length of the opening, position of opening, eccentricity of opening, spacing of opening, rat

6、io of shear span to effective dep th of section, fo rm and amount of reinfo rcem ent around the openings, were fully surveyed, and the influences of these facto rs on the failure patterns, load2bearing mechanism , shear resistance and rigidity were obtained and discussed. The conclusions p rovide ex

7、perim ental p roofs fo r the establishm ent of mechanical model and design method fo r this kind of reinfo rced concrete beam with opening.Keywords: reinfo rced concrete beam; rectangular opening; mechanical p roperty; shear capacityE2m a il: TY. huang126. com引言 采用鋼筋混凝土開孔梁是降低建筑層高的有效途徑 。國內外對腹部開孔的鋼筋混凝

8、土梁進行了一 些研究 126 ,但研究并不系統(tǒng) ,尚沒有完善的設計理論 和方法。作者對鋼筋混凝土開孔梁進行了系統(tǒng)的試驗和 理論研究 。前文中 7 介紹了腹部開有圓孔的鋼筋混基金項目 :科技部重大基礎研究前期研究專項 ( 2004 CA03300)作者簡介 :黃泰赟 ,博士 ,高級工程師 收稿日期 : 2008205209凝土簡支梁試件的試驗研究成果 ,本文中介紹 42個腹 部開有矩形孔的鋼筋混凝土簡支梁試件在集中荷載 作用下的試驗研究成果 。針對裂縫開展及破壞形態(tài) 、 應變分布特點 、抗剪承載力和變形等幾個重要內容 , 通過對試驗結果的分析 ,探討孔洞尺寸及位置 、加強 腹筋形式及數(shù)量 、剪跨

9、比 、孔洞間距和混凝土強度等 因素對開孔梁力學性能的影響。1 試驗概況本試驗分三個批次 。A 批包括 6個試件 ,B 批包 括 14個試件 ,主要變化參數(shù)包括孔洞偏心 、孔洞周邊配 筋形式及配筋量 。I批試驗包括 22個試件 ,研究參數(shù)第 42卷 第 10期黃泰赟等 ·腹部開有矩形孔的鋼筋混凝土簡支梁的試驗研究· 37 ·包括孔高 、孔長 、孔間間距 、孔側配筋量及剪跨比等 。各 批次的試驗有區(qū)別也有聯(lián)系 ,梁截面尺寸和長度 、加載 方式和個別試驗參數(shù)的相同使各批次的試件可以進行 穿插比較 、相互印證 ;而各批次的試件分別對開設矩形 孔梁的不同影響因素進行考查 ,

10、又使其相互補充 、逐步 完善 。試件示意圖及參數(shù)見圖 1和表 1。試驗均為單調靜力加載 ,集中荷載作用位置如圖 1所示 。試驗中量測的主要內容包括 : 各級荷載下的 撓度值 、孔洞周圍鋼筋的應變值 、試件的開裂荷載 、極 限荷載 ,以及各級荷載下主要裂縫的寬度 。2 試驗結果與分析2. 1 裂縫開展與破壞形態(tài)( 1)剪切破壞形態(tài)根據(jù)對試件破壞現(xiàn)象的總結 ,本次試驗中試件的 受剪破壞可歸結為以下四種破壞形態(tài) :1)孔側剪壓破壞 (圖 2a) 其裂縫開展特點是 在孔角斜裂縫 1、2開裂后 ,隨荷載增大孔洞周邊相繼 出現(xiàn)由孔角向支座延伸的斜裂縫 3、4,孔洞與支座間 梁腹的腹剪斜裂縫 5,孔洞上方

11、(以下將孔洞上 、下方 部分分別稱為上 、下弦桿 ,或稱為壓 、拉桿 ) 頂端的豎 向裂縫 6等多條裂縫 ,后由孔角斜裂縫 2、4 ( 3 )聯(lián)合形成臨界斜裂縫 ,孔側加強腹筋屈服后 ,加載點下方混 凝土被壓碎 。破壞前構件有較大變形 , 構件的延性 好 ,且抗剪強度高 ,是一種合理的剪切破壞形態(tài)。2)孔側斜拉破壞 (圖 2b) 其裂縫開展特點是 孔角斜裂縫 1、2出現(xiàn)后 ,裂縫 2開展十分迅速 ,很快延 伸至接近梁頂 ,一般不出現(xiàn)孔洞與支座間梁腹的剪切 裂縫 ,壓桿頂部會出現(xiàn)垂直裂縫并幾乎貫通全桿 ; 接 近破壞時 ,拉桿處出現(xiàn)撕裂裂縫 3,壓桿處則會突然出 現(xiàn)一條與裂縫 2幾乎平行的裂縫

12、4,通向加載點 ,或直 接由斜裂縫 2延伸向加載點 ,將混凝土拉成兩半 ,混凝 土斷口整齊無壓碎痕跡 ?？讉雀菇钸_不到屈服 ,為明 顯的脆性破壞 。3)弦桿剪切破壞 (圖 2c) 其裂縫開展特點是 孔角斜裂縫 1、2開裂后 ,由于孔側加強腹筋較強 ,開展 十分緩慢 ;隨荷載增加 ,孔洞周圍會出現(xiàn)多而密的裂 縫 3、4等 ;接近破壞前拉壓桿腹部會出現(xiàn)多條近似平 行的剪切裂縫 5,接著某條拉桿腹剪裂縫開展過寬而 導致拉桿喪失大部分承載力 ,剪力幾乎全部轉由壓桿 承擔 ,壓桿腹部一條斜裂縫迅速開展至加載點導致梁 破壞 。破壞時孔側加強腹筋未屈服 ,弦桿箍筋當孔洞 較小且配箍率適當時可以達到屈服 ,當

13、孔洞較大或所 配箍筋超過最大配箍率時則不能達到屈服 。破壞時 弦桿斜裂縫在較短時間內開裂 、延伸至支座及加載點 的位置 ,構件喪失承載能力 ,為脆性破壞 。4)孔間剪切破壞 (圖 2d) 當梁中開設多個孔 洞且孔洞間距較小 (小于 1. 0h) ,造成孔間混凝土抗剪 能力不足時發(fā)生這種形式的破壞。破壞特點為孔角 斜裂縫 1、2、3、4相繼出現(xiàn) ,但發(fā)展緩慢 ,荷載較大時出 現(xiàn)壓桿頂垂直裂縫 5和孔間斜裂縫 6,繼續(xù)加載 ,裂縫 6處孔間混凝土裂通 ,緊接著壓桿出現(xiàn)快速開展的斜 裂縫 7延伸至加載點 ,構件被剪壞 。破壞發(fā)生突然 ,其 時孔間箍筋未達屈服 ,屬于脆性破壞。· 38 &#

14、183;土 木 工 程 學 報2009年表 1 試件參數(shù)和結果一覽表Table 1 Param eters and exper im en ta l results of the spec im en s斜裂初 試件破試件lphblhhhe0hch tafcu孔側孔側弦桿弦桿破壞裂剪力 壞剪力編號 (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm)(mm) (MPa) 加強箍 斜筋箍筋縱筋形態(tài)( kN)( kN)A150041018550. 381. 7剪壓破壞A2500400185258128- 712914356249. 8<6200<8502122

15、3. 370. 2剪壓破壞A3500406183257130- 313514148047. 2<650<85021226. 783. 3剪壓破壞A4500412183260128514713754550. 5<6200212<85021226. 781剪壓破壞A5500414190258128- 1013315343048. 5<6200212<8502122098. 3剪壓破壞A65004081882641259150. 5132. 547551. 5<650212<8502123090弦桿剪切破壞B176050220253. 9177. 3剪

16、壓破壞B2760510200320160518017078552. 252<6<620021240153. 7剪壓破壞B3760512198320160- 1416219073549. 9210<620021246. 7170剪壓破壞B4760500201320157- 1. 517017374555. 22<6210<620021240187. 3剪壓破壞B5760500200330160- 2015019075554. 1216<620021246. 7175. 9彎曲破壞B6760500199320155- 17. 515519078952. 22&l

17、t;6214<620021233. 3183. 3彎曲破壞B7760510195320160718216876050. 52<6214<86021236. 7196. 3弦桿剪切破壞B8760515203315160- 32. 514521078042216214<86021243. 3177. 3弦桿剪切破壞B9760510196320160- 2515020073043. 1216214<8602<8 /21236. 7175弦桿剪切破壞B10760500200320160- 1515518577041. 5216214<860212 /21030

18、185. 8弦桿剪切破壞B11760500205320160- 5211822276542. 2216214<86021246. 7173. 3弦桿剪切破壞B12760487196325157- 516017064040. 5216214<86021240192. 5弦桿剪切破壞B137605052023181656023011078041. 3216214<8602B1230193. 8弦桿剪切破壞B14 760505202318160- 15 157. 50 187. 589041. 3216214 <86021230193. 8 弦桿剪切破壞 I176050220

19、2054. 1-177. 3剪壓破壞 I276051320532090020821076043. 62<6<620021243. 3166. 7剪壓破壞 I3760502202320120021318576043. 62<6<620021243. 3165剪壓破壞 I4760510202320160017517576054. 12<6<620021240153. 7剪壓破壞 I5760512203320196015815876043. 22<6<620021230130. 7斜拉破壞 I6760503205318236014212576043.

20、62<6<620021220114. 8斜拉破壞 I7760503198320283012010076042. 22<6<620021223. 384. 4斜拉破壞 I876050619832084021820476042. 2216214<86021273. 3191. 7彎曲破壞 I9760508200320110022017876042. 2216214<86021233. 3183. 3短跨剪切破壞 I10760515203315160017817776043. 6216214<86021243. 3210. 7弦桿剪切破壞 I11760503

21、201320281012210076042. 2216214<86021230162. 3弦桿剪切破壞 I12760511201328243014512376042. 2216214<86021223. 3122. 1弦桿剪切破壞 I1376051820232527801449676042. 2216214<8602122097. 9弦桿剪切破壞 I14760510202120118019619676046. 42<6<620021260180彎曲破壞 I15760510203160148019816476046. 42<6<620021240171.

22、 1剪壓破壞 I16760510200118122021517376046. 4216214<86021243. 3197. 5彎曲破壞 I17760509205155160018316676046. 4216214<86021250199. 7彎曲破壞 I18760500200640165018015576050. 3216214<86021233. 3141弦桿剪切破壞 I197605042003201600180164550 /97050. 3216214<86021236. 7163. 1孔間剪切破壞 I207605092053201620193154500 /

23、102050. 3216214<86021236. 7176. 7孔間剪切破壞 I21860510203320160016418686050. 32<6<620021240150剪壓破壞 I22960512201320162017018096050. 32<6<620021240148. 4剪壓破壞第 42卷 第 10期黃泰赟等 ·腹部開有矩形孔的鋼筋混凝土簡支梁的試驗研究· 39 ·( 2)孔洞尺寸的影響圖 3為孔高逐步加大的試件組 ( I2 I7 )的裂 縫分布圖 ,其中 I4 及 I7 分別見圖 2a及圖 2b。由 圖可見 ,破

24、壞形態(tài)由孔高較小 ( I2、 I3、 I4 )時的 孔側剪壓破壞過渡到孔高較大 ( I5、 I6、 I7 )時的 孔側斜拉破壞 。在裂縫開展特點方面 , 孔高越大 , 孔 洞與支座間實腹部分的裂縫出現(xiàn)得越晚甚至不出現(xiàn) , 壓桿裂縫 3及拉桿裂縫 4 出現(xiàn)得越早 ; 臨界裂縫在孔 高較小時由孔角斜裂縫 1、2逐步發(fā)展而成 (如 I2、 I3) ,在孔高較大時則由壓角斜裂縫 2 (本文中將靠近 加載點的孔角稱為壓角 )與拉桿腹部斜裂縫 4 所組成 (如 I6、 I7) 。( a) I17( b) I10圖 5 裂縫開展和破壞形態(tài) 孔長的影響F ig. 5 Cracks and fa ilure m

25、 ode: effects of w idth of the openn ingB11和 B13的孔洞則分別偏向截面受壓區(qū)和受拉 區(qū) 。由圖 6可見 ,試件 B8 為典型的孔側剪壓破壞。 試件 B11由于壓桿受到削弱 ,其裂縫主要在壓桿及 孔角上開展 ,最后破壞發(fā)生于壓桿受剪破壞 ,而拉桿 則基本沒有開裂 。試件 B13的弦桿裂縫形式正好和 B11相反 ,拉桿出現(xiàn)了許多裂縫 ,而壓桿則沒有裂縫 產(chǎn)生 ,最后破壞發(fā)生在加載點和孔洞間的整截面上 , 為典型的剪壓破壞 。由此可見 ,孔洞偏心將造成受力 薄弱位置的轉移 ,構件將趨于發(fā)生弦桿剪切破壞。圖 3 裂縫開展和破壞形態(tài) 孔高的影響 F ig.

26、3 Cracks and fa ilure m ode: effects of he ight of the open ing由圖 4 可見 ,隨孔洞變高 ,裂縫的初裂荷載降低 , 同級荷載作用下的裂縫寬度增大 ,而裂縫寬度隨荷載 增大而增大的速度也有所加快 。一般來說 ,開孔梁在 破壞荷載的 60%左右 ,裂縫寬度與荷載值間基本保持 線性關系 ,之后加寬的速度增大。圖 4 荷載 2壓角裂縫寬度曲線 孔高的影響F ig. 4 L oad2crack w idth curve: effects of he ight of the openn ing試件組 ( I17、 I10、 I18 ) 孔洞

27、長度依次為 160mm、320mm、640mm ,其裂縫開展如圖 5 及圖 2 ( c) 所示 。隨孔長的增加 ,試件的破壞形態(tài)由 I17 的彎 曲破壞 ,過渡到 I10 的剪壓破壞 ,最后過渡到 I18 的弦桿剪切破壞。( 3)孔洞偏心的影響試件組 (B8、B11、B13)中試件B8的孔洞居中 ,圖 6 裂縫開展和破壞形態(tài) 孔洞偏心的影響F ig. 6 Cracks and fa ilure m ode: effects of eccen tr ic ity of the openn ing( 4)加強腹筋的影響試件 I11的孔洞周邊為加強配筋 ,其孔側箍筋、 孔側斜筋均有所加強 , 而 I

28、5 的孔洞周邊為普通配 筋 。如圖 7 所示 , I5 孔角各種裂縫出現(xiàn)均較早 ,臨 界斜裂縫由壓角 (拉角 )向加載點 (支座 )延伸 ,不出現(xiàn) 孔側梁腹斜裂縫 。破壞前拉桿腹部突然出現(xiàn)一條斜 裂縫 4,加載點下方混凝土被壓碎 ,試件破壞帶有斜拉 破壞的特征。 I11 則發(fā)生弦桿剪切破壞 ,臨界斜裂 縫貫通上下弦桿 ,實腹段出現(xiàn)孔側梁腹斜裂縫 ,破壞 前壓拉桿腹部出現(xiàn)多條很寬的斜裂縫 , 破壞延性較 好 。這說明不同的腹筋配置方式和數(shù)量 ,將導致受力 薄弱位置的轉移 ,最終使試件的破壞形式改變 。( a) I5( b) I11圖 7 裂縫開展和破壞形態(tài) 加強腹筋的影響F ig. 7 Crac

29、ks and fa ilure m ode: effects of tran sverse re inforcem en t around open ing· 40 ·土 木 工 程 學 報2009年另外 ,由圖 8可見 ,兩個試件的初裂荷載差不多 , 之后孔側加強腹筋對限制壓角裂縫寬度有明顯作用 , 在相同的裂縫寬度時 , I11承受的外荷載比 I5高了 將近 40% ;普通配筋試件在初裂后裂縫隨荷載增加就 不斷擴展 ,而加強配筋試件由于有較多腹筋約束 ,當 荷載超過 60%破壞荷載時裂縫才明顯發(fā)展。圖 8 荷載 2孔角裂縫寬度曲線 加強腹筋的影響F ig. 8 L oa

30、d2crack w idth curve: effects of tran sverse re inforcem en t around open ing( 5)孔洞形式及孔間間距的影響試件 I18為單孔對比試件 ,孔洞尺寸為 640mm ×160mm; I19 和 I20 為雙孔試件 , 孔洞尺寸均為320mm ×160mm ,孔間凈距分別為 100mm 和 200mm。 由圖 9和圖 2 ( c)可見 ,試件 I18 為典型的弦桿剪切 破壞 ,加載過程中拉桿出現(xiàn)多條垂直裂縫 ,壓桿腹部 出現(xiàn)多條剪切裂縫 ,壓桿頂垂直裂縫幾乎貫通全桿 。 最后壓桿腹部剪切裂縫的其中一條延

31、伸至加載點導 致試件發(fā)生弦桿的剪切破壞 。試件 I19 和 I20 則 發(fā)生孔間剪切破壞 ,破壞時孔間斜裂縫 6貫通兩孔 ,與 孔側的斜裂縫聯(lián)合形成臨界裂縫 ,最終以加載點處混 凝土被壓碎而導致試件破壞 。與等長的單孔試件相 比 ,雙孔梁孔洞周圍裂縫較為分散 ,主斜裂縫不突出 , 壓桿的剪切裂縫數(shù)量少且寬度有限 ,弦桿端部也沒有 形成明顯的塑性鉸 ,試件整體性較好。由圖 10可見 , I18 和 I19 的初裂荷載接近 ,但 I18在以后的加載過程中裂縫控制能力很差 ,裂縫 寬度隨荷載的增長速度快于 I19,同級荷載下的裂縫 寬度遠大于 I19。2. 2 鋼筋應變分布特點 試驗中對孔洞周邊箍筋

32、 、加強斜筋 、弦桿箍筋和縱筋在各級荷載下的應變進行了監(jiān)測 ,圖 11為各試件 典型的鋼筋應變監(jiān)測布點示意圖。圖 11 鋼筋應變監(jiān)測布點示意圖F ig. 11 M ea sur ing position s of the stra in of re inforcem en t( 1)孔洞尺寸的影響圖 12為孔高變化的試件組 ( I2 I7 )孔洞右 側第一道加強箍筋的荷載 2應變曲線 。由圖可見 ,箍筋 應變隨荷載增大而發(fā)展 ,大致可分為三個階段 : 第一 階段為孔洞壓角裂縫未開裂前 ,箍筋應變很小 ,基本 和荷載成比例增長 ;第二階段為壓角開裂后到箍筋屈 服前 ,在經(jīng)過第一個轉折點之后 ,箍

33、筋應變顯著增大 ; 過了第二個轉折點 (箍筋屈服 )后 ,開孔梁就進入第三 階段 ,荷載應變曲線幾乎水平發(fā)展 ,荷載值增加很小 而箍筋應變驟增 。隨著孔高的加大 ,箍筋屈服發(fā)生得 越早 ,同級荷載下箍筋的應變越大 。圖 12 孔側箍筋的荷載 2應變曲線 孔高的影響F ig. 12 L oad2stra in curves of stirup around openn ing: effects of he ight of the openn ing圖 13為上述試件組上弦桿底縱筋和架立筋在破壞 階段 (約為破壞荷載的 90% )時沿孔洞縱向的鋼筋應變 分布圖 。由圖可見 ,孔洞越高 ,弦桿縱筋應

34、變越大 ,孔洞 較高時上弦桿底縱筋右端可達到屈服 ;而當孔高很小時 (I2) ,架立筋應變在整個加載階段始終保持負值 ,即受 壓 ;隨著孔高的增加 ,架立筋應變轉變?yōu)橐欢耸芾?,一端 受壓 ;而當孔高很大 (如I7)時 ,架立筋 、甚至弦桿底縱 筋在弦桿范圍內全長受拉 ,這主要是由于弦桿此時彎、第 42卷 第 10期黃泰赟等 ·腹部開有矩形孔的鋼筋混凝土簡支梁的試驗研究· 41 ·剪裂縫及黏結裂縫等次生裂縫高度發(fā)展而引起的 。從 上弦桿上 、下縱筋的應變分布來看 ,弦桿兩端承受反向 次彎矩的作用 ,弦桿內存在反彎點。B11偏向受壓區(qū)而導致壓角斜裂縫與箍筋的交點靠近

35、 梁頂 ,其箍筋最終未能達到屈服 ,而 B13的孔洞右側 箍筋則基本能達到屈服。圖 13 破壞階段縱向鋼筋的應變分布圖 孔高的影響F ig. 13 Stra in d istr ibution of long itud ina l re inforcem en t a t fa ilure stage: effects of he ight of the openn ing試件組 ( I17、 I10、 I18 )是孔長逐步加大的 試件組 。由圖 14 ( a)可見 ,隨孔洞長度增大 ,孔側斜筋 應變發(fā)展得越早 ,最后應變值也越大 ,孔洞最長的 I18孔左斜筋最后達到屈服 。從圖 14 ( b

36、)可見 ,孔洞長 度很小時 ( I17 ) ,上弦桿底縱筋在破壞前沿全長仍 為很小的壓應變 ,該鋼筋基本不發(fā)揮作用 ; 而孔長很 大的 I18,上弦桿底縱筋右端達到受拉屈服 ,而左端 為較大的壓應變 ,說明隨著孔長的增加 ,開孔梁的空 腹桁架作用加大 ,弦桿承受的次彎矩也逐步加大 。由 此可見 ,當孔洞尺寸不大時 ,開孔梁段的整體性較強 , 弦桿承受的局部彎矩也不大 , 弦桿縱筋的作用不明 顯 ;隨著孔洞尺寸的增大 ,開孔段開始表現(xiàn)出平面桁 架受力特點 ,弦桿兩端承受較大的反號彎矩 ,弦桿縱 筋可能達到屈服 ?？梢姰斂锥撮L度較大時 ,弦桿縱筋 的配置具有相當?shù)闹匾浴? 2)孔洞偏心的影響試件

37、 B11孔洞在梁截面上偏向梁受壓區(qū) ,而 B13則偏向梁受拉區(qū) ,圖 15 為 B11 和 B13 孔側第 一道箍筋的荷載 2應變曲線 。如圖 15 ( a)所示 ,對孔洞 左側箍筋而言 ,由于 B13孔洞偏向受拉區(qū) ,孔洞拉角 斜裂縫與孔側箍筋的交點位置已接近梁底 , 導致 B13的箍筋應變在加載全程均無法充分發(fā)展 ,遠小于 B11 對應的箍筋應變 ; 而對孔洞右側箍筋 ,如圖 15 ( b)所示 , 兩個試件的箍筋應變較為接近 , 但由于 ( 3)腹筋形式的影響圖 16為試件 A4 的孔側斜筋與箍筋的荷載 2應 變曲線 。由圖可見 ,當孔側同時配置加強箍筋和斜筋 時 ,同級荷載作用下 ,加

38、強斜筋的應變實測值均大于 加強箍筋的應變值 。另一方面 ,斜筋在荷載值較小時 即已開始發(fā)揮作用 ,而箍筋要在荷載值較大 ,裂縫開· 42 ·土 木 工 程 學 報2009年展到一定程度時應變值才有明顯的增加 。說明加強 斜筋對參加抗剪承載及控制斜裂縫開展所起的作用 比加強箍筋大。圖 16 A4加強斜筋與箍筋的荷載 2應變曲線F ig. 16 L oad2stra in curves of re inforcem en ts around open ing2. 3 撓曲變形特點( 1)孔洞尺寸的影響由圖 17 可見 ,同級荷載作用下 ,試件的撓度值隨 孔高的增大而增大 ;當孔

39、高不超過 0. 4h 時 (如試件 I2、 I3、 I4、 I5) ,撓度隨孔高的增加而提高的幅度 較小 ,但孔高超過 0. 4h時撓度就有大幅度的增加。圖 18為孔長逐步增加的試件組 ( I17、 I10、 I18)各試件在 330kN 荷載作用下的變形曲線。由圖 可見 , I17和 I10 的撓度值很接近 ,梁撓曲線形狀 也很接近 ,表明孔長較小 (不超過兩倍孔高 )時 ,其變 化不會對梁的撓度造成大的影響 ; 而孔長較大的試件 I18的撓度則增大很多 ,而且最大撓度點明顯地由 接近跨中轉移到孔洞右端下。( 2)孔洞偏心的影響圖 19表明 ,孔洞在梁截面上的偏心使得試件的撓度值比孔洞居中的

40、試件 B8要有所增大 ,偏向受拉區(qū) 的 B13撓度略大于偏向受壓區(qū)的 B11,這可能是由 于孔洞偏向受拉區(qū)導致孔角裂縫過早出現(xiàn)而造成的 。圖 19 荷載 2撓度曲線 孔洞偏心的影響 F ig. 19 L oad2deflection curves: effects of eccen tr ic ity of openn ing( 3)孔洞形式及孔間間距的影響圖 20為單雙孔試件組 ( I18、 I19、 I20 )的構 件變形曲線 ( 330kN 荷載下 )及加載點的荷載 2撓度曲 線 。由圖可見 ,雙孔試件 I19、 I20 在 330kN 荷載 下的最大撓度較單孔試件 I18 小了約 20

41、% ,試件的 變形曲線也較為平滑 ; 而孔間間距較大的 I20 撓度 較 I19略小 。從各試件加載點的荷載 2撓度曲線可以 看到 ,各級荷載下試件撓度均隨著孔間間距的提高而 減小 ,雙孔梁較洞口等長的單孔梁在承載力和剛度上 有很大的提高 。2. 4 承載力特點( 1)孔洞尺寸的影響圖 21為不同孔高的試件組 ( I2 I7 )斜裂縫 初裂和試件破壞兩種特征受力狀態(tài)下截面剪力與孔 高參數(shù) hh / h (孔高與梁高比 )的關系曲線 。由圖可見 ,第 42卷 第 10期黃泰赟等 ·腹部開有矩形孔的鋼筋混凝土簡支梁的試驗研究· 43 ·兩種情況下開孔梁的截面剪力均隨孔

42、高的增大而降 低 ,抗剪承載力的下降速率比斜裂剪力的下降速率 大 。當孔高不大于試件高度的 1 /3 時 ,試件的抗剪承 載力的下降并不十分明顯 (如 I2、 I3、 I4 ) ,超過 這一范圍 ,試件的抗剪承載力就顯著下降 ,試件 I5、 I6、 I7 的 抗剪承 載力 僅 分 別 為 對 比 實 腹 梁 的 74%、65%、48%。可見 ,孔高對試件承載力的影響很 大 ,設計中應嚴格控制。圖 21 孔洞高度對開孔梁抗剪承載力的影響 F ig. 21 Rela tion between bear ing capac ity and openn ing he ight對孔長逐步加大的試件組 (

43、 I17、 I10、 I18 ) , 如圖 22所示 ,試件 I10 的抗剪承載力與 I17 差別 不大 ,而孔長與孔高比值達到 3. 9 的 I17 的抗剪承 載力則顯著降低 ,僅有前兩者的 70% ,這說明當孔長 超過一定范圍后 ,開孔梁的破壞形態(tài)將變?yōu)橄覘U剪切 破壞 ,造成抗剪承載力的降低。相比之下 , 三者斜裂 縫初裂時對應的截面剪力雖然呈隨孔長降低而輕微 下降的趨勢 ,但其下降速率明顯小于抗剪承載力的下 降速率 ,這是因為斜裂縫的初裂主要受梁截面應力集 中程度和混凝土受拉強度的影響 ,受孔長變化的影響 較小。圖 22 孔洞長度對開孔梁抗剪承載力的影響 F ig. 22 Rela ti

44、on between bear ing capac ity and openn ing length( 2)孔洞位置的影響如圖 23所示 ,就抗剪承載力而言 ,存在 B11 < B8 < B13的關系 ,表明孔洞適當偏向受拉區(qū)較為 有利 ,而偏向受壓區(qū)則較為不利 ,這是因為混凝土的 剪壓區(qū)承擔了截面剪力的大部分 ,對開孔梁的抗剪承 載力影響更大 。而對斜裂縫初裂荷載而言 ,三者間排 序與抗剪承載力完全相反 ,說明孔洞偏向受壓區(qū)有利于降低孔角的主拉應力 ,延遲斜裂縫的出現(xiàn) ,而孔洞 偏向受拉區(qū)則孔角拉應力的應力集中最顯著 ,不利于 開孔梁的抗裂 。圖 23 孔洞偏心率對開孔梁抗剪承載

45、力的影響 F ig. 23 Rela tion between bear ing capac ity and eccen tr ic ity factor of the open ing試件組 (B12、B8、B14)的孔洞中心與左側支座 的距離 a逐步加大 ,圖 24為該試件組特征狀態(tài)下截面 剪力與孔心剪跨比 = a / h的關系曲線 ,為了消除不同 試件混凝土強度及截面尺寸制作誤差的影響 ,圖中 y軸 采用截面剪力與截面強度 fck bh 的比值 。如圖所示 , 隨 著孔心剪跨比的提高 ,試件的抗剪承載力和斜裂縫初 裂對應的截面剪力均隨之降低 ,其中抗剪承載力的下降 速率相對更大 ,說明隨

46、著孔心剪跨比 的提高 , 在剪力 不變的情況下 ,彎矩作用增大 ,試件主拉應力加大 ,斜裂 縫初裂提前出現(xiàn) ,抗剪承載力有所降低。圖 24 孔洞縱向位置對開孔梁承載力的影響F ig. 24 Rela tion between bear ing capac ity and openn ing loca tion a long long itud ina l ax is( 3)加強腹筋的影響試件組 ( B2、B3、B5 )孔側加強箍筋直徑分 別為 <6、<10和 <16,圖 25表明 ,當孔側箍筋直徑較小 時 ,開孔梁的抗剪承載力隨著孔側箍筋面積的加大而 顯著提高 ( B2、B3

47、 ) 。當箍筋直徑超過一定范圍 后 ,抗剪承載力提高的幅度則非常微小 ,孔側箍筋直 徑由 <10提高到 <16,抗剪承載力僅提高了 4%。這 主要是由于箍筋面積超過一定范圍后 ,試件破壞時箍 筋達不到屈服的原因 ,因此在設計中應對孔側最大配 箍率作一定限制 。對比之下 ,斜裂縫初裂剪力受孔側 加強箍筋面積的影響很小 ,不同箍筋直徑下的初裂剪 力變化幅度微小 。· 44 ·土 木 工 程 學 報2009年另外 ,試驗結果表明 , 試件的開裂及破壞荷載隨 弦桿配箍率和弦桿縱筋配筋率的提高而有所增大 ,但 幅度很小 。圖 25 孔側配箍率對開孔梁承載力的影響F ig.

48、 25 Rela tion between bear ing capac ity and stirup ra tio around openn ing( 4)剪跨比的影響試件組 ( I4、 I21、 I22 )開孔段的實測剪跨比 依次為 3. 2、3. 6、4. 0,如圖 26 所示 ,各試件斜裂縫初 裂對應的截面剪力均為 40kN ,破壞時對應的截面剪力 分別為 154kN、150kN、148kN ,可見在剪跨比大于 3 的 情況下 ,剪跨比變化對斜裂縫開裂荷載及抗剪承載力 幾乎沒有影響 ,這與常規(guī)實腹梁的規(guī)律是一致的。( 5)孔洞形式和孔間間距的影響圖 27 為試件組 ( I18、 I19

49、、 I20 ) 試件破壞 和斜 裂縫初裂時截面剪力參數(shù) V / fck hb與 c / hh ( c為孔對提高試件的抗剪承載力將有所幫助 ; 而三者的初裂 剪力則基本一致 ,沒有反映出明顯的變化規(guī)律 。3 結語通過上述對試驗結果的研究和分析 ,對腹部開有 矩形孔的鋼筋混凝土開孔梁的力學性能 ,可得出以下 結論 :( 1)矩形孔開孔梁的破壞形態(tài)可歸納為孔側剪壓 破壞 、孔側斜拉破壞 、弦桿剪切破壞 、孔間剪切破壞和 孔側斜壓破壞等幾種形式 ,主要取決于梁剪跨比 、矩 形孔尺寸和加強腹筋配置情況等因素 。( 2)孔洞尺寸是影響開孔梁剛度和承載力的控制 性因素 ,隨著開洞高度和長度的加大 ,開孔梁的

50、抗剪 承載力顯著下降 ,試件撓度明顯增加 ,控制孔洞最大 尺寸是開孔梁設計的關鍵 。根據(jù)目前的試驗結果 ,建 議孔高不超過 0. 4倍梁高 ,孔長不超過 2倍孔高 。( 3)隨之孔洞長度的增大 ,開孔區(qū)段的平面桁架 受力特點增強 ,整體性降低 ,弦桿承受的局部彎矩也 增大 ,應限制孔洞長度并配置弦桿縱筋。( 4)孔洞在梁截面上偏心設置 ,偏向受壓區(qū)則導 致抗剪承載力的削弱 ,偏向受拉區(qū)則削弱受拉弦桿而 導致孔角裂縫的提前出現(xiàn)和裂縫寬度的增加 ,但開孔 梁抗剪承載力則有微小的提高。( 5)梁剪跨比在超過 3. 0 的情況下 ,剪跨比對開 孔梁抗剪承載力的影響不明顯。(6)在剪力一定的情況下 ,孔心剪跨比的提高 ,標 志著彎矩作用的增大 ,將使開孔梁的抗剪承載力和初 裂剪力有所降低 。( 7)開孔梁開裂荷載及抗剪承載力均隨著孔側加 強箍筋或斜筋的增加而提高 ,但加強配筋率達到一定 程度后效果不明顯 ,設置斜筋的效果優(yōu)于設置箍筋。( 8)在孔洞總長不變的前提下 ,設置多孔并保證 足夠的孔間間距 ,將使開孔梁的力學性能得到很