钢筋混凝土板柱结构在连接处往往因承受较大剪力和弯矩而发生脆性冲切破坏，已有研究表明，配置抗冲切钢筋能显著提高和改善板柱节点处的抗冲切承载能力和变形性能。板柱冲切问题一直是工程界较为关心的经典问题之一，学者们对采用冲切钢筋的板柱连接性能进行了大量研究[1-4]，也尝试研究过不同形式的抗冲切钢筋，包括箍筋、弯曲钢筋、型钢剪力架、抗剪格栅、U形箍筋、双头锚箍筋、钢筋连成的栓钉等。尽管抗冲切钢筋形式多样，但各国规范采用的抗冲切钢筋形式却不多，也不统一，如美国规范[5]推荐采用封闭箍筋和型钢剪力架，中国规范[6]则推荐使用封闭箍筋和弯起钢筋。为了安装方便和提升抗冲切效果，学者们仍在对新型抗冲切钢筋进行不断尝试和研究，如Yamada等[7]对帽式钢筋和双钩钢筋两种新型抗冲切钢筋进行试验研究，发现帽式钢筋安装方便，但锚固不足，后者抗冲切性能尚可，但施工比较麻烦。
Ghali[8]最早提出栓钉雏形，并对工字形型钢的小切段作为抗冲切钢筋进行了较深入的试验研究[9]，结果表明，这种抗冲切钢筋可有效防止冲切破坏。由于栓钉具有易于安装、利于实现工厂标准化生产和良好的经济性，在欧美国家已得到广泛应用。鉴于栓钉的独特优势，学者们[10-12]依据相关研究成果提出了设计建议。中国的研究相对较少，其中，舒兆发[13]、代伟明等[14]分别完成了配栓钉混凝土板的静力和抗震试验，结果表明，配置栓钉有利于改善试件的受力性能，但栓钉的试验参数相对有限，另外，中国规范对栓钉设计尚未给出具体针对性条文。按照设计规范的指导思想，当有可靠依据时，可采用栓钉作为抗冲切钢筋。为了给抗冲切栓钉在实际工程中的应用提供依据，对7个配栓钉的钢筋混凝土双向板柱节点进行多参数试验研究，分析各参数对板柱节点的冲切性能的影响，进而结合有关规范对试验结果进行评估，验证试验结果的可靠性。
试件与加载柱尺寸分别为2 550 mm×2 550 mm×180 mm和250 mm×250 mm×300 mm，试件编号为SDB1~SDB7(即SDB系列)，栓钉由栓柱、栓帽和栓底板带组成，栓柱按照设计间距焊接在底板带上，对成组布置的栓柱起定位作用，试件配筋及栓钉构造见图 1(a)~(c)，栓钉布置形式为：正交布置1、正交布置2和放射布置，详见图 1(d)~(f)。表 1给出了试件参数，板柱节点采用整体浇筑，栓钉预先埋置于混凝土中[15]，板下部纵向钢筋采用HRB400级，fy=513 MPa，配筋率为1.28%。
试验在湖南大学结构工程实验室完成，试验装置如图 2所示。试件放置于刚性反力钢框架上，板体柱头向上，通过试件上方反力横梁将轴心荷载施加在柱头上，试验采用1 000 kN液压千斤顶(KD4050-1000 kN荷载传感器)加载。试验过程分为3个阶段：预加载、分级加载和破坏加载，分级加载过程中出现开裂之前每级荷载增量为25 kN，试件开裂后改为每级荷载增量为50 kN，在接近计算破坏荷载的80%时，每级荷载增量为10 kN，直至试件破坏。采集每级荷载加载完成后的数据，并观察板底裂缝的开展。
采用浙江黄岩测试仪器厂生产的BX120-1AA、BX120-2AA和BX120-80AA型应变片测定钢筋和混凝土以及栓钉处的应变，应变片布置见图 3，应变数据通过日本东京测器TDS-530静态电阻应变仪采集。挠度采用LVDT位移传感器测量。观察裂缝并及时初步绘制和标记加载值，以便后期准确描绘裂缝发展趋势[16]。
由于配置栓钉的钢筋混凝土双向板在竖向荷载作用下裂缝开展过程基本一致，限于文章篇幅，不作逐一赘述。SDB系列试件在荷载约为150~200 kN(0.16Fu~0.24Fu)出现初始裂缝，且裂缝主要集中于柱头附近径向和环向，以径向裂缝为主；增大荷载，试件径向裂缝逐渐向板边快速延伸，试件环向裂缝以柱头为中心向板边扩大，当荷载为450~550 kN(0.45Fu~0.65Fu)时，试件径向裂缝基本延伸至板边；随着荷载的提高，主要以环向裂缝发展为主；当达到破坏荷载时，SDB系列试件均出现瞬间脆性断裂声，试件发生冲切破坏，但各试件延性表现差异较大。为了更好地研究试件失效模式，沿柱边将钢筋切断，可以看到完整的失效剖切断面，如图 4所示。依据剖切断面测算冲切破坏锥体平均倾角，如表 2所示。除试件SDB3平均倾角较大(33°)外，其他试件冲切锥体平均倾角在10°~19°之间，说明斜裂缝均不同程度地穿过栓钉，有利于改善试件的抗冲切性能；冲切锥体平均倾角较小的试件(如试件SDB1、试件SDB4和试件SDB5)，板边均出现不同程度的钢筋与混凝土的撕裂破坏，钢筋与混凝土之间产生较大的滑移，从而使试件的破坏增加额外的延性，降低了破坏脆性程度；对于试件SDB3，由于增大栓钉间距，削弱了栓钉性能充分发挥，试件破坏严重，说明限制栓钉间距对于改善板柱节点破坏形态、提高承载能力很有必要。图 5给出了典型板平面裂缝图，从图 5可清晰看出裂缝发展的全过程及冲切锥体外轮廓线。
图 6为荷载-挠度曲线，由图 6可知，所有试件均发生冲切破坏。在钢筋初始屈服前，曲线斜率与试件开裂刚度、弯曲刚度及钢筋材料性能有较大关系，因此，各曲线总体趋势基本一致，但由于栓钉参数的不同，抑制斜裂缝的形成和开展的效果差异较大，试件峰值荷载及变形能力有所区别。冲切破坏时试件SDB5的承载力和变形较其他试件明显提高，试件SDB2的抗冲切性能相对较弱。结合表 2，以试件SDB1作为参考试件，其他试件通过调整栓钉参数和布置进行多参数对比，结果表明：试件SDB2栓钉高度由140 mm降低至110 mm，其承载能力由试件SDB1的891 kN降低至839 kN，降低幅度约为6%，挠度由32.06 mm减少至27.19 mm，减少幅度约为15%，说明降低栓钉高度对试件的承载能力和变形能力均产生负面影响，不利于斜裂缝穿过栓钉发挥作用；试件SDB3与试件SDB1主要区别在于栓钉间距由75 mm增加到120 mm，其承载能力降低至820 kN，降低幅度约为8%，挠度减少至23.1 mm，降低幅度约为28%，可见增大栓钉间距对试件承载能力和变形均有削弱，且试件变形能力降低更为显著；试件SDB4主要提高栓钉强度，屈服强度由335 MPa提高至405 MPa，试件承载能力提高至903 kN，挠度增大至32.11 mm，表明提高栓钉强度改善试件板的承载能力和延性均有益，但改善程度并不明显，这可能与栓钉强度提高幅度不大有关，而在实际工程中，通过提高栓钉的强度来提高板的抗冲切承载力并不是有效经济的方法；试件SDB5将栓钉直径由10 mm增加至14 mm，结果表明，试件SDB5极限荷载为946 kN，较试件SDB1增加幅度约为6%，极限挠度对应为43.75 mm，提高幅度约为36%，可见，通过增大栓钉栓径来改善试件性能是可行的；试件SDB6和试件SDB7采用与试件SDB1不同的栓钉布置方式，试验结果表明，试件极限承载能力和变形均有所提高，但提高幅度有限。
分析结果表明，栓钉参数的合理性选择是影响试件抗冲切性能的重要因素。通过栓钉有效抑制板柱节点斜裂缝的形成和发展，使斜裂缝穿过栓钉，栓钉参与抵抗冲切荷载，能提高板柱结构的承载力和变形能力。
图 7为典型试件混凝土应变-荷载关系曲线。由图 7可知，加载初期，板受压面混凝土应变变化不大，当板下表面受拉开裂后，受压区混凝土应变增长速度加快，各试件测点处应变总体趋势基本一致，混凝土应变测点靠近柱头附近数值较大，远离柱头数值逐渐减小，且呈递减趋势，当达到约为极限荷载80%时，板受压混凝土应变出现迅速回缩，说明试件环向冲切斜裂缝基本形成，受压面混凝土出现应力重分布现象，破坏时能量释放导致板面有局部回弹趋势；特别注意，当临界破坏荷载时，试件边缘径向测点C4和C9处板面有径向拉力存在，且维持较低的应变水平，说明该测点对冲切荷载并不敏感，受板面发生的转动变形影响较大。板环向测点C5和C10的数据保持递增趋势，说明此处存在持续增大的压应力，且应力较集中，主要由支座反力持续增加造成；表 3中C1和C6为柱头附近混凝土径向测点，C5和C10为板边缘处混凝土环向测点。通过数据对比可以发现，柱头附近受压面混凝土应变总体处于较低的状态，说明破坏时柱头沉陷对板面的混凝土的径向影响有限，而板边环向测点由于受支座反力影响，其值相对较大。
图 8为典型试件钢筋应变-荷载关系曲线。配栓钉的板柱节点中，钢筋应变初期发展较为缓慢，随着荷载不断提高，板开裂后钢筋应变增速加快，板柱交界处测点S1~S3提高较为明显，而板边测点S4和S5应变增量并不明显，说明远离柱头测点受竖向加载的影响较小，受支座集中反力影响较大，部分测点出现受压应变；当荷载达到极限值80%左右，部分试件纵向钢筋达到屈服，且钢筋屈服范围与板的承载力和延性有关，从图 4可以看出，试件SDB3冲切锥体半径最小，冲切承载力较低且延性表现较差，钢筋屈服范围较小，而试件SDB6的承载力和变形能力优于其他试件，其钢筋屈服范围较其他试件要大，有利于降低破坏时的脆性程度；表 3反映了沿径向钢筋测点的应变状态，对比表中数据，表明钢筋已经达到或接近受拉屈服，屈服位置主要在板柱交界处附近；临近板边钢筋受力应变逐渐减小，部分测点受支座反力影响出现受压应变。
为了测出各试件栓钉的受力性能，按距柱头由近至远布置了编号为1~5的应变测点，如图 3(c)所示，并同时布置相应的校核测点，以防部分测点结果失效，实际布置见图 9。
测点的应变-荷载曲线如图 10所示，栓钉的最大应力及位置见表 4。从图 10和表 4可以看出，7个试件中，随着荷载的增加，栓钉均发挥了抵抗承载力的作用，荷载在300 kN前，栓钉应变发展均不明显，最大值约在200με；随着荷载增大，各试件栓钉应变变化存在较大差异：以试件SDB1作为参考，试件SDB2由于栓钉高度降低，导致柱头附近裂缝平行于板上表面，绕过前4排栓钉后与第5排栓钉相交，故第5排栓钉性能发挥较充分；试件SDB3由于加大栓钉间距，斜裂缝与第1排栓钉发生相交，故应变增量显著，其他排栓钉处于较低的应变水平，材料性能没有充分发挥；试件SDB1和试件SDB4的主要区别在栓钉强度，其他参数基本一致，因此，栓钉应变发展趋势相差不大，距柱头较近的第1~3排栓钉应变增大显著，峰值应变位置均在距柱头50 mm(即第1排)处，且尚未达到屈服；试件SDB5中栓钉应变峰值位置出现在距柱头200 mm(即第3排)处，且峰值应力达到1 972με(即394.4 MPa)，栓钉达到屈服，说明增大栓钉直径有利于材料强度的充分发挥；与试件SDB1相比，试件SDB6由于增加每圈栓钉数量，提高柱头附近混凝土的整体性，栓钉应变均有所提高，但发展趋势基本一致；试件SDB7由于采用栓钉放射布置，其应变分布更为均匀，有利于材料性能的整体发挥。综上分析可知，试件的冲切破坏模式对栓钉抗冲切性能的影响较大。
表 5给出了规范计算值与实测值的比较，从表中不难看出，各国规范计算具有一定的离散性，这与不同规范在制订时考虑的因素差异有关。中国规范[6]及美国规范ACI[5]公式中未考虑配筋率ρ对抗冲切承载力影响，而欧洲规范MC2010[17]和英国BS8110[18]均予以考虑。为弥补考虑参数影响不充分，中国规范公式对这一问题的处理方法是，计算公式取试验结果的偏下限，以得到在同样荷载分项系数和材料强度分项系数条件下冲切破坏失效概率小于弯曲破坏失效概率的结果。美国规范的抗冲切计算公式过于保守，这已在很多文献[19-23]中有过讨论。分析美英及欧洲规范中抗冲切强度计算公式的可靠度可知，在这些规范中普遍采用较高的可靠指标。由表 5可知，除试件SDB5外，试验值均大于规范计算值，从均值上看，中国规范GB 50010—2010和欧洲规范EN 1992-1-1:2007更接近试验值，分别为1.19和1.12，而美国规范ACI318-14相对偏于安全，从变异系数看，英国规范BS8110为0.06，说明该规范计算较为稳定。总体来说，根据规范计算配栓钉的钢筋混凝土板抗冲切承载力，安全储备足够，但对于反映试验结果的实质不够充分，特别是栓钉对板的抗冲切承载力的贡献有所低估。
通过在柱头施加荷载来模拟配栓钉双向板柱节点受力性能，对中柱节点进行冲切破坏试验研究，并将其试验结果与相关规范进行了对比，得到以下结论：
1) 提高栓钉强度和增大栓钉直径均有利于改善试件的抗冲切性能。在实际工程中，要满足冲切破坏时栓钉达到屈服较为困难，因此，通过提高栓钉强度来增大试件承载力效果相对有限；对配置增大栓钉直径的试件，其挠度提高幅度达36%，同时，抗冲切栓钉达到屈服，改善效果尤为明显。
2) 加大栓钉间距和减小栓钉高度均不利于试件的抗冲切性能，其栓钉峰值应变分别出现在距柱面第1排和第5排，其他排栓钉破坏过程中处于低应变水平，说明栓钉材料性能尚未充分发挥。
3) 对比3种不同栓钉布置形式发现，采用相同数量栓钉放射布置和增加每圈栓钉数量的正交布置，均有利于提高试件抗冲切能力，但两种布置方式对试件抗冲切性能改善有限。
4) 采用规范计算配栓钉的钢筋混凝土板抗冲切承载力安全储备足够，但对于反映试验结果的实质不够充分，特别是栓钉对板的抗冲切承载力的贡献有所低估。
2019, Vol. 41 Issue (3): 77-84
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2019, Vol. 41 Issue (3): 77-84
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