黃 遠(yuǎn)，許 銘，張 銳

（湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082）

全裝配式混凝土結(jié)構(gòu)界面軟索連接拼縫抗剪性能試驗(yàn)研究＊

黃 遠(yuǎn)?，許 銘，張 銳

（湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082）

對(duì)5個(gè)設(shè)置界面軟索連接的全裝配混凝土試件進(jìn)行靜力加載試驗(yàn)研究，包括3個(gè)墻與墻連接試件及2個(gè)樓板與樓板連接試件.并采用目前已有的界面抗剪承載力計(jì)算方法對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比計(jì)算.研究結(jié)果表明：拼縫抗剪承載力主要由軟索受拉產(chǎn)生的界面抗剪摩擦力和軟索自身的銷栓力組成，試件呈現(xiàn)良好的延性.針對(duì)試驗(yàn)結(jié)果，深入分析了軟索連接拼縫的受力及破壞機(jī)理，采用合理的計(jì)算假定，提出了軟鎖連接拼縫抗剪性能的三折線受力模型，理論方法計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合比較理想，可為全預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)軟索連接拼縫的抗剪承載力計(jì)算及工程實(shí)踐提供參考.

全裝配式混凝土；拼縫；界面軟索；剪切性能；界面受力模型

全裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)是指全部剪力墻采用預(yù)制構(gòu)件裝配、連接而成的混凝土結(jié)構(gòu).預(yù)制構(gòu)件之間的拼縫基本等同于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)或者略低于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，需要通過(guò)設(shè)計(jì)計(jì)算滿足拼縫的承載力、變形要求，并在整體結(jié)構(gòu)分析中考慮拼縫的影響.對(duì)于全裝配式結(jié)構(gòu)來(lái)說(shuō)，體系預(yù)制化率高，具有施工速度快、質(zhì)量穩(wěn)定可靠、節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)，是公認(rèn)的可持續(xù)發(fā)展技術(shù)［1－2］.

Harry R.Foerster［3］等通過(guò)不同類型的拼縫在單調(diào)剪切荷載作用下的試驗(yàn)研究，分析了接縫處砂漿的抗拉強(qiáng)度和所施加的預(yù)應(yīng)力水平對(duì)拼縫開裂強(qiáng)度的影響.S.C.Chakrabarti等［4］在29個(gè)試件的試驗(yàn)基礎(chǔ)上，對(duì)豎向接縫的剪切承載能力和剪切剛度進(jìn)行了分析研究，給出了拼縫處抗剪承載力及剪切剛度的計(jì)算公式.聶建國(guó)等［5］通過(guò)試驗(yàn)研究，從理論上分析了新老混凝土植筋界面的破壞機(jī)理，提出了界面三階段力模型，并提出了適用于實(shí)際工程的設(shè)計(jì)方法.吳剛等［6］通過(guò)對(duì)預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)鋼絲繩抗彎加固混凝土梁的試驗(yàn)及理論研究，分析了鋼絲繩的配置情況對(duì)加固性能的影響.史偉卓［7］通過(guò)一系列試驗(yàn)研究了鋼絲繩的布置方式及間距對(duì)混凝土梁抗剪加固效果的影響.

已有的研究大都關(guān)注新老混凝土界面抗剪問題以及鋼絲繩在加固中的應(yīng)用問題，對(duì)于全裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)軟索連接界面抗剪性能的研究并不充分.本文對(duì)5個(gè)設(shè)置界面軟索連接的全裝配式混凝土試件進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析了不同界面尺寸及不同砂漿類型對(duì)拼縫界面抗剪承載力的影響.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與材料特性

本文共設(shè)計(jì)了5個(gè)裝配式試驗(yàn)構(gòu)件，其中包含3個(gè)墻與墻連接節(jié)點(diǎn)試件（豎向拼縫）、2個(gè)樓板與樓板連接節(jié)點(diǎn)試件（水平拼縫），采用的連接方式均為軟索錨環(huán)連接，試件構(gòu)造如圖1所示.試件編號(hào)分別為RSJD1a，RSJD1b，RSJD1c，RSJD2a，RSJD2b，主要參數(shù)變化為界面尺寸與砂漿強(qiáng)度，試件基本參數(shù)見表1.

界面軟索等級(jí)為HPB300級(jí)，預(yù)制混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C35，灌漿料強(qiáng)度等級(jí)為C40，材性試驗(yàn)結(jié)果見表2和表3.

試件采用分塊預(yù)制，各預(yù)制構(gòu)件預(yù)留連接用的灌漿孔.灌漿過(guò)程保持連續(xù)勻速，在灌漿料初凝之前應(yīng)灌漿完畢，灌漿完成后應(yīng)養(yǎng)護(hù)約7d.試件的制作過(guò)程與實(shí)際工程中的施工順序相同，具體試件制作及成型如圖2所示.

圖1 試件構(gòu)造圖Fig.1 Construction details of specimens

表1 構(gòu)件參數(shù)表Tab.1 Parameters of specimens

表2 鋼絲繩材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Test result of wire rope

表3 抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Test results of compressive strength

圖2 試件制作及成型Fig.2 Manufacture and molding of specimens

1.2 試驗(yàn)加載與量測(cè)方案

對(duì)于不帶地梁的構(gòu)件，試驗(yàn)裝置如圖3（a）所示.測(cè)試過(guò)程中測(cè)取有千斤頂加載的荷載值、墻體的相對(duì)滑移.

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Load instrument of experiment

對(duì)于帶地梁的構(gòu)件，試驗(yàn)加載裝置圖如圖3（b）所示.測(cè)試過(guò)程中測(cè)取有千斤頂加載的荷載值、墻體在基礎(chǔ)梁上的滑移.

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果

2.1 各試件主要試驗(yàn)現(xiàn)象

RSJD1a加載至位移為6.87mm時(shí)，構(gòu)件出現(xiàn)“砰砰”的響聲，隨后構(gòu)件突然破壞，破壞時(shí)有巨響.試驗(yàn)現(xiàn)象如圖4（a）所示.RSJD1b加載至位移為5.31mm時(shí)，構(gòu)件出現(xiàn)噼啪響聲，墻體發(fā)生錯(cuò)動(dòng)，鋼索斷開.試驗(yàn)現(xiàn)象如圖4（b）所示.RSJD1c加載至位移為4.83mm時(shí)，墻體出現(xiàn)明顯的錯(cuò)動(dòng)，有噼啪響聲，試件破壞突然，破壞時(shí)伴隨巨響.試驗(yàn)現(xiàn)象如圖4（c）所示.

RSJD2a加載至位移為12.58mm時(shí)，構(gòu)件加載端出現(xiàn)滑移，同時(shí)發(fā)出噔噔的響聲；加載至25.04mm時(shí)，構(gòu)件發(fā)出砰的一聲響，鋼索斷裂.試驗(yàn)現(xiàn)象如圖4（d）所示.RSJD2b加載至位移為2.03mm時(shí)，構(gòu)件發(fā)出噔噔響聲；加載至13.06mm時(shí)，構(gòu)件發(fā)出砰的一聲響，鋼索斷裂.試驗(yàn)現(xiàn)象如圖4（e）所示.

圖4 試件主要破壞現(xiàn)象Fig.4 Failure phenomenon of specimens

2.2 荷載－滑移曲線

各試件的荷載－滑移曲線如圖5所示.試驗(yàn)曲線主要可以分為3部分：曲線上升階段主要由界面抗剪摩擦力和軟索的銷栓力共同提供抗剪；達(dá)到峰值剪力后，由于軟索屈服，拉力不再增加，但變形繼續(xù)增長(zhǎng)使結(jié)合面裂縫寬度變大，界面摩擦咬合力減弱，從而導(dǎo)致界面抗剪摩擦力減小，曲線呈下降段；當(dāng)剪切滑移達(dá)到一定值時(shí)，界面抗剪摩擦力退出工作，界面抗剪能力完全由軟索銷栓力提供，呈現(xiàn)一定的穩(wěn)定形式（實(shí)際上會(huì)隨滑移的增大緩慢下降），曲線表現(xiàn)為水平段.P1為試件極限抗剪承載力，主要由界面抗剪摩擦力和軟索的銷栓力共同決定，為曲線上峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載值；P2為界面軟索提供的銷栓力值，為曲線上下降段與較平緩段交點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載值.P1和P2可通過(guò)試驗(yàn)曲線直接獲得，具體數(shù)值見表4.

圖5 試件荷載-滑移曲線Fig.5 Load-slip curves of specimens

表4 試件抗剪承載力Tab.4 Shear capacity of specimens

從圖5可以看出，各試件的承載能力及對(duì)應(yīng)滑移存在一定的差別.對(duì)于墻－墻連接試件，導(dǎo)致極限抗剪承載力存在較大差異的原因可能是試件拼縫寬度的不同，拼縫較寬處灌漿料澆筑可能更為密實(shí)且與混凝土接觸面積更大，進(jìn)而導(dǎo)致界面摩擦咬合力較大，提供的界面抗剪摩擦承載力也更大，因此極限抗剪承載力較大；對(duì)于板－板連接試件，由于拼縫水平設(shè)置，在吊裝的過(guò)程中可能出現(xiàn)界面軟索錨環(huán)松動(dòng)或結(jié)合面破損，導(dǎo)致結(jié)合面受軟索約束的擠壓力減小，進(jìn)而使界面抗剪摩擦力減小，因此極限抗剪承載力較小.另外試驗(yàn)環(huán)境以及試驗(yàn)中一些人為因素也會(huì)導(dǎo)致結(jié)果出現(xiàn)一定的差異.

3 界面抗剪承載力計(jì)算

通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果可看出，設(shè)置軟索錨環(huán)連接的全裝配式混凝土結(jié)構(gòu)拼縫處的抗剪性能實(shí)際上可歸結(jié)于軟索錨環(huán)自身的抗剪性能.關(guān)于新老混凝土界面抗剪承載力的計(jì)算，國(guó)內(nèi)外已有大量研究并提出了各種計(jì)算方法，此處通過(guò)選取3種方法所得計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，驗(yàn)證新老混凝土界面抗剪承載力的計(jì)算是否適用于混凝土與砂漿黏結(jié)的界面.

3.1 Eurocode 2［8］

界面抗剪承載力按下式計(jì)算：

式中：τuh為界面的極限水平剪應(yīng)力；c，μ為界面粗糙度決定的系數(shù)，見表5；σn為最小界面法向力產(chǎn)生的正應(yīng)力；ρvh為界面抗剪鋼筋的配筋率；α為抗剪鋼筋的傾斜角度，45°≤α≤90°；ft和fc分別為界面混凝土抗拉和抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；ν為剪切裂縫引起的混凝土強(qiáng)度折減系數(shù)，建議取ν＝0.6（1－fck／250），fck為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值.

表5 c與μ的取值Tab.5 Values of candμ

3.2 ACI 318M－08［9］

ACI中界面抗剪承載力公式主要是在預(yù)裂試件的基礎(chǔ)上提出來(lái)的，一般不利用混凝土本身的強(qiáng)度，只考慮鋼筋作用的主導(dǎo)地位，再乘以調(diào)整系數(shù)，可得：

V ＝μAsfy≤ min（0.2fcAi，5.51AiN）. （2）式中：μ為摩擦因數(shù)，取值見表6；As和fy分別為橫向鋼筋的總面積和抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；fc為界面混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；N為作用在界面上的法向軸力；Ai為界面面積.

表6 μ的取值Tab.6 Values ofμ

3.3 PCI－7TH EDITION［10］

界面抗剪承載力公式是以鋼筋的破壞為基準(zhǔn)提出的，剪力主要由鋼筋承擔(dān).計(jì)算公式如下：

式中：φ為鋼材強(qiáng)度折減系數(shù)，受剪時(shí)為0.65，受拉時(shí)為0.75；n為鋼筋根數(shù)；As，fy分別為鋼筋截面面積和屈服強(qiáng)度.

各試件界面抗剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比如圖6所示.從圖中可以看出，各種方法計(jì)算所得結(jié)果均存在較大差異，3種方法所得計(jì)算值均遠(yuǎn)大于試驗(yàn)值，除了試件RSJD1a.由此可見，新老混凝土界面的抗剪承載力計(jì)算方法并不適用于混凝土與砂漿界面，因此有必要進(jìn)行后面的分析，推導(dǎo)出適用于混凝土與砂漿界面的抗剪承載力計(jì)算公式.

圖6 各種方法計(jì)算值對(duì)比Fig.6 Comparison of results by various methods

4 理論分析

前期研究發(fā)現(xiàn)［9－10］，全裝配式混凝土構(gòu)件在制作安裝過(guò)程中，會(huì)因各種原因而產(chǎn)生初始裂縫，故一般不建議利用界面自身的黏結(jié)強(qiáng)度.根據(jù)試驗(yàn)荷載－滑移曲線，可以認(rèn)為拼縫處界面抗剪承載力主要由軟索受拉產(chǎn)生的界面抗剪摩擦力和軟索自身的銷栓力提供，在此基礎(chǔ)上提出了修正的三折線界面抗剪模型，如圖7所示.

4.1 界面模型公式推導(dǎo)

在不考慮界面黏結(jié)作用的情況下，界面極限抗剪承載能力主要由結(jié)合面在軟索受拉作用下產(chǎn)生的界面抗剪摩擦力和軟索自身的銷栓力決定.

第一階段，界面抗剪承載力主要受軟索對(duì)界面抗剪的影響，包括界面抗剪摩擦力和軟索銷栓力，隨著剪切滑移量的增大，抗剪承載力達(dá)到最大值；第二階段，達(dá)到峰值剪力后，軟索屈服，拉力不再增加，結(jié)合面受軟索約束產(chǎn)生的擠壓力不再增長(zhǎng)，但變形繼續(xù)增加使得結(jié)合面裂縫寬度變大，導(dǎo)致界面抗剪摩擦力下降，界面抗剪承載力隨之下降；第三階段，剪力呈穩(wěn)定趨勢(shì)（實(shí)際上會(huì)隨著滑移量的增加呈現(xiàn)緩慢下降趨勢(shì)），滑移量不斷增大，直至鋼絲繩出現(xiàn)斷裂，試件整體呈現(xiàn)良好的延性，此時(shí)界面抗剪承載力主要由軟索銷栓力承擔(dān).

圖7 界面三折線受力模型Fig.7 Three stage mechanical model of interface

4.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

由本文提出的計(jì)算方法確定的荷載－滑移曲線與試驗(yàn)結(jié)果曲線對(duì)比如圖8所示.各試件的拼縫界面的極限抗剪承載力和軟索銷栓力對(duì)比見表7.從圖8和表7可以看出，理論方法計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合比較理想.

為了較全面地分析拼縫處抗剪承載力的影響因素，選取變化參數(shù)為界面預(yù)制混凝土立方體強(qiáng)度等級(jí)、界面軟索配筋率、軟索錨環(huán)間距和界面軟索強(qiáng)度.為了較清楚地表現(xiàn)出界面抗剪行為隨各參數(shù)的變化規(guī)律，選取界面極限抗剪承載力作為計(jì)算指標(biāo).如圖9和圖10所示.

表7 界面承載力對(duì)比Tab.7 Comparison of results of ultimate capacity

圖8 荷載-滑移曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of results load-slip curves

Fig.9 Influence of the strength of precast concrete on ultimate shear capacity of interface

圖10 界面極限抗剪承載力隨軟索強(qiáng)度及間距的變化Fig.10 Influence of the strength and space of soft cable on ultimate shear capacity of interface

從圖9中可看出，界面極限抗剪承載力隨固定界面軟索的預(yù)制混凝土立方體強(qiáng)度的增加而增加，界面軟索配筋率越高，增長(zhǎng)速度越快；當(dāng)預(yù)制混凝土強(qiáng)度一定時(shí)，軟索配筋率越高，界面極限抗剪承載力越大.從圖10中可看出，界面極限抗剪承載力隨界面軟索錨環(huán)間距的減小而增大，軟索強(qiáng)度等級(jí)越高，增長(zhǎng)速度越快；在軟索錨環(huán)間距一定的情況下，軟索強(qiáng)度等級(jí)越高，界面極限抗剪承載力越高.

5 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)設(shè)置軟索錨環(huán)的全裝配式混凝土構(gòu)件的試驗(yàn)研究，可以得到以下結(jié)論：

1）全裝配式混凝土構(gòu)件的主要破壞為預(yù)制構(gòu)件拼縫處的破壞，在構(gòu)件發(fā)生破壞以前，試件的整體性能取決于拼縫處的抗剪性能.

2）全裝配式混凝土結(jié)構(gòu)拼縫界面的受力行為可分為3個(gè)階段，拼縫界面極限抗剪承載力主要由軟索受拉產(chǎn)生的界面抗剪摩擦力和軟索自身的銷栓力提供；達(dá)到極限抗剪承載力后，軟索屈服不再承受拉力，但繼續(xù)變形導(dǎo)致裂縫變寬，界面抗剪摩擦力下降，界面抗剪能力隨之下降；滑移增長(zhǎng)到一定值時(shí)，界面抗剪摩擦力退出工作，界面抗剪性能全部由軟索銷栓力提供.

3）界面抗剪承載能力隨固定軟索的預(yù)制混凝土立方體強(qiáng)度的增加而增強(qiáng)，隨軟索強(qiáng)度等級(jí)、軟索配筋率的提高而提高，隨軟索間距的增加而減小.

4）在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，為了盡量避免拼縫破壞發(fā)生在預(yù)制構(gòu)件破壞之前，應(yīng)選用較高強(qiáng)度的混凝土，減小軟索錨環(huán)之間的間距、增大拼縫處軟索錨環(huán)配筋率或選用較高強(qiáng)度等級(jí)的軟索錨環(huán).

［1］ 沈蒲生.我國(guó)高層建筑的發(fā)展概況及前景展望［J］.湖南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，1990，17（1）：58－66.

SHEN Pu-sheng.Tall buildings in China［J］.Journal of Hunan University：Natural Sciences，1990，17（1）：58－66.（In Chinese）

［2］ 單波，高黎，肖巖，等.預(yù)制裝配式圓竹結(jié)構(gòu)房屋的試驗(yàn)與應(yīng)用［J］.湖南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2013，40（3）：7－14.

SHAN Bo，GAO Li，XIAO Yan，et al.Experimental research and application of prefabricated beamboo pole house［J］.Journal of Hunan University：Natural Sciences，2013，40（3）：7－14.（In Chinese）

［3］ FOERSTER H R，RIZKALLA S H，HEUVEL J S.Behavior and design of shear connections for loadbearing wall panels［J］.PCI Journal，1989，34（1）：102－119.

［4］ CHAKRABARTI S C，NAYAK G C，PAUL D K.Shear characteristics of cast-in-place vertical joints in story-high precast wall assembly［J］.ACI Structural Journal，1988，85（1）：30－45.

［5］ 聶建國(guó)，王宇航，樊健生，等.鋼－混凝土組合梁加寬混凝土舊橋技術(shù)中組合橫梁界面受力性能研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2012，45（3）：99－109.

NIE Jian-guo，WANG Yu-hang，F(xiàn)AN Jian-sheng，et al.Mechanical behavior of the interface of composite cross beam in old concrete bridges widened with steel-concrete composite beam ［J］.China Civil Engineering Journal，2012，45（3）：99－109.（In Chinese）

［6］ 吳剛，蔣劍彪，吳智深，等.預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)鋼絲繩抗彎加固鋼筋混凝土梁的試驗(yàn)研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2008，40（12）：17－27.

WU Gang，JIANG Jian-biao，WU Zhi-shen，et al.Experimental study on flexural strengthening of RC beams with prestressed high strength steel wire ropes［J］.China Civil Engineering Journal，2008，40（12）：17－27.（In Chinese）

［7］ 史偉卓.鋼絲繩布置方式對(duì)鋼筋混凝土梁抗剪加固性能影響的試驗(yàn)研究［D］.哈爾濱：東北林業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，2011：29－39.

SHI Wei-zhuo.Experimental study on the influence of wire rope arrangement with the concrete beam shear strengthening［D］.Harbin：School of Civil Engineering，Northeast Forestry University，2011：29－39.（In Chinese）

［8］ Eurocode 2：Design of concrete structures—Part 1：General rules and rules for buildings［S］.London：British Standards Institution，1992：153－172.

［9］ ACI 318M-08Building code requirements for structural concrete and commentary［S］.Farmington Hill Mich：American Concrete Institution：ACI Committee 318，2008：269－276.

［10］PCI Industry Handbook Committee.PCI design handbook：precast and prestressed concrete［M］.Chicago，Illinois：Precast／Prestressed Concrete Institute，2010：23－37.

［11］SHAIKH A F.Proposed revisions to shear-friction provisions［J］.PCI Journal，1978，23（2）：12－21.

［12］DULACSKA H.Dowel action of reinforcement crossing cracks in concrete［J］.ACI Journal Proceedings，1972，69（12）：754－757.

Experimental Study of the Shear Behavior of Total Precast Concrete Structures with Steel Cable Connections

HUANG Yuan?，XU Ming，ZHANG Rui

（College of Civil Engineering，Hunan Univ，Changsha，Hunan 410082，China）

Five precast concrete specimens with steel cable connections were tested statically.These specimens include three wall-wall specimens and two floor-floor specimens.Then the existing methods were used to calculate the shearing resistance of the connections.The results show that the shear capacity of the seam is mainly composed of shear friction of the steel cable in tension and the dowel action of the steel cable.The specimens exhibit excellent ductility.Based on the test results，in-depth analyses were conducted to study the behavior and the failure mechanism of the connection with steel cable.Using rational assumptions，we proposed a trilinear model to predict the shear behavior of the steel cable connection.The results of the trilinear model are in good agreement with those obtained in the test，which provide useful reference to the design and construction of total precast concrete structures with steel cable connections.

total precast concrete；seam；steel cable；shear behavior；mechanical model of the interface

TU205

A

1674-2974（2014）06-0022-06

2013-11-13

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51108171，51338004）；湖南省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（14JJ30543）；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)資助項(xiàng)目（HNDX20140316）

黃 遠(yuǎn)（1982－），男，湖南衡陽(yáng)人，湖南大學(xué)副教授，博士

?通訊聯(lián)系人，E-mail：huangy09＠gmail.com