全裝配式混凝土結構界面軟索連接拼縫抗剪性能試驗研究

2014-09-27 13:48黃遠許銘張銳

湖南大學學報·自然科學版 2014年6期

黃遠+許銘+張銳

文章編號：16742974(2014)06002206

收稿日期：20131113

基金項目：國家自然科學基金資助項目(51108171，51338004)；湖南省自然科學基金資助項目(14JJ30543)；中央高?；究蒲袠I(yè)務費資助項目(HNDX20140316)

作者簡介：黃遠（1982-），男，湖南衡陽人，湖南大學副教授，博士

通訊聯系人，Email:huangy09@gmail.com



摘要：對5個設置界面軟索連接的全裝配混凝土試件進行靜力加載試驗研究，包括3個墻與墻連接試件及2個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算方法對試驗結果進行對比計算.研究結果表明：拼縫抗剪承載力主要由軟索受拉產生的界面抗剪摩擦力和軟索自身的銷栓力組成，試件呈現良好的延性.針對試驗結果，深入分析了軟索連接拼縫的受力及破壞機理，采用合理的計算假定，提出了軟鎖連接拼縫抗剪性能的三折線受力模型，理論方法計算結果與試驗值吻合比較理想，可為全預制混凝土結構軟索連接拼縫的抗剪承載力計算及工程實踐提供參考.

關鍵詞：全裝配式混凝土；拼縫；界面軟索；剪切性能；界面受力模型 

中圖分類號：TU205 文獻標識碼：A

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)

Abstract: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.

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



全裝配式混凝土剪力墻結構是指全部剪力墻采用預制構件裝配、連接而成的混凝土結構．預制構件之間的拼縫基本等同于現澆結構或者略低于現澆結構，需要通過設計計算滿足拼縫的承載力、變形要求，并在整體結構分析中考慮拼縫的影響.對于全裝配式結構來說，體系預制化率高，具有施工速度快、質量穩(wěn)定可靠、節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點，是公認的可持續(xù)發(fā)展技術[1-2].

Harry R. Foerster[3]等通過不同類型的拼縫在單調剪切荷載作用下的試驗研究，分析了接縫處砂漿的抗拉強度和所施加的預應力水平對拼縫開裂強度的影響.S.C.Chakrabarti等［4］在29個試件的試驗基礎上，對豎向接縫的剪切承載能力和剪切剛度進行了分析研究，給出了拼縫處抗剪承載力及剪切剛度的計算公式.聶建國等［5］通過試驗研究，從理論上分析了新老混凝土植筋界面的破壞機理，提出了界面三階段力模型，并提出了適用于實際工程的設計方法.吳剛等［6］通過對預應力高強鋼絲繩抗彎加固混凝土梁的試驗及理論研究，分析了鋼絲繩的配置情況對加固性能的影響.史偉卓［7］通過一系列試驗研究了鋼絲繩的布置方式及間距對混凝土梁抗剪加固效果的影響.

已有的研究大都關注新老混凝土界面抗剪問題以及鋼絲繩在加固中的應用問題，對于全裝配式混凝土剪力墻結構軟索連接界面抗剪性能的研究并不充分．本文對5個設置界面軟索連接的全裝配式混凝土試件進行試驗研究，分析了不同界面尺寸及不同砂漿類型對拼縫界面抗剪承載力的影響.

1 試驗概況

1．1 試件設計與材料特性

本文共設計了5個裝配式試驗構件，其中包含3個墻與墻連接節(jié)點試件(豎向拼縫)、2個樓板與樓板連接節(jié)點試件(水平拼縫)，采用的連接方式均為軟索錨環(huán)連接，試件構造如圖1所示.試件編號分別為RSJD1a, RSJD1b, RSJD1c, RSJD2a, RSJD2b，主要參數變化為界面尺寸與砂漿強度，試件基本參數見表1.

界面軟索等級為HPB300級，預制混凝土強度等級為C35，灌漿料強度等級為C40，材性試驗結果見表2和表3.

試件采用分塊預制，各預制構件預留連接用的灌漿孔.灌漿過程保持連續(xù)勻速，在灌漿料初凝之前應灌漿完畢，灌漿完成后應養(yǎng)護約7 d.試件的制作過程與實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試件構造圖

Fig.1Construction details of specimens



表1 構件參數表

Tab.1 Parameters of specimens

試件

編號

節(jié)點

類型

界面尺寸

/mm×mm

灌漿料

軟索

插筋(縫)

RSJD1a

RSJD1b

RSJD1c

軟索

連接

1 600×200

混凝土

灌漿料

A6鋼

絲繩

C16，縫40 mm

C16，縫10 mm

C12，縫10 mm

RSJD2a

RSJD2b

軟索

連接

1 600×120

微膨脹

灌漿料

A6鋼

絲繩

插筋C14

插筋C14

表2 鋼絲繩材性試驗結果

Tab.2 Test result of wire rope

鋼絲繩

強度/MPa

備注

1 770

DIN3060 6×19

表3 抗壓強度試驗結果

Tab.3 Test results of compressive strength

材料名稱

強度/MPa

備注

預制混凝土

40.8

150 mm立方體試塊

混凝土灌漿料

微膨脹灌漿料

45.2

42.8

100 mm立方體試塊



圖2 試件制作及成型

Fig.2 Manufacture and molding of specimens

1．2 試驗加載與量測方案

對于不帶地梁的構件，試驗裝置如圖3(a)所示.測試過程中測取有千斤頂加載的荷載值、墻體的相對滑移.

圖3 試驗加載裝置

Fig.3 Load instrument of experiment

對于帶地梁的構件，試驗加載裝置圖如圖3(b)所示.測試過程中測取有千斤頂加載的荷載值、墻體在基礎梁上的滑移.

2 試驗現象與結果

2．1 各試件主要試驗現象

RSJD1a加載至位移為6.87 mm時，構件出現“砰砰”的響聲，隨后構件突然破壞，破壞時有巨響.試驗現象如圖4(a)所示.RSJD1b加載至位移為5.31 mm時，構件出現噼啪響聲，墻體發(fā)生錯動，鋼索斷開.試驗現象如圖4(b)所示.RSJD1c加載至位移為4.83 mm時，墻體出現明顯的錯動，有噼啪響聲，試件破壞突然，破壞時伴隨巨響.試驗現象如圖4(c)所示.

RSJD2a加載至位移為12.58 mm時，構件加載端出現滑移，同時發(fā)出噔噔的響聲；加載至25.04 mm時，構件發(fā)出砰的一聲響，鋼索斷裂.試驗現象如圖4(d)所示.RSJD2b加載至位移為2.03 mm時，構件發(fā)出噔噔響聲；加載至13.06 mm時，構件發(fā)出砰的一聲響，鋼索斷裂.試驗現象如圖4(e)所示.



圖4 試件主要破壞現象

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)增長使結合面裂縫寬度變大，界面摩擦咬合力減弱，從而導致界面抗剪摩擦力減小，曲線呈下降段；當剪切滑移達到一定值時，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，呈現一定的穩(wěn)定形式(實際上會隨滑移的增大緩慢下降)，曲線表現為水平段.P1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，為曲線上峰值點對應的荷載值；P2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對應的荷載值.P1和P2可通過試驗曲線直接獲得，具體數值見表4.

滑移/mm(a)墻與墻

滑移/mm(b)樓板與樓板

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

試件編號

RSJD1a

RSJD1b

RSJD1c

RSJD2a

RSJD2b

P1/kN

506.70

302.50

341.20

216.20

184.70

P2/kN

189.20

190.56

130.43

131.20

132.26

從圖5可以看出，各試件的承載能力及對應滑移存在一定的差別.對于墻墻連接試件，導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且與混凝土接觸面積更大，進而導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；對于板板連接試件，由于拼縫水平設置，在吊裝的過程中可能出現界面軟索錨環(huán)松動或結合面破損，導致結合面受軟索約束的擠壓力減小，進而使界面抗剪摩擦力減小，因此極限抗剪承載力較小.另外試驗環(huán)境以及試驗中一些人為因素也會導致結果出現一定的差異.

3 界面抗剪承載力計算

通過試驗結果可看出，設置軟索錨環(huán)連接的全裝配式混凝土結構拼縫處的抗剪性能實際上可歸結于軟索錨環(huán)自身的抗剪性能.關于新老混凝土界面抗剪承載力的計算，國內外已有大量研究并提出了各種計算方法，此處通過選取3種方法所得計算結果與試驗結果的對比，驗證新老混凝土界面抗剪承載力的計算是否適用于混凝土與砂漿黏結的界面.

3．1 Eurocode 2 [8]

界面抗剪承載力按下式計算：

τuh=cft+μσn+ρvhfvhyμsin α+cos α≤

0.5νfc. (1)

式中：τuh為界面的極限水平剪應力；c,μ為界面粗糙度決定的系數，見表5；σn為最小界面法向力產生的正應力；ρvh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°；ft和fc分別為界面混凝土抗拉和抗壓強度設計值；ν為剪切裂縫引起的混凝土強度折減系數，建議取ν=0.6(1－fck/250），fck為混凝土圓柱體抗壓強度標準值.

表5 c與μ的取值

Tab.5 Values of c and μ

界面粗糙度

適用情況

c

μ

非常平滑

鋼、塑料、特制的木模

0.25

0.5

平滑

未經特殊處理的表面

0.35

0.6

粗糙

3 mm深,間距40 mm粗糙表面

0.45

0.7

齒咬合

——

0.50

0.9

3．2 ACI 318M-08［9］

ACI中界面抗剪承載力公式主要是在預裂試件的基礎上提出來的，一般不利用混凝土本身的強度，只考慮鋼筋作用的主導地位，再乘以調整系數，可得：

V=μAsfy≤min (0.2fcAi, 5.51AiN）．(2)

式中：μ為摩擦因數，取值見表6；As和fy分別為橫向鋼筋的總面積和抗拉強度設計值；fc為界面混凝土抗壓強度設計值；N為作用在界面上的法向軸力；Ai為界面面積.

表6 μ的取值

Tab.6 Values of μ

整澆混凝土

粗糙界面

光滑界面

螺栓或鋼條錨固

1.4λ

1.0λ

0.6λ

0.7λ

注：對普通混凝土，λ=1.0;對全輕混凝土，λ＝０.75．

3．3 PCI7TH EDITION［10］

界面抗剪承載力公式是以鋼筋的破壞為基準提出的，剪力主要由鋼筋承擔.計算公式如下：

V=φnAsfy.(3)

式中：φ為鋼材強度折減系數，受剪時為0.65，受拉時為0.75；n為鋼筋根數；As，fy分別為鋼筋截面面積和屈服強度.

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



圖6 各種方法計算值對比

Fig.6 Comparison of results by various methods

4 理論分析

前期研究發(fā)現［9-10］，全裝配式混凝土構件在制作安裝過程中，會因各種原因而產生初始裂縫，故一般不建議利用界面自身的黏結強度.根據試驗荷載滑移曲線，可以認為拼縫處界面抗剪承載力主要由軟索受拉產生的界面抗剪摩擦力和軟索自身的銷栓力提供，在此基礎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

在不考慮界面黏結作用的情況下，界面極限抗剪承載能力主要由結合面在軟索受拉作用下產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，抗剪承載力達到最大值；第二階段，達到峰值剪力后，軟索屈服，拉力不再增加，結合面受軟索約束產生的擠壓力不再增長，但變形繼續(xù)增加使得結合面裂縫寬度變大，導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(實際上會隨著滑移量的增加呈現緩慢下降趨勢)，滑移量不斷增大，直至鋼絲繩出現斷裂，試件整體呈現良好的延性，此時界面抗剪承載力主要由軟索銷栓力承擔.

界面滑移

圖7 界面三折線受力模型



Fig.7Three stage mechanical model of interface



相關試驗研究表明，界面抗剪摩擦力主要與界面抗剪鋼筋的面積和強度有關[11]，由此可以假定軟索連接的界面抗剪摩擦力為V1=αμfyAs，fy和As分別為軟索強度和面積，μ為界面摩擦因數，取值參照文獻[9]，本次試驗取μ=1；軟索銷栓作用對界面抗剪影響作用較為復雜，根據Dulacska提出的建議公式[12]，可以取V2=1.27d2fcfy=1.617Asfcfy，其中fc為預制混凝土立方體抗壓強度，d為鋼筋直徑，fy和As分別為軟索強度和面積.第一階段極限承載力取為Pu=V1+V2=αfyAs+1.617Asfcfy，第二階段承載力取為Pr=V2=1.617Asfcfy.根據試驗荷載滑移曲線以及最小二乘法原理，利用Matlab求得參數為α=0.27，故最終提出的預制混凝土與灌漿料界面的極限抗剪承載力公式如下：

Pu=0.27μfyAs+1.617Asfcfy.(4)

4．2 試驗驗證

由本文提出的計算方法確定的荷載滑移曲線與試驗結果曲線對比如圖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比見表7.從圖8和表7可以看出，理論方法計算值與試驗值吻合比較理想.

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

表7 界面承載力對比

Tab.7 Comparison of results of ultimate capacity

RSJD1a

RSJD1b

RSJD1c

RSJD2a

RSJD2b

極限

Pu

試/kN

506.7

302.5

341.2

216.2

184.7

Pu

計/kN

310.23

Pu

試/Pu

計

1.633

0.975

1.100

0.700

0.600

殘余

Pr

試/kN

189.20

190.54

130.43

131.20

132.26

Pr

計/kN

147.74

Pr

試/Pr

計

1.281

1.290

0.883

0.888

0.895

滑移/mm(a)墻與墻 

滑移/mm(b)樓板與樓板

圖8 荷載滑移曲線對比

Fig.8 Comparison of results loadslip curves

預制混凝土強度/MPa

圖9 極限抗剪承載力隨預制

混凝土立方體強度的變化



Fig.9 Influence of the strength of precast concrete

on ultimate shear capacity of interface



軟索強度/MPa

圖10 界面極限抗剪承載力隨軟索強度及間距的變化

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制混凝土立方體強度的增加而增加，界面軟索配筋率越高，增長速度越快；當預制混凝土強度一定時，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，軟索強度等級越高，增長速度越快；在軟索錨環(huán)間距一定的情況下，軟索強度等級越高，界面極限抗剪承載力越高.

5 結論

通過對設置軟索錨環(huán)的全裝配式混凝土構件的試驗研究，可以得到以下結論：

1)全裝配式混凝土構件的主要破壞為預制構件拼縫處的破壞，在構件發(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)全裝配式混凝土結構拼縫界面的受力行為可分為3個階段，拼縫界面極限抗剪承載力主要由軟索受拉產生的界面抗剪摩擦力和軟索自身的銷栓力提供；達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；滑移增長到一定值時，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制混凝土立方體強度的增加而增強，隨軟索強度等級、軟索配筋率的提高而提高，隨軟索間距的增加而減小.

4)在實際工程設計中，為了盡量避免拼縫破壞發(fā)生在預制構件破壞之前，應選用較高強度的混凝土，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度等級的軟索錨環(huán).

參考文獻

［1］沈蒲生. 我國高層建筑的發(fā)展概況及前景展望[J]. 湖南大學學報:自然科學版, 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. 預制裝配式圓竹結構房屋的試驗與應用[J]. 湖南大學學報:自然科學版,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,王宇航,樊健生,等. 鋼混凝土組合梁加寬混凝土舊橋技術中組合橫梁界面受力性能研究[J]. 土木工程學報, 2012,45(3): 99-109. 

NIE Jianguo, WANG Yuhang, FAN 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. 預應力高強鋼絲繩抗彎加固鋼筋混凝土梁的試驗研究[J]. 土木工程學報，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. 鋼絲繩布置方式對鋼筋混凝土梁抗剪加固性能影響的試驗研究[D]. 哈爾濱：東北林業(yè)大學土木工程學院，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08 Building 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.