孫志剛 鄭永峰 唐書峰 張珊珊

(1.山東兗州建設總公司,山東濟寧 272100;2.建筑結構加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室(山東建筑大學),濟南 250101)

0 引 言

裝配式混凝土結構中預制構件縱向鋼筋的連接主要有鋼筋套筒灌漿連接和鋼筋漿錨搭接連接兩種方式。前者屬于對接連接,鋼筋錨固長度較小,力學性能可靠,但灌漿套筒的價格較高[1-2]。后者屬于搭接連接,搭接長度較大,連接成本較低,多用于剪力墻結構中小直徑鋼筋的連接。對于漿錨搭接連接,根據(jù)其預留孔道的成型方式不同可分為：預埋金屬波紋管成孔和鋼管抽芯成孔兩大類,如圖1所示。為提高鋼筋連接的結構性能,減小鋼筋搭接長度,抽芯成孔搭接連接在搭接段設置螺旋箍筋,從而形成約束漿錨搭接連接。

a—預埋波紋管成孔;b—抽芯成孔。圖1 鋼筋漿錨搭接連接Fig.1 Rebars lapped in grout-filled hole

為驗證漿錨搭接連接的可靠性,國內眾多學者開展了漿錨搭接連接裝配式剪力墻的抗震性能研究[3-5],結果均表明：在具有足夠搭接長度及合理螺旋箍筋構造的情況下,裝配式剪力墻具有與現(xiàn)澆墻體相當?shù)目拐鹦阅?。但目前國內對于鋼筋漿錨搭接連接最小搭接長度的計算方法尚沒有統(tǒng)一的認識[6]。

為確定合理的搭接長度,姜洪斌等考慮鋼筋直徑、混凝土強度、錨固長度等參數(shù),對抽芯成孔鋼筋約束漿錨搭接連接的工作機理進行了試驗研究[7]。馬軍衛(wèi)等對144個抽芯成孔鋼筋約束漿錨搭接連接接頭試件進行單向拉伸試驗和高應力反復拉壓試驗[8],結果表明：提高螺旋箍筋體積配箍率可明顯提高連接鋼筋的錨固性能。毛小勇等對抽芯成孔約束漿錨搭接連接進行了高溫下的單向拉伸試驗[9],結果表明：隨著溫度升高,材料性能不斷劣化,極限承載力逐漸下降,在600 ℃時,試件的極限承載力降為常溫下的40%～50%。徐文杰等對鋼筋漿錨搭接連接中的主要缺陷進行了歸納、分析及試驗模擬[10],結果表明：連接缺陷形成的原因主要包括漏漿、硬化后二次補漿、灌出漿孔堵塞、鋼筋及預留孔洞位置偏移、施工擾動、灌漿料流動性降低等。上述研究成果多基于抽芯成孔的鋼筋約束漿錨搭接連接,對于預埋波紋管成孔鋼筋漿錨搭接連接力學性能的研究成果相對較少,且由于兩者間存在明顯的構造差異,因此對于波紋管成孔鋼筋漿錨搭接連接的力學性能尚需要進一步研究。

另一方面,由于鋼筋漿錨搭接連接中的鋼筋為偏心受力,搭接的兩根鋼筋需通過灌漿料、混凝土等黏結材料完成力的傳遞,搭接傳力會導致連接區(qū)域混凝土和灌漿料徑向劈裂,影響接頭裂縫控制、變形及恢復力。為提升波紋管成孔鋼筋漿錨搭接連接的力學性能,參考抽芯成孔約束漿錨搭接連接,在搭接連接區(qū)段增設了螺旋箍筋,并通過單向拉伸試驗研究螺旋箍筋配箍率、鋼筋搭接長度等參數(shù)對接頭力學性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設計

設計制作了60組、共180個試件(為減小試驗結果離散性的影響,每組制作3個同規(guī)格試件)。試件尺寸及構造如圖2所示。試件截面尺寸為120 mm×150 mm,波紋管內徑為40 mm。為減小混凝土塊體末端應力集中的影響,鋼筋兩端各設置20 mm長的無黏結段。試件參數(shù)包括混凝土強度等級(C30、C40)、連接鋼筋直徑db(10 mm、12 mm和14 mm)、鋼筋搭接長度試驗值ll,exp、螺旋箍筋直徑dsb(4 mm、6 mm)和螺旋箍筋螺距sv(50 mm、75 mm、100 mm)。以試件C30-d14-31d-450為例說明試件編號的含義：“C30”表示混凝土強度等級,“d14”表示連接鋼筋公稱直徑為14 mm,“31d”表示鋼筋搭接長度為31db,“450”表示螺旋箍筋直徑為4 mm,螺距為50 mm,以下用d4@50表示。

1.2 材料性能

連接鋼筋采用HRB400E鋼筋,材料特性見表1。試件采用C30和C40商品混凝土制作,同條件養(yǎng)護立方體試塊(150 mm×150 mm×150 mm)的抗壓強度分別為32.5 MPa和40.3 MPa。試件金屬波紋管內灌注高強無收縮水泥基灌漿料,同條件養(yǎng)護灌漿料試塊(40 mm×40 mm×160 mm)的抗壓強度為80.5 MPa。

1.3 試驗裝置

由于搭接接頭試件為偏心試件,傳統(tǒng)的力學試驗機會使試件偏心受力,進而影響試驗精度,為此專門設計了反力架及試驗裝置(圖3)。反力架為由4根直徑45 mm的螺桿和三面16 mm厚鋼板組成的槽形結構(圖3a),用于放置試驗構件。反力架兩端各有一塊開有偏心孔洞的40 mm厚鋼板,為張拉千斤頂提供反力支撐。其中,一側鋼板與槽型結構焊接固定,另一側鋼板可在精軋螺紋鋼筋上滑動并采用螺母固定。為減小反力架鋼板與試件之間的摩擦力,在反力架內壁和底面放置四氟乙烯板。

a—反力架;b—試驗總裝。圖3 加載裝置Fig.3 Testing setup

拉拔試驗采用兩臺穿心式液壓千斤頂進行加載,最大張拉力均為300 kN,如圖3b所示。試驗前在萬能試驗機上對千斤頂和力傳感器進行標定,通過油泵壓力表的壓力值和力傳感器測定試驗拉力。鋼筋屈服前采用手壓泵千斤頂加載,鋼筋屈服后采用電動泵千斤頂加載。

2 主要試驗結果及分析

2.1 破壞形態(tài)

文中共出現(xiàn)了2種破壞形態(tài),分別為鋼筋拉斷破壞(BF)和鋼筋拔出破壞(BP),主要試驗結果見表2。由表2可見,各組試件的平均抗拉強度與鋼筋屈服強度標準值(fbyk)的比值均大于1.50,與鋼筋抗拉強度標準值(fbuk)的比值均大于1.10,表現(xiàn)出較好的力學性能。

表2 主要試驗結果Table 2 Summary of test results

鋼筋直徑為10 mm和12 mm的接頭試件均為鋼筋拉斷破壞,最小錨固長度為31db。鋼筋屈服前,混凝土塊體表面未開裂或僅存在細微裂縫,鋼筋拉斷時混凝土塊體角部及中部存在2～3道較明顯裂縫,個別箍筋螺距較大的試件角部混凝土局部脫落,但混凝土塊整體基本完好,如圖4所示。

圖4 試件C30-d10-31d-475Fig.4 Specimen C30-d10-31d-475

對于鋼筋直徑為14 mm的試件,除C40-d14-25d-6100和C40-d14-25d-475組中各有1個試件出現(xiàn)鋼筋拔出破壞外,其余試件均為鋼筋拉斷破壞。C40-d14-25d-6100組3個試件的抗拉強度分別為609.0 MPa(BF)、606.7 MPa(BF)和588.3 MPa(BP),C40-d14-25d-475組3個試件的抗拉強度分別為629.5 MPa(BF)、632.7 MPa(BF)和639.1 MPa(BP)。上述結果表明：1)同規(guī)格接頭試件的抗拉強度存在差異性,主要是由鋼筋和混凝土材料性能的離散性以及構件制作誤差等原因造成;2)配置d4@75螺旋箍筋的試件抗拉強度大于配置d6@100螺旋箍筋試件;3)25db接近于鋼筋的臨界錨固長度,即鋼筋發(fā)生拉斷破壞的同時,也即將達到鋼筋的黏結強度。

另一方面,鋼筋拔出破壞試件均為預埋鋼筋被拔出,表明接頭的抗拉強度取決于預埋筋與混凝土間的黏結性能。原因為：填充灌漿料強度遠高于混凝土,且有金屬波紋管的約束,造成漿錨鋼筋的黏結強度遠大于預埋鋼筋的黏結強度。

加載過程中,14 mm鋼筋接頭試件的混凝土塊體在鋼筋屈服前即已開裂,鋼筋被拉斷或被拔出時,裂縫已充分開展,部分螺旋箍筋配筋率較小,螺距較大的試件混凝土成塊剝落,如圖5所示。

a—試件C40-d14-31d-6100;b—試件C40-d14-31d-675; c—試件C40-d14-31d-650;d—試件C40-d14-31d-475;e—試件C40-d14-31d-450。圖5 混凝土塊體開裂形態(tài)Fig.5 Cracking forms of concrete blocks

眾多學者的研究表明[11-14],橫向約束可延遲和限制劈裂裂縫的開展,避免劈裂破壞,從而提高鋼筋的黏結性能。錨固鋼筋的橫向約束主要源自周圍包裹的混凝土和橫向鋼筋。

對于直徑為10 mm和12 mm的接頭試件,由于鋼筋保護層厚度(c)相對較大,即c/db較大,因鋼筋錐楔作用產(chǎn)生的劈裂裂縫尚未充分開展時,鋼筋即已被拉斷,構件混凝土表面損傷較小。而對于鋼筋直徑為14 mm的接頭試件,鋼筋拉斷或被拔出時,混凝土已充分開裂、膨脹變形,螺旋箍筋的約束作用更加明顯。在混凝土強度、鋼筋直徑、鋼筋搭接長度相同的前提下,不同螺旋箍筋構造的試件,其混凝土塊體的破壞程度可見明顯差異,設置d4@75和d6@100螺旋箍筋試件的混凝土開裂更為嚴重。總體而言,體積配箍率ρsv越大,混凝土塊體裂縫數(shù)量越少、寬度越小。ρsv計算式如下：

(1)

式中：Ds為螺旋箍筋外徑,10 mm和12 mm的接頭試件為55 mm,14 mm的接頭試件為60 mm。

同時,通過對比d4@50類試件和d6@100類試件的混凝土塊體破壞形態(tài)可以發(fā)現(xiàn),盡管d4@50類試件的體積配箍率略小,但其塊體破壞更加輕微。這是由于試件破壞時,螺旋箍筋通常難以屈服,而較小的螺距由于可對搭接區(qū)段的混凝土提供更加均勻的約束[11-13],因而減輕了混凝土塊體的開裂。這也是為何在相同的鋼筋直徑、混凝土強度、搭接長度的情況下,C40-d14-25d-6100類試件存在鋼筋拔出破壞,且抗拉強度均值小于C40-d14-25d-450類試件的原因。因此在體積配箍率相差不大的情況下,采用較小的箍筋直徑和螺距可取得更好的約束效果,進而提高鋼筋連接接頭的結構性能。

2.2 螺旋箍筋約束機理

波紋管預留孔洞鋼筋漿錨搭接連接螺旋箍筋的約束力學模型可用圖6表示。根據(jù)試驗結果,試件破壞時漿錨鋼筋與波紋管填充灌漿料之間黏結良好,未出現(xiàn)漿錨鋼筋拔出破壞。因此,模型中忽略了漿錨鋼筋、灌漿料和波紋管三者間的相互變形。在荷載作用下,預埋鋼筋與混凝土的相互作用在軸向產(chǎn)生切應力τ1(黏結應力),在徑向產(chǎn)生法向應力σ1(劈裂應力)。同理,波紋管與混凝土的相互作用產(chǎn)生切應力τ2和法向應力σ2。在法向應力σ1和σ2的作用下,混凝土出現(xiàn)劈裂膨脹變形,進而使箍筋產(chǎn)生拉應力。根據(jù)搭接接頭的軸向及徑向力學平衡,可得到式(2a)～式(2e)：

a—軸向應力;b—環(huán)向應力。圖6 力學模型Fig.6 Mechanical model

(2a)

(2b)

τ1db=τ2dc

(2c)

τ1=σ1tanα1

(2d)

τ2=σ2tanα2

(2e)

式中：ll為連接鋼筋搭接長度;ftk為混凝土抗拉強度標準值;c為螺旋箍筋的保護層厚度;db為連接鋼筋公稱直徑;sv為螺旋箍筋螺距;dsb為螺旋箍筋公稱直徑;σs為螺旋箍筋應力。

隨著荷載的增大,由于鋼筋和波紋管的錐楔作用,混凝土逐漸被擠壓成粉末,并密實地嵌固在鋼筋和波紋管變形肋的根部,不斷地調整斜向擠壓力的作用方向,可近似取α1=α2=45°[15]。綜合上述算式,可推出鋼筋的黏結強度計算式：

(3)

根據(jù)式(3)及接頭抗拉強度,可計算得到試件破壞時的箍筋應力,詳見表3。表中可見,直徑10 mm和12 mm的接頭試件,螺旋箍筋應力均小于零,表明連接鋼筋外圍混凝土的抗劈裂能力或約束能力較強,螺旋箍筋并沒有充分發(fā)揮作用,這一結果與試驗現(xiàn)象基本吻合,試件破壞時混凝土塊體僅有輕微損傷。

表3 螺旋箍筋應力Table 3 Stresses of spiral stirrups

對于直徑14 mm的接頭試件,箍筋應力均為拉應力,并且隨著體積配箍率的提高,應力逐漸減小。所有試件的箍筋應力值均遠小于其屈服強度,因此過大的體積配箍率并不能有效提高鋼筋接頭的力學性能。同時,對比表中C30和C40試件可見,由于混凝土強度提高,C40試件的鋼筋搭接長度較小,但箍筋應力平均提高了54.6%,表明隨著鋼筋搭接長度的增大,連接鋼筋平均黏結強度減小,螺旋箍筋的作用逐漸降低。

2.3 鋼筋搭接長度

文獻[7]基于試驗結果和理論分析,考慮1.25倍的可靠度安全系數(shù),建議約束漿錨搭接連接鋼筋的極限搭接長度ll取鋼筋的基本錨固長度la[16],即：

ll=la

(4)

根據(jù)文中試驗結果,對于直徑不大于14 mm的鋼筋接頭試件,當螺旋箍筋采用d4@50,鋼筋搭接長度取基本錨固長度時,可確保搭接接頭發(fā)生鋼筋拉斷破壞,并具有一定的安全儲備,安全系數(shù)大于1.1,詳見表4。

表4 鋼筋搭接長度Table 4 Lap lengths of spliced rebars

3 結束語

1)公稱直徑14 mm及以下的波紋管成孔約束漿錨搭接連接,螺旋箍筋采用d4@50,鋼筋搭接長度不小于基本錨固長度時,可確保接頭發(fā)生鋼筋拉斷破壞,安全系數(shù)大于1.1。

2)對于波紋管成孔約束漿錨搭接連接,鋼筋拔出破壞均為預埋筋被拔出,接頭的抗拉強度取決于預埋筋和混凝土間的黏結強度。

3)搭接鋼筋直徑為10 mm和12 mm時,螺旋箍筋的約束作用不明顯。而對于直徑14 mm的鋼筋搭接接頭,螺旋箍筋的體積配箍率越大,螺距越小,螺旋箍筋的約束效果越好,搭接區(qū)段混凝土塊體的裂縫越少。

4)對于更大直徑的鋼筋約束漿錨搭接連接的力學性能尚需進一步試驗驗證。