裝配式剪力墻豎向鋼筋套筒注漿搭接試驗(yàn)研究

任宏偉，王思遠(yuǎn)，嚴(yán)珊，韓玉濤

(華北理工大學(xué) 河北省地震工程研究中心，河北 唐山 063210)

0 引 言

裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)具有施工快、污染小、抗震性能高等優(yōu)點(diǎn)[1]，在很大程度上提高了社會(huì)效益，符合住宅產(chǎn)業(yè)化發(fā)展要求及建筑的可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略，因此，迅速在國(guó)內(nèi)外得到了推廣應(yīng)用[2-5]。裝配式剪力墻拼縫處豎向鋼筋的連接采用何種方式處理，不僅影響工程造價(jià)和工期長(zhǎng)短，而且直接決定了建筑結(jié)構(gòu)的整體性能[6-8]，所以拼縫處鋼筋的連接問(wèn)題是研究裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的重中之重[9]。傳統(tǒng)的鋼筋連接方式有焊接、搭接和機(jī)械連接等，在裝配式結(jié)構(gòu)應(yīng)用中面臨著研究不足、可操作性不夠、設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)不統(tǒng)一等諸多問(wèn)題[10-12]。

對(duì)于鋼筋套筒注漿連接，余瓊等[13]采用鋼筋套筒灌漿搭接接頭對(duì)1個(gè)現(xiàn)澆柱、2個(gè)預(yù)制柱進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，結(jié)果表明預(yù)制柱開(kāi)裂、屈服荷載略大于現(xiàn)澆柱，極限荷載高于現(xiàn)澆柱，得出了鋼筋套筒在預(yù)制柱中能夠很好地傳遞鋼筋應(yīng)力；吳濤等[14]對(duì)20個(gè)套筒灌漿連接件進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)，研究了套筒種類、錨固長(zhǎng)度和鋼筋直徑對(duì)套筒筒壁應(yīng)變的影響規(guī)律，并采用ANSYS對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行分析；許成順等[15]進(jìn)行了高應(yīng)力反復(fù)拉壓作用下鋼筋套筒灌漿連接性能試驗(yàn)研究，得出鋼筋套筒灌漿連接接頭的破壞形態(tài)均為鋼筋拉斷破壞，其強(qiáng)度可等同于同型號(hào)鋼筋的抗拉強(qiáng)度的結(jié)論；韓文龍等[16]對(duì)部分縱筋采用套筒擠壓搭接連接的疊合次梁-主梁連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了受力性能研究，分析其破壞形態(tài)、承載力及鋼筋應(yīng)變等，檢驗(yàn)了鋼筋套筒注漿連接的可靠性。

基于鋼筋搭接長(zhǎng)度、鋼筋直徑、灌漿料強(qiáng)度等參數(shù)，本文設(shè)計(jì)制作了25個(gè)鋼筋套筒注漿搭接試件，通過(guò)單向拉伸試驗(yàn)，從試件破壞形態(tài)出發(fā)，重點(diǎn)分析了試件強(qiáng)度、套筒應(yīng)變大小、鋼筋與套筒的相對(duì)滑移等。最后通過(guò)對(duì)鋼筋搭接長(zhǎng)度機(jī)理分析與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，建立了鋼筋套筒注漿搭接試件中鋼筋搭接長(zhǎng)度的計(jì)算公式。

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)和參數(shù)選擇

首先將2根鋼筋分別插入鋼套筒內(nèi)部，套筒長(zhǎng)度與計(jì)算的鋼筋搭接長(zhǎng)度相對(duì)應(yīng)，然后將具有微膨脹性能的混凝土灌漿料在套筒內(nèi)部充分澆筑，2根鋼筋通過(guò)灌漿料的黏結(jié)力和套筒對(duì)灌漿料的約束作用達(dá)到可靠連接，如圖1所示。考慮到裝配式剪力墻內(nèi)鋼筋較大間距對(duì)鋼筋搭接長(zhǎng)度造成的不利影響，試驗(yàn)中采用1.2倍鋼筋搭接長(zhǎng)度的基本錨固長(zhǎng)度值計(jì)算，即ll=1.2la。由于套筒內(nèi)部混凝土灌漿料受到套筒的三向約束作用，對(duì)試驗(yàn)中鋼筋搭接長(zhǎng)度設(shè)計(jì)值進(jìn)行折減，折減量為25%和45%，即鋼筋套筒注漿搭接試件中鋼筋搭接長(zhǎng)度取0.75ll和0.55ll。另外，為了確定采用套筒注漿方式對(duì)鋼筋連接時(shí)的極限搭接長(zhǎng)度值，以便對(duì)試件可靠度進(jìn)行充分分析，試驗(yàn)中同時(shí)制作了部分搭接長(zhǎng)度值為0.4ll和0.35ll的鋼筋套筒注漿搭接試件。

圖1 鋼筋套筒注漿搭接示意圖Fig.1 Schematic diagram of lap grouting for reinforcement

套筒內(nèi)混凝土采用唐山北極熊建材有限公司生產(chǎn)的高強(qiáng)微膨脹灌漿料，強(qiáng)度等級(jí)分別為C60和C100。為保證套筒內(nèi)灌漿料的飽滿，灌漿的同時(shí)用細(xì)鐵絲在鋼筋與套筒空隙沿順時(shí)針不斷插搗。分別選用直徑10 mm和12 mm的HRB335級(jí)帶肋鋼筋，為便于試驗(yàn)加載，2根鋼筋各伸出套筒外部20 mm和200 mm。

如圖2所示，分別選用無(wú)縫圓鋼管和焊管作為鋼筋套筒注漿搭接連接試件的套筒材料，其中無(wú)縫鋼管套筒壁厚設(shè)計(jì)值為5 mm，外徑50 mm，為使套筒與其內(nèi)部混凝土灌漿料的黏結(jié)作用得到充分發(fā)揮，采用3種方式對(duì)套筒端部位置處進(jìn)行處理，分別為焊接一圈直徑為6.5 mm鋼筋、切口整平和點(diǎn)焊一圈，點(diǎn)焊高度為2 mm。另一種套筒材料焊管壁厚設(shè)計(jì)值為3 mm，外徑48 m，焊管端部采用內(nèi)凹切口形式，切口高度為1.5 mm。各試件參數(shù)見(jiàn)表1。

圖2 套筒Fig.2 Sleeves

1.2 材料強(qiáng)度

分別對(duì)鋼筋和鋼管套筒進(jìn)行試驗(yàn)，檢驗(yàn)2種母材的材料性能，通過(guò)電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)測(cè)量，結(jié)果取平均值，計(jì)算得到鋼筋和鋼管套筒的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度值，如表2所示。另外，在各組試件套筒內(nèi)澆筑混凝土灌漿料時(shí)，分別預(yù)留尺寸為40 mm×40 mm×160 mm灌漿料試塊，在與試件同等條件下養(yǎng)護(hù)28 d后測(cè)量其抗壓、抗拉強(qiáng)度值及其流動(dòng)性能，如表3所示。

表1 鋼筋搭接試件參數(shù)Tab.1 Parameters of reinforcement lap joint specimen

表2 鋼筋和鋼管套筒的力學(xué)參數(shù)Tab.2 Mechanical parameters of reinforcement and steel tube sleeve

表3 各組試件的灌漿參數(shù)Tab.3 Parameters of grouting material for each group of specimens

1.3 試驗(yàn)方案

采用500 kN液壓伺服作動(dòng)器設(shè)備對(duì)鋼筋套筒注漿搭接試件進(jìn)行重復(fù)拉伸試驗(yàn)，直到試件破壞。用夾片錨具對(duì)鋼筋錨固，并通過(guò)上下2個(gè)球鉸減小鋼筋偏心對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，試驗(yàn)裝置如圖3所示。試驗(yàn)過(guò)程中先用拉力控制加載速度，分別控制荷載為0.1，0.5和1倍的鋼筋屈服拉力(PN)，每個(gè)階段循環(huán)3次，然后采用位移控制直到試件破壞，位移控制加載速度為4 mm/min，加載過(guò)程受力情況如圖4所示。

圖3 加載裝置Fig.3 Loading device

圖4 加載過(guò)程受力情況Fig.4 Force state in loading process

根據(jù)鋼筋套筒注漿搭接試驗(yàn)?zāi)康?，在各試件的套筒中間位置處等間距布置軸向和環(huán)向應(yīng)變片，并在套筒上下兩端各布置引伸儀，測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示，分別記錄試驗(yàn)過(guò)程中鋼筋所受拉力、套筒應(yīng)變、鋼筋和套筒的相對(duì)滑移。

圖5 試件測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Layout of test points

2 鋼筋套筒注漿搭接試驗(yàn)破壞現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.1 試件破壞現(xiàn)象及結(jié)果

試驗(yàn)初期，隨著荷載逐漸加大，垂直套筒出現(xiàn)較小傾斜，待荷載增加到一定數(shù)值后，套筒的傾斜程度不再變化。采用無(wú)縫鋼管套筒的A，B，C 3組鋼筋套筒注漿連接試件，鋼筋頸縮后被拉斷破壞，套筒內(nèi)部混凝土灌漿料未發(fā)生明顯變化。在持續(xù)加載過(guò)程中，D組試件直徑為12 mm的鋼筋和套筒端口位置處的部分灌漿料一同被拔出套筒，發(fā)生黏結(jié)破壞，如圖6所示。采用2個(gè)D組直徑10 mm鋼筋的試件，其中一個(gè)試件鋼筋拉斷，另一個(gè)試件的鋼筋被拔出套筒，正好處于2種破壞形式的分界。

各組鋼筋套筒注漿搭接連接試件的屈服拉力、屈服強(qiáng)度、極限拉力和抗拉強(qiáng)度如表4所示，通過(guò)數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，對(duì)于鋼筋被拉斷的各試件，其抗拉強(qiáng)度實(shí)測(cè)值均大于相對(duì)應(yīng)鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的1.1倍，結(jié)果滿足鋼筋一級(jí)接頭的強(qiáng)度要求，說(shuō)明選用適當(dāng)?shù)匿摻畲罱娱L(zhǎng)度，采用套筒注漿的方式對(duì)鋼筋進(jìn)行連接，符合搭接規(guī)定要求。

圖6 試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure mode of specimen

2.2 套筒應(yīng)變分析

圖7～8分別為不同直徑鋼筋試件灌漿套筒的拉力-環(huán)形應(yīng)變折線和拉力-軸向應(yīng)變折線圖。由于鋼筋套筒灌漿搭接試件的偏心受拉，套筒及內(nèi)部灌漿料應(yīng)力分布不規(guī)則，導(dǎo)致同一試件套筒的環(huán)向應(yīng)變與軸向應(yīng)變無(wú)明顯變化規(guī)律。從圖7～8中可以看出，A組試件套筒的環(huán)向應(yīng)變和軸向應(yīng)變均較小，并且比其他組試件增長(zhǎng)速度緩慢，這是由于套筒兩側(cè)端口位置處焊接鋼筋圈，增強(qiáng)了灌漿料的約束作用。另外，所有鋼筋套筒注漿搭接試件中，個(gè)別出現(xiàn)了較大的套筒應(yīng)變值，大部分試件套筒的環(huán)向和軸向應(yīng)變值均不超過(guò)3×10-4。

圖7 套筒拉力-環(huán)向應(yīng)變折線Fig.7 Tension loop-strain loop curves of sleeve

圖8 套筒拉力-軸向應(yīng)變折線Fig.8 Tension-axial strain curves of sleeve

2.3 鋼筋與套筒的相對(duì)滑移分析

各組鋼筋套筒注漿搭接試件中，鋼筋和套筒的相對(duì)滑移量和施加荷載關(guān)系如圖9所示。初始加載時(shí)，隨著荷載逐漸增加，鋼筋與套筒的相對(duì)滑移量增長(zhǎng)速度非常緩慢。當(dāng)荷載大約增加到鋼筋的抗拉強(qiáng)度值以后，鋼筋與套筒的相對(duì)滑移開(kāi)始出現(xiàn)較快增長(zhǎng)。對(duì)于發(fā)生鋼筋拉斷破壞形式的各試件，當(dāng)荷載增加到對(duì)應(yīng)各鋼筋屈服時(shí)的拉力時(shí)，測(cè)量到的鋼筋與套筒的相對(duì)滑移量均<0.2 mm。

表4 各試件屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度值Tab.4 Yield strength and ultimate strength of each specimen

圖9 滑移量-拉力折線Fig.9 Slip-tension curves

鋼筋直徑相同的A組試件，鋼筋與套筒的相對(duì)滑移受到鋼筋搭接長(zhǎng)度的直接影響，鋼筋搭接長(zhǎng)度較大試件的相對(duì)滑移較小，反之，當(dāng)鋼筋搭接長(zhǎng)度較小時(shí)，滑移量較大。對(duì)于采用相同套筒形式的試件，當(dāng)采用相對(duì)較大直徑鋼筋時(shí)，鋼筋與套筒的相對(duì)滑移較小，較大直徑的鋼筋占據(jù)套筒內(nèi)部空間大，使得套筒內(nèi)部剩余縫隙較小，增大了套筒對(duì)鋼筋的錨固作用。

對(duì)于采用較小壁厚套筒的D組試件，鋼筋與套筒的相對(duì)滑移較大，甚至部分試件的鋼筋未出現(xiàn)屈服就被拔出套筒。這是由于套筒壁厚較小，使得套筒對(duì)其內(nèi)部灌漿料的約束作用減弱，導(dǎo)致灌漿料對(duì)搭接鋼筋的錨固性能不足。

3 鋼筋搭接長(zhǎng)度分析

當(dāng)鋼筋搭接長(zhǎng)度取L時(shí)，鋼筋套筒注漿搭接試件的2根鋼筋受力如圖10所示，建立力學(xué)平衡方程為

πτDL=σyAs，

(1)

式中：τ為鋼筋表面切向黏結(jié)應(yīng)力，N/mm2；L為鋼筋搭接長(zhǎng)度，mm；D為鋼筋直徑，mm；σy為鋼筋應(yīng)力，kN；As為鋼筋截面面積，mm2。

鋼筋應(yīng)力值在計(jì)算時(shí)取鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的1.10倍，以滿足鋼筋套筒注漿搭接試件強(qiáng)度達(dá)到一級(jí)鋼筋接頭要求，即

圖10 鋼筋約束力學(xué)模型Fig.10 Constraint mechanics model of reinforcement

σy=1.10fstk。

(2)

將試驗(yàn)中發(fā)生黏結(jié)破壞的各組試件參數(shù)帶入式(1)，可得灌漿料極限切向黏結(jié)應(yīng)力τu與灌漿料抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu關(guān)系，出于安全考慮取

τu=0.26fcu，

(3)

聯(lián)立式(1)～(3)，得

(4)

對(duì)表5中鋼筋理論搭接長(zhǎng)度計(jì)算結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)中各試件的破壞形態(tài)和通過(guò)公式計(jì)算出的鋼筋理論搭接長(zhǎng)度值基本相吻合。發(fā)生鋼筋拉斷的各組試件中，鋼筋理論搭接長(zhǎng)度與實(shí)際搭接長(zhǎng)度比小于1，即鋼筋實(shí)際搭接長(zhǎng)度值均大于公式計(jì)算的鋼筋理論搭接值，說(shuō)明試件搭接安全。發(fā)生黏結(jié)破壞的D組2個(gè)試件，其比值均大于1，說(shuō)明式(4)可以作為裝配式剪力墻豎向鋼筋套筒注漿搭接長(zhǎng)度計(jì)算公式。

4 結(jié) 論

(1)鋼筋套筒注漿搭接試件發(fā)生鋼筋拉斷和黏結(jié)破壞，破壞形式主要取決于鋼筋強(qiáng)度、搭接長(zhǎng)度、套筒及其內(nèi)部混凝土灌漿料的強(qiáng)度等。

(2)為滿足鋼筋連接強(qiáng)度及節(jié)約材料的要求，對(duì)10，12 mm直徑的鋼筋采用套筒注漿搭接連接時(shí)，建議套筒采用外徑50 mm，壁厚5 mm，長(zhǎng)度105 mm切口整平的無(wú)縫圓鋼管。

(3)通過(guò)對(duì)鋼筋搭接連接機(jī)理分析，并與試驗(yàn)數(shù)據(jù)和試件破壞形態(tài)對(duì)比，得到套筒注漿搭接時(shí)鋼筋搭接長(zhǎng)度計(jì)算公式，為鋼筋套筒注漿連接在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供理論參考。

表5 鋼筋理論搭接長(zhǎng)度計(jì)算Tab.5 Calculation of theoretical lap lengths of reinforcement