頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件鋼筋漿錨連接性能試驗研究

(1.武漢理工大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，武漢 430070；2.美好建設(shè)有限公司，武漢 430071)

頁巖陶粒混凝土作為一種輕骨料混凝土，具有高強、輕質(zhì)、抗震和保溫隔熱等優(yōu)點[1-2]。在中國大力推行“住宅產(chǎn)業(yè)化”和“建筑工業(yè)化”的背景下，為實現(xiàn)國家提出的“四節(jié)一環(huán)保”的發(fā)展要求及建筑節(jié)能減排的目標(biāo)，在預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)體系中采用頁巖陶粒混凝土這種新型建筑材料是符合當(dāng)前中國國情的[3-5]。由于鋼筋的連接是鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的重要組成部分，因此,將頁巖陶粒混凝土應(yīng)用于預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)中，且確保預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋連接的安全可靠是首先要解決的關(guān)鍵問題。

鋼筋漿錨連接是哈爾濱工業(yè)大學(xué)姜洪斌課題組和黑龍江宇輝集團自主研發(fā)的一種鋼筋連接方式，具有施工簡單方便，成本低等優(yōu)點，這種連接形式被廣泛應(yīng)用于混凝土預(yù)制構(gòu)件間的連接。目前,中國對該連接形式的研究主要集中在普通混凝土預(yù)制構(gòu)件的鋼筋漿錨連接，且大多進行的是連接鋼筋的單向拉伸試驗和高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗。姜洪斌等[6-7]進行了81個預(yù)制混凝土鋼筋漿錨連接試件的拉拔試驗和108個預(yù)制混凝土鋼筋漿錨連接試件的單向拉伸試驗，研究了鋼筋的錨固性能和連接性能。馬軍衛(wèi)等[8]對144個鋼筋漿錨連接的普通混凝土預(yù)制試件進行了單向拉伸和高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗，分析了混凝土強度、縱向受力鋼筋直徑和鋼筋搭接長度等影響因素對其連接性能的影響。

筆者為了驗證頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋采用漿錨連接的適用性和可靠性，設(shè)計制作了36個采用鋼筋漿錨連接的試件。根據(jù)影響因素將試件分為12種，每種試件有3個，分別用于進行單向拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓和大變形反復(fù)拉壓試驗，驗證各個試件鋼筋連接接頭的可靠性，并依據(jù)規(guī)程[9]來評價接頭性能。作者主要分析頁巖陶粒混凝土強度和鋼筋搭接長度這兩個因素對試件連接性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

鋼筋漿錨連接的原理是：由于鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)錨固，錨固在搭接連接區(qū)段混凝土中的兩根相向受力鋼筋可以實現(xiàn)鋼筋間的傳力。頁巖陶粒混凝土鋼筋漿錨連接試件設(shè)計如圖1所示。

圖1 試件設(shè)計圖

試件的縱向受力鋼筋強度等級為HRB400，直徑d為12 mm。試件縱筋外伸端可分為鋼筋自由端和鋼筋加載端，根據(jù)規(guī)程[9]，鋼筋自由端的長度在設(shè)計時預(yù)留25 mm，用于架設(shè)千分表以觀測縱筋在加載過程中的滑移情況；鋼筋加載端的長度在設(shè)計時取為150 mm，鋼筋加載端采用焊接高強鋼板與加載作動器相連。試件的螺旋箍筋強度等級為HPB300，直徑為4 mm，螺距取40 mm，螺旋箍筋內(nèi)徑D為70 mm。

試驗基于混凝土與鋼筋的粘結(jié)機理，由于影響粘結(jié)的因素較多[10-15]，本文主要研究頁巖陶粒混凝土強度和鋼筋搭接長度的影響，設(shè)計制作了36個頁巖陶粒混凝土鋼筋漿錨連接試件，試件的參數(shù)見表1。其中，試件的頁巖陶粒混凝土強度有3個等級，分別為LC30、LC40和LC50；鋼筋搭接長度ll分別為1.2laE、1.0laE、0.7laE和0.5laE，laE為規(guī)程[16]在考慮抗震時縱向受力鋼筋的基本錨固長度。以編號C2-L2為例來說明試件編號的意義，C2代表試件的頁巖陶粒混凝土強度等級為LC40，L2代表鋼筋搭接長度為1.0laE。

表1 試件參數(shù)Table1 Specimen parameters

1.2 材料性能試驗

每種強度等級的頁巖陶粒混凝土試件在澆筑時預(yù)留一組共計3個150 mm×150 mm×150 mm的立方體試塊，標(biāo)準(zhǔn)環(huán)境下養(yǎng)護28 d后，測得3種強度等級頁巖陶粒混凝土試塊的抗壓強度均值分別為35.41、44.47、50.86 MPa。

試驗采用的灌漿料為YHSCG-ⅠB型特種C80高性能水泥基灌漿料，試驗制作一組共計3個40 mm×40 mm×160 mm的長方體試塊，養(yǎng)護28 d后，測得灌漿料試塊的抗壓強度均值為93.06 MPa。

鋼筋單向拉伸材性試驗在WAW-100型液壓伺服萬能試驗機上進行，得到直徑12 mm，強度等級為HRB400的鋼筋屈服強度平均值fy為456.9 MPa，極限抗拉強度平均值fu為592.4 MPa，屈服強度平均值fy和極限抗拉強度平均值fu所對應(yīng)的荷載分別為51.67、67.0 kN。

1.3 試件制備

澆筑試件的模具是兩個“L”型鋼模具拼接而成的，通過兩個模具之間的相對滑動可以調(diào)整試件的縱向長度。兩個“L”型模具的短邊均留有直徑為38 mm的預(yù)留孔，孔中穿過外側(cè)套有螺旋箍筋的波紋管，并在波紋管正上方需要預(yù)留灌漿孔和出氣孔的位置插上圓柱形塑料管，模具安裝如圖2(a)所示。

根據(jù)強度等級要求設(shè)計試件混凝土的配合比，澆入鋼模具中，試件混凝土澆筑完成如圖2(b)所示。當(dāng)試件混凝土初凝后，緩慢螺旋抽出預(yù)埋的波紋管和塑料管，將試件置于標(biāo)準(zhǔn)環(huán)境下養(yǎng)護，養(yǎng)護完成后松開固定模具的鋼絲繩，將“L”型鋼模具相對滑開，完成拆模。

在試件灌漿之前，需要清除灌漿通道內(nèi)的異物，保證灌漿料能均勻布滿整個灌漿通道。灌漿時將試件平臥在地面，插入漿錨鋼筋后用堵漏王對灌漿通道兩端進行封堵，封堵完成后用灌漿機從灌漿孔內(nèi)勻速注入配置好的灌漿料，直到出氣孔有漿料涌出停止注漿，若等待幾分鐘后出氣孔內(nèi)漿料液面有下降可進行2次補漿。灌漿完成后將試件置于標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護，如圖2(c)所示。

圖2 試件制備

1.4 試件測量標(biāo)距

試件加載前，使用游標(biāo)卡尺測量并用記號筆在試件兩側(cè)的鋼筋表面做出標(biāo)記，劃分出如圖3所示的區(qū)段。根據(jù)規(guī)程[9]中的規(guī)定，BC、DE段的測量標(biāo)距L01取100 mm，標(biāo)記點A、B、E、F距試件端部的距離取2d。變形測量標(biāo)距為

L1=L+4d

(1)

式中：L1為變形測量標(biāo)距；L為接頭長度；d為縱向受力鋼筋直徑。

圖3 試件變形測量標(biāo)距Fig. 3 Measured standard distance of specimen

1.5 試驗加載

試驗在武漢理工大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗室自平衡多點加載試驗臺上進行，試件的加載設(shè)備為PSD-10tSJTT型自平衡電液伺服作動器。該作動器的最大作動力為10 t，最大加載位移為200 mm，可通過加載設(shè)備終端的計算機進行力或位移控制的拉壓加載，并采集記錄加載力和加載端的位移。

為了實現(xiàn)試驗的加載，設(shè)計制作了如圖4所示的試驗加載裝置。加載裝置的主體由4根錨固在試驗臺面上的高強螺紋鋼桿和30 mm厚的可升降鋼板平臺組成。在試驗進行之前，試件兩端的鋼筋加載端經(jīng)過加工各焊接上一塊鋼板。正式加載時采用4根高強螺栓將試件上端焊接鋼板與加載作動器相連，再用同樣的方式將試件下端的焊接鋼板與鋼板平臺相連。考慮到試件的兩根搭接鋼筋不對中，在試件四周放置可調(diào)節(jié)的鋼擋板來平衡加載的偏心矩，并將千分表架設(shè)在試件鋼筋的自由端，來觀測縱筋的滑移量。

圖4 試驗裝置Fig. 4 Test setup

試驗項目加載制度單向拉伸0→0．6fyk→0→最大拉力(記錄抗拉強度)高應(yīng)力反復(fù)拉壓0→(0．9fyk→-0．5fyk)(反復(fù)20次)→破壞大變形反復(fù)拉壓0→(2εyk→-0．5fyk)→(反復(fù)4次)(3εyk→-0．5fyk)(反復(fù)4次)→破壞

注：fyk為鋼筋屈服強度標(biāo)準(zhǔn)值；εyk為鋼筋應(yīng)力為屈服強度標(biāo)準(zhǔn)值時的應(yīng)變。

試驗按規(guī)程[9]中的Ⅰ級100%接頭制定加載制度，分別進行單向拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓及大變形反復(fù)拉壓試驗。其中，考慮到鋼筋漿錨連接形式與機械連接形式尚有所不同，在大變形反復(fù)拉壓加載試驗中，將第二階段反復(fù)加載制度(5εyk→ -0.5fyk)改為(3εyk→ -0.5fyk)。試驗加載制度見表2。單向拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓及大變形反復(fù)拉壓試驗3種加載制度分別用字母A、B、C表示，并附在各試件編號后以示區(qū)別。

由表2的加載制度可知，試件在高應(yīng)力反復(fù)拉壓及大變形反復(fù)拉壓試驗中存在受壓情況。考慮到試件鋼筋受壓，在試件設(shè)計時將鋼筋加載端的長度取為150 mm，可以避免直徑12 mm的鋼筋在受壓加載時出現(xiàn)彎曲失穩(wěn)。現(xiàn)將受壓鋼筋視作軸心受壓桿件，驗證鋼筋加載端長度選取的合理性。

軸心受壓桿件的歐拉公式為

(2)

式中：Fcr為軸向受壓桿件保持直線穩(wěn)定形狀時所能承受的最大壓力；E、I分別為受壓鋼桿的彈性模量和受壓桿件的截面慣性矩；μ為壓桿的長度系數(shù)，根據(jù)壓桿兩端的支承情況取值；l為壓桿的長度。

驗算時，取最大壓力Fcr為0.5fykAs(As為鋼筋理論橫截面面積)，則

(3)

受壓桿件截面為圓形，則

(4)

將式(3)、式(4)代入式(2)中整理得壓桿臨界長度l為

(5)

由于壓桿兩端的支承情況為兩端固定，則長度系數(shù)μ取0.5，由式(5)計算得壓桿臨界長度為596 mm，即在本文的試驗加載制度下，當(dāng)鋼筋加載端的長度小于596 mm時，不會出現(xiàn)試件鋼筋受壓彎曲失穩(wěn)。因此，即使在試驗加載過程中部分試件端部混凝土脫離，鋼筋加載端的長度變得更長，將鋼筋加載端的長度取為150 mm足以保證直徑12 mm的鋼筋受壓不會彎曲。

1.6 試件量測參數(shù)

單向拉伸試驗中，試件量測參數(shù)有μ0和Asgt。μ0表示的是試件加載到0.6fykAs的力后，再卸載到零，試件測量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形，如圖5(a)中所標(biāo)識。Asgt表示的是試件的最大力總伸長率，按式(6)計算。

(6)

圖5 3種加載制度下試件的荷載位移曲線及殘余變形Fig. 5 Load-displacement curve and residual deformation of specimen under three loading

高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗中，試件量測參數(shù)為μ20。μ20表示的是試件加載至0.9fykAs的力后，再施加-0.5fykAs的力，如此反復(fù)拉壓20次后，試件測量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形，如圖5(b)中所標(biāo)識。

大變形反復(fù)拉壓試驗中，試件量測參數(shù)有μ4和μ8。μ4是試件加載至2εykL1的位移后，再施加-0.5fykAs的力，如此反復(fù)4次后，試件測量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形；μ8是試件在經(jīng)過4次反復(fù)拉壓后，再加載至3εykL1的位移，然后加載至-0.5fykAs的力，如此反復(fù)4次后，試件測量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形，如圖5(c)中所標(biāo)識。

圖5(c)中，S線為鋼筋的拉、壓剛度；F為鋼筋所受的力；δ為力作用下的鋼筋變形；δ1為2εykL1反復(fù)加載4次后，在加載力為0.5fykAs及反向卸載力為-0.25fykAs處作S的平行線與橫坐標(biāo)交點之間的距離所代表的變形值；δ2為2εykL1反復(fù)加載4次后，在卸載力為0.5fykAs及反向加載力為-0.25fykAs處作S的平行線與橫坐標(biāo)交點之間的距離所代表的變形值；δ3和δ4為在3εykL1反復(fù)加載4次后，按與δ1和δ2相同方法所得的變形值。殘余變形μ4和μ8按式(7)和式(8)求得。

μ4=(δ1+δ2)/2

(7)

μ8=(δ3+δ4)/2

(8)

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 典型試件的試驗現(xiàn)象

選取試件C2-L2作為典型試件，描述頁巖陶粒混凝土鋼筋漿錨連接試件在3種加載制度下的試驗現(xiàn)象。

單向拉伸試驗中，試件C2-L2-A從0加載到0.6fykAs的過程中，試件表面無裂縫出現(xiàn)。再由0開始加載直至峰值荷載的過程中，當(dāng)荷載為34 kN時，靠近預(yù)埋鋼筋一側(cè)的混凝土表面首先出現(xiàn)一條縱向裂縫；當(dāng)荷載增加到40 kN左右時，試件中部開始出現(xiàn)橫向裂縫；隨著荷載的增大，裂縫開展延伸；縱筋在荷載加至52.9 kN時屈服，靠近漿錨鋼筋一側(cè)的混凝土表面出現(xiàn)橫向及縱向裂縫，且有部分混凝土發(fā)生斜剪脫落；當(dāng)荷載加至62.95 kN時，接頭外漿錨鋼筋被拉斷，試驗結(jié)束。在整個試驗過程中未見千分表有讀數(shù)，則可以認(rèn)為試件縱筋未發(fā)生滑移。試件C2-L2-A的最終破壞形態(tài)和裂縫展開圖，如圖6和圖7所示。

圖6 試件C2-L2-A最終破壞形態(tài)Fig.6 Ultimate failure morphology of

圖7 試件C2-L2-A極限破壞時的裂縫展開圖Fig.7 Unfolded crack figure of C2-L2-A at the ultimate

高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗中，試件C2-L2-B首次從0加載到0.9fykAs的過程中，當(dāng)荷載為30 kN時，靠近預(yù)埋鋼筋一側(cè)混凝土表面出現(xiàn)兩條橫向裂縫；當(dāng)荷載增大至36 kN時，試件中部出現(xiàn)兩條橫向裂縫，靠近漿錨鋼筋一側(cè)開始出現(xiàn)縱向裂縫。在往后的拉壓往復(fù)循環(huán)過程中，裂縫處于張開、閉合的循環(huán)狀態(tài)，無明顯開展，直至結(jié)束循環(huán)加載。在加載至破壞的過程中，當(dāng)荷載逐漸增大至57 kN時，靠近漿錨鋼筋一側(cè)混凝土表面出現(xiàn)斜裂縫，預(yù)埋端的混凝土有少許剝落；當(dāng)荷載達到62.05 kN時，接頭外鋼筋被拉斷，試驗結(jié)束。在整個試驗過程中縱筋未發(fā)生滑移。試件C2-L2-B的最終破壞形態(tài)和裂縫展開圖，如圖8和圖9所示。

圖8 試件C2-L2-B最終破壞形態(tài)Fig.8 Ultimate failure morphology of C2-L2-B

圖9 試件C2-L2-B極限破壞時的裂縫展開圖Fig.9 Unfolded crack figure of C2-L2-B at the ultimate

大變形反復(fù)拉壓試驗中，試件C2-L2-C首次從0加載到2εykL1的過程中，當(dāng)荷載為25 kN時，預(yù)埋鋼筋一側(cè)的混凝土端面出現(xiàn)了一條縱向裂縫。在2εykL1到-0.5fykAs的循環(huán)過程中，裂縫緩慢開展延伸，當(dāng)循環(huán)到第3次時，荷載為40 kN左右時，試件中部出現(xiàn)兩條橫向橫縫。在3εykL1到-0.5fykAs的循環(huán)過程中，當(dāng)?shù)?次加載至3εykL1的過程中，當(dāng)荷載達到50 kN時，靠近漿錨鋼筋一側(cè)的混凝土表面出現(xiàn)縱向和橫向裂縫。在加載至破壞的過程中，當(dāng)荷載為53.0 kN時，鋼筋屈服；當(dāng)荷載增大至62.98 kN時，接頭外鋼筋被拉斷，試驗結(jié)束。在整個試驗過程中縱筋未發(fā)生滑移。試件C2-L2-C的最終破壞形態(tài)和裂縫展開圖，如圖10和圖11所示。

圖10 試件C2-L2-C最終破壞形態(tài)Fig.10 Ultimate failure morphology of C2-L2-C

圖11 試件C2-L2-C極限破壞時的裂縫展開圖Fig.11 Unfolded crack figure of C2-L2-C at the ultimate

2.2 典型試件的荷載位移曲線

圖12 3種加載制度下試件C3-L2的荷載位移曲線Fig. 12 Load-displacement curve of C3-L2

2.3 試件接頭強度和變形

由于中國尚未出臺關(guān)于漿錨連接接頭性能評價的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，暫依據(jù)規(guī)程[9]中對Ⅰ級接頭提出的強度和變形性能要求對頁巖陶粒混凝土漿錨連接試件接頭性能作出分析和評價。表3給出了3種加載制度下的連接試件接頭的實測屈服強度和變形情況。其中，試件C3-L4由于加載端端板焊縫質(zhì)量不過關(guān)，在3種加載制度下的試驗過程中都出現(xiàn)提前結(jié)束，所以,表中并未給出其數(shù)據(jù)，也不作分析評價。

表3 3種加載制度下鋼筋連接接頭的實測屈服強度和變形

對比材性試驗中母材鋼筋屈服強度平均值456.9 MPa，發(fā)現(xiàn)表3中大多數(shù)鋼筋連接接頭的實測屈服強度超過了母材鋼筋屈服強度平均值，其中,搭接長度為0.5laE和0.7laE的部分試件雖未超過母材鋼筋屈服強度平均值，但均達到了其95%以上；且所有鋼筋連接接頭的實測屈服強度均大于HRB400級鋼筋的標(biāo)稱屈服強度標(biāo)準(zhǔn)值400 MPa。表4給出了3種加載制度下的鋼筋連接試件的峰值荷載，經(jīng)過計算得到表4中所有試件峰值荷載平均值為62.39 kN，大于HRB400級鋼筋的標(biāo)稱抗拉強度標(biāo)準(zhǔn)值fstk對應(yīng)荷載61.07 kN，即試件接頭的實測極限抗拉強度整體達到了HRB400級鋼筋的標(biāo)稱極限抗拉強度標(biāo)準(zhǔn)值540 MPa。因此，頁巖陶粒混凝土漿錨連接試件的接頭強度基本滿足規(guī)程[9]對Ⅰ級接頭強度的要求。

表4 3種加載制度下鋼筋連接試件的峰值荷載Table 4 Peak load of steel connecting specimens under three loading paths kN

表5為規(guī)程[9]對Ⅰ級接頭變形性能的要求。對照表3和表5，可以發(fā)現(xiàn)，單向拉伸下試件的最大力總伸長率滿足I級接頭變形要求，且3種加載制度下，試件接頭的殘余變形也基本滿足規(guī)程[9]對Ⅰ級接頭變形要求，即頁巖陶粒混凝土鋼筋漿錨連接試件接頭具有高延性和殘余變形小的性能。

表5 鋼筋接頭變形要求Table 5 Deformation requirements for steel splice

由于在試驗過程中未見千分表有讀數(shù)，則可以認(rèn)為所有試件的縱筋均未出現(xiàn)滑移，試件的最終破壞形態(tài)為接頭外鋼筋被拉斷或屈服，沒有發(fā)生粘結(jié)錨固破壞。

以上的試驗結(jié)果表明，直徑12 mm的HRB400級鋼筋采用漿錨連接，且鋼筋搭接長度不小于1.0laE時，鋼筋漿錨連接形式可用于頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋的可靠連接。

3 影響因素分析

3.1 頁巖陶粒混凝土強度

圖13 頁巖陶粒混凝土強度影響對比曲線(1.0laE)Fig.13 Contrast curves under the influence of the strength of shale ceramsite

3.2 鋼筋搭接長度

圖14 鋼筋搭接長度影響對比曲線(LC40)Fig. 14 Contrast curves under the influence of the

4 結(jié)論

根據(jù)試驗研究，可以得到如下結(jié)論:

1)直徑為12 mm的HRB400級鋼筋采用漿錨連接方式，試件的最終破壞形態(tài)為接頭外鋼筋被拉斷或屈服，沒有發(fā)生粘結(jié)錨固破壞，鋼筋漿錨連接形式可用于頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋的可靠連接。

2)頁巖陶粒混凝土鋼筋漿錨連接接頭試件的強度和變形性能基本滿足JGJ 107—2010對鋼筋Ⅰ級連接接頭性能的要求。

3)在相同鋼筋搭接長度下，隨著頁巖陶粒混凝土強度的增加，試件接頭的極限抗拉強度有所提高。

4)頁巖陶粒混凝土和螺旋箍筋對鋼筋接頭有明顯橫向約束作用，在相同頁巖陶粒混凝土強度下，鋼筋搭接長度越短，橫向約束作用越弱，頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件的縱向劈裂破壞程度越嚴(yán)重。因此建議：頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋采用漿錨搭接連接時，鋼筋搭接長度不宜小于1.0laE。

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