页岩陶粒混凝土预制构件钢筋浆锚连接性能试验研究

(1.武汉理工大学 土木工程与建筑学院，武汉 430070；2.美好建设有限公司，武汉 430071)

页岩陶粒混凝土作为一种轻骨料混凝土，具有高强、轻质、抗震和保温隔热等优点[1-2]。在中国大力推行“住宅产业化”和“建筑工业化”的背景下，为实现国家提出的“四节一环保”的发展要求及建筑节能减排的目标，在预制装配式结构体系中采用页岩陶粒混凝土这种新型建筑材料是符合当前中国国情的[3-5]。由于钢筋的连接是钢筋混凝土结构的重要组成部分，因此,将页岩陶粒混凝土应用于预制装配式结构中，且确保预制构件纵向受力钢筋连接的安全可靠是首先要解决的关键问题。

钢筋浆锚连接是哈尔滨工业大学姜洪斌课题组和黑龙江宇辉集团自主研发的一种钢筋连接方式，具有施工简单方便，成本低等优点，这种连接形式被广泛应用于混凝土预制构件间的连接。目前,中国对该连接形式的研究主要集中在普通混凝土预制构件的钢筋浆锚连接，且大多进行的是连接钢筋的单向拉伸试验和高应力反复拉压试验。姜洪斌等[6-7]进行了81个预制混凝土钢筋浆锚连接试件的拉拔试验和108个预制混凝土钢筋浆锚连接试件的单向拉伸试验，研究了钢筋的锚固性能和连接性能。马军卫等[8]对144个钢筋浆锚连接的普通混凝土预制试件进行了单向拉伸和高应力反复拉压试验，分析了混凝土强度、纵向受力钢筋直径和钢筋搭接长度等影响因素对其连接性能的影响。

笔者为了验证页岩陶粒混凝土预制构件纵向受力钢筋采用浆锚连接的适用性和可靠性，设计制作了36个采用钢筋浆锚连接的试件。根据影响因素将试件分为12种，每种试件有3个，分别用于进行单向拉伸、高应力反复拉压和大变形反复拉压试验，验证各个试件钢筋连接接头的可靠性，并依据规程[9]来评价接头性能。作者主要分析页岩陶粒混凝土强度和钢筋搭接长度这两个因素对试件连接性能的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计

钢筋浆锚连接的原理是：由于钢筋与混凝土之间的粘结锚固，锚固在搭接连接区段混凝土中的两根相向受力钢筋可以实现钢筋间的传力。页岩陶粒混凝土钢筋浆锚连接试件设计如图1所示。

图1 试件设计图

试件的纵向受力钢筋强度等级为HRB400，直径d为12 mm。试件纵筋外伸端可分为钢筋自由端和钢筋加载端，根据规程[9]，钢筋自由端的长度在设计时预留25 mm，用于架设千分表以观测纵筋在加载过程中的滑移情况；钢筋加载端的长度在设计时取为150 mm，钢筋加载端采用焊接高强钢板与加载作动器相连。试件的螺旋箍筋强度等级为HPB300，直径为4 mm，螺距取40 mm，螺旋箍筋内径D为70 mm。

试验基于混凝土与钢筋的粘结机理，由于影响粘结的因素较多[10-15]，本文主要研究页岩陶粒混凝土强度和钢筋搭接长度的影响，设计制作了36个页岩陶粒混凝土钢筋浆锚连接试件，试件的参数见表1。其中，试件的页岩陶粒混凝土强度有3个等级，分别为LC30、LC40和LC50；钢筋搭接长度ll分别为1.2laE、1.0laE、0.7laE和0.5laE，laE为规程[16]在考虑抗震时纵向受力钢筋的基本锚固长度。以编号C2-L2为例来说明试件编号的意义，C2代表试件的页岩陶粒混凝土强度等级为LC40，L2代表钢筋搭接长度为1.0laE。

表1 试件参数Table1 Specimen parameters

1.2 材料性能试验

每种强度等级的页岩陶粒混凝土试件在浇筑时预留一组共计3个150 mm×150 mm×150 mm的立方体试块，标准环境下养护28 d后，测得3种强度等级页岩陶粒混凝土试块的抗压强度均值分别为35.41、44.47、50.86 MPa。

试验采用的灌浆料为YHSCG-ⅠB型特种C80高性能水泥基灌浆料，试验制作一组共计3个40 mm×40 mm×160 mm的长方体试块，养护28 d后，测得灌浆料试块的抗压强度均值为93.06 MPa。

钢筋单向拉伸材性试验在WAW-100型液压伺服万能试验机上进行，得到直径12 mm，强度等级为HRB400的钢筋屈服强度平均值fy为456.9 MPa，极限抗拉强度平均值fu为592.4 MPa，屈服强度平均值fy和极限抗拉强度平均值fu所对应的荷载分别为51.67、67.0 kN。

1.3 试件制备

浇筑试件的模具是两个“L”型钢模具拼接而成的，通过两个模具之间的相对滑动可以调整试件的纵向长度。两个“L”型模具的短边均留有直径为38 mm的预留孔，孔中穿过外侧套有螺旋箍筋的波纹管，并在波纹管正上方需要预留灌浆孔和出气孔的位置插上圆柱形塑料管，模具安装如图2(a)所示。

根据强度等级要求设计试件混凝土的配合比，浇入钢模具中，试件混凝土浇筑完成如图2(b)所示。当试件混凝土初凝后，缓慢螺旋抽出预埋的波纹管和塑料管，将试件置于标准环境下养护，养护完成后松开固定模具的钢丝绳，将“L”型钢模具相对滑开，完成拆模。

在试件灌浆之前，需要清除灌浆通道内的异物，保证灌浆料能均匀布满整个灌浆通道。灌浆时将试件平卧在地面，插入浆锚钢筋后用堵漏王对灌浆通道两端进行封堵，封堵完成后用灌浆机从灌浆孔内匀速注入配置好的灌浆料，直到出气孔有浆料涌出停止注浆，若等待几分钟后出气孔内浆料液面有下降可进行2次补浆。灌浆完成后将试件置于标准条件下养护，如图2(c)所示。

图2 试件制备

1.4 试件测量标距

试件加载前，使用游标卡尺测量并用记号笔在试件两侧的钢筋表面做出标记，划分出如图3所示的区段。根据规程[9]中的规定，BC、DE段的测量标距L01取100 mm，标记点A、B、E、F距试件端部的距离取2d。变形测量标距为

L1=L+4d

(1)

式中：L1为变形测量标距；L为接头长度；d为纵向受力钢筋直径。

图3 试件变形测量标距Fig. 3 Measured standard distance of specimen

1.5 试验加载

试验在武汉理工大学结构试验室自平衡多点加载试验台上进行，试件的加载设备为PSD-10tSJTT型自平衡电液伺服作动器。该作动器的最大作动力为10 t，最大加载位移为200 mm，可通过加载设备终端的计算机进行力或位移控制的拉压加载，并采集记录加载力和加载端的位移。

为了实现试验的加载，设计制作了如图4所示的试验加载装置。加载装置的主体由4根锚固在试验台面上的高强螺纹钢杆和30 mm厚的可升降钢板平台组成。在试验进行之前，试件两端的钢筋加载端经过加工各焊接上一块钢板。正式加载时采用4根高强螺栓将试件上端焊接钢板与加载作动器相连，再用同样的方式将试件下端的焊接钢板与钢板平台相连。考虑到试件的两根搭接钢筋不对中，在试件四周放置可调节的钢挡板来平衡加载的偏心矩，并将千分表架设在试件钢筋的自由端，来观测纵筋的滑移量。

图4 试验装置Fig. 4 Test setup

试验项目加载制度单向拉伸0→0．6fyk→0→最大拉力(记录抗拉强度)高应力反复拉压0→(0．9fyk→-0．5fyk)(反复20次)→破坏大变形反复拉压0→(2εyk→-0．5fyk)→(反复4次)(3εyk→-0．5fyk)(反复4次)→破坏

注：fyk为钢筋屈服强度标准值；εyk为钢筋应力为屈服强度标准值时的应变。

试验按规程[9]中的Ⅰ级100%接头制定加载制度，分别进行单向拉伸、高应力反复拉压及大变形反复拉压试验。其中，考虑到钢筋浆锚连接形式与机械连接形式尚有所不同，在大变形反复拉压加载试验中，将第二阶段反复加载制度(5εyk→ -0.5fyk)改为(3εyk→ -0.5fyk)。试验加载制度见表2。单向拉伸、高应力反复拉压及大变形反复拉压试验3种加载制度分别用字母A、B、C表示，并附在各试件编号后以示区别。

由表2的加载制度可知，试件在高应力反复拉压及大变形反复拉压试验中存在受压情况。考虑到试件钢筋受压，在试件设计时将钢筋加载端的长度取为150 mm，可以避免直径12 mm的钢筋在受压加载时出现弯曲失稳。现将受压钢筋视作轴心受压杆件，验证钢筋加载端长度选取的合理性。

轴心受压杆件的欧拉公式为

(2)

式中：Fcr为轴向受压杆件保持直线稳定形状时所能承受的最大压力；E、I分别为受压钢杆的弹性模量和受压杆件的截面惯性矩；μ为压杆的长度系数，根据压杆两端的支承情况取值；l为压杆的长度。

验算时，取最大压力Fcr为0.5fykAs(As为钢筋理论横截面面积)，则

(3)

受压杆件截面为圆形，则

(4)

将式(3)、式(4)代入式(2)中整理得压杆临界长度l为

(5)

由于压杆两端的支承情况为两端固定，则长度系数μ取0.5，由式(5)计算得压杆临界长度为596 mm，即在本文的试验加载制度下，当钢筋加载端的长度小于596 mm时，不会出现试件钢筋受压弯曲失稳。因此，即使在试验加载过程中部分试件端部混凝土脱离，钢筋加载端的长度变得更长，将钢筋加载端的长度取为150 mm足以保证直径12 mm的钢筋受压不会弯曲。

1.6 试件量测参数

单向拉伸试验中，试件量测参数有μ0和Asgt。μ0表示的是试件加载到0.6fykAs的力后，再卸载到零，试件测量标距内的残余变形，如图5(a)中所标识。Asgt表示的是试件的最大力总伸长率，按式(6)计算。

(6)

图5 3种加载制度下试件的荷载位移曲线及残余变形Fig. 5 Load-displacement curve and residual deformation of specimen under three loading

高应力反复拉压试验中，试件量测参数为μ20。μ20表示的是试件加载至0.9fykAs的力后，再施加-0.5fykAs的力，如此反复拉压20次后，试件测量标距内的残余变形，如图5(b)中所标识。

大变形反复拉压试验中，试件量测参数有μ4和μ8。μ4是试件加载至2εykL1的位移后，再施加-0.5fykAs的力，如此反复4次后，试件测量标距内的残余变形；μ8是试件在经过4次反复拉压后，再加载至3εykL1的位移，然后加载至-0.5fykAs的力，如此反复4次后，试件测量标距内的残余变形，如图5(c)中所标识。

图5(c)中，S线为钢筋的拉、压刚度；F为钢筋所受的力；δ为力作用下的钢筋变形；δ1为2εykL1反复加载4次后，在加载力为0.5fykAs及反向卸载力为-0.25fykAs处作S的平行线与横坐标交点之间的距离所代表的变形值；δ2为2εykL1反复加载4次后，在卸载力为0.5fykAs及反向加载力为-0.25fykAs处作S的平行线与横坐标交点之间的距离所代表的变形值；δ3和δ4为在3εykL1反复加载4次后，按与δ1和δ2相同方法所得的变形值。残余变形μ4和μ8按式(7)和式(8)求得。

μ4=(δ1+δ2)/2

(7)

μ8=(δ3+δ4)/2

(8)

2 试验结果及分析

2.1 典型试件的试验现象

选取试件C2-L2作为典型试件，描述页岩陶粒混凝土钢筋浆锚连接试件在3种加载制度下的试验现象。

单向拉伸试验中，试件C2-L2-A从0加载到0.6fykAs的过程中，试件表面无裂缝出现。再由0开始加载直至峰值荷载的过程中，当荷载为34 kN时，靠近预埋钢筋一侧的混凝土表面首先出现一条纵向裂缝；当荷载增加到40 kN左右时，试件中部开始出现横向裂缝；随着荷载的增大，裂缝开展延伸；纵筋在荷载加至52.9 kN时屈服，靠近浆锚钢筋一侧的混凝土表面出现横向及纵向裂缝，且有部分混凝土发生斜剪脱落；当荷载加至62.95 kN时，接头外浆锚钢筋被拉断，试验结束。在整个试验过程中未见千分表有读数，则可以认为试件纵筋未发生滑移。试件C2-L2-A的最终破坏形态和裂缝展开图，如图6和图7所示。

图6 试件C2-L2-A最终破坏形态Fig.6 Ultimate failure morphology of

图7 试件C2-L2-A极限破坏时的裂缝展开图Fig.7 Unfolded crack figure of C2-L2-A at the ultimate

高应力反复拉压试验中，试件C2-L2-B首次从0加载到0.9fykAs的过程中，当荷载为30 kN时，靠近预埋钢筋一侧混凝土表面出现两条横向裂缝；当荷载增大至36 kN时，试件中部出现两条横向裂缝，靠近浆锚钢筋一侧开始出现纵向裂缝。在往后的拉压往复循环过程中，裂缝处于张开、闭合的循环状态，无明显开展，直至结束循环加载。在加载至破坏的过程中，当荷载逐渐增大至57 kN时，靠近浆锚钢筋一侧混凝土表面出现斜裂缝，预埋端的混凝土有少许剥落；当荷载达到62.05 kN时，接头外钢筋被拉断，试验结束。在整个试验过程中纵筋未发生滑移。试件C2-L2-B的最终破坏形态和裂缝展开图，如图8和图9所示。

图8 试件C2-L2-B最终破坏形态Fig.8 Ultimate failure morphology of C2-L2-B

图9 试件C2-L2-B极限破坏时的裂缝展开图Fig.9 Unfolded crack figure of C2-L2-B at the ultimate

大变形反复拉压试验中，试件C2-L2-C首次从0加载到2εykL1的过程中，当荷载为25 kN时，预埋钢筋一侧的混凝土端面出现了一条纵向裂缝。在2εykL1到-0.5fykAs的循环过程中，裂缝缓慢开展延伸，当循环到第3次时，荷载为40 kN左右时，试件中部出现两条横向横缝。在3εykL1到-0.5fykAs的循环过程中，当第4次加载至3εykL1的过程中，当荷载达到50 kN时，靠近浆锚钢筋一侧的混凝土表面出现纵向和横向裂缝。在加载至破坏的过程中，当荷载为53.0 kN时，钢筋屈服；当荷载增大至62.98 kN时，接头外钢筋被拉断，试验结束。在整个试验过程中纵筋未发生滑移。试件C2-L2-C的最终破坏形态和裂缝展开图，如图10和图11所示。

图10 试件C2-L2-C最终破坏形态Fig.10 Ultimate failure morphology of C2-L2-C

图11 试件C2-L2-C极限破坏时的裂缝展开图Fig.11 Unfolded crack figure of C2-L2-C at the ultimate

2.2 典型试件的荷载位移曲线

图12 3种加载制度下试件C3-L2的荷载位移曲线Fig. 12 Load-displacement curve of C3-L2

2.3 试件接头强度和变形

由于中国尚未出台关于浆锚连接接头性能评价的行业标准，暂依据规程[9]中对Ⅰ级接头提出的强度和变形性能要求对页岩陶粒混凝土浆锚连接试件接头性能作出分析和评价。表3给出了3种加载制度下的连接试件接头的实测屈服强度和变形情况。其中，试件C3-L4由于加载端端板焊缝质量不过关，在3种加载制度下的试验过程中都出现提前结束，所以,表中并未给出其数据，也不作分析评价。

表3 3种加载制度下钢筋连接接头的实测屈服强度和变形

对比材性试验中母材钢筋屈服强度平均值456.9 MPa，发现表3中大多数钢筋连接接头的实测屈服强度超过了母材钢筋屈服强度平均值，其中,搭接长度为0.5laE和0.7laE的部分试件虽未超过母材钢筋屈服强度平均值，但均达到了其95%以上；且所有钢筋连接接头的实测屈服强度均大于HRB400级钢筋的标称屈服强度标准值400 MPa。表4给出了3种加载制度下的钢筋连接试件的峰值荷载，经过计算得到表4中所有试件峰值荷载平均值为62.39 kN，大于HRB400级钢筋的标称抗拉强度标准值fstk对应荷载61.07 kN，即试件接头的实测极限抗拉强度整体达到了HRB400级钢筋的标称极限抗拉强度标准值540 MPa。因此，页岩陶粒混凝土浆锚连接试件的接头强度基本满足规程[9]对Ⅰ级接头强度的要求。

表4 3种加载制度下钢筋连接试件的峰值荷载Table 4 Peak load of steel connecting specimens under three loading paths kN

表5为规程[9]对Ⅰ级接头变形性能的要求。对照表3和表5，可以发现，单向拉伸下试件的最大力总伸长率满足I级接头变形要求，且3种加载制度下，试件接头的残余变形也基本满足规程[9]对Ⅰ级接头变形要求，即页岩陶粒混凝土钢筋浆锚连接试件接头具有高延性和残余变形小的性能。

表5 钢筋接头变形要求Table 5 Deformation requirements for steel splice

由于在试验过程中未见千分表有读数，则可以认为所有试件的纵筋均未出现滑移，试件的最终破坏形态为接头外钢筋被拉断或屈服，没有发生粘结锚固破坏。

以上的试验结果表明，直径12 mm的HRB400级钢筋采用浆锚连接，且钢筋搭接长度不小于1.0laE时，钢筋浆锚连接形式可用于页岩陶粒混凝土预制构件纵向受力钢筋的可靠连接。

3 影响因素分析

3.1 页岩陶粒混凝土强度

图13 页岩陶粒混凝土强度影响对比曲线(1.0laE)Fig.13 Contrast curves under the influence of the strength of shale ceramsite

3.2 钢筋搭接长度

图14 钢筋搭接长度影响对比曲线(LC40)Fig. 14 Contrast curves under the influence of the

4 结论

根据试验研究，可以得到如下结论:

1)直径为12 mm的HRB400级钢筋采用浆锚连接方式，试件的最终破坏形态为接头外钢筋被拉断或屈服，没有发生粘结锚固破坏，钢筋浆锚连接形式可用于页岩陶粒混凝土预制构件纵向受力钢筋的可靠连接。

2)页岩陶粒混凝土钢筋浆锚连接接头试件的强度和变形性能基本满足JGJ 107—2010对钢筋Ⅰ级连接接头性能的要求。

3)在相同钢筋搭接长度下，随着页岩陶粒混凝土强度的增加，试件接头的极限抗拉强度有所提高。

4)页岩陶粒混凝土和螺旋箍筋对钢筋接头有明显横向约束作用，在相同页岩陶粒混凝土强度下，钢筋搭接长度越短，横向约束作用越弱，页岩陶粒混凝土预制构件的纵向劈裂破坏程度越严重。因此建议：页岩陶粒混凝土预制构件纵向受力钢筋采用浆锚搭接连接时，钢筋搭接长度不宜小于1.0laE。

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