陳旭東，劉運林

(1.安徽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，安徽 合肥 230601；2.安徽建筑大學(xué) 建筑健康監(jiān)測與災(zāi)害預(yù)防技術(shù)國家地方聯(lián)合工程實驗室，安徽 合肥 230601)

隨著裝配式建筑在國內(nèi)的迅速發(fā)展，建筑工業(yè)化的不斷推進，裝配式建筑規(guī)模越來越大，發(fā)展的同時也面臨著許多問題，比如：裝配式建筑的關(guān)鍵連接節(jié)點的力學(xué)性能認知不清晰，灌漿節(jié)點的檢測技術(shù)不成熟、檢測標準不完善、檢測能力的匱乏等等都增加了質(zhì)量監(jiān)管部門的監(jiān)管難度和裝配式建筑的健康發(fā)展[1]。本文著重研究裝配式建筑中關(guān)鍵節(jié)點的受力及錨固性能，鋼筋套筒灌漿連接技術(shù)是一種最常用的鋼筋連接方式，也是裝配式建筑的一個有效的豎向連接構(gòu)件，但由于鋼筋套筒灌漿連接件預(yù)埋在構(gòu)件(墻、柱等)的內(nèi)部，鋼筋套筒灌漿連接件如圖1所示，由于其存在的隱蔽性，進而給建筑物的受力性能和抗震性能帶來了許多不穩(wěn)定及不安全的隱患。本文分析研究了9種不同類型共計27個鋼筋套筒連接試件在單向拉伸試驗荷載作用下的力學(xué)性能和錨固機理。

圖1 鋼筋套筒灌漿連接示意圖

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗試件中鋼筋的力學(xué)性能利用萬能試驗機拉拔試驗得出鋼筋材料參數(shù)見表1，灌漿料是與鋼筋套筒接頭連接件同時澆筑養(yǎng)護7 d的試塊(40 mm×40 mm×160 mm)，測定出來的灌漿料材料屬性見表2。

表1 鋼筋材料屬性(取3個試件的平均值)

表2 灌漿料材料屬性(取6個試塊的平均值)

根據(jù)裝配式建筑實際施工現(xiàn)場中對套筒與鋼筋間的連接位置、鋼筋套筒間的澆筑方法等規(guī)范要求，制作了鋼筋套筒灌漿連接件試件。試件中鋼筋的直徑分別選定為12 mm、14 mm及16 mm，鋼筋的強度等級為HRB400，灌漿料強度等級為M80，套筒的尺寸類型也對應(yīng)為12、14及16三種規(guī)格的JM套筒。

試件的內(nèi)部缺陷是依據(jù)連接鋼筋在套筒內(nèi)部的錨固長度來設(shè)定的，即密實度為100%對應(yīng)的鋼筋伸入量為8.0 d的試件，即為12-A、14-A、16-A三個系列，每個系列分別對應(yīng)3個相同工況試件(如：試件12-A-1、12-A-2、12-A-3等)。另設(shè)置兩組缺陷試驗組，分別為連接鋼筋在套筒內(nèi)部的錨固長度為7.0d和6.0d。其中鋼筋在套筒內(nèi)部的伸入量為7.0d的試件，即為12-B、14-B、16-B三個系列，每個系列分別對應(yīng)3個相同工況試件(如：試件12-B-1、12-B-2、12-B-3等)；鋼筋在套筒內(nèi)部的伸入量為6.0d的試件，即為12-C、14-C、16-C三個系列，每個系列分別對應(yīng)3個相同工況試件(如：試件12-C-1、12-C-2、12-C-3等)。如圖2所示為試件的缺陷設(shè)計示意圖，鋼筋套筒灌漿連接件密實程度的三種形式，分別利用錨固鋼筋的長度來控制連接件的密實程度。

圖2 試件的缺陷設(shè)計示意圖

1.2 試驗裝置及測量內(nèi)容

本次單向拉伸試驗主要采用的是電液伺服萬能試驗機和TST3826靜態(tài)應(yīng)變測試數(shù)據(jù)采集儀。該型號的試驗機可用于金屬、非金屬的拉伸、壓縮、彎曲和剪切試驗，試驗機的試驗操作和數(shù)據(jù)處理符合國際GB/T228-2002《金屬材料溫室拉伸試驗方法》的要求，本臺試驗機的最大負荷為600 kN。TST3826靜態(tài)應(yīng)變測試數(shù)據(jù)采集儀是一種無線靜態(tài)應(yīng)變測試分析系統(tǒng)，該臺采集儀可以同時采集60個測點，具有數(shù)據(jù)傳送穩(wěn)定可靠、抗干擾能力強、使用快捷方便等優(yōu)點。圖3為電液伺服萬能試驗機，圖4為TST靜態(tài)應(yīng)變測試數(shù)據(jù)采集儀。

圖3 電液伺服萬能試驗機

圖4 TST靜態(tài)應(yīng)變測試數(shù)據(jù)采集儀

2 試驗結(jié)果

2.1 破壞模式與極限承載力

(1)破壞模式

本次單向拉伸試驗的破壞模式分為兩種，分別為：連接鋼筋被拉斷導(dǎo)致的破壞與套筒內(nèi)部錨固鋼筋的粘結(jié)滑移破壞，如圖5所示。

圖5 試件破壞模式

(2)極限承載力

通過試驗得出試件的屈服荷載、極限承載力、平均粘結(jié)強度與破壞模式，主要結(jié)果如表3所示。

表3 試件力學(xué)性能及破壞模式

注：表中的平均粘結(jié)強度值中，當試件破壞模式為連接鋼筋拉斷破壞，其平均粘結(jié)強度值為計算的最小值；當試件破壞模式為錨固段鋼筋滑移破壞，其平均粘結(jié)強度值為實際值；表中fu表示試件的抗拉強度，fbyk表示連接鋼筋的屈服強度標準值；fbuk表示連接鋼筋的抗拉強度標準值。

表中的試驗數(shù)據(jù)說明，單向拉伸試驗中所有試件的抗拉強度fu均大于連接鋼筋屈服強度fbyk的1.25倍；12-A、12-B、14-A、14-B、16-A、16-B系列試件的抗拉強度fu均大于連接鋼筋抗拉強度fbuk的1.10倍；12-C、14-C、16-C系列試件的抗拉強度fu均小于連接鋼筋抗拉強度fbuk的1.10倍。

進一步說明，試件在錨固段的錨固鋼筋長度為8.0d與7.0d試件的受力性能滿足Ⅰ級接頭的規(guī)范要求，而錨固段的錨固鋼筋長度為6.0d試件的受力則不滿足規(guī)范要求。

2.2 殘余變形與最大力總伸長率

測量計算出試件的殘余變形與最大力總伸長率，主要結(jié)果如表4所示。

表4 試件殘余變形與最大力總伸長率

由表4可知：試驗中單向拉伸試件，殘余變形均小于0.10 mm；最大力總伸長率均大于6%，且均在10%～13%，遠大于規(guī)范要求的最大力總伸長率標準值，均滿足Ⅰ級連接接頭規(guī)范的相關(guān)要求。

（1）統(tǒng)計分析一卡通系統(tǒng)中學(xué)生的消費信息，并相應(yīng)的建立模型，并基于建立的模型對學(xué)生的消費行為和習慣進行描述，通過消費差別發(fā)現(xiàn)學(xué)生的不同經(jīng)濟狀況，把生活真正有困難的學(xué)生挖掘出來，并且在系統(tǒng)中加入班級推薦貧困生數(shù)據(jù)的查詢和錄用，針對學(xué)生的消費情況設(shè)置高消費預(yù)警，一旦超過某個限度，還可以進行舉報，具體功能示意圖見圖1。

2.3 典型工況的試件荷載-位移關(guān)系

圖6 單向拉伸試驗的典型工況荷載-位移曲線

一般鋼筋或鋼筋連接件等材質(zhì)相似的試件，在單向拉伸試驗中，連接鋼筋發(fā)生拉斷破壞的試件，它們之間的荷載-位移曲線發(fā)展趨勢是基本相同的；而出現(xiàn)錨固段錨固鋼筋被拉出產(chǎn)生粘結(jié)滑移破壞的試件，它們之間的荷載-位移曲線發(fā)展趨勢也是基本相同的；其中荷載-位移曲線對應(yīng)的坐標軸表示為：縱坐標是指試驗中試驗機施加的外荷載值，橫坐標是指試件相對于試驗前產(chǎn)生的軸向相對位移值。通過一系列試驗，選取了三組發(fā)生破壞形式不同的典型工況試件分析典型工況的試件荷載-位移曲線關(guān)系，分別為16-A-1、16-B-1與16-C-1，單向拉伸試驗的典型工況荷載-位移曲線，如圖6所示。

分析上述三組發(fā)生不同破壞的典型工況16-A-1、16-B-1與16-C-1，其中試件16-A-1與16-B-1的試驗結(jié)果表現(xiàn)為連接鋼筋拉斷破壞，且荷載位移曲線趨于一致，試件16-C-1的試驗結(jié)果表現(xiàn)為錨固段錨固鋼筋被拉出的粘結(jié)滑移破壞。

當試件發(fā)生連接鋼筋拉斷破壞時，其荷載-位移曲線與普通鋼筋的單向拉伸荷載位移曲線基本相似。

當試件發(fā)生錨固段錨固鋼筋被拉出的粘結(jié)滑移破壞時，其荷載-位移曲線大致分為四個階段，分別為：彈性階段、屈服階段、強化階段、頸縮階段。其中，彈性階段與屈服階段的荷載-位移曲線走勢與連接鋼筋被拉斷破壞的基本一致；在強化階段中，由于試件連接鋼筋的抗拉強度大于錨固段的錨固鋼筋與灌漿料的粘結(jié)強度，隨著外荷載的作用，錨固段的鋼筋表面部分與灌漿料的接觸面被不斷地破壞，在錨固鋼筋的外表面形成一層填充料，被一起拉拔出套筒內(nèi)部，此時的荷載-位移曲線迅速進入下降段，在曲線進入下降段的過程中，由于套筒內(nèi)部的灌漿料在破壞過程中會發(fā)生應(yīng)力重新分布，灌漿料與鋼筋以及灌漿料與套筒內(nèi)表面之間的相互作用力，在一定程度上彌補了試件在外力作用下的應(yīng)力損失，增加了試件的延性，故在下降段表現(xiàn)出波浪形的曲線走勢。

3 鋼筋套筒灌漿連接件錨固

文獻[2]中的試驗分析研究表明：隨著鋼筋錨固長度的增加，以試驗中鋼筋的錨固長度從4.0d增加至5.0d為例，其試件中的鋼筋粘結(jié)承載力增加了12%左右，粘結(jié)強度降低了10%左右。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因在于，隨著鋼筋在套筒內(nèi)部錨固長度的增加，灌漿料與鋼筋之間產(chǎn)生了更大的機械咬合剪切面，進而提高了試件中鋼筋粘結(jié)承載力，但是，由于錨固鋼筋沿徑向的粘結(jié)應(yīng)力分布不均勻，因此，套筒內(nèi)部錨固鋼筋的長度越長，連接件的錨固鋼筋與灌漿料的粘結(jié)強度越低。錨固長度越長，試件的連接剛度越大，接頭承載力越高，試件的變形越小，試件的整體結(jié)構(gòu)性更加完好。

本文把試件中的套筒構(gòu)件簡化為一種具有一定尺寸的圓筒構(gòu)件[3]，其中圓筒結(jié)構(gòu)的外半徑為Rs，內(nèi)半徑為rs。澆筑灌漿料后的試件，灌漿料在硬化的過程中會發(fā)生收縮變形，進而產(chǎn)生初始應(yīng)力，把灌漿料與鋼筋之間產(chǎn)生的初始應(yīng)力記為Pb，把灌漿料與套筒內(nèi)表面之間產(chǎn)生的初始應(yīng)力記為Ps。

本文根據(jù)參考文獻[4]-[6]中對厚壁圓筒模型的介紹，眾多學(xué)者和科研工作者也通過理論分析以及試驗研究，認為鋼筋套筒灌漿連接件在灌漿料硬化過程中產(chǎn)生的膨脹效應(yīng)屬于彈性階段，此時鋼筋套筒灌漿連接件僅受到徑向作用力，又由于試件的徑向尺寸的大小遠小于軸向尺寸的大小，此時軸向尺寸的大小對試件約束的計算影響較小，即可以把鋼筋套筒灌漿連接件在徑向的方向上簡化為平面的應(yīng)變計算問題，并對此種簡化做了驗證。

簡化鋼筋套筒灌漿連接件的受力模型為圖7，表示鋼筋套筒灌漿連接件的受力模型。

圖7 鋼筋套筒灌漿連接件的受力模型

(1)

(2)

(3)

(4)

公式中鋼套筒的內(nèi)半徑記為rs，錨固鋼筋半徑記為rb，灌漿料的泊松比記為μg，灌漿料的膨脹率記為εE，灌漿料平面應(yīng)變換算后的彈性模量記為Eg，c，鋼筋平面應(yīng)變換算后的彈性模量記為Eb，c，鋼套筒平面應(yīng)變換算后的彈性模量記為Es，c，灌漿料的平面換算后的泊松比記為μg，c，鋼筋的平面應(yīng)變換算后的泊松比記為μb，c，鋼套筒平面應(yīng)變換算后的泊松比記為μs，c。

(5)

其中：τ表示粘結(jié)強度，fn表示約束應(yīng)力，且fn=pb，fm表示灌漿料軸心抗壓強度值[8-9]。

Pu=τ·π·d·l

(6)

其中：Pu表示鋼筋套筒灌漿連接件發(fā)生粘結(jié)滑移破壞對應(yīng)的極限承載力，d表示錨固鋼筋直徑，l表示鋼筋在套筒內(nèi)的錨固長度。

依據(jù)上述力學(xué)理論公式，結(jié)合本試驗中材料的力學(xué)特性，得知：灌漿料平面應(yīng)變換算后的彈性模量Eg，c=37 500 MPa；鋼套筒平面應(yīng)變換算后的彈性模量記為Es，c=226 374 MPa；鋼筋平面應(yīng)變換算后的彈性模量記為Eb，c=219 780 MPa；鋼筋的平面應(yīng)變換算后的泊松比記為μb，c=0.429；鋼套筒平面應(yīng)變換算后的泊松比記為μs，c=0.429；灌漿料的平面換算后的泊松比記為μg，c=0.25；灌漿料的泊松比記為μg=0.2；灌漿料的膨脹率記為εE=0.03%[10]；鋼套筒的內(nèi)半徑rs與錨固鋼筋半徑rb是根據(jù)試驗中試件12、試件14以及試件16的尺寸取值。經(jīng)過計算可得，鋼筋的最小錨固長度l為6.5d，這個值即為鋼筋發(fā)生斷裂與錨固鋼筋發(fā)生粘結(jié)滑移的臨界值。

結(jié)合計算以及本試驗的實際情況可知，鋼筋錨固長度為6.5d時，試件發(fā)生鋼筋斷裂破壞，而不是發(fā)生鋼筋的粘結(jié)滑移破壞，遠遠超過國家行業(yè)標準JGJ355-2015提出的灌漿連接的鋼筋錨固長度不宜小于8.0d的要求，因此本試驗中有兩種規(guī)格的錨固長度(8.0d、7.0d)均滿足國家行業(yè)標準和工程實際需要，另一種規(guī)格的錨固長度為6.0d的試件則不滿足鋼筋被拉斷破壞的要求，均產(chǎn)生錨固鋼筋粘結(jié)滑移破壞，且與文中理論對鋼筋在套筒內(nèi)錨固計算長度6.5d相吻合。4結(jié)論

(1)在單向拉伸試驗中，出現(xiàn)了兩種破壞模式：連接鋼筋拉斷與錨固鋼筋粘結(jié)滑移破壞。試件12-A、12-B、14-A、14-B、16-A、16-B對應(yīng)的鋼筋套筒灌漿連接件在單向拉伸試驗中，均發(fā)生連接鋼筋拉斷破壞，并滿足Ⅰ級接頭規(guī)范的相關(guān)規(guī)定，其中試驗記錄的極限承載力、殘余變形以及最大力總伸長率也均在規(guī)定的范圍內(nèi)；試件12-C、14-C、16-C對應(yīng)的鋼筋套筒灌漿連接件在單向拉伸試驗中，均發(fā)生錨固鋼筋粘結(jié)滑移破壞，但是不滿足Ⅰ級接頭規(guī)范的相關(guān)規(guī)定。

(2)鋼筋錨固長度為6.5d時，試件發(fā)生鋼筋斷裂破壞，并與本試驗中設(shè)置的鋼筋錨固長度為6.0d發(fā)生粘結(jié)滑移破壞相吻合，驗證了結(jié)果的準確性。說明了當錨固鋼筋長度大于6.5d時，鋼筋套筒灌漿連接件會發(fā)生鋼筋拉斷破壞；當錨固鋼筋長度等于6.0d時，鋼筋套筒灌漿連接件會發(fā)生錨固鋼筋粘結(jié)滑移破壞。同時也說明了國家行業(yè)規(guī)范對此類錨固鋼筋長度預(yù)留了較大安全空間，在實際的工程中，可以在確保工程質(zhì)量的前提下，適當減小錨固鋼筋的長度。

(3)本文僅對直徑d為12、14、16三種鋼筋套筒灌漿連接件做了單向拉伸試驗研究，對于較大直徑的試件及試件在反復(fù)荷載作用下的性能還有待進一步的研究。