江佳斐，廖 昊，薛偉辰，隋 凱

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092)

預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)是我國預(yù)制混凝土高層住宅中應(yīng)用最為廣泛的結(jié)構(gòu)[1].根據(jù)墻體構(gòu)造的不同，可分為預(yù)制實心剪力墻、預(yù)制疊合剪力墻、預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻.預(yù)制疊合剪力墻是由預(yù)制板通過后澆細(xì)石混凝土疊合層連接形成整體的剪力墻.影響預(yù)制疊合剪力墻受力性能的關(guān)鍵是豎向連接方式.目前，雙面疊合剪力墻縱筋的連接方式主要為插筋連接，搭接長度為基本錨固長度的1.2倍[2].墻體豎向拼接時仍然容易受搭接長度的影響.相比于插筋連接，螺旋箍筋約束鋼筋搭接可有效降低鋼筋搭接長度.劉碩等[3]針對疊合剪力墻設(shè)計了螺旋箍筋約束鋼筋搭接試件，研究了1.0la(la為基本錨固長度)搭接長度、1.4%配箍率下鋼筋等級HRB400和HRB500、搭接鋼筋直徑10 mm和14 mm的搭接性能.Jiang等[4-5]通過足尺剪力墻抗震性能試驗研究，證明了采用該搭接形式的預(yù)制疊合剪力墻具有良好的抗震性能，墻體分布區(qū)和邊緣構(gòu)件中采用的配箍率分別1.75%和1.96%，搭接長度為1.0倍的抗震錨固長度.

目前，不同配箍率下最小搭接長度的研究主要集中在現(xiàn)澆混凝土構(gòu)件和預(yù)制實心構(gòu)件.Einea等[6]對現(xiàn)澆混凝土中螺旋箍筋約束鋼筋搭接性能展開了拉拔試驗研究.研究表明：螺旋箍筋約束可降低搭接長度，搭接長度與搭接鋼筋強(qiáng)度線性相關(guān)，和混凝土強(qiáng)度成反比，并提出了箍筋配箍率7.1%時，最小搭接長度的計算公式.由于高強(qiáng)灌漿料與鋼筋的粘結(jié)性能和鋼筋與普通混凝土的不同，國內(nèi)學(xué)者開展了相關(guān)的搭接性能研究.馬軍衛(wèi)等[7]設(shè)計了144個螺旋箍筋約束鋼筋搭接試件，研究了搭接長度(1.0la～1.4la)、配箍率(1.62%～4.52%)等參數(shù)對該連接方式下的鋼筋破壞模式和搭接強(qiáng)度的影響.姜洪斌等[8-10]分析了不同搭接長度(0.29la～1.4la)、配箍率(0～9.4%)對HRB400鋼筋搭接性能的影響.研究表明：配箍率從0提升到2.1%，搭接試件的峰值荷載提升了53.0%，當(dāng)配箍率繼續(xù)提升至9.4%，峰值荷載提升18%.江佳斐等[11]基于現(xiàn)有的螺旋箍筋約束漿錨搭接性能試驗數(shù)據(jù)，選取鋼筋屈服前發(fā)生拔出破壞的試件，回歸得到了搭接鋼筋與混凝土的平均粘結(jié)強(qiáng)度的經(jīng)驗公式.基于此，提出了HRB400鋼筋的最小搭接長度計算公式.計算值表明：提高配箍率可顯著降低最小搭接長度，以HRB400鋼筋為例，配箍率從0增加到2.1%時，最小搭接長度可從30.5d(d為鋼筋直徑)降低至16.0d，當(dāng)配箍率繼續(xù)提升至9.4%，搭接長度可降低至10.9d.

根據(jù)《Bond and Development of Straight Reinforcing Bars in Tension》(ACI 408R-03)規(guī)范[12]，針對梁式搭接試驗，給出了考慮混凝土梁抗剪箍筋作用的搭長度的計算公式.Einea等[6]發(fā)現(xiàn)：箍筋配箍率7.1%時，基于螺旋箍筋約束鋼筋搭接試驗得到的搭接長度公式計算值是ACI 408R-03計算公式計算值的67.6%～78.1%.但國內(nèi)外現(xiàn)行的現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范中尚未規(guī)定該搭接形式的搭接長度設(shè)計值.螺旋箍筋約束漿錨搭接的設(shè)計要求則主要在中國地方標(biāo)準(zhǔn)中有相關(guān)的規(guī)定.北京市制定《裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)程》(DB11-1003-2013)[13]針對不同的鋼筋直徑給出了用于漿錨搭接的螺旋箍筋最小配筋率，并規(guī)定最小搭接長度為1.0la；黑龍江省制定《預(yù)制裝配式房屋混凝土剪力墻技術(shù)規(guī)程》(DB23/T 1813-2016)[14]規(guī)定螺旋箍筋約束漿錨搭接的最小搭接長度為1.0la，并規(guī)定箍筋配箍率不小于1.0%.上述規(guī)定，限于高強(qiáng)灌漿料抗壓強(qiáng)度為60～80 MPa的連接形式，且尚不考慮不同配箍率與搭接長度的相關(guān)性.

目前，搭接性能的研究普遍關(guān)注拉拔強(qiáng)度和滑移，并未探究搭接鋼筋與混凝土的粘結(jié)應(yīng)力分布規(guī)律.雖然，Sagan等[15]早在1988年提出了搭接鋼筋與混凝土的粘結(jié)應(yīng)力分布與錨固鋼筋的顯著不同，呈馬鞍形分布，但該分布規(guī)律尚未得到試驗驗證，還需開展進(jìn)一步的研究.

綜上所述，螺旋箍筋約束可有效降低鋼筋的搭接長度，從而可簡化預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件的現(xiàn)場拼裝.但仍然存在以下問題：(1)由于疊合混凝土結(jié)構(gòu)與上述混凝土結(jié)構(gòu)基材的不同，考慮不同配箍筋率的搭接長度設(shè)計值的依據(jù)尚不充分；(2)搭接鋼筋與混凝土的粘結(jié)應(yīng)力分布規(guī)律尚不清晰. 基于此，針對疊合剪力墻，設(shè)計了7個2對2搭接試件，分別研究不同螺旋箍筋配箍率對鋼筋搭接性能的影響和不同配箍率、搭接長度與混凝土強(qiáng)度對該搭接方式下混凝土鋼筋粘結(jié)應(yīng)力分布規(guī)律的影響.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗設(shè)計了7個鋼筋搭接試件.試件編號以L45R8C45-Y，L45R8C45-N為例說明，其中“L45”表示搭接長度為0.45la，“R8”表示箍筋配箍率為0.8%，“C45”表示預(yù)制側(cè)混凝土立方體強(qiáng)度，“Y”和“N”分別表示搭接鋼筋開槽處理和未做開槽處理.根據(jù)不同的研究目的，分為A組和B組(表1).A組研究不同配箍率(0，0.8%，2.8%)對鋼筋搭接的破壞模式、搭接性能的各類指標(biāo)的影響，搭接長度為0.45la，搭接區(qū)采用C45預(yù)制混凝土和相同強(qiáng)度的現(xiàn)澆細(xì)石混凝土.B組研究該連接方式下搭接筋的粘結(jié)應(yīng)力分布，通過鋼筋開槽獲取搭接區(qū)域鋼筋的粘結(jié)應(yīng)力.其中，B組根據(jù)不同因素對粘結(jié)應(yīng)力分布影響又分為B-1組與B-2組，B-1組研究配箍率(0, 0.8%, 2.8%, 3.1%)對應(yīng)力分布影響，B-2組研究混凝土強(qiáng)度(C45，C55)對應(yīng)力分布影響，B-1和B-2中的L45R28C45-Y和L25R31C45-Y試件研究不同搭接長度(0.45la，0.25la)對搭接鋼筋與混凝土粘結(jié)應(yīng)力分布的影響.

試驗基于螺旋箍筋約束漿錨搭接試驗得到的搭接強(qiáng)度預(yù)測公式[11]，以搭接破壞時鋼筋不屈服為設(shè)計原則，設(shè)計了2組搭接長度(0.25la,0.45la)和包括無箍筋組在內(nèi)的4組箍筋配箍率(0, 0.8%, 2.8%, 3.1%)，試件參數(shù)表見表1.試件詳細(xì)情況如下：(1)采用2對2搭接鋼筋形式，以避免1對1搭接鋼筋偏心產(chǎn)生的附加彎矩對鋼筋搭接性能的影響；(2)試件模擬疊合剪力墻構(gòu)造特點，兩側(cè)為普通混凝土預(yù)制層，中間為細(xì)石混凝土現(xiàn)澆層，預(yù)制側(cè)混凝土設(shè)計強(qiáng)度為C45、C55，現(xiàn)澆側(cè)混凝土采用等同預(yù)制側(cè)強(qiáng)度的設(shè)計原則；(3)根據(jù)剪力墻邊緣構(gòu)件常用的鋼筋直徑，選取搭接鋼筋直徑14 mm，鋼筋等級為HRB400級；(4)螺旋箍筋覆蓋搭接長度，并在搭接區(qū)域外設(shè)置足夠的錨固長度，鋼筋等級為HPB300級.

試件施工圖如圖1所示.設(shè)計強(qiáng)度為C45、C55的混凝土實測強(qiáng)度分別為44.2 MPa、54.1 MPa.鋼筋的實測力學(xué)性能見表2.

表1 試件參數(shù)表Tab.1 Details of specimens

圖1 試件施工圖Fig.1 Sketch of specimens

表2 鋼筋力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of steel bars

1.2 加載裝置與測點布置

試驗采用同濟(jì)大學(xué)試驗室的微機(jī)控制作動器進(jìn)行試驗.試件一端兩鋼筋通過轉(zhuǎn)換鋼板分別與作動器、底座鉸接連接，以確保上下拉拔方向在同一中心線上.試驗采用位移控制的單向單調(diào)加載方式.

試驗測量內(nèi)容包括：荷載、鋼筋自由端和加載端滑移，最小保護(hù)層側(cè)混凝土膨脹應(yīng)變，開槽鋼筋應(yīng)變.其中，鋼筋滑移通過端部設(shè)置位移計和應(yīng)變片測量；沿搭接長度方向設(shè)置4個應(yīng)變片測量最小保護(hù)層側(cè)的混凝土膨脹應(yīng)變；根據(jù)文獻(xiàn)[16-17]，通過搭接鋼筋開槽等間距內(nèi)置應(yīng)變片獲取搭接區(qū)搭接筋的應(yīng)變分布.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 受力過程與荷載-滑移曲線

A組試件破壞過程基本相同，鋼筋滑移平均值均超過1 mm，鋼筋出現(xiàn)了顯著的拔出現(xiàn)象.受力階段分為彈性階段、滑移階段、破壞階段.各試件的荷載-滑移曲線見圖4，滑移為四根鋼筋加載段滑移值的平均值.

在彈性階段，試件的荷載-位移曲線基本近似直線，試件到達(dá)峰值荷載的80%左右時，隨后進(jìn)入滑移階段，此時鋼筋未屈服.在滑移階段，荷載緩慢增加，鋼筋與混凝土間出現(xiàn)較大滑移，鋼筋被緩慢拔出，試件L45R0C45-N在滑移值達(dá)到5.21 mm時預(yù)制與現(xiàn)澆混凝土界面發(fā)生劈裂破壞，L45R8C45-N、L45R28C45-N的最小保護(hù)層側(cè)混凝土表面出現(xiàn)縱向微裂縫見圖5(a).在破壞階段，試件L45R8C45-N鋼筋屈服后拔出破壞見圖5(b)，試件L45R28C45-N鋼筋拉斷.

圖4 荷載-滑移 曲線Fig.4 Pull-out force vs. slip curves

圖5 試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure pattern of specimens

從受力過程和破壞形態(tài)來看，配箍率不小于0.8%、搭接長度不小于0.45la的鋼筋搭接形式可確保搭接鋼筋在疊合混凝土內(nèi)的有效傳力.

2.2 峰值強(qiáng)度與滑移

各試件的平均峰值強(qiáng)度和對應(yīng)滑移值隨配箍率的變化規(guī)律見圖6所示.

根據(jù)特征值變化規(guī)律圖可知：

(1) 鋼筋屈服時，當(dāng)配箍率從0增加到0.8%時，屈服強(qiáng)度對應(yīng)的滑移值(sy)提升了139.8%，當(dāng)配箍率從0.8%增加到2.8%時，sy基本持平；

(2) 破壞時，當(dāng)配箍率從0增加到0.8%時，峰值強(qiáng)度和對應(yīng)滑移值(smax)分別提升了27.1%、158.4%，箍筋約束作用效果顯著；當(dāng)配箍率從0.8%增加到2.8%時，峰值強(qiáng)度和smax分別提升了2.1%、38.1%，增長率均顯著降低；

總體而言，在低配箍率水平下，箍筋對搭接性能特征值的影響較為顯著；當(dāng)配箍率提升到一定程度時，箍筋的約束作用有限，增幅降低.

圖6 特征值變化規(guī)律Fig.6 Characteristic relation variation

2.3 混凝土膨脹應(yīng)變

根據(jù)描述混凝土鋼筋粘結(jié)機(jī)理的厚壁圓筒理論，鋼筋周向混凝土的膨脹應(yīng)變與混凝土鋼筋界面法向壓力相關(guān).本試驗通過外貼應(yīng)變片，探究不同配箍率對箍筋和混凝土約束作用的影響.大部分試件在荷載達(dá)到峰值荷載80%時，滑移增長較快，此時混凝土的膨脹應(yīng)變也增長較快，因此選擇80%峰值荷載和峰值荷載兩個階段分析混凝土膨脹應(yīng)變沿搭接長度方向的分布特點.但由于部分試件的混凝土應(yīng)變片在快速增長期提前破壞未能獲取完整的應(yīng)變分布，而未列為本節(jié)的分析對象.混凝土表面膨脹應(yīng)變隨搭接位置變化曲線如圖7所示，ls為搭接長度.

根據(jù)以上混凝土表面膨脹應(yīng)變在縱向的分布曲線圖可知：

(1) 在同一級荷載下，混凝土應(yīng)變隨搭接方向單調(diào)變化，加載端混凝土膨脹變形大于自由端混凝土膨脹變形.由此可見，混凝土和箍筋的約束力沿搭接方向的分布也呈現(xiàn)不均勻性，約束力在靠近加載端區(qū)域較大；

(2) 在同一位置處，混凝土應(yīng)變隨荷載增加都呈單調(diào)遞增趨勢，說明對搭接鋼筋的約束力逐漸增強(qiáng).

(3) 相同搭接長度下，80%峰值荷載時，膨脹應(yīng)變隨配箍率的增加而增加，而到峰值荷載時，規(guī)律相反.這是由于配箍率越大，箍筋對混凝土膨脹應(yīng)變的約束作用越強(qiáng)，混凝土膨脹應(yīng)變發(fā)展速度越慢.

圖7 混凝土表面膨脹應(yīng)變分布Fig.7 Dilation strain distribution on concrete surface

2.4 粘結(jié)應(yīng)力的分布

搭接區(qū)鋼筋應(yīng)力的變化受鋼筋與混凝土的粘結(jié)應(yīng)力分布的影響.明確粘結(jié)應(yīng)力沿搭接長度方向的分布規(guī)律是研究鋼筋搭接機(jī)理及建立粘結(jié)本構(gòu)關(guān)系的基礎(chǔ).

搭接鋼筋與混凝土的粘結(jié)應(yīng)力通常采用鋼筋開槽內(nèi)置多個應(yīng)變片獲得.具體步驟如下：①以兩個應(yīng)變測點間的鋼筋為隔離體、計算隔離體區(qū)段的平均粘結(jié)應(yīng)力；②以相鄰兩應(yīng)變片的中點為控制點，根據(jù)隔離體區(qū)段的平均粘結(jié)應(yīng)力為控制點粘結(jié)強(qiáng)度，相鄰控制點間粘結(jié)應(yīng)力分布平滑曲線連接.圖8為B組各試件不同荷載水平的應(yīng)力分布，其中，60%峰值荷載為鋼筋屈服前，80%和100%峰值荷載為鋼筋屈服后.

根據(jù)以上試件應(yīng)力分布圖可知：

(1) 鋼筋屈服前和屈服后，粘結(jié)應(yīng)力分布形式基本相近.

(2) 當(dāng)搭接長度為時，配箍率為0的最大應(yīng)力峰靠近自由端；配箍率為2.8%的最大應(yīng)力峰靠近拉拔端.

(3) 當(dāng)搭接長度為0.45la時，分布呈多峰型分布，配箍率0，0.8%兩試件最大應(yīng)力峰峰值分別為20.9 MPa，20.2 MPa，相差3%.配箍率對應(yīng)力峰峰值強(qiáng)度的影響不顯著.

(4) 搭接長度為0.25la時，分布呈現(xiàn)雙峰型分布，混凝土強(qiáng)度C45，C55兩試件最大應(yīng)力峰峰值分別為17.37 MPa，17.5 MPa，相差1%.混凝土強(qiáng)度對應(yīng)力峰峰值強(qiáng)度的影響不顯著.

圖8 鋼筋粘結(jié)應(yīng)力分布Fig.8 Bond stress distribution of reinforcement

3 結(jié)論

針對螺旋箍筋約束疊合剪力墻豎向鋼筋搭接性能，設(shè)計了10個直徑14 mm的2對2鋼筋搭接試件，分析了不同配箍率對短搭接長度下鋼筋搭接性能的影響和不同配箍率、搭接長度與混凝土強(qiáng)度對該搭接方式下混凝土鋼筋粘結(jié)應(yīng)力分布規(guī)律的影響，得到以下結(jié)論：

(1) 對于搭接長度為0.45la試件，當(dāng)螺旋箍筋配箍率不小于0.8%時，搭接破壞模式為鋼筋屈服或鋼筋拉斷后拔出破壞，而無箍筋試件的破壞模式為預(yù)制與現(xiàn)澆混凝土界面劈裂破壞；

(2) 箍筋約束可顯著增加搭接強(qiáng)度與滑移值，峰值強(qiáng)度與滑移值隨配箍率增長而增加，但增幅逐漸降低；

(3) 最小保護(hù)層厚度側(cè)混凝土的膨脹應(yīng)變沿搭接長度的變化規(guī)律為從加載端向自由端單調(diào)遞減；隨著箍筋率的增大，箍筋對混凝土膨脹應(yīng)變的約束作用越顯著，混凝土膨脹應(yīng)變發(fā)展速度也減慢；

(4) 搭接長度為0.25la時，搭接鋼筋與混凝土的粘結(jié)應(yīng)力沿搭接長度方向的分布呈現(xiàn)雙峰型；當(dāng)搭接長度為0.45la時，粘結(jié)應(yīng)力分布呈多峰型.配箍率影響最大應(yīng)力峰的位置，但配箍率和混凝土強(qiáng)度對應(yīng)力峰峰值的影響不顯著.

由于本文設(shè)計的試件并未發(fā)生屈服前拔出，因此仍有必要開展不同鋼筋直徑、配箍率和混凝土強(qiáng)度對搭接長度小于0.45la的疊合剪力墻豎向鋼筋搭接性能的試驗研究，為建立最小搭接長度設(shè)計公式與搭接本構(gòu)模型提供依據(jù).