鋼板組合單邊螺栓鋼筋機械連接件抗拉性能試驗

段留省，張化兵，潘 宏，夏瑞林，周天華

(1.長安大學(xué) 建筑工程學(xué)院，西安 710061；2.西部建筑抗震勘察設(shè)計研究院有限公司，西安 710054)

鋼筋連接是裝配式混凝土結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵技術(shù)問題之一，其連接性能對結(jié)構(gòu)整體性影響很大，這方面研究較多[1-3]，主要集中在鋼筋套筒灌漿連接和鋼筋機械連接的力學(xué)性能研究。Kim[4]對兩種全灌漿套筒連接件進行了單向拉伸試驗。Zhang等[5]在高溫試驗下對鋼筋半套筒灌漿連接件進行拉伸試驗，研究了不同溫度下套筒連接的承載力及破壞模式。Henin等[6]通過單向拉伸試驗和數(shù)值模擬對一種無縫鋼管制作壁內(nèi)表面布有螺紋的灌漿套筒連接件的承載力進行了研究。Moosavi等[7]對內(nèi)部設(shè)置剪力鍵的套筒灌漿連接件進行了研究，并給出了最小剪力鍵設(shè)置間距。余瓊等[8]對鋼筋套筒灌漿對接和搭接接頭進行單向拉伸試驗，表明搭接接頭力學(xué)性能優(yōu)于對接接頭。Sayadi等[9-10]對套筒灌漿連接接頭進行單向拉伸試驗，探究了套筒與鋼筋之間的作用機理。套筒灌漿連接在實際應(yīng)用中仍存在一定不足，灌漿套筒在鋼筋插入套筒后無法直接檢測其錨固長度，難以保證灌漿飽滿，連接強度依賴于灌漿料固化程度，不利于快速裝配。

關(guān)于鋼筋機械連接的研究，Hwan等[11]對錐螺紋鋼筋機械連接件拼接的鋼筋混凝土梁進行了加載試驗，表明錐螺紋機械連接可實現(xiàn)鋼筋的等強連接。但這種連接對鋼筋母材的削弱很大，不適用于樓板等鋼筋直徑較小的構(gòu)件。張微敬等[12]和李寧波等[13]分別對一種擠壓套筒鋼筋搭接的預(yù)制框架結(jié)構(gòu)和剪力墻構(gòu)件進行了試驗研究，表明套筒擠壓連接能夠有效傳遞鋼筋的拉、壓力，但擠壓模具尺寸較大，存在施工強度大、施工效率低等問題。

針對上述問題，提出一種針對樓板鋼筋的鋼板組合單邊螺栓鋼筋機械連接件，能夠在不損傷鋼筋母材的前提下， 保證連接強度， 大幅提高施工精度和施工效率， 可用于預(yù)制樓板之間的鋼筋連接。為研究其抗拉性能和破壞機理， 本文對22個此類接頭試件進行單向拉伸試驗， 并在摩擦學(xué)原理的基礎(chǔ)上推導(dǎo)鋼板組合單邊螺栓鋼筋連接件抗拉承載力公式。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計及材料性能

連接件由上下蓋板和高強螺栓組成，上蓋板開設(shè)螺栓圓孔，下蓋板開設(shè)絲孔，見圖1(a)。蓋板與鋼筋表面接觸的凹槽及特制齒釘通過NC-EDM數(shù)控電火花機在一定的介質(zhì)中，利用特制工具電極和工件電極之間的脈沖放電的電蝕作用加工而成[14]，見圖1(b)、(c)。試件幾何構(gòu)造見圖2。蓋板采用Q460C和調(diào)質(zhì)45#鋼，上下蓋板厚度均為10 mm，螺栓孔端距為18 mm，邊距為15 mm。板厚選取的原則是拉伸試驗中接頭破壞先于鋼蓋板屈服，鋼蓋板截面積需滿足：As≥1.15×fstk×Ab/fsyk(式中：As為鋼蓋板截面面積；fstk為鋼筋抗拉強度標準值；Ab為鋼筋公稱截面面積；fsyk為鋼蓋板屈服強度標準值)，高強螺栓采用12.9級M10螺栓，連接鋼筋選取公稱直徑10 mm的HRB400E帶肋鋼筋和HPB300光圓鋼筋。連接件材料性能見表1，fy為屈服強度，fu為抗拉強度，E為彈性模量。試件安裝時先將鋼筋按設(shè)計錨固長度La插入至蓋板上的定位鞍處，再將上下蓋板通過高強螺栓連接單側(cè)擰緊至設(shè)計扭矩完成安裝。

圖1 連接蓋板凹槽構(gòu)造及加工Fig.1 Cover groove construction and processing

圖2 試件幾何構(gòu)造Fig.2 Details of specimens

表1 材料性能Tab.1 Material properties

設(shè)計制作22個連接件試件，分為7組，其中基準組A用于分析和揭示鋼板組合單邊螺栓連接的一般力學(xué)性能及工作原理，B組至G組的研究變量分別為鋼筋錨固長度3d、4d、5d，螺栓數(shù)量4、6，蓋板長度60、80、100 mm，扭矩65、85 N·m，蓋板材質(zhì)Q460C、45#鋼，以及鋼筋表面帶肋、光圓。試件分組及編號見表2。

表2 試件主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of specimens

1.2 加載裝置及測量內(nèi)容

鋼板組合單邊螺栓鋼筋連接接頭試件，在長安大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)與抗震實驗室100 t萬能試驗機上進行單調(diào)拉伸試驗，加載裝置見圖3。

采用位移控制方式，加載速度為5 mm/min，鋼筋拉斷或拔出時終止加載。連接件拉力荷載由試驗機自帶荷載傳感器測量，連接件的變形量由儀器內(nèi)部位移計測量。

圖3 拉伸試驗加載裝置Fig.3 Setup of tensile test

2 主要試驗結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

試件經(jīng)單向拉伸加載后主要呈現(xiàn)出兩種破壞模式，試件主要破壞形態(tài)見圖4。當連接件的錨固力大于連接鋼筋的極限抗拉強度時，錨固區(qū)外鋼筋頸縮拉斷(圖4(a))；當連接件的錨固力小于連接鋼筋的極限抗拉強度時，連接鋼筋表面橫肋發(fā)生刮損拔出(圖4(b))。7組共22個試件的連接蓋板除F組試件外，其余試件連接蓋板試驗后均整體完好，未出現(xiàn)蓋板齒釘明顯損傷和蓋板斷裂現(xiàn)象。其中基準A組試件LSA-1、試件LSC-1和參數(shù)E組全部試件為鋼筋犁溝式拔出破壞，F(xiàn)組試件發(fā)生齒釘擠壓變形鋼筋拔出破壞，其余試件均為鋼筋拉斷破壞。

圖4 試件破壞模式Fig.4 Failure modes of specimens

2.2 鋼板組合單邊螺栓連接基準組試件受力分析

圖5(a)為基準組試件的鋼筋錨固長度與極限荷載關(guān)系曲線，當鋼筋錨固長度增加到一定長度時，連接件接頭的破壞模式由拔出破壞轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻罾瓟嗥茐?。將鋼筋達到極限抗拉強度的同時發(fā)生拔出破壞所對應(yīng)的鋼筋錨固長度定義為鋼筋臨界錨固長度。本論文基準A組試驗條件下，鋼筋錨固長度為2d時為拔出破壞，3d、4d和5d均為鋼筋拉斷破壞，鋼筋臨界錨固長度位于2d與3d之間，是破壞狀態(tài)發(fā)生改變的臨界點，即連接件本身的性能以及對鋼筋的約束作用都得到最大發(fā)揮。

基準組試件LSA-1～4的荷載-位移曲線見圖5(b)，位移為萬能試驗機夾具間相對位移Δ，荷載為對應(yīng)位移下試驗機所采集的力P。其中試件LSA-1為鋼筋即將到達抗拉極限強度時發(fā)生拔出破壞，開始加載至鋼筋塑性變形之前，荷載-位移曲線大致為線性，達到錨固力峰值后，由于鋼筋粗糙表面與連接件之間的咬合力小于鋼筋抗拉極限荷載，鋼筋出現(xiàn)滑移而被快速拔出，同時荷載快速下降。

試件LSA-2、LSA-3和LSA-4均為鋼筋拉斷破壞，連接件的荷載-位移曲線和鋼筋材性拉伸的荷載-位移曲線相似，均呈現(xiàn)為3個階段，首先為曲線呈線性增長的彈性階段，位移變化速率較慢；隨后鋼筋被拉伸變細，進入荷載增長較慢的塑性變形階段；最后鋼筋發(fā)生頸縮現(xiàn)象達到抗拉極限而拉斷。試件A-3d～A-5d的P-Δ曲線拉斷時的最大位移值隨著錨固長度的增加而減小，推測其原因是連接鋼筋長度和夾持長度不變的情況下，隨著錨固長度的增加，導(dǎo)致外露拉伸鋼筋的長度減小所致。

圖5 A組試件受力分析Fig.5 Force analysis of specimens in Group A

2.3 參數(shù)組試件受力分析

2.3.1 連接螺栓數(shù)對連接接頭性能的影響

參數(shù)B組試件及鋼筋材性試驗的P-Δ曲線見圖6，可見超過鋼筋臨界錨固長度之后，試件LSA-2、LSA-3、LSA-4發(fā)生鋼筋拉斷破壞，與試件LSB-1、LSB-2、LSB-3破壞模式相同。兩者的P-Δ曲線變化與鋼筋材性相似，說明La大于3d，T為75 N·m時，增加螺栓數(shù)至6，連接件極限承載力全為鋼筋抗拉極限強度，4顆螺栓即可實現(xiàn)等強連接，B組試件的P-Δ曲線變化趨勢與材性試驗相似，試件的抗拉承載力近似或高于材性試驗的極限荷載，反映了連接件的錨固可靠性。

圖6 B組試件與鋼筋材性試驗P-Δ曲線Fig.6 P-Δ curves of specimens in Group B and steel bar properties

2.3.2 連接蓋板寬度對連接接頭性能的影響

圖7為C組試件和鋼筋材性試驗P-Δ曲線。由圖7可知，加載開始至塑性變形階段，P-Δ曲線基本相同，其中試件LSC-1在接近鋼筋極限抗拉強度的同時出現(xiàn)拔出破壞，在鋼筋拔出的過程中由于鋼筋橫肋阻礙了鋼筋拔出，曲線呈現(xiàn)出一定緩坡。LSC-2、LSC-3在鋼筋屈服后經(jīng)過了一段較平緩的塑性變形區(qū)，最后鋼筋拉斷破壞。C組試件連接蓋板寬度的減小使鋼筋臨界錨固長度增加至3d與4d之間。

2.3.3 螺栓擰緊力矩對連接接頭性能的影響

圖8(a)為試件LSA-2、LSD-1、LSE-1的極限荷載與螺栓擰緊力矩關(guān)系曲線。連接件采用4顆螺栓，La均為3d，螺栓施加擰緊力矩依次為75、85和65 N·m。擰緊力矩為65 N·m時，試件LSE-1發(fā)生鋼筋拔出破壞；擰緊力矩為75 N·m時，試件LSA-2發(fā)生鋼筋拉斷破壞，極限荷載比試件LSE-1提高20.6%；擰緊力矩為85 N·m時，試件LSD-1同樣發(fā)生鋼筋拉斷破壞，但極限荷載比試件LSE-1提高22.8%，比試件LSA-2提高1.8%。鋼筋錨固長度為4d(圖8(b))，承載力極限值隨擰緊力矩變化趨勢與圖8(a)類似，試件LSE-3極限承載力達到53.5 kN，但破壞模式仍然為鋼筋拔出破壞，推測是所用鋼筋材性差異所造成的試驗誤差所致，各試件均非常接近錨固臨界狀態(tài)，極限承載力為連接鋼筋的抗拉極限強度。表明在本試驗范圍內(nèi)，連接螺栓的擰緊力矩對接頭抗拉強度有顯著影響。

圖8 極限荷載與螺栓擰緊力矩關(guān)系Fig.8 Relationship between ultimate load and bolt tightening torque

圖9為E組試件和鋼筋材性試驗P-Δ曲線，連接螺栓施加擰緊力矩為65 N·m，試件LSE-1在鋼筋剛進入塑性變形階段發(fā)生鋼筋拔出破壞，接頭在拔出段表現(xiàn)出一定的延性，P-Δ曲線呈現(xiàn)出緩坡式下降；試件LSE-2、LSE-3的最大承載力達到材性試驗抗拉極限強度仍發(fā)生鋼筋拔出破壞，推測是由于所用試驗鋼筋性能存在差異，加載至試件極限承載力時，鋼筋外表面發(fā)生犁溝式磨損破壞，接頭抗拔力快速下降，同時鋼筋拔出端緩慢滑移。接頭在拔出段呈現(xiàn)出較好的延性，隨著錨固長度的增加，P-Δ曲線逐漸呈波浪形，并維持較高的殘余抗拔力，這是由于蓋板凹槽齒釘嵌入鋼筋表面與鋼筋充分咬合， 同時在鋼筋錨固范圍有多道橫肋， 鋼筋拔出的過程中犁溝面增大對鋼筋的滑移有較強的阻礙作用。

圖9 E組試件與鋼筋材性試驗P-Δ曲線Fig.9 P-Δ curves of specimens in Group E and steel bar properties

2.3.4 蓋板材質(zhì)對連接接頭性能的影響

蓋板材質(zhì)為Q460C連接試件及鋼筋材性試驗P-Δ曲線見圖10。試件LSF-1、LSF-2均在鋼筋剛進入塑性變形階段發(fā)生拔出破壞，試件LSF-3在接近材性試驗抗拉極限強度時鋼筋拔出破壞，且在拔出滑移后半段P-Δ曲線呈波浪形，并有局部上揚趨勢。F組試件在拔出段抗拔承載力均呈現(xiàn)交替下降，并隨著錨固長度的增加交替峰出現(xiàn)有提前趨勢，本組連接試件破壞發(fā)生于蓋板凹槽齒釘，由于蓋板屈服極限強度低于連接鋼筋，在蓋板擠壓鋼筋時，蓋板凹槽與連接鋼筋表面接觸的齒釘發(fā)生擠壓變形，此時試件的錨固力主要是連接蓋板與鋼筋接觸表面形成的黏著摩擦力。當荷載大于鋼筋錨固強度時，鋼筋開始滑移拔出，由于鋼筋表面橫肋的存在，在拔出過程中齒釘與橫肋發(fā)生咬合，對鋼筋拔出有阻礙作用，P-Δ曲線呈現(xiàn)交替下降。A組試件蓋板母材為調(diào)質(zhì)45#鋼，鋼筋犁溝式拔出，錨固力主要是齒釘嵌入鋼筋表面滑動形成的犁溝力?？梢姡词瑰^固長度大于3d，當連接蓋板屈服強度低于連接鋼筋時，蓋板齒釘將被擠壓損壞，無法嵌入鋼筋表面實現(xiàn)充分咬合提供足夠的錨固力。

圖10 Q460C材質(zhì)連接試件及鋼筋材性試驗P-Δ曲線Fig.10 P-Δ curves of Q460C material specimens and steel bar properties

2.3.5 鋼筋種類對連接接頭性能的影響

圖11為G組試件及HPB300鋼筋材性試驗P-Δ曲線。試件LSG-1、LSG-2、LSG-3均為鋼筋拉斷破壞，開始加載至塑性變形階段，P-Δ曲線與材性試驗相似基本呈線性。隨后經(jīng)過一段較長的塑性變形階段，荷載達到鋼筋的極限抗拉強度，鋼筋出現(xiàn)頸縮拉斷。連接鋼筋為光圓鋼筋時，并不改變試件的破壞模式，說明連接件的鋼筋錨固力主要成分是齒釘嵌入鋼筋表面后所形成的犁溝力，鋼筋表面橫肋的咬合力及接觸面間形成的黏著摩擦力貢獻很小。

圖11 G組試件與HPB300鋼筋材性試驗P-Δ曲線Fig.11 P-Δ curves of specimens in Group G and HPB300 steel bar properties

3 連接件抗拉極限承載力理論分析

蓋板齒釘在螺栓夾持力w的作用下嵌入直徑為d的鋼筋表面，深度為h，齒釘形狀為錐體，梯度角β=60°。接觸面積由兩部分組成：一為齒釘斜面，它是發(fā)生黏著效應(yīng)的面積，滑動時發(fā)生剪切；另一為端面，這是犁溝效應(yīng)作用的面積，滑動時齒釘推擠鋼筋[15]。在軸向力F的作用下，齒釘與鋼筋咬合形成剪切力τ及犁溝力Pe組成的摩阻力。連接件齒釘與鋼筋接觸及受力情況見圖12。本文理論推導(dǎo)基于如下假設(shè)：不考慮鋼筋表面橫肋的存在，而對于實際中橫肋對錨固力的影響以折減系數(shù)考慮;擰緊螺栓后，忽略兩蓋板間存在微小間隙，對承載力的影響歸入折減承載力中。

圖12 齒釘與鋼筋接觸及受力情況Fig.12 Contact analysis of steel bar and nail

Bowden等[16]經(jīng)過系統(tǒng)的試驗研究，建立的黏著摩擦理論指出表面實際接觸面積Ar=A1+A2+A3，只占表觀接觸面積A的很小部分，摩擦表面接觸情況見圖13。

圖13 摩擦表面接觸情況Fig.13 Friction surface contact

在荷載作用下接觸峰點處的應(yīng)力達到受壓屈服極限而產(chǎn)生塑性變形，此后接觸點應(yīng)力不變，通過擴大接觸面積來承受繼續(xù)增加的荷載。接觸點的應(yīng)力值為摩擦副中較軟材料鋼筋的屈服極限，則W=At×σs,W為法向荷載；At為接觸表面在水平面上的投影總面積；σs為鋼筋的屈服極限。

根據(jù)圖12齒釘和鋼筋接觸的摩擦力模型，齒釘與鋼筋表面產(chǎn)生的咬合力由黏著效應(yīng)和犁溝效應(yīng)組成，犁溝效應(yīng)是硬材料的粗糙峰嵌入軟材料后，在滑動過程中推擠軟材料，使之塑性流動并犁出一條溝槽，與試驗現(xiàn)象鋼筋表面刮損相符(見圖4(e))，在磨粒損傷和擦傷磨損中，犁溝力Pe是摩擦力的主要分量[15]。滑動時只有齒釘?shù)那把孛媾c鋼筋接觸。單顆齒釘與鋼筋接觸表面在垂直面上的投影面積為

(1)

式中：S為上、下蓋板單顆齒釘與鋼筋接觸面在垂直面上的投影面積(齒釘推犁鋼筋產(chǎn)生推犁力的端面)。

通過給連接上下蓋板的n顆高強螺栓施加預(yù)緊力，使得蓋板對鋼筋產(chǎn)生夾持擠壓荷載。擠壓力由連接的兩根鋼筋共同承擔，一端錨固鋼筋所受擠壓力為

(2)

錨固區(qū)齒釘數(shù)λ=La/5，La為鋼筋錨固長度，5為齒釘間距(mm)。根據(jù)圖12齒釘和鋼筋接觸的摩擦力模型，接觸面積在水平面上的投影總面積At和齒釘嵌入深度h關(guān)系為：

(3)

(4)

單顆齒釘作用的犁溝力Pe為

Pe=S×σs

(5)

接頭錨固強度Fu即為錨固區(qū)內(nèi)齒釘對鋼筋表面作用犁溝力總和，即Fu=λ×Pe。齒釘間距為5 mm，而鋼筋橫肋間距7 mm[18]，即由于鋼筋表面橫肋的存在，齒釘嵌入鋼筋表面不均勻，引入承載力折減系數(shù)α=0.85，聯(lián)立式(1)、(5)，則：

(6)

鋼板組合單邊螺栓連接承載力計算值與試驗值的比較結(jié)果見表3。由表可知，試驗值與計算值比值的均值為1.02，連接件承載力計算值與試驗值結(jié)果吻合較好，可為小直徑鋼筋機械連接設(shè)計提供參考。

表3 機械連接承載力計算值與試驗值的比較Tab.3 Comparison between calculated strength and measured strength of mechanical splicing

4 結(jié) 論

1) 參數(shù)A組條件下的臨界錨固長度在2d～3d，錨固長度低于臨界錨固長度時，鋼筋發(fā)生表面橫肋刮損拔出破壞；錨固長度在臨界錨固長度以上時，新型連接接頭試件破壞過程呈現(xiàn)彈性、彈塑性變形和頸縮3個階段，接頭強度與鋼筋強度相同，接頭P-Δ曲線與鋼筋相似。

2) 在錨固長度相同條件下，螺栓扭緊力矩對試件的極限承載力有很大影響，接頭抗拉強度隨螺栓擰緊力矩增大而增大；連接蓋板寬度影響試件的破壞模式，臨界錨固長度隨蓋板寬度減小而有所增加。

3) 蓋板母材為調(diào)質(zhì)45#鋼時，鋼筋犁溝式拔出，錨固力主要是齒釘嵌入鋼筋表面滑動形成的犁溝力，蓋板母材為Q460C，齒釘發(fā)生擠壓變形，鋼筋拔出，錨固力為黏著摩擦力；相同試驗條件下，帶肋鋼筋與光圓鋼筋接頭試件的破壞模式相同。

4) 基于摩擦學(xué)原理建立的連接件承載力計算公式計算結(jié)果與本次試驗吻合較好，可為鋼筋機械連接設(shè)計與研究提供參考。