侯全勝, 李 然, 田春雨, 張亞珊, 朱禮敏

(1 中國建筑科學研究院有限公司，北京 100013；2 遠大住宅工業(yè)(天津)有限公司，天津 300405)

0 引言

裝配式混凝土結構需要依靠各種節(jié)點和接縫將各構件連接成整體,并且還要滿足使用階段的承載力、剛度、延性等要求[1-5]。預制構件之間的連接質量問題是其研究和推廣應用的關鍵技術問題之一[6]。裝配式混凝土結構上下層剪力墻或剪力墻與疊合樓板的連接節(jié)點(水平結合面)的可靠性對裝配式結構的抗震性能和整體性能有很大的影響[7-10]。

水平結合面(簡稱結合面)受力主要為壓(拉)剪復合受力,且主要為地震作用下的往復受力。拉剪復合受力的情況下,結合面會開裂,其承載力主要取決于鋼筋,和結合面關系較小;壓剪作用下,結合面的受力機理較為復雜,抗剪承載力除與鋼筋有關外還和結合面的粗糙情況有直接關系。目前,國內一般采用水洗露骨料處理方法對預制剪力墻結合面進行粗糙化處理,但成型后粗糙面的質量受混凝土強度、預制構件養(yǎng)護時間和溫度以及沖洗質量的影響,且水洗過后還需要對廢水和廢渣進行處理,增加了構件的制作成本[11-12]。

基于此,提出了一種新型的預制構件結合面粗糙化處理工藝,即采用PE膜成型預制構件粗糙結合面。在構件澆筑混凝土之前,將加工成型的PE膜粘貼于模板、模具表面,新澆混凝土由于其流動性會進入PE膜的凹凸槽內,在混凝土達到足夠強度后拆除模板、模具以及其表面的PE膜,預制構件結合面便形成了與模具形狀尺寸相同的凹凸粗糙面。這種結合面粗糙化處理工藝操作簡單、施工便捷、節(jié)約成本,可避免水洗帶來的廢水排放;成型后的粗糙面形式多樣、質量可控、便于檢驗;另外,使用過的PE膜可集中回收,再次加工成型后可重新使用。本文通過12個預制構件粗糙結合面試件的壓剪性能試驗,研究采用PE膜成型的預制構件粗糙結合面的承載能力和受力機理,并與常用的水洗露骨料粗糙結合面進行對比,為這種新型粗糙結合面成型工藝的應用提供技術支撐。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試驗中所使用的模具的形狀、尺寸以及成型后的粗糙面如圖1所示。

圖1 PE膜及成型后粗糙面示意圖

設計并制作了6組共12個預制構件粗糙結合面壓剪試件,每組的兩個試件完全相同,試件的主要變化參數為:結合面類型、抗剪鋼筋配筋率和軸壓比。

試件設計如圖2、3所示。各組試件新老混凝土結合面尺寸均為200mm×800mm,為了防止加載過程中墻身側面劈裂破壞,試件墻體兩端各預留150mm無接觸部分?？辜翡摻畈捎妹坊畈贾?使用灌漿套筒連接,為了便于制作與加載,試件設計時將墻體倒置,灌漿套筒位于墻體上部,墻體與加載梁之間設置20mm厚灌漿層,加載梁與灌漿層接觸面采用鑿毛處理。豎向分布鋼筋采用HRB400;混凝土設計強度等級C30。試件設計參數見表1。

表1 試件設計參數

圖2 試件尺寸及抗剪鋼筋示意圖

圖3 試件配筋圖

1.2 材料性能

試件組YJa1、YJa3、YJb1、YJb2采用同一批次澆筑混凝土,實測混凝土立方體抗壓強度為31.14MPa;試件組YJa2、YJa4采用同一批次澆筑混凝土,實測混凝土立方體抗壓強度為32.38MPa。12抗剪鋼筋屈服強度為493MPa,極限強度為690MPa;14抗剪鋼筋屈服強度為497MPa,極限強度為673MPa。

1.3 加載裝置和量測內容

試驗加載裝置如圖4所示,試驗在自平衡加載架上進行,試件用錨栓固定在試驗臺座上,豎向通過千斤頂施加向下的恒定荷載,水平方向采用電液伺服作動器施加往復荷載(加載中心與結合面在同一水平線上)。試驗開始后,首先施加豎向荷載至設定值,并保持恒定;然后施加水平往復荷載,試件水平荷載在計算峰值荷載80%以下時,采用荷載加載控制,每級循環(huán)1次;試件水平荷載達到計算峰值荷載的80%后,采用位移加載控制,每級循環(huán)2次。

圖4 試驗加載裝置圖

試件的主要量測內容為加載梁水平位移、結合面上下層相對位移、豎向力和水平力、鋼筋應變等。試件測點布置見圖5,圖中“W”代表位移計,“S”代表鋼筋應變片。

圖5 試件測點布置圖

2 試驗現象及破壞形態(tài)

2.1 試驗過程及現象描述

粗糙結合面成型方式不同、抗剪鋼筋配筋率不同的試件組在相同軸壓比下具有相同的破壞現象和破壞過程,因此本節(jié)對相同軸壓比的試件組進行統一描述,試件破壞圖見圖6。

圖6 試件破壞圖

(1)0軸壓比

荷載達到240～300kN時,在試件左右兩側結合面開始位置出現斜裂縫,裂縫斜向內發(fā)展;繼續(xù)加載至300～360kN,結合面開裂,隨后結合面裂縫發(fā)展、延伸直至貫通整個結合面,墻身斜裂縫也不斷發(fā)展增多,正負向加載形成的斜裂縫相交,于墻身形成多條“X形”裂縫;隨著荷載的增大,結合面裂縫寬度增大,墻身斜裂縫繼續(xù)發(fā)展,此時結合面上下層相對位移很小。此后,改為位移控制加載,隨位移的增加,結合面裂縫明顯加寬,結合面上下層相對位移大幅增加,同時伴隨著荷載的下降,墻身斜裂縫寬度減小;繼續(xù)增大位移,荷載不斷下降,灌漿層出現破壞,墻身斜裂縫不再發(fā)展增多;繼續(xù)加載,不斷有抗剪鋼筋斷裂,荷載持續(xù)下降至10kN以下,試驗結束。

(2)0.15軸壓比

在達到峰值荷載之前,軸壓比為0.15的試件試驗現象與0軸壓比試件基本相同,但墻身出現斜裂縫時的荷載以及結合面開裂荷載較大,且墻身斜裂縫數量更多,寬度更大,斜裂縫寬度最大能達到0.5mm。荷載下降后,結合面表皮混凝土出現少許剝落,結合面裂縫寬度也逐漸變大,灌漿層出現破壞;兩抗剪鋼筋之間的交叉斜裂縫與結合面裂縫共同形成閉合裂縫,由于受到抗剪鋼筋擠壓力,在往復加載作用下,此區(qū)域內的混凝土剝落破壞;隨著位移的增加,抗剪鋼筋斷裂,荷載已降至峰值荷載的50%以下,試驗結束。

(3)0.3軸壓比

荷載加至500～600kN時,試件左右兩側結合面開始位置出現斜裂縫;隨著荷載的增大,墻身斜裂縫開始位置由結合面兩端逐漸向結合面中間發(fā)展,且正負向加載形成的斜裂縫相交,在墻身表面形成“網格形”裂縫;繼續(xù)加載,結合面開裂,裂縫發(fā)展延伸直至貫通整個結合面,且在結合面下側混凝土出現些許剝落,墻身斜裂縫繼續(xù)加寬。此后改為位移控制加載,隨著位移的增大,結合面上下層相對位移增大,荷載出現下降,結合面處混凝土破壞剝落,灌漿層也發(fā)生破壞,墻身斜裂縫明顯加寬,縫寬超過2mm;繼續(xù)加載,墻身混凝土大面積剝落,灌漿套筒外露,水平分布筋向外鼓曲,試驗結束。

2.2 破壞形態(tài)

PE膜成型的粗糙結合面試件的破壞形態(tài)與水洗露骨料結合面試件相同,均為結合面剪切破壞,在試件結合面破壞后,結合面位置有混凝土剝落?？辜翡摻钆浣盥实淖兓⑽从绊懺嚰钠茐男螒B(tài)。

隨著軸壓比的增大,試件表面混凝土剝落越嚴重,墻身斜裂縫越多。0軸壓比試件和0.15軸壓比試件在結合面受剪破壞后,墻身斜裂縫均不再發(fā)展,且裂縫寬度減小,抗剪鋼筋的斷裂導致試件承載力喪失;0.3軸壓比試件,在結合面混凝土破壞且上下層發(fā)生明顯相對位移后,抗剪鋼筋附近的斜裂縫明顯加寬,抗剪鋼筋的斷裂和墻身受剪破壞不能承擔軸向荷載共同導致試件承載力喪失。

3 試驗結果分析

3.1 結合面荷載-相對位移滯回曲線及骨架曲線

圖7為各試件結合面的荷載-相對位移滯回曲線。從圖可得,滯回曲線整體呈“Z”形,結合面開裂之前,無滑移現象,曲線基本與Y軸重合;結合面開裂后,荷載依然保持上升,結合面位移很小,試件依然保持很高的剛度直至達到峰值荷載,試件無明顯的屈服平臺;達到峰值荷載后,結合面位移突增,荷載出現明顯下降,剛度出現大幅退化。在達到峰值荷載后,滯回環(huán)面積增大,且出現明顯的滑移段,滑移段荷載隨軸壓比的增大而增大,每級峰值位移點處,試件的承載力和抗剪剛度均發(fā)生退化。

圖7 結合面荷載-相對位移滯回曲線

圖8為各試件骨架曲線。從曲線可以看出,正負向加載骨架曲線趨勢基本相同,但部分試件正負向加載峰值荷載有所差別,主要原因是當正向加載達到峰值荷載時結合面混凝土破壞,承載力下降,結合面破壞后的試件在負向加載至本級峰值位移時不能承擔正向加載的承載力。

圖8 結合面荷載-相對位移骨架曲線

3.2 鋼筋應變

部分試件的典型荷載與抗剪鋼筋應變的關系曲線如圖9所示。由圖可知,對于同一試件不同測點荷載-鋼筋應變曲線的趨勢基本保持一致。由于軸壓的存在,加載初期,抗剪鋼筋受壓,在達到峰值荷載前,鋼筋應變發(fā)展很慢;達到峰值荷載時,抗剪鋼筋并未屈服;達到峰值荷載后,鋼筋應變迅速變大,所有鋼筋均達到屈服應變2 500με。

圖9 部分試件典型荷載-抗剪鋼筋應變曲線

3.3 影響因素分析

3.3.1 結合面類型的影響

結合面處理方法對試件結合面荷載-位移骨架曲線的影響見圖8(a),對比軸壓比相同的試件組YJa1與試件組YJb1、試件組YJa3與試件組YJb2可知:結合面分別采用PE膜與水洗露骨料成型粗糙面的預制構件,在相同軸壓比下,試件的骨架曲線基本重合。

3.3.2 抗剪鋼筋直徑的影響

抗剪鋼筋直徑對試件結合面荷載-位移骨架曲線的影響見圖8(b),對比抗剪鋼筋直徑相同的試件組YJa3與試件組YJa4可知:配置12鋼筋的試件組YJa3與配置14鋼筋的試件組YJa4的骨架曲線基本一致,但試件組YJa3的極限承載力要比試件組YJa4低10%左右,兩組試件達到峰值荷載時對應的位移都很小,在1mm以內。表明增大抗剪鋼筋配筋率會提高PE膜成型粗糙結合面的抗剪承載力。

3.3.3 軸壓比的影響

軸壓比對試件結合面荷載-位移骨架曲線的影響見圖8(c),對比試件組YJa1、試件組YJa2、試件組YJa3可知:在達到峰值荷載前,試件骨架曲線趨勢基本相同;達到峰值荷載后,由于墻身受剪破壞,試件組YJa3喪失承載力時的結合面上下層相對位移要小于其他兩組試件;試件的荷載值隨軸壓比的增大而增大,試件組YJa3的峰值荷載分別比試件組YJa1和試件組YJa2高490kN和220kN。

4 結合面抗剪承載力分析

4.1 試驗結果

試件在達到峰值荷載時,結合面上下層相對位移很小,且無明顯的屈服點,分別將結合面的開裂荷載Vk和峰值荷載Vu作為正常使用狀態(tài)和極限狀態(tài)下的承載力,試件試驗承載力與計算承載力對比見表2。從表中可以看出:1)試件的結合面開裂荷載和峰值荷載都隨著軸壓比的增大而增大,且軸壓比的改變對兩種結合面類型抗剪承載力的影響程度基本相同;2)增加抗剪鋼筋的配筋率會增加結合面的極限承載力,但對結合面的開裂荷載無影響,原因是在結合面開裂前,抗剪鋼筋應變發(fā)展小,對結合面抗剪承載力貢獻較小;3)PE膜成型粗糙面試件和水洗露骨料粗糙面試件的開裂荷載和峰值荷載接近,表明模具成型和水洗露骨料成型的粗糙結合面的抗剪承載力基本相同。

表2 試件試驗承載力與計算承載力對比

4.2 各國規(guī)范計算結果

我國《裝配式混凝土結構技術規(guī)程》(JGJ 1—2014)[1]中給出了剪力墻水平接縫的抗剪承載力V1計算公式為:

V1=0.6fyAs+0.8N

(1)

式中:fy為受剪鋼筋屈服強度;As為垂直穿過結合面抗剪鋼筋總截面面積;N為垂直于結合面的軸向力設計值。

美國規(guī)范ACI318-11[13]給出的結合面抗剪承載力計算公式基于剪切摩擦理論,并未考慮軸向力對結合面抗剪的貢獻。新西蘭規(guī)范NZS3101∶2006[14]在美國規(guī)范公式的基礎上考慮了軸向力的影響,其結合面抗剪承載力V2計算公式如下:

V2=φVn=φ(Avffy+N)μ

(2)

歐洲規(guī)范BSEN1992-1-1∶2004[15]規(guī)定,不同時期澆筑的混凝土結合面抗剪承載力V3按下式計算:

式中:c為粘結系數,新舊混凝土表面粗糙化處理時c=0.45,μ=0.7,齒槽結合面時c=0.5,μ=0.9,表面未處理時c=0.35,μ=0.6;fcd為混凝土抗壓強度設計值;fctd為混凝土抗拉強度設計值;fck為混凝土抗壓強度標準值;fyd為鋼筋抗拉強度設計值;N≤0.6fcdAc,受拉時無第一項,其余符號含義及取值同式(1)、(2)。

按式(1)～(3)計算的結合面抗剪承載力與試驗結果的比值見表2。由表2可知,在同組試件中,式(1)和式(2)計算所得結合面抗剪承載力與試驗抗剪承載力的比值比較接近,均在0.8以下,當無軸向荷載時,比值均在0.4以下,原因是式(1)和式(2)僅考慮了鋼筋的剪摩擦作用以及軸向力的影響,未考慮結合面混凝土的直接抗剪,計算結果偏小;式(3)考慮了結合面混凝土的直接抗剪,計算值與試驗值較為接近;3個公式計算值與試驗值之比均小于1,說明結合面抗剪承載力具有一定的安全儲備。

本次試驗結合面為灌漿料和混凝土結合面,由于灌漿料的強度和粒徑大小等與混凝土不同,式(3)中摩擦系數μ和粘結系數c也與新老混凝土不同,且通過應變分析可知,當達到峰值荷載時,鋼筋并未屈服,結合面粘結力和鋼筋剪摩擦力并不能進行簡單的最大值相加。統計所有試件抗剪鋼筋在峰值荷載階段的鋼筋應力值(為了避免讀數偏差帶來的誤差,每個試件結合面抗剪鋼筋的應力值取有效測點最大值),取其平均值作為峰值荷載時的鋼筋應變值。根據統計可得,達到峰值荷載時抗剪鋼筋的應力值約為0.6fy。

達到峰值荷載時的摩擦系數可通過不同軸壓比試件的峰值承載力求得,假定達到峰值荷載時,所有試件結合面的粘結力和鋼筋抗剪力相同,唯一變量為軸向力提供的剪摩擦力,峰值承載力差值與軸向力差值的比值即為摩擦系數。根據各組試件試驗數據所得的摩擦系數的平均值作為計算結合面抗剪承載力的依據。由試驗數據可得結合面摩擦系數μ約為0.75。

達到峰值荷載時結合面的粘結系數可通過結合面混凝土完全破壞后下一級加載的最大荷載求得,此時結合面粘結力消失,鋼筋基本屈服,粘結系數可按式(4)計算,求得粘結系數c=0.6。

式中:n為試件數量;Vui為第i個試件的峰值荷載;V(u+1)i為第i個試件結合面混凝土完全破壞后下一級加載的最大荷載;ft為混凝土軸心抗拉強度設計值。

在式(3)的基礎上,對摩擦系數μ和粘結系數c進行修正,得到PE膜成型粗糙結合面壓剪承載力的修正公式,如式(5)所示:

V=cftAc+μ(N+σsAs)

(5)

式中σs為在試件達到峰值荷載時抗剪鋼筋的應力,本次試驗取0.6fy。

表2中對本次試驗結果與式(5)的計算值進行了比較,由對比結果可知,計算結果與試驗結果比較接近,誤差在10%以內。

5 結論

(1)PE膜成型粗糙結合面與水洗露骨料粗糙結合面的壓剪性能基本相同,根據各國規(guī)范公式計算的結合面抗剪承載力計算值均小于試驗值,具有一定的安全度,表明PE膜成型預制構件粗糙結合面技術可行,成型后的粗糙結合面質量可靠。

(2)本文試驗所有試件結合面均發(fā)生剪切破壞。結合面混凝土完全破壞后試件表現出明顯的承載力下降和剛度退化,結合面上下層相對位移顯著增大;0.3軸壓比試件,在水平結合面破壞后,墻身還發(fā)生剪切破壞。

(3)軸壓比的改變對兩種結合面試件的承載力性能影響程度基本相同;增大抗剪鋼筋配筋率會提高PE膜成型粗糙結合面的抗剪承載力。

(4)結合已有公式和試驗結果,本文給出了PE膜成型預制構件水平結合面抗剪承載力的建議計算方法,通過與試驗值對比可知,計算值與試驗值吻合較好。