界面構(gòu)造對預(yù)制混凝土柱接縫抗剪性能的影響研究

設(shè)計了4個預(yù)制混凝土柱接縫足尺試件(JT-1～JT-4),其接縫界面分別采用光面注漿、鑿毛注漿、齒槽注漿、鑿毛疊合構(gòu)造.所有試件均由上部構(gòu)件和下部構(gòu)件兩部分組成,軸壓比為0.4,接縫面尺寸為300 mm×300 mm,注漿層厚度為20 mm,試件的尺寸及配筋見圖2.

圖2 試件尺寸及配筋
Fig.2 Specimen geometry and reinforcement details

其中,試件JT-1采用光面注漿構(gòu)造,為對比試件; 接縫界面未經(jīng)粗糙化處理,對位拼接后直接在接縫中注漿,界面的凹凸深度約2 mm.試件JT-2采用鑿毛注漿構(gòu)造,接縫界面經(jīng)鑿毛處理后對位拼接,在接縫中灌漿,界面的凹凸深度約6 mm.試件JT-3采用齒槽注漿構(gòu)造,接縫界面設(shè)梯形齒槽,上底長30 mm,下底長50 mm,槽深20 mm.試件JT-4采用鑿毛疊合構(gòu)造,即已有的混凝土表面經(jīng)鑿毛處理后直接在其上澆筑新混凝土,形成疊合界面; 界面的凹凸深度約6 mm.各試件接縫的界面構(gòu)造見圖3.試件JT-1～JT-3的注漿構(gòu)造接縫可模擬預(yù)制柱底部接縫,試件JT-4的疊合構(gòu)造接縫可模擬預(yù)制柱頂與現(xiàn)澆節(jié)點核心區(qū)的接縫.各試件均未配置連接鋼筋,混凝土強度等級為C40級,上下構(gòu)件的受力鋼筋為HRB335級.

圖3 試件接縫的界面構(gòu)造
Fig.3 Interface structures of specimens

試驗在同濟大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)試驗室的靜力臺座上進行,采用兩個固定于臺座上的2 000 kN液壓千斤頂分別施加豎向和水平荷載,加載裝置如圖4所示.

圖4 試件加載裝置
Fig.4 Test setup

試件通過穿過下部構(gòu)件的4根M80錨桿固定于剛性地面上.豎向千斤頂可隨上部構(gòu)件實現(xiàn)無阻尼水平跟動,保證所施加的力始終豎直向下.根據(jù)我國《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T50152-2012)^[20]的規(guī)定,試驗采用力控制加載方案:首先將豎向荷載加至預(yù)設(shè)軸壓比對應(yīng)的荷載值,并保持不變; 隨后采用力控制方案逐級施加單向的水平荷載,每級增量為50 kN,直至試件破壞.

試驗過程中量測的主要內(nèi)容如下:

(1)試件接縫所受的剪切荷載和相應(yīng)的滑移值;

(2)試件接縫的法向相對位移;

(3)試件注漿層及附近混凝土的損傷情況;

(4)試件上下構(gòu)件的裂縫發(fā)展情況.

所有接縫試件均發(fā)生剪切破壞.試件的受力過程可分為彈性階段、滑移階段、極限階段和破壞階段,分別描述如下:

(1)彈性階段:加載初期,接縫處于彈性階段.接縫界面的滑移值很小,注漿層混凝土無明顯損傷;

(2)滑移階段:加載至極限荷載的20%～50%時,試件JT-1～JT-3的接縫出現(xiàn)較明顯的滑移,注漿層混凝土開裂.試件JT-1僅注漿層出現(xiàn)斜裂縫; 試件JT-2的注漿層和上、下構(gòu)件靠近接縫處出現(xiàn)少許斜裂縫; 試件JT-3的注漿層和齒槽出現(xiàn)斜裂縫.試件JT-4在加載至極限荷載的90%前幾乎無滑移,接縫處開裂形成通縫后,才出現(xiàn)較明顯的滑移;

(3)極限階段:接縫界面的滑移值持續(xù)增大,水平荷載逐漸達(dá)到峰值.試件JT-1～JT-3的注漿層混凝土破碎,小塊剝落; 試件JT-3齒槽側(cè)面的斜裂縫寬度增加,齒槽混凝土破碎,小塊剝落; 試件JT-4的接縫界面出現(xiàn)明顯滑移并逐漸增大,接縫兩側(cè)出現(xiàn)少許剪切斜裂縫.此時可測得各試件的接縫界面均發(fā)生不同程度的法向分離,以JT-3和JT-4最為明顯;

(4)破壞階段:水平荷載逐漸下降,接縫界面的滑移值迅速增大,進而失去抗剪承載力.試件JT-1～JT-3的注漿層混凝土碎裂、剝落.其中,試件JT-1接縫的破壞突然而迅速,滑移值與其他試件相比最小; 試件JT-2的接縫破壞時滑移值較大,延性較好; 試件JT-3的齒槽混凝土剪碎、剝落,上下構(gòu)件靠近接縫處出現(xiàn)斜裂縫.試件JT-4接縫兩側(cè)混凝土破碎、小塊剝落,上下構(gòu)件靠近接縫處亦出現(xiàn)少量斜裂縫.

綜上可知,各試件破壞時呈現(xiàn)剪切破壞形態(tài),如圖5所示.試件JT-1～JT-3的接縫破壞時,注漿層及附近混凝土破碎、剝落,接縫出現(xiàn)明顯滑移,進而失去抗剪承載力.試件JT-4的接縫無注漿層,接縫發(fā)生通裂后兩側(cè)混凝土破碎剝落,滑移值逐漸增大直至破壞.在加載中,各試件的接縫界面均出現(xiàn)不同程度的法向分離.試件JT-3、JT-4接縫的法向相對位移較大,JT-2其次,JT-1最小.推測接縫法向相對位移的大小與界面粗糙度有關(guān).

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

根據(jù)位移計數(shù)據(jù),可得到4個試件在加載過程中的荷載-滑移曲線,如圖6.根據(jù)曲線上的特征點可得到接縫試件在加載過程中荷載和位移的特征值,見表1.取曲線初始直線段的斜率作為接縫的彈性抗剪剛度; 取接縫出現(xiàn)滑移(超過0.5 mm)時的荷載作為滑移時的荷載; 取曲線的峰值荷載作為接縫的極限抗剪承載力.

圖6 接縫試件的荷載-滑移曲線
Fig.6 Load-slip curves of specimens

表1 接縫試件的荷載和滑移特征值
Tab.1 Characteristic values of specimens

對比各試件的荷載-滑移曲線和特征值可得到以下結(jié)論:

(1)試件JT-1、JT-2的荷載-滑移曲線形狀相似.加載初期二者的曲線接近直線,且基本重合; 荷載達(dá)到約450 kN時接縫界面出現(xiàn)較明顯滑移,曲線斜率減小,荷載增加變緩; 當(dāng)滑移達(dá)到1～2 mm時,荷載值基本保持穩(wěn)定,滑移持續(xù)增加,曲線接近水平.光面注漿試件JT-1在滑移值達(dá)到10.5 mm時突然破壞,失去抗剪承載力; 鑿毛注漿試件JT-2在滑移值達(dá)88.3 mm時破壞,延性較好;

(2)試件JT-3的荷載-滑移曲線在加載初期與JT-1、JT-2的曲線接近,但加載至滑移值約17 mm時,荷載值再次上升,達(dá)到峰值后下降.這是因為接縫發(fā)生一定滑移后,作為剪力鍵的齒槽與注漿層混凝土壓實,通過混凝土斜壓桿機理充分發(fā)揮抗剪作用,使得荷載再次上升;

(3)試件JT-4的荷載-滑移曲線與其他試件有較大差異.接縫在加載初期幾乎無滑移,出現(xiàn)滑移時即達(dá)到峰值荷載,隨后荷載快速下降至一相對穩(wěn)定的水平,曲線在快速下降后保持水平.這是因為JT-4接縫為疊合界面,界面開裂前,接縫抗剪承載力由新舊混凝土間的粘結(jié)力和骨料咬合作用提供; 開裂后粘結(jié)力失效,荷載快速下降,抗剪承載力主要由界面摩擦力提供.舊混凝土表面進行了鑿毛處理,與鑿毛注漿接縫的粗糙度相近,因此在加載后期試件JT-4的曲線與鑿毛注漿試件JT-2的曲線接近;

(4)四種界面構(gòu)造的接縫中,鑿毛疊合接縫的彈性抗剪剛度最大,為其他試件的6.02～6.76倍.鑿毛注漿、齒槽注漿和光面注漿接縫的彈性抗剪剛度接近,鑿毛注漿接縫略高,其次為齒槽注漿接縫,光面注漿接縫略低,三者相差不超過10.9%;

(5)四種界面構(gòu)造的接縫中,鑿毛疊合接縫的抗剪承載力最大,為光面注漿接縫的1.85倍.其次是齒槽注漿接縫,為光面注漿接縫的1.33倍; 再次為鑿毛注漿接縫,為光面注漿接縫的1.15倍.可見,疊合接縫的抗剪承載力高于注漿接縫; 提高界面的粗糙程度有助于提高接縫的抗剪承載力;

(6)四種界面構(gòu)造的接縫中,鑿毛疊合和鑿毛注漿接縫發(fā)生剪切破壞時的滑移值最大,分別為89.9 mm和90.4 mm; 其次為齒槽注漿接縫,為61.7 mm; 光面注漿接縫破壞時的滑移值最小,僅10.5 mm,延性較差.可見,提高界面粗糙度可提升接縫的變形能力.

預(yù)制混凝土構(gòu)件接縫的抗剪機理主要包括界面摩擦機理、剪切摩擦機理、鋼筋銷栓抗剪機理和剪力鍵機理等,分別簡述如下:

(1)界面摩擦機理

界面摩擦機理指接縫受剪時界面的法向壓力在界面上產(chǎn)生的摩擦力抵抗剪力的作用.界面摩擦力與界面的粗糙度和法向壓力有關(guān).Mattock^[11]和萬墨林^[8]的研究表明,界面摩擦力與界面壓力在一定范圍內(nèi)呈線性關(guān)系;

(2)剪切摩擦機理

剪切摩擦機理由Birkeland^[12]提出.在剪力作用下,接縫界面同時發(fā)生滑移和分離,穿過接縫的鋼筋受拉變形,在混凝土中產(chǎn)生壓應(yīng)力,進而在接縫界面處產(chǎn)生抵抗剪力的切向的摩擦力,即剪切摩擦機理,如圖7(a)所示.影響剪切摩擦抗剪承載力的主要因素有界面構(gòu)造、連接鋼筋的類型和配筋率、混凝土種類與強度等^[12];

(3)鋼筋銷栓抗剪機理

鋼筋銷栓抗剪機理指穿過接縫的鋼筋在接縫受剪滑移時發(fā)生彎曲,并直接抵抗剪力的作用,類似于插銷,如圖7(b)所示.單根鋼筋的銷栓抗剪承載力隨鋼筋直徑的增大而增大,隨鋼筋中拉力的增加而減小^[21];

(4)剪力鍵機理

剪力鍵機理指接縫界面上相互嵌合的凹凸形狀的齒槽(即剪力鍵)抵抗剪力的作用,如圖7(c)所示.剪力鍵的抗剪承載力由凸出部分的承壓強度和剪切強度的較小值確定,與齒槽的形狀、尺寸和混凝土強度有關(guān).

圖7 預(yù)制混凝土構(gòu)件接縫的抗剪機理[4]
Fig.7 Shear-resistance mechanism of precast concrete joints

奧地利因斯布魯克大學(xué)Randel博士^[22]的研究表明:不同種類的抗剪機理在接縫受剪時并非同時發(fā)揮作用.當(dāng)剪力較小時,接縫幾乎無滑移,界面摩擦機理起主要作用; 隨剪力增大,接縫產(chǎn)生滑移,界面摩擦機理、剪切摩擦機理或鋼筋銷栓抗剪機理起主要作用.當(dāng)鋼筋直徑和配筋率較小時,鋼筋主要發(fā)生受拉變形,剪切摩擦機理起主要作用; 當(dāng)鋼筋直徑較大且配筋率較高時,鋼筋本身的抗彎能力和抗剪能力強,鋼筋銷栓抗剪機理起主要作用.此外,若接縫界面設(shè)有剪力鍵,在剪力鍵充分接觸、壓實前界面摩擦機理起主要的抗剪作用; 剪力鍵充分壓實后,剪力則部分由剪力鍵承擔(dān); 當(dāng)剪力鍵受剪破壞后,接縫繼續(xù)發(fā)生滑移,界面摩擦機理、剪切摩擦機理或鋼筋銷栓抗剪機理發(fā)揮抗剪作用.

對本文試驗中的預(yù)制混凝土柱接縫,鑿毛注漿接縫、光面注漿接縫的抗剪機理為界面摩擦機理; 齒槽注漿接縫的抗剪機理為界面摩擦機理和剪力鍵機理; 鑿毛疊合接縫的抗剪機理為界面摩擦機理和新舊混凝土間的膠結(jié)力及骨料咬合作用.

國內(nèi)外規(guī)范中預(yù)制混凝土構(gòu)件接縫抗剪承載力的計算方法所考慮的抗剪機理不盡相同,各機理的組合方式也有區(qū)別.為分析各國規(guī)范中計算方法的差異,評價其對預(yù)制混凝土柱接縫的適用性,現(xiàn)將各國規(guī)范中的計算方法介紹如下:

(1)美國ACI 318-19

美國ACI 318-19^[13]中混凝土接縫抗剪承載力的計算方法采用了Birkeland^[12]提出的剪切摩擦抗剪承載力的計算公式,僅考慮了剪切摩擦機理,如式(1)所示,計算結(jié)果偏于保守^[4].

V_u≤φV_n≤φA_sf_y(μsinα+cosα) (1)

式中:V_u為接縫抗剪承載力,折減系數(shù)φ取0.75; V_n為名義抗剪承載力,要求不超過0.2f'_cA_c和0.5A_c; A_c為剪切面面積,f'_c為混凝土圓柱體抗壓強度; A_s為穿過接縫的鋼筋截面面積; f_y為鋼筋屈服強度; α為鋼筋與接縫界面的夾角.摩擦系數(shù)μ的取值如表2所示;

表2 ACI 318-19[13]中界面摩擦系數(shù)μ的取值
Tab.2 Coefficients of friction μ in ACI 318-19

(2)美國PCI設(shè)計手冊第8版(2021)

美國PCI設(shè)計手冊第8版^[14]中的計算方法考慮了剪切摩擦機理,在ACI 318-19^[13]中計算方法的基礎(chǔ)上引入了有效摩擦抗剪系數(shù)(μ_e)的概念,并提高了抗剪承載力的上限值.接縫抗剪承載力計算公式如式(2),所考慮的界面構(gòu)造及其摩擦系數(shù)的取值與ACI318-19^[13]一致,見表2;

(3)歐洲Eurocode 2(2014)

歐洲規(guī)范Eurocode 2^[15]的計算方法考慮了界面摩擦機理和剪切摩擦機理,并考慮了混凝土開裂后抗剪承載力的折減.該計算方法考慮了混凝土強度的貢獻,在界面構(gòu)造方面考慮了齒槽構(gòu)造,并給出了相應(yīng)的摩擦系數(shù)μ.接縫抗剪承載力的計算公式如式(3),摩擦系數(shù)的取值見表3.

V_u≤cf_tA_c+μN+A_sf_y(μsinα+cosα)≤0.5vf_cA_c (3)

式中:f_t為混凝土抗拉強度; c、μ為反映界面粗糙程度的系數(shù); N為構(gòu)件軸向力,當(dāng)N為正時,不超過0.6f'_cA_c; v為混凝土開裂后抗剪承載力的折減系數(shù);

表3 Eurocode 2[15]中界面摩擦系數(shù)c和μ的取值
Tab.3 Coefficients of friction c and μ in Eurocode 2

(4)新西蘭NZS 3101-2006

新西蘭規(guī)范NZS 3101-2006^[16]中的計算方法考慮了界面摩擦機理和剪切摩擦機理,如式(4).該計算方法所考慮的界面構(gòu)造及相應(yīng)摩擦系數(shù)μ的取值與ACI 318-19^[13]一致.當(dāng)構(gòu)件軸向力較大時該計算方法偏不安全^[4];

V_u=A_sf_y(μsinα+cosα)+μN (4)

(5)新加坡設(shè)計手冊(2001)

新加坡設(shè)計手冊(2001)^[17]的計算方法考慮了界面摩擦機理和剪切摩擦機理,形式與NZS3101-2006^[16]類似,如式(5).該方法的摩擦系數(shù)μ取值較高,見表4;

V_u=μ(0.87A_sf_y+N) (5)

表4 新加坡設(shè)計手冊(2001)[17]中界面摩擦系數(shù)μ取值
Tab.4 Coefficients of friction μ in the Singapore Code

(6)日本JSCE設(shè)計指針(2007)

日本JSCE設(shè)計指針^[18]中考慮了界面摩擦機理、鋼筋銷栓抗剪機理和剪力鍵機理,由于三者不能同時發(fā)揮作用,取三者中較大值作為接縫抗剪承載力,如式(6)～(10).剪力鍵抗剪承載力取剪力鍵承壓強度和剪切強度中較小值,可與現(xiàn)澆混凝土提供的抗剪承載力疊加.

式中:V_do為鋼筋銷栓抗剪承載力,n_d為銷栓鋼筋數(shù)量; f_cc為現(xiàn)澆混凝土強度,f_cp為預(yù)制混凝土強度; A_a、A_b為剪力鍵的剪切面積和承壓面積,A_ss為現(xiàn)澆混凝土剪切面積.該計算方法所考慮的界面構(gòu)造和相應(yīng)的摩擦系數(shù)的取值與ACI318-19^[13]一致,見表2;

(7)我國《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ1-2014)

我國JGJ1-2014^[19]中給出了預(yù)制混凝土柱底水平縫抗剪承載力的計算方法,如式(11).該方法考慮了界面摩擦機理和鋼筋銷栓抗剪機理,區(qū)分了預(yù)制柱受拉和受壓兩種情況,適用于鑿毛注漿或齒槽注漿接縫,但摩擦系數(shù)統(tǒng)一取0.8,較為籠統(tǒng).鋼筋銷栓抗剪承載力的計算表達(dá)式沿用了日本JSCE設(shè)計指針^[18]的形式.當(dāng)軸壓力較大時該公式的計算結(jié)果偏不安全^[4].

為評價各國規(guī)范中混凝土接縫抗剪承載力的計算方法對不同界面構(gòu)造的預(yù)制混凝土接縫的適用性,基于第二章中試驗結(jié)果,以及文獻[5,9-10,23-24]中有關(guān)注漿接縫和疊合接縫抗剪試驗的數(shù)據(jù),將采用各國規(guī)范計算方法求得的接縫抗剪承載力計算值與試驗值進行對比,結(jié)果列于表5、表6中.表中:V_Exp為試件接縫抗剪承載力的試驗值,V_ACI、V_PCI、V_EN、V_NZS、V_SGP、V_JP、V_JGJ、V_JY分別為根據(jù)ACI 318-19^[13]、PCI設(shè)計手冊(2021)^[14]、Eurocode 2(2014)^[15]、NZS 3101-2016^[16]、新加坡設(shè)計手冊(2001)^[17]、日本JSCE設(shè)計指針(2007)^[18]、我國JGJ1-2014^[19]中的計算方法和本文建議計算方法求得的抗剪承載力計算值(本文建議方法的詳細(xì)內(nèi)容將在后文中說明).文獻中的試驗數(shù)據(jù)共40組,包含7組光面注漿接縫,25組齒槽注漿接縫,8組鑿毛疊合接縫,加載方式包括單向和循環(huán)反復(fù)兩種.鑿毛注漿接縫由于收集到的試驗數(shù)據(jù)較少未計入.需要指出,由于ACI318-19^[13]、PCI設(shè)計手冊(2021)^[14]中的計算方法僅考慮了剪切摩擦機理,因此對于未配置連接鋼筋的接縫試件的計算結(jié)果為0.

由表5、表6中數(shù)據(jù)對比可知,ACI 318-19^[13]的接縫抗剪承載力計算方法未考慮構(gòu)件軸向力的作用,計算結(jié)果過于保守,無連接鋼筋時計算結(jié)果為0.PCI設(shè)計手冊(2021)^[14]的計算結(jié)果對于光面注漿、齒槽注漿、鑿毛疊合界面偏于不安全.Eurocode 2(2014)^[15]的計算結(jié)果對于光面注漿接縫偏于不安全,對疊合接縫較保守.NZS 3101-2016^[16]的計算方法對光面注漿接縫的試驗數(shù)據(jù)吻合較好,對其他構(gòu)造的接縫較保守.新加坡設(shè)計手冊(2001)^[17]的計算結(jié)果與試驗值較接近,僅個別試件偏于不安全.日本JSCE設(shè)計指針(2007)^[18]的計算結(jié)果過于離散.我國JGJ1-2014^[19]的計算結(jié)果與本文試驗結(jié)果吻合良好,但對于部分文獻中的試驗數(shù)據(jù)過于保守,與文獻中的試驗大部分未施加構(gòu)件軸向力有關(guān).

表5 本文試件的接縫抗剪承載力試驗值與規(guī)范計算值及建議方法計算值的對比
Tab.5 Comparison of the test results in this study with the calculated results from the codes and suggested method

表6 文獻[5,9,10,23,24]中接縫抗剪承載力試驗值與規(guī)范計算值及建議方法計算值的對比
Tab.6 Comparison of the test results in existing studies with the calculated results from the codes and suggested method

綜上可知,國外規(guī)范中接縫抗剪承載力的計算方法多適用于疊合構(gòu)造的接縫,對于注漿接縫的計算結(jié)果與試驗值吻合較差,適用性不強,而對于鑿毛疊合接縫的計算值也大多偏于保守.我國JGJ1-2014^[19]的計算結(jié)果與本文試驗的數(shù)據(jù)吻合較好,但未對鑿毛注漿、齒槽注漿、鑿毛疊合等特定的界面構(gòu)造進行區(qū)分,適用性有待提高.因此,有必要對現(xiàn)有計算方法進行修正和完善.

根據(jù)試驗結(jié)果,提出了考慮界面構(gòu)造影響的預(yù)制混凝土柱接縫抗剪承載力計算方法(以下簡稱建議方法),如式(12),該方法主要適用于預(yù)制柱柱底的水平縫和柱頂與現(xiàn)澆節(jié)點核心區(qū)的接縫.建議方法采用我國規(guī)范JGJ1-2014^[19]中預(yù)制混凝土柱底水平縫抗剪承載力計算公式的基本形式,并根據(jù)試驗數(shù)據(jù)的擬合結(jié)果,給出了幾種常見界面構(gòu)造的摩擦系數(shù)的建議取值,如表7所示.

表7 本文建議的接縫界面摩擦系數(shù)μ的取值
Tab.7 Suggested values for friction coefficient μ of interfaces

基于本文試驗數(shù)據(jù),采用建議方法求得的接縫抗剪承載力計算值與試驗值的對比見表5.可見,建議方法的計算值與試驗值接近,且穩(wěn)定性較好.基于現(xiàn)有文獻中的試驗數(shù)據(jù),采用建議方法求得的計算值與試驗值的對比見表6.可見,建議方法對光面注漿的計算結(jié)果與試驗值較為接近,對齒槽注漿、鑿毛疊合等構(gòu)造的計算結(jié)果偏于保守,后續(xù)可進一步開展研究加以完善.