改進型鋼筋漿錨裝配式剪力墻壓彎承載力計算

吳東岳，梁書亭，郭正興，肖全東

（東南大學土木工程學院，210096南京）

改進型鋼筋漿錨裝配式剪力墻壓彎承載力計算

吳東岳，梁書亭，郭正興，肖全東

（東南大學土木工程學院，210096南京）

為提高鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻的力學性能，采用閉合扣接約束箍筋對傳統鋼筋漿錨裝配式剪力墻進行改進，通過改進型鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻的低周反復加載試驗，證明了閉合扣接約束箍筋能夠有效提高鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻的力學性能.為確定改進型鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻接縫的壓彎承載力計算方法，對鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻的破壞機理進行分析并提出簡化的鋼筋漿錨連接接縫承載力計算模型，結合現行規范設計公式提出鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻的接縫承載力計算方法.采用規范公式計算和截面應力積分計算，得到改進型鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻接縫的承載力.通過計算承載力與試驗實測承載力的對比，證明了改進型鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻接縫承載力簡化計算模型和計算方法的合理性.

閉合扣接箍筋；改進型鋼筋漿錨連接；裝配式剪力墻；承載力

鋼筋漿錨連接裝配式接縫構造合理、造價低、施工方便且性能可靠，在建筑工業化進程中扮演著重要角色.目前國內多家企業和科研機構均已形成了各具特色的鋼筋漿錨連接形式［1－6］.但鋼筋漿錨連接裝配式構件的接縫位置較為薄弱［5－6］.另外，多數鋼筋漿錨連接加強了漿錨段的約束箍筋［1－6］，但尚未確定約束箍筋對連接效果的影響規律.本文以閉合扣接箍筋約束的改進型金屬波紋管成孔鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻為研究對象，對其接縫承載力進行研究.

1 改進型鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻的低周反復加載試驗

裝配式剪力墻的試驗結果表明［1，4，6］：裝配拼縫位置存在新老混凝土接合面，受力后拼縫部位首先產生貫通裂縫，削弱了混凝土的力學性能，使得水平拼縫位置出現集中變形與破壞.漿錨鋼套筒的研究結果表明［7］：鋼筋漿錨連接效果主要受鋼筋漿錨長度和混凝土約束情況的影響，當漿錨鋼筋連接長度一定時，較高的邊緣約束能夠有效提高混凝土骨料對鋼筋的咬合作用，增強鋼筋漿錨裝配式剪力墻的整體力學性能.

改進型金屬波紋管成孔鋼筋漿錨連接采用預埋金屬波紋管成孔，剪力墻邊緣部位采用扣搭排列的對接焊箍筋代替傳統的箍筋、拉筋構造.閉合對焊箍筋采用對接電弧焊，其焊縫強度不低于箍筋截面的受拉強度.在墻肢端部漿錨區域內，閉合扣接箍筋加密，連接構造形式見圖1.閉合箍筋扣搭配置可減小約束箍筋尺寸以提高約束效果.閉合箍筋的扣搭按照每4根連接鋼筋設置一組閉合箍筋的原則進行布置，所有4根縱向連接鋼筋及金屬波紋管均在兩組閉合箍筋的扣搭約束之內.

圖1 閉合扣接箍筋約束的改進型預埋金屬波紋管成孔鋼筋漿錨連接

1.1 試驗概況

測試改進型鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻能否達到“等同現澆”的設計要求.試驗共3個構件：現澆構

圖2 現澆試件（XJ－1）尺寸及配筋

圖4 XJ－1、ZP－1及ZP－2構件截面配筋

1.2 加載方式及破壞形態

試驗采用低周反復加載，試驗裝置見圖5.試驗得到構件的力學參數見表1、2，裝配式構件的破壞形態見圖6～8，試驗測試構件滯回曲線及骨架曲線見圖9～11.件XJ－1，預制構件ZP－1、ZP－2.構件軸壓比取0.1.構件截面形式和配筋情況見圖2～4，裝配式接縫位置的縱向連接鋼筋與墻體縱筋配置相同.

圖3 裝配試件（ZP－1、ZP－2）尺寸及配筋

圖5 試驗加載裝置

試驗測試結果表明：1）改進型金屬波紋管成孔鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻構件的承載力高于現澆剪力墻，延性與現澆構件接近，裝配式剪力墻邊緣部位箍筋用量大，混凝土約束效果更好.漿錨區域存在鋼筋搭接，使得鋼筋截面面積的增大，但墻體縱筋未穿過接縫，僅縱向連接鋼筋穿過接縫；因此較好的約束效果提高了混凝土和鋼筋的連接性能，進而提高裝配式構件承載力，而非搭接縱筋面積增大造成的；2）加載到開裂荷載時接縫出現界面相對滑移，滑移的存在對連接鋼筋產生不利影響，并使縱向連接鋼筋較快進入屈服.

圖6 試件XJ－1破壞形態

圖7 試件ZP－1接縫位置破壞形態

圖8 試件ZP－2接縫位置破壞形態

圖9 現澆試件XJ－1滯回曲線和骨架曲線

圖10 預制試件ZP－1滯回曲線和骨架曲線

圖11 預制試件ZP－2滯回曲線和骨架曲線

表1 剪力墻試件承載能力 kN

表2 剪力墻試件加載特征值、延性和剛度

2 改進型鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻接縫的壓彎承載力計算模型

壓彎狀態下漿錨接縫截面內力主要包括：鋼筋作用力、混凝土壓力和界面摩擦力［8－9］，根據試驗破壞現象提出裝配式剪力墻接縫的承載力簡化計算模型見圖12.

圖12 鋼筋漿錨連接接縫構造及計算模型

該模型采用以下基本假定：

1）改進型鋼筋漿錨連接能有效傳遞鋼筋內力.

2）改進型鋼筋漿錨連接的接縫截面應變分布為線性.

3）忽略裝配式接縫的粘結力，忽略混凝土抗拉強度，考慮箍筋對混凝土的影響.

4）構件接縫位置的水平剪力全部由縱向連接鋼筋和混凝土界面摩擦承擔.其中混凝土界面摩擦系數為0.4［10］.各根縱向連接鋼筋承受的水平剪應力相等，鋼筋承受的剪應力為

式中：V為剪力墻接縫位置承受的水平剪力，ρs為接縫截面的縱向連接鋼筋配筋率，Ac為接縫截面面積，N為剪力墻承受的豎向壓力.

該基本假定將縱向連接鋼筋的水平剪應力簡化為均勻分布.事實上，接縫截面的縱向連接鋼筋存在受拉與受壓兩種狀態，因此鋼筋承受的水平剪應力存在差異.但鋼筋拉壓狀態對水平剪應力的影響規律復雜，其他學者提出的接縫剪摩擦模型亦未考慮鋼筋拉壓狀態對鋼筋承受剪應力的影響［11］.本文忽略縱向連接鋼筋拉壓狀態對其水平剪應力分布的影響.

3 改進型鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻接縫的壓彎承載力計算

GB50010—2010《混凝土結構設計規范》9.4.3條規定：對于現澆剪力墻結構，承受平行于墻面的水平荷載和豎向荷載作用時，需按照偏心受壓或偏心受拉進行正截面的承載力驗算，同時需進行斜截面的抗剪承載力驗算.此外，《混凝土結構設計規范》6.2.17條和6.2.19條規定：剪力墻按正截面受彎承載力計算時，對于沿腹板均勻配置縱向普通鋼筋的矩形、T形或者I形截面的偏心受壓構件.裝配式構件接縫影響縱向連接鋼筋的應力分布，因此按照構件實際承受內力值和抗剪承載力等效原則兩種方法，對相應計算公式中的鋼筋強度進行折減.

3.1 按構件承受的實際內力值折減

結構內力計算得到的構件實際承受的剪力值V作用于裝配式接縫，其折減后強度為

將鋼筋的折減強度帶入規范相應公式，按偏心受壓構件計算裝配式剪力墻的正截面承載力.

3.2 按構件抗剪承載力等效原則折減

按照裝配式剪力墻接縫承擔的剪力不小于現澆剪力墻構件抗剪承載力的原則，將現澆剪力墻構件按規范規定的抗剪承載力直接作用于裝配式接縫，折減后強度為

式（2）和式（3）中，f′y為鋼筋的屈服強度，f′yc為折減后的鋼筋屈服強度，V為剪力墻承受的剪力值，Vu為剪力墻的抗剪承載力，Vu按現澆剪力墻的抗剪承載力計算公式得到.

4 計算結果對比

按照兩種折減方法和截面應力積分法，得到試驗構件的計算承載力和試驗實測承載力見表3.計算結果表明計算承載力略微小于試驗測試承載力；考慮鋼筋削弱作用后，計算承載力降低，體現出接縫的不利影響；因此接縫承載力計算模型合理，計算結果準確且偏于安全.

表3計算結果可知：箍筋約束作用提高了接縫承載力；同時考慮箍筋約束和鋼筋削弱的計算承載力介于僅各自考慮約束作用和削弱作用的計算承載力之間，但均高于現澆構件的計算承載力.該結果表明：雖然裝配式剪力墻接縫滑移削弱了縱向連接鋼筋，但是較強的閉合扣接箍筋能夠完全抵消接縫滑移不利影響；另一方面，目前國內多位學者通過設置較強的約束箍筋以實現“等同現澆”的裝配式結構設計原則是合理可行的.

GB50010—2010《混凝土設計規范》在截面設計時將約束箍筋的提高作用作為安全儲備，并未給出約束配箍情況和混凝土性能之間的定量關系，出于安全考慮，建議計算接縫承載力時不考慮約束箍筋對混凝土強度的有利影響.此外，按承載力等效原則的鋼筋強度折減幅度更大，因此按承載力等效原則折減的計算承載力小于按構件實際承受內力折減的計算承載力.出于安全考慮，建議按剪力墻的抗剪承載力等效原則對縱向連接鋼筋的強度進行折減.

綜上，鋼筋漿錨裝配式剪力墻的承載力計算需按剪力墻抗剪承載力等效原則采用式（4）、（5）對鋼筋強度進行折減，在不考慮箍筋約束作用下，按照相關規范計算接縫的承載力.

表3 試驗模型的接縫承載力計算結果及試驗結果 kN

5 結 論

1）鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻接縫相對滑移對縱向連接鋼筋產生不利影響，造成裝配式剪力墻接縫力學性能薄弱.在墻體漿錨區設置較多的閉合扣接箍筋，能夠完全抵消裝配式接縫的不利影響，達到“等同現澆”的要求.

2）提出了鋼筋漿錨裝配式剪力墻的承載力計算模型.

3）提出按構件實際內力折減和構件抗剪承載力等效原則折減兩種縱向連接鋼筋的強度折減方法.

4）建議裝配式剪力墻的接縫承載力計算需按抗剪承載力等效原則進行縱向連接鋼筋的強度進行折減，并忽略約束箍筋的提高作用下，按照相關規范公式進行計算.

5）本文提出的改進型鋼筋漿錨連接壓彎承載力計算模型和計算方法能夠適用于低軸壓比鋼筋漿錨連接裝配式剪力墻的計算，但對于中高軸壓比下的計算方法仍需開展后續研究.

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［12］GB 50010—2010混凝土結構設計規范［S］.北京：建筑工業出版社，2010.

（編輯趙麗瑩）

Bending bearing capacity calculation of the im proved steel grouted connecting precast wall

WU Dongyue，LIANG Shuting，GUO Zhengxing，XIAO Quandong

（School of Civil Engineering，Southeast University，210096 Nanjing，China）

The closure buckle steels was applied to improve the traditional steel grouted connecting precast wall to improve themechanical properties of the steel grouted connecting precastwall.By the low cyclic loading experimental test of the improved steel grouted precast wall connector，that the closure buckle steels can efficiently improve the mechanical properties of the steel grouted connecting precastwall，was proved.After that，in order to determine the capacity calculation method for the improved steel grouted precast wall connector，this paper analyzed the typical shear failuremechanism of steel grouted connecting precast wall，especially the interface failure，and proposed the simplified capacity calculation model for the improved steel grouted precastwall connector.Afterward，by combining with the capacity calculation formulas of the cast-in-place shear wall provided by the current design code，the capacity calculation method for the improved steel grouted precast wall connector was determined.Finally，the joint capacity of the connector was calculated using the proposed calculation formulas and the section integralmethod.By comparing the calculated capacity using the method proposed above to the section stress integral calculation results and the experimental test results；it can be illustrated that the proposed simplified capacity calculationmodel and the calculation method for the improved steel grouted precastwall connector can be reasonable.

the closure buckle steels；the improved grouted connecting；precastwall；bending bearing capacity

TU398＋.2

A

0367－6234（2015）12－0112－05

10.11918／j.issn.0367-6234.2015.12.020

2014－06－24.

國家“十二五”科技支撐項目（2011BAJ10B03）.

吳東岳（1986—），男，博士研究生；梁書亭（1964—），男，教授，博士生導師；郭正興（1956—），男，教授，博士生導師.

吳東岳，dongyuetaishan86＠163.com.