引言
钢筋与混凝土能够共同工作的基本条件有两点：钢筋与混凝土之间有良好的粘结锚固力、钢筋与混凝土的线膨胀系数基本相同。钢筋与混凝土之间的粘结锚固作用由三部分组成：水泥胶体与钢筋表面的胶结力、钢筋与混凝土之间的摩擦力、钢筋和混凝土之间的咬合力[1]。其中，咬合力是粘结锚固作用的主要成分。为了保证钢筋强度在混凝土中的充分利用，必须有足够的锚固长度。足够的钢筋锚固长度是使钢筋与混凝土之间具有足够粘结力的重要条件。钢筋锚固长度的不足可能使结构丧失承载力，从而产生倒塌等灾难性后果，而钢筋锚固长度过长又会引起施工困难、材料浪费等。近年来随着多高层以及各种新型结构数量的增加，加之预制装配式结构的发展，传统的锚固已逐渐不适应当前建筑结构的发展，因此，对新型锚固形式中钢筋的锚固性能展开研究[2-7]，对于新型体系的工程实施具有重要意义。当计算中充分利用钢筋的抗拉强度时，普通受拉钢筋的锚固长度应满足[8]：










受拉钢筋的锚固长度应根据锚固条件按下列公式计算，且不应小于200mm：






（2）式中：





显然，装配式环筋扣合锚接混凝土剪力墙结构[9]的连接方式与该规定所适用的情况是有本质不同的，环筋扣合锚接连接的形式是预制墙的竖向钢筋伸出墙底，形成“U”形，而下部钢筋为倒“U”形，在连接处进行钢筋绑扎连接（在本文中连接高度为120mm，约为楼板厚度），该体系中U形钢筋单根钢筋的锚固长度均不足200mm，但该连接的优势在于两根钢筋之间存在连接，并在连接处形成刚度较大的芯梁，故本文开展了装配式环筋扣合锚接混凝土剪力墙体系连接节点的钢筋锚固试验及有限元模拟计算，以考察该锚固连接形式中纵向受力钢筋的锚固性能。


1 试验概况
1.1 试验设计及制作
设计并制作24个混凝土剪力墙节点试件，试件由混凝土立方体墩和上部连接端板组成。各试件的几何尺寸相同：试件高670mm，宽500mm，厚200mm；上部连接端板长260mm，宽150mm，厚20mm，试件几何尺寸如图1所示。











































试件的混凝土设计强度为C40。试件制作时预留试块进行混凝土强度测试，其抗压强度实测值fcu为40.2MPa，试件的钢筋均采用HRB400级，通过对七个钢筋的拉伸试验结果进行统计，得出钢筋屈服强度平均值为509.6MPa，抗拉强度平均值为599.6MPa。


1.3 加载制度与量测内容
试件的竖直方向采用拟静力单调加载，即单方向缓慢施加荷载，直至试件破坏。通过30t钢筋拉拔器对试件施加拉力，通过与拉拔器连接的力传感器量测施加力的大小。试验加载系统图如图3所示。力的传递过程为钢筋拉拔器出缸，推动力传感器及端板向上移动，通过30mm丝杠将拉力施加到与钢筋相连的连接端板上，进而将力施加到钢筋上；钢筋拉拔器的反力由反力架提供。


荷载、应变数据均通过DH5922动态应变采集仪和DHDAS动态信号采集系统进行采集。除基准试件外，其他试件只粘贴1~12位置的应变片，其中5~8、9~12为钢筋伸出混凝土表面处一根钢筋四个方向上的应变片。在进行数据处理时，取5~8号位置四个应变片的平均值为钢筋的应变，并命名为应变片5；9~12号位置四个应变片的平均值为钢筋的应变，并命名为应变片6；13号位置应变片命名为应变片7；13号位置应变片命名为应变片8。应变片布置见图4。





















1.4.2 破坏形式和极限荷载
表2列出了4组24个试件的破坏形式、极限荷载及每个分组试件破坏时峰值力的平均值。除了试件II-1-1和III-2-1由于钢筋与连接端板焊接不牢固导致焊缝破坏外，其他所有试件的破坏形式均为钢筋被拉断，因此这两个试件II-1-1和III-2-1不计入峰值力平均值的计算中；混凝土产生的裂缝则是因为混凝土的开裂应变较低，当荷载增大到一定程度时，表面附近的钢筋应变较大，由于握裹力带动附近的混凝土产生开裂。


由钢筋材性试验获得的钢筋极限拉力平均值为60kN，因此两根钢筋拉力的合力应大致为120kN。表中列出峰值力平均值的变化范围处在91.42kN和99.49kN之间。结合试件的破坏形式，可判断环筋扣合锚接连接节点的锚固合理，在配筋合适的情况下，后插钢筋直径、环筋位置和环筋扣合长度对锚固的影响较小。至于峰值力出现波动且未达到120kN的原因可归结为以下两点：


（1）粘贴应变片时由于钢筋打磨对钢筋造成一定削弱：通过观察试件破坏位置可以发现几乎所有试件的破坏位置都处于钢筋打磨过的区域；且削弱程度的不同会对峰值力造成不同程度的影响；


（2）由于施工原因，连接端板与钢筋的连接会存在稍许误差，导致连接后钢筋不完全竖直。





1.4.3 荷载—应变曲线
从所有试件5、6号应变片的荷载—应变曲线中可以发现，随着荷载增加，钢筋上的应变先是呈直线递增变化趋势，当荷载增大到一定程度时，应变呈指数趋势增长，符合钢筋的本构变化，以基准组试件J-1为例，如图6所示。


从基准组7、8号应变片的荷载—应变曲线中可以发现，荷载的变化对上下侧插筋的应变影响很小，且下侧插筋在荷载增大到一定程度时才发生变化，说明插筋几乎不参与受力，以基准组试件J-1为例，如图7所示。


从所有试件3、4号应变片的荷载—应变曲线中可以发现，荷载的变化对环筋扣合节点倒“U”型部位的影响很小，以试件II-1-1为例，如图8所示。


























第II组试件的参数为环筋扣合高度。基准组与第II组试件的1、2号应变片的荷载—应变曲线对比如图10所示。从图中可以看出，II-1组、基准组、II-2组1、2号应变片相同荷载下的应变值相似，但II-3组的明显较低，即随着荷载的增大，传递到环筋扣合高度为90mm、120mm、150mm的试件环筋扣合处锚入混凝土内部的U型筋部位的荷载值相差不多，但环筋扣合高度为230mm的试件所传递的荷载较小，说明环筋扣合的高度越高，越有利于环筋扣合节点的锚固性能。







第III组试件的参数为插筋直径。由于第III组试件的破坏形式均相同，且峰值力近似相等，结合从基准组得出的结论：插筋几乎不参与受力，可判断插筋直径对锚固性能的影响很小，在实际配筋时按照构造配筋即可。


2 有限元分析
2.1 有限元模型
采用实体单元建模，采用塑性损伤关系模型；混凝土强度为C40，钢筋型号为HRB400，采用梁单元建模，使用双折线本构关系模型；钢筋与混凝土接触关系采用嵌固（embed）。有限元模型建立选取试验主要受力区域，减小体量，提高计算速度，有限元模型见图11。（网格划分：混凝土单元0.02，steel-1/2/3钢筋单元0.02，steel-4钢筋单元0.005）









有限元模型中加载制度为单向线性集中力加载(concentratedforce)，见图12；边界条件参照试验情况，在模型顶部设置边界为端部固定(encastre)，见图13；加载见图14。
























2.3 钢筋应变
根据有限元分析，取模型P5、P1点应变值与试验应变值对比，分别见图16、图17。









由图16可知，点5处钢筋应变的有限元分析结果因钢筋双折线模型而出现转角，在初始弹性阶段和后续水平段与试验结果吻合较好；由图17可知，点1处钢筋应变的有限元分析结果与试验结果吻合较好。即：有限元分析结果与试验结果吻合较好，可较好地反映试件的受力过程，有限元分析方法可用于受力机理分析工作。


2.4 有限元云图分析
模型核心受力区域钢筋混凝土整体受力图、模型核心受力区域位移图、模型核心受力区域钢筋受力图和模型核心受力区域PEEQ图分别见图18-图21。


在加载初始阶段，钢筋承受拉力作用，未达到混凝土开裂荷载时，钢筋与混凝土协同受力；随荷载增大，环扣筋上U筋顶部混凝土达到开裂荷载逐步退出工作，呈V型破坏（Fig.21）；随荷载增大，环扣筋上U筋上中部以搭接作用方式将部分力传递到下U筋（Fig.20）；随荷载增大，环扣筋上U筋进入屈服状态，试件破坏。














3 锚固性能机理分析
为深入研究试件受力机理，开展有限元分析工作，考虑插筋、插筋直径和环筋扣合高度因素对连接节点性能影响。


3.1 有无插筋
无插筋连接方式见图22，环扣筋上U筋和下箍筋应变取值见图23，环扣筋上U筋和下箍筋应变值对比分别见图24~25。


由图24可知，环扣筋上U筋点1处钢筋极限应变值在无插筋与有插筋作用时基本一致，无插筋时仅大于插筋作用钢筋极限应变的3%；由图15可知，环扣筋上U筋传递到下箍筋的应变值在有无插筋作用时基本一致，相差为3%。















根据《建筑抗震设计规范》（GB50011-2010）、《混凝土结构设计规范》（GB50010-2010）和《混凝土结构施工图平面整体表示方法制图规则和构造详图》（11G101-1），本试验原结构为三十层剪力墙结构，抗震设计等级为二级，七度设防，二类场地，确定受拉钢筋锚固要求为lab=33d（11G101-1-P53），当纵向受拉普通钢筋末端采用弯钩时，包括弯钩在内的锚固长度(投影长度)可取为基本锚固长度lab的60%，取整为20d；规范中90°锚固和135°锚固弯钩段长度要求见图26，基准试件各段锚固长度见图27。


研究表明，在环筋扣合锚接连接方式单向加载中，插筋难以发挥明显作用，在插筋和下箍筋安全储备作用下，满足锚固要求。









3.2 插筋直径
在基准模型基础上，针对插筋直径对连接方式受力性能的影响，开展插筋直径参数分析，分别为D8、D10、D12、D14。横向插筋位移值和应变值取值位置见图28，不同直径上下测点位移值、应变值对比分析分别见图29~32，环扣筋上U筋和下箍筋应变值对比分析分别见图33-34。


由图29~32可知，上插筋变形位移量随插筋直径增大而显著减小，下部插筋变形位移量亦随之减小，但差异较小；上插筋应变值在初始段随插筋直径增大而增大，中段变化趋势相反，末端较小直径插筋应变值较大，下插筋应变值随插筋直径增大而增大，但极限应变值均较小，应力均小于10MPa；环扣筋上U筋点1应变值和下箍筋点3应变值受插筋直径影响较小，基本无变化。























在荷载作用下，插筋直径较小时，上插筋较大变形量致上部混凝土较早开裂，对芯柱约束作用减弱，致荷载不能有效传递到底部插筋位置；随插筋直径增大，上插筋位移变形量减小，插筋对芯柱约束作用增强，荷载能有效地传递到下插筋上，下插筋应变值随之增大，但极限应变值均较小。研究表明，插筋受力作用有限，考虑经济性，推荐构造配筋即可。


3.3 环筋扣合高度
在基准模型基础上，针对环筋扣合高度对连接方式受力性能的影响，开展扣合高度参数分析，分别为90mm、120mm、150mm和230mm，分析整体受力性能。横向插筋位移值和应变值取值位置见图28，不同直径上下测点位移值、应变值对比分析分别见35~38，环扣筋上U筋和下箍筋应变值对比分析分别见图39~40。


由图35~40可知，上插筋位移量和应变值受环筋扣合高度影响较小，下插筋位移量和应变值随环筋扣合高度增大而显著减小；环筋上U筋点1和下箍筋点3应变值随环扣高度增大而显著减小，当扣合高度为120mm和150mm时，上U筋点1应变值基本一致，当扣合度为90mm和120mm时，下箍筋点3应变值基本一致。





















随环筋扣合高度增加，上插筋位移量和应变值所受影响均较小，混凝土对上U筋的锚固作用随扣合高度增大而增加，对下箍筋的传力随高度增大而减小，同时致下插筋受力较小或者不受力。


当扣合高度为90mm时，中下插筋的位移量和应变值均较大，受力作用明显；当扣合高度为120mm和150mm时，混凝土对上U筋的锚固作用和扣合形成的芯柱协同受力；当扣合高度为230mm时，混凝土对上U筋的锚固发挥主要作用，下插筋未能发挥作用，未能形成受力意义上的芯柱，表明环扣高度对下箍筋和下插筋受力影响显著。考虑协同受力和施工方便，推荐环扣高度为150mm。


4 结论
本文对装配式环筋扣合锚接剪力墙体系中剪力墙的连接节点试件开展钢筋锚固性能试验及节点有限元模拟计算，可以得到以下主要结论：


（1）试件的理想破坏形式为钢筋拉断，绝大部分试件的破坏形式都满足锚固要求。试件的理论峰值力在120KN左右，每组试件峰值力的平均值在90kN到100kN之间，尚未达到理论峰值力，原因是由于因粘贴应变片打磨钢筋对钢筋造成了削弱，钢筋与端板连接时钢筋产生了变形等；


（2）试验结果表明环筋扣合均布和环筋扣合相邻分布两种连接形式的试件锚固性能均良好，环筋扣合均布试件的锚固性能稍优于环筋扣合相邻试件；环筋扣合高度对锚固性能有较大影响，环筋扣合高度越大的试件锚固性能越好；插筋直径对环筋扣合节点锚固性能影响很小。


（3）在环筋扣合高度的有限元分析中，环筋扣合高度对下箍筋和下插筋影响显著，但上U筋均受拉发生屈服破坏，满足锚固要求；当环筋扣合高度大于150mm以上时，对下箍筋和下插筋的影响较小，考虑协同受力及施工方便，推荐环筋扣合高度为150mm。


参考文献
[1]过镇海,时旭东.钢筋混凝土原理和分析[M].北京：清华大学出版社,2003:146.
[2]钱稼茹,彭媛媛,张景明,等.竖向纲吉你套筒浆锚连接的预制剪力墙抗震性能试验研究[J].建筑结构,2014,41（2）：1-6
[3]姜洪斌,张海顺,刘文清,等.预制混凝土结构插入式预留孔灌浆钢筋锚固性能[J].哈尔滨工业大学学报,2011,43（4）：28-31.
[4]Soudki K A,Rizkalla S H,Leblanc B.Horizontal connections for precastconcrete shear walls subjected to cyclic deformations:part1:mild steelconnections[J].PCI Journal,1995,40(4):78-96.
[5]Soudki K A,Rizkalla S H,Daikiw R W.Horizontal connections for precastconcrete shear walls subjected to cyclic deformations:part2:prestressedconnections[J].PCI Journal,1995,40(5):82-96.
[6]Soudki K A,West J S,Rizkalla S H,et al.Horizontal connections for precast concreteshear wall panels under cyclic shear loading[J].PCI Journal,1996,41(3):64-81.
[7]张微敬,钱稼茹,陈康等.竖向分布钢筋单排连接的预制剪力墙抗震性能试验[J].建筑结构,2011,41（2）：12-16.
[8]GB 50010-2010,《混凝土结构设计规范》[S].北京：中国建筑工业出版社,2010
[9]焦安亮,张鹏,李永辉,支旭东.《环筋扣合锚接连接预制剪力墙抗震性能试
验研究》[J].建筑结构学报,2015,36（5）:103-109