植筋梁中植筋端頭加設箍筋對梁受力性能的影響

閻西康，梁琛，梁琳霄，龐玉松

(河北工業大學 a.土木與交通學院；b.河北省土木工程技術研究中心，天津300401)

植筋加固技術，是一項既簡捷又有效的連接錨固技術[1]。植筋是指在混凝土、墻體巖石等基材上鉆孔，然后注入高強植筋膠，再插入鋼筋或型材，膠固化后將鋼筋與基材粘接為一體。與其他加固方法[2-3]相比，植筋加固技術具有方便快捷、步驟簡單等優點，在工程加固中廣泛應用。

目前，Shieh-beygi等[4]、Yilmaz等[5]、Cook等[6]、Mu等[7]、Eligehausen等[8]對植筋的研究中拉拔試驗較多，集中在植筋孔徑、使用環境、植筋深度對拉拔性能的影響。舒睿彬等[9]、鄭曉芬等[10]通過拉拔試驗得出了靜力試驗下植筋系統中植入鋼筋與植筋膠、植筋膠與混凝土界面的粘結機理，但沒有指出循環荷載下是否適用[9-10]。對植筋框架節點抗震性能的研究[11]表明，植筋深度足夠時，植筋系統的錨固能力能達到抗震要求，但地震荷載與橋梁使用中承受的循環荷載作用時間和頻率并不相同，植筋結構在循環荷載作用下是否具有同樣的效果，還需深入探討。張建榮等[12]、徐莉艷[13]、文國想等[14]針對植筋梁受彎性能設計了試驗，但由于植筋深度不足，植入鋼筋未屈服，發生了脆性破壞。對植筋梁進行的靜載和循環荷載試驗[15-16]發現，植筋端頭未加設箍筋的植筋梁在疲勞試驗中發生脆性破壞，但對植筋梁中植筋端頭加設箍筋對受力性能的影響研究較少，所以，在植筋端頭加設箍筋進行對比試驗具有重要意義。

筆者通過對6個植筋梁進行循環荷載試驗，并通過有限元模擬6個植筋梁進行靜載試驗，研究植筋端頭加設箍筋對植筋梁的受力性能的影響和植筋端頭應變的變化規律。

1 植筋梁的受彎試驗

1.1 試驗構件概況

靜載試驗植筋深度為20D、25D、30D，植筋端頭未設箍筋的靜載試驗植筋梁編號分別為J1、J2、J3，循環荷載試驗植筋端頭未設箍筋的植筋梁編號為P1、P2、P3，加設箍筋的植筋梁為P4、P5、P6。各試驗梁的詳細情況見表1，尺寸見圖1～圖3，配筋情況見圖4。在植筋端頭貼應變片直接測得試驗中的植筋應變數值。通過靜載試驗和循環荷載試驗分析植筋端頭加設箍筋是否能改善植筋梁各方面的受力性能。

表1 試驗梁明細表Table 1 Test beam list

續表1

圖1 J1、P1、P4梁尺寸圖Fig.1 J1, P1, P4 beam size drawing

圖2 J2、P2、P5梁尺寸圖Fig.2 J2, P2, P5 beam size drawing

圖3 J3、P3、P6梁尺寸圖Fig.3 J3, P3, P6 beam size drawing

圖4 試驗梁配筋圖Fig.4 Test beam reinforcement

混凝土采用C30商品混凝土，縱向受拉鋼筋、所植縱向鋼筋采用HRB400，直徑為25 mm。架立筋、箍筋采用HPB300，直徑為10 mm，箍筋間距100 mm。植筋膠均采用德國慧魚植筋膠。

1.2 加載方案

靜載試驗采用集中力分級(每級10 kN)加載方案。臨近開裂荷載時，每級加載改為5 kN一級，直到產生第一條裂縫。求得開裂荷載后，再轉換為每級10 kN。臨近破壞時，改為位移加載，速度采用1 mm/min，直至試驗梁破壞。

疲勞試驗在100T加載架下進行，采用跨中集中力加載。疲勞試驗開始前，先進行預加載，檢查設備是否工作正常。之后進行一次靜載試驗，分級加載至疲勞上限，每級10 kN。目的是對比試件經過疲勞后的性能變化。隨后分級卸載，每級30 kN。再進行疲勞試驗，上限90 kN，下限50 kN，頻率為7 Hz。加載至1萬次、10萬次、50萬次、100萬次、150萬次，停機進行一個循環的靜載試驗。當加載至200萬次時，對試件施加靜載直至破壞。

1.3 試驗結果分析

1.3.1 靜載試驗梁跨和循環試驗梁中荷載-撓度曲線 圖5為植筋端頭未加設箍筋的3根植筋梁荷載-撓度曲線。由圖5可知，曲線分為3個階段，第1階段3條曲線幾乎重合；第2階段，到達開裂荷載以后，3條曲線的斜率發生變化，由幾乎重合變為分離上升，直至峰值；第3階段，達到峰值之后，均有下降趨勢，植筋深度越大下降越平緩，植筋梁的延性越好。綜合3條曲線，變化規律與植筋梁的植筋深度有直接關系，3條曲線的斜率表明，試驗梁的變形能力隨植筋深度的增加而增強。圖6與圖7分別為循環荷載加載完畢后植筋端頭未加設箍筋和植筋端頭加設箍筋的植筋梁荷載-撓度曲線。與靜載時植筋梁的荷載-撓度曲線不同，開始階段兩圖中3條曲線均沒有重合，且經過峰值之后下降段均比較平緩。比較圖6與圖7，當荷載相同時，植筋端頭加設箍筋的植筋梁撓度比植筋端頭未加設箍筋的植筋梁撓度減小10%左右。由此可見，在植筋端頭加設箍筋可以有效提高植筋梁的剛度。

圖5 靜載試驗梁J1～J3跨中荷載-撓度曲線Fig.5 Static load test beam J1-J3 span load - deflection

圖7 循環荷載試驗梁P4～P6跨中荷載-撓度曲線Fig.7 Cyclic loading test beam P4-P6 span

1.3.2 循環荷載試驗梁的跨中殘余撓度與循環次數曲線 圖8為循環荷載試驗梁的跨中殘余撓度與循環次數曲線。殘余撓度是指混凝土植筋梁在完全卸載后植筋梁相對于加載前的撓度。混凝土植筋梁在經過循環荷載作用后，0萬次和10萬次跨中殘余撓度逐漸增大，此過程中的跨中殘余撓度明顯增大,主要是由于植筋與混凝土的錯位引起的。隨后的循環加載中期，植筋梁內部趨于穩定，跨中的殘余撓度逐漸趨于穩定。將圖中6條曲線分為3組，可以從兩個方面進行分析。第一方面：跨中殘余撓度隨植筋深度的增加而減小。在循環荷載作用的過程中，植筋深度越深，植筋梁的抗變形能力越強，植筋梁的整體剛度隨植筋深度的增加而增大。第二方面：當植筋深度相同時，植筋端頭加設箍筋的植筋梁，跨中殘余撓度均小于植筋端頭未加設箍筋的植筋梁，所以，植筋端頭加設箍筋對植筋梁的抗變形能力有良好的改善作用。分析其原因，植筋端頭加設箍筋可以改善植筋端頭的受力狀態，約束植筋端頭，從而提高梁的整體性。由此可以進一步確定在植筋端頭加設箍筋能提高植筋梁的整體剛度。

圖8 循環荷載試驗梁的跨中殘余撓度與循環次數曲線Fig.8 Residual deflection and cycle number curves of beams in cyclic load

1.3.3 循環荷載植筋梁植筋端頭應變分析 圖9為循環荷載植筋端頭應力圖。P1、P2、P3分別為植筋深度為20D、25D、30D的植筋端頭未設箍筋的3根植筋梁。P4、P5、P6分別為植筋深度為20D、25D、30D的植筋端頭加設箍筋的植筋梁。比較P1、P2、P3梁荷載與植筋端頭應變曲線可以看出，當循環荷載加載前50萬次時，曲線隨著荷載的增加可分為兩部分，其中應變較高的部分為植筋端頭未設箍筋的P1、P2、P3，而應變較低的為植筋端頭加設箍筋的P4、P5、P6，說明在循環荷載初期，植筋端頭加設箍筋可以有效減小植筋梁植筋端頭的應變。當循環荷載繼續加載，6根植筋梁的植筋端頭應力不同程度增大，觀察在第100萬次和200萬次循環荷載后，植筋梁植筋端頭應變呈現出有規律上升。第一，將P1、P2、P3的曲線分為一組，P4、P5、P6的曲線分為一組，植筋深度為植筋梁中植筋端頭應變的直接影響因素。植筋深度越大，植筋端頭的應變隨著荷載逐級增加越小，在植筋端頭應變與荷載曲線中表現出植筋深度越大，曲線的斜率越小，也就是應變隨荷載增加變化較小。所以，增加植筋深度對改善植筋梁植筋端頭的應變有顯著作用。第二，當植筋深度相同時，植筋端頭加設箍筋的植筋梁，其植筋端頭的應變總會小于植筋端頭未加設箍筋的植筋梁的植筋端頭應變，即P4的曲線隨著荷載的增加，其位置都在P1之下。P5與P2、P6與P3的位置關系與之相同。分析數據得，未進行循環荷載時，植筋端頭加設箍筋的植筋梁植筋端頭應變比未加設箍筋的植筋梁植筋端頭應變降低43.7%；加載至50萬次時，降低27.5%；加載至100萬次時，降低25.8%；加載至200萬次時，降低20.4%。由于植筋梁變形植筋端頭承受荷載為水平和豎直兩個方向，當加設箍筋時，其承受的剪力由箍筋承擔，因此，加設箍筋的植筋端頭應變較未加設箍筋的要小。所以，當植筋深度相同時，植筋端頭加設箍筋的植筋梁植筋端頭的應變均小于未加設箍筋的植筋梁植筋端頭的應變，并且隨著循環荷載的進行，兩者存在一定的轉化關系。

圖9 循環荷載植筋端頭應力圖Fig.9 Cyclic loading anchorage end stress

1.3.4 不同受力狀態下植筋端頭應變分析 與同樣植筋深度、植筋直徑下拉拔實驗結果對比，承受相同極限荷載時，受彎剪構件所需植筋深度更小。同樣荷載下，受彎構件植筋端頭應變較小的原因是：受彎剪作用時，植筋端頭的受力和單純受拉不同，彎剪構件由于植筋梁變形，所承受荷載分為水平和豎直兩個方向，水平方向受拉，豎直方向受剪，當受力相同時，受彎構件的水平方向分力較拉拔時小，剪力由箍筋承擔，所以，植筋梁中的所需植筋深度較小。《混凝土結構加固設計規范》中按單純受拉計算植筋深度，但實際工程中植筋受彎剪作用，根據所需承載力計算出的植筋深度過長，實際施工時不宜操作，所以，植筋深度的計算應參考植筋受彎剪作用的數據。植筋端頭加設箍筋因抗剪承載力提高承擔的豎向分力增大，植筋梁承擔的極限承載力增大，植筋深度可以適當減小。

2 有限元分析

采用分離式有限元方法建立J1、J2、J3的試驗梁驗證模型，混凝土采用solid65單元，鋼筋采用link8桿單元[17-19]，用鋼筋與混凝土之間公用節點來模擬植筋膠的粘結作用。有限元模型計算得出的開裂荷載、極限荷載、受拉鋼筋應力等與試驗值的相對誤差均小于10%，有限元分析結果與試驗結果吻合良好，證實了植筋梁有限元模型可靠性良好。試驗沒有對植筋端頭加設箍筋的植筋梁進行靜載試驗，所以，建立植筋梁有限元模型，植筋端頭加設箍筋的植筋梁編號為GJ1、GJ2、GJ3。圖10為植筋梁網格劃分，圖11為鋼筋單元圖，圖12為加設箍筋局部鋼筋單元圖。

表2有限元模擬梁明細
Table2Finiteelementsimulationbeamdetails

梁編號埋置深度/mm是否加設箍筋加載方式J1500否靜載J2620否靜載J3750否靜載GJ1500是靜載GJ2620是靜載GJ3750是靜載

圖10 植筋梁網格劃分Fig.10 Reinforcement beam mesh

圖11 鋼筋單元圖Fig. 11 Reinforcement units

在建立的J1、J2、J3試驗梁有限元米線的基礎上，再建立分別與J1、J2、J3相對應的3根植筋端頭加設箍筋試驗梁GJ1、GJ2、GJ3的有限元模型。

2.1 有限元模擬結果

表3、表4、表5分別為試驗梁的開裂荷載、極限荷載和最大應力值。

表3 混凝土開裂荷載Table 3 Concrete cracking load

表4 植筋混凝土梁的極限荷載Table 4 Ultimate load of reinforced concrete beams

表5 植筋最大應力對比Table 5 The maximum stress contrast of implants

綜合表3、表4、表5，對比有限元模擬的6根梁的植筋混凝土梁開裂荷載、植筋混凝土梁的極限荷載、植筋最大應力，植筋端頭加設箍筋的植筋梁在鋼筋的受力性能和混凝土的受力性能以及植筋梁整體的受力性能均優于未設置箍筋的植筋梁，說明對植筋端頭處加設箍筋可以明顯提高植筋混凝土梁的受力性能。

2.2 植筋端頭應變對比圖

圖13為有限元模擬的植筋梁在循環荷載前植筋端頭應變-荷載曲線。模擬結果與實驗數據對比，此圖與循環荷載植筋梁植筋端頭應力分析中的圖9(a)受力環境相同，其中，J1、J2、J3為植筋端頭未加設箍筋的植筋梁，GJ1、GJ2、GJ3為植筋端頭加設箍筋的植筋梁。隨著荷載逐級增大，6條曲線清晰地自成兩組。第2組GJ1、GJ2、GJ3植筋端頭的應變均低于第1組J1、J2、J3的植筋端頭的應變。分析植筋端頭應變發現：植筋端頭加設箍筋的植筋梁的應變比植筋端頭未加設箍筋的植筋梁的應變減小41.3%。分析圖9(a)植筋端頭應變發現：植筋端頭加設箍筋的植筋梁的應變比植筋端頭未加設箍筋的植筋梁的應變減小43.7%，說明在循環荷載施加之前的靜載階段，植筋端頭加設箍筋可以減小植筋在工作過程中的應變。分析植筋梁在循環荷載加載過程中50萬次、100萬次、200萬次的植筋端頭應變發現，加設箍筋與否與植筋端頭的應變有一定轉化關系，且與植筋深度無關。所以，結合建立的有限元模型的數據和試驗梁測得的植筋梁植筋端頭的應變，整理出植筋梁有無箍筋時的植筋端頭應變關系。

(1)

式中：N為循環荷載次數；α1為植筋端頭加設箍筋的植筋端頭應變；α2為植筋端頭未加設箍筋的植筋端頭應變。

圖13 有限元模擬植筋梁植筋端頭應變對比圖Fig.13 The strain comparison diagram of the end-head of the implant is simulated by finite element

3 結論

分析靜載試驗和循環荷載試驗荷載-撓度曲線，在植筋梁的受力環境相同時，植筋端頭加設箍筋可以有效減小跨中撓度，所以，在植筋梁的植筋端頭加設箍筋可以有效提高植筋梁的抗變形能力。6根植筋梁在循環荷載下的殘余撓度對比表明：植筋梁的整體剛度隨植筋深度的增加而增大；植筋端頭加設箍筋能有效提高植筋梁的整體剛度。

靜載試驗和循環荷載試驗證明植筋端頭加設箍筋可以改善植筋梁中植筋的受力環境和應變。循環荷載下植筋端頭應變表明，植筋深度越大，植筋端頭的應變隨荷載增加的變化率越小；當植筋深度相同時，在同樣的受力狀態下，植筋端頭加設箍筋的植筋梁應變均小于植筋端頭未加設箍筋的植筋梁的應變，且差值隨循環荷載增加而減小。植筋梁受彎剪作用所需植筋深度較受拉時更小，實際工程中植筋受彎剪作用，植筋端頭加設箍筋有利于提高彎剪作用下植筋梁的受力性能。

用ANSYS模擬植筋端頭加設箍筋的植筋梁進行靜載試驗，結果表明，植筋端頭加設箍筋可以提高植筋梁的開裂荷載、極限荷載，并且其增長率在一定范圍內隨著植筋深度的增加而減小。通過分析有限元模擬的數據和試驗所測數據，整理出植筋端頭加設箍筋的植筋端頭應變和未加設箍筋植筋端頭應變的關系且與植筋深度無關。該關系能與實驗數據良好吻合，能實現植筋梁中植筋端頭有無箍筋時的植筋端頭應變的轉化。