墩粗鋼筋在高強鋼纖維混凝土中的黏結錨固性能

陳子璇， 李新星， 肖建莊，*， 陳宣言， 李水生

（1.同濟大學 土木工程學院，上海 200092；2.中國建筑第五工程局有限公司，湖南 長沙 410004）

鋼纖維的加入提高了混凝土的抗拉強度和抗裂縫發展能力［1-2］.與無鋼纖維的混凝土相比，鋼纖維混凝土（SFRC）的黏結強度和破壞模式顯著改善［3-6］，且基本錨固長度有所降低.SFRC常被用作預制拼裝混凝土橋梁和建筑的現澆接縫材料［7］.然而，相比整澆試件，由于鋼筋與后澆SFRC之間存在滑移現象，在預制裝配試件的接縫處仍能觀察到較大位移［8-9］，因此，本文擬通過機械錨固進一步增強鋼筋與SFRC之間的黏結性能.機械錨固是提高鋼筋-混凝土黏結-滑移性能的重要方式之一.配有橫向鋼筋的機械錨固試件的滑移量顯著降低，且表現出一定延性［10-11］.相比于其他機械錨固方式，鋼筋墩粗的處理方式無需進行焊接，不僅降低了施工難度，還能避免鋼筋連接區布置空間不足的問題.

鑒于此，本文從改變鋼筋的錨固端外形著手，將鋼筋的1個端頭進行墩粗處理，增大末端與混凝土的接觸面積.通過普通鋼筋、墩粗鋼筋與混凝土之間的拔出試驗，以黏結長度和保護層厚度為變量，研究錨固端鋼筋墩粗對鋼筋-SFRC黏結-滑移性能的影響規律及影響機理.

1 試驗設計

1.1 試驗材料

試驗材料包括設計強度等級為80 MPa的SFRC和HRB400熱軋帶肋鋼筋.HRB400鋼筋直徑為14 mm，材料性能如表1所示.SFRC用原材料如下：水泥為P·O 42.5普通硅酸鹽水泥；粗骨料為粒徑5～20 mm級配碎石；細骨料為天然河砂，表觀密度為2.82 g/cm3；礦粉為S95礦粉，表觀密度為0.78 g/cm3；礦物摻合料為Ⅱ級粉煤灰和表觀密度為2.78 g/cm3且SiO2含量（質量分數，文中涉及的含量、水膠比等均為質量分數或質量比）大于90%的硅灰；外加劑為聚羧酸減水劑，減水率大于30%；鋼纖維為長度35.00 mm、直徑0.55 mm的端鉤型鋼纖維，抗拉強度為1 200 MPa.SFRC水膠比為0.27，配合比如表2所示.自然養護28 d后測得邊長為100 mm立方體試件的平均抗壓強度為93.5 MPa.

表1 HRB400鋼筋的材料性能Table 1 Material property of HRB400 steel bar

表2 SFRC的配合比Table 2 Mix proportion of SFRCkg/m3

1.2 試件設計及制作

混凝土拔出試件尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，以鋼筋類型（墩粗鋼筋及普通鋼筋）、黏結長度l和保護層厚度c為試驗參數.其中，墩粗鋼筋試件的黏結長度為（3～6）d（d為鋼筋直徑），普通鋼筋試件的黏結長度為（5～8）d；2種試件的保護層厚度為2d和4d.墩粗鋼筋-SFRC拔出試件和普通鋼筋-SFRC拔出試件各設置8組，每組2個試件，共計32個試件.將鋼筋熱處理后進行人工錘擊墩粗處理，使鐓粗端直徑為18 mm，另外在墩頭處焊接1段長90 mm、直徑12 mm的鋼筋，用于測量鋼筋自由端的位移.試件內設置1段硬質PVC塑料管，以改變鋼筋的黏結長度，同時避免加載端混凝土受局部擠壓的影響.試件混凝土保護層厚度c的變化可以通過偏心布置鋼筋實現［12］.試件設計如圖1所示.

圖1 試件設計Fig.1 Specimen design （size： mm）

1.3 加載及量測方案

按照CECS13： 2009《纖維混凝土試驗方法標準》的要求，拔出試驗采用WA-600B萬能試驗機進行加載，試驗加載裝置如圖2所示.為避免加載端鋼筋自身變形、頸縮對滑移量測量值的影響，將鋼筋自由端的位移作為鋼筋滑移量，通過2個千分表測量后取平均值.試件標準養護28 d后開展試驗.

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test loading device

需要說明的是，混凝土拔出試驗前，先預加載至1 kN，再將荷載卸至0 kN，然后正式開始加載.鋼筋屈服前采用力加載方式，加載速率為2 kN/min；鋼筋屈服后采用位移加載方式，加載速率為5 mm/min.當鋼筋自由端滑移量達到15 mm時或者試件承載力顯著下降時，認為試件破壞，即停止試驗.

2 試驗結果

試驗記錄峰值拉拔荷載Fu（kN）及其對應的峰值滑移su（mm），各組試件參數及主要試驗結果如表3所示.其中試件編號N（D）-l5d-c2d-1中的首字母N表示普通鋼筋試件，D表示墩粗鋼筋試件，l5d表示黏結長度為5倍鋼筋直徑，c2d表示保護層厚度為2倍鋼筋直徑，1表示是該組的第1個試件；其余編號依此類推.

表3 各鋼筋-SFRC試件參數及主要試驗結果Table 3 Parameters and main test results of steel-SFRC specimens

鋼筋混凝土的極限黏結應力（黏結強度）τu（MPa）由式（1）計算得到：

2.1 破壞模式

試驗過程中主要觀察到3種破壞模式：混凝土剪壓破壞、混凝土劈裂破壞和鋼筋拉斷破壞.試件的典型破壞形態如圖3所示.由圖3可見：（1）墩粗鋼筋試件D-l3d-c2d、D-l4d-c2d及D-l6d-c2d-2（以D-l3dc2d-2為例）發生混凝土剪壓破壞，裂縫較大且數量較多，初始裂縫出現在鋼筋的自由端附近；隨著荷載的增加，裂縫逐漸發展，最終呈現從墩頭向外放射的貫穿斜裂縫，混凝土出現剪壓椎體破壞，最大裂縫寬度約為3 mm；在極限荷載時，鋼筋與混凝土產生明顯滑移，同時鋼筋墩頭和鋼筋肋處的混凝土被刮出.（2）普通鋼筋試件N-l5d-c2d、N-l6d-c2d（以N-l5dc2d-2為例）發生混凝土劈裂破壞，試件裂縫較小且單一，裂縫主要在加載端附近出現；隨著荷載的增加，裂縫從混凝土加載端邊緣貫穿到自由端邊緣，鋼筋被拔出，最大裂縫寬度為0.5 mm.（3）未提及的其余普通鋼筋和墩粗鋼筋試件（以D-l3d-c4d-2為例）均發生鋼筋拉斷破壞，試件表面均未發現明顯裂縫.

圖3 試件破壞模式Fig.3 Failure patterns of specimens

2.2 黏結-滑移曲線

各試件典型黏結-滑移（τ-s）曲線如圖4所示.混凝土剪壓破壞和劈裂破壞試件可記錄到完整的τ-s曲線.與普通鋼筋混凝土的τ-s曲線類似，墩粗鋼筋混凝土包括微滑移、裂縫發展、下降和殘余階段.鋼筋拉斷破壞試件的τ-s曲線僅記錄到上升段數據.

圖4 各試件典型黏結-滑移曲線Fig.4 Typical bond-slip curves of each specimen

在加載初期，試件的黏結應力主要由化學膠著力和機械咬合力提供，自由端鋼筋基本無滑移；隨著荷載的增加，保護層開始產生微裂縫，自由端產生微小位移，此時墩粗鋼筋試件墩頭開始發揮錨固作用；隨著裂縫的進一步發展，τ-s曲線的斜率逐漸變緩，直至極限黏結強度；隨后，保護層逐漸形成貫穿劈裂裂縫或剪壓錐形裂縫，黏結應力緩慢下降，滑移量進一步增大.由于SFRC中鋼纖維的橋聯作用，混凝土并未發生脆性破壞，仍能提供一定的機械咬合力和摩擦力.總體上，各試件的τ-s曲線與試驗觀察的破壞過程相符.

3 影響黏結錨固的因素

3.1 黏結長度

試件黏結強度τu、峰值滑移su與黏結長度l的關系如圖5、6所示.由圖5、6可見：（1）隨著黏結長度的增加，試件的黏結強度逐漸減小，并與黏結長度呈線性關系.這是因為黏結長度較大時應力分布不均勻，高應力區相對較短，故黏結強度相對較低.（2）隨著黏結長度的增加，試件的峰值滑移顯著降低，其中墩粗鋼筋試件更為明顯.（3）當保護層厚度為2d或4d時，黏結長度對墩粗鋼筋試件黏結強度的影響較普通鋼筋試件更加明顯.這是由于墩粗鋼筋的鐓頭處提供了較大的集中應力.

圖6 試件峰值滑移與黏結長度的關系Fig.6 Relationship between peak slip and bond length of specimens

3.2 保護層厚度

試件黏結強度τu、峰值滑移su與保護層厚度l的關系如圖7、8所示.由圖7、8可見：（1）隨著保護層厚度的增大（由2d增至4d），試件黏結強度略微提高，例如墩粗鋼筋試件D-l3d-c4d的黏結強度較D-l3d-c2d提高4.5%，普通鋼筋試件N-l5d-c4d的黏結強度較N-l5d-c2d提高3.4%.這說明保護層厚度對混凝土黏結強度的影響不如黏結長度的影響顯著.（2）隨著保護層厚度的增大（由2d增至4d），試件的峰值滑移減小，例如墩粗鋼筋試件D-l3d-c4d的峰值滑移較D-l3d-c2d降低20%，普通鋼筋試件N-l5d-c4d的峰值滑移較N-l5d-s2d降低49%.（3）當黏結長度較小時，增大保護層厚度的作用更為明顯.這是因為增大保護層厚度相當于增加了參與環向受力的混凝土面積，延緩了裂縫的開展和蔓延，使試件的破壞模式發生改變.（4）當黏結長度較長（6d或8d）時，鋼筋與混凝土接觸面局部的黏結應力降低，2d保護層厚度的環向混凝土已能夠對鋼筋提供足夠的握裹力，環向應力未達到抗拉強度，混凝土表面無明顯劈裂裂縫，此時再增大保護層厚度，對黏結強度和峰值滑移的影響已不顯著，例如對墩粗鋼筋試件D-l6d-s2d、D-l6d-s4d和普通鋼筋試件N-l8d-s2d、N-l8d-s4d來說，其黏結強度和峰值滑移基本保持一致.

圖7 試件黏結強度與保護層厚度的關系Fig.7 Relationship between bond strength and coverage thickness of specimen

圖8 試件峰值滑移與保護層厚度的關系Fig.8 Relationship between peak slip and coverage thickness of specimen

3.3 鋼筋墩粗處理

對鋼筋進行墩粗處理可顯著提高鋼筋與混凝土之間的錨固性能，使得試件破壞模式由混凝土劈裂破壞向混凝土剪壓破壞或鋼筋拉斷破壞轉變.在保護層厚度為2d情況下，對于普通鋼筋試件，只有當黏結長度為7d時，鋼筋才能達到極限承載力；而對于墩粗鋼筋試件，當黏結長度為5d時即可使鋼筋拉斷.圖9為鋼筋墩粗處理對試件峰值滑移的影響.由圖9可見：鋼筋墩粗處理對于試件峰值滑移的影響十分顯著；在同等保護層厚度情況下，黏結長度為5d和6d的墩粗鋼筋試件的峰值滑移較普通鋼筋試件降低47%～72%.因此，在連接節點中采用墩粗鋼筋代替普通鋼筋可減小鋼筋在SRFC中的基本錨固長度，降低連接節點長度，進而節省鋼筋降低工程造價，利于施工.

圖9 墩粗鋼筋對試件峰值滑移的影響Fig.9 Effect of upsetting steel bar on peak slip of specimens

墩粗鋼筋試件展現出特有的混凝土剪壓破壞特征，這與墩頭產生的內力分布密切相關.在加載初期，由直錨段鋼筋引起的黏結力和摩擦力起主要作用；而隨著相對滑移量的增加，直錨段鋼筋的黏結作用下降，墩頭的錨固作用占主導.鋼筋直錨段對環向混凝土施加拉應力的同時，墩頭對其周圍的混凝土基體施加集中剪壓應力，因此混凝土出現椎體破壞，形成多裂縫，造成表層混凝土脫落，如圖10所示.墩粗鋼筋試件的破壞模式與墩頭附近的混凝土約束作用密切相關，受黏結長度的影響較弱.例如，盡管D-l5d-s2d試件足夠使鋼筋拉斷，D-l6d-s2d-2試件仍然出現了墩頭處剪壓破壞，可能是墩頭周圍混凝土澆筑質量不佳導致的.為保證墩粗鋼筋黏結錨固的安全性和可靠性，結合本試驗情況，建議墩粗鋼筋與混凝土錨固時保護層厚度保證大于2d.

圖10 墩粗鋼筋試件剪壓破壞特征Fig.10 Splitting failure of specimen with upsetting steel bar

4 黏結-滑移關系

圖4顯示，墩粗鋼筋試件與普通鋼筋試件的τ-s曲線形狀基本一致.因此，對于墩粗鋼筋試件，在墩頭處局部破壞不起控制作用的情況下，可在有限元模擬中對鋼筋-混凝土界面采用與普通鋼筋相同形式的τ-s曲線.當試件破壞模式為混凝土劈裂破壞或剪壓破壞時，可記錄包含上升段及下降段的τ-s曲線.對這部分數據進行擬合，并參考Xiao等［13］的研究，采用歸一化無量綱參數黏結應力-τ和滑移-s，建立墩粗鋼筋及普通鋼筋與SFRC間的黏結-滑移本構關系，如式（2）、（3）［14-15］所示.

式中：a和b為修正常數，可通過試驗數據進行確定.

式（3）中的計算式分別由Haraji［14］和過鎮海［15］基于普通鋼筋與普通混凝土拔出試驗及混凝土受壓全曲線的下降段提出，通過修正常數a和b，將其推廣至SFRC中.通過對試驗數據進行回歸分析，確定本試驗中的a=0.1，而普通混凝土試件的a=0.3［14］，因此SFRC試件的τ-s曲線上升段較普通混凝土更陡；常數b與τ-s曲線下降部分的面積相關，b值越小，則峰值后殘余承載力及耗散能量越大.本試驗通過回歸分析，將b值取為0.15，與普通混凝土基本保持同一水平.試件的黏結-滑移本構關系如圖11所示.由圖11可見：總體上試件的-τ--s預測曲線與試驗曲線擬合良好，表明式（3）可以適用于SFRC與墩粗鋼筋及普通鋼筋的黏結-滑移過程.需要指出的是，受試驗組數的限制，式（3）對不同混凝土強度、鋼筋直徑和鋼筋強度的適用性未得到充分驗證，可針對不同情況對修正常數a和b進行調整，以便更好地滿足實際情況.

圖11 試件的黏結-滑移本構關系Fig.11 Bond-slip constitutive relationship of specimens

5 結論

（1）當黏結長度較小時，普通鋼筋試件呈現混凝土劈裂破壞，裂縫由加載端開始逐漸向自由端開展；而墩粗鋼筋試件的破壞模式為由墩頭處集中的局壓應力導致的混凝土剪壓破壞，裂縫首先出現在自由端，呈現由墩頭向外放射的貫穿斜裂縫，周圍混凝土形成椎體破壞.墩粗鋼筋-SFRC的黏結-滑移曲線與普通鋼筋-SFRC基本一致，包括微滑移、裂縫開展、下降和殘余階段.

（2）隨著黏結長度的增加，試件的黏結強度降低，大致與黏結長度呈線性關系，且黏結長度對墩粗鋼筋試件的影響較普通鋼筋試件更加明顯.當黏結長度增大時，墩粗鋼筋試件和普通鋼筋試件的峰值滑移均逐漸減小；當黏結長度較小時，黏結長度的增加對試件的峰值滑移減小的作用更為明顯.對于墩粗鋼筋試件和普通鋼筋試件，當保護層厚度由2d增至4d時，其黏結強度略微提高，峰值滑移降低，且黏結長度較小時，增大保護層厚度的作用更為明顯.

（3）鋼筋墩粗處理可提高鋼筋與混凝土之間的黏結強度，顯著降低峰值滑移，使破壞模式由混凝土劈裂破壞向剪壓破壞或鋼筋拉斷破壞轉變.

（4）建立了墩粗鋼筋-SFRC的歸一化黏結-滑移關系.