高強不銹鋼筋與UHPC的粘結錨固性能研究

李海云，吳文輝，侯 楠，李 然，鄧瑞婷，趙 晶

(1.石家莊鐵道大學 土木工程學院，河北 石家莊 050043；2.旭陽工程有限公司邢臺分公司，河北 邢臺 054000；3.廣州地鐵設計研究院股份有限公司，廣東 廣州 510000)

鋼筋混凝土構件抗力計算的前提是二者之間無相對滑移，這就需要鋼筋與混凝土之間有充足的粘結力，而鋼筋銹蝕是影響二者之間粘結力的重要因素.在一般情況下鋼筋混凝土構件都是以帶裂狀態工作，空氣中的二氧化碳會破壞鋼筋表面的鈍化膜[1]，加速鋼筋銹蝕降低鋼筋與混凝土之間的粘結力，影響鋼筋混凝土結構的耐久性[2].超高性能混凝土(ultra-high performance concrete，UHPC)具有超高的強度和良好的塑性性能[3]，將普通混凝土用UHPC代替，可以有效的解決混凝土開裂的問題.不銹鋼筋具有優良的耐腐蝕性能，將普通鋼筋用不銹鋼筋代替，可從根本上解決鋼筋的銹蝕問題[4]，提高構件的耐久性.早期就有學者對二者之間的粘結性能進行試驗研究[5]，并在試驗研究的基礎上建立粘結滑移本構模型[6-7].目前.國內外對粘結性能的研究主要從鋼筋種類[8-12]、混凝土等級[13-16]、鋼筋銹蝕率[17-18]等影響因素對粘結強度的影響，和建立鋼筋混凝土的粘結滑移本構關系[19-23].隨著科技發展，新的科研手段不斷涌現，也有部分學者嘗試利用有限元的方法研究鋼筋與混凝土之間的粘結滑移本構關系[24-25].

本次試驗設計了12組共36件不銹鋼筋與超高性能混凝土的拉拔試樣，研究鋼筋種類、鋼筋直徑、相對保護層厚度、相對錨固長度、配箍率等參數對不銹鋼筋和超高性能混凝土粘結性能的影響.

1 拉拔試驗

1.1 材料性能試驗

根據《混凝土物理力學性能試驗方法標準》(GB/T50081—2019)[26]制作了6個邊長100 mm ×100 mm×100 mm的立方體超高性能混凝土試塊，采用微機屏顯式液壓壓力試驗機，以0.6 MPa/s的速率對標準試塊進行加載，測得混凝土的立方體抗壓強度(取測試值的平均值)fcu為120 MPa.

本次試驗采用三種帶肋鋼筋和一種光圓鋼筋(如圖1所示)，三種帶肋鋼筋的橫肋間距都為10 mm，BS-R不銹鋼筋的橫肋與普通鋼筋大致相同，縱肋略高于普通鋼筋；AS-R不銹鋼筋的橫肋不是標準的月牙形狀，而是中間與兩端等寬的矩形橫肋，其寬度略寬于普通鋼筋與DS-R不銹鋼筋，但高度略低于兩者，縱肋尺寸與HRB-600-S大致相同.

圖1 試驗所選用鋼筋

根據《金屬材料試驗拉伸》[27](GB/T 228.1-2015)對鋼筋進行取樣，每種鋼筋取2個試樣，采用SHT4106-G微機控制電液伺服萬能試驗機，以10 MPa/s的速率對鋼筋試樣進行拉伸，得到鋼筋的極限抗拉強度，并以殘余應變的0.2%所對應的荷載作為不銹鋼的屈服強度，其力學性能見表1，不銹鋼分為雙相體不銹鋼和奧氏體不銹鋼，除普通鋼筋外鋼筋編號中D代表雙相體不銹鋼，A代表奧氏體不銹鋼，R代表帶肋鋼筋，P代表光圓鋼筋，d為鋼筋直徑，fy為鋼筋屈服強度，fu為鋼筋極限強度.

表1 鋼筋的物理力學性能

1.2 試樣設計

拉拔試驗試樣分為5個控制變量(鋼筋類型、鋼筋直徑、相對保護層厚度、相對錨固長度和配箍率)對照組，試樣加工示意如圖2所示(以HC-HSS-2為例)，為了測試粘結應力的分布，將鋼筋沿軸線切割成兩瓣，在每瓣的中心進行銑槽(如圖3)，凹槽貫穿整個鋼筋，在凹槽內貼應變片并引出導線，用環氧樹脂將兩瓣鋼筋進行粘合使其恢復原貌(如圖4所示).每個試樣配置三個相同的試塊，以免發生偶然情況造成數據異常，各試樣參數如表2所示.

圖2 拉拔試件(mm)

圖3 鋼筋加工示意圖以及應變片位置(mm)

圖4 鋼筋加工與粘合后實物圖

為了避免反力板對試樣內部的錨固段造成傷害，將直徑略大于鋼筋的PVC管套在試樣的加載端，并將其密封防止PVC管灌漿導致錨固長度增加.澆筑并振搗之后養護28 d后開始拉拔試驗.

1.3 加載方案

根據《混凝土物理力學性能試驗方法標準》(GB/T50081—2019)，拉拔試驗采用SHT4106-G微機控制電液伺服萬能試驗機，為方便試樣在試驗機上的安裝，制作了放置試樣的輔助反力架，在反力架內設置位移計測量試件鋼筋的自由端滑移，輔助反力架和安裝在試驗機上的試樣分別如圖5所示.試驗時固定反力架的上加載螺栓，以0.3 kN/s的速率對試件鋼筋進行加載，試驗荷載通過計算機采集.

圖5 試驗裝置示意圖

2 試驗現象及結果

2.1 破壞形態

表3給出了本次拉拔試驗各試樣的破壞形式，可以看出，試樣的主要破壞形式為鋼筋拔出破壞，有少量試件破壞形式為鋼筋拉斷或混凝土劈裂破壞.

表3 中心拉拔試驗破壞形式

本次試驗以鋼筋拔出破壞為主，存在少量混凝土劈裂破壞和鋼筋拔斷破壞.對于混凝土劈裂破壞，當荷載加載至約峰值荷載的80%時，試樣混凝土開始出現裂縫，同時混凝土土體內部發出鋼纖維拉扯產生的聲響，隨著荷載增大，裂縫逐漸擴展至貫穿混凝土體，此時荷載達到峰值，該過程較為緩慢，試樣被劈裂為2瓣或3瓣，試樣的側面出現貫通的裂縫，圖6為其中的典型破壞圖片；而鋼筋拔出破壞，試驗過程中隨著荷載的增加，開始時試樣無變化，當荷載達到峰值荷載時，鋼筋和少量混凝土慢慢被拔出(如圖7)，隨后荷載逐漸下降，該下降過程同樣較為緩慢；鋼筋拔斷破壞是鋼筋與混凝土之間的錨固力超過了鋼筋自身的強度，其荷載位移曲線類似于鋼材拉伸試驗的應力-應變曲線(如圖8)，破壞時比較突然.

圖6 劈裂破壞試件

圖7 拔出破壞試件

圖8 HC-S-1試驗曲線

2.2 試驗結果

試樣的粘結強度計算公式如式(1)所示.

其中，τ為平均粘結應力，MPa；Fu為極限拉拔力，kN，其余字母含義同前.

(1)

分析試驗結果可得每組數據的變異系數范圍介于0.04與0.21之間，差別較小，故取每組3個試樣的平均值作為其粘結強度.各試樣相關數據如表4.不同影響因素下試樣的粘結-滑移曲線如圖9所示.

表4 試樣極限拉拔力及粘結強度試驗值

圖9 不同參數下的粘結-滑移對比曲線

2.2.1 鋼筋直徑對粘結性能的影響

鋼筋直徑越大錨固力越大，但粘結應力基本相同(表4).不同直徑的鋼筋從UHPC中拔出時，前期的錨固力上升趨勢基本一致，如圖9(a)所示，鋼筋直徑越大，錨固力越大，荷載到達到各自峰值的80%時，曲線斜率開始下降，當荷載達到最大值時，鋼筋與UHPC試塊脫膠，錨固力下降.

2.2.2 鋼筋種類對粘結性能的影響

鋼筋種類對粘結性能影響較大，如圖9(b)所示，四種不同肋壁的變形鋼筋中奧氏體不銹螺紋鋼筋與UHPC的粘結性能最好，高強不銹鋼筋和普通鋼筋對UHPC的粘結力試驗結果較為接近，但普通鋼筋與UHPC脫膠發生在鋼筋屈服之后，如果增大普通鋼筋的強度，粘結強度增加，光圓鋼筋對UHPC的粘結性最差，其粘結強度不足三種螺紋鋼筋的10%.

2.2.3 相對保護層厚度對粘結性能的影響

相對保護層厚度對鋼筋與UHPC的粘結性能有一定影響，如圖9(c)和表4所示.相對保護層厚度由5變為3.75時，其粘結強度由31.98 MPa降至23.54 MPa，粘結強度下降了26.3%，當相對保護層厚度由3.75變為2.5時，其粘結強度由23.54 MPa降至19.69 MPa，粘結強度僅下降了16.3%，因此，隨著相對保護層厚度的減小，粘結強度下降趨勢逐漸變緩.隨著相對保護層厚度的減小，混凝土體難以抵抗鋼筋對其施加的環向拉應力，試件的破壞形式由鋼筋拔出破壞逐漸轉向混凝土劈裂破壞，說明相對保護層厚度的大小決定了試件破壞的形式.

2.2.4 相對錨固長度對粘結性能的影響

如圖9(d)和表4所示，增加相對錨固長度，極限拉拔力增大，粘結強度也隨之增加.當相對錨固長度由2.5增加至4時，極限拉拔力與粘結強度分別增長113.3%與33.4%；當相對錨固長度由4增加至5.5時，極限拉拔力與粘結強度分別增長69.6%與23.5%.但相對錨固長度增加至5.5時，試件破壞形式為鋼筋拔斷，極限錨固力大于鋼筋的破斷拉力，如增加鋼筋強度，測試值增長.

2.2.5 配箍率對粘結性能的影響

在UHPC試塊中配制箍筋可以有效增加鋼筋與UHPC的粘結強度，如圖9(e)和表4.沒有配制箍筋的試件極限粘結強度為31.98 MPa，箍筋配筋率為0.314%時粘結強度增加至46.48 MPa，漲幅為31.1%，而配箍率從0.314%增加至0.628%時，粘結強度增加至48.25 MPa，漲幅僅為3.8%，隨配箍率增大，配箍率對粘結性能的增強效果逐漸減弱，原因是在鋼筋拔出時，箍筋可以為核心混凝土提供環向壓應力，從而提高核心混凝土的強度.

2.3 粘結滑移本構關系

2.3.1 粘結應力分布

保護層厚度是改變混凝土破壞形式的重要因素[11]，因此為了得到不同相對保護層厚度下錨固段的粘結應力分布，通過鋼筋應變計算鋼筋應力，進而得到粘結應力，如表5.錨固段不同位置的粘結應力τn可根據式(2)式確定

表5 鋼筋應變片數值

(2)

式中：τn編號為n的應變片處鋼筋與混凝土粘結應力，MPa；σn為第n個應變片處的鋼筋應力，MPa；d為鋼筋直徑，mm；l為兩個應變片之間的距離，mm；As為鋼筋截面面積，mm2；E為鋼筋彈性模量，MPa；εn為第n個鋼筋應變的應變.

由圖9(c)可知，相對保護層厚度越大平均粘結應力越大，所以HC-HSS-5的平均粘結應力大于HC-HSS-4的平均粘結應力，但由圖10所示，在5號應變片位置HC-HSS-4的局部粘結應力反而大于HC-HSS-5，而混凝土劈裂破壞均發生在HC-HSS-4，以此得出局部粘結應力是影響試件破壞形式的因素之一.

圖10 粘結應力分布

2.3.2 本構關系

τ=ψ(y)f(s)

(3)

2.3.2.1 平均粘結強度-滑移本構關系

徐有鄰等按照粘結滑移曲線特點將普通混凝土粘結滑移本構關系分為五段表達式，每段由各段特征強度和特征滑移值控制，但從曲線的整體走勢來看，可簡單劃分為上升段和下降段兩部分，以峰值平均粘結應力對應的位移Su為界，0～Su為上升段，Su之后則為下降段，如式(4).

(4)

式中：τu為峰值平均粘結應力；Su為峰值平均粘結應力所對應的滑移量；α、β為待擬合參數.

對試驗曲線進行無量綱化分析后(圖11)，用MATLAB軟件對式(4)中的α、β進行擬合，得到參數如表6所示.各試件在上升段參數較為統一取值范圍在1.01～1.46之間，故取平均值1.20作為α值，即α=1.20；隨著相對保護層厚度減小試件破壞形式逐漸由拔出破壞轉變為劈裂破壞，故下降段β的取值可根據HC-HSS-2的試驗數據擬合得到，即β=12.81.將α=0.120、β=12.81帶入式(4)中與各組試件試驗曲線的對比如圖12.

表6 參數對比

圖11 無量綱化后對各曲線參數進行擬合

圖12 平均粘結-滑移曲線試驗值與計算值對比

2.5.2.2 位置函數ψ(y)

圖13 不同錨固位置處粘結強度無量綱化曲線

由上圖可知三條曲線走勢大致相同，加載端粘結應力最大，距離加載端越遠，粘結應力則越小，該位置函數可采用四階多項式擬合：

Y=a0+a1X+a2X2+a3X3+a4X4

(5)

式中：a0、a1、a2、a3、a4為待擬合參數.

使用ORIGIN軟件對式(5)中的參數進行擬合，如表7和圖14所示.

表7 位置函數參數擬合值

圖14 試驗曲線與擬合曲線對比

由圖14中的擬合曲線可以看出，曲線整體沿錨固段加載端到自由端呈下降趨勢，當y值在(0～0.25)和(0.75～1)區間時，下降較快，在(0.25～0.75)區間時下降較平緩.擬合曲線只表示粘結強度沿錨固長度的變化規律，即位置函數ψ(y).結合位置函數曲線特點，自由端和加載端附近粘結強度變化較為劇烈，錨固段中間部分變化平緩，為了工程應用方便，本文提出三折線段模型，如圖15.整個模型有四個特征點：A1(0，2)、A2(0.25，1.25)、A3(0.75，0.75)、A4(1，0).

圖15 高強不銹鋼筋與UHPC粘結滑移位置函數模型

3 粘結強度計算式

通過分析影響不銹鋼帶肋鋼筋與UHPC粘結性能的各項因素，以用BS-R鋼筋的試件為例，利用Matlab軟件進行統計回歸，對普通鋼筋混凝土平均粘結應力表達式進行修正，得到不銹鋼帶肋鋼筋與UHPC的平均粘結應力的計算式，如式(5)所示.

τ=(1.27-1.69d/la)(0.85+1.19c/d+5.58ρsv)ft

(6)

式中：ft為混凝土軸心抗拉強度設計值[28]，MPa；ρsv為配箍率.

按照式(6)計算得到粘結強度的計算值τ2與試驗值 對比見表8所示.在不同影響參數下，試樣的試驗值與計算值的比值最大值和最小值分別為1.10和0.90，說明利用修正后的不銹鋼筋與UHPC平均粘結應力表達式求得的計算值與試驗值吻合較好，可用于計算不銹鋼筋與UHPC的平均粘結應力.

表8 平均粘結應力試驗值與計算值對比

4 結論

此次拉拔試驗共12組36個試件，考慮了影響鋼筋與UHPC粘結性能的五種因素，得出以下結論：

(1)本次試驗主要破壞形式為鋼筋拔出，少量試件存在混凝土劈裂和鋼筋拔斷；

(2)相對保護層厚度和局部粘結應力影響試件的破壞形式，相對保護層厚度較小或局部粘結應力過高會導致試件劈裂破壞，增加相對保護層厚度可以提高粘結強度；鋼筋肋壁的形狀尺寸對粘結性能有重要影響；隨著相對錨固長度的增加，粘結強度逐漸增大，直到鋼筋被拔斷；一定的配箍率可以有效提高粘結性能；

(3)粘結應力在錨固段并不是均勻分布的，靠近加載端一側的粘結應力高于自由端一側；

(4)對鋼筋混凝土粘結強度計算式進行了修正，該計算式可以很好的計算不銹鋼筋與UHPC的粘結強度.