鋼筋與波紋管約束灌漿料的粘結-滑移本構關系試驗研究

柳家為， 王浩， 沙奔， 郜輝， 徐寅飛， 朱克宏

(1.東南大學 混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，江蘇 南京 210096；2.中鐵二十四局集團有限公司， 上海 200071)

灌漿金屬波紋管連接是將預制墩柱的外露鋼筋插入預埋在承臺或蓋梁內的金屬波紋管中，并通過灌注高強無收縮灌漿料形成錨固連接。該連接方式施工方便且成本較低，目前被廣泛應用于裝配式橋梁結構。

鋼筋與灌漿料之間力的傳遞是通過兩者之間的粘結力來實現的，因此，鋼筋與灌漿料間的粘結滑移行為是研究灌漿金屬波紋管鋼筋連接力學性能的核心問題之一。國內外學者針對鋼筋與混凝土的粘結滑移問題已開展了大量有價值的研究工作[1-7]。Mirza等[1]和徐有鄰等[2]通過開展中心拔出試驗，研究了荷載等級、混凝土保護層厚度、混凝土強度和配箍率等因素對鋼筋與混凝土間粘結滑移關系的影響。Ergun等[3]基于拉拔試驗，研究了混凝土強度、鋼筋等級和鋼筋直徑等因素對不同溫度作用后鋼筋與混凝土間粘結強度的影響，并建立了粘結強度退化模型。Oh等[4]和蔣德穩等[5]通過開展重復荷載試驗，建立了隨加載次數和應力水平變化的粘結本構關系模型。楊海峰等[6]和Ma等[7]通過采用加速通電銹蝕以及鋼筋開槽內貼應變片等方法，研究了鋼筋銹蝕對粘結強度和粘結應力分布的影響。但對于鋼筋與灌漿料的粘結滑移問題研究目前尚不多見[8]。灌漿料與混凝土的材料性能存在差異，且準確的粘結-滑移本構關系是灌漿金屬波紋管鋼筋連接力學性能分析的理論基礎，為此有必要開展鋼筋與波紋管約束灌漿料間的粘結-滑移本構關系的研究。

為探究鋼筋與波紋管約束灌漿料間的粘結-滑移本構關系及其影響因素，本文設計并制作了15組基準試件和5組鋼筋開槽試件(每組2個)，通過中心拉拔試驗，分析了不同錨固長度la和孔徑比D/d(波紋管外徑D與鋼筋直徑d比值)對鋼筋與波紋管約束灌漿料間粘結滑移變化規律及粘結應力分布規律的影響，并建立了考慮錨固長度la和孔徑比D/d等因素的粘結-滑移關系式。

1 試驗概況

1.1 試件及材料力學性能

參照《混凝土結構試驗方法標準》[9]，本試驗設置基準試件和鋼筋開槽試件的長度分別為10d和15d，截面尺寸均為250 mm×250 mm。試件錨固鋼筋采用直徑d為18 mm和25 mm的HRB400型鋼筋，金屬波紋管壁厚為2 mm，外徑D分別為63、76和89 mm。在鋼筋開槽試件的錨固長度范圍內，每隔30 mm粘貼1個應變片，上下交錯布置，合攏后應變片間距為15 mm。其中直徑為25 mm的鋼筋應變片布置如圖1所示。采用環氧樹脂將兩半開槽鋼筋密封合攏，并在加載端附近進行點焊處理，以保證鋼筋受力的整體性。為避免加載過程中混凝土開裂對試驗結果產生影響，于試件內設置φ8@40的橫向箍筋。在試件加載端處截取PVC套管包裹鋼筋，模擬無粘結段lw，并用填充材料封閉錨固鋼筋和套管兩端的空隙，防止灌漿料滲入[10]。錨固鋼筋和金屬波紋管保證嚴格對中，加載端鋼筋預留300 mm，自由端預留20 mm，試件澆筑成型后養護至28 d。試件的具體形式見圖2，試件的主要參數見表1。表1中，試件編號由3項數字組成，分別表示鋼筋直徑、波紋管外徑和錨固長度，其中K表示試件的鋼筋開槽內貼應變片。如試件18-89-03表示鋼筋直徑為18 mm，波紋管外徑為89 mm，錨固長度為3d。

圖2 試件幾何形式Fig.2 Geometry of specimens

表1 試件主要參數Table 1 Main parameters of specimens

依據《水泥膠砂強度檢驗方法》和《普通混凝土力學性能試驗方法標準》，測得3個40 mm×40 mm×160 mm灌漿料棱柱體標準試塊抗壓強度平均值fc為69.8 MPa，3個100 mm×100 mm×100 mm灌漿料立方體試塊劈裂抗拉強度平均值ft為5.31 MPa。依據《金屬材料室溫拉伸實驗方法》，對每組3個鋼筋試件進行拉伸試驗，測得鋼筋的力學性能參數見表2。

表2 鋼筋力學性能參數Table 2 Mechanical property parameters of reinforcement

1.2 加載裝置及量測方案

試驗采用30 T電液伺服式萬能試驗機以200 N/s的加載速率進行連續加載[9]，試驗加載裝置見圖3。對基準試件加載至發生鋼筋滑移破壞，對鋼筋開槽試件加載至鋼筋屈服。試驗過程中，在鋼筋的自由端設置1個位移計，取其滑移測量值s1為A點滑移量sA，在加載端附近C點處設置一個鋼引板，將左右2個位移計置于其上，可獲得滑移測量值s2、s3，并取其均值(s2+s3)/2為C點滑移量sC，則B點滑移量為sB=sC-ΔBC(注：ΔBC為BC段鋼筋彈性伸長量)。鋼筋與灌漿料間的滑移量采用A、B點滑移量的平均值，則平均滑移量sa=(sA+sB)/2。加載端的拉力由萬能機測出，且控制位移、應變和拉力同頻同時采集，以確保測量值一一對應，真實反應試件受力狀態。

圖3 加載裝置及測點布置Fig.3 Test setup and measuring point location

2 試驗現象及分析

2.1 試驗現象

對15組基準試件進行了中心拉拔試驗，各組試件的破壞形式均為鋼筋滑移破壞，未出現波紋管滑移或混凝土開裂等現象。隨著荷載的增加，鋼筋應力逐漸由加載端向自由端傳遞。當自由端的灌漿料達到極限粘結強度時，試件滑移破壞加速，伴有機械咬合齒剪斷的聲音，并在鋼筋和灌漿料之間形成光滑穩定的滑移破壞面，具體如圖4所示。當錨固長度不大于5d時，鋼筋與灌漿料間的粘結應力可取錨固長度范圍內粘結應力的平均值[2]，即τa=F/πdla，試件的試驗結果如表3所示。

圖4 試件破壞形式Fig.4 Failure model of specimens

2.2 極限粘結強度影響因素分析

當孔徑比一定，極限粘結強度隨錨固長度的變化規律如圖5所示。由圖5可知，極限粘結強度隨錨固長度的增加基本呈線性下降的趨勢。這是由于隨著錨固長度的增加，粘結應力的分布趨向不均勻[11]。在外荷載作用下，加載端粘結應力較大，當自由端達到極限粘結強度時，加載端已發生滑移破壞，降低了粘結應力平均值。

圖5 極限粘結強度隨錨固長度的變化Fig.5 The variation of ultimate bond strength with anchorage length

當錨固長度一定，極限粘結強度隨孔徑比的變化規律如圖6所示。隨著孔徑比的增大，極限粘結應力呈先增后減的變化規律。在孔徑比D/d=3.04處，極限粘結應力取得較大值，錨固性能表現最佳。在外荷載作用下，鋼筋月牙肋會對灌漿料產生斜向壓力，軸向分力使灌漿料受剪，徑向分力使灌漿料受拉。且鋼筋與灌漿料間的粘結力由化學膠結力、摩擦力和機械咬合力組成，化學膠結力在較小的力作用下就被克服[12]。因而當孔徑比較大時，漿料層飽滿，在外力作用下，鋼筋的徑向壓力使灌漿料產生膨脹，金屬波紋管的環向約束有效抑制灌漿料的變形和裂縫的發展，增強了鋼筋與灌漿料間的摩擦和機械咬合作用，使極限粘結強度增大。當孔徑比過大時，金屬波紋管的環向約束減弱，灌漿料易受剪發生滑移破壞，使極限粘結強度降低。

圖6 極限粘結強度隨孔徑比的變化Fig.6 The variation of ultimate bond strength with diameter ratio

3 粘結-滑移本構關系模型

3.1 粘結滑移基本關系

各組基準試件的平均粘結應力-滑移量曲線如圖7所示。粘結-滑移曲線大致可劃分4個階段：滑移段、劈裂段、下降段和殘余段，具體如圖8所示。加載初期處于滑移段，粘結力主要由鋼筋月牙肋與灌漿料之間的機械咬合力提供，粘結應力與滑移量之間基本呈線性變化，滑移量較小。當加載至滑移后期，滑移量增長至1～2 mm，肋前灌漿料不斷被擠壓，開始出現剪切破壞現象。隨著荷載的繼續增加，粘結應力增長至極限粘結應力的80%左右，滑移量增長加快，粘結滑移曲線斜率開始連續降低，肋前灌漿料大面積發生壓碎破壞，逐漸在鋼筋周圍形成環形破壞區，此階段為劈裂段。當壓碎破壞區延伸至自由端時，開始進入下降段。自由端粘結應力達到極限強度，鋼筋與灌漿料之間的機械咬合齒不斷被剪斷，失效退出工作，粘結力不斷下降，滑移量持續增長。在金屬波紋管的環向約束和月牙肋軸向剪切的共同作用下，月牙肋和肋間灌漿料組成新的滑移破壞面。當粘結應力下降至極限粘結應力的60%左右時，粘結應力不再下降，在一定范圍內上下波動，此刻處于殘余段，粘結力主要由滑移破壞面與周圍漿料層間的摩擦力提供。

圖8 粘結應力-滑移量關系模型Fig.8 Relationship model of bond stress-slip

由本文第2節可知，鋼筋與波紋管約束灌漿料間的粘結性能與錨固長度、孔徑比等因素有關。已有研究表明，粘結性能還受灌漿料強度影響[13-14]。考慮以上參數，并結合已有相關學者的本構關系模型[2,15]，對30個基準試件的粘結-滑移曲線進行擬合，可得粘結應力τ(s)與滑移量s之間的變化關系：

(1)

式(1)中的分段函數包含3部分，第1段為滑移段和劈裂段，采用冪函數描述，第2段為下降段，采用線性函數描述，第3段為水平殘余段，采用常函數描述。由圖7可知，粘結應力-滑移量關系的擬合曲線和試驗曲線吻合較好。依據表3，對粘結應力-滑移量關系曲線上的特征點進行擬合：

圖7 粘結應力-滑移量關系曲線擬合值與試驗值對比Fig.7 Comparisons of calculated bond stress-slip curve with test results

(2)

(3)

τr=0.6τu

(4)

(5)

其擬合值與試驗值的對比如表4所示。由表4可知，擬合值能較好地反映試驗數據。

表4 粘結應力-滑移量曲線特征點擬合值與試驗值對比

3.2 粘結應力分布位置函數

已有文獻研究表明：隨著錨固長度的增加，粘結應力不再均勻分布[16-17]。為探究鋼筋與波紋管約束灌漿料間的粘結應力分布規律，本文對10個鋼筋開槽試件進行了中心拉拔試驗。通過測量不同荷載作用下，鋼筋沿錨固長度范圍內的應變分布和變化，可獲取各點的粘結應力分布：

(6)

式中：σs、εs、Es為鋼筋的應力、應變和彈性模量。

為便于各組試件間的橫向對比，對粘結應力和粘結長度進行無量綱化處理，分別除以平均粘結應力τa和錨固長度la。各組試件從自由端至加載端的粘結應力分布如圖9所示。由圖9可知，粘結應力沿錨固長度方向呈單波峰狀分布，在距離自由端0.75la附近，粘結應力取得峰值。不同荷載作用下，粘結應力分布曲線的形狀表現出較好的一致性。加載初期，力主要由加載端附近的粘結力承擔，粘結應力尚未發展至自由端，其分布的不均勻性最為顯著。隨著荷載的增加，力沿錨固長度向自由端傳遞，粘結應力分布曲線峰值降低，不均勻程度減弱，曲線形狀趨向穩定。對比不同孔徑比下的粘結應力分布曲線可知，各曲線變化規律總體一致。當孔徑比D/d較大時，粘結應力分布曲線峰值有降低趨勢，粘結應力分布更均勻，灌漿料可充分發揮工作性能。

通過對圖9的粘結應力分布曲線進行擬合，即可得到粘結應力分布位置函數φ(x)(即為τ/τa)：

圖9 粘結應力分布曲線擬合值與試驗值對比Fig.9 Comparisons of calculated bond stress distribution curve with test results

(7)

由圖9可知，粘結應力分布擬合曲線與試驗曲線能較好地吻合。將平均粘結應力-滑移量基本關系式τ(s)和反映粘結應力分布變化的位置函數φ(x)組合，即為鋼筋與波紋管約束灌漿料之間完整的粘結應力-滑移量本構關系模型：

τ(x)=τ(s)φ(x)

(8)

4 結論

1)各組基準試件的破壞形式均為鋼筋滑移破壞；當錨固長度la為3d～5d，孔徑比D/d為2.52～4.94時，極限粘結強度隨錨固長度la的增加基本呈線性降低趨勢，隨孔徑比D/d的增大呈先增后減的變化規律，且當孔徑比D/d=3.04時，極限粘結應力取得較大值，錨固性能表現最佳。

2)各組鋼筋開槽試件在不同荷載作用下，粘結應力沿錨固長度la方向呈單波峰狀分布，在距離自由端0.75la附近，粘結應力取得峰值；當孔徑比D/d較大時，粘結應力分布更為均勻，灌漿料可充分發揮其工作性能。

3)通過對試驗數據擬合，建立了考慮錨固長度la、孔徑比D/d等因素并能反映粘結應力分布變化的粘結-滑移本構關系簡化模型，該模型與試驗結果能較好地吻合，可為進一步開展灌漿金屬波紋管鋼筋連接有限元分析等提供有益參考。