早期豎向壓應力對水平鋼筋與磚砌體界面粘結性能的影響

王作偉，趙建昌

(蘭州交通大學 土木工程學院，蘭州 730070)

配筋砌體結構抗震性能得以提高的關鍵是加強筋與砌體之間的粘結力，保證粘結界面的可靠度是二者良好協同工作的基礎.由于砌體結構本身的材料種類多樣、傳力形式復雜、影響因素眾多，目前國內外對于配筋砌體粘結性能的研究尚不全面.關于配筋砌體中加強筋粘結性能的研究，主要涉及加強筋類型或錨固長度等因素對粘結性能的影響，研究成果多集中于計算加強筋錨固長度、粘結可靠度分析以及針對非線性分析的粘結-滑移本構關系研究[1-4].現有研究中發(fā)現配筋砌體承受豎向壓應力對水平鋼筋與砌體界面粘結性能的影響尤為突出[5-6].Petersen等[7]發(fā)現配筋砌體受壓后顯著影響FRP筋的粘結性能，并建議現有的界面分析模型應引入FRP筋配置方向與壓縮量參數.

然而，受壓砌體構件的常規(guī)試驗方法，一般是在無荷載狀態(tài)下制作試件，待試件中砂漿凝結硬化且達到目標強度后再模擬受壓的受力狀態(tài)進行試驗，這種試驗方式與砌體結構真實受力狀態(tài)是不符合的[8-9].在實際工程中，砌體結構構件所受的壓應力是隨著建筑物高度的增加而不斷增長的，且在此過程中，未凝結硬化的砂漿不斷受到豎向荷載的壓縮作用，從而影響砂漿的孔隙率與密實度，使砂漿與其他材料的接觸界面更為緊密[10]，同時也會影響界面的粘結性能.

關于砌體結構在砂漿未凝結硬化前承受早期壓應力的研究目前涉及較少.陳行之等[11]發(fā)現受早期豎向壓應力作用的砌體試件的抗壓強度高于常規(guī)試驗砌體試件.文獻[5]探究了配筋磚砌體在早期豎向壓應力狀態(tài)下鋼筋與磚砌體之間的粘結機理，并建立粘結-滑移本構關系模型與粘結參數回歸統(tǒng)計計算公式，但并未分析配筋砌體承受早期豎向壓應力與常規(guī)試驗后加豎向壓應力對鋼筋粘結性能影響.因此，基于配筋砌體結構的真實受力狀態(tài)，針對常規(guī)試驗方法所帶來界面受力的差異，應進一步研究配筋磚砌體承受早期豎向壓應力對鋼筋與砌體界面粘結性能的影響.

本文以配筋磚砌體為研究對象，模擬配筋砌體在實際工程中的受力狀態(tài)，設計試驗裝置對配筋磚砌體試件施加早期豎向壓應力，再通過拉拔試驗的方法得到粘結滑移曲線，旨在探究早期豎向壓應力對水平鋼筋與磚砌體界面粘性性能的影響，為優(yōu)化配筋砌體試驗方法、修正界面粘結強度及本構關系進行初步探索.

1 試驗方案設計

本節(jié)為模擬配筋砌體結構受早期豎向壓應力作用的特點，設計了預加載試驗裝置以實現配筋磚砌體試件在砂漿初凝前受到穩(wěn)定且持續(xù)的豎向荷載作用，并在文獻[5]研究的基礎上，分別設計砂漿凝結前預先施加并保持豎向荷載的磚砌體試件(后文統(tǒng)稱預持荷試件)以及常規(guī)養(yǎng)護后再施加豎向荷載的磚砌體試件(后文統(tǒng)稱后持荷試件)，兩類試件在不同豎向壓應力作用下進行了單向連續(xù)加載的拉拔試驗，以探究早期壓應力對鋼筋與砌體界面粘結性能的影響.

1.1 試驗材料性能

試驗制作配筋磚砌體試件所采用的材料包括：尺寸為240 mm×115 mm×53 mm的MU10普通粘土磚、配筋磚砌體常用的HPB300級Φ6光圓鋼筋以及P.O.32.5普通硅酸鹽水泥與干凈的河沙(中砂)配置砂漿.依據規(guī)范[12-13]測得各材料物理指標如表1所列，實測砂漿抗壓強度為12.6 MPa.

表1 試驗材料物理指標

1.2 試件設計

試驗試件為截面尺寸240 mm×240 mm的磚柱，試件高度500 mm(共8皮磚)，采用M10普通砂漿橫豎錯縫砌筑，灰縫厚度控制在10～12 mm.在每兩皮磚的水平灰縫中埋置兩根鋼筋，鋼筋在有效粘結段兩端套PVC管，用于控制鋼筋粘結長度.根據文獻，考慮鋼筋混凝土拉拔試驗中短粘結長度(5db，db為鋼筋直徑)過高估計平均粘結應力[14]且不適用于配筋磚砌體(嵌筋的直徑較小，過短的粘結段極易受損)[5]，本試驗設計有效粘結長度為120 mm(20db).試驗為保證配筋磚砌體試件在承受豎向壓應力時，砌體不出現損傷現象而影響粘結界面，對試件設計所受的豎向荷載分別為0 kN、10 kN、20 kN和30 kN，所受豎向力最大值取抗壓強度設計值的40.7%(依據規(guī)范[15]計算得到240 mm×240 mm磚砌體短柱達到抗壓強度設計值為73.7 kN).試件設計示意圖如圖1所示，試件設計如表2所列.

圖1 試件設計示意圖(單位：mm)

表2 試件設計表

1.3 試驗裝置

試驗通過自行設計試驗裝置以實現試件在砂漿初凝之前即可施加豎向荷載，且持荷養(yǎng)護28 d直至拉拔試驗結束.試驗裝置如圖2～3所示，試件在下夾板上砌筑完成后壓上夾板，組裝裝置并通過螺桿施加豎向壓力，由環(huán)形壓力傳感器控制豎向力大小，在拉拔試驗前持荷養(yǎng)護.養(yǎng)護完畢后安裝反力架，由錨固拉拔儀頂住反力架進行單向連續(xù)加載的拉拔試驗，并記錄拉力大小.鋼筋的加載端與自由端處分別安裝精度0.01 mm位移計同步測得滑移量.

圖2 試驗加載裝置圖

2 試驗結果分析

2.1 破壞模式

試件破壞模式如圖4(a)所示，所有試件的拉拔試驗破壞形式均為典型的拔出破壞，即整個試件保持完好，僅鋼筋被拔出.如圖4(b)所示，大多數試件水平灰縫中砂漿飽滿，鋼筋與砂漿粘結良好，鋼筋表面無銹蝕，界面破壞形式均為鋼筋與砂漿之間的剪切破壞，且破壞界面密實、光滑.P-2t-1與C-2t-3試件砂漿灰縫未飽滿，導致試件養(yǎng)護時水和空氣從兩端的PVC控制管進入粘結段，致使有效粘結段銹蝕，影響粘結強度，如圖4(c)～4(d)所示.

圖3 試驗裝置實物圖

圖4 典型破壞形式

2.2 典型粘結滑移曲線

通過拉拔試驗得到鋼筋拉拔力與滑移量，經計算分別得到配筋磚砌體預持荷試件與后持荷試件的平均粘結滑移曲線圖(每條曲線為此類試件三個樣本的平均值)，粘結應力和相對滑移量的計算如下：

(1)

(2)

如圖5所示，后持荷試件與預持荷試件曲線趨勢基本相同，可將粘結滑移曲線分為五個階段：微滑移段、摩擦上升段、摩擦下降段、加速下降段和殘余水平段.在微滑移段中，鋼筋的粘結界面基本保持彈性，粘結應力的增長迅速且曲線呈線性增長；當曲線進入摩擦上升段之后，加載端位移迅速增大，在界面粘結力中化學膠著力逐步失效，摩擦力成為主要的粘結力組成，此時曲線呈非線性增長；在曲線過峰值應力后，粘結力依然能保持較高水平而緩慢的非線性下降，當下降至摩擦下降段終點時，粘結應力開始迅速退化且曲線形態(tài)呈近似線性下降，此時加載端位移與自由端位移基本同步增長，直至殘余粘結應力.從各曲線變化幅值可以看出，豎向壓應力對平均粘結應力影響較大.配筋磚砌體試件水平鋼筋側表面的正應力隨著豎向壓應力的增大而增大，且提高了鋼筋粘結滑移的摩擦力.預持荷試件相比于后持荷試件，極限粘結應力受豎向壓應力影響更為明顯.通過對典型粘結滑移試驗曲線特征建立粘結參數，便于進一步分析對比早期豎向壓應力對預持荷試件和后持荷試件粘結性能的影響.

圖5 各組試件粘結滑移平均曲線

如圖6所示，粘結滑移曲線有四個特征點s、u、d、r，各特征點對應的粘結應力與滑移量即為粘結參數.如表3所列，為各組試件不同特征點粘結滑移參數的平均值，其中P、σ分別為拉拔破壞荷載和豎向壓應力；τs和Ss為微滑移段終點s的粘結應力與對應位移，τu和Su為曲線峰值點u的粘結應力與對應位移，τd和Sd為摩擦下降段終點d的粘結應力與對應位移，τr和Sr為加速下降段終點r的粘結應力與對應位移；ks為初始粘結剛度，表示微滑移段(彈性段)的斜率.

表3 粘結滑移曲線粘結參數平均值

圖6 典型粘結滑移試驗曲線

2.3 粘結強度分析

通過對比預持荷試件與后持荷試件主要粘結參數(初始粘結剛度ks、開裂位移Ss、極限粘結強度τu)在不同豎向壓應力下的變化情況，分析早期豎向壓應力對配筋砌體粘結性能的影響.粘結參數ks、Ss、τu隨豎向壓應力變化的趨勢圖如圖7所示.

從圖7(a)中可以看出，預持荷試件(P-Xt)與后持荷試件(C-Xt)的初始粘結剛度ks均隨豎向壓應力的增大而增大.豎向壓應力增強了鋼筋與砂漿界面的彈性剛度，使得粘結滑移初期的粘結應力增長更為迅速.同時，豎向壓應力的增大使微滑移段終點開裂位移Ss的滑移量呈明顯減小趨勢(如圖7b所示)，表明粘結界面剛性越大，彈性階段的界面滑移量會越小，開裂荷載在更小的滑移量下會出現的更早.對比早期豎向壓應力的影響，預持荷試件與后持荷試件斜率變化較為接近，但當豎向壓應力增大至0.521 MPa時，預持荷試件斜率變化增量明顯增大，表明預持荷試件在較高壓應力狀態(tài)下，界面具有更高的粘結剛度.預持荷試件的開裂位移Ss在豎向壓應力增大下的變化趨勢與后持荷試件基本相似，但預持荷試件的開裂位移Ss滑移量略高于后持荷試件.

圖7 粘結參數ks、Ss、τu隨豎向壓應力變化趨勢圖

圖7(c)為預持荷試件與后持荷試件極限粘結強度τu的變化趨勢圖.兩類試件的極限粘結強度τu均隨豎向壓應力的提高呈現出增大趨勢.豎向壓應力增大了鋼筋側表面的正應力，使得鋼筋在滑移過程中需要更大拉拔力作用，從而提高了粘結界面破壞時的極限粘結強度.預持荷試件在豎向壓應力作用下，極限粘結強度τu的增長率明顯高于后持荷試件，如圖8所示，可以進一步對比兩類試件在不同豎向壓應力下極限粘結強度變化差異.圖中可以看出，隨著豎向壓應力的增大，預持荷試件與后持荷試件的極限粘結強度的差值逐步增大(由0.12 MPa提高至0.78 MPa).當豎向壓應力增大至0.521 MPa時，后持荷試件的極限粘結強度由2.389 MPa(豎向壓應力為0 MPa時)增大至4.043 MPa，預持荷試件的極限粘結強度增大至4.821 MPa.從兩類試件的極限粘結強度差值變化率來看，當豎向壓應力由0.174 MPa增加至 0.521 MPa時，預持荷試件相比于后持荷試件的極限粘結強度提高變化率δ由3.39%增至19.24%，但此變化率的增長趨勢隨豎向壓應力增大有所放緩.因此，在不同豎向壓應力作用下，早期的預加應力對配筋磚砌體的極限粘結強度均有所提高.

圖8 預持荷試件與后持荷試件極限粘結強度τu對比圖

上述粘結參數變化趨勢表明配筋磚砌體在施工過程中承受早期豎向壓應力對未凝結硬化砂漿的壓縮作用，提高了未凝結硬化砂漿的密實度，并且在較高的豎向壓應力狀態(tài)下，未凝結硬化砂漿的壓縮使界面接觸更為緊密，故界面粘結強度在早期豎向壓應力作用下有明顯提高.但從變化率趨勢可以看出，壓縮作用的影響隨著豎向壓應力的增大有減緩現象，或在高壓應力狀態(tài)下早期壓應力對粘結界面的影響會達到峰值，則需進一步的研究.

2.4 耗能分析

從2.2節(jié)粘結滑移曲線圖中可以看出，非線性摩擦段(摩擦上升段和摩擦下降段)滑移量較大，整個滑移過程耗能較高.通過計算試驗曲線非線性摩擦段的下包面積，可得出粘結滑移過程所需要的斷裂能Gf.如圖9所示，為文獻[5]配筋磚砌體五段式本構模型中非線性摩擦段(s-d)的本構關系.

圖9 配筋磚砌體五段式本構關系

計算公式如下：

τ=kx(s-su)2+τu.

(3)

其中kx在s-u段與u-d段中的計算表達式分別為公式(4)與公式(5).

kx=(τs-τu)/(ss-su)2;

(4)

kx=(τd-τu)/(ss-su)2.

(5)

根據文獻[5]五段式本構關系，可推導得出非線性摩擦段斷裂能Gf計算公式(6)～(8).

(6)

(7)

(8)

根據斷裂能Gf計算公式(8)，計算各試件非線性摩擦段斷裂能，并通過計算機圖形面積積分得到實際曲線非線性摩擦段耗能，如表4所列.根據模型推導公式計算結果與圖形積分結果對比可以看出，計算誤差≤±2.57%，模型推導斷裂能公式計算結果較為吻合.從表中兩類試件隨豎向壓應力的變化趨勢可以看出(如圖10所示)，豎向壓應力有效的提高了鋼筋在非線性摩擦段的滑移耗能，且豎向壓應力越大，預持荷試件的耗能提高越為明顯.

表4 非線性摩擦段斷裂能表

圖10 斷裂能Gf隨豎向壓應力變化趨勢圖

3 結論

本文基于配筋砌體在施工過程中水平鋼筋實際的受力狀態(tài)，采用拉拔試驗方法，研究早期豎向壓應力對配筋磚砌體中鋼筋與砌體界面粘結性能的影響，通過試驗得到鋼筋與磚砌體之間的粘結破壞形式和粘結滑移曲線并建立τ-s曲線粘結參數，分析探討早期豎向壓應力對配筋粘結參數及滑移耗能的影響.結論如下：

1)拉拔試驗的所有磚砌體試件基本完好，破壞模式僅為鋼筋的拔出破壞且破壞界面光滑、密實，均為鋼筋與砂漿粘結界面之間的剪切破壞；

2)試驗粘結滑移曲線呈五段式分布，豎向壓應力增強了鋼筋與砂漿界面的初始粘結剛度，增大了鋼筋側表面的正應力，從而提高了粘結界面破壞時的極限粘結強度與鋼筋在非線性摩擦段的滑移耗能；

3)由于早期豎向壓應力對未凝結硬化砂漿的壓縮作用，使得鋼筋與砂漿界面接觸更為緊密，試驗的預持荷試件極限粘結強度與滑移耗能明顯高于常規(guī)試驗的后持荷試件，且配筋磚砌體在40%設計抗壓強度范圍內，當豎向壓應力由0 MPa增大至0.521 MPa時，預持荷試件的極限粘結強度由2.389 MPa提高至4.821 MPa(后持荷試件提高至4.043 MPa)，相較于后持荷試件最多提高19.24%.