高強灌漿料與鋼筋黏結滑移試驗研究

黃 遠，韓 冰

（1.湖南大學工程結構損傷診斷湖南省重點實驗室，湖南長沙 410082；2.湖南大學土木工程學院，湖南長沙 410082）

引言

近年來，裝配式結構因工期短、人力成本低和標準化程度高等優(yōu)點被廣泛運用在房屋和橋梁建筑中，甚至成為整個建筑行業(yè)的發(fā)展方向［1］。灌漿料因強度高、收縮率低和流動性好等特點被廣泛用于裝配式結構節(jié)點的澆筑，如圖1中裝配式剪力墻的豎向鋼筋在插入預留孔并灌漿以實現(xiàn)有效連接［2］。使用灌漿料實現(xiàn)鋼筋連接的結構節(jié)點在受力時主要依賴灌漿料與鋼筋間的黏結性能［3］。節(jié)點區(qū)鋼筋的黏結滑移對結構變形和剛度退化有顯著影響［4-6］。研究單向拉伸荷載下灌漿料與鋼筋間的黏結性能，對裝配式結構節(jié)點受力性能的研究和改善具有重要意義，同時也是研究地震作用下鋼筋-灌漿料黏結性能的基礎。

以往關于黏結性能的研究對象多是以混凝土為基材的試件。是否含有粗骨料是灌漿料和混凝土在組成成分上的主要差異。然而，粗骨料是顯著影響鋼筋黏結性能的因素之一［7］。因此，不應簡單地將灌漿料與混凝土二者與鋼筋的黏結性能劃等。

目前，國內外鋼筋和灌漿料黏結性能的研究已有一定成果。Hosseini［8］研究了螺旋箍筋對鋼筋-灌漿料黏結性能的影響，發(fā)現(xiàn)黏結強度與螺旋箍筋的間距、外徑和圈數(shù)這三者乘積的對數(shù)呈線性相關。Raynor［9］和Elsayed［10］分別開展了外部鋼管和波紋管約束下的鋼筋-灌漿料黏結滑移試驗，發(fā)現(xiàn)外部約束可有效避免試件發(fā)生劈裂破壞。Moosavi［11］通過改進的Hoek cell裝置對鋼筋-灌漿料圓柱體試件施加1～7.5 MPa范圍的恒定圍壓，以研究主動約束對黏結強度的影響。趙培［12］研發(fā)了以螺旋箍筋為約束的漿錨搭接連接，并探究體積配箍率對鋼筋搭接長度的影響規(guī)律。陳俊［13］通過將鋼筋插入基礎中的預埋波紋管內并灌漿來實現(xiàn)預制混凝土柱與基礎的有效連接，并針對波紋管和鋼筋的直徑比提出錨固長度取值建議。余瓊［14］研究了鋼筋-灌漿料試件的破壞模式與黏結強度隨保護層厚度、鋼筋直徑和黏結長度等因素的變化規(guī)律，并提出經(jīng)驗錨固長度。

多數(shù)鋼筋-灌漿料黏結滑移試驗是在有鋼管或波紋管約束下開展的。然而工程中如圖1所示的裝配式剪力墻節(jié)點鋼筋連接處沒有設置鋼管或波紋管，以達到簡化制作工藝和降低成本的目的。此外，以往試驗所用灌漿料的抗壓強度均不超過80 MPa，這低于JGJ 1-2014《裝配式混凝土結構技術規(guī)程》［15］規(guī)定的鋼筋搭接連接所用灌漿料的最低強度限值。文中以此為背景，通過87個試件來系統(tǒng)探究抗壓強度、鋼筋強度等級、鋼筋直徑、箍筋邊長、箍筋間距和黏結長度等因素對高強灌漿料試件黏結性能的影響，并提出黏結強度和峰值滑移的計算公式，為工程設計和有限元分析提供參考。

圖1 裝配式剪力墻節(jié)點鋼筋灌漿連接［2］Fig.1 Grouted rebar connections used for the precast concrete shear wall［2］

1 試驗概況

試驗共有87個試件，其中81個試件用于探究鋼筋和灌漿料的黏結滑移，剩余6個試件為鋼筋與高強混凝土的黏結，以對比灌漿料和混凝土黏結性能的差異。所有試件共分為29組，每一組有3個平行試件。

1.1 試件設計

所有中心拔出試件主體部分均為200 mm邊長的立方體，標準試件的尺寸如圖2所示。用PVC管實現(xiàn)鋼筋和灌漿料的脫粘，并通過控制兩段PVC管的間距來實現(xiàn)鋼筋的設計黏結長度。箍筋為6 mm的HPB300鋼筋，分為3道，中間一道箍筋位于黏結段正中。澆筑前每道箍筋上貼有1～2個電阻式應變片來測量應變；在受力鋼筋上粘貼1個應變片來監(jiān)測鋼筋是否發(fā)生屈服。試件在澆筑2 d后脫模，養(yǎng)護28 d后保存至加載時期。

圖2 試件尺寸及配置Fig.2 Configuration of tested specimens

試件編號由4部分組成。第1部分代表鋼筋的強度等級。數(shù)字3，5和6分別表示HPB300，HRB500和HRB600。第2部分代表試件主體材料類型。字母G和C分別代表灌漿料和混凝土。數(shù)字2～6代表水料比w/c為0.12～0.16。第3部分代表受力鋼筋直徑（16 mm或20 mm）和黏結長度（1～5d，d是鋼筋直徑）。第4部分代表箍筋的邊長（70，100、150 mm）和箍筋的間距（35、50、65 mm）。

1.2 材料性能

灌漿料的組成成分包括硅酸鹽水泥、細骨料、礦物摻合料和外加劑等。試驗采用Sika Grout PC牌灌漿料，其抗壓強度由水料比w/c控制，范圍是80～120 MPa，由尺寸為40 mm×40 mm×160 mm的長方體試塊測得［16］。高強混凝土采用石子與干混料質量比為0.6∶1進行設計，強度范圍是70～110 MPa，由150 mm立方體試塊測得。為便于比較相同抗壓強度下灌漿料和混凝土的黏結強度差異，另測有150 mm立方體的灌漿料試塊抗壓強度。不同水料比的灌漿料與混凝土力學性能列于表1。試驗所用HPB300、HRB500和HRB600這3種強度等級鋼筋的力學性能和形狀參數(shù)列于表2。

表1 灌漿料和混凝土力學性能Table 1 Grout and concrete properties

表2 鋼筋力學性能和形狀參數(shù)Table 2 Steel bar properties and deformation patterns

1.3 試驗裝置及加載方案

試驗裝置如圖3所示，包括錨具，力傳感器，穿心式千斤頂，位移傳感器和應變采集箱等。拉力的施加由錨具和液壓千斤頂實現(xiàn)。鋼筋自由端垂直方向的滑移通過3個位移傳感器（LVDT）量測。加載時先采用荷載控制，后由位移控制。極限荷載前每級荷載增量約為2 kN，達到極限荷載后，每級位移增量根據(jù)滑移的發(fā)展情況取為0.2～0.5 mm。當鋼筋自由端垂直方向的位移超過12 mm時，停止加載。自由端滑移s通過式（1）計算得到：

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Pullout test setup

式中：s1、s2和s3分別為3個位移傳感器所測的鋼筋自由端垂直滑移。

黏結強度τ計算公式如下：

式中：F代表荷載（N）；d代表鋼筋直徑（mm）；L代表黏結長度（mm）。

2 試驗結果與分析

試件破壞模式以鋼筋屈服前拔出破壞（P）和屈服后拔出破壞（YP）為主，個別試件發(fā)生劈裂破壞（S）和鋼筋拉斷破壞（F）。試件破壞形態(tài)如圖4所示，其中P和YP試件的破壞形態(tài)相似，表面特征與加載前無異；S試件有貫通裂縫；F試件的鋼筋斷裂點發(fā)生在主體外部。每組試件的黏結應力-滑移均值曲線如圖5所示。對于P和YP試件曲線，當黏結應力近乎線性增至約峰值的70%時，曲線斜率開始不斷減小。當黏結應力達到峰值后曲線出現(xiàn)一定的平臺段。隨后黏結應力線性降低，并在滑移達到約10 mm時趨于平緩。F試件的黏結應力在鋼筋斷裂時驟降。極少數(shù)試件發(fā)生劈裂破壞，不再展示劈裂破壞曲線。每組試件所屬變量、破壞模式、黏結強度均值τmax，avg和峰值滑移均值su，avg等數(shù)據(jù)列于表3中。文中采用控制變量法對試件進行設計，各因素對黏結性能的影響見下文。

表3 試驗結果Table 3 Test results

圖4 灌漿料試件破壞形態(tài)Fig.4 Typical failure modes of grout specimens

圖5 （續(xù)）Fig.5（Continued）

圖5 各變量下各組黏結應力-滑移均值曲線Fig.5 Average bond stress-slip curves for various factors

2.1 試件材料

圖6顯示，灌漿料試件的黏結強度均低于混凝土試件。當2種主體材料的立方體抗壓強度均接近110 MPa時，灌漿料試件的黏結強度較混凝土試件偏低18.7%。此外，圖6中抗壓強度最小的2組數(shù)據(jù)顯示，即使灌漿料比混凝土的抗壓強度高約20 MPa，灌漿料試件的黏結強度仍偏小1.08 MPa。

圖6 試件材料對τmax的影響Fig.6 Influence of specimens materials onτmax

造成這一現(xiàn)象的原因是混凝土中含有強度較高的粗骨料。試驗所用粗骨料為玄武巖碎石骨料，其抗壓強度約為175 MPa。當主體材料的抗壓強度相同時，具有高強度粗骨料的混凝土對鋼筋的咬合作用更強。灌漿料因缺少粗骨料對鋼筋的咬合作用，導致黏結強度偏低。

2.2 灌漿料強度

圖7顯示，當灌漿料的抗壓強度從85.8 MPa增至122.7 MPa時，HRB500和HRB600鋼筋試件的峰值黏結強度τmax基本沒有變化。

圖7 抗壓強度f cu對τmax的影響Fig.7 Influence of compressive strength f cu onτmax

在一系列不同抗壓強度的灌漿料試件中，HRB600鋼筋均未屈服，而絕大多數(shù)HRB500鋼筋均發(fā)生屈服。一旦鋼筋發(fā)生屈服，黏結長度為3 d的HRB500試件便發(fā)生拔出破壞。鋼筋發(fā)生屈服后，靠近加載端的部分顯著變細，同時變細的區(qū)域不斷向黏結段內部滲透［17］。鋼筋變細將導致黏結性能急劇降低，進而鋼筋被拔出。

然而，對于錨固長度為3 d的HRB600鋼筋試件，由于鋼筋沒有屈服，因此由彈性泊松效應造成直徑輕微減小的現(xiàn)象對黏結性能的影響微小［17］。圖7顯示，即使灌漿料抗壓強度累計增加36.9 MPa，未屈服的HRB600試件的黏結強度仍不能得到有效提升。而對于和灌漿料抗壓強度相當?shù)幕炷猎嚰漯そY強度因抗壓強度增加33.7 MPa而提高22.7%。這說明黏結強度不僅與試件材料的抗壓強度有關，還與內部組成和結構有重要聯(lián)系。試件澆筑時，鋼筋和主體材料的接觸面周圍存在多孔隙薄弱層［17］。造成圖7中HRB600鋼筋-灌漿料試件黏結強度不變的可能原因是：灌漿料缺少像混凝土粗骨料對鋼筋的約束和咬合，使鋼筋周圍薄弱層帶來的不利影響更加突出，抵消了抗壓強度帶來的提升效果。

綜上所述，無論鋼筋屈服與否，提高試驗所用灌漿料的抗壓強度不能提高黏結強度，這與以往學者對鋼筋-混凝土試件的研究結論不同。

2.3 鋼筋強度等級

圖8顯示，鋼筋強度等級越高，黏結強度值越大；帶肋鋼筋試件的黏結強度是光圓鋼筋試件的3倍以上。圖8所示的帶肋鋼筋試件，僅HRB500鋼筋發(fā)生屈服。將HRB500鋼筋置換為HRB600后，黏結強度提高了12.55%，且破壞模式由屈服后拔出轉變?yōu)榍鞍纬觥？梢娞岣咪摻顝姸鹊燃墎肀苊怃摻钋梢蕴岣唣そY強度。對于光圓鋼筋試件，因其缺乏與灌漿料的機械咬合，導致黏結強度遠小于帶肋鋼筋試件。

圖8 鋼筋強度等級對τmax的影響Fig.8 Influence of steel grades onτmax

2.4 箍筋邊長與間距

圖9顯示，箍筋的邊長在70～150 mm范圍變化、箍筋間距在35～65 mm范圍變化時，HRB600鋼筋試件的黏結強度保持不變；相比沒有配置箍筋的試件，配置箍筋并不能提高黏結強度。此外，表3中HRB500鋼筋試件在不同箍筋配置下的黏結強度也基本相同。這與余瓊［14］的試驗結果類似。說明在側向約束足以避免劈裂破壞時，設置箍筋或增加箍筋密度不能提高灌漿料試件的黏結強度。

圖9 箍筋配置對τmax的影響Fig.9 Influence of stirrups onτmax

箍筋應變隨黏結強度變化的典型曲線如圖10所示。箍筋拉應變隨黏結應力的增加而逐漸增大，且應變增長率在黏結應力接近峰值時不斷提高。試件受拉時，鋼筋因“錐楔作用”產生的徑向分力作用于黏結段周圍區(qū)域，如圖11所示。徑向分力使黏結段周圍灌漿料和箍筋產生拉應變。當黏結應力接近峰值時，灌漿料破碎和劈裂造成黏結段體積急劇膨脹，導致箍筋應變激增。箍筋應變在達到最大值后將隨著黏結應力的減小而近乎線性降低。由于試件內部的微裂縫不會完全閉合，箍筋的拉應變在荷載完全卸除后不為0。

圖10 箍筋應變變化曲線Fig.10 Trend lines of stirrups strain

圖11 鋼筋錐楔作用Fig.11 Wedge action of steel bar

黏結段中間一道箍筋的最大拉應變分別與箍筋邊長和間距呈現(xiàn)較強的線性相關，如圖12所示。邊長或間距越小，峰值應變越大。這說明漿體破碎和裂縫發(fā)展帶來的影響由黏結段向四周逐漸蔓延并均勻降低。

圖12 中部箍筋最大應變變化趨勢Fig.12 Trend lines of the maximum strain of middle stirrup

2.5 黏結長度

圖13顯示，當黏結長度從1 d增至5 d時，HRB500和HRB600試件的黏結強度均先增加后減小。說明存在一個臨界值，當黏結長度在小于臨界值范圍內增加時，黏結強度將隨之增長；當黏結長度在大于臨界值的范圍增加時，黏結強度將降低。對于文中試件，該臨界值約為2.5 d。對于鋼筋屈服前拔出的短錨試件，黏結應力沿黏結段呈兩端小、中間大的“凸形”分布規(guī)律［18］。對于黏結長度小于臨界值的屈服前拔出試件，增加黏結長度會使黏結應力較大的中部黏結段長度比例得到提升，造成平均黏結應力隨黏結長度的增加而增加。而在黏結長度超過臨界值后，鋼筋屈服導致靠近加載端區(qū)域的黏結應力顯著降低［17］，造成平均黏結應力隨黏結長度的增加而降低。

圖13 相對黏結長度L/d對τmax的影響Fig.13 Influence of relative bond length L/d onτmax

當黏結長度小于3 d時，HRB500和HRB600鋼筋均未屈服，因此相同黏結長度下2種鋼筋試件的黏結強度相差較小。當黏結長度大于3 d時，鋼筋均發(fā)生屈服，導致HRB500試件的黏結強度較HRB600試件顯著偏小，程度超過12.55%。

2.6 鋼筋直徑

圖14顯示，鋼筋直徑由16 mm增至20 mm時，黏結強度降低18.43%。盡管黏結長度均為3 d，但20 mm直徑鋼筋的絕對黏結長度較長，導致黏結段應力分布更加不均勻［18］。同時，鋼筋的黏結面積與體積的比值，即相對黏結面積隨直徑的增加而減小［20］。這些原因共同導致大直徑試件的黏結強度偏低。

圖14 鋼筋直徑d對τmax的影響Fig.14 Influence of the steel diameter d onτmax

2.7 相對橫肋面積

以往試驗結果［21-22］顯示，在劈裂破壞模式下，增加鋼筋的相對橫肋面積fR（肋高與肋間距的比值）可以提高黏結強度。然而，fR對拔出破壞試件的黏結強度影響尚不明確。將以往試驗［21-22］為數(shù)不多的拔出破壞試件的黏結強度及相應fR表示在圖15中。注意圖15的縱坐標表示不同fR下試件的黏結強度比值，并規(guī)定相同直徑下的最小fR試件的黏結強度為1。圖15中，Ichinose［21］和Metelli［22］的多種鋼筋直徑試件數(shù)據(jù)顯示，拔出破壞試件的黏結強度增減規(guī)律及變化幅度對fR不敏感。圖15中陰影區(qū)域對應文中試驗的鋼筋fR范圍。該范圍下發(fā)生屈服前拔出的16 mm HRB500和HRB600鋼筋-灌漿料試件的黏結強度接近且大小關系不明確，與上述文獻［21-22］結果一致。因此認為文中因fR不同而對黏結強度造成的影響可忽略不計。

圖15 相對橫肋面積f R對τmax的影響Fig.15 Influence of relative rib area f R onτmax

3 特征值計算

3.1 黏結強度τmax

由第2節(jié)可知，鋼筋強度等級、黏結長度和鋼筋直徑對τmax有顯著影響。黏結強度計算式如下：

式中：d*代表標準試件鋼筋直徑，取16 mm；fy*代表標準試件的鋼筋屈服強度，取675 MPa；t*代表標準試件的黏結強度，取49.35 MPa。

采用式（3）計算所有灌漿料試件的黏結強度，并對比計算值與試驗值的誤差，如圖16所示。其中，絕大多數(shù)計算誤差小于10%，平均絕對誤差為4.05%。說明式（3）可以較好地計算短錨下鋼筋與高強灌漿料的黏結強度。

圖16 τmax計算值與試驗值對比Fig.16 Promising and test results

3.2 峰值滑移s u

峰值滑移su對應黏結應力剛達到峰值時的滑移。圖17顯示，峰值滑移對試驗范圍變化的灌漿料抗壓強度、鋼筋強度等級、鋼筋直徑和箍筋約束不敏感，但與相對黏結長度呈顯著的線性相關關系。考慮到峰值滑移在黏結長度無限小時趨于0的物理意義，對二者進行正比例函數(shù)擬合，擬合結果如圖17（d）所示。對擬合結果消除量綱影響后，峰值滑移的計算式如下：

圖17 各因素對峰值滑移的影響Fig.17 The peak slip s u for various factors

式中：s*代表標準試件的峰值滑移，取1.174 mm。

4 結論

文中完成了87個試件的中心拔出試驗，重點研究了抗壓強度、鋼筋強度等級、鋼筋直徑、橫向配箍和黏結長度等因素對鋼筋-高強灌漿料短錨試件（L/d≤5）黏結性能的影響。具體結論如下：

（1）高強灌漿料的抗壓強度在85.8～122.7 MPa范圍內增加時，黏結強度和峰值滑移等黏結性能基本不變。當主體材料的抗壓強度相同時，灌漿料試件的黏結強度小于混凝土試件。

（2）不同破壞模式下，提高鋼筋強度等級對灌漿料試件黏結強度的提升效果不同。若鋼筋被拔出時未屈服，則提高鋼筋強度等級不能有效提升黏結強度。若鋼筋被拔出時發(fā)生屈服，則提高鋼筋強度等級可顯著提高黏結強度，文中提升效果超過12.55%。然而，提高鋼筋強度等級對峰值滑移基本不造成影響。

（3）增加鋼筋的直徑將降低試件的黏結強度，如鋼筋直徑從16 mm增至20 mm時黏結強度降低18.43%。此外，變形鋼筋試件的黏結強度是光圓鋼筋試件的3倍以上。

（4）設置箍筋或減小箍筋的邊長與間距對灌漿料拔出試件的黏結強度和峰值滑移基本沒有影響。

（5）黏結強度隨黏結長度的增加呈先增加后減小的規(guī)律。文中黏結強度降低的現(xiàn)象發(fā)生于黏結長度超過臨界值2.5 d（d是鋼筋直徑）之后。此外，峰值滑移與相對黏結長度線性相關。