李海云，吳文輝，侯 楠，李 然，鄧瑞婷，趙 晶

(1.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)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(shè)計(jì)研究院股份有限公司，廣東 廣州 510000)

鋼筋混凝土構(gòu)件抗力計(jì)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(jié)力，而鋼筋銹蝕是影響二者之間粘結(jié)力的重要因素.在一般情況下鋼筋混凝土構(gòu)件都是以帶裂狀態(tài)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(jié)力，影響鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性[2].超高性能混凝土(ultra-high performance concrete，UHPC)具有超高的強(qiáng)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(yōu)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(gòu)件的耐久性.早期就有學(xué)者對二者之間的粘結(jié)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究[5]，并在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上建立粘結(jié)滑移本構(gòu)模型[6-7].目前.國內(nèi)外對粘結(jié)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(jié)強(qiáng)度的影響，和建立鋼筋混凝土的粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系[19-23].隨著科技發(fā)展，新的科研手段不斷涌現(xiàn)，也有部分學(xué)者嘗試?yán)糜邢拊姆椒ㄑ芯夸摻钆c混凝土之間的粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系[24-25].

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)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(hù)層厚度、相對錨固長度、配箍率等參數(shù)對不銹鋼筋和超高性能混凝土粘結(jié)性能的影響.

1 拉拔試驗(yàn)

1.1 材料性能試驗(yàn)

根據(jù)《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T50081—2019)[26]制作了6個(gè)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(jī)屏顯式液壓壓力試驗(yàn)機(jī)，以0.6 MPa/s的速率對標(biāo)準(zhǔn)試塊進(jìn)行加載，測得混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度(取測試值的平均值)fcu為120 MPa.

本次試驗(yàn)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(biāo)準(zhǔn)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(yàn)所選用鋼筋

根據(jù)《金屬材料試驗(yàn)拉伸》[27](GB/T 228.1-2015)對鋼筋進(jìn)行取樣，每種鋼筋取2個(gè)試樣，采用SHT4106-G微機(jī)控制電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)，以10 MPa/s的速率對鋼筋試樣進(jìn)行拉伸，得到鋼筋的極限抗拉強(qiáng)度，并以殘余應(yīng)變的0.2%所對應(yīng)的荷載作為不銹鋼的屈服強(qiáng)度，其力學(xué)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(qiáng)度，fu為鋼筋極限強(qiáng)度.

表1 鋼筋的物理力學(xué)性能

1.2 試樣設(shè)計(jì)

拉拔試驗(yàn)試樣分為5個(gè)控制變量(鋼筋類型、鋼筋直徑、相對保護(hù)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(jié)應(yīng)力的分布，將鋼筋沿軸線切割成兩瓣，在每瓣的中心進(jìn)行銑槽(如圖3)，凹槽貫穿整個(gè)鋼筋，在凹槽內(nèi)貼應(yīng)變片并引出導(dǎo)線，用環(huán)氧樹脂將兩瓣鋼筋進(jìn)行粘合使其恢復(fù)原貌(如圖4所示).每個(gè)試樣配置三個(gè)相同的試塊，以免發(fā)生偶然情況造成數(shù)據(jù)異常，各試樣參數(shù)如表2所示.

圖2 拉拔試件(mm)

圖3 鋼筋加工示意圖以及應(yīng)變片位置(mm)

圖4 鋼筋加工與粘合后實(shí)物圖

為了避免反力板對試樣內(nèi)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(dǎo)致錨固長度增加.澆筑并振搗之后養(yǎng)護(hù)28 d后開始拉拔試驗(yàn).

1.3 加載方案

根據(jù)《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T50081—2019)，拉拔試驗(yàn)采用SHT4106-G微機(jī)控制電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)，為方便試樣在試驗(yàn)機(jī)上的安裝，制作了放置試樣的輔助反力架，在反力架內(nèi)設(shè)置位移計(jì)測量試件鋼筋的自由端滑移，輔助反力架和安裝在試驗(yàn)機(jī)上的試樣分別如圖5所示.試驗(yàn)時(shí)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(jìn)行加載，試驗(yàn)荷載通過計(jì)算機(jī)采集.

圖5 試驗(yàn)裝置示意圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果

2.1 破壞形態(tài)

表3給出了本次拉拔試驗(yàn)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(yàn)破壞形式

本次試驗(yàn)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(dāng)荷載加載至約峰值荷載的80%時(shí)，試樣混凝土開始出現(xiàn)裂縫，同時(shí)混凝土土體內(nèi)部發(fā)出鋼纖維拉扯產(chǎn)生的聲響，隨著荷載增大，裂縫逐漸擴(kuò)展至貫穿混凝土體，此時(shí)荷載達(dá)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(cè)面出現(xiàn)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(yàn)過程中隨著荷載的增加，開始時(shí)試樣無變化，當(dāng)荷載達(dá)到峰值荷載時(shí)，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(qiáng)度，其荷載位移曲線類似于鋼材拉伸試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(如圖8)，破壞時(shí)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(yàn)曲線

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

試樣的粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式如式(1)所示.

其中，τ為平均粘結(jié)應(yīng)力，MPa；Fu為極限拉拔力，kN，其余字母含義同前.

(1)

分析試驗(yàn)結(jié)果可得每組數(shù)據(jù)的變異系數(shù)范圍介于0.04與0.21之間，差別較小，故取每組3個(gè)試樣的平均值作為其粘結(jié)強(qiáng)度.各試樣相關(guān)數(shù)據(jù)如表4.不同影響因素下試樣的粘結(jié)-滑移曲線如圖9所示.

表4 試樣極限拉拔力及粘結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)值

圖9 不同參數(shù)下的粘結(jié)-滑移對比曲線

2.2.1 鋼筋直徑對粘結(jié)性能的影響

鋼筋直徑越大錨固力越大，但粘結(jié)應(yīng)力基本相同(表4).不同直徑的鋼筋從UHPC中拔出時(shí)，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(dá)到各自峰值的80%時(shí)，曲線斜率開始下降，當(dāng)荷載達(dá)到最大值時(shí)，鋼筋與UHPC試塊脫膠，錨固力下降.

2.2.2 鋼筋種類對粘結(jié)性能的影響

鋼筋種類對粘結(jié)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(jié)性能最好，高強(qiáng)不銹鋼筋和普通鋼筋對UHPC的粘結(jié)力試驗(yàn)結(jié)果較為接近，但普通鋼筋與UHPC脫膠發(fā)生在鋼筋屈服之后，如果增大普通鋼筋的強(qiáng)度，粘結(jié)強(qiáng)度增加，光圓鋼筋對UHPC的粘結(jié)性最差，其粘結(jié)強(qiáng)度不足三種螺紋鋼筋的10%.

2.2.3 相對保護(hù)層厚度對粘結(jié)性能的影響

相對保護(hù)層厚度對鋼筋與UHPC的粘結(jié)性能有一定影響，如圖9(c)和表4所示.相對保護(hù)層厚度由5變?yōu)?.75時(shí)，其粘結(jié)強(qiáng)度由31.98 MPa降至23.54 MPa，粘結(jié)強(qiáng)度下降了26.3%，當(dāng)相對保護(hù)層厚度由3.75變?yōu)?.5時(shí)，其粘結(jié)強(qiáng)度由23.54 MPa降至19.69 MPa，粘結(jié)強(qiáng)度僅下降了16.3%，因此，隨著相對保護(hù)層厚度的減小，粘結(jié)強(qiáng)度下降趨勢逐漸變緩.隨著相對保護(hù)層厚度的減小，混凝土體難以抵抗鋼筋對其施加的環(huán)向拉應(yīng)力，試件的破壞形式由鋼筋拔出破壞逐漸轉(zhuǎn)向混凝土劈裂破壞，說明相對保護(hù)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(jié)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(jié)強(qiáng)度也隨之增加.當(dāng)相對錨固長度由2.5增加至4時(shí)，極限拉拔力與粘結(jié)強(qiáng)度分別增長113.3%與33.4%；當(dāng)相對錨固長度由4增加至5.5時(shí)，極限拉拔力與粘結(jié)強(qiáng)度分別增長69.6%與23.5%.但相對錨固長度增加至5.5時(shí)，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(qiáng)度，測試值增長.

2.2.5 配箍率對粘結(jié)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(jié)強(qiáng)度，如圖9(e)和表4.沒有配制箍筋的試件極限粘結(jié)強(qiáng)度為31.98 MPa，箍筋配筋率為0.314%時(shí)粘結(jié)強(qiáng)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(shí)，粘結(jié)強(qiáng)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(jié)性能的增強(qiáng)效果逐漸減弱，原因是在鋼筋拔出時(shí)，箍筋可以為核心混凝土提供環(huán)向壓應(yīng)力，從而提高核心混凝土的強(qiáng)度.

2.3 粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系

2.3.1 粘結(jié)應(yīng)力分布

保護(hù)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(hù)層厚度下錨固段的粘結(jié)應(yīng)力分布，通過鋼筋應(yīng)變計(jì)算鋼筋應(yīng)力，進(jìn)而得到粘結(jié)應(yīng)力，如表5.錨固段不同位置的粘結(jié)應(yīng)力τn可根據(jù)式(2)式確定

表5 鋼筋應(yīng)變片數(shù)值

(2)

式中：τn編號為n的應(yīng)變片處鋼筋與混凝土粘結(jié)應(yīng)力，MPa；σn為第n個(gè)應(yīng)變片處的鋼筋應(yīng)力，MPa；d為鋼筋直徑，mm；l為兩個(gè)應(yīng)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(gè)鋼筋應(yīng)變的應(yīng)變.

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

圖10 粘結(jié)應(yīng)力分布

2.3.2 本構(gòu)關(guān)系

τ=ψ(y)f(s)

(3)

2.3.2.1 平均粘結(jié)強(qiáng)度-滑移本構(gòu)關(guān)系

徐有鄰等按照粘結(jié)滑移曲線特點(diǎn)將普通混凝土粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系分為五段表達(dá)式，每段由各段特征強(qiáng)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(jié)應(yīng)力對應(yīng)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(jié)應(yīng)力；Su為峰值平均粘結(jié)應(yīng)力所對應(yīng)的滑移量；α、β為待擬合參數(shù).

對試驗(yàn)曲線進(jìn)行無量綱化分析后(圖11)，用MATLAB軟件對式(4)中的α、β進(jìn)行擬合，得到參數(shù)如表6所示.各試件在上升段參數(shù)較為統(tǒng)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(hù)層厚度減小試件破壞形式逐漸由拔出破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榕哑茐?，故下降段β的取值可根?jù)HC-HSS-2的試驗(yàn)數(shù)據(jù)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(yàn)曲線的對比如圖12.

表6 參數(shù)對比

圖11 無量綱化后對各曲線參數(shù)進(jìn)行擬合

圖12 平均粘結(jié)-滑移曲線試驗(yàn)值與計(jì)算值對比

2.5.2.2 位置函數(shù)ψ(y)

圖13 不同錨固位置處粘結(jié)強(qiáng)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(jié)應(yīng)力最大，距離加載端越遠(yuǎn)，粘結(jié)應(yīng)力則越小，該位置函數(shù)可采用四階多項(xiàng)式擬合：

Y=a0+a1X+a2X2+a3X3+a4X4

(5)

式中：a0、a1、a2、a3、a4為待擬合參數(shù).

使用ORIGIN軟件對式(5)中的參數(shù)進(jìn)行擬合，如表7和圖14所示.

表7 位置函數(shù)參數(shù)擬合值

圖14 試驗(yàn)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(dāng)y值在(0～0.25)和(0.75～1)區(qū)間時(shí)，下降較快，在(0.25～0.75)區(qū)間時(shí)下降較平緩.擬合曲線只表示粘結(jié)強(qiáng)度沿錨固長度的變化規(guī)律，即位置函數(shù)ψ(y).結(jié)合位置函數(shù)曲線特點(diǎn)，自由端和加載端附近粘結(jié)強(qiáng)度變化較為劇烈，錨固段中間部分變化平緩，為了工程應(yīng)用方便，本文提出三折線段模型，如圖15.整個(gè)模型有四個(gè)特征點(diǎn)：A1(0，2)、A2(0.25，1.25)、A3(0.75，0.75)、A4(1，0).

圖15 高強(qiáng)不銹鋼筋與UHPC粘結(jié)滑移位置函數(shù)模型

3 粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式

通過分析影響不銹鋼帶肋鋼筋與UHPC粘結(jié)性能的各項(xiàng)因素，以用BS-R鋼筋的試件為例，利用Matlab軟件進(jìn)行統(tǒng)計(jì)回歸，對普通鋼筋混凝土平均粘結(jié)應(yīng)力表達(dá)式進(jìn)行修正，得到不銹鋼帶肋鋼筋與UHPC的平均粘結(jié)應(yīng)力的計(jì)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(qiáng)度設(shè)計(jì)值[28]，MPa；ρsv為配箍率.

按照式(6)計(jì)算得到粘結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算值τ2與試驗(yàn)值 對比見表8所示.在不同影響參數(shù)下，試樣的試驗(yàn)值與計(jì)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(jié)應(yīng)力表達(dá)式求得的計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好，可用于計(jì)算不銹鋼筋與UHPC的平均粘結(jié)應(yīng)力.

表8 平均粘結(jié)應(yīng)力試驗(yàn)值與計(jì)算值對比

4 結(jié)論

此次拉拔試驗(yàn)共12組36個(gè)試件，考慮了影響鋼筋與UHPC粘結(jié)性能的五種因素，得出以下結(jié)論：

(1)本次試驗(yàn)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(hù)層厚度和局部粘結(jié)應(yīng)力影響試件的破壞形式，相對保護(hù)層厚度較小或局部粘結(jié)應(yīng)力過高會導(dǎo)致試件劈裂破壞，增加相對保護(hù)層厚度可以提高粘結(jié)強(qiáng)度；鋼筋肋壁的形狀尺寸對粘結(jié)性能有重要影響；隨著相對錨固長度的增加，粘結(jié)強(qiáng)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(jié)性能；

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

(4)對鋼筋混凝土粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式進(jìn)行了修正，該計(jì)算式可以很好的計(jì)算不銹鋼筋與UHPC的粘結(jié)強(qiáng)度.