疲勞荷載作用下植筋錨固粘結(jié)的滑移性能

閻西康，梁琳霄，梁琛

(1. 河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401；2.中建地產(chǎn)(天津)有限公司，天津 300450)

隨著承受疲勞荷載的結(jié)構(gòu)如吊車梁、橋梁等的維修、改造工程日益增多，植筋技術(shù)在這方面的應(yīng)用研究愈加廣泛[1-2]。植入鋼筋的粘結(jié)滑移性能是保證植筋結(jié)構(gòu)穩(wěn)定安全的關(guān)鍵因素[3-5]，部分學(xué)者對(duì)靜載作用下植筋與混凝土界面、植筋與植筋膠界面的結(jié)合性能做了一定研究，主要集中在植筋直徑、混凝土材料強(qiáng)度、保護(hù)層厚度、施工質(zhì)量等因素對(duì)植筋粘結(jié)強(qiáng)度的影響[6-7]。Wang等[8-9]對(duì)直徑36～150 mm的螺桿錨固破壞形式進(jìn)行分析，給出了大直徑植筋系統(tǒng)拉拔承載力計(jì)算公式。植筋拉拔試件在高溫環(huán)境中的力學(xué)性能研究表明，溫度對(duì)植筋拉拔滑移的影響較大[10]。Mahrenholtz等[11]給出了不同錨固設(shè)計(jì)方法對(duì)植筋拉拔承載力的影響。

疲勞荷載作用下植筋構(gòu)件的力學(xué)性能與靜載作用下區(qū)別很大，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)需進(jìn)行疲勞計(jì)算[12]，其結(jié)果是否可靠，部分取決于材料動(dòng)力本構(gòu)模型的建立。文獻(xiàn)[13]進(jìn)行了植筋深度在10d～15d(d為植筋直徑)的植筋擬動(dòng)力拉拔試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)動(dòng)力加載后試件延性損失較多。但承受疲勞荷載的構(gòu)件植入深度一般在20d以上，相較于實(shí)際應(yīng)用，植筋結(jié)構(gòu)在疲勞荷載作用下的錨固機(jī)理研究略顯滯后，植筋與植筋膠、植筋膠與混凝土的動(dòng)力粘結(jié)性能尚有待深入研究。

筆者對(duì)疲勞荷載作用下植筋構(gòu)件的膠筋界面粘結(jié)性能進(jìn)行分析，設(shè)計(jì)了10組拉拔試驗(yàn)，研究受拉植筋錨固問題，獲得了疲勞荷載作用下植筋試件的荷載-滑移關(guān)系和植入鋼筋與植筋膠間的粘結(jié)力變化規(guī)律。

1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)設(shè)計(jì)2個(gè)C30強(qiáng)度、尺寸為1 800 mm×1 000 mm×700 mm的混凝土塊體試件。在每個(gè)混凝土試件頂面，按照《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50367—2013)[14]中植筋鉆孔和間距的要求，植入10根不同直徑、不同植筋深度的HRB400級(jí)鋼筋，一個(gè)試件上的10根植筋用于靜力拉拔試驗(yàn)，另一個(gè)試件上的植筋用于疲勞加載試驗(yàn)。加載方式如圖1所示。

圖1 加載方式示意圖Fig.1 Loading method diagram

混凝土澆筑時(shí)預(yù)留3塊150 mm×150 mm×150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，以測(cè)定立方體抗壓強(qiáng)度。表1、表2給出了試驗(yàn)所用的混凝土和鋼筋的基本參數(shù)。植筋表面均勻布置5個(gè)應(yīng)變片，測(cè)量植筋應(yīng)變，圖2為不同錨固深度的植筋應(yīng)變片布置。為保證應(yīng)變片粘貼牢固，在鋼筋表面預(yù)定位置打磨出面積稍大于應(yīng)變片的平面后，用丙酮清潔鋼筋表面。使用502粘貼劑將應(yīng)變片貼在鋼筋表面后，用紗布蘸取環(huán)氧樹脂包裹應(yīng)變片，養(yǎng)護(hù)至環(huán)氧樹脂完全硬化，防止其在植筋施工和后期加載過程中損壞。混凝土試件澆筑并養(yǎng)護(hù)28 d后，按照文獻(xiàn)[14]要求的鉆孔直徑，在混凝土試件頂面利用水鉆垂直鉆孔，然后，將試件傾斜，向孔內(nèi)泵送壓縮空氣進(jìn)行除塵干燥處理，保證清孔徹底。植筋膠采用德國慧魚FISEM390S，孔內(nèi)灌注FISEM390S后將鋼筋緩慢旋轉(zhuǎn)植入，鋼筋完全達(dá)到預(yù)定錨固深度時(shí)，孔口有少量植筋膠溢出，確保灌漿飽滿。植入鋼筋后，養(yǎng)護(hù)24 h，利用電液伺服動(dòng)力系統(tǒng)進(jìn)行拉拔。在植筋接近混凝土試件上表面的位置固定夾片來測(cè)量植筋滑移(見圖3)。通過DH5922N通用型動(dòng)態(tài)信號(hào)測(cè)試分析系統(tǒng)以每秒50個(gè)數(shù)據(jù)的頻率采集應(yīng)變、植筋滑移數(shù)據(jù)，采集設(shè)備如圖4所示。

表1 混凝土材料配合比及強(qiáng)度實(shí)測(cè)值Table 1 Mix proportion and actual strength of concrete

表2 鋼筋強(qiáng)度實(shí)測(cè)值Table 2 Actual strength of rebar

圖2 植筋表面應(yīng)變片布置Fig.2 Arrangement of strain gauges

圖3 植筋滑移測(cè)量Fig.3 Slip measuring device

圖4 數(shù)據(jù)采集設(shè)備Fig.4 Data acquisition device

試件編號(hào)J1～J10施加靜力拉拔荷載。編號(hào)P1～P10施加頻率為6 Hz、加載上限為0.45Pu、加載下限為0.2Pu(Pu為靜載試驗(yàn)測(cè)出的極限荷載)的疲勞拉拔荷載，在循環(huán)次數(shù)達(dá)到1、10、50、100、150萬次時(shí)暫停，進(jìn)行一次靜力分級(jí)加載，加載至疲勞上限再卸載，每級(jí)荷載為10 kN。經(jīng)過200萬次疲勞加載后，試件未破壞，采用靜力加載至破壞。疲勞加載使用結(jié)構(gòu)抗震擬動(dòng)力試驗(yàn)系統(tǒng)jaw-1000/4實(shí)現(xiàn)并自動(dòng)記錄荷載時(shí)程變化。各試件參數(shù)詳見表3。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)

20個(gè)試件的破壞形態(tài)：J4、J7、J10、P4、P7和P10共6個(gè)試件均被拔出，其余試件鋼筋在混凝土表面附近拉斷。

J4、P4植筋被拔出后，植筋膠體較完整地附著在植筋表面，距加載端一定長(zhǎng)度范圍內(nèi)混凝土呈錐體破壞，剩余部分膠體表面光滑，符合錐體-粘結(jié)混合破壞特征，如圖5所示(錐體未能完整保留，試驗(yàn)過程中錐體如圖6所示)。J4混凝土錐體長(zhǎng)度為113 mm，P4混凝土錐體長(zhǎng)度為91 mm。J7、J10、P7、P10為膠筋粘結(jié)破壞，見圖7。J7、P7靠近植筋自由端152、177 mm范圍內(nèi)的膠體破壞，J10、P10靠近植筋自由端124、139 mm范圍內(nèi)的膠體破壞。疲勞試件膠體破壞范圍大于靜力破壞試件。從圖7可看到，鋼筋橫肋間殘留膠體，豎肋兩邊鋼筋表面沒有膠體粘附，最終破壞形式為膠筋間粘結(jié)破壞。被拉斷的試件最終破壞見圖8。試件的破壞荷載見表3。

表3 平均粘結(jié)應(yīng)力及殘余滑移Table 3 Average bond stress and residual slip

續(xù)表2

圖5 錐體-粘結(jié)混合破壞
Fig.5Compound failure

圖6 錐體-粘結(jié)混合破壞過程Fig.6Failure process of compound failure

圖7 膠筋界面粘結(jié)破壞
Fig.7 Bond failure of interface

圖8 拉斷破壞Fig.8 Rebar tensile failure between anchor bar and chemical adhesive

2.2 荷載-滑移關(guān)系

試驗(yàn)得到不同試件的荷載-位移關(guān)系，對(duì)比了經(jīng)歷疲勞作用后靜載破壞的試件與未經(jīng)過疲勞加載的試件破壞過程的區(qū)別。圖9中疲勞試件的荷載-位移曲線為200萬次循環(huán)加載后靜力破壞時(shí)的數(shù)據(jù)。從圖9可見，經(jīng)疲勞荷載作用后，與靜載時(shí)相比，試件的極限荷載分別下降17.58%、18.98%、22.59%、20.10%、12.58%、18.56%、15.32%、5.79%、14.41%、17.39%。試件的荷載滑移圖像首次出現(xiàn)突變時(shí)即植筋出現(xiàn)初滑移，經(jīng)疲勞加載的植筋試件初滑移荷載下降13.73%、19.51%、21.11%、17.49%、20.69%、11.11%、14.63%、8.89%、7.14%、17.65%。對(duì)于拉斷破壞的試件，極限荷載取決于植入鋼筋的極限強(qiáng)度[11]，植筋直徑相同時(shí)，植筋深度增加，極限荷載基本不變，但經(jīng)疲勞加載后極限荷載下降5.79%～22.59%。對(duì)于植筋拔出破壞的試件，錐體粘結(jié)混合破壞和膠筋粘結(jié)破壞的極限荷載遠(yuǎn)低于拉斷破壞的試件：靜載破壞試件，植筋拔出與植筋拉斷的極限荷載相差23.72%～25.78%；疲勞加載后破壞的試件兩者相差24.46%～33.33%。

圖9 荷載-滑移關(guān)系Fig.9 Load-slip curves

20個(gè)試件的荷載-滑移關(guān)系可分為兩組：植筋被拉斷的J1、J2、J3、J5、J6、J8、J9和P1、P2、P3、P5、P6、P8、P9的荷載-滑移曲線與普通鋼筋受拉破壞試驗(yàn)的情況類似，可看成線性增長(zhǎng)段、屈服段及下降段。植筋拔出的J4、J7、J10和P4、P7、P10試件曲線分為上升和下降兩個(gè)階段。加載開始，滑移和荷載呈線性關(guān)系，為彈性階段，植筋粘結(jié)彈性極限通常為0.75Pu；在彈性比例極限后，曲線進(jìn)入非線性階段，荷載增長(zhǎng)緩慢，滑移增長(zhǎng)加快，植筋拉斷的試件此階段持續(xù)較長(zhǎng)，鋼筋屈服，植筋拔出的試件此階段不明顯，植筋深度較小的試件在曲線上升后直接進(jìn)入下降段；荷載到達(dá)極限后，曲線進(jìn)入下降段，直至鋼筋拉斷或拔出，植筋拔出的試件下降段明顯較長(zhǎng)，在界面破壞后，摩擦力起主要作用，維持較小荷載下試件被緩慢拔出。

J10試件植筋深度和鋼筋直徑最小，由于應(yīng)變片布置較密，導(dǎo)致植筋表面積損失約12.4%，與已有文獻(xiàn)[15]中單調(diào)受拉試驗(yàn)結(jié)果破壞特征一致，但極限荷載下降9.61%。J7、J4試件植筋表面積損失約7.9%和6.3%，極限荷載也有所降低。相應(yīng)地，P10、P7、P4的荷載結(jié)果也應(yīng)考慮約10%～5%的折減。其他試件的植筋表面積損失比例很低，可忽略這種不利影響。

2.3 疲勞荷載作用下植筋粘結(jié)機(jī)理

2.3.1 植筋粘結(jié)應(yīng)力 由表3可見，植筋直徑一致的情況下，隨植筋深度增加，破壞時(shí)粘結(jié)應(yīng)力反而下降。植筋深度增長(zhǎng)，外力會(huì)由全部的錨固深度范圍內(nèi)植筋均勻分擔(dān)，相比之下，單位深度的粘結(jié)應(yīng)力較植筋深度小的試件小，有利于避免局部破壞。

植筋膠筋粘結(jié)應(yīng)力由試驗(yàn)實(shí)測(cè)的應(yīng)變數(shù)據(jù)采用有限差分法處理，由式(1)計(jì)算得出。

(1)

式中：Es為鋼筋彈性模量，N/mm2；As為鋼筋面積，mm2；D為鋼筋直徑，mm；Δxj,j+1為兩應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)間距，mm；εj、εj+1分別為第j、j+1點(diǎn)的鋼筋應(yīng)變值。

根據(jù)疲勞試件的膠筋粘結(jié)應(yīng)力與植筋深度的關(guān)系，分析粘結(jié)應(yīng)力分布的變化規(guī)律，圖10給出了鋼筋被拔出的J4、J7、J10、P4、P7、P10的試驗(yàn)結(jié)果。疲勞試件的結(jié)果采用200萬次循環(huán)加載后靜力破壞過程中的粘結(jié)應(yīng)力實(shí)測(cè)值。靜載與疲勞試件粘結(jié)應(yīng)力規(guī)律一致，植筋粘結(jié)應(yīng)力分布的特點(diǎn)：加載初期應(yīng)力峰值均靠近加載端出現(xiàn)，且峰值與平均值差別較大，在峰值應(yīng)力處出現(xiàn)混凝土錐體破壞；繼續(xù)加載，應(yīng)力峰值增加為兩個(gè)，且較大值出現(xiàn)在植筋自由端；植筋深度相同(10d)，直徑越大，加載后期應(yīng)力峰值與平均粘結(jié)應(yīng)力越接近，植筋粘結(jié)應(yīng)力分布越勻稱。

圖10 粘結(jié)應(yīng)力-植筋深度關(guān)系Fig.10 Relationship between bond stress and depth of planting

由于植筋表面布置應(yīng)變片導(dǎo)致粘結(jié)性能下降，相較于植筋表面未受損傷的靜力拉拔試驗(yàn)結(jié)果[15]，J10粘結(jié)應(yīng)力下降7.85%。相應(yīng)地，P10、P7、P4的粘結(jié)應(yīng)力結(jié)果也應(yīng)考慮約8%～4%的折減。

2.3.2 疲勞荷載對(duì)粘結(jié)應(yīng)力的影響 與靜力加載試驗(yàn)結(jié)果相比，疲勞加載使植筋拉拔試件在同等荷載級(jí)數(shù)下的平均粘結(jié)應(yīng)力降低。圖11給出了不同破壞形態(tài)下的3種試件在疲勞加載過程中粘結(jié)應(yīng)力的變化情況：P4為錐體粘結(jié)混合破壞，P1、P2、P3、P5、P6、P8、P9為拉斷破壞，P7、P10為膠筋粘結(jié)破壞。圖中橫坐標(biāo)N為荷載循環(huán)次數(shù)，縱坐標(biāo)τ0/τ是荷載相同(取循環(huán)加載上限)時(shí)靜載與循環(huán)加載試驗(yàn)得到的平均粘結(jié)應(yīng)力的比值。例如：J10在40 kN時(shí)測(cè)得的粘結(jié)應(yīng)力為4.38 MPa，P10試件在循環(huán)次數(shù)達(dá)到1、10、50、100、150、200萬次時(shí)暫停進(jìn)行靜力加載至疲勞上限40 kN時(shí)測(cè)得的平均粘結(jié)應(yīng)力為4.29、4.19、3.84、3.92、3.57、3.6，兩者之比1.00、1.02、1.05、1.14、1.12、1.23、1.22即圖中P10縱坐標(biāo)的讀數(shù)。

圖11 疲勞粘結(jié)應(yīng)力隨循環(huán)加載次數(shù)變化規(guī)律Fig.11 Relationship between bond stress and the number of cyclic loading

不同試件的粘結(jié)應(yīng)力退化情況基本相同，都是在前50萬次迅速下降，之后下降趨于平緩。疲勞上限是破壞荷載的0.45倍，兩者差距較大，在低應(yīng)力狀態(tài)下，最終的破壞形態(tài)不同對(duì)粘結(jié)應(yīng)力降低影響不大。分析所有疲勞試件的疲勞粘結(jié)應(yīng)力隨循環(huán)加載次數(shù)變化規(guī)律可知，循環(huán)加載對(duì)植筋粘結(jié)應(yīng)力的影響基本呈對(duì)數(shù)關(guān)系，如式(2)所示。表4給出了全部疲勞試件在200萬次循環(huán)加載達(dá)到疲勞上限時(shí)測(cè)得的平均粘結(jié)應(yīng)力與式(2)計(jì)算得出的理論值的對(duì)比。式(2)的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)兩者相差最大達(dá)23.46%。

τ=τ0/(1.264+0.0451nN)

(2)

式中：τ為循環(huán)加載得到的植筋平均粘結(jié)應(yīng)力，MPa；τ0為靜力加載得到的植筋平均粘結(jié)應(yīng)力，MPa；τ0為循環(huán)加載次數(shù)，萬。

表4 平均粘結(jié)應(yīng)力實(shí)測(cè)值與理論值對(duì)比Table 4 Comparison between measured value of average bond stress and theoretical value

2.3.3 膠筋界面粘結(jié)滑移 由植筋系統(tǒng)進(jìn)行受力分析可知[9]，植筋深度、植筋鉆孔直徑一定時(shí)，與各材料間的粘結(jié)應(yīng)力是決定破壞形態(tài)的關(guān)鍵因素。J7、J10、P7、P10拔出后，加載端約1/5長(zhǎng)度破壞時(shí)混凝土呈椎體，剩余4/5長(zhǎng)度為膠筋破壞，與上文得出的τs沿植筋深度傳遞、隨荷載增加最大剪應(yīng)力逐漸向植筋末端傳遞的結(jié)果一致。試件發(fā)生初滑移是由于靠近加載端的植筋段膠混界面滑移所致，此時(shí)膠筋界面的粘結(jié)應(yīng)力還沒有得到充分發(fā)揮?？偨Y(jié)植筋試件的破壞特征可知，植筋達(dá)到一定深度時(shí)，膠筋界面的粘結(jié)應(yīng)力是防止試件破壞要考慮的主要因素，且τs、τc之間存在一定比例關(guān)系，故只對(duì)膠筋界面粘結(jié)應(yīng)力τs進(jìn)行分析，即下文的τ。

P4、P7、P10最終因膠筋界面粘結(jié)失效而被拔出，但其他疲勞試件均為植筋拉斷破壞。試件被拉斷說明膠筋界面粘結(jié)可靠，故分析膠筋界面粘結(jié)滑移時(shí)以P4、P7、P10為分析對(duì)象。由于τ沿植筋長(zhǎng)度的分布并不規(guī)則，建立疲勞荷載作用下粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系時(shí)使用平均粘結(jié)應(yīng)力，則粘結(jié)應(yīng)力-滑移曲線規(guī)律同荷載-滑移關(guān)系由曲線分布可確定3個(gè)特征點(diǎn)：初滑移粘結(jié)應(yīng)力τ0、初滑移值S0、對(duì)應(yīng)初滑移荷載P0，極限粘結(jié)應(yīng)力τu、極限滑移值Su、對(duì)應(yīng)極限荷載Pu，殘余粘結(jié)應(yīng)力τr、殘余滑移值Sr、對(duì)應(yīng)破壞荷載Pr。

由文獻(xiàn)[16]可知，靜力作用下植筋拉拔發(fā)生界面破壞的極限粘結(jié)強(qiáng)度τus為

(3)

式中：fcu為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度，MPa。

考慮疲勞加載導(dǎo)致的粘結(jié)強(qiáng)度退化，引入折減系數(shù)δu，得到循環(huán)荷載作用下的植筋拉拔極限粘結(jié)強(qiáng)度τu為

(4)

δu=1.072-0.011D

(5)

式中：D為植筋直徑，mm。

初滑移粘結(jié)應(yīng)力τ0用式(6)計(jì)算。

τ0=δ0τu

(6)

δ0=1.720-0.056D

(7)

式中：δ0為初滑移粘結(jié)強(qiáng)度比例系數(shù)。

殘余粘結(jié)應(yīng)力τr用(8)式計(jì)算。

τr=δrτu

(8)

δr=0.574-0.021D

(9)

式中：δr為殘余粘結(jié)強(qiáng)度比例系數(shù)。

與初滑移粘結(jié)應(yīng)力τ0、極限粘結(jié)應(yīng)力τu、殘余粘結(jié)應(yīng)力τr對(duì)應(yīng)的滑移值分別為S0、Su、Sr。滑移值主要與植筋深度有關(guān)，極限粘結(jié)滑移值Su可據(jù)臨界植筋深度計(jì)算得出[16]。臨界植筋深度hf為

(10)

式中：fy為植筋的屈服強(qiáng)度，MPa。

則Su=0.054hf-9.580

(11)

初滑移值S0為

S0=0.202Su-0.086

(12)

殘余滑移值Sr為

Sr=1.404Su+23.337

(13)

根據(jù)上述確定的特征值，利用文獻(xiàn)[17]給出的方法，得到疲勞荷載作用下膠筋界面粘結(jié)滑移關(guān)系式，見式(14)。

(14)

式中:Su為極限荷載Pu對(duì)應(yīng)的滑移；α、β為回歸系數(shù)，與植筋直徑、植筋深度、疲勞加載幅度相關(guān)。

表5給出了幾個(gè)特征點(diǎn)試驗(yàn)值與計(jì)算值的對(duì)比，兩者之差控制在8.26%以下，式(14)結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合較好。

表5 試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比Table 5 Comparison between the test value and the calculated value

3 結(jié)論

1)植筋深度為10d～25d的植筋拉拔試件在經(jīng)歷200萬次荷載幅度為0.2Pu～0.45Pu的疲勞荷載后,破壞形態(tài)不發(fā)生改變，但極限荷載和初滑移荷載明顯下降。植筋錨固長(zhǎng)度大于10d的試件為鋼筋拉斷，其形態(tài)與普通鋼筋拉拔破壞類似，具有3階段特征。植筋深度為10d的試件拉拔至破壞圖像只有上升、下降兩階段，鋼筋遠(yuǎn)未達(dá)到屈服。

2)疲勞拉拔試件粘結(jié)應(yīng)力降低隨循環(huán)加載次數(shù)增加呈對(duì)數(shù)趨勢(shì)，破壞特征不同對(duì)粘結(jié)應(yīng)力下降趨勢(shì)基本沒有影響。

3)鋼筋與植筋膠間的粘結(jié)應(yīng)力沿植筋深度變化并不勻稱，粘結(jié)應(yīng)力峰值隨荷載增加逐漸向植筋末端轉(zhuǎn)移，應(yīng)力大小分布也逐漸均勻。增加植筋直徑和植筋深度可提高試件整體受力性能。被拔出的試件最終因膠筋界面粘結(jié)應(yīng)力達(dá)到極限導(dǎo)致試件破壞，拉斷的試件粘結(jié)應(yīng)力未達(dá)到極限值。