高強(qiáng)鋼筋與混凝土錨固性能研究

丁紅巖，劉 源，李海瑞，郭耀華，劉麟瑋

（天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072）

?

高強(qiáng)鋼筋與混凝土錨固性能研究

丁紅巖，劉 源，李海瑞，郭耀華，劉麟瑋

（天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072）

摘要：為了得到高強(qiáng)鋼筋HTB650與混凝土的錨固性能，對36個(gè)黏結(jié)錨固試件和30個(gè)兩側(cè)貼焊短筋的機(jī)械錨固試件進(jìn)行拔出試驗(yàn).試驗(yàn)考慮了相對錨固長度、混凝土強(qiáng)度、相對保護(hù)層厚度、配箍率和鋼筋強(qiáng)度對錨固性能的影響.試驗(yàn)結(jié)果表明，高強(qiáng)鋼筋黏結(jié)錨固的破壞形式不同于機(jī)械錨固.兩者的極限黏結(jié)強(qiáng)度隨著相對錨固長度、混凝土強(qiáng)度、相對保護(hù)層厚度、配箍率和鋼筋強(qiáng)度而改變，變化趨勢基本一致.通過回歸分析，得出高強(qiáng)鋼筋與混凝土之間黏結(jié)錨固與機(jī)械錨固的極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式.

關(guān)鍵詞：高強(qiáng)鋼筋；錨固性能；黏結(jié)錨固；機(jī)械錨固；拔出試驗(yàn)

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)是目前最主要的建筑結(jié)構(gòu)形式，其中鋼筋作為必不可少的材料，需求量日益增多.超高層建筑和大跨度結(jié)構(gòu)不斷涌現(xiàn)，也對建筑材料提出了更高的需求［1］.高強(qiáng)鋼筋可以顯著節(jié)約能源，有助于建筑業(yè)與我國經(jīng)濟(jì)社會的發(fā)展［2-6］.

國內(nèi)外許多學(xué)者對普通強(qiáng)度鋼筋與混凝土錨固性能，以及配置有高強(qiáng)鋼筋結(jié)構(gòu)的受力性能進(jìn)行了諸多理論及試驗(yàn)研究［7-11］，但針對強(qiáng)度大于500 mPa的鋼筋與混凝土錨固性能的研究實(shí)為不多.本文通過對36個(gè)黏結(jié)錨固試件和30個(gè)兩側(cè)貼焊短筋的機(jī)械錨固試件進(jìn)行試驗(yàn)研究，力求得到高強(qiáng)鋼筋與混凝土黏結(jié)錨固與機(jī)械錨固的性能.

1　試件設(shè)計(jì)

高強(qiáng)鋼筋與混凝土的錨固試驗(yàn)參考了《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T50152—2012）［12］和《水工混凝土試驗(yàn)規(guī)程》（SL352—2006）［13］，鋼筋與混凝土的力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果見表1和表2.鋼筋的非黏結(jié)長度段加套PVC硬質(zhì)塑料套管以控制鋼筋與混凝土的黏結(jié)段長度.加載裝置為30 t穿心式千斤頂，并采用專用鋼筋錨具將鋼筋?yuàn)A緊.加載設(shè)備如圖1所示.

表1　鋼筋力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Experimental results of mechanical properties of steel bars

表2　混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Experimental results of mechanical properties of concrete

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康暮鸵?，試件主要考慮相對錨固長度、混凝土強(qiáng)度、相對保護(hù)層厚度、配箍率和鋼筋強(qiáng)度等不同參數(shù)對黏結(jié)強(qiáng)度的影響.共制作66個(gè)試件，其中黏結(jié)錨固試件36個(gè)，貼焊短筋的機(jī)械錨固試件30個(gè)，貼焊的短筋的長度為50 mm.

圖1　加載設(shè)備Fig.1 Loading equipment

黏結(jié)錨固試件共分為5大組，其中A1組變參量為混凝土強(qiáng)度等級；A2組變參量為相對錨固長度；A3組變參量為相對保護(hù)層厚度；A4組變參量為鋼筋強(qiáng)度；A5組變參量為配箍率.機(jī)械錨固試件分組方式同黏結(jié)錨固試件基本一致.每組具體設(shè)計(jì)參數(shù)及部分試驗(yàn)結(jié)果見表3及表4.試件極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式為

式中：d為鋼筋直徑；la為相對錨固長度；P為極限荷載.

表3　黏結(jié)錨固設(shè)計(jì)參數(shù)及部分試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Bonding anchorage design parameters and some of the test results

表4　機(jī)械錨固設(shè)計(jì)參數(shù)及部分試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Machinery anchorage design parameters and some of the test results

2　黏結(jié)錨固試驗(yàn)

2.1試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)中，36個(gè)試件共發(fā)生了2種破壞形式.未配置箍筋的試件均發(fā)生劈裂破壞，而配置箍筋的試件均發(fā)生拔出破壞.

2.1.1未配置箍筋的試件

在加載初期，未配置箍筋的試件表面沒有明顯的現(xiàn)象，自由端沒有滑移.隨著荷載增大，自由端滑移量略有增長.當(dāng)加載至臨近極限荷載時(shí)，首先在加載端出現(xiàn)細(xì)微裂縫，而隨之滑移量迅速增大，最終發(fā)生脆性破壞，試件劈裂成兩瓣或3瓣.當(dāng)鋼筋放置在試件中間時(shí)，劈裂面多沿著鋼筋兩肋的方向，與鋼筋接觸的混凝土表面有被鋼筋的肋磨損的痕跡.當(dāng)偏心置筋時(shí)，保護(hù)層厚度較薄的一側(cè)首先出現(xiàn)裂縫，且偏心置筋無箍筋試件都劈裂成3瓣.未配置箍筋試件黏結(jié)錨固試驗(yàn)破壞形式如圖2所示.

圖2　未配置箍筋試件黏結(jié)錨固試驗(yàn)破壞形式Fig.2 Bonding anchorage failure modes of specimens without stirrups

對于鋼筋混凝土之間的黏結(jié)錨固性能，荷載-滑移曲線（P-s曲線）很好地表征了在加載過程中鋼筋與混凝土之間的變形情況.未配置橫向約束箍筋試件黏結(jié)錨固試驗(yàn)P-s曲線如圖3所示.從曲線可看出，黏結(jié)滑移大概分3個(gè)階段.第1階段，由于所測滑移為自由端滑移，當(dāng)荷載較小時(shí)鋼筋和混凝土之間沒有滑移；第2階段，隨著荷載不斷增加，有滑移出現(xiàn)，但是滑移量非常?。坏?階段，當(dāng)荷載加載到約極限荷載的80% 時(shí)，裂縫比較明顯，隨著荷載增加，滑移迅速增大，并最終發(fā)生劈裂破壞，呈脆性破壞，基本測不到下降段.

圖3　未配置箍筋試件黏結(jié)錨固試驗(yàn)P-s曲線Fig.3 Bonding anchorage P-s curve of specimen without stirrups

2.1.2配置箍筋的試件

配置橫向約束箍筋的第5組試件與未配箍筋的試件相比，其加載過程及最終的破壞現(xiàn)象均有較大差別，呈現(xiàn)非常明顯的延性.剛開始加載時(shí)，與未配置箍筋的試件現(xiàn)象相同，試件表面沒有明顯的現(xiàn)象，自由端沒有滑移.而隨著荷載增大，自由端滑移量略有增長.當(dāng)加載至臨近極限荷載時(shí)，首先在加載端出現(xiàn)細(xì)微裂縫，接著在保護(hù)層較小的一側(cè)出現(xiàn)裂縫，隨后在自由端也出現(xiàn)裂縫，最終達(dá)到極限荷載.若繼續(xù)加載，荷載迅速降低，滑移量也迅速增大，直到荷載幾乎降至零，鋼筋被拔出.混凝土在鋼筋孔兩側(cè)均有向外發(fā)展的裂縫，保護(hù)層較小的一側(cè)會有通長裂縫，但混凝土塊體整體不會破壞.被拔出鋼筋的肋之間塞滿了混凝土，混凝土被明顯剪切，配置箍筋試件黏結(jié)錨固試驗(yàn)破壞形式如圖4所示.

圖4　配置箍筋試件黏結(jié)錨固試驗(yàn)破壞形式Fig.4 Bonding anchorage failure modes of specimens with stirrups

圖5　配置箍筋試件黏結(jié)錨固試驗(yàn)P-s曲線Fig.5 Bonding anchorage P-s curve of specimen with stirrups

配置橫向約束箍筋試件黏結(jié)錨固試驗(yàn)的P-s曲線如圖5所示，從曲線可看出黏結(jié)滑移大概分5個(gè)階段：第1階段，由于所測滑移為自由端滑移，當(dāng)荷載較小時(shí)鋼筋和混凝土之間沒有滑移；第2階段，隨著荷載增加，有滑移出現(xiàn)，但是滑移量非常??；第3階段，當(dāng)荷載加載到約極限荷載的80% 時(shí)，出現(xiàn)裂縫，隨著荷載增加，滑移繼續(xù)增大，直至極限荷載；第4階段，極限荷載之后，荷載突然下降，滑移迅速增大；第5階段，荷載下降速率變緩，滑移的速率變大，直到鋼筋被拔出.整個(gè)加載過程呈現(xiàn)出良好的延性.

2.2試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.2.1錨固長度的影響

A2組與A1-1試件主要探討不同的錨固長度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響.相對錨固長度分別取為7.5 cm、15 cm和20 cm，相對錨固長度對極限黏結(jié)強(qiáng)度影響的試驗(yàn)結(jié)果如圖6所示.從圖中可以看出，隨著相對錨固長度增大，極限黏結(jié)強(qiáng)度不斷減小，兩者基本呈線性關(guān)系.

圖6　相對錨固長度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.6 Impact of relative anchorage length on ultimate bonding strength

2.2.2混凝土抗拉強(qiáng)度的影響

A1組試件主要探討極限黏結(jié)強(qiáng)度對混凝土抗拉強(qiáng)度的敏感程度，混凝土抗拉強(qiáng)度對極限黏結(jié)強(qiáng)度影響的試驗(yàn)結(jié)果如圖7所示.從圖7中可以看出，混凝土抗拉強(qiáng)度對鋼筋與混凝土之間的極限黏結(jié)強(qiáng)度影響顯著，隨著混凝土的抗拉強(qiáng)度增大，極限黏結(jié)強(qiáng)度不斷增大，且兩者基本呈線性關(guān)系.

圖7　混凝土抗拉強(qiáng)度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.7 Impact of tensile strength of concrete on ultimate bonding strength

2.2.3混凝土相對保護(hù)層厚度的影響

A3組試件主要研究相對保護(hù)層厚度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響.相對保護(hù)層厚度分別為1 cm、1.5 cm及2 cm，相對保護(hù)層厚度對極限黏結(jié)強(qiáng)度影響的試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示.從圖8中可以看出，極限黏結(jié)強(qiáng)度對保護(hù)層厚度的變化并不是十分的敏感，僅能從擬合的趨勢曲線上看出來有較小程度的提高，主要原因是混凝土保護(hù)層厚度越大，對鋼筋握裹力變大，約束作用越強(qiáng)，所以極限黏結(jié)強(qiáng)度也隨之有所增加.保護(hù)層厚度越小，越容易發(fā)生劈裂.隨著保護(hù)層厚度增大，鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)破壞將逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻钆c混凝土的剪切破壞.

圖8　相對保護(hù)層厚度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.8 Impact of relative thickness of protective lay on ultimate bonding strength

2.2.4配箍率的影響

A5組與A3-2試件主要考慮橫向箍筋配箍率對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響.橫向配箍率分別為0% 、1.68% 、2.09% 、2.79% ，配箍率ρsv的計(jì)算公式為

式中：Asv1為單肢箍面積；ssv為箍筋間距.

配箍率對極限黏結(jié)強(qiáng)度影響的試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示，極限黏結(jié)強(qiáng)度隨配箍率增大而增大，基本呈線性關(guān)系.箍筋的作用主要體現(xiàn)在混凝土有微裂縫以后，箍筋限制了裂縫的開展，對混凝土有明顯的約束作用，故增大了黏結(jié)強(qiáng)度，并且顯著地改善了延性.

圖9　配箍率對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.9 Impact of stirrup ratio on ultimate bonding strength

2.2.5鋼筋強(qiáng)度的影響

A4-1與A1-1試件主要考慮鋼筋強(qiáng)度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響，不同鋼筋強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果見表5.從表5中結(jié)果可以看出，雖然兩種鋼筋都是帶肋鋼筋，但是由于鋼筋種類不同，以及試驗(yàn)存在一定的離散性，最終得到的極限黏結(jié)強(qiáng)度略有差別.鋼筋強(qiáng)度差別較大，但是極限黏結(jié)強(qiáng)度卻差別不大，與其他因素的影響相比較，基本可以忽略.

表5　不同鋼筋的試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Test results of different steel bars

2.3極限黏結(jié)強(qiáng)度回歸分析

由上面試驗(yàn)數(shù)據(jù)可看出，相對錨固長度、混凝土強(qiáng)度對高強(qiáng)鋼筋與混凝土黏結(jié)錨固的極限黏結(jié)強(qiáng)度影響相對較大.根據(jù)黏結(jié)強(qiáng)度的不同影響因素，經(jīng)過所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)的回歸分析，并參考規(guī)范黏結(jié)錨固專題組之前的研究成果［14］，沿用其函數(shù)形式，可得到HTB650的極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式（見式（3））.將回歸分析得到的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，分別與平均實(shí)測值及規(guī)范黏結(jié)錨固專題組的黏結(jié)強(qiáng)度τu1計(jì)算公式（見式（4）），進(jìn)行計(jì)算比較，結(jié)果見表6和表7.

表6　黏結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)及計(jì)算結(jié)果Tab.6 Test and calculation results of bonding strength

表7　黏結(jié)強(qiáng)度分析Tab.7 Analysis of bonding strength

式中：ft為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值.

由表7可知，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值比值的平均值為1.002，變異系數(shù)為0.025，說明式（3）可以很好地代表試驗(yàn)結(jié)果.而規(guī)范組公式計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值結(jié)果基本接近，略有偏低.對于高強(qiáng)度等級的混凝土試件，規(guī)范組公式與實(shí)測值偏差較大，主要由于規(guī)范組計(jì)算公式主要針對C40及以下混凝土強(qiáng)度，而本文混凝土強(qiáng)度最高達(dá)到C75.混凝土強(qiáng)度越高，黏結(jié)強(qiáng)度實(shí)測值和規(guī)范組公式計(jì)算結(jié)果的偏差就越大.

3　機(jī)械錨固試驗(yàn)

3.1試驗(yàn)現(xiàn)象

貼焊短筋的機(jī)械錨固試驗(yàn)過程與黏結(jié)錨固試驗(yàn)相同，但試驗(yàn)現(xiàn)象有明顯的區(qū)別.區(qū)別在于機(jī)械錨固試驗(yàn)中前期沒有明顯的現(xiàn)象，也沒有任何滑移，直到臨近破壞時(shí)，才出現(xiàn)滑移，呈現(xiàn)更加明顯的脆性破壞.機(jī)械錨固試驗(yàn)中所有試件均發(fā)生劈裂破壞.

3.1.1未配置箍筋的試件

未配置箍筋的機(jī)械錨固試件，加載時(shí)試件表面沒有明顯的現(xiàn)象，自由端沒有滑移.當(dāng)加載至臨近極限荷載時(shí)，在加載端出現(xiàn)細(xì)微裂縫，而隨之滑移量迅速增大，最終發(fā)生脆性破壞.試件劈成兩瓣或四瓣.破壞時(shí)，貼焊短筋留有非常明顯的楔形混凝土.當(dāng)偏心置筋時(shí)，保護(hù)層厚度較薄的一側(cè)首先出現(xiàn)裂縫，且破壞嚴(yán)重，而保護(hù)層厚的那一邊大多未出現(xiàn)裂縫，未配置箍筋試件破壞形式如圖10所示.

圖10　未配置箍筋試件機(jī)械錨固試驗(yàn)破壞形式Fig.10 Machinery anchorage failure modes of specimens without stirrups

未配置箍筋試件的P-s曲線與黏結(jié)錨固試件有著明顯的區(qū)別.第1階段，加載初期，鋼筋與混凝土之間沒有滑移；第2階段，當(dāng)荷載繼續(xù)增加，鋼筋與混凝土之間出現(xiàn)少量的滑移，這個(gè)階段錨固力主要由直錨段來承受；第3階段，隨著荷載繼續(xù)增大，直錨段的黏結(jié)力不足以承擔(dān)外力，轉(zhuǎn)變由機(jī)械錨固端頭來承受外力，這個(gè)階段滑移量增長較快且試件出現(xiàn)裂縫；第4階段，當(dāng)貼焊鋼筋端頭承受的荷載達(dá)到極限荷載時(shí)，裂縫迅速發(fā)展，試件發(fā)生劈裂破壞.未配置箍筋試件機(jī)械錨固試驗(yàn)的P-s曲線如圖11所示.

圖11　未配置箍筋試件機(jī)械錨固試驗(yàn)P-s曲線Fig.11 Machinery anchorage P-s curve of specimens without stirrups

3.1.2配置箍筋的試件

B5組試件研究不同箍筋配箍率對機(jī)械錨固黏結(jié)滑移的影響.配置橫向約束箍筋的試件，當(dāng)荷載較小時(shí)與未配置箍筋試件的試驗(yàn)現(xiàn)象基本一致，但當(dāng)荷載較大，混凝土開裂以后，兩者有著明顯區(qū)別.未配置箍筋的試件很快破壞，而配置橫向約束箍筋的試件，由于限制了混凝土裂縫的開展，且對混凝土有圍壓作用，荷載還可以繼續(xù)增大，但滑移增長較快.達(dá)到極限荷載后，會看到非常明顯的破裂現(xiàn)象，荷載突然降低，滑移迅速增長.隨后繼續(xù)加載，荷載降低速率慢慢變緩，而滑移增長速度加快，直到破壞，配置箍筋試件機(jī)械錨固試驗(yàn)破壞形式如圖12所示.

圖12　配置箍筋試件機(jī)械錨固試驗(yàn)破壞形式Fig.12 Machinery anchorage failure modes of specimens with stirrups

配置箍筋試件的P-s曲線在加載前期與未配置箍筋的試件基本相同，但當(dāng)試件達(dá)到極限承載力之后，配置橫向約束箍筋的試件的P-s曲線有著明顯下降段，延性良好.且下降段可分為兩個(gè)階段，當(dāng)達(dá)到極限荷載后，荷載突然下降，滑移迅速增大.而隨著繼續(xù)加載，荷載下降速率變緩，滑移的速率變大，直到試件破壞，P-s曲線下降段有明顯的拐點(diǎn).配置箍筋試件機(jī)械錨固試驗(yàn)的P-s曲線如圖13所示.

圖13　配置箍筋試件機(jī)械錨固試驗(yàn)P-s曲線Fig.13 Machinery anchorage P-s curve of specimens with stirrups

3.2試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.2.1錨固長度的影響

B2組與B1-1試件研究不同錨固長度對高強(qiáng)鋼筋與混凝土之間的機(jī)械錨固性能的影響，相對錨固長度分別為7.5 cm、12.5 cm、22.5 cm，相對錨固長度對極限黏結(jié)強(qiáng)度影響的具體試驗(yàn)結(jié)果如圖14所示.從圖14中可以看出，隨著相對錨固長度不斷增大，極限黏結(jié)強(qiáng)度不斷減小，兩者基本呈線性關(guān)系.

圖14　相對錨固長度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響（機(jī)械錨固試驗(yàn)）Fig.14 Impact of relative anchorage length on ultimate bonding strength（machinery anchorage test）

3.2.2混凝土抗拉強(qiáng)度的影響

B1組試件主要研究不同混凝土抗拉強(qiáng)度下，HTB650鋼筋與混凝土之間的機(jī)械錨固極限黏結(jié)強(qiáng)度的關(guān)系，混凝土抗拉強(qiáng)度對機(jī)械錨固極限黏結(jié)強(qiáng)度影響的試驗(yàn)結(jié)果如圖15所示.從圖15中可以看出，混凝土抗拉強(qiáng)度對鋼筋與混凝土之間的機(jī)械錨固極限黏結(jié)強(qiáng)度影響較大，混凝土抗拉強(qiáng)度越高，極限黏結(jié)強(qiáng)度也越高，兩者基本呈線性關(guān)系.

圖15　混凝土抗拉強(qiáng)度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響（機(jī)械錨固試驗(yàn)）Fig.15 Impact of tensile strength of concrete on ultimate bonding strength（machinery anchorage test）

3.2.3混凝土保護(hù)層厚度的影響

B3-1與B1-1試件主要研究相對保護(hù)層厚度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響，相對保護(hù)層厚度分別為1.5 cm 和3.25 cm，相對保護(hù)層厚度對極限黏結(jié)強(qiáng)度影響的具體試驗(yàn)結(jié)果如圖16所示.從圖16中可以看出，極限黏結(jié)強(qiáng)度隨著相對保護(hù)層厚度的增大而增大，主要原因是混凝土保護(hù)層厚度越大，對鋼筋握裹力變大，約束作用越強(qiáng)，所以極限黏結(jié)強(qiáng)度會大.

圖16　相對保護(hù)層厚度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響（機(jī)械錨固試驗(yàn)）Fig.16 Impact of relative thickness of protective lay on ultimate bonding strength（machinery anchorage test）

3.2.4配箍率的影響

B5組和B1-1試件主要考慮橫向箍筋配箍率對機(jī)械錨固極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響，橫向配箍率分別為0% 、1.00% 、1.68% 、2.10% 4種，配箍率對極限黏結(jié)強(qiáng)度影響的具體試驗(yàn)結(jié)果如圖17所示.從圖17可以看出，機(jī)械錨固極限黏結(jié)強(qiáng)度隨配箍率增大而增大，基本呈線性關(guān)系.箍筋的作用主要體現(xiàn)在混凝土有微裂縫之后，對混凝土有明顯的約束作用從而限制了裂縫的開展，故增強(qiáng)了黏結(jié)強(qiáng)度，并且顯著增大了延性.

圖17　配箍率對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響（機(jī)械錨固試驗(yàn)）Fig.17 Impact of stirrup ratio on ultimate bonding strength（machinery anchorage test）

3.2.5鋼筋強(qiáng)度的影響

B4-1與B1-1試件主要考慮鋼筋強(qiáng)度對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響，不同鋼筋強(qiáng)度的試驗(yàn)結(jié)果見表8.從表8中可以看出，機(jī)械錨固極限黏結(jié)強(qiáng)度隨鋼筋強(qiáng)度增大而減小，雖然兩種鋼筋都是帶肋鋼筋，但是由于鋼筋種類不同，以及試驗(yàn)存在一定的離散性，最終得到的極限黏結(jié)強(qiáng)度略有差別.鋼筋強(qiáng)度差別較大，但是極限黏結(jié)強(qiáng)度卻差別甚小，與其他因素的影響相比較，基本可以忽略.

表8　不同鋼筋的試驗(yàn)結(jié)果（機(jī)械錨固試驗(yàn)）Tab.8 Test results of different steel bars（machinery anchorage test）

3.3極限黏結(jié)強(qiáng)度回歸分析

由第3.2節(jié)的試驗(yàn)結(jié)果可看出，相對錨固長度、混凝土強(qiáng)度對HTB650鋼筋與混凝土機(jī)械錨固的極限黏結(jié)強(qiáng)度影響相對較大.根據(jù)黏結(jié)錨固試驗(yàn)結(jié)果，通過回歸分析在式（3）的基礎(chǔ)上乘以一定系數(shù)，可得到HTB650的兩側(cè)貼焊短筋的極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，見式（5）.專題組得到的兩側(cè)貼焊短筋的極限黏結(jié)強(qiáng)度見式（6），式中前一部分代表直錨段所提供的黏結(jié)強(qiáng)度，后一部分代表了兩側(cè)貼焊短筋所提供的黏結(jié)強(qiáng)度.對回歸分析得到的兩側(cè)貼焊短筋的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，分別與實(shí)測值及規(guī)范黏結(jié)錨固專題組的貼焊短筋的黏結(jié)強(qiáng)度公式進(jìn)行比較，黏結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)及計(jì)算結(jié)果見表9，黏結(jié)強(qiáng)度分析見表10.

表9　黏結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)及計(jì)算結(jié)果（機(jī)械錨固試驗(yàn)）Tab.9 Test and calculation results of bonding strength （machinery anchorage test）

表10　黏結(jié)強(qiáng)度分析（機(jī)械錨固試驗(yàn)）Tab.10 Analysis of bonding strength（machinery anchorage test）

由此可知，式（5）的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測值比值的平均值為1.001，變異系數(shù)為0.194，說明式（5）計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測值符合良好，可以很好地代表試驗(yàn)結(jié)果.而規(guī)范組公式計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值比較略有偏小，差別不大.本文提出的計(jì)算公式及規(guī)范組的計(jì)算公式均可用于HTB650鋼筋的兩側(cè)貼焊短筋極限黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算.

4　結(jié) 論

通過對HTB650鋼筋與混凝土黏結(jié)錨固及機(jī)械錨固性能的試驗(yàn)研究，可以得到以下主要結(jié)論.

（1）黏結(jié)錨固試驗(yàn)試件破壞形態(tài)可分為兩類，未配箍筋的試件均為劈裂破壞，呈現(xiàn)明顯的脆性破壞；配有箍筋的試件均為拔出破壞，呈現(xiàn)明顯的延性破壞.

（2）兩側(cè)貼焊短筋的機(jī)械錨固試驗(yàn)，試件在加載前期基本沒有滑移，當(dāng)臨近極限承載力時(shí)才出現(xiàn)滑移，且試件均為劈裂破壞.

（3）HTB650鋼筋與混凝土的黏結(jié)錨固極限黏結(jié)強(qiáng)度及機(jī)械錨固極限黏結(jié)強(qiáng)度，均隨著混凝土強(qiáng)度、相對保護(hù)層和配箍率的增大而提高，隨著相對錨固長度的增大而減小.

（4）基于此次試驗(yàn)數(shù)據(jù)，通過回歸分析得到了HTB650鋼筋黏結(jié)錨固試件及兩側(cè)貼焊短筋機(jī)械錨固試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式.

參考文獻(xiàn)：

［1］ 葉列平，陸新征，馮 鵬，等. 高強(qiáng)高性能工程結(jié)構(gòu)材料與現(xiàn)代工程結(jié)構(gòu)及其設(shè)計(jì)理論的發(fā)展［C］//第1屆結(jié)構(gòu)工程新進(jìn)展國際論壇文集. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，2006：208-250. Ye Lieping，Lu Xinzheng，F(xiàn)eng Peng，et al. High strength/performance structural materials and the developments of modern engineering structures and the design theory ［C］//Proceedings of the 1st International Forum on Advances in Structural Engineering. Beijing：Architecture & Building Press，2006：208-250（in Chinese）.

［2］ Paultre P，Legeron F，Mongeau D. Influence of concrete strength and transverse reinforcement yield strength on behavior of high-strength concrete columns ［J］. ACI Structural Journal，2001，98（4）：490-501.

［3］ Bing L，Park R，Tanaka H. Stress-strain behavior of high-strength concrete confined by ultra-high and normal strength transverse reinforcements ［J］. ACI Structural Journal，2001，98（3）：395-406.

［4］ 王 超，劉伊生. 高強(qiáng)鋼筋應(yīng)用的經(jīng)濟(jì)及社會效益比較［J］. 北京交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，32（6）：26-31. Wang Chao，Liu Yisheng. Economic and social effect for applying high-strength steel ［J］. Journal of Beijing Jiaotong University，2009，32（6）：26-31（in Chinese）.

［5］ 陳 鑫，閻 石，季保建. 高強(qiáng)鋼筋高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)擬動(dòng)力試驗(yàn)研究［J］. 大連理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，52（5）：689-695. Chen Xin，Yan Shi，Ji Baojian. Pseudo dynamic experimental research on high strength concrete frame structure reinforced with high strength rebars ［J］. Journal of Dalian University of Technology，2012，52（5）：689-695（in Chinese）.

［6］ 史慶軒，楊 坤，劉維亞，等. 高強(qiáng)箍筋約束高強(qiáng)混凝土軸心受壓力學(xué)性能試驗(yàn)研究［J］. 工程力學(xué)，2012，29（1）：141-149. Shi Qingxuan，Yang Kun，Liu Weiya，et al. Experimental study on mechanical behavior of high strength concrete confined by high strength stirrups under concentric loading ［J］. Engineering Mechanics，2012，29（1）：141-149（in Chinese）.

［7］ Mor A. Steel-concrete bond in high-strength lightweight concrete ［J］. ACI Materials Journal，1993，89（1）：76-82.

［8］ Rodriguez M，Lotze D，Gross J H，et al. Dynamic behavior of tensile anchors to concrete ［J］. ACI Structural Journal，2001，98（4）：511-524.

［9］ 劉立新，王莉荔. 熱軋帶肋鋼筋機(jī)械錨固性能的試驗(yàn)研究［J］. 建筑結(jié)構(gòu)，2009（S1）：895-898. Liu Lixin，Wang Lili. Experimental study on bondanchorage behavior of hot-rolled ribbed bars in concrete with mechanical anchorage measure ［J］. Building Structure，2009（S1）：895-898（in Chinese）.

［10］ 王藝霖. 鋼筋與混凝土黏結(jié)性能的若干問題研究［D］.武漢：華中科技大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院，2005. Wang Yilin. Research on Some Issues of Bond Performance Between Steel Bar and Concrete［D］. Wuhan：School of Civil Engineering and Mechanics，Huazhong University of Science and Technology，2005（in Chinese）.

［11］ 馬艷兵，向陽開，曾建民，等. 變形鋼筋與混凝土黏結(jié)強(qiáng)度與其影響因素分析［J］. 重慶交通大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2010，29（3）：383-386. Ma Yanbing，Xiang Yangkai，Zeng Jianmin，et al. Adhesion intension between deformed steel bars and concrete and its influencing factors ［J］. Journal of Chongqing Jiaotong University：Natural Science，2010，29（3）：383-386（in Chinese）.

［12］ 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部. GB/T 50152—2012混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)［S］. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，2012. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. GB/T 50152—2012 Standard for Test Method of Concrete Structures ［S］. Beijing：China Architecture & Building Press，2012（in Chinese）.

［13］ 中國水利水電科學(xué)研究院. SL352—2006水工混凝土試驗(yàn)規(guī)程［S］. 北京：中國水利水電出版社，2006. China Institute of Water Resources and Hydropower Research. SL352—2006 Test Code for Hydraulic Concrete ［S］. Beijing：China Water & Power Press，2006（in Chinese）.

［14］ 邵卓民，徐有鄰. 鋼筋砼黏結(jié)錨固的研究及設(shè)計(jì)建議［J］. 建筑結(jié)構(gòu)，1986（4）：2-12. Shao Zhuomin，Xu Youlin. Research and design recommendations of bonding anchorage of reinforced concrete ［J］. Building Structure，1986（4）：2-12（in Chinese）.

（責(zé)任編輯：樊素英）

Anchoring Behavior Between High-Strength Steel Bar and Concrete

Ding Hongyan，Liu Yuan，Li Hairui，Guo Yaohua，Liu Linwei
（School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China）

Abstract：In order to obtain the anchoring behavior between high-strength steel bar HTB650 and concrete，pullout tests were done on 36 bonding anchorage specimens and 30 machinery anchorage specimens with short welded steel on both sides.The effects of relative anchorage length，concrete strength，relative thickness of protective lay，stirrup ratio and steel strength were considered in the tests.Test results show that the failure modes of bonding anchorage are different from those of machinery anchorage.Both trends of the ultimate bonding strength are basically the same，following the changes of relative anchorage length，concrete strength，relative thickness of protective lay，stirrup ratio and steel strength.Through regression analysis，the formulas were obtained for ultimate bonding strength of bonding anchorage and machinery anchorage between high-strength steel bar and concrete.

Keywords：high-strength steel bar；anchoring behavior；bonding anchorage；machinery anchorage；pullout test

中圖分類號：TU375

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：0493-2137（2016）04-0376-09

DOI:10.11784/tdxbz201408061

收稿日期：2014-08-28；修回日期：2015-02-26.

基金項(xiàng)目：國家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃（863計(jì)劃）資助項(xiàng)目（2012AA051705）；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51379142）.

作者簡介：丁紅巖（1963— ），男，博士，教授，dhy_td@163.com.

通訊作者：郭耀華，guoyaohua38@163.com.