不同混凝土基體與植筋的粘結錨固性能試驗研究

於秋江，唐興榮

（蘇州科技大學 土木工程學院，江蘇 蘇州 215011）

混凝土結構后植筋錨固技術在建筑物改造、擴建、加固、維修中多有應用，技術也逐漸成熟。國內外學者已經對混凝土化學植筋粘結錨固的破壞模式[1-4]、粘結錨固性能[5-6]、拉拔承載力等方面做了大量試驗[7-8]，得出了一些有益的結論，為后植筋錨固技術的應用提供了技術支撐。在實際結構構件加固改造中往往會遇到構件截面尺寸擴大后再植筋的情況[9]，這時植筋錨固長度要穿越兩種不同強度的混凝土基體，目前尚未發現有關不同混凝土基體與植筋的粘結錨固性能研究方面的文獻。

為了研究不同混凝土基體與植筋的粘結錨固性能，以植筋的錨固長度、植筋的錨固長度比系數等為設計參數，設計制作了14個不同混凝土基體單筋植筋試件，并進行了不同混凝土基體單筋植筋試件的拉拔試驗，對不同混凝土基體與植筋的粘結錨固性能進行了分析。在試驗結果分析的基礎上，建立不同混凝土基體植筋拉拔承載力的計算模型和計算公式。

1 試驗概況

1.1 試件設計

為研究不同混凝土基體與植筋的粘結錨固性能，以植筋錨固長度（la）和植筋錨固長度比系數ξ（ξ=lb/lu，其中，lu為植筋在上層混凝土基體中的錨固長度，lb為植筋在下層混凝土基體中的錨固長度）為設計參數，設計制作了14個不同混凝土基體單筋植筋試件，其中試件CSPB1-4d、CSPB2-5d、CSPB3-6d變化植筋錨固長度（la）；試件CSPB1-6d、CSPB2-6d、CSPB3-6d變化植筋錨固長度比系數（ξ=0.50、0.20、0）；試件CSPB1-7.5d、CSPB2-7.5d、CSPB3-7.5d變化植筋錨固長度比系數（ξ=0.875、0.50、0.25）；試件CSPB1-8d、CSPB2-8d、CSPB3-8d變化植筋錨固長度比系數（ξ=1.00、0.60、0.33）；試件CSPB1-9d、CSPB2-9d、CSPB3-9d變化植筋錨固長度比系數（ξ=1.25、0.80、0.50）。為了與實際結構構件相一致，不同混凝土基體的上層采用C60灌漿料，下層采用C35混凝土。不同混凝土基體的幾何尺寸均為800 mm×240 mm×1 800 mm，其中A組上層灌漿料厚度hu=80 mm，下層混凝土厚度hb=160 mm；B組上層灌漿料厚度hu=100 mm，下層混凝土厚度hb=140 mm；C組上層灌漿料厚度hu=120 mm，下層混凝土厚度hb=120 mm。

所有試件的植筋鋼筋均為直徑20mmHRB400級鋼，植筋膠層厚度均為3 mm，鉆孔直徑均為26 mm。植筋膠采用上海HM-500改性環氧注射式植筋膠。各試件的幾何尺寸和配筋見表1所列和圖1所示。

圖1 各試件幾何尺寸及配筋

表1 各試件幾何尺寸及配筋

1.2 材料性能

植筋鋼筋采用HRB400級鋼，實測鋼筋屈服強度平均值435.5 MPa，極限強度平均值670.5 MPa，彈性模量206 400 MPa；混凝土設計強度等級C35，采用商品混凝土（配合比為水泥∶水∶砂∶石=1∶0.53∶2.46∶3.63），實測立方體（150 mm×150 mm×150 mm）抗壓強度平均值33.3 MPa、棱柱體抗壓強度平均值25.8 MPa，彈性模量30 356 MPa；灌漿料設計強度等級C60，采用南京翰德特種建材有限公司生產的H-40水泥基豆石型灌漿料，水料比按照12%進行配比，實測立方體（100 mm×100 mm×100 mm）抗壓強度平均值為65.2 MPa。植筋膠采用上海HM-500改性環氧注射式植筋膠，植筋膠的性能見表2所列。

表2HM-500改性環氧注射式植筋膠 MPa

?

1.3 試件制作

按設計圖紙，先澆筑下層基體混凝土（hb），待混凝土養護28 d后，再澆筑上層基體灌漿料（hu），待灌漿料養護7 d后進行植筋。植筋的施工工藝：定位—鉆孔—清孔—注膠—植筋—養護，由蘇州中固建筑科技有限公司制作。為了增強上、下基體混凝土結合面間的粘結力，在設計時設置豎向箍筋穿過結合面，在施工時將下層混凝土基體表面充分打毛，并用毛刷清理結合面。

1.4 加載裝置及加載制度

加載裝置采用的拉拔加載裝置[10]（專利號CN201921401297.7），可以實現單筋和多筋植筋拉拔試驗，加載裝置見圖2。

圖2 加載裝置

加載制度：峰值荷載前采用荷載控制加載，荷載增量ΔP約為預估峰值荷載的2%；峰值荷載后改為位移控制加載，通過控制液壓千斤頂的加載桿數，基本保證每次加載位移相同，直至拉拔試驗結束。

1.5 測量內容及測試方式

（1）拉拔荷載值:采用500 kN液壓千斤頂及配套的載荷儀（WH-1000型）測讀，在試驗前應對液壓千斤頂和載荷儀配套標定。

（2）植筋鋼筋應變：在植筋鋼筋上黏貼應變片，以測量拉拔加載過程中植筋應變的變化規律；

（3）混凝土基體表面位移：在植筋兩側對稱布置兩個位移計①測讀混凝土基體表面位移；

（4）植筋的位移：在植筋上固定制作的表架，對稱布置兩個位移計②測讀植筋的位移；

（5）植筋端部的位移：在植筋的端部布置1個位移計③，測讀植筋端部位移；

（6）加載板頂部的位移：在加載板的頂部對稱布置兩個位移計④，測讀加載板的位移。

位移計的布置見圖2，所有應變片及位移計均通過DN3821NET型號靜態電阻應變儀采集儀采集。

2 試驗結果及分析

各試件主要試驗結果見表3所列。

表3 各試件主要試驗結果

2.1 試件破壞形態及分析

試驗結果表明，不同混凝土基體植筋拉拔破壞形態均為錐體-粘結復合破壞，最終破壞形態見圖3。

圖3 各試件最終破壞形態

（1）植筋錨固長度比系數ξ=0。試件CSPB1-4d、CSPB2-5d和CSPB3-6d的植筋錨固長度比系數ξ=0，即錨固長度均在上層混凝土基體內。試件拉拔破壞時，試件植筋均未達到其屈服應變。其他條件相同，植筋錨固長度越大，植筋與混凝土基體界面的接觸面積增大，試件的峰值拉拔荷載也越大。

（2）植筋錨固長度6d。試件CSPB1-6d、CSPB2-6d和CSPB3-6d的錨固長度為6d，錨固長度比系數ξ分別為0.50、0.20、0.00，峰值拉拔荷載（Pm）分別為116.40、110.3和106.0 kN；不同混凝土基體表面出現環狀裂縫時的拉拔荷載值分別為峰值的80.76%、78.88%和75.47%。試件峰值拉拔荷載時，除試件CSPB2-6d植筋達到屈服應變外，其余植筋應變小于其屈服應變?？梢?，植筋錨固長度（la=6d）一定，隨著植筋錨固長度比系數ξ增大，試件基體表面出現環狀裂縫的拉拔荷載及峰值拉拔荷載逐漸提高。

（3）植筋錨固長度7.5d。試件CSPB1-7.5d、CSPB2-7.5d和CSPB3-7.5d的錨固長度（la）為7.5d，植筋錨固長度比系數ξ分別為0.875、0.50、0.25，各試件發生植筋屈服后的錐體-粘結滑移破壞。在植筋錨固長度一定時，各試件混凝土基體表面出現環向裂縫時的拉拔荷載、峰值拉拔荷載Pm隨著植筋錨固長度比系數ξ增大而增大。

（4）植筋錨固長度8d。試件CSPB1-8d、CSPB2-8d和CSPB3-8d植筋錨固長度（la）均為8d，錨固長度比系數ξ分別為1.00、0.60、0.33。各試件發生植筋屈服后的錐體-粘結滑移破壞。試件CSPB1-8d基體表面先出現環狀裂縫，后發生植筋屈服，而試件CSPB2-8d和CSPB3-8d在植筋屈服后，基體表面出現環狀裂縫。在植筋錨固長度一定時，隨著植筋錨固長度比系數ξ的增大，試件的峰值拉拔荷載隨之增大。

（5）植筋錨固長度9d。試件CSPB1-9d、CSPB2-9d和CSPB3-9d植筋的錨固長度9d，錨固長度比系數ξ分別為1.25、0.80、0.50。各試件發生植筋屈服后的錐體-粘結滑移破壞。試件CSPB3-9d基體表面先出現環狀裂縫，后發生植筋屈服，而試件CSPB1-9d和CSPB2-9d在植筋屈服后，基體表面出現環狀裂縫。在植筋錨固長度一定時，隨著植筋錨固長度比系數ξ的增大，試件的峰值拉拔荷載隨之增大。

2.2 植筋的荷載-位移曲線分析

圖4給出了一定植筋錨固長度，不同錨固長度比系數下各試件鋼筋端部拉拔荷載-位移曲線（P-δ）。由圖4可見，植筋端部拉拔荷載-位移曲線可以分為三個階段，第一階段為彈性粘結段，加載初期，拉拔荷載與位移曲線呈線性變化，植筋與不同強度混凝土界面粘結力以化學粘結力為主，植筋的極限彈性拉拔荷載隨植筋錨固長度比系數ξ的增大而逐漸提高。極限彈性拉拔荷載后，隨著荷載加載的增大，拉拔荷載-位移曲線呈非線性關系，植筋的位移增量比荷載增量要大，植筋與不同強度混凝土界面粘結力主要以機械咬合力為主，峰值拉拔荷載隨著植筋錨固長度比系數的增大而增大；峰值拉拔荷載后，植筋與不同混凝土界面的粘結力以摩擦力為主，粘結應力明顯減小，致使拉拔荷載降低，植筋位移明顯增大。

圖4 各試件植筋端部P-δ曲線

2.3 拉拔承載力分析

圖5分別給出了植筋錨固長度比系數ξ=0、ξ=0.5時，植筋峰值拉拔荷載與錨固長度關系（Pm-la）。試件CSPB1-4d、試件CSPB2-5d和試件CSPB3-6d的峰值拉拔荷載分別為77.4、78.9和106.0 kN；當植筋錨固長度比系數ξ=0時，植筋錨固于上層混凝土基體中，峰值拉拔荷載隨著植筋錨固長度增大而提高。

圖5 Pm-la關系曲線

圖6給出了不同錨固長度時，峰值拉拔荷載與錨固長度比系數關系（Pm-ξ）。在植筋錨固長度一定時，隨著植筋錨固長度比系數ξ的增大，峰值拉拔荷載Pm大致呈線性提高。這是由于基體上層混凝土強度等級大于下層混凝土，出現錐體-粘結破壞時，錐體高度較小，同時，上層混凝土對下層混凝土具有約束作用，會增加植筋與混凝土界面的粘結力。

圖6 不同錨固長度時Pm-ξ關系曲線

圖7給出了各試件峰值拉拔荷載與錨固長度比系數關系（Pm-ξ），圖8給出了各試件峰值拉拔荷載與錨固長度關系（Pm-la）。由圖7和圖8可見，不同強度混凝土基體植筋峰值拉拔荷載（Pm）與植筋錨固長度比系數ξ大致呈線性關系（相關系數R2=0.734 1），與植筋錨固長度呈線性關系（相關系數R2=0.941 9）。

圖7 各試件峰值拉拔荷載與錨固長度比系數關系（Pm-ξ）

圖8 各試件峰值拉拔荷載與錨固長度關系（Pm-la）

3 不同混凝土基體植筋拉拔承載力計算

試驗表明，所有不同混凝土基體植筋拉拔試驗均發生錐體-粘結復合破壞。發生錐體-粘結破壞時，不同強度混凝土基體植筋拉拔承載力計算模型見圖9。

圖9 不同混凝土基體單筋植筋錐體-粘結復合破壞計算模型

基本假定如下：

（1）上層混凝土基體與下層混凝土基體結合界面共同工作；

（2）基體混凝土破壞錐體發生在上層混凝土基體；

（3）錐體-粘結復合破壞時，植筋拉拔承載力由三部分組成：植筋與上層混凝土基體錐體部分承受的拉力Pu（x0）、植筋與上層混凝土基體界面粘結力Pu（hu-x0）和植筋與下層混凝土基體界面粘結力Pb（la-hu），即

3.1 Pu（x0）計算

考慮上層混凝土錐體抗拉強度降低系數α，即破壞錐面上層混凝土抗拉強度取αft，u，則錐體破壞時的拉拔力

式中，Ac，u（x0）為錐體-粘結復合破壞時，混凝土錐體的水平投影面積，按式（3）計算；x0為拉拔承載力取最小值時混凝土錐體高度，按式（4）計算；D為植筋孔直徑；ft，u為上層混凝土基體軸心抗拉強度；α為混凝土軸心抗拉強度降低系數，根據文獻[11]，取0.7；θ為混凝土錐面與水平面的夾角，根據本次試驗數據分析，θ的平均值為17.15°，錐體錐角計算值取具有95%保證率的錐角值：θ=θ+1.645σ=23.41°，故錐體錐角計算值θ=23.41°

3.2 Pu（hu-x0）計算

假定植筋膠與上層混凝土界面的粘結應力為均勻分布，則植筋與上層混凝土基體界面粘結力

式中，τu為上層混凝土基體與植筋膠界面的平均粘結應力，由試驗確定。

試件CSPB1-4d、試件CSPB2-5d、試件CSPB3-6d的錨固長度比系數ξ=0，即錨固長度均位于上層混凝土基體內，其平均粘結應力τu=10.81 MPa.

3.3 Pb（la-hu）計算

植筋與下層混凝土基體界面粘結力可表示為

式中，τb為植筋膠與下層混凝土界面的平均粘結力，按下式計算

式中，ft，u為上層混凝土軸心抗拉強度；ft，b為下層混凝土軸心抗拉強度；τu為植筋膠層與上層混凝土界面平均粘結應力，k為系數，由試驗確定。

則式（6）可表示為

將式（2）、式（5）、式（8）代入式（1）可得

對于上層灌漿料混凝土，根據文獻[12]可得，灌漿料混凝土的軸心抗拉強度ft，u=0.37×（fcu，u）（2/3），fcu，u（150）=0.82×fcu，u（100）（注：150是指混凝土試件尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，100是指混凝土試件尺寸為100 mm×100 mm×100 mm，當時做的試件為非標試件）；對下層混凝土的軸心抗拉強度ft，b=0.395×（fcu，b）0.55。

根據本次試驗，確定系數k的平均值為2.10，代入式（9）可得不同混凝土基體植筋拉拔承載力表達式

表4給出了本次試驗11個試件按式（10）計算值與試驗值比較。

由表4可見，計算值與試驗值比值（Pu，scal/Pu，stest）平均值為0.997，離散系數為0.04，計算值與試驗值符合較好，可以作為不同混凝土基體植筋拉拔承載力的計算公式。

表4 不同混凝土基體植筋拉拔承載力計算值和試驗值比較

4 主要結論

（1）所有不同混凝土基體單筋植筋試件拉拔破壞均發生錐體-粘結復合破壞，建議承載力計算時，錐面與水平面的夾角可取具有一定保證率（95%）時的值。

（2）其它條件相同，不同混凝土基體單植筋拉拔承載力隨植筋錨固長度比系數的增大大致呈線性增大。

（3）其他條件相同，不同混凝土基體單植筋拉拔承載力隨著植筋錨固長度的增大呈線性增大。

（4）基于試驗結果分析，建立了不同混凝土基體單植筋拉拔承載力計算模型和計算公式，公式的計算值與試驗值符合較好，可以作為不同混凝土基體單植筋拉拔承載力的計算公式。