墩粗钢筋在高强钢纤维混凝土中的黏结锚固性能

陈子璇，李新星，肖建庄，陈宣言，李水生; CHEN Zixuan; LI Xinxing; XIAO Jianzhuang; CHEN Xuanyan; LI Shuisheng

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1. 同济大学土木工程学院，上海 200092； 2. 中国建筑第五工程局有限公司，湖南长沙 410004

中图分类号： TU375.1

最近更新：2023-10-08

DOI：10.3969/j.issn.1007-9629.2023.09.008

摘要

为探究墩粗钢筋与高强钢纤维混凝土之间的黏结锚固性能，以黏结长度、保护层厚度和钢筋类型为试验变量，开展拔出试验.通过黏结-滑移曲线、破坏模式、黏结强度及峰值滑移等分析墩粗钢筋-高强钢纤维混凝土的黏结-滑移性能.结果表明：混凝土的黏结强度随着黏结长度的增加而降低，且对墩粗钢筋试件的影响更明显；提高保护层厚度可以提升黏结性能，但作用有限；钢筋进行墩粗处理可以有效提高钢筋与混凝土之间的黏结强度，显著降低峰值滑移，改变破坏模式.基于试验数据，建立了混凝土的黏结-滑移关系.

关键词

黏结-滑移关系; 墩粗钢筋; 高强钢纤维混凝土; 拔出试验; 锚固长度

钢纤维的加入提高了混凝土的抗拉强度和抗裂缝发展能力^［

1‑2］.与无钢纤维的混凝土相比，钢纤维混凝土（SFRC）的黏结强度和破坏模式显著改善^{［参考文献 3‑6}3‑6］，且基本锚固长度有所降低.SFRC常被用作预制拼装混凝土桥梁和建筑的现浇接缝材料^{［参考文献 7

百度学术}7］.然而，相比整浇试件，由于钢筋与后浇SFRC之间存在滑移现象，在预制装配试件的接缝处仍能观察到较大位移^{［参考文献 8‑9}8‑9］，因此，本文拟通过机械锚固进一步增强钢筋与SFRC之间的黏结性能.机械锚固是提高钢筋-混凝土黏结-滑移性能的重要方式之一.配有横向钢筋的机械锚固试件的滑移量显著降低，且表现出一定延性^{［参考文献 10‑11}10‑11］.相比于其他机械锚固方式，钢筋墩粗的处理方式无需进行焊接，不仅降低了施工难度，还能避免钢筋连接区布置空间不足的问题.

鉴于此，本文从改变钢筋的锚固端外形着手，将钢筋的1个端头进行墩粗处理，增大末端与混凝土的接触面积.通过普通钢筋、墩粗钢筋与混凝土之间的拔出试验，以黏结长度和保护层厚度为变量，研究锚固端钢筋墩粗对钢筋‑SFRC黏结-滑移性能的影响规律及影响机理.

1 试验设计

1.1 试验材料

试验材料包括设计强度等级为80 MPa的SFRC和HRB400热轧带肋钢筋.HRB400钢筋直径为14 mm，材料性能如表1所示.SFRC用原材料如下：水泥为P·O 42.5普通硅酸盐水泥；粗骨料为粒径5~20 mm级配碎石；细骨料为天然河砂，表观密度为2.82 g/cm³；矿粉为S95矿粉，表观密度为0.78 g/cm³；矿物掺合料为Ⅱ级粉煤灰和表观密度为2.78 g/cm³且SiO₂含量（质量分数，文中涉及的含量、水胶比等均为质量分数或质量比）大于90%的硅灰；外加剂为聚羧酸减水剂，减水率大于30%；钢纤维为长度35.00 mm、直径0.55 mm的端钩型钢纤维，抗拉强度为1 200 MPa.SFRC水胶比为0.27，配合比如表2所示.自然养护28 d后测得边长为100 mm立方体试件的平均抗压强度为93.5 MPa.

表1 HRB400钢筋的材料性能

Table 1 Material property of HRB400 steel bar

Yield strength/MPa	Ultimate strength/MPa	Elongation/%
425	605	26

表2 SFRC的配合比

Table 2 Mix proportion of SFRC ( kg/m³ )

Cement	Mineral powder	Silica fume	Fly ash	Fine aggregate	Coarse aggregate	Water	Water reducer	Steel fiber
430	70	30	70	625	1 110	162	12	120

1.2 试件设计及制作

混凝土拔出试件尺寸为150 mm×150 mm×150 mm，以钢筋类型（墩粗钢筋及普通钢筋）、黏结长度l和保护层厚度c为试验参数.其中，墩粗钢筋试件的黏结长度为（3~6）d（d为钢筋直径），普通钢筋试件的黏结长度为（5~8）d；2种试件的保护层厚度为2d和4d.墩粗钢筋‑SFRC拔出试件和普通钢筋‑SFRC拔出试件各设置8组，每组2个试件，共计32个试件.将钢筋热处理后进行人工锤击墩粗处理，使镦粗端直径为18 mm，另外在墩头处焊接1段长90 mm、直径12 mm的钢筋，用于测量钢筋自由端的位移.试件内设置1段硬质PVC塑料管，以改变钢筋的黏结长度，同时避免加载端混凝土受局部挤压的影响.试件混凝土保护层厚度c的变化可以通过偏心布置钢筋实现^［

12］.试件设计如图1所示.

图1 试件设计

Fig.1 Specimen design （size： mm）

1.3 加载及量测方案

按照CECS13： 2009《纤维混凝土试验方法标准》的要求，拔出试验采用WA‑600B万能试验机进行加载，试验加载装置如图2所示.为避免加载端钢筋自身变形、颈缩对滑移量测量值的影响，将钢筋自由端的位移作为钢筋滑移量，通过2个千分表测量后取平均值.试件标准养护28 d后开展试验.

图2 试验加载装置

Fig.2 Test loading device

需要说明的是，混凝土拔出试验前，先预加载至1 kN，再将荷载卸至0 kN，然后正式开始加载.钢筋屈服前采用力加载方式，加载速率为2 kN/min；钢筋屈服后采用位移加载方式，加载速率为5 mm/min.当钢筋自由端滑移量达到15 mm时或者试件承载力显著下降时，认为试件破坏，即停止试验.

2 试验结果

试验记录峰值拉拔荷载F_u（kN）及其对应的峰值滑移s_u（mm），各组试件参数及主要试验结果如表3所示.其中试件编号N（D）‑l5d‑c2d‑1中的首字母N表示普通钢筋试件，D表示墩粗钢筋试件，l5d表示黏结长度为5倍钢筋直径，c2d表示保护层厚度为2倍钢筋直径，1表示是该组的第1个试件；其余编号依此类推.

表3 各钢筋‑SFRC试件参数及主要试验结果

Table 3 Parameters and main test results of steel‑SFRC specimens

Specimen No.	l/mm	c/mm	F_u/kN	$\bar{F}$ _u/kN	τ_u/MPa	$\bar{τ}$ _u/ MPa	s_u/mm	$\bar{s}$ _u/mm	Failure pattern
N‑l5d‑c2d‑1	5d	2d	90.7	89.4	29.5	29.0	0.27	0.38	Splitting failure
N‑l5d‑c2d‑2	5d	2d	88.0	89.4	28.6	29.0	0.49	0.38	Splitting failure
N‑l6d‑c2d‑1	6d	2d	92.9	89.9	25.2	24.3	0.36	0.36	Splitting failure
N‑l6d‑c2d‑2	6d	2d	86.8	89.9	23.5	24.3	0.37	0.36	Splitting failure
N‑l7d‑c2d‑1	7d	2d	93.4	93.5	21.7	21.7	0.21	0.17	Steel bar tensile failure
N‑l7d‑c2d‑2	7d	2d	93.6	93.5	21.7	21.7	0.13	0.17	Steel bar tensile failure
N‑l8d‑c2d‑1	8d	2d	94.3	94.8	19.2	19.2	0.07	0.05	Steel bar tensile failure
N‑l8d‑c2d‑2	8d	2d	95.2	94.8	19.3	19.2	0.04	0.05	Shear compression failure
N‑l5d‑c4d‑1	5d	4d	90.0	92.5	29.2	30.0	0.91	0.74	Steel bar tensile failure
N‑l5d‑c4d‑2	5d	4d	94.9	92.5	30.8	30.0	0.56	0.74	Steel bar tensile failure
N‑l6d‑c4d‑1	6d	4d	94.5	92.5	25.6	25.0	0.17	0.36	Steel bar tensile failure
N‑l6d‑c4d‑2	6d	4d	90.5	92.5	24.5	25.0	0.54	0.36	Steel bar tensile failure
N‑l7d‑c4d‑1	7d	4d	96.1	95.4	22.3	22.1	0.08	0.12	Steel bar tensile failure
N‑l7d‑c4d‑2	7d	4d	94.6	95.4	22.0	22.1	0.17	0.12	Steel bar tensile failure
N‑l8d‑c4d‑1	8d	4d	95.6	94.6	19.4	19.2	0.04	0.06	Steel bar tensile failure
N‑l8d‑c4d‑2	8d	4d	93.5	94.6	19.0	19.2	0.07	0.06	Steel bar tensile failure
D‑l3d‑c2d‑1	3d	2d	93.0	90.1	50.3	48.8	0.98	0.76	Shear compression failure
D‑l3d‑c2d‑2	3d	2d	87.1	90.1	47.2	48.8	0.53	0.76	Shear compression failure
D‑l4d‑c2d‑1	4d	2d	87.2	88	35.4	35.7	0.21	0.23	Shear compression failure
D‑l4d‑c2d‑2	4d	2d	88.7	88	36.0	35.7	0.25	0.23	Shear compression failure
D‑l5d‑c2d‑1	5d	2d	94.6	93.4	30.7	30.3	0.17	0.20	Steel bar tensile failure
D‑l5d‑c2d‑2	5d	2d	92.1	93.4	30.0	30.3	0.22	0.20	Steel bar tensile failure
D‑l6d‑c2d‑1	6d	2d	95.7	93.3	25.9	25.3	0.08	0.15	Steel bar tensile failure
D‑l6d‑c2d‑2	6d	2d	90.9	93.3	24.6	25.3	0.23	0.15	Shear compression failure
D‑l3d‑c4d‑1	3d	4d	95.3	94.2	51.6	51.0	-	0.96	Steel bar tensile failure
D‑l3d‑c4d‑2	3d	4d	93.1	94.2	50.4	51.0	0.96	0.96	Steel bar tensile failure
D‑l4d‑c4d‑1	4d	4d	91.7	92.9	37.2	37.7	0.38	0.37	Steel bar tensile failure
D‑l4d‑c4d‑2	4d	4d	94.2	92.9	38.3	37.7	0.36	0.37	Steel bar tensile failure
D‑l5d‑c4d‑1	5d	4d	94.8	93.9	30.8	30.5	0.30	0.22	Steel bar tensile failure
D‑l5d‑c4d‑2	5d	4d	93.0	93.9	30.2	30.5	0.14	0.22	Steel bar tensile failure
D‑l6d‑c4d‑1	6d	4d	92.4	94.6	25.0	25.6	0.10	0.10	Steel bar tensile failure
D‑l6d‑c4d‑2	6d	4d	96.8	94.6	26.2	25.6	0.10	0.10	Steel bar tensile failure

钢筋混凝土的极限黏结应力（黏结强度）τ_u（MPa）由式（1）计算得到：

τ_{u} = \frac{F_{u}}{π d l}

（1）

2.1 破坏模式

试验过程中主要观察到3种破坏模式：混凝土剪压破坏、混凝土劈裂破坏和钢筋拉断破坏.试件的典型破坏形态如图3所示.由图3可见：（1）墩粗钢筋试件D‑l3d‑c2d、D‑l4d‑c2d及D‑l6d‑c2d‑2（以D‑l3d‑c2d‑2为例）发生混凝土剪压破坏，裂缝较大且数量较多，初始裂缝出现在钢筋的自由端附近；随着荷载的增加，裂缝逐渐发展，最终呈现从墩头向外放射的贯穿斜裂缝，混凝土出现剪压椎体破坏，最大裂缝宽度约为3 mm；在极限荷载时，钢筋与混凝土产生明显滑移，同时钢筋墩头和钢筋肋处的混凝土被刮出.（2）普通钢筋试件N‑l5d‑c2d、N‑l6d‑c2d（以N‑l5d‑c2d‑2为例）发生混凝土劈裂破坏，试件裂缝较小且单一，裂缝主要在加载端附近出现；随着荷载的增加，裂缝从混凝土加载端边缘贯穿到自由端边缘，钢筋被拔出，最大裂缝宽度为0.5 mm.（3）未提及的其余普通钢筋和墩粗钢筋试件（以D‑l3d‑c4d‑2为例）均发生钢筋拉断破坏，试件表面均未发现明显裂缝.

图3 试件破坏模式

Fig.3 Failure patterns of specimens

2.2 黏结-滑移曲线

各试件典型黏结-滑移（τ‑s）曲线如图4所示.混凝土剪压破坏和劈裂破坏试件可记录到完整的τ‑s曲线.与普通钢筋混凝土的τ‑s曲线类似，墩粗钢筋混凝土包括微滑移、裂缝发展、下降和残余阶段.钢筋拉断破坏试件的τ‑s曲线仅记录到上升段数据.

图4 各试件典型黏结-滑移曲线

Fig.4 Typical bond‑slip curves of each specimen

在加载初期，试件的黏结应力主要由化学胶着力和机械咬合力提供，自由端钢筋基本无滑移；随着荷载的增加，保护层开始产生微裂缝，自由端产生微小位移，此时墩粗钢筋试件墩头开始发挥锚固作用；随着裂缝的进一步发展，τ‑s曲线的斜率逐渐变缓，直至极限黏结强度；随后，保护层逐渐形成贯穿劈裂裂缝或剪压锥形裂缝，黏结应力缓慢下降，滑移量进一步增大.由于SFRC中钢纤维的桥联作用，混凝土并未发生脆性破坏，仍能提供一定的机械咬合力和摩擦力.总体上，各试件的τ‑s曲线与试验观察的破坏过程相符.

3 影响黏结锚固的因素

3.1 黏结长度

试件黏结强度τ_u、峰值滑移s_u与黏结长度l的关系如图5、6所示.由图5、6可见：（1）随着黏结长度的增加，试件的黏结强度逐渐减小，并与黏结长度呈线性关系.这是因为黏结长度较大时应力分布不均匀，高应力区相对较短，故黏结强度相对较低.（2）随着黏结长度的增加，试件的峰值滑移显著降低，其中墩粗钢筋试件更为明显.（3）当保护层厚度为2d或4d时，黏结长度对墩粗钢筋试件黏结强度的影响较普通钢筋试件更加明显.这是由于墩粗钢筋的镦头处提供了较大的集中应力.

图5 试件黏结强度与黏结长度的关系

Fig.5 Relationship between bond strength and bond length of specimens

图6 试件峰值滑移与黏结长度的关系

Fig.6 Relationship between peak slip and bond length of specimens

3.2 保护层厚度

试件黏结强度τ_u、峰值滑移s_u与保护层厚度l的关系如图7、8所示.由图7、8可见：（1）随着保护层厚度的增大（由2d增至4d），试件黏结强度略微提高，例如墩粗钢筋试件D‑l3d‑c4d的黏结强度较D‑l3d‑c2d提高4.5%，普通钢筋试件N‑l5d‑c4d的黏结强度较N‑l5d‑c2d提高3.4%.这说明保护层厚度对混凝土黏结强度的影响不如黏结长度的影响显著.（2）随着保护层厚度的增大（由2d增至4d），试件的峰值滑移减小，例如墩粗钢筋试件D‑l3d‑c4d的峰值滑移较D‑l3d‑c2d降低20%，普通钢筋试件N‑l5d‑c4d的峰值滑移较N‑l5d‑s2d降低49%.（3）当黏结长度较小时，增大保护层厚度的作用更为明显.这是因为增大保护层厚度相当于增加了参与环向受力的混凝土面积，延缓了裂缝的开展和蔓延，使试件的破坏模式发生改变.（4）当黏结长度较长（6d或8d）时，钢筋与混凝土接触面局部的黏结应力降低，2d保护层厚度的环向混凝土已能够对钢筋提供足够的握裹力，环向应力未达到抗拉强度，混凝土表面无明显劈裂裂缝，此时再增大保护层厚度，对黏结强度和峰值滑移的影响已不显著，例如对墩粗钢筋试件D‑l6d‑s2d、D‑l6d‑s4d和普通钢筋试件N‑l8d‑s2d、N‑l8d‑s4d来说，其黏结强度和峰值滑移基本保持一致.

图7 试件黏结强度与保护层厚度的关系

Fig.7 Relationship between bond strength and coverage thickness of specimen

图8 试件峰值滑移与保护层厚度的关系

Fig.8 Relationship between peak slip and coverage thickness of specimen

3.3 钢筋墩粗处理

对钢筋进行墩粗处理可显著提高钢筋与混凝土之间的锚固性能，使得试件破坏模式由混凝土劈裂破坏向混凝土剪压破坏或钢筋拉断破坏转变.在保护层厚度为2d情况下，对于普通钢筋试件，只有当黏结长度为7d时，钢筋才能达到极限承载力；而对于墩粗钢筋试件，当黏结长度为5d时即可使钢筋拉断.图9为钢筋墩粗处理对试件峰值滑移的影响.由图9可见：钢筋墩粗处理对于试件峰值滑移的影响十分显著；在同等保护层厚度情况下，黏结长度为5d和6d的墩粗钢筋试件的峰值滑移较普通钢筋试件降低47%~72%.因此，在连接节点中采用墩粗钢筋代替普通钢筋可减小钢筋在SRFC中的基本锚固长度，降低连接节点长度，进而节省钢筋降低工程造价，利于施工.

图9 墩粗钢筋对试件峰值滑移的影响

Fig.9 Effect of upsetting steel bar on peak slip of specimens

墩粗钢筋试件展现出特有的混凝土剪压破坏特征，这与墩头产生的内力分布密切相关.在加载初期，由直锚段钢筋引起的黏结力和摩擦力起主要作用；而随着相对滑移量的增加，直锚段钢筋的黏结作用下降，墩头的锚固作用占主导.钢筋直锚段对环向混凝土施加拉应力的同时，墩头对其周围的混凝土基体施加集中剪压应力，因此混凝土出现椎体破坏，形成多裂缝，造成表层混凝土脱落，如图10所示.墩粗钢筋试件的破坏模式与墩头附近的混凝土约束作用密切相关，受黏结长度的影响较弱.例如，尽管D‑l5d‑s2d试件足够使钢筋拉断，D‑l6d‑s2d‑2试件仍然出现了墩头处剪压破坏，可能是墩头周围混凝土浇筑质量不佳导致的.为保证墩粗钢筋黏结锚固的安全性和可靠性，结合本试验情况，建议墩粗钢筋与混凝土锚固时保护层厚度保证大于2d.

图10 墩粗钢筋试件剪压破坏特征

Fig.10 Splitting failure of specimen with upsetting steel bar

4 黏结-滑移关系

图4显示，墩粗钢筋试件与普通钢筋试件的τ‑s曲线形状基本一致.因此，对于墩粗钢筋试件，在墩头处局部破坏不起控制作用的情况下，可在有限元模拟中对钢筋-混凝土界面采用与普通钢筋相同形式的τ‑s曲线.当试件破坏模式为混凝土劈裂破坏或剪压破坏时，可记录包含上升段及下降段的τ‑s曲线.对这部分数据进行拟合，并参考Xiao等^［

13］的研究，采用归一化无量纲参数黏结应力

\bar{τ}

和滑移

\bar{s}

，建立墩粗钢筋及普通钢筋与SFRC间的黏结-滑移本构关系，如式（2）、（3）^{［参考文献 14‑15}14‑15］所示.

\bar{τ} = \frac{τ}{τ_{u}}, \bar{s} = \frac{s}{s_{u}}

（2）

\bar{τ} = \{\begin{matrix} {(\bar{s})}^{a}, \bar{s} \leq 1 \\ \frac{\bar{s}}{b {(\bar{s} - 1)}^{2} + \bar{s}}, \bar{s} > 1 \end{matrix}

（3）

式中： a和b为修正常数，可通过试验数据进行确定.

式（3）中的计算式分别由Haraji^［

14］和过镇海^{［参考文献 15

百度学术}15］基于普通钢筋与普通混凝土拔出试验及混凝土受压全曲线的下降段提出，通过修正常数a和b，将其推广至SFRC中.通过对试验数据进行回归分析，确定本试验中的a=0.1，而普通混凝土试件的a=0.3^{［参考文献 14

百度学术}14］，因此SFRC试件的τ‑s曲线上升段较普通混凝土更陡；常数b与τ‑s曲线下降部分的面积相关，b值越小，则峰值后残余承载力及耗散能量越大.本试验通过回归分析，将b值取为0.15，与普通混凝土基本保持同一水平.试件的黏结-滑移本构关系如图11所示.由图11可见：总体上试件的

\bar{τ}

‑

\bar{s}

预测曲线与试验曲线拟合良好，表明式（3）可以适用于SFRC与墩粗钢筋及普通钢筋的黏结-滑移过程.需要指出的是，受试验组数的限制，式（3）对不同混凝土强度、钢筋直径和钢筋强度的适用性未得到充分验证，可针对不同情况对修正常数a和b进行调整，以便更好地满足实际情况.

图11 试件的黏结-滑移本构关系

Fig.11 Bond‑slip constitutive relationship of specimens

5 结论

（1）当黏结长度较小时，普通钢筋试件呈现混凝土劈裂破坏，裂缝由加载端开始逐渐向自由端开展；而墩粗钢筋试件的破坏模式为由墩头处集中的局压应力导致的混凝土剪压破坏，裂缝首先出现在自由端，呈现由墩头向外放射的贯穿斜裂缝，周围混凝土形成椎体破坏.墩粗钢筋‑SFRC的黏结-滑移曲线与普通钢筋‑SFRC基本一致，包括微滑移、裂缝开展、下降和残余阶段.

（2）随着黏结长度的增加，试件的黏结强度降低，大致与黏结长度呈线性关系，且黏结长度对墩粗钢筋试件的影响较普通钢筋试件更加明显.当黏结长度增大时，墩粗钢筋试件和普通钢筋试件的峰值滑移均逐渐减小；当黏结长度较小时，黏结长度的增加对试件的峰值滑移减小的作用更为明显.对于墩粗钢筋试件和普通钢筋试件，当保护层厚度由2d增至4d时，其黏结强度略微提高，峰值滑移降低，且黏结长度较小时，增大保护层厚度的作用更为明显.

（3）钢筋墩粗处理可提高钢筋与混凝土之间的黏结强度，显著降低峰值滑移，使破坏模式由混凝土劈裂破坏向剪压破坏或钢筋拉断破坏转变.

（4）建立了墩粗钢筋‑SFRC的归一化黏结-滑移关系.

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