500 MPa级细晶粒热轧带肋钢筋在混凝土中的锚固性能试验研究

陈 萌，毕苏萍

(郑州大学土木工程学院，河南郑州 450002)

细晶粒热轧带肋钢筋是通过细化晶粒(控制轧制温度和冷却速度)的工艺流程来提高其强度和延性，生产过程中不添加或只需添加少量的钒、钛等合金元素。现行《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)中新增了500 MPa级细晶粒热轧带肋钢筋HRBF500，符号为F，屈服强度标准值fyk为500 MPa，在最大力下的总伸长率δgt不小于7.5%。规范根据“四节约一环保”的要求，提倡应用高强、高性能钢筋，积极将500 MPa级钢筋应用在高层建筑的柱和重荷载梁的纵向钢筋中，以有效减小钢筋用量，形成既与国际接轨又具有中国特色的建筑用钢筋300，400和500 MPa的完整系列。近年来，高强钢筋越来越广泛应用于公路、铁路(含高速铁路)上。为加快500 MPa级细晶粒热轧带肋钢筋在工程中的推广应用，本文对其在混凝土中的粘结锚固性能展开深入的试验研究，拟合回归得出HRBF500钢筋的极限粘结强度计算公式，并提出钢筋在混凝土中的锚固长度设计建议［1-3］。

1 材料性能试验结果

试验用钢筋公称直径分别取8，12，16和25 mm，每种直径各取3根500 mm长钢筋，依照《金属拉伸试验方法》(GB/T 228—2002)进行HRBF500细晶粒钢筋的材料力学性能试验，试验结果见表1［4］。

表1 HRBF500细晶粒钢筋的材料力学性能试验结果

由表1可知，不同直径钢筋的屈服强度均＞500 MPa，极限抗拉强度均 ＞680 MPa，强屈比均＞1.25;屈服强度和抗拉强度随直径的增加而略有降低;除直径8 mm钢筋弹性模量略低于2.0×105MPa以外，其它钢筋实测弹性模量在(2.14 ～2.18)×105MPa。试验过程中，钢筋颈缩现象明显，断口清晰，应力应变曲线的屈服台阶较长［5］。

2 试验方案

考虑混凝土强度、锚筋直径、锚固长度、保护层厚度和横向配箍率等锚固影响因素，试验设计了25组75个HRBF500细晶粒钢筋在混凝土中的拉拔构件，试验方案如表2所示［6］。

试验构件加载端设置塑料胶套隔离混凝土，形成50 mm长的无粘结部分，以消除加载端垫块对混凝土局部挤压的影响。

在WE-30型液压式万能试验机上进行锚固试验。依据《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012)的要求分级加载;构件加载端设置2个百分表测定加载端滑移，构件自由端设置1个百分表测定自由端滑移;构件所受的拉拔力通过油压表和荷载传感器同时记录，试验装置如图1所示［7］。

表2 试验方案

图1 试验装置

3 锚固试验结果分析

3.1 粘结滑移曲线

HRBF500细晶粒钢筋粘结滑移曲线大致分为5个阶段［8］:

1)微滑移阶段。荷载较小时，加载端的百分表滑移值较小，百分表轻微震动;自由端百分表无变化，钢筋未发生滑移。此时，化学胶结力逐渐沿锚固长度向内渗透，但尚未达到自由端。

2)滑移阶段。当加载至极限荷载的1/3～1/2时，自由端出现滑移，此时锚固长度上的化学胶结力已消失，摩擦力与机械咬合力发生作用;此后，滑移与荷载进入短暂的稳定增长阶段;随荷载的增加，荷载滑移曲线开始呈现非线性状态。

3)劈裂阶段。荷载增加至极限荷载的80% ～90%时，在略加荷载甚至不增加荷载的情况下，百分表指针快速转动，读数困难，滑移值持续增长(肉眼可见)，呈现明显的非线性状态。当荷载稍有增加时，构件沿混凝土保护层最小处产生裂缝。对不配横向箍筋的构件，当拉拔力达到峰值后即发生劈裂破坏;对于配横向箍筋的构件，只开裂不破坏。

4)下降阶段。配横向箍筋构件粘结滑移曲线下降段明显。当拉拔力达到峰值出现裂缝后，荷载不再增加，由于横向箍筋的约束作用，锚固试件开裂以后不会马上破坏，持续滑移，直至钢筋拔出，荷载滑移曲线出现下降段。

5)残余阶段。当滑移达到一定的数值时，荷载不再下降，直至钢筋从混凝土中缓慢拔出，此时只有摩擦力控制荷载。

图2为B-Ⅰ-3构件的荷载滑移曲线，构件未配置箍筋，当达到粘结应力峰值后构件发生劈裂破坏，滑移曲线无下降段，对应于峰值应力的滑移值较小，自由端滑移为0.140 mm，加载端滑移为1.135 mm。

图3为F-Ⅲ-2构件的荷载滑移曲线，构件配置螺旋形箍筋。当达到粘结应力峰值后滑移曲线有显著的下降段，极限滑移值较大，自由端滑移为7.780 mm，加载端滑移为7.405 mm。

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图2与图3中的纵坐标为平均粘结应力，计算公式为τ=F/(πdla)，其中F为各级荷载下的拉拔力;d为锚筋的直径;la为锚固长度。

图2 B-Ⅰ-3构件的荷载滑移曲线(未配置箍筋)

图3 F-Ⅲ-2构件的荷载滑移曲线(螺旋形箍筋)

3.2 粘结破坏形态

试验结果表明，HRBF500细晶粒钢筋的粘结锚固破坏形态大致可分为3类。

1)劈裂破坏。图4(a)所示的A-I-3构件发生劈裂破坏，大致出现2条裂缝，沿着裂缝构件劈裂为两半。当构件的锚固长度较短或其保护层厚度较薄时常呈现此类破坏形态。

2)钢筋拔出破坏。图4(b)所示的F-Ⅳ-1构件(配箍率ρsv=0.93%)发生钢筋拔出破坏，由于螺旋箍筋的水平约束作用，构件未被劈裂，破坏时钢筋被缓慢拔出。当试验构件的混凝土保护层厚度较大或配置有横向箍筋时，常呈现此类破坏形态。

3)钢筋拉断破坏。图4(c)所示的A-Ⅳ-1构件发生钢筋拉断破坏，破坏时构件自由端滑移值仅为0.020 mm，加载端滑移值为2.995 mm，加载端滑移的增长主要由钢筋的伸长引起，直至钢筋达到其抗拉强度而被拉断，未发生锚固破坏。

图4 钢筋破坏形态

4 锚固性能影响因素分析

4.1 混凝土抗拉强度的影响

选取A-Ⅰ，A-Ⅱ，A-Ⅲ和 A-Ⅳ共4组12个构件。混凝土抗拉强度 ft在2.410～3.273 MPa。在锚筋公称直径、锚固长度和保护层厚度均相同，未配箍筋的前提下，考虑混凝土强度的影响。由试验结果得出:HRBF500细晶粒钢筋的粘结强度τu随ft的提高而提高，二者大致呈线性关系，回归得出二者的关系为

4.2 锚固长度的影响

选取 A-Ⅰ，B-Ⅰ，B-Ⅱ，B-Ⅲ和 B-Ⅳ共 5 组 15 个构件。15个构件锚固长度la在80～400 mm，其余参数相同，以此分析锚固长度的影响。试验得出:构件的相对平均粘结应力τu/ft随着相对锚固长度la/d的增大而减小，其变化规律和普通热轧带肋钢筋基本相同。回归得出τu/ft与la/d的变化关系式为

4.3 钢筋直径的影响

4.4 相对保护层厚度的影响

选取A-Ⅰ，D-Ⅰ，D-Ⅱ 3组9个构件，并参考前期试验结果，对15个构件予以分析。构件中保护层厚度为20～42 mm。在混凝土抗拉强度、锚筋直径和锚固长度相同的情况下，比较构件的相对平均粘结应力τu/ft随相对保护层厚度的变化。试验得出:构件的相对平均粘结应力τu/ft随着相对保护层厚度c/d的增大而增大。回归得出二者的变化关系式为

4.5 横向配箍率的影响

选取A-Ⅰ，E-Ⅴ，E-Ⅵ3组9个构件，并参考前期试验结果，对15个构件予以分析。保护层厚度为20～42 mm;横向配箍率为0～0.665%。在混凝土抗拉强度、锚筋直径和锚固长度相同的情况下，比较构件的相对平均粘结应力τu/ft随横向配箍率ρsv的变化。试验结果得出:构件的相对平均粘结应力τu/ft随横向配箍率的增大而增大，二者大致呈线性关系，经回归得出

5 基本锚固长度计算

考虑混凝土抗拉强度、锚固长度、钢筋直径、相对保护层厚度和劈裂面配箍率等锚固因素的影响，在试验结果的基础上，回归得到HRBF500钢筋极限粘结强度计算公式为［9］

对75个试验构件，用式(6)求得极限粘结强度计算值。极限粘结强度试验值与计算值比值的平均值μ=1.206，变异系数 δ=0.203，可见二者吻合较好。

锚固极限状态下的平衡条件为

式中，Fu为极限拉拔力为临界锚固长度，fy为钢筋的抗拉强度设计值。

当充分利用HRBF500钢筋的抗拉强度时，取fy=435 MPa，对于C20～C60混凝土强度等级，根据式(9)计算得出 HRBF500钢筋的临界锚固长度，如表3所示。

表3 HRBF500钢筋的锚固长度

由表3可知，对应于不同的混凝土强度等级，当采用HRBF500钢筋计算锚固长度时，规范公式计算值与式(9)计算值的比值在1.067～1.087，两者吻合较好。

6 结论

本文通过75个HRBF500细晶粒钢筋的拉拔试验，分析了荷载滑移曲线的特点及粘结破坏形态，主要结论如下:

1)HRBF500钢筋的屈服强度实测值均＞500 MPa，极限抗拉强度实测值均 ＞680 MPa，强屈比均＞1.25;钢筋颈缩现象明显，断口清晰，应力应变曲线的屈服台阶较长。

2)考虑混凝土强度、锚筋直径、锚固长度、保护层厚度和横向配箍率等锚固影响因素，回归得到HRBF500钢筋极限粘结强度计算公式，并提出HRBF500钢筋的锚固长度设计建议，计算结果与规范公式计算值吻合较好。

［1］陈萌.中强度预应力HR钢棒在混凝土中的锚固试验及可靠度分析［J］.铁道建筑，2012(11):136-139.

［2］刘立新，李殿文，陈萌.细晶粒热轧带肋钢筋粘结锚固性能试验研究［J］.工业建筑，2011，41(2):61-65.

［3］牛向阳，王全凤，杨勇新，等.高温后普通混凝土与细晶粒钢筋粘结性能试验研究［J］.建筑结构，2012(3):116-118.

［4］中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.GB/T 228—2002 金属拉伸试验方法［S］.北京:中国标准出版社，2002.

［5］中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.GB 1499.2—2007 钢筋混凝土用钢第2部分:热轧带肋钢筋［S］.北京:中国标准出版社，2007.

［6］MARTÍ-VARGAS J R，GARCÍA-TAENGUA E，SERNA P.Influence of Concrete Composition on Anchorage Bond Behavior of Prestressing Reinforcement［J］.Construction and Building Materials，2013，48(11):1156-1164.

［7］中华人民共和国住房和城乡建设部，中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.GB/T 50152—2012 混凝土结构试验方法标准［S］.北京:中国建筑工业出版社，2012.

［8］徐有邻.混凝土结构设计原理及修订规范的应用［M］.北京:清华大学出版社，2012.

［9］中华人民共和国住房和城乡建设部，中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.GB 50010—2010 混凝土结构设计规范［S］.北京:中国建筑工业出版社，2010.