钢筋与砌块专用砌筑砂浆的黏结锚固性能试验研究

陈　萌，马婷婷，张豪剑，刘乐庆

(郑州大学土木工程学院，河南郑州　450002)



钢筋与砌块专用砌筑砂浆的黏结锚固性能试验研究

陈萌，马婷婷，张豪剑，刘乐庆

(郑州大学土木工程学院，河南郑州450002)

摘要:通过36根钢筋在蒸压加气混凝土砌块自保温墙体专用砌筑砂浆中的拉拔试验，划分了构件拉拔荷载与滑移曲线的5个受力阶段;给出了钢筋未屈服拔出和钢筋屈服拔出两种破坏形态，并分析了竖向正应力、砂浆强度等级和钢筋锚固长度等因素对拉结钢筋黏结锚固性能的影响;通过6根预贴电阻应变片的钢筋拉拔试验，量测构件的钢筋应变，计算极限荷载下沿锚固长度的平均黏结应力，分别给出专用砌筑砂浆强度等级为Mb5和Mb10的钢筋界限锚固长度。

关键词:拉拔试验专用砌筑砂浆竖向正应力锚固长度

蒸压加气混凝土砌块作为一种工程技术人员普遍接受的墙体材料，广泛应用于房屋建筑和铁路工程中。近年来，为了推动绿色建筑与节能建筑的发展，蒸压加气混凝土砌块自保温墙体越来越受到人们的关注，它采用蒸压加气混凝土砌块和配套专用砂浆，使墙体的传热阻能够满足绿色建筑和节能建筑的要求。其保温层和结构层合为一体，不必担心保温层的使用寿命，且造价低，装饰性强，较适用于多、高层住宅和公共建筑。目前，已建有蒸压加气混凝土砌块自保温墙体的科研项目试点工程，且出台了相关地方性标准和图集，成为当前墙体发展新趋势［1-4］。

为达到节能建筑的要求，蒸压加气混凝土砌块采用砌块专用砌筑砂浆，它不同于普通砌筑砂浆，具有较高的黏结性能、抗裂性能和(或)一定的保温隔热性能。自保温墙体在工程应用中，其与混凝土柱交接面钢筋的锚固是亟待解决的技术难点之一，因此，本文拟对钢筋与砌块专用砌筑砂浆的黏结锚固性能展开试验研究。通过36根钢筋在蒸压加气混凝土砌块自保温墙体水平灰缝中的拉拔试验，划分拉拔荷载与滑移曲线的不同工作阶段，分析钢筋的锚固影响因素和锚固破坏形态，并求得钢筋在专用砌筑砂浆中的临界锚固长度，为自保温墙体的应用提供理论依据［5-7］。

1　试验方案设计

参考国内外已有的试验资料，共设计了9组36个构件，考虑了竖向正应力、专用砌筑砂浆强度等级和钢筋锚固长度三种变化因素;在预贴电阻应变片的6个拉拔构件中，分析钢筋黏结应力在拉拔各个受力阶段的变化情况，给出钢筋在砌块专用砌筑砂浆中的临界锚固长度［8］。

1. 1构件设计及制作

试验构件中，竖向正应力取为0，0. 2，0. 4 MPa;专用砌筑砂浆强度等级取为Mb5和Mb10;并取钢筋锚固长度为300，400，500 mm。

构件拉结钢筋为φ6 HPB300级钢筋，钢筋的屈服强度为341. 8 MPa，极限强度为589. 4 MPa。Mb5强度等级的专用砌筑砂浆抗压强度为5. 2 MPa，劈裂抗拉强度为0. 817 MPa; Mb10强度等级的专用砌筑砂浆抗压强度为11. 2 MPa，劈裂抗拉强度为1. 010 MPa。

砌块尺寸分别为600 mm×300 mm×200 mm和300 mm×300 mm×200 mm。水平灰缝及竖向灰缝的厚度均为15 mm。构件尺寸为600 mm×300 mm×630 mm，如图1所示。设计构件如表1所示，带*的6个构件表面预贴电阻应变片。应变片的布置如图2所示。

图1试验构件

表1试验构件及试验结果

图2锚固长度400 mm的钢筋应变片布置

1. 2试验加载及测量

试验采用的仪器为小型荷载传感器、千斤顶、BLR-1液压荷载传感器、拉拔仪、100 mm位移传感器和TST3822静态电阻应变仪等，试验加载装置如图3所示。构件上设置千斤顶和荷载传感器以控制竖向正应力大小;用拉拔仪和BLR-1液压荷载传感器对构件进行分级加载;分别在加载端和自由端安装100 mm位移传感器测量加载端相对滑移sl和自由端相对滑移sf。钢筋应变、钢筋加载端及自由端的相对滑移由TST3822静态电阻应变仪采集数据。

图3试验加载装置

2　试验结果

36根钢筋在专用砌筑砂浆水平灰缝中的拉拔试验结果如表1所示。表中给出了各个构件的拉拔极限荷载Fu及构件加载端和自由端的相对滑移值sl和sf。

3　荷载滑移曲线分析

图4为构件A6-1的拉拔荷载与滑移曲线，滑移s = ( sf+ sl) /2。

图4构件A6-1的荷载滑移曲线

由图4可知:钢筋在专用砌筑砂浆中的受力可分为以下5个阶段:

1)加载初期微小滑移段:加载的初始阶段，在加载端可以量测到砂浆与钢筋的相对变形，胶结滑移逐渐向内渗透，自由端滑移尚未发生。在加载至极限荷载的20%之前，拉拔荷载与滑移曲线处于弹性阶段。

2)滑移段:加载至极限拉拔荷载20%左右，自由端发生滑移。荷载与滑移稳定增长，开始呈现非线性状态。拉拔钢筋周围砂浆中内部斜裂缝的出现和发展，使得滑移比拉拔荷载增长要快。

3)劈裂段:当拉拔荷载达到80%极限荷载时，在荷载稍微增加的情况下，滑移出现较大的增长，呈现明显的非线性状态，砂浆中内部斜裂缝沿锚固长度充分发展，滑移的增长加速形成了拉拔荷载与滑移曲线的明显转折。

4)下降段:达到极限荷载后，拉拔荷载迅速下降，滑移大幅增长，砂浆在极限荷载作用下发生突然的脆性破坏，强度陡降。

5)残余段:当钢筋的滑移达到10 mm时，荷载不再下降，而是保持稳定的残余荷载(约40%极限荷载)，直到钢筋从砂浆中拔出。

4构件破坏形态及锚固影响因素

4. 1构件破坏形态

试验构件均发生黏结锚固破坏，出现了钢筋未屈服拔出和钢筋屈服拔出两种破坏形态，如图5和图6所示。

注:锚固长度300 mm，正应力0. 2 MPa，Mb5砂浆。图5构件A5-1未屈服拔出破坏

图5表明，钢筋没有达到屈服强度时即发生拔出破坏。未达到屈服强度即破坏的主要原因是因为钢筋的锚固长度较小，砌筑砂浆强度较低，此时，对应的黏结应力尚未达到钢筋的屈服强度，即在钢筋没有充分发挥作用时就被拔出。

图6表明，钢筋达到屈服强度后发生拔出破坏。这是最理想的破坏形态，即钢筋在达到屈服强度之后尚未达到极限强度之前，黏结应力达到其极限强度，钢筋被拔出破坏。这种情况下，既能保证钢筋的强度充分发挥，又能保证钢筋的黏结充分发挥作用。

4. 2锚固影响因素

4. 2. 1竖向正应力

试验构件竖向正应力选取为0，0. 2，0. 4 MPa。由试验结果可知，随着竖向正应力的增大，灰缝砂浆与钢筋的极限黏结强度逐渐提高。但当竖向正应力超过某一数值时，极限黏结强度的增加作用不明显。

4. 2. 2砂浆劈裂抗拉强度

光圆钢筋的黏结强度和砂浆的劈裂抗拉强度有关。试验构件的砂浆劈裂抗拉强度变化范围为0. 817 ～1. 550 MPa。由试验结果可知:黏结强度与专用砂浆的劈裂抗拉强度呈对数曲线分布，当砂浆劈裂抗拉强度＜1. 50 MPa时，黏结强度增长较快;当砂浆劈裂抗拉强度≥1. 50 MPa时，黏结强度增长速率变缓，逐渐趋于稳定［9］。

基于试验数据，回归得出极限黏结强度随专用砂浆劈裂抗拉强度变化的计算公式

式中:τu为钢筋与专用砌筑砂浆的极限黏结强度，MPa; fmt为专用砌筑砂浆的劈裂抗拉强度，MPa。

4. 2. 3锚固长度

试验构件的相对锚固长度la/d(锚固长度la与钢筋直径d的比值)变化范围为14～83. 3。随着相对锚固长度的增大，构件极限黏结强度随之减小。相对锚固长度从14变化到50时，极限黏结强度下降速率较快，超过50以后，黏结强度变化逐渐趋于稳定。

5黏结应力沿锚固长度的分布

黏结应力不能由试验直接测定。在构件A1-1，A1-2，A4-1，A4-2，A8-1和A8-2钢筋表面粘贴电阻应变片，实测各测点的钢筋应变，再计算求出各测点间的平均黏结应力。

在任何一级拉拔荷载作用下，沿锚固长度上任一点的黏结应力与相应钢筋应变的变化率成正比关系。因此，实测沿锚固长度的钢筋应变ε( x)，由式( 2)求出各测点间的平均黏结应力。式中:τi为各测点间的平均黏结应力; Es为钢筋弹性模量; As为钢筋面积; d为钢筋直径;Δεs为钢筋应变差;Δxi为相邻应变片的测点间距;εj，εj + 1分别为第j，j +1点的钢筋应变; Pj，Pj + 1分别为第j，j + 1点的钢筋拉力。

图7和图8分别给出了构件A4-1和A8-1的平均黏结应力沿锚固长度分布曲线。由图可知:在锚固长度范围内，黏结应力经历了从0逐渐增大至峰值，再逐渐减小至0的过程，最大应力出现在偏加载端附近。当拉拔荷载＜3 kN时，黏结应力的峰值出现在距加载端25 mm处;此后至破坏荷载，黏结应力峰值向自由端移动，出现在距加载端100 mm处;随着拉拔荷载的增大，应力图形渐趋丰满，应力面积增大，应力峰值也逐渐增大。

图7 A4-1的平均黏结应力沿锚固长度分布曲线

图8 A8-1的平均黏结应力沿锚固长度分布曲线

对专用砂浆强度等级为Mb5的试验构件( A1-1，A1-2，A4-1和A4-2)和砂浆强度等级为Mb10的试验构件( A8-1和A8-2)，由各自的平均黏结应力沿锚固长度的分布曲线，求出极限荷载下锚固破坏时沿锚固长度变化的平均黏结应力τ—。经计算，砂浆强度等级为Mb5的平均黏结应力为0. 95 MPa，砂浆强度等级为Mb10的平均黏结应力为1. 22 MPa。分别代入界限锚固长度计算公式

式中: lcar为界限锚固长度; Fy为钢筋的屈服荷载，实测为9 659 kN; d为钢筋的直径。

由公式( 3)计算求得砂浆强度等级为Mb5的界限锚固长度为540 mm，砂浆强度等级为Mb10的界限锚固长度为420 mm［10］。

6　结论

1)通过36根钢筋在蒸压加气混凝土砌块自保温墙体专用砌筑砂浆中的拉拔试验，得出了构件拉拔荷载与滑移曲线的5个不同工作阶段:微小滑移段、滑移段、劈裂段、下降段和残余段。

2)试验构件均发生黏结锚固破坏，出现了钢筋未屈服拔出和钢筋屈服拔出两种破坏形态;给出了竖向正应力、砂浆强度等级和钢筋锚固长度等因素对拉结钢筋黏结锚固性能的影响规律。

3)通过6根预贴电阻应变片的钢筋拉拔试验，量测锚固长度范围的钢筋应变，给出钢筋与专用砌筑砂浆黏结应力的分布曲线。

4)通过极限荷载下沿锚固长度的平均黏结应力，分别给出砂浆强度等级为Mb5和Mb10的钢筋界限锚固长度。

参考文献

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［3］赵成文，吴迪，高连玉．蒸压加气混凝土砌块砌体水平灰缝钢筋锚固试验［J］．沈阳建筑大学学报(自然科学版)，2013( 2) : 243-250．

［4］刘明，黄承逵，程云．灌孔混凝土与钢筋粘结应力分布的试验研究［J］．辽宁工程技术大学学报，2006，25 ( 5) : 705-707．

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［8］毛达岭．HRB500钢筋粘结锚固性能的试验研究［D］．郑州:郑州大学，2004．

［9］陈萌，毕苏萍，王宝朝，等．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．

［10］中华人民共和国住房和城乡建设部．GB 50003—2011砌体结构设计规范［S］．北京:中国建筑工业出版社，2011．

(责任审编周彦彦)

Experimental research on bonding-anchoring behaviour between special masonry mortar and steel bar for concrete block

CHEN Meng，MA Tingting，ZHANG Haojian，LIU Leqing

( School of Civil Engineering，Zhengzhou University，Zhengzhou Henan 450002，China)

Abstract:T he paper carried out pullout tests on 36 steel bars in special masonry mortar for walls of insulating layers and autoclaved aerated concrete blocks．By dividing the loading-displacement curve into five stages，it noticed two types of failure forms - namely pullout before the specimen yields and the other way around，and looked into the influence of stress at normal direction，mortar strength and anchorage length，etc．on the bonding-anchoring behaviour of the specimens．T he pullout tests on six steel bars with strain gauges attached beforehand helped measure any strain change and enabled the calculation of average adhesive stress along the anchorage length under loading limit．On this basis，the paper provided the length limits for M b5 and M b10 mortars．

Key words:Pullout test; Special masonry mortar; Stress at normal direction; Anchorage length

文章编号:1003-1995( 2016) 02-0152-05

作者简介:陈萌( 1969—)，女，教授，博士。

基金项目:河南省省级新型墙体材料专项基金项目(豫财建［2012］430号)

收稿日期:2015-08-03;修回日期: 2015-10-17

中图分类号:TU375

文献标识码:A

DOI:10．3969 /j．issn．1003-1995．2016．02．36