高强灌浆料与钢筋黏结滑移试验研究

黄 远，韩 冰

（1.湖南大学工程结构损伤诊断湖南省重点实验室，湖南长沙 410082；2.湖南大学土木工程学院，湖南长沙 410082）

引言

近年来，装配式结构因工期短、人力成本低和标准化程度高等优点被广泛运用在房屋和桥梁建筑中，甚至成为整个建筑行业的发展方向［1］。灌浆料因强度高、收缩率低和流动性好等特点被广泛用于装配式结构节点的浇筑，如图1中装配式剪力墙的竖向钢筋在插入预留孔并灌浆以实现有效连接［2］。使用灌浆料实现钢筋连接的结构节点在受力时主要依赖灌浆料与钢筋间的黏结性能［3］。节点区钢筋的黏结滑移对结构变形和刚度退化有显著影响［4-6］。研究单向拉伸荷载下灌浆料与钢筋间的黏结性能，对装配式结构节点受力性能的研究和改善具有重要意义，同时也是研究地震作用下钢筋-灌浆料黏结性能的基础。

以往关于黏结性能的研究对象多是以混凝土为基材的试件。是否含有粗骨料是灌浆料和混凝土在组成成分上的主要差异。然而，粗骨料是显著影响钢筋黏结性能的因素之一［7］。因此，不应简单地将灌浆料与混凝土二者与钢筋的黏结性能划等。

目前，国内外钢筋和灌浆料黏结性能的研究已有一定成果。Hosseini［8］研究了螺旋箍筋对钢筋-灌浆料黏结性能的影响，发现黏结强度与螺旋箍筋的间距、外径和圈数这三者乘积的对数呈线性相关。Raynor［9］和Elsayed［10］分别开展了外部钢管和波纹管约束下的钢筋-灌浆料黏结滑移试验，发现外部约束可有效避免试件发生劈裂破坏。Moosavi［11］通过改进的Hoek cell装置对钢筋-灌浆料圆柱体试件施加1～7.5 MPa范围的恒定围压，以研究主动约束对黏结强度的影响。赵培［12］研发了以螺旋箍筋为约束的浆锚搭接连接，并探究体积配箍率对钢筋搭接长度的影响规律。陈俊［13］通过将钢筋插入基础中的预埋波纹管内并灌浆来实现预制混凝土柱与基础的有效连接，并针对波纹管和钢筋的直径比提出锚固长度取值建议。余琼［14］研究了钢筋-灌浆料试件的破坏模式与黏结强度随保护层厚度、钢筋直径和黏结长度等因素的变化规律，并提出经验锚固长度。

多数钢筋-灌浆料黏结滑移试验是在有钢管或波纹管约束下开展的。然而工程中如图1所示的装配式剪力墙节点钢筋连接处没有设置钢管或波纹管，以达到简化制作工艺和降低成本的目的。此外，以往试验所用灌浆料的抗压强度均不超过80 MPa，这低于JGJ 1-2014《装配式混凝土结构技术规程》［15］规定的钢筋搭接连接所用灌浆料的最低强度限值。文中以此为背景，通过87个试件来系统探究抗压强度、钢筋强度等级、钢筋直径、箍筋边长、箍筋间距和黏结长度等因素对高强灌浆料试件黏结性能的影响，并提出黏结强度和峰值滑移的计算公式，为工程设计和有限元分析提供参考。

图1 装配式剪力墙节点钢筋灌浆连接［2］Fig.1 Grouted rebar connections used for the precast concrete shear wall［2］

1 试验概况

试验共有87个试件，其中81个试件用于探究钢筋和灌浆料的黏结滑移，剩余6个试件为钢筋与高强混凝土的黏结，以对比灌浆料和混凝土黏结性能的差异。所有试件共分为29组，每一组有3个平行试件。

1.1 试件设计

所有中心拔出试件主体部分均为200 mm边长的立方体，标准试件的尺寸如图2所示。用PVC管实现钢筋和灌浆料的脱粘，并通过控制两段PVC管的间距来实现钢筋的设计黏结长度。箍筋为6 mm的HPB300钢筋，分为3道，中间一道箍筋位于黏结段正中。浇筑前每道箍筋上贴有1～2个电阻式应变片来测量应变；在受力钢筋上粘贴1个应变片来监测钢筋是否发生屈服。试件在浇筑2 d后脱模，养护28 d后保存至加载时期。

图2 试件尺寸及配置Fig.2 Configuration of tested specimens

试件编号由4部分组成。第1部分代表钢筋的强度等级。数字3，5和6分别表示HPB300，HRB500和HRB600。第2部分代表试件主体材料类型。字母G和C分别代表灌浆料和混凝土。数字2～6代表水料比w/c为0.12～0.16。第3部分代表受力钢筋直径（16 mm或20 mm）和黏结长度（1～5d，d是钢筋直径）。第4部分代表箍筋的边长（70，100、150 mm）和箍筋的间距（35、50、65 mm）。

1.2 材料性能

灌浆料的组成成分包括硅酸盐水泥、细骨料、矿物掺合料和外加剂等。试验采用Sika Grout PC牌灌浆料，其抗压强度由水料比w/c控制，范围是80～120 MPa，由尺寸为40 mm×40 mm×160 mm的长方体试块测得［16］。高强混凝土采用石子与干混料质量比为0.6∶1进行设计，强度范围是70～110 MPa，由150 mm立方体试块测得。为便于比较相同抗压强度下灌浆料和混凝土的黏结强度差异，另测有150 mm立方体的灌浆料试块抗压强度。不同水料比的灌浆料与混凝土力学性能列于表1。试验所用HPB300、HRB500和HRB600这3种强度等级钢筋的力学性能和形状参数列于表2。

表1 灌浆料和混凝土力学性能Table 1 Grout and concrete properties

表2 钢筋力学性能和形状参数Table 2 Steel bar properties and deformation patterns

1.3 试验装置及加载方案

试验装置如图3所示，包括锚具，力传感器，穿心式千斤顶，位移传感器和应变采集箱等。拉力的施加由锚具和液压千斤顶实现。钢筋自由端垂直方向的滑移通过3个位移传感器（LVDT）量测。加载时先采用荷载控制，后由位移控制。极限荷载前每级荷载增量约为2 kN，达到极限荷载后，每级位移增量根据滑移的发展情况取为0.2～0.5 mm。当钢筋自由端垂直方向的位移超过12 mm时，停止加载。自由端滑移s通过式（1）计算得到：

图3 试验加载装置Fig.3 Pullout test setup

式中：s1、s2和s3分别为3个位移传感器所测的钢筋自由端垂直滑移。

黏结强度τ计算公式如下：

式中：F代表荷载（N）；d代表钢筋直径（mm）；L代表黏结长度（mm）。

2 试验结果与分析

试件破坏模式以钢筋屈服前拔出破坏（P）和屈服后拔出破坏（YP）为主，个别试件发生劈裂破坏（S）和钢筋拉断破坏（F）。试件破坏形态如图4所示，其中P和YP试件的破坏形态相似，表面特征与加载前无异；S试件有贯通裂缝；F试件的钢筋断裂点发生在主体外部。每组试件的黏结应力-滑移均值曲线如图5所示。对于P和YP试件曲线，当黏结应力近乎线性增至约峰值的70%时，曲线斜率开始不断减小。当黏结应力达到峰值后曲线出现一定的平台段。随后黏结应力线性降低，并在滑移达到约10 mm时趋于平缓。F试件的黏结应力在钢筋断裂时骤降。极少数试件发生劈裂破坏，不再展示劈裂破坏曲线。每组试件所属变量、破坏模式、黏结强度均值τmax，avg和峰值滑移均值su，avg等数据列于表3中。文中采用控制变量法对试件进行设计，各因素对黏结性能的影响见下文。

表3 试验结果Table 3 Test results

图4 灌浆料试件破坏形态Fig.4 Typical failure modes of grout specimens

图5 （续）Fig.5（Continued）

图5 各变量下各组黏结应力-滑移均值曲线Fig.5 Average bond stress-slip curves for various factors

2.1 试件材料

图6显示，灌浆料试件的黏结强度均低于混凝土试件。当2种主体材料的立方体抗压强度均接近110 MPa时，灌浆料试件的黏结强度较混凝土试件偏低18.7%。此外，图6中抗压强度最小的2组数据显示，即使灌浆料比混凝土的抗压强度高约20 MPa，灌浆料试件的黏结强度仍偏小1.08 MPa。

图6 试件材料对τmax的影响Fig.6 Influence of specimens materials onτmax

造成这一现象的原因是混凝土中含有强度较高的粗骨料。试验所用粗骨料为玄武岩碎石骨料，其抗压强度约为175 MPa。当主体材料的抗压强度相同时，具有高强度粗骨料的混凝土对钢筋的咬合作用更强。灌浆料因缺少粗骨料对钢筋的咬合作用，导致黏结强度偏低。

2.2 灌浆料强度

图7显示，当灌浆料的抗压强度从85.8 MPa增至122.7 MPa时，HRB500和HRB600钢筋试件的峰值黏结强度τmax基本没有变化。

图7 抗压强度f cu对τmax的影响Fig.7 Influence of compressive strength f cu onτmax

在一系列不同抗压强度的灌浆料试件中，HRB600钢筋均未屈服，而绝大多数HRB500钢筋均发生屈服。一旦钢筋发生屈服，黏结长度为3 d的HRB500试件便发生拔出破坏。钢筋发生屈服后，靠近加载端的部分显著变细，同时变细的区域不断向黏结段内部渗透［17］。钢筋变细将导致黏结性能急剧降低，进而钢筋被拔出。

然而，对于锚固长度为3 d的HRB600钢筋试件，由于钢筋没有屈服，因此由弹性泊松效应造成直径轻微减小的现象对黏结性能的影响微小［17］。图7显示，即使灌浆料抗压强度累计增加36.9 MPa，未屈服的HRB600试件的黏结强度仍不能得到有效提升。而对于和灌浆料抗压强度相当的混凝土试件，其黏结强度因抗压强度增加33.7 MPa而提高22.7%。这说明黏结强度不仅与试件材料的抗压强度有关，还与内部组成和结构有重要联系。试件浇筑时，钢筋和主体材料的接触面周围存在多孔隙薄弱层［17］。造成图7中HRB600钢筋-灌浆料试件黏结强度不变的可能原因是：灌浆料缺少像混凝土粗骨料对钢筋的约束和咬合，使钢筋周围薄弱层带来的不利影响更加突出，抵消了抗压强度带来的提升效果。

综上所述，无论钢筋屈服与否，提高试验所用灌浆料的抗压强度不能提高黏结强度，这与以往学者对钢筋-混凝土试件的研究结论不同。

2.3 钢筋强度等级

图8显示，钢筋强度等级越高，黏结强度值越大；带肋钢筋试件的黏结强度是光圆钢筋试件的3倍以上。图8所示的带肋钢筋试件，仅HRB500钢筋发生屈服。将HRB500钢筋置换为HRB600后，黏结强度提高了12.55%，且破坏模式由屈服后拔出转变为屈服前拔出。可见提高钢筋强度等级来避免钢筋屈服可以提高黏结强度。对于光圆钢筋试件，因其缺乏与灌浆料的机械咬合，导致黏结强度远小于带肋钢筋试件。

图8 钢筋强度等级对τmax的影响Fig.8 Influence of steel grades onτmax

2.4 箍筋边长与间距

图9显示，箍筋的边长在70～150 mm范围变化、箍筋间距在35～65 mm范围变化时，HRB600钢筋试件的黏结强度保持不变；相比没有配置箍筋的试件，配置箍筋并不能提高黏结强度。此外，表3中HRB500钢筋试件在不同箍筋配置下的黏结强度也基本相同。这与余琼［14］的试验结果类似。说明在侧向约束足以避免劈裂破坏时，设置箍筋或增加箍筋密度不能提高灌浆料试件的黏结强度。

图9 箍筋配置对τmax的影响Fig.9 Influence of stirrups onτmax

箍筋应变随黏结强度变化的典型曲线如图10所示。箍筋拉应变随黏结应力的增加而逐渐增大，且应变增长率在黏结应力接近峰值时不断提高。试件受拉时，钢筋因“锥楔作用”产生的径向分力作用于黏结段周围区域，如图11所示。径向分力使黏结段周围灌浆料和箍筋产生拉应变。当黏结应力接近峰值时，灌浆料破碎和劈裂造成黏结段体积急剧膨胀，导致箍筋应变激增。箍筋应变在达到最大值后将随着黏结应力的减小而近乎线性降低。由于试件内部的微裂缝不会完全闭合，箍筋的拉应变在荷载完全卸除后不为0。

图10 箍筋应变变化曲线Fig.10 Trend lines of stirrups strain

图11 钢筋锥楔作用Fig.11 Wedge action of steel bar

黏结段中间一道箍筋的最大拉应变分别与箍筋边长和间距呈现较强的线性相关，如图12所示。边长或间距越小，峰值应变越大。这说明浆体破碎和裂缝发展带来的影响由黏结段向四周逐渐蔓延并均匀降低。

图12 中部箍筋最大应变变化趋势Fig.12 Trend lines of the maximum strain of middle stirrup

2.5 黏结长度

图13显示，当黏结长度从1 d增至5 d时，HRB500和HRB600试件的黏结强度均先增加后减小。说明存在一个临界值，当黏结长度在小于临界值范围内增加时，黏结强度将随之增长；当黏结长度在大于临界值的范围增加时，黏结强度将降低。对于文中试件，该临界值约为2.5 d。对于钢筋屈服前拔出的短锚试件，黏结应力沿黏结段呈两端小、中间大的“凸形”分布规律［18］。对于黏结长度小于临界值的屈服前拔出试件，增加黏结长度会使黏结应力较大的中部黏结段长度比例得到提升，造成平均黏结应力随黏结长度的增加而增加。而在黏结长度超过临界值后，钢筋屈服导致靠近加载端区域的黏结应力显著降低［17］，造成平均黏结应力随黏结长度的增加而降低。

图13 相对黏结长度L/d对τmax的影响Fig.13 Influence of relative bond length L/d onτmax

当黏结长度小于3 d时，HRB500和HRB600钢筋均未屈服，因此相同黏结长度下2种钢筋试件的黏结强度相差较小。当黏结长度大于3 d时，钢筋均发生屈服，导致HRB500试件的黏结强度较HRB600试件显著偏小，程度超过12.55%。

2.6 钢筋直径

图14显示，钢筋直径由16 mm增至20 mm时，黏结强度降低18.43%。尽管黏结长度均为3 d，但20 mm直径钢筋的绝对黏结长度较长，导致黏结段应力分布更加不均匀［18］。同时，钢筋的黏结面积与体积的比值，即相对黏结面积随直径的增加而减小［20］。这些原因共同导致大直径试件的黏结强度偏低。

图14 钢筋直径d对τmax的影响Fig.14 Influence of the steel diameter d onτmax

2.7 相对横肋面积

以往试验结果［21-22］显示，在劈裂破坏模式下，增加钢筋的相对横肋面积fR（肋高与肋间距的比值）可以提高黏结强度。然而，fR对拔出破坏试件的黏结强度影响尚不明确。将以往试验［21-22］为数不多的拔出破坏试件的黏结强度及相应fR表示在图15中。注意图15的纵坐标表示不同fR下试件的黏结强度比值，并规定相同直径下的最小fR试件的黏结强度为1。图15中，Ichinose［21］和Metelli［22］的多种钢筋直径试件数据显示，拔出破坏试件的黏结强度增减规律及变化幅度对fR不敏感。图15中阴影区域对应文中试验的钢筋fR范围。该范围下发生屈服前拔出的16 mm HRB500和HRB600钢筋-灌浆料试件的黏结强度接近且大小关系不明确，与上述文献［21-22］结果一致。因此认为文中因fR不同而对黏结强度造成的影响可忽略不计。

图15 相对横肋面积f R对τmax的影响Fig.15 Influence of relative rib area f R onτmax

3 特征值计算

3.1 黏结强度τmax

由第2节可知，钢筋强度等级、黏结长度和钢筋直径对τmax有显著影响。黏结强度计算式如下：

式中：d*代表标准试件钢筋直径，取16 mm；fy*代表标准试件的钢筋屈服强度，取675 MPa；t*代表标准试件的黏结强度，取49.35 MPa。

采用式（3）计算所有灌浆料试件的黏结强度，并对比计算值与试验值的误差，如图16所示。其中，绝大多数计算误差小于10%，平均绝对误差为4.05%。说明式（3）可以较好地计算短锚下钢筋与高强灌浆料的黏结强度。

图16 τmax计算值与试验值对比Fig.16 Promising and test results

3.2 峰值滑移s u

峰值滑移su对应黏结应力刚达到峰值时的滑移。图17显示，峰值滑移对试验范围变化的灌浆料抗压强度、钢筋强度等级、钢筋直径和箍筋约束不敏感，但与相对黏结长度呈显著的线性相关关系。考虑到峰值滑移在黏结长度无限小时趋于0的物理意义，对二者进行正比例函数拟合，拟合结果如图17（d）所示。对拟合结果消除量纲影响后，峰值滑移的计算式如下：

图17 各因素对峰值滑移的影响Fig.17 The peak slip s u for various factors

式中：s*代表标准试件的峰值滑移，取1.174 mm。

4 结论

文中完成了87个试件的中心拔出试验，重点研究了抗压强度、钢筋强度等级、钢筋直径、横向配箍和黏结长度等因素对钢筋-高强灌浆料短锚试件（L/d≤5）黏结性能的影响。具体结论如下：

（1）高强灌浆料的抗压强度在85.8～122.7 MPa范围内增加时，黏结强度和峰值滑移等黏结性能基本不变。当主体材料的抗压强度相同时，灌浆料试件的黏结强度小于混凝土试件。

（2）不同破坏模式下，提高钢筋强度等级对灌浆料试件黏结强度的提升效果不同。若钢筋被拔出时未屈服，则提高钢筋强度等级不能有效提升黏结强度。若钢筋被拔出时发生屈服，则提高钢筋强度等级可显著提高黏结强度，文中提升效果超过12.55%。然而，提高钢筋强度等级对峰值滑移基本不造成影响。

（3）增加钢筋的直径将降低试件的黏结强度，如钢筋直径从16 mm增至20 mm时黏结强度降低18.43%。此外，变形钢筋试件的黏结强度是光圆钢筋试件的3倍以上。

（4）设置箍筋或减小箍筋的边长与间距对灌浆料拔出试件的黏结强度和峰值滑移基本没有影响。

（5）黏结强度随黏结长度的增加呈先增加后减小的规律。文中黏结强度降低的现象发生于黏结长度超过临界值2.5 d（d是钢筋直径）之后。此外，峰值滑移与相对黏结长度线性相关。