王作偉，趙建昌

(蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，蘭州 730070)

配筋砌體結(jié)構(gòu)抗震性能得以提高的關(guān)鍵是加強(qiáng)筋與砌體之間的粘結(jié)力，保證粘結(jié)界面的可靠度是二者良好協(xié)同工作的基礎(chǔ).由于砌體結(jié)構(gòu)本身的材料種類多樣、傳力形式復(fù)雜、影響因素眾多，目前國(guó)內(nèi)外對(duì)于配筋砌體粘結(jié)性能的研究尚不全面.關(guān)于配筋砌體中加強(qiáng)筋粘結(jié)性能的研究，主要涉及加強(qiáng)筋類型或錨固長(zhǎng)度等因素對(duì)粘結(jié)性能的影響，研究成果多集中于計(jì)算加強(qiáng)筋錨固長(zhǎng)度、粘結(jié)可靠度分析以及針對(duì)非線性分析的粘結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系研究[1-4].現(xiàn)有研究中發(fā)現(xiàn)配筋砌體承受豎向壓應(yīng)力對(duì)水平鋼筋與砌體界面粘結(jié)性能的影響尤為突出[5-6].Petersen等[7]發(fā)現(xiàn)配筋砌體受壓后顯著影響FRP筋的粘結(jié)性能，并建議現(xiàn)有的界面分析模型應(yīng)引入FRP筋配置方向與壓縮量參數(shù).

然而，受壓砌體構(gòu)件的常規(guī)試驗(yàn)方法，一般是在無荷載狀態(tài)下制作試件，待試件中砂漿凝結(jié)硬化且達(dá)到目標(biāo)強(qiáng)度后再模擬受壓的受力狀態(tài)進(jìn)行試驗(yàn)，這種試驗(yàn)方式與砌體結(jié)構(gòu)真實(shí)受力狀態(tài)是不符合的[8-9].在實(shí)際工程中，砌體結(jié)構(gòu)構(gòu)件所受的壓應(yīng)力是隨著建筑物高度的增加而不斷增長(zhǎng)的，且在此過程中，未凝結(jié)硬化的砂漿不斷受到豎向荷載的壓縮作用，從而影響砂漿的孔隙率與密實(shí)度，使砂漿與其他材料的接觸界面更為緊密[10]，同時(shí)也會(huì)影響界面的粘結(jié)性能.

關(guān)于砌體結(jié)構(gòu)在砂漿未凝結(jié)硬化前承受早期壓應(yīng)力的研究目前涉及較少.陳行之等[11]發(fā)現(xiàn)受早期豎向壓應(yīng)力作用的砌體試件的抗壓強(qiáng)度高于常規(guī)試驗(yàn)砌體試件.文獻(xiàn)[5]探究了配筋磚砌體在早期豎向壓應(yīng)力狀態(tài)下鋼筋與磚砌體之間的粘結(jié)機(jī)理，并建立粘結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系模型與粘結(jié)參數(shù)回歸統(tǒng)計(jì)計(jì)算公式，但并未分析配筋砌體承受早期豎向壓應(yīng)力與常規(guī)試驗(yàn)后加豎向壓應(yīng)力對(duì)鋼筋粘結(jié)性能影響.因此，基于配筋砌體結(jié)構(gòu)的真實(shí)受力狀態(tài)，針對(duì)常規(guī)試驗(yàn)方法所帶來界面受力的差異，應(yīng)進(jìn)一步研究配筋磚砌體承受早期豎向壓應(yīng)力對(duì)鋼筋與砌體界面粘結(jié)性能的影響.

本文以配筋磚砌體為研究對(duì)象，模擬配筋砌體在實(shí)際工程中的受力狀態(tài)，設(shè)計(jì)試驗(yàn)裝置對(duì)配筋磚砌體試件施加早期豎向壓應(yīng)力，再通過拉拔試驗(yàn)的方法得到粘結(jié)滑移曲線，旨在探究早期豎向壓應(yīng)力對(duì)水平鋼筋與磚砌體界面粘性性能的影響，為優(yōu)化配筋砌體試驗(yàn)方法、修正界面粘結(jié)強(qiáng)度及本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行初步探索.

1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

本節(jié)為模擬配筋砌體結(jié)構(gòu)受早期豎向壓應(yīng)力作用的特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了預(yù)加載試驗(yàn)裝置以實(shí)現(xiàn)配筋磚砌體試件在砂漿初凝前受到穩(wěn)定且持續(xù)的豎向荷載作用，并在文獻(xiàn)[5]研究的基礎(chǔ)上，分別設(shè)計(jì)砂漿凝結(jié)前預(yù)先施加并保持豎向荷載的磚砌體試件(后文統(tǒng)稱預(yù)持荷試件)以及常規(guī)養(yǎng)護(hù)后再施加豎向荷載的磚砌體試件(后文統(tǒng)稱后持荷試件)，兩類試件在不同豎向壓應(yīng)力作用下進(jìn)行了單向連續(xù)加載的拉拔試驗(yàn)，以探究早期壓應(yīng)力對(duì)鋼筋與砌體界面粘結(jié)性能的影響.

1.1 試驗(yàn)材料性能

試驗(yàn)制作配筋磚砌體試件所采用的材料包括：尺寸為240 mm×115 mm×53 mm的MU10普通粘土磚、配筋磚砌體常用的HPB300級(jí)Φ6光圓鋼筋以及P.O.32.5普通硅酸鹽水泥與干凈的河沙(中砂)配置砂漿.依據(jù)規(guī)范[12-13]測(cè)得各材料物理指標(biāo)如表1所列，實(shí)測(cè)砂漿抗壓強(qiáng)度為12.6 MPa.

表1 試驗(yàn)材料物理指標(biāo)

1.2 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)試件為截面尺寸240 mm×240 mm的磚柱，試件高度500 mm(共8皮磚)，采用M10普通砂漿橫豎錯(cuò)縫砌筑，灰縫厚度控制在10～12 mm.在每?jī)善ごu的水平灰縫中埋置兩根鋼筋，鋼筋在有效粘結(jié)段兩端套PVC管，用于控制鋼筋粘結(jié)長(zhǎng)度.根據(jù)文獻(xiàn)，考慮鋼筋混凝土拉拔試驗(yàn)中短粘結(jié)長(zhǎng)度(5db，db為鋼筋直徑)過高估計(jì)平均粘結(jié)應(yīng)力[14]且不適用于配筋磚砌體(嵌筋的直徑較小，過短的粘結(jié)段極易受損)[5]，本試驗(yàn)設(shè)計(jì)有效粘結(jié)長(zhǎng)度為120 mm(20db).試驗(yàn)為保證配筋磚砌體試件在承受豎向壓應(yīng)力時(shí)，砌體不出現(xiàn)損傷現(xiàn)象而影響粘結(jié)界面，對(duì)試件設(shè)計(jì)所受的豎向荷載分別為0 kN、10 kN、20 kN和30 kN，所受豎向力最大值取抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值的40.7%(依據(jù)規(guī)范[15]計(jì)算得到240 mm×240 mm磚砌體短柱達(dá)到抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為73.7 kN).試件設(shè)計(jì)示意圖如圖1所示，試件設(shè)計(jì)如表2所列.

圖1 試件設(shè)計(jì)示意圖(單位：mm)

表2 試件設(shè)計(jì)表

1.3 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)通過自行設(shè)計(jì)試驗(yàn)裝置以實(shí)現(xiàn)試件在砂漿初凝之前即可施加豎向荷載，且持荷養(yǎng)護(hù)28 d直至拉拔試驗(yàn)結(jié)束.試驗(yàn)裝置如圖2～3所示，試件在下夾板上砌筑完成后壓上夾板，組裝裝置并通過螺桿施加豎向壓力，由環(huán)形壓力傳感器控制豎向力大小，在拉拔試驗(yàn)前持荷養(yǎng)護(hù).養(yǎng)護(hù)完畢后安裝反力架，由錨固拉拔儀頂住反力架進(jìn)行單向連續(xù)加載的拉拔試驗(yàn)，并記錄拉力大小.鋼筋的加載端與自由端處分別安裝精度0.01 mm位移計(jì)同步測(cè)得滑移量.

圖2 試驗(yàn)加載裝置圖

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 破壞模式

試件破壞模式如圖4(a)所示，所有試件的拉拔試驗(yàn)破壞形式均為典型的拔出破壞，即整個(gè)試件保持完好，僅鋼筋被拔出.如圖4(b)所示，大多數(shù)試件水平灰縫中砂漿飽滿，鋼筋與砂漿粘結(jié)良好，鋼筋表面無銹蝕，界面破壞形式均為鋼筋與砂漿之間的剪切破壞，且破壞界面密實(shí)、光滑.P-2t-1與C-2t-3試件砂漿灰縫未飽滿，導(dǎo)致試件養(yǎng)護(hù)時(shí)水和空氣從兩端的PVC控制管進(jìn)入粘結(jié)段，致使有效粘結(jié)段銹蝕，影響粘結(jié)強(qiáng)度，如圖4(c)～4(d)所示.

圖3 試驗(yàn)裝置實(shí)物圖

圖4 典型破壞形式

2.2 典型粘結(jié)滑移曲線

通過拉拔試驗(yàn)得到鋼筋拉拔力與滑移量，經(jīng)計(jì)算分別得到配筋磚砌體預(yù)持荷試件與后持荷試件的平均粘結(jié)滑移曲線圖(每條曲線為此類試件三個(gè)樣本的平均值)，粘結(jié)應(yīng)力和相對(duì)滑移量的計(jì)算如下：

(1)

(2)

如圖5所示，后持荷試件與預(yù)持荷試件曲線趨勢(shì)基本相同，可將粘結(jié)滑移曲線分為五個(gè)階段：微滑移段、摩擦上升段、摩擦下降段、加速下降段和殘余水平段.在微滑移段中，鋼筋的粘結(jié)界面基本保持彈性，粘結(jié)應(yīng)力的增長(zhǎng)迅速且曲線呈線性增長(zhǎng)；當(dāng)曲線進(jìn)入摩擦上升段之后，加載端位移迅速增大，在界面粘結(jié)力中化學(xué)膠著力逐步失效，摩擦力成為主要的粘結(jié)力組成，此時(shí)曲線呈非線性增長(zhǎng)；在曲線過峰值應(yīng)力后，粘結(jié)力依然能保持較高水平而緩慢的非線性下降，當(dāng)下降至摩擦下降段終點(diǎn)時(shí)，粘結(jié)應(yīng)力開始迅速退化且曲線形態(tài)呈近似線性下降，此時(shí)加載端位移與自由端位移基本同步增長(zhǎng)，直至殘余粘結(jié)應(yīng)力.從各曲線變化幅值可以看出，豎向壓應(yīng)力對(duì)平均粘結(jié)應(yīng)力影響較大.配筋磚砌體試件水平鋼筋側(cè)表面的正應(yīng)力隨著豎向壓應(yīng)力的增大而增大，且提高了鋼筋粘結(jié)滑移的摩擦力.預(yù)持荷試件相比于后持荷試件，極限粘結(jié)應(yīng)力受豎向壓應(yīng)力影響更為明顯.通過對(duì)典型粘結(jié)滑移試驗(yàn)曲線特征建立粘結(jié)參數(shù)，便于進(jìn)一步分析對(duì)比早期豎向壓應(yīng)力對(duì)預(yù)持荷試件和后持荷試件粘結(jié)性能的影響.

圖5 各組試件粘結(jié)滑移平均曲線

如圖6所示，粘結(jié)滑移曲線有四個(gè)特征點(diǎn)s、u、d、r，各特征點(diǎn)對(duì)應(yīng)的粘結(jié)應(yīng)力與滑移量即為粘結(jié)參數(shù).如表3所列，為各組試件不同特征點(diǎn)粘結(jié)滑移參數(shù)的平均值，其中P、σ分別為拉拔破壞荷載和豎向壓應(yīng)力；τs和Ss為微滑移段終點(diǎn)s的粘結(jié)應(yīng)力與對(duì)應(yīng)位移，τu和Su為曲線峰值點(diǎn)u的粘結(jié)應(yīng)力與對(duì)應(yīng)位移，τd和Sd為摩擦下降段終點(diǎn)d的粘結(jié)應(yīng)力與對(duì)應(yīng)位移，τr和Sr為加速下降段終點(diǎn)r的粘結(jié)應(yīng)力與對(duì)應(yīng)位移；ks為初始粘結(jié)剛度，表示微滑移段(彈性段)的斜率.

表3 粘結(jié)滑移曲線粘結(jié)參數(shù)平均值

圖6 典型粘結(jié)滑移試驗(yàn)曲線

2.3 粘結(jié)強(qiáng)度分析

通過對(duì)比預(yù)持荷試件與后持荷試件主要粘結(jié)參數(shù)(初始粘結(jié)剛度ks、開裂位移Ss、極限粘結(jié)強(qiáng)度τu)在不同豎向壓應(yīng)力下的變化情況，分析早期豎向壓應(yīng)力對(duì)配筋砌體粘結(jié)性能的影響.粘結(jié)參數(shù)ks、Ss、τu隨豎向壓應(yīng)力變化的趨勢(shì)圖如圖7所示.

從圖7(a)中可以看出，預(yù)持荷試件(P-Xt)與后持荷試件(C-Xt)的初始粘結(jié)剛度ks均隨豎向壓應(yīng)力的增大而增大.豎向壓應(yīng)力增強(qiáng)了鋼筋與砂漿界面的彈性剛度，使得粘結(jié)滑移初期的粘結(jié)應(yīng)力增長(zhǎng)更為迅速.同時(shí)，豎向壓應(yīng)力的增大使微滑移段終點(diǎn)開裂位移Ss的滑移量呈明顯減小趨勢(shì)(如圖7b所示)，表明粘結(jié)界面剛性越大，彈性階段的界面滑移量會(huì)越小，開裂荷載在更小的滑移量下會(huì)出現(xiàn)的更早.對(duì)比早期豎向壓應(yīng)力的影響，預(yù)持荷試件與后持荷試件斜率變化較為接近，但當(dāng)豎向壓應(yīng)力增大至0.521 MPa時(shí)，預(yù)持荷試件斜率變化增量明顯增大，表明預(yù)持荷試件在較高壓應(yīng)力狀態(tài)下，界面具有更高的粘結(jié)剛度.預(yù)持荷試件的開裂位移Ss在豎向壓應(yīng)力增大下的變化趨勢(shì)與后持荷試件基本相似，但預(yù)持荷試件的開裂位移Ss滑移量略高于后持荷試件.

圖7 粘結(jié)參數(shù)ks、Ss、τu隨豎向壓應(yīng)力變化趨勢(shì)圖

圖7(c)為預(yù)持荷試件與后持荷試件極限粘結(jié)強(qiáng)度τu的變化趨勢(shì)圖.兩類試件的極限粘結(jié)強(qiáng)度τu均隨豎向壓應(yīng)力的提高呈現(xiàn)出增大趨勢(shì).豎向壓應(yīng)力增大了鋼筋側(cè)表面的正應(yīng)力，使得鋼筋在滑移過程中需要更大拉拔力作用，從而提高了粘結(jié)界面破壞時(shí)的極限粘結(jié)強(qiáng)度.預(yù)持荷試件在豎向壓應(yīng)力作用下，極限粘結(jié)強(qiáng)度τu的增長(zhǎng)率明顯高于后持荷試件，如圖8所示，可以進(jìn)一步對(duì)比兩類試件在不同豎向壓應(yīng)力下極限粘結(jié)強(qiáng)度變化差異.圖中可以看出，隨著豎向壓應(yīng)力的增大，預(yù)持荷試件與后持荷試件的極限粘結(jié)強(qiáng)度的差值逐步增大(由0.12 MPa提高至0.78 MPa).當(dāng)豎向壓應(yīng)力增大至0.521 MPa時(shí)，后持荷試件的極限粘結(jié)強(qiáng)度由2.389 MPa(豎向壓應(yīng)力為0 MPa時(shí))增大至4.043 MPa，預(yù)持荷試件的極限粘結(jié)強(qiáng)度增大至4.821 MPa.從兩類試件的極限粘結(jié)強(qiáng)度差值變化率來看，當(dāng)豎向壓應(yīng)力由0.174 MPa增加至 0.521 MPa時(shí)，預(yù)持荷試件相比于后持荷試件的極限粘結(jié)強(qiáng)度提高變化率δ由3.39%增至19.24%，但此變化率的增長(zhǎng)趨勢(shì)隨豎向壓應(yīng)力增大有所放緩.因此，在不同豎向壓應(yīng)力作用下，早期的預(yù)加應(yīng)力對(duì)配筋磚砌體的極限粘結(jié)強(qiáng)度均有所提高.

圖8 預(yù)持荷試件與后持荷試件極限粘結(jié)強(qiáng)度τu對(duì)比圖

上述粘結(jié)參數(shù)變化趨勢(shì)表明配筋磚砌體在施工過程中承受早期豎向壓應(yīng)力對(duì)未凝結(jié)硬化砂漿的壓縮作用，提高了未凝結(jié)硬化砂漿的密實(shí)度，并且在較高的豎向壓應(yīng)力狀態(tài)下，未凝結(jié)硬化砂漿的壓縮使界面接觸更為緊密，故界面粘結(jié)強(qiáng)度在早期豎向壓應(yīng)力作用下有明顯提高.但從變化率趨勢(shì)可以看出，壓縮作用的影響隨著豎向壓應(yīng)力的增大有減緩現(xiàn)象，或在高壓應(yīng)力狀態(tài)下早期壓應(yīng)力對(duì)粘結(jié)界面的影響會(huì)達(dá)到峰值，則需進(jìn)一步的研究.

2.4 耗能分析

從2.2節(jié)粘結(jié)滑移曲線圖中可以看出，非線性摩擦段(摩擦上升段和摩擦下降段)滑移量較大，整個(gè)滑移過程耗能較高.通過計(jì)算試驗(yàn)曲線非線性摩擦段的下包面積，可得出粘結(jié)滑移過程所需要的斷裂能Gf.如圖9所示，為文獻(xiàn)[5]配筋磚砌體五段式本構(gòu)模型中非線性摩擦段(s-d)的本構(gòu)關(guān)系.

圖9 配筋磚砌體五段式本構(gòu)關(guān)系

計(jì)算公式如下：

τ=kx(s-su)2+τu.

(3)

其中kx在s-u段與u-d段中的計(jì)算表達(dá)式分別為公式(4)與公式(5).

kx=(τs-τu)/(ss-su)2;

(4)

kx=(τd-τu)/(ss-su)2.

(5)

根據(jù)文獻(xiàn)[5]五段式本構(gòu)關(guān)系，可推導(dǎo)得出非線性摩擦段斷裂能Gf計(jì)算公式(6)～(8).

(6)

(7)

(8)

根據(jù)斷裂能Gf計(jì)算公式(8)，計(jì)算各試件非線性摩擦段斷裂能，并通過計(jì)算機(jī)圖形面積積分得到實(shí)際曲線非線性摩擦段耗能，如表4所列.根據(jù)模型推導(dǎo)公式計(jì)算結(jié)果與圖形積分結(jié)果對(duì)比可以看出，計(jì)算誤差≤±2.57%，模型推導(dǎo)斷裂能公式計(jì)算結(jié)果較為吻合.從表中兩類試件隨豎向壓應(yīng)力的變化趨勢(shì)可以看出(如圖10所示)，豎向壓應(yīng)力有效的提高了鋼筋在非線性摩擦段的滑移耗能，且豎向壓應(yīng)力越大，預(yù)持荷試件的耗能提高越為明顯.

表4 非線性摩擦段斷裂能表

圖10 斷裂能Gf隨豎向壓應(yīng)力變化趨勢(shì)圖

3 結(jié)論

本文基于配筋砌體在施工過程中水平鋼筋實(shí)際的受力狀態(tài)，采用拉拔試驗(yàn)方法，研究早期豎向壓應(yīng)力對(duì)配筋磚砌體中鋼筋與砌體界面粘結(jié)性能的影響，通過試驗(yàn)得到鋼筋與磚砌體之間的粘結(jié)破壞形式和粘結(jié)滑移曲線并建立τ-s曲線粘結(jié)參數(shù)，分析探討早期豎向壓應(yīng)力對(duì)配筋粘結(jié)參數(shù)及滑移耗能的影響.結(jié)論如下：

1)拉拔試驗(yàn)的所有磚砌體試件基本完好，破壞模式僅為鋼筋的拔出破壞且破壞界面光滑、密實(shí)，均為鋼筋與砂漿粘結(jié)界面之間的剪切破壞；

2)試驗(yàn)粘結(jié)滑移曲線呈五段式分布，豎向壓應(yīng)力增強(qiáng)了鋼筋與砂漿界面的初始粘結(jié)剛度，增大了鋼筋側(cè)表面的正應(yīng)力，從而提高了粘結(jié)界面破壞時(shí)的極限粘結(jié)強(qiáng)度與鋼筋在非線性摩擦段的滑移耗能；

3)由于早期豎向壓應(yīng)力對(duì)未凝結(jié)硬化砂漿的壓縮作用，使得鋼筋與砂漿界面接觸更為緊密，試驗(yàn)的預(yù)持荷試件極限粘結(jié)強(qiáng)度與滑移耗能明顯高于常規(guī)試驗(yàn)的后持荷試件，且配筋磚砌體在40%設(shè)計(jì)抗壓強(qiáng)度范圍內(nèi)，當(dāng)豎向壓應(yīng)力由0 MPa增大至0.521 MPa時(shí)，預(yù)持荷試件的極限粘結(jié)強(qiáng)度由2.389 MPa提高至4.821 MPa(后持荷試件提高至4.043 MPa)，相較于后持荷試件最多提高19.24%.