張小年，許慶，2，徐曼，楊瀟

（1.中冶建筑研究總院有限公司，北京 100088；2.清華大學(xué) 土木工程系，北京 100084；3.中國(guó)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京 100044）

0 前言

鋼筋銹蝕是鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)耐久性劣化的主要原因之一。使用自身具備較高耐蝕性的鋼筋替換普通碳素鋼筋，是延緩和防止鋼筋銹蝕提升結(jié)構(gòu)耐久性的有效手段[1-2]。自身具備優(yōu)良耐蝕性的鋼筋主要分為不銹鋼鋼筋與低合金耐蝕鋼筋2種。二者通過(guò)優(yōu)化鋼筋中合金元素的成分或改變加工制作工藝，可從源頭解決鋼筋銹蝕問(wèn)題[3]。不銹鋼鋼筋具有優(yōu)異的耐腐蝕性能，但造價(jià)昂貴，限制了其推廣應(yīng)用[4-5]。

JTG/T 3310—2019《公路工程混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計(jì)規(guī)范》中規(guī)定，低合金耐蝕鋼筋是指合金元素總量不超過(guò)5%的鋼筋，其具備以低廉的成本提供良好的耐腐蝕性能的優(yōu)勢(shì)[6]。在鋼筋耐腐蝕性能研究方面，劉明等[7]驗(yàn)證了在其中添加Cr元素可顯著提高鋼筋的耐腐蝕性能。周揚(yáng)等[8]的研究得出，添加Cu、Ni、Cr多種合金元素會(huì)使得鋼筋具有比添加單一Cr元素更優(yōu)異的耐腐蝕性能。在鋼筋與混凝土之間的錨固粘結(jié)性能研究方面，徐春一等[9]通過(guò)拉拔試驗(yàn)得出，奧氏體不銹鋼鋼筋與混凝土的極限粘結(jié)強(qiáng)度略低于普通碳素鋼筋。Rabi等[10]通過(guò)拉拔試驗(yàn)證明，奧氏體不銹鋼鋼筋極限粘結(jié)強(qiáng)度平均值相比碳素鋼筋低28%左右。Moen和Sharp[11]通過(guò)梁端試驗(yàn)同樣得出不銹鋼鋼筋粘結(jié)強(qiáng)度低于碳素鋼筋，并分析可能的原因是氧化鉻表面層干擾了鋼筋和混凝土之間的機(jī)械自鎖，同時(shí)更低的彈性模量導(dǎo)致鋼筋肋更柔軟，降低了自身機(jī)械錨固的性能?，F(xiàn)階段對(duì)耐蝕鋼筋與混凝土的粘結(jié)錨固性能研究主要集中于不銹鋼鋼筋方面，而對(duì)于低合金耐蝕鋼筋的研究較少，現(xiàn)有相關(guān)規(guī)范能否滿足低合金耐蝕鋼筋錨固要求還需進(jìn)一步驗(yàn)證[12]。

本文以一種含有少量Cr、Ni元素的低合金耐蝕鋼筋為研究對(duì)象，考慮合金成分改變對(duì)粘結(jié)性能的影響，通過(guò)多組拉拔試驗(yàn)，研究該耐蝕鋼筋粘結(jié)性能的影響因素，分析給出該耐蝕鋼筋的粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，并為其實(shí)際應(yīng)用中錨固長(zhǎng)度設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 基本材料選取

試驗(yàn)采用2種牌號(hào)的耐蝕鋼筋，分別為400-SL與500a-SL，每種各選取2根，按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》的規(guī)定進(jìn)行材性試驗(yàn)，結(jié)果如表1所示，表2為2種鋼筋的合金成分。結(jié)合表1與GB 50010—2010（2015年版）《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》可知，400-SL與500a-SL鋼筋的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度分別略高于HRB400與HRB500鋼筋，考慮到目前國(guó)內(nèi)耐蝕鋼筋力學(xué)性能方面的標(biāo)準(zhǔn)尚屬空白的現(xiàn)狀，試驗(yàn)中400-SL與500a-SL鋼筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值fy將偏于安全的依照GB 50010—2010（2015年版）中HRB400與HRB500鋼筋的規(guī)范值選取，即360、435 MPa。

表1 2種鋼筋的力學(xué)性能

表2 2種鋼筋中的合金成分 %

試驗(yàn)所選用素混凝土立方體試塊在與測(cè)試試件相同自然環(huán)境下養(yǎng)護(hù)，按照GB/T 50081—2019《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》的規(guī)定，測(cè)得素混凝土立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fcu，k滿足試驗(yàn)所選用的C30與C40混凝土強(qiáng)度要求。試驗(yàn)中混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值ft依照GB 50010—2010（2015年版）中C30與C40混凝土的規(guī)范值選取，即1.43、1.71 MPa。

1.2 試件設(shè)計(jì)

鋼筋混凝土試件均采用150 mm矩形截面的棱柱體；縱向布置耐蝕鋼筋；橫向布置直徑為10 mm的箍筋；加載端布置長(zhǎng)度為50 mm的塑料套管，以降低加載端應(yīng)力集中對(duì)試驗(yàn)造成的影響，所有試件的實(shí)際長(zhǎng)度為有效錨固長(zhǎng)度與塑料套管長(zhǎng)度之和。試件尺寸示意如圖1所示。

圖1 試件尺寸示意

試驗(yàn)考慮鋼筋直徑d、錨固長(zhǎng)度la、保護(hù)層厚度c、配箍率、混凝土軸心抗拉強(qiáng)度以及鋼筋抗拉強(qiáng)度等6種因素對(duì)粘結(jié)錨固性能的影響，設(shè)置了15種工況，每種工況3個(gè)試件，共45個(gè)試件。保護(hù)層厚度通過(guò)偏心置筋區(qū)分，其余試件鋼筋均布置于混凝土試件中心。試件參數(shù)設(shè)置如表3所示。

表3 試件參數(shù)設(shè)置

1.3 加載方案

A、B、C組拉拔試驗(yàn)采用最大試驗(yàn)力為600 kN的內(nèi)螺紋鋼絞線液壓式拉力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，并根據(jù)GB/T 50152—2012《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》，按照10 kN分級(jí)加載。D、E、F組試件采用手動(dòng)液壓式千斤頂進(jìn)行加載。

2 試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，試件的主要破壞形式可總結(jié)為3種類型，分別為鋼筋拔出破壞、混凝土劈裂破壞和鋼筋拉斷破壞，各試件的破壞類型如表4所示，破壞狀態(tài)如圖2所示。

圖2 試件的破壞狀態(tài)

表4 各試件的破壞類型

由表4可見，相對(duì)錨固長(zhǎng)度較短且相對(duì)保護(hù)層厚度及配箍率較大的試件較多發(fā)生鋼筋拔出破壞；相對(duì)保護(hù)層厚度及配箍率較小的試件基本表現(xiàn)為混凝土劈裂破壞；相對(duì)錨固長(zhǎng)度較長(zhǎng)的試件一般為鋼筋拉斷破壞。

由圖2（a）可見，鋼筋拔出破壞時(shí)，錨固鋼筋自由端發(fā)生明顯位移，同時(shí)加載端存在少量劈裂裂縫，裂縫未發(fā)展至自由端。由圖2（b）可見，混凝土劈裂破壞時(shí)混凝土試件表面出現(xiàn)自加載端貫穿至自由端的劈裂裂縫，鋼筋自由端無(wú)明顯位移。由圖2（c）可見，鋼筋拉斷破壞時(shí)錨固鋼筋出現(xiàn)明顯頸縮現(xiàn)象，且自由端未產(chǎn)生明顯滑移，混凝土表面未出現(xiàn)裂縫。

工程中更傾向于發(fā)生延性破壞，即鋼筋處于屈服階段時(shí)混凝土表面產(chǎn)生微量裂紋。鋼筋拔出破壞與鋼筋拉斷破壞均無(wú)明顯破壞征兆，屬于脆性破壞，故不利于實(shí)際應(yīng)用。

試驗(yàn)結(jié)果如表5所示，表5中橫向配箍率ρsv按式（1）計(jì)算，極限粘結(jié)強(qiáng)度τu按式（2）計(jì)算。

表5 試驗(yàn)結(jié)果匯總

式中：Asv——單肢箍筋截面面積，mm2；

dsv、ssv——箍筋的直徑和間距，mm；

Fu——鋼筋拉力極限值，kN。

3 粘結(jié)錨固性能影響因素分析

3.1 混凝土強(qiáng)度的影響

由表5可見，對(duì)比A1、B1組，在僅改變混凝土軸心抗拉強(qiáng)度的情況下，隨混凝土軸心抗拉強(qiáng)度的提高，低合金耐蝕鋼筋與混凝土間的極限粘結(jié)強(qiáng)度也相應(yīng)提高。分析其主要原因是，混凝土軸心抗拉強(qiáng)度的提高會(huì)使其沿鋼筋徑向抗拉強(qiáng)度提高，從而提高混凝土的抗劈裂強(qiáng)度，延緩錨固鋼筋周圍環(huán)向混凝土的內(nèi)裂和劈裂破壞，進(jìn)而提高鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)強(qiáng)度。

3.2 鋼筋強(qiáng)度的影響

由表5可見，對(duì)比B1、C1組，在其他條件相同的情況下，極限粘結(jié)強(qiáng)度隨鋼筋抗拉強(qiáng)度的提高而略有降低，但考慮到混凝土試件數(shù)據(jù)的離散性，以及B1、C1兩組共6個(gè)試件數(shù)據(jù)間的變異系數(shù)僅為δ=0.05，其值偏低，無(wú)法準(zhǔn)確得出二者之間的變化關(guān)系。因此，該對(duì)照組試驗(yàn)結(jié)果可近似表明，此種低合金耐蝕鋼筋與混凝土間的粘結(jié)強(qiáng)度與鋼筋強(qiáng)度之間無(wú)明顯相關(guān)性。

3.3 相對(duì)保護(hù)層厚度的影響

由表5可見，對(duì)比D1、D2、D3，在僅改變混凝土保護(hù)層厚度的條件下，粘結(jié)強(qiáng)度隨相對(duì)保護(hù)層厚度的增大而逐漸提高，但增幅逐漸放緩。分析其主要原因是，相對(duì)保護(hù)層厚度的增大可以提高鋼筋外圍混凝土層的抗劈裂能力，從而提高混凝土對(duì)錨固鋼筋的握裹能力，進(jìn)而提升二者間的粘結(jié)強(qiáng)度[1]。當(dāng)相對(duì)保護(hù)層厚度高于某一限值時(shí)，拉拔錨固鋼筋不再發(fā)生混凝土劈裂破壞，而是沿鋼筋外圍圓柱面上發(fā)生剪切破壞，此時(shí)相對(duì)保護(hù)層厚度的增加便無(wú)法提高粘結(jié)強(qiáng)度，即隨相對(duì)保護(hù)層厚度的逐漸增大，粘結(jié)強(qiáng)度的增幅逐漸減小[13]。

3.4 鋼筋直徑的影響

由表5可見，對(duì)比B1、E1組，B2、E2組，在其他條件基本相同的情況下，粘結(jié)強(qiáng)度隨鋼筋直徑的增大而降低。分析其主要原因是，鋼筋直徑的增加會(huì)降低鋼筋與混凝土的相對(duì)粘結(jié)面積（鋼筋的粘結(jié)面積與截面周界長(zhǎng)度成正比，拉力與截面積成正比，周界與面積之比即可反映鋼筋的相對(duì)粘結(jié)面積。對(duì)于本試驗(yàn)所選用的低合金耐蝕鋼筋，相對(duì)粘結(jié)面積可通過(guò)4/d計(jì)算得到），從而降低了粘結(jié)強(qiáng)度[14]。

3.5 相對(duì)錨固長(zhǎng)度的影響

由表5可見，對(duì)比A1、A2，B1、B2，C1、C2組，在僅改變相對(duì)錨固長(zhǎng)度大小的情況下，極限破壞荷載隨相對(duì)錨固長(zhǎng)度的增大而提高，極限粘結(jié)強(qiáng)度隨相對(duì)錨固長(zhǎng)度的增大而降低。分析其主要原因是，鋼筋相對(duì)錨固長(zhǎng)度的增加會(huì)增大鋼筋與混凝土間的粘結(jié)接觸面積，從而提高鋼筋與混凝土間的極限抗拉力。而相對(duì)錨固長(zhǎng)度的增加，會(huì)引發(fā)粘結(jié)應(yīng)力沿錨固長(zhǎng)度分布越不均勻，造成應(yīng)力集中使混凝土提前劈裂破壞失效，從而導(dǎo)致試件失效時(shí)計(jì)算得到的極限粘結(jié)強(qiáng)度小于試件實(shí)際所受最大粘結(jié)應(yīng)力，故隨相對(duì)錨固長(zhǎng)度的增大粘結(jié)強(qiáng)度降低[15]。

3.6 配箍率的影響

由表5可見，對(duì)比F1、E2、F2組，在保證其他條件基本相同的情況下，鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)強(qiáng)度隨配箍率的增大而提高。分析其原因主要是，橫向箍筋可通過(guò)限制試件中縱向劈裂裂縫的發(fā)展，從而提高混凝土對(duì)鋼筋的握裹力，進(jìn)而提高鋼筋與混凝土間的粘結(jié)強(qiáng)度[16]。

4 錨固長(zhǎng)度設(shè)計(jì)建議

4.1 粘結(jié)強(qiáng)度表達(dá)式

根據(jù)前文的分析，粘結(jié)強(qiáng)度與鋼筋直徑、相對(duì)錨固長(zhǎng)度、相對(duì)保護(hù)層厚度、配箍率以及混凝土抗拉強(qiáng)度有關(guān)。文獻(xiàn)[15]通過(guò)拉拔試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)回歸得到月牙紋鋼筋極限粘結(jié)強(qiáng)度τu表達(dá)式，其形式可表示為與d、la、c、ρsv、ft等因素有關(guān)的函數(shù)，如式（3）所示：

式中：當(dāng)c/d＞4.5時(shí)，取c/d=4.5。文獻(xiàn)[15]中對(duì)參數(shù)的取值分別為A1=0.82，A2=0.9，A3=1.6，A4=0.7，A5=20。

基于本次試驗(yàn)結(jié)果，排除發(fā)生鋼筋拉斷破壞試件的數(shù)據(jù)，通過(guò)統(tǒng)計(jì)回歸可得到粘結(jié)強(qiáng)度的表達(dá)式（4）：

各變量取值范圍為d=16～25 mm，la/d=5～20，c/d=2.5～4.2，ρsv=0～2.51%，ft=1.43～1.71 MPa。

粘結(jié)強(qiáng)度實(shí)測(cè)值τu與通過(guò)式（4）計(jì)算得到的粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值τuc對(duì)比見表6，二者比值的平均值μ=0.95，標(biāo)準(zhǔn)差σ=0.13，變異系數(shù)δ=0.13，擬合值與試驗(yàn)值吻合良好。

表6 粘結(jié)強(qiáng)度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比

4.2 臨界錨固長(zhǎng)度計(jì)算公式

鋼筋錨固破壞與屈服破壞同時(shí)發(fā)生時(shí)的最小錨固長(zhǎng)度為極限錨固長(zhǎng)度[17]。因此，鋼筋的錨固長(zhǎng)度la應(yīng)不小于極限錨固長(zhǎng)度，其極限狀態(tài)方程如式（5）所示：

式中：R——結(jié)構(gòu)抗力；

S——作用效應(yīng)。

將R=τuπdla、S=fyAst、Ast=πd2/4與式（4）代入式（5）中，并偏于安全地取c/d=2.5、dsv=1/4d、s=15d可得式（6）：

GB 50010—2010（2015年版）中規(guī)定，普通帶肋鋼筋相對(duì)錨固長(zhǎng)度計(jì)算公式為：

本試驗(yàn)fy分別為360、435 MPa；ft分別為1.41、1.73 MPa，代入式（6）、式（7）中計(jì)算，可得到不同條件組合下相對(duì)錨固長(zhǎng)度的計(jì)算值la*/d與規(guī)范值la/d，如表7所示。

表7 臨界錨固長(zhǎng)度計(jì)算值與規(guī)范值對(duì)比

由表7可知，不同條件組合下，按式（6）計(jì)算得到的相對(duì)錨固長(zhǎng)度計(jì)算值均小于規(guī)范值，且二者比值穩(wěn)定在0.32～0.36之間。偏于安全的考慮，GB 50010—2010（2015年版）規(guī)范規(guī)定錨固長(zhǎng)度計(jì)算方法仍適用于此種低合金耐蝕鋼筋。

5 結(jié)論

（1）采用低合金耐蝕鋼筋的錨固破壞形式主要分為鋼筋拔出破壞、混凝土劈裂破壞與鋼筋拉斷破壞3種。在保證其他條件不變，只改變控制變量的條件下，其粘結(jié)強(qiáng)度隨鋼筋直徑的減小、相對(duì)錨固長(zhǎng)度的減小、相對(duì)保護(hù)層厚度的增大、配箍率的增大以及混凝土強(qiáng)度的增大而提高，與鋼筋屈服強(qiáng)度無(wú)明顯相關(guān)性。

（2）基于本次試驗(yàn)數(shù)據(jù)，參照相關(guān)文獻(xiàn)，統(tǒng)計(jì)回歸出低合金耐蝕鋼筋的粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，且擬合值與試驗(yàn)值吻合良好。

（3）由計(jì)算得到的臨界錨固長(zhǎng)度計(jì)算值均小于現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定值，且二者比值穩(wěn)定在0.32～0.36。偏于安全的考慮，低合金耐蝕鋼筋的錨固長(zhǎng)度仍可按照GB 50010—2010（2015年版）的規(guī)定設(shè)計(jì)。