早期竖向压应力对水平钢筋与砖砌体界面粘结性能的影响

王作伟，赵建昌

(兰州交通大学 土木工程学院，兰州 730070)

配筋砌体结构抗震性能得以提高的关键是加强筋与砌体之间的粘结力，保证粘结界面的可靠度是二者良好协同工作的基础.由于砌体结构本身的材料种类多样、传力形式复杂、影响因素众多，目前国内外对于配筋砌体粘结性能的研究尚不全面.关于配筋砌体中加强筋粘结性能的研究，主要涉及加强筋类型或锚固长度等因素对粘结性能的影响，研究成果多集中于计算加强筋锚固长度、粘结可靠度分析以及针对非线性分析的粘结-滑移本构关系研究[1-4].现有研究中发现配筋砌体承受竖向压应力对水平钢筋与砌体界面粘结性能的影响尤为突出[5-6].Petersen等[7]发现配筋砌体受压后显著影响FRP筋的粘结性能，并建议现有的界面分析模型应引入FRP筋配置方向与压缩量参数.

然而，受压砌体构件的常规试验方法，一般是在无荷载状态下制作试件，待试件中砂浆凝结硬化且达到目标强度后再模拟受压的受力状态进行试验，这种试验方式与砌体结构真实受力状态是不符合的[8-9].在实际工程中，砌体结构构件所受的压应力是随着建筑物高度的增加而不断增长的，且在此过程中，未凝结硬化的砂浆不断受到竖向荷载的压缩作用，从而影响砂浆的孔隙率与密实度，使砂浆与其他材料的接触界面更为紧密[10]，同时也会影响界面的粘结性能.

关于砌体结构在砂浆未凝结硬化前承受早期压应力的研究目前涉及较少.陈行之等[11]发现受早期竖向压应力作用的砌体试件的抗压强度高于常规试验砌体试件.文献[5]探究了配筋砖砌体在早期竖向压应力状态下钢筋与砖砌体之间的粘结机理，并建立粘结-滑移本构关系模型与粘结参数回归统计计算公式，但并未分析配筋砌体承受早期竖向压应力与常规试验后加竖向压应力对钢筋粘结性能影响.因此，基于配筋砌体结构的真实受力状态，针对常规试验方法所带来界面受力的差异，应进一步研究配筋砖砌体承受早期竖向压应力对钢筋与砌体界面粘结性能的影响.

本文以配筋砖砌体为研究对象，模拟配筋砌体在实际工程中的受力状态，设计试验装置对配筋砖砌体试件施加早期竖向压应力，再通过拉拔试验的方法得到粘结滑移曲线，旨在探究早期竖向压应力对水平钢筋与砖砌体界面粘性性能的影响，为优化配筋砌体试验方法、修正界面粘结强度及本构关系进行初步探索.

1 试验方案设计

本节为模拟配筋砌体结构受早期竖向压应力作用的特点，设计了预加载试验装置以实现配筋砖砌体试件在砂浆初凝前受到稳定且持续的竖向荷载作用，并在文献[5]研究的基础上，分别设计砂浆凝结前预先施加并保持竖向荷载的砖砌体试件(后文统称预持荷试件)以及常规养护后再施加竖向荷载的砖砌体试件(后文统称后持荷试件)，两类试件在不同竖向压应力作用下进行了单向连续加载的拉拔试验，以探究早期压应力对钢筋与砌体界面粘结性能的影响.

1.1 试验材料性能

试验制作配筋砖砌体试件所采用的材料包括：尺寸为240 mm×115 mm×53 mm的MU10普通粘土砖、配筋砖砌体常用的HPB300级Φ6光圆钢筋以及P.O.32.5普通硅酸盐水泥与干净的河沙(中砂)配置砂浆.依据规范[12-13]测得各材料物理指标如表1所列，实测砂浆抗压强度为12.6 MPa.

表1 试验材料物理指标

1.2 试件设计

试验试件为截面尺寸240 mm×240 mm的砖柱，试件高度500 mm(共8皮砖)，采用M10普通砂浆横竖错缝砌筑，灰缝厚度控制在10～12 mm.在每两皮砖的水平灰缝中埋置两根钢筋，钢筋在有效粘结段两端套PVC管，用于控制钢筋粘结长度.根据文献，考虑钢筋混凝土拉拔试验中短粘结长度(5db，db为钢筋直径)过高估计平均粘结应力[14]且不适用于配筋砖砌体(嵌筋的直径较小，过短的粘结段极易受损)[5]，本试验设计有效粘结长度为120 mm(20db).试验为保证配筋砖砌体试件在承受竖向压应力时，砌体不出现损伤现象而影响粘结界面，对试件设计所受的竖向荷载分别为0 kN、10 kN、20 kN和30 kN，所受竖向力最大值取抗压强度设计值的40.7%(依据规范[15]计算得到240 mm×240 mm砖砌体短柱达到抗压强度设计值为73.7 kN).试件设计示意图如图1所示，试件设计如表2所列.

图1 试件设计示意图(单位：mm)

表2 试件设计表

1.3 试验装置

试验通过自行设计试验装置以实现试件在砂浆初凝之前即可施加竖向荷载，且持荷养护28 d直至拉拔试验结束.试验装置如图2～3所示，试件在下夹板上砌筑完成后压上夹板，组装装置并通过螺杆施加竖向压力，由环形压力传感器控制竖向力大小，在拉拔试验前持荷养护.养护完毕后安装反力架，由锚固拉拔仪顶住反力架进行单向连续加载的拉拔试验，并记录拉力大小.钢筋的加载端与自由端处分别安装精度0.01 mm位移计同步测得滑移量.

图2 试验加载装置图

2 试验结果分析

2.1 破坏模式

试件破坏模式如图4(a)所示，所有试件的拉拔试验破坏形式均为典型的拔出破坏，即整个试件保持完好，仅钢筋被拔出.如图4(b)所示，大多数试件水平灰缝中砂浆饱满，钢筋与砂浆粘结良好，钢筋表面无锈蚀，界面破坏形式均为钢筋与砂浆之间的剪切破坏，且破坏界面密实、光滑.P-2t-1与C-2t-3试件砂浆灰缝未饱满，导致试件养护时水和空气从两端的PVC控制管进入粘结段，致使有效粘结段锈蚀，影响粘结强度，如图4(c)～4(d)所示.

图3 试验装置实物图

图4 典型破坏形式

2.2 典型粘结滑移曲线

通过拉拔试验得到钢筋拉拔力与滑移量，经计算分别得到配筋砖砌体预持荷试件与后持荷试件的平均粘结滑移曲线图(每条曲线为此类试件三个样本的平均值)，粘结应力和相对滑移量的计算如下：

(1)

(2)

如图5所示，后持荷试件与预持荷试件曲线趋势基本相同，可将粘结滑移曲线分为五个阶段：微滑移段、摩擦上升段、摩擦下降段、加速下降段和残余水平段.在微滑移段中，钢筋的粘结界面基本保持弹性，粘结应力的增长迅速且曲线呈线性增长；当曲线进入摩擦上升段之后，加载端位移迅速增大，在界面粘结力中化学胶着力逐步失效，摩擦力成为主要的粘结力组成，此时曲线呈非线性增长；在曲线过峰值应力后，粘结力依然能保持较高水平而缓慢的非线性下降，当下降至摩擦下降段终点时，粘结应力开始迅速退化且曲线形态呈近似线性下降，此时加载端位移与自由端位移基本同步增长，直至残余粘结应力.从各曲线变化幅值可以看出，竖向压应力对平均粘结应力影响较大.配筋砖砌体试件水平钢筋侧表面的正应力随着竖向压应力的增大而增大，且提高了钢筋粘结滑移的摩擦力.预持荷试件相比于后持荷试件，极限粘结应力受竖向压应力影响更为明显.通过对典型粘结滑移试验曲线特征建立粘结参数，便于进一步分析对比早期竖向压应力对预持荷试件和后持荷试件粘结性能的影响.

图5 各组试件粘结滑移平均曲线

如图6所示，粘结滑移曲线有四个特征点s、u、d、r，各特征点对应的粘结应力与滑移量即为粘结参数.如表3所列，为各组试件不同特征点粘结滑移参数的平均值，其中P、σ分别为拉拔破坏荷载和竖向压应力；τs和Ss为微滑移段终点s的粘结应力与对应位移，τu和Su为曲线峰值点u的粘结应力与对应位移，τd和Sd为摩擦下降段终点d的粘结应力与对应位移，τr和Sr为加速下降段终点r的粘结应力与对应位移；ks为初始粘结刚度，表示微滑移段(弹性段)的斜率.

表3 粘结滑移曲线粘结参数平均值

图6 典型粘结滑移试验曲线

2.3 粘结强度分析

通过对比预持荷试件与后持荷试件主要粘结参数(初始粘结刚度ks、开裂位移Ss、极限粘结强度τu)在不同竖向压应力下的变化情况，分析早期竖向压应力对配筋砌体粘结性能的影响.粘结参数ks、Ss、τu随竖向压应力变化的趋势图如图7所示.

从图7(a)中可以看出，预持荷试件(P-Xt)与后持荷试件(C-Xt)的初始粘结刚度ks均随竖向压应力的增大而增大.竖向压应力增强了钢筋与砂浆界面的弹性刚度，使得粘结滑移初期的粘结应力增长更为迅速.同时，竖向压应力的增大使微滑移段终点开裂位移Ss的滑移量呈明显减小趋势(如图7b所示)，表明粘结界面刚性越大，弹性阶段的界面滑移量会越小，开裂荷载在更小的滑移量下会出现的更早.对比早期竖向压应力的影响，预持荷试件与后持荷试件斜率变化较为接近，但当竖向压应力增大至0.521 MPa时，预持荷试件斜率变化增量明显增大，表明预持荷试件在较高压应力状态下，界面具有更高的粘结刚度.预持荷试件的开裂位移Ss在竖向压应力增大下的变化趋势与后持荷试件基本相似，但预持荷试件的开裂位移Ss滑移量略高于后持荷试件.

图7 粘结参数ks、Ss、τu随竖向压应力变化趋势图

图7(c)为预持荷试件与后持荷试件极限粘结强度τu的变化趋势图.两类试件的极限粘结强度τu均随竖向压应力的提高呈现出增大趋势.竖向压应力增大了钢筋侧表面的正应力，使得钢筋在滑移过程中需要更大拉拔力作用，从而提高了粘结界面破坏时的极限粘结强度.预持荷试件在竖向压应力作用下，极限粘结强度τu的增长率明显高于后持荷试件，如图8所示，可以进一步对比两类试件在不同竖向压应力下极限粘结强度变化差异.图中可以看出，随着竖向压应力的增大，预持荷试件与后持荷试件的极限粘结强度的差值逐步增大(由0.12 MPa提高至0.78 MPa).当竖向压应力增大至0.521 MPa时，后持荷试件的极限粘结强度由2.389 MPa(竖向压应力为0 MPa时)增大至4.043 MPa，预持荷试件的极限粘结强度增大至4.821 MPa.从两类试件的极限粘结强度差值变化率来看，当竖向压应力由0.174 MPa增加至 0.521 MPa时，预持荷试件相比于后持荷试件的极限粘结强度提高变化率δ由3.39%增至19.24%，但此变化率的增长趋势随竖向压应力增大有所放缓.因此，在不同竖向压应力作用下，早期的预加应力对配筋砖砌体的极限粘结强度均有所提高.

图8 预持荷试件与后持荷试件极限粘结强度τu对比图

上述粘结参数变化趋势表明配筋砖砌体在施工过程中承受早期竖向压应力对未凝结硬化砂浆的压缩作用，提高了未凝结硬化砂浆的密实度，并且在较高的竖向压应力状态下，未凝结硬化砂浆的压缩使界面接触更为紧密，故界面粘结强度在早期竖向压应力作用下有明显提高.但从变化率趋势可以看出，压缩作用的影响随着竖向压应力的增大有减缓现象，或在高压应力状态下早期压应力对粘结界面的影响会达到峰值，则需进一步的研究.

2.4 耗能分析

从2.2节粘结滑移曲线图中可以看出，非线性摩擦段(摩擦上升段和摩擦下降段)滑移量较大，整个滑移过程耗能较高.通过计算试验曲线非线性摩擦段的下包面积，可得出粘结滑移过程所需要的断裂能Gf.如图9所示，为文献[5]配筋砖砌体五段式本构模型中非线性摩擦段(s-d)的本构关系.

图9 配筋砖砌体五段式本构关系

计算公式如下：

τ=kx(s-su)2+τu.

(3)

其中kx在s-u段与u-d段中的计算表达式分别为公式(4)与公式(5).

kx=(τs-τu)/(ss-su)2;

(4)

kx=(τd-τu)/(ss-su)2.

(5)

根据文献[5]五段式本构关系，可推导得出非线性摩擦段断裂能Gf计算公式(6)～(8).

(6)

(7)

(8)

根据断裂能Gf计算公式(8)，计算各试件非线性摩擦段断裂能，并通过计算机图形面积积分得到实际曲线非线性摩擦段耗能，如表4所列.根据模型推导公式计算结果与图形积分结果对比可以看出，计算误差≤±2.57%，模型推导断裂能公式计算结果较为吻合.从表中两类试件随竖向压应力的变化趋势可以看出(如图10所示)，竖向压应力有效的提高了钢筋在非线性摩擦段的滑移耗能，且竖向压应力越大，预持荷试件的耗能提高越为明显.

表4 非线性摩擦段断裂能表

图10 断裂能Gf随竖向压应力变化趋势图

3 结论

本文基于配筋砌体在施工过程中水平钢筋实际的受力状态，采用拉拔试验方法，研究早期竖向压应力对配筋砖砌体中钢筋与砌体界面粘结性能的影响，通过试验得到钢筋与砖砌体之间的粘结破坏形式和粘结滑移曲线并建立τ-s曲线粘结参数，分析探讨早期竖向压应力对配筋粘结参数及滑移耗能的影响.结论如下：

1)拉拔试验的所有砖砌体试件基本完好，破坏模式仅为钢筋的拔出破坏且破坏界面光滑、密实，均为钢筋与砂浆粘结界面之间的剪切破坏；

2)试验粘结滑移曲线呈五段式分布，竖向压应力增强了钢筋与砂浆界面的初始粘结刚度，增大了钢筋侧表面的正应力，从而提高了粘结界面破坏时的极限粘结强度与钢筋在非线性摩擦段的滑移耗能；

3)由于早期竖向压应力对未凝结硬化砂浆的压缩作用，使得钢筋与砂浆界面接触更为紧密，试验的预持荷试件极限粘结强度与滑移耗能明显高于常规试验的后持荷试件，且配筋砖砌体在40%设计抗压强度范围内，当竖向压应力由0 MPa增大至0.521 MPa时，预持荷试件的极限粘结强度由2.389 MPa提高至4.821 MPa(后持荷试件提高至4.043 MPa)，相较于后持荷试件最多提高19.24%.