高溫下植筋式后錨固群錨的抗剪性能試驗研究

于洪軍 李凌志 陸洲導(dǎo) 蘇 磊

（同濟大學(xué)結(jié)構(gòu)防災(zāi)減災(zāi)工程系，上海200092）

0 引 言

目前植筋式后錨固連接的受力性能研究主要集中在常溫下抗拉拔、抗剪性能及高溫下抗拉拔性能研究，對于高溫下抗剪性能的研究很少。Ueda［1-2］通過雙錨試驗，發(fā)現(xiàn)試件大多發(fā)生混凝土邊緣楔形體破壞，抗剪強度隨邊距和間距增加而提高，但小于單錨承載力之和。Zhang等［3］進行了彎剪受力下群錨的抗震性能試驗，表明動力荷載作用下的荷載-位移曲線與靜力曲線基本吻合。Eligehausen、Fuchs等［4-5］通過試驗，發(fā)現(xiàn)錨栓的間距以及沿剪應(yīng)力正方向的邊距是影響雙錨栓破壞形態(tài)的主要因素。李杰等［6］通過試驗研究群錨在單向受剪下的性能，發(fā)現(xiàn)邊距為5d時發(fā)生混凝土邊緣楔形體破壞，邊距不小于8d時發(fā)生錨栓剪斷破壞；曹立金等［7］在總結(jié)國內(nèi)外研究成果的基礎(chǔ)上討論了群錨抗剪承載力計算方法；蘇磊等［8］通過對比試驗、數(shù)值模擬及相關(guān)規(guī)范和技術(shù)手冊中的推薦公式值，提出了群錨抗剪承載力計算的若干建議。然而，對于高溫下植筋式后錨固連接的抗剪性能，至今未見有成果公布。鑒于國內(nèi)外加固和改造的項目逐年增多，植筋式后錨固技術(shù)的應(yīng)用將變得更加廣泛，因此開展高溫下植筋式后錨固連接抗剪性能的研究具有重要的科研意義和經(jīng)濟效益。

為了研究植筋式后錨固連接的抗剪性能，本文選取群錨結(jié)構(gòu)進行研究，考慮錨栓的埋深、邊距、間距及溫度等因素的影響，對所有試件的錨栓施加剪切荷載，研究各因素對錨栓的破壞形式、極限承載力、剛度和延性的影響，重點關(guān)注高溫對于植筋式后錨固連接的抗剪性能的影響程度。

1 常溫與高溫靜載試驗設(shè)計

1.1 試件概況

本試驗采用直徑為12 mm的8.8級高強螺栓設(shè)計4組共16個試件，試件采用相同的植筋深度10d，根據(jù)植筋的邊距、間距以及高溫試驗的溫度對試件命名，詳見表1。基材混凝土為600 mm×500 mm×250 mm的長方體，設(shè)計強度等級為C30，鋼筋保護層厚度均25 mm。加載板具體尺寸見表1，鋼板強度為Q460。

表1 試件基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of specimens

試件錨栓布置如圖1所示。加載板和基材上的孔洞直徑大小均為D=14 mm，加載板通過螺母和墊片與錨栓連接在一起。植筋膠采用氯氧鎂水泥。

圖1 群錨試件示意圖Fig.1 Schematic diagram of specimen with group anchors

1.2 材料力學(xué)性能

1.2.1 鋼筋、錨栓及鋼板材性

按照《金屬材料拉伸試驗第一部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）對鋼筋、鋼板分別選用同批次材料制作材性試驗試件，并在試驗室進行拉伸試驗。鋼材力學(xué)性能見表2。

表2 鋼材力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel

1.2.2 混凝土

混凝土采用商品混凝土，按照《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50081—2002）進行試驗，3個立方體試塊實測的極限荷載和強度見表3。

表3 混凝土材料力學(xué)性能Table 3 Mechanical Properties of concrete

1.3 試驗裝置

考慮到錨栓剪切試驗的要求，以及高溫中抗剪試驗的具體操作，根據(jù)高溫試驗爐的尺寸設(shè)計并制作了用于加載的錨栓抗剪試驗裝置。該裝置主要由底座、上部支座和加載端三部分組成，如圖2所示。

圖2 試驗裝置Fig.2 Experiment equipment

1.4 常溫下靜載試驗

常溫下抗剪試驗在同濟大學(xué)耐久性試驗室進行，所有試件采用500 kN萬能試驗機進行加載。試驗加載采用位移控制，加載速率采用0.3 mm/min。當(dāng)試件的荷載減小到實際峰值荷載的80%，或者試件的荷載突然快速下降時，試驗停止。

1.5 高溫下靜載試驗

高溫下抗剪性能試驗在同濟大學(xué)工程結(jié)構(gòu)抗火試驗室進行。升溫設(shè)備和加載裝置相互獨立，互不干擾。升溫設(shè)備采用電阻爐作為抗剪加載試驗電爐，將試驗裝置與試件一同放入試驗爐中進行高溫試驗，試驗爐的頂部有開口，便于加載端伸出。高溫中的加載系統(tǒng)由反力架、千斤頂和手動油泵三部分組成，試件的加載方式如圖3所示。采用恒溫加載，當(dāng)試驗爐溫上升到指定溫度后，保持此溫度1.5 h后開始加載。剪力由千斤頂提供，千斤頂采用手動液壓油泵加載。試驗采用分級加載方式，每級荷載為5 kN，持荷時間1 min。通過溫度采集板收集試驗過程中爐溫及混凝土內(nèi)部的溫度數(shù)據(jù)。

圖3 剪切試驗設(shè)計圖Fig.3 Design drawing of shear test

2 試驗結(jié)果分析

2.1 常溫下試驗結(jié)果分析

2.1.1 破壞模式及裂縫開展

試件在常溫下的破壞模式如圖4所示。為便于描述，錨栓編號原則為沿試驗加載方向，從后排到前排，從左往右，依次編號為1～4。

圖4 常溫下破壞模式Fig.4 Failure mode under normal temperature

1）試件E5S10

（1）1號錨栓被剪斷，1號、2號錨栓之間出現(xiàn)寬度較小的劈裂裂縫，1號、2號錨栓周圍出現(xiàn)多條放射狀裂縫。

（2）3號、4號錨栓處發(fā)生混凝土破壞，兩個錨栓略有彎曲，混凝土邊緣楔形體破壞，兩者之間發(fā)生混凝土劈裂破壞。

（3）基材底部形成閉合裂縫，右側(cè)裂縫開展貼近支座位置，裂縫幾乎擴展到整個基材厚度范圍。

2）試件E5S16

（1）1號錨栓被剪斷，1號、2號錨栓周圍混凝土沒有明顯損壞。

（2）3號、4號錨栓處發(fā)生混凝土破壞，錨栓周圍混凝土被壓碎，錨栓之間出現(xiàn)劈裂裂縫。

（3）基材底部裂縫沒有閉合，左右兩側(cè)裂縫幾乎沿支座位置擴展，裂縫幾乎擴展到整個基材厚度范圍。

3）試件E8S10

（1）1號、2號錨栓處混凝土破壞嚴(yán)重，錨栓兩側(cè)出現(xiàn)向自由邊擴展的斜向裂縫，角度接近3號、4號錨栓處裂縫擴展角度；1號、2號錨栓處還有放射狀裂縫，兩者之間出現(xiàn)劈裂裂縫。

（2）3號、4號錨栓處混凝土破壞嚴(yán)重，兩者之間形成劈裂裂縫。

（3）基材底部形成閉合裂縫，左右兩側(cè)裂縫幾乎沿支座位置擴展，裂縫幾乎擴展到整個基材厚度范圍。

4）試件E8S16

（1）1號、2號錨栓處發(fā)生混凝土破壞，兩者之間出現(xiàn)劈裂裂縫，錨栓周圍出現(xiàn)多條細(xì)小裂縫。

（2）2號錨栓被剪斷，1號錨栓彎曲，兩個錨栓周圍沒有混凝土被壓碎現(xiàn)象發(fā)生。

（3）基材底部未形成閉合裂縫，裂縫擴展深度約為基材厚度的一半。

試件在常溫下破壞模式總體類似：混凝土楔形體破壞或者混凝土破壞，錨栓剪斷或者錨栓剪彎。對于有形成混凝土邊緣楔形體的試件，一般其位移比只發(fā)生混凝土破壞的大。對于難以形成混凝土邊緣楔形體的試件，一般其某個后排錨栓會發(fā)生剪斷現(xiàn)象。試驗結(jié)果見表4。

表4 試驗結(jié)果對比Table 4 Comparison of test results

雖然錨栓處都出現(xiàn)斜裂縫或者形成楔形體，但是出現(xiàn)裂縫的順序有先后，受力較大的錨栓周圍會先出現(xiàn)裂縫。

2.1.2 荷載-位移關(guān)系分析

試件在常溫下的荷載-位移曲線如圖5所示。除E8S10剪切位移較大，其他試件均在下降段后期發(fā)生了由于錨栓剪斷而引起的承載力突降現(xiàn)象。其中，E8S16的承載力最大，E5S10的承載力最小。

圖5 常溫下荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves under normal temperature

（1）相同邊距條件下，E5S16比E5S10的承載力提高了25%，E8S16比E8S10的承載力增長率ξp大34%，表明在前排錨栓由于混凝土開裂喪失承載能力時，后排錨栓對試件的極限承載力貢獻較大，這取決于后排錨栓周圍混凝土對錨栓的約束能力。比較E8S10和E8S16的破壞模式可以看出，當(dāng)邊距為8d時，前者發(fā)生了混凝土楔形體破壞，可見其前排錨栓受力大于后者，而后者的承載力高于前者且發(fā)生了后排錨栓剪斷，由此得出錨栓在邊距為8d、間距為16d時可以保證群錨的性能充分發(fā)揮。

（2）相同間距條件下，E8S10比E5S10的承載力提高7%，E8S16比E5S16的承載力增長率ξp大16%，表明在群錨受力過程中，極限承載力并不完全由后排錨栓決定；前排錨栓在整個群錨受力過程中也發(fā)揮一定作用，其受到的約束越大，對極限承載力的貢獻越高。

2.2 高溫下試驗結(jié)果分析

2.2.1 破壞模式及裂縫開展

高溫試驗在密閉的試驗爐中進行，待試驗結(jié)束溫度下降后對試件的破壞形態(tài)進行觀察。

1）試件E5S10

如圖6所示，試件破壞后，后排錨栓處的加載板翹起，表明混凝土破壞后，后排錨栓因受剪而發(fā)生向外的拔出，未發(fā)生錨栓剪斷現(xiàn)象。前后排錨栓處均形成了斜裂縫，同一排錨栓之間形成劈裂裂縫，基材底部均有分散的裂縫，但未形成完整的邊緣楔形體。后排錨栓處有環(huán)向放射狀裂縫。相比于常溫情況，隨著溫度升高，試件的破壞模式由后排錨栓剪斷、邊緣楔形體破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榛炷疗茐摹?/p>

圖6 E5S10高溫破壞模式Fig.6 Failure mode of E5S10 under high temperature

2）試件E5S16

如圖7所示，試件破壞后，加載板后部翹起，后排錨栓產(chǎn)生了拔出位移。高溫試件均發(fā)生了混凝土邊緣楔形體破壞。其中，E5S16-300的2號錨栓被剪斷，E5S16-450的1號、2號錨栓均被剪斷，E5S16-600未發(fā)生錨栓剪斷現(xiàn)象。

圖7 E5S16高溫破壞模式Fig.7 Failure mode of E5S16 under high temperature

觀察破壞現(xiàn)象可以發(fā)現(xiàn)：

（1）比較E5S16-20到E5S16-600的后排錨栓破壞情況，破壞模式從常溫下基本沒有破壞發(fā)展到600℃時嚴(yán)重破壞，這是由于溫度升高導(dǎo)致混凝土材料性能下降，無法給后排錨栓提供足夠的約束力，從而使得隨溫度升高試件的破壞模式由錨栓剪斷轉(zhuǎn)變?yōu)榛炷疗茐摹?/p>

（2）由于混凝土材性降低，后排錨栓的破壞模式由被剪斷轉(zhuǎn)變?yōu)榛炷疗茐纳踔良羟似茐摹?/p>

3）試件E8S10

如圖8所示，試件破壞后，觀察破壞現(xiàn)象可以發(fā)現(xiàn)：

圖8 E8S10高溫破壞模式Fig.8 Failure mode of E8S10 under high temperature

（1）加載板在后排錨栓處翹起，試件均未出現(xiàn)錨栓剪斷現(xiàn)象，混凝土邊緣楔形體發(fā)生了明顯的剪切方向的位移。

（2）前排錨栓破壞現(xiàn)象類似，均出現(xiàn)了斜裂縫，且錨栓之間形成了劈裂裂縫。

（3）常溫及高溫下后排錨栓周圍均出現(xiàn)了放射狀裂縫，且后排錨栓處均出現(xiàn)了抗剪斜裂縫。

（4）由于溫度升高導(dǎo)致混凝土材性降低，后排錨栓處均出現(xiàn)了明顯的剪撬裂縫。

4）試件E8S16

如圖9所示，試件破壞后，加載板后部翹起，后排錨栓產(chǎn)生拔出位移。其中，E8S16-300的2號錨栓被剪斷，E8S16-450、E8S16-600均未發(fā)生錨栓剪斷現(xiàn)象。

圖9 E8S16高溫破壞模式Fig.9 Failure mode of E8S16 under high temperature

觀察破壞現(xiàn)象可以發(fā)現(xiàn)：

（1）前排錨栓破壞現(xiàn)象類似，均出現(xiàn)斜裂縫，且錨栓之間形成了劈裂裂縫。

（2）常溫下后排錨栓周圍幾乎沒有破壞，高溫下后排錨栓周圍均出現(xiàn)放射狀裂縫。

（3）由于溫度升高導(dǎo)致混凝土材性降低，E8S16-450和E8S16-600的后排錨栓處均出現(xiàn)明顯的剪撬裂縫。

2.2.2 荷載-位移關(guān)系分析

試件在高溫下的荷載-位移曲線如圖10所示，具體有以下幾個特征：

圖10 高溫下荷載-位移曲線Fig.10 Load-displacement curves under high temperature

（1）與常溫下相比，高溫試件的荷載-剪切位移曲線上升段的斜率顯著降低，600℃時斜率降低非常明顯。

（2）試件的抗剪承載力隨溫度升高而下降，但是不同高溫試件的抗剪承載力沒有隨溫度增加出現(xiàn)顯著的降低。

按照等效彈塑性體系計算規(guī)則，計算出各試件的等效剛度Ke、等效能量延性Ut列于表5。

表5 各試件的等效剛度和等效延性及其變化率Table 5 Equivalent stiffness，equivalent ductility and its variation ratio of each specimen

2.2.3 承載力

各試件抗剪承載力及其隨溫度的變化如圖11所示。

圖11 抗剪承載力隨溫度變化關(guān)系Fig.11 Relationship between shear resistance and temperature

（1）對于邊距、間距和埋深相同的試件，其抗剪承載力隨溫度升高而顯著降低。與常溫相比，300℃、450℃和600℃時，各試件承載力降低率的平均值分別為19%、20%和27%。溫度越高，承載力下降的幅度越大。

（2）在相同溫度條件下對比E5S10和E5S16（或E810和E8S16），保持邊距相同而增大間距，試件的承載力增長率范圍分別是21%～31%（或23%～31%）。由此可見后排錨栓對提高群錨的承載力有較大影響。在邊距相同時，間距越大，后排錨栓與自由邊的距離越大，承載力越高。

（3）E5S10-500的承載力高于E5S10-400，分析是由于試驗爐內(nèi)部環(huán)境非密閉，導(dǎo)致兩個試件的內(nèi)部溫度并未出現(xiàn)顯著差異，E5S10-500的材料性能相比于E5S10-400沒有發(fā)生顯著削弱，導(dǎo)致前者承載力偏高。

2.2.4 抗剪剛度

對比表5和圖12（a）中各試件的抗剪剛度及其隨溫度的變化，可發(fā)現(xiàn)如下規(guī)律：

圖12 抗剪剛度、延性隨溫度變化關(guān)系Fig.12 Relationship between shear stiffness、ductility and temperature

（1）對于邊距和間距相同的試件，錨栓的剛度隨溫度升高而降低，各試件在300℃、450℃和600℃時，抗剪剛度的降低率分別為65%、69%和83%，降低幅度較大。這主要是因為錨栓在高溫中彈性模量明顯下降。因此，高溫會顯著降低群錨的抗剪剛度；溫度越高，剛度降低幅度越大。

（2）邊距相同時，增大錨栓間距并不能顯著提高試件剛度，考慮到基材體積較大，高溫對混凝土材性的削弱有限，因此群錨試件剛度主要由錨栓在高溫下的材料性能決定。

（3）各高溫試件的剛度相比于常溫試件均有顯著降低。但同類試件，不同高溫條件下的差別較小，個別試件剛度存在隨溫度升高反而增大的現(xiàn)象。分析是由于采用鉬絲引出試驗爐外測量位移，而試驗爐上部需要用防火棉進行封堵，會對位移測量產(chǎn)生影響；另外，試件破壞時，剪切位移非常小，較小的干擾就會對結(jié)果產(chǎn)生顯著影響。

2.2.5 延性

對比表5和圖12（b）中各試件的延性及其隨溫度的變化，可發(fā)現(xiàn)如下規(guī)律：

（1）各試件的位移延性隨著溫度升高增長迅速，甚至達到常溫下位移延性的數(shù)倍。一方面，雖然混凝土的變形能力非常有限，但錨栓延性在400℃～600℃時增長顯著。另一方面，試件達到極限荷載時產(chǎn)生的斜裂縫穿過箍筋，即箍筋在之后的加載過程中會承擔(dān)相當(dāng)一部分剪切荷載，而高溫中箍筋的延性也會增加。所以，高溫下錨栓及箍筋延性的增加以及混凝土的開裂，共同導(dǎo)致了試件位移延性的提高。

（2）對于邊距和間距相同的錨栓，延性隨溫度升高而增大。混凝土破壞一般為脆性破壞，高溫條件下錨栓及基材內(nèi)的配筋延性的增加使得試件的延性顯著增長。

3 結(jié) 論

本文對群錨的常溫及高溫靜載試驗結(jié)果進行了總結(jié)，主要內(nèi)容和結(jié)論如下：

（1）總結(jié)了各試件在常溫下的破壞模式，分析了群錨的邊距和間距對抗剪承載力的影響。后排錨栓到混凝土自由邊的距離對承載力的影響較大。達到極限荷載之前，前后排錨栓承受的剪力基本相同。群錨試件的邊距大于8d、間距大于16d可使群錨性能得到充分發(fā)揮。

（2）分析得到群錨在高溫下的破壞模式及變化規(guī)律。隨溫度升高，破壞模式由后排錨栓剪斷向混凝土破壞轉(zhuǎn)變。分析了錨栓邊距、間距、溫度對群錨試件承載力、剛度和延性的影響。