高溫下植筋式后錨固單錨連接抗剪性能試驗研究

譚 迪 李凌志 蘇 磊張曉亮

（同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海200092）

0 引 言

國外對植筋式后錨固連接抗拉拔性能的研究已經(jīng)比較成熟，而抗剪只有較少的研究成果公布，而且均集中在常溫下植筋式后錨固連接的抗剪性能研究。Oluokun等［1］發(fā)現(xiàn)利用混凝土錐體設(shè)計方法和經(jīng)驗公式可得出單錨抗剪承載力。Bickel等［2］研究適用于帶頭螺栓抗剪承載力的兩種計算方法并驗證具有較高的準確性。Lee等［3］進行了混凝土中大型現(xiàn)澆錨桿的剪切試驗，提出了錨栓的邊距應大于8倍的錨栓直徑。Chesson等［4］研究單錨在拉剪綜合作用下的承載力等。Ueda［5-6］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。Oluokun［1］在單錨的基礎(chǔ)上進一步探討了拉剪復合受力情況下錨栓的受力性能。Zhang等［7］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。

國內(nèi)學者也對常溫下抗剪性能有一定的研究。天津大學劉羽綸等［8］對采用不同錨固技術(shù)的單錨進行了受剪試驗，并在此基礎(chǔ)上提出了受剪承載力計算公式。重慶大學全學友和鄭巧靈［9］進行了單錨受剪性能對比試驗，研究了不同直徑、植筋深度、有機膠或無機膠、基材混凝土是否開裂等因素對抗剪性能的影響。在群錨方面，李杰等［10-11］通過試驗對群錨單向受剪下的性能進行了研究，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［12］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［13］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。在應用方面，鄭州長建工程技術(shù)開發(fā)公司桑大勇等［14］通過試驗研究了鉚貼鋼板加固梁斜截面受力特點及加固效果，并對抗剪承載力計算提出了若干建議。鄭州大學余術(shù)剛等［15］提出了鉚貼鋼板加固梁抗剪承載力的計算方法，并通過試驗證明了其適用性。重慶大學全學友和張曉飛［16］采用無機膠植筋式后錨固連接將鋼板固定在梁側(cè)，再進行抗剪扭試驗，證明該方法能提高構(gòu)件的抗剪扭承載力、抑制裂縫開展和剛度退化。

在錨栓高溫材料性能方面，Kirby［17］進行8.8級高強螺栓在高溫下的力學性能試驗，分為受拉和受剪兩部分，提出了8.8級高強螺栓連接在高溫中的抗拉、抗剪強度的折減系數(shù)。Hanus等［18］進行了8.8級高強螺栓的高溫中拉伸和剪切試驗，結(jié)果表明在螺栓溫度達到高于500℃時，其屈服強度降低并且延性增加。李國強等［19］對10.9級高強螺栓進行了高溫下材性試驗，并建立了相應的高溫材性模型。

本文對單錨進行了研究，考慮了錨栓的埋深、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，研究各因素對于錨栓的破壞形式、極限承載力、剛度、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級高強螺栓共制作了4組共20個試件，試件植筋的邊距、埋深和高溫試驗的溫度3個參數(shù)以及加載板具體尺寸，詳見表1。基材為600 mm×300 mm×250 mm的長方體，混凝土C30，鋼筋保護層厚度均為25 mm。鋼板強度為Q460。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimen

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 試件錨栓布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of anchor arrangement

1.2 材料力學性能

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）進行選材和試驗。各鋼材性能具體數(shù)值如表2所示。

表2 鋼材力學性能Table 2 Mechanical properties of steel

按照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》（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，設(shè)計制作了用于加載的錨栓抗剪試驗裝置，如圖2所示。

圖2 試驗裝置Fig.2 Test setup

1.4 靜載試驗方案與測量方案

常溫下的抗剪試驗在同濟大學耐久性試驗室進行，所有試件在500 kN萬能試驗機上，以0.3 mm/min的速率，進行位移控制加載。當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。在加載結(jié)束后，觀察錨栓周圍混凝土的裂縫開展情況。

高溫下抗剪性能試驗在同濟大學工程結(jié)構(gòu)抗火試驗室進行。本次試驗研究高溫下錨栓抗剪性能采用的升溫設(shè)備和加載裝置是相互獨立的，兩者之間互不干擾。

本試驗升溫設(shè)備采用電阻爐作為抗剪加載試驗電爐，采用恒溫加載，當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。剪力由一個千斤頂提供，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)。

荷載、位移測量與常溫情況相同。溫度測量，試件中共有6個試件布置了熱電偶，每個試件于錨栓附近布置2個熱電偶，沿預埋PVC管進行布置，分別距混凝土表面60 mm和120 mm。測量沿錨栓軸線方向溫度的變化。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 常溫下試驗結(jié)果分析

2.1.1 常溫下破壞模式及裂縫開展

試件的加載以喪失抗剪承載能力結(jié)束。常溫下加載的4個單錨試件破壞模式均為混凝土開裂造成的構(gòu)件破壞?；钠茐牡姆秶驾^小，而且都是在臨近極限荷載時才開始出現(xiàn)開裂。在剪切力作用的平面內(nèi)，基材混凝土表面均出現(xiàn)了交于錨栓位置擴展到自由邊的斜裂縫。相比于邊距5d的試件，邊距8d的試件的錨栓周圍更多混凝土參與工作，試件抗剪承載力得到極大提升。

各單錨試件的試驗結(jié)果見表4。對于相同的植筋深度，S8D8的承載力較S5D8提高了74%；S8D10的承載力較S5D10提高了46.3%?？梢?，在邊距小于8d時增大邊距可以顯著提高試件的極限荷載。邊距小于8d時，單錨的極限承載力受邊距影響明顯，增加邊距較增加埋深可以顯著提高錨栓的抗剪承載力，并且隨著邊距的增加，試件破壞的模式也逐漸由未出現(xiàn)邊緣楔形體的混凝土破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榛炷吝吘壭ㄐ误w破壞。S8D10的極限承載力小于S8D8的，可能是由于材料離散性及試驗中的偶然因素導致。

表4 試驗結(jié)果Table 4 Test results

2.1.2 荷載-位移關(guān)系分析

圖3是各試件的荷載-位移曲線。通過觀察圖中曲線可以發(fā)現(xiàn)，隨著荷載的增加，剪切位移在不斷增大。對比S5D8和S5D10，可見埋深越大，極限承載力越高。對比S5D10和S8D10，可見邊距越大，試件的延性越好，極限承載力越高。通過對比邊距5d的試件與邊距為8d的試件可發(fā)現(xiàn)，邊距為8d時，斜率下降段長度較長，曲線斜率逐漸減小接近于水平，最終達到極限承載力。由此可見當邊距為8d、埋深為10d時，試件的各部分的材性都得到了較大程度的發(fā)揮。

圖3 各試件荷載-位移曲線Fig.3 Load-displacement curve of each specimen

2.2 高溫下試驗結(jié)果分析

2.2.1 荷載-位移關(guān)系分析

圖4為各組單錨試件的荷載-剪切位移曲線。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，不同類別的試件在各個試驗溫度下進行的錨栓抗剪試驗獲得的荷載-位移曲線分為三個階段組成：上升段、斜率減小段和下降段，但是下降段的斜率都非常小，荷載隨著位移的增長緩慢降低。具體有以下幾個特征：

圖4 高溫試件荷載-剪切位移曲線Fig.4 Load-shear displacement curves of specimens under high temperature

（1）高溫試件的荷載-位移曲線與常溫下相比，上升段的斜率較小，且隨著溫度的升高，荷載位移曲線的上升段的斜率逐漸減小。

（2）高溫試件的承載力相比于常溫大幅降低，而且常溫下試件在達到極限荷載后，荷載-位移曲線迅速下降，但是高溫試件的下降段則下降緩慢，通過分析S5D10-400的破壞模式，這可能是由于基材內(nèi)的配筋承擔了混凝土開裂后的剪力而使荷載-位移曲線表現(xiàn)出一定的延性。

（3）除S5D8外，其余三類試件在高溫下極限荷載對應的位移均小于常溫下的情況，表明高溫對混凝土和錨栓的材性均有明顯的削弱，相比常溫無法使錨栓在破壞前發(fā)生較大的變形，導致了試件破壞時的位移很小。

為便于定量分析試件的抗剪承載力、抗剪剛度和剪切變形能力，根據(jù)荷載-剪切位移曲線的形態(tài)引入如圖5所示的等效彈塑性體系。其基本的計算規(guī)則如下：確定峰值荷載Pu和試件破壞時的位移Dmax，即確定點Q（Dmax，Pu）。根據(jù)荷載-剪切位移曲線或者試驗采集數(shù)據(jù)確定0.75Pu及其對應的剪切位移。即點M（D0.75，0.75Pu）。連接原點O和點M并延長過點Q的水平線相交于點N（1.333D0.75，Pu）。定義直線OM的斜率Ke為等效剛度，表示試件的剛度大小。定義直角梯形O N Q P的面積Ut為等效能量延性，表示試件的延性大小。按照上述規(guī)則，計算出各試件的等效剛度Ke列于表5。

圖5 等效彈塑性荷載-跨中撓度曲線Fig.5 Equivalent elastoplastic load-mid-span deflection curve

表5 試件等效剛度、等效延性及其變化率Table5 Equivalent stiffness，equivalent ductility and its rate of change

2.2.2 承載力

比較表5和圖6中各試件的承載力及其隨溫度的變化，可發(fā)現(xiàn)如下規(guī)律：

圖6 抗剪承載力隨溫度變化關(guān)系Fig.6 Variation of shear capacity with temperature

（1）相同邊距和埋深的試件其抗剪承載力隨溫度升高產(chǎn)生顯著降低。與常溫相比，300℃，400℃，500℃，600℃時，各試件承載力降低率的平均值分別為43%，44%，55%，54%。試件高溫下抗剪承載力與混凝土高溫下抗拉強度劣化密切相關(guān)。300℃時混凝土抗拉強度發(fā)生非常顯著的降低，錨栓的屈服強度和極限強度均有了顯著降低，因此300℃之后試件的承載力相比于常溫下降明顯。

（2）比較S5D8和S8D8（或S5D10和S8D10）的承載力-溫度數(shù)據(jù)可知，相同埋深的試件在高溫條件下，增加邊距可以顯著提高試件的抗剪承載力，提高范圍分別為28%～100%、43%～70%。

（3）S5D8和S5D10（或S8D8和S8D10）的承載力-溫度數(shù)據(jù)在不同溫度下存在大小交替變化的現(xiàn)象，表明在相同邊距條件下，增加埋深對承載力的提高不顯著。

2.2.3 抗剪剛度

比較表5和圖7中各試件等效抗剪剛度及其隨溫度的變化，可發(fā)現(xiàn)如下規(guī)律：總體來說，隨著溫度升高，構(gòu)件的剛度降低明顯，與常溫相比，300℃，400℃，500℃，600℃時，各試件抗剪剛度降低率的平均值分別為55%，56%，46%，67%。這主要是由于錨栓鋼材性能在高溫環(huán)境中發(fā)生明顯降低而導致的荷載-位移曲線前期斜率的減小。此外，抗剪剛度的降低程度與邊距和埋深無明顯關(guān)系。當邊距為5d時，埋深越大，抗剪剛度降低程度越不明顯；當邊距為8d時，埋深越大，抗剪剛度降低程度越明顯。關(guān)于邊距對抗剪剛度的影響無規(guī)律性類似。

圖7 抗剪剛度隨溫度變化關(guān)系Fig.7 Variation of shear stiffness with temperature

3 結(jié) 論

（1）常溫下，單錨的邊距應不小于8d，埋深不小于10d。提出單錨試件在達到極限荷載時混凝土開裂、錨栓發(fā)生一定拔出位移，因此在實際應用中應盡量避免錨栓承受較大的偏心荷載，以保證其性能的充分發(fā)揮。

（2）隨溫度升高，破壞模式從混凝土破壞向邊緣楔形體破壞轉(zhuǎn)變。高溫對于單錨承載力有非常大的影響，邊距小于8d時，增加邊距可顯著增加抗剪承載力，埋深大于10d時，增加埋深對增加抗剪承載力的效果不明顯。