套筒內銹蝕鋼筋與灌漿料黏結性能試驗研究

杜永峰，張?zhí)煸?，李?/p>

（1.蘭州理工大學防震減災研究所，甘肅蘭州 730050；2.蘭州理工大學土木工程減震隔震技術研發(fā)甘肅省國際科技合作基地，甘肅蘭州 730050）

灌漿套筒作為裝配式混凝土結構中鋼筋斷開處重要的連接構件，其連接性能決定了結構整體的安全性［1］.混凝土接縫處采用密封材料填充，結構經(jīng)過長期服役后，因熱脹冷縮導致其與混凝土的交界面發(fā)生破壞，致使灌漿套筒接頭暴露于空氣中.灌漿套筒內鋼筋在外部環(huán)境影響下易遭到氯鹽侵蝕，降低其連接性能，放大外部荷載對結構的影響，降低結構的安全性.

國內外學者對鋼筋銹蝕引起的性能退化問題開展了大量研究，羅小勇等［2］對銹蝕鋼筋開展重復拉伸荷載試驗，發(fā)現(xiàn)隨著銹蝕率的增加，鋼筋力學性能退化，變形能力和耗能性能均明顯下降.林紅威等［3］研究發(fā)現(xiàn)銹脹開裂會導致鋼筋混凝土試件黏結疲勞壽命顯著下降.徐善華等［4］研究發(fā)現(xiàn)銹蝕鋼材的彈性模量、屈服強度和極限強度等力學指標均逐漸減小.方亮等［5］對銹蝕的HRB500鋼筋混凝土板進行試驗研究，發(fā)現(xiàn)抗彎承載力隨銹蝕率增大而減小.鄭淏等［6］對模擬酸雨腐蝕情況下的混凝土短柱開展力學試驗，發(fā)現(xiàn)長期腐蝕的試件在耗能能力、承載力和變形能力等方面均表現(xiàn)出不同程度的衰減.黏結滑移關系反映了鋼筋與其黏結體之間的黏結錨固力學特性［7］，銹蝕作為導致構件失效的重要因素之一，其程度大小對構件的黏結滑移性能的好壞有較為顯著影響.文獻［8-9］研究了銹蝕鋼筋黏結退化規(guī)律.文獻［10-11］通過有限元分析銹蝕對黏結滑移性能的影響.文獻［12-13］建立了銹蝕鋼筋黏結退化理論模型.

灌漿料與混凝土的骨料成分不同，兩者與鋼筋的黏結滑移性能必然存在差異，因銹蝕導致黏結滑移性能的降低程度同樣會有所差別.本文通過內貼應變片法對灌漿套筒內鋼筋銹蝕前后的抗拔力進行研究，采用外加電流對鋼筋進行加速銹蝕，對20 組試件開展拉拔試驗.主要分析了鋼筋與灌漿料的黏結應力衰減機理，研究鋼筋銹蝕前后與灌漿料的黏結應力分布規(guī)律，并建立了黏結錨固位置函數(shù).最后建立考慮黏結錨固位置函數(shù)的銹蝕前后鋼筋與灌漿料的黏結滑移本構模型.

1 試件制備及測試原理

1.1 試件制備

本試驗采用與直徑為20 mm 和18 mm 鋼筋相匹配的灌漿套筒，共20 個.因套筒下半段具有固定鋼筋的卡環(huán)，可防止套筒注漿時鋼筋發(fā)生傾斜，所以將套筒截成兩段，取套筒下半段為試驗段，下半段套筒長度為100 mm 和92 mm.選取C20和C18的HRB400螺紋鋼筋各10 根，長度為380 mm，螺紋鋼筋的彈性模量為2 × 105MPa，屈服強度為400 MPa，兩根同直徑鋼筋為一組用于對比.使兩種直徑的鋼筋達到設定的不同理論銹蝕率，灌漿料中鋼筋的錨固長度為4d.灌漿料的彈性模量為35.6 GPa，抗壓強度為85 MPa.試件相關參數(shù)如表1所示.

表1 試件分組及相關參數(shù)Tab.1 Specimen grouping and related parameters

使用數(shù)控機床將鋼筋沿軸線方向剖切一分為二，并對每部分螺紋半圓柱鋼筋沿原軸心位置進行開槽，開槽尺寸為5 mm × 2.5 mm，合攏后鋼筋內部的凹槽尺寸為5 mm × 5 mm.對鋼筋開槽部分進行清洗、打磨、晾干，在鋼筋錨固段每隔1.5 cm 粘貼應變片，如圖1所示.

圖1 C20鋼筋內貼應變片實物圖Fig.1 The physical picture of the strain gauge attached to the steel bar with a diameter of 20 mm

粘貼應變片后，為防止鋼筋銹蝕過程中電解液進入鋼筋凹槽內，造成應變片失效，使用環(huán)氧樹脂將鋼筋的兩凹槽填滿，并合攏鋼筋，使用扎絲將鋼筋綁緊，防止環(huán)氧樹脂流出.靜置1 d，使凹槽中的環(huán)氧樹脂凝固，如圖2所示.環(huán)氧樹脂凝固后將扎絲去除.

圖2 鋼筋合攏圖Fig.2 Two-part rebar folding diagram

為防止試件在拉拔過程中出現(xiàn)局部應力集中破壞現(xiàn)象，在鋼筋黏結段下端設置10 mm PVC 套管，并使用石蠟將套管與鋼筋的空隙部分灌滿，防止灌漿料進入套管內影響試驗精度.待石蠟凝固后，對套筒進行灌漿.試件如圖3所示.

圖3 C20鋼筋試件詳圖（單位：mm）Fig.3 Detailed drawing of steel bar specimens with a diameter of 20 mm（unit：mm）

1.2 加速鋼筋銹蝕試驗

套筒灌漿后，為使試驗與實際更加貼近，將其養(yǎng)護28d.使用電工膠布將套筒外壁和鋼筋裸露部分進行包裹，防止其發(fā)生銹蝕.通電前將試件完全浸泡在濃度為3%～5%的NaCl溶液中72 h.將試件與銹蝕電源陽極連接，鐵棒作為銹蝕陰極，銹蝕過程電流保持恒定.

通過法拉第定律確定鋼筋的銹蝕時間［14］.

式中：η為銹蝕率；M為套筒的摩爾質量，取56 g∕mol；i為銹蝕電流密度；t為銹蝕時間；F為法拉第常數(shù)；ρ為套筒密度；r為鋼筋半徑.

達到試驗設計銹蝕率后停止通電，銹蝕后試件如圖4所示.

圖4 鋼筋銹蝕實物圖Fig.4 Corrosion diagram of steel bars

1.3 測試原理

本次試驗將應變片間隔布置在錨固段鋼筋開槽內，確定內部不同位置處鋼筋的應變情況，并以此為基礎測算出錨固段內的實際黏結應力分布及鋼筋與灌漿料的相對滑移量分布.將計算得到的不同位置處黏結應力與相對滑移值進行組合，可得到不同錨固位置黏結滑移曲線.

1.3.1 不同位置處黏結應力測算原理

大部分學者認為，鋼筋與混凝土的相互作用可以等效為兩者接觸面的剪切作用，但在交界面的剪切作用并非沿著錨固長度均勻分布.當前沒有較為直接的方法測量鋼筋與混凝土的交界面的黏結應力，主要通過鋼筋開槽內貼應變片的方法，得到鋼筋應變，經(jīng)過反算得出鋼筋與混凝土黏結應力［15］.在灌漿套筒約束下的灌漿料與鋼筋的相互作用，同樣可以借鑒普通鋼筋與混凝土之間黏結應力的測量方法.

取鋼筋微段為研究對象，如圖5 所示.假設鋼筋在微段上黏結應力均勻分布，則鋼筋微段黏結應力為：

圖5 鋼筋微段Fig.5 Rebar micro section

式中：τ為微段黏結應力；Ti為微段鋼筋i點的荷載；A為微段外表面積；σ為測點應力；As為鋼筋截面面積；d為鋼筋直徑；hi為測量點i與測量點i+1 的間距；Es為鋼筋彈性模量；ε為鋼筋應變.

各級荷載作用下計算的微段黏結應力之和等于鋼筋加載端荷載P與表面積的比值，如下式所示：

當式（3）兩邊不相等時，根據(jù)差值進行微調，即可得到黏結應力分布規(guī)律曲線.

1.3.2 不同位置處灌漿料與鋼筋之間相對滑移測算原理

鋼筋與套筒灌漿料之間的相對滑移是一個相對較新的議題.本文參考國內外學者對鋼筋與混凝土之間相對滑移的研究方法，利用鋼筋內貼應變片測得鋼筋的應變，從而確定灌漿料的變形，最后通過鋼筋與灌漿料的位移差確定相對滑移的分布規(guī)律［16］.當選取構件微段時，此微段主要包括鋼筋微段、灌漿料微段和灌漿套筒微段，3種材料包括兩類接觸面，受力情況復雜，難以準確分析，根據(jù)文獻［17］進行簡化分析，則灌漿料的應變可由微段平衡方程得到：

式中：為各測點的灌漿料的應力值；Aci為各測點灌漿料的等效截面面積；為各測點鋼筋的應力值；Asi為鋼筋的截面面積.

鋼筋微段的伸長值為Δlsi=Δl（為鋼筋微段平均應變，Δl為應變片間距）.通過式（4）可以計算得到灌漿料的變形值為Δlci=Δl（為灌漿料的平均應變）.灌漿料內應力分布不均勻，在交界面處的應力較大，遠離交界面的應力較小，因此引入不均勻系數(shù)γc：

式中：為交界面灌漿料的實際應變；εˉ為截面平均應變.

不均勻系數(shù)γc可由式（6）求出：

式中：Sl和Sf分別為加載端和自由端測量的相對滑移值；Δlsi為鋼筋微段伸長值；Δlci為灌漿料的微段變形值.

距離自由端x截面的鋼筋與灌漿料的相對滑移值Sx可由式（7）得出：

由式（7）即可得到灌漿料與鋼筋相對滑移曲線.

2 試驗過程及試驗結果

2.1 試驗過程

采用土木工程實驗室的拉拔機對銹蝕后試件進行拉拔試驗，加載速率為2 mm∕min.鋼筋自由端與灌漿料的相對位移使用激光位移計進行監(jiān)測，加載過程中使用5921 采集儀對鋼筋內貼應變片進行數(shù)據(jù)采集，加載過程如圖6 所示.試驗結束后，將鋼筋從灌漿料中拔出，并用鹽酸溶液對鋼筋進行清洗、稱重，確定銹蝕后鋼筋的質量.

圖6 試驗加載過程Fig.6 Test loading process

2.2 試驗結果

試驗研究發(fā)現(xiàn)，由于套筒對灌漿料的約束作用，灌漿料并沒有發(fā)生劈裂，主要表現(xiàn)為鋼筋從灌漿料中滑移拔出，如圖7所示，試驗結果如表2所示.

表2 試驗結果Tab.2 Test results

圖7 試件破壞圖Fig.7 Destruction diagram of specimen

假設鋼筋在灌漿料中的黏結強度沿錨固方向均勻分布，平均黏結強度τˉ如下所示：

式中：P為荷載；d為直徑；l為錨固長度.

平均黏結滑移曲線如圖8 所示.由圖8 可知，鋼筋直徑相同時，隨著銹蝕率的增加，黏結強度逐漸降低.與未銹蝕鋼筋相比，當理論銹蝕率達到3%時，平均黏結應力衰減較為明顯，對于直徑為20 mm 和18 mm 的鋼筋，平均黏結應力分別減少了29.2%和27.4%，造成這種現(xiàn)象的主要原因是由于鋼筋與灌漿料的交界面出現(xiàn)銹蝕物致使有效接觸面積減少，平均黏結應力下降.隨著銹蝕率的增加，平均黏結應力繼續(xù)減小，當理論銹蝕率達到12%時，與未銹蝕鋼筋相比，直徑為20 mm 和18 mm 的鋼筋平均黏結應力分別下降了52.0%和56.1%.

圖8 平均黏結滑移曲線Fig.8 Average bond-slip curves

3 黏結應力衰減機理分析

鋼筋銹蝕前后，平均黏結應力變化顯著，說明鋼筋銹蝕產物對黏結應力的影響較大，銹蝕前后鋼筋如圖9所示.

鋼筋與灌漿料黏結錨固應力主要由膠合力、機械咬合力和摩擦力組成.當鋼筋未發(fā)生銹蝕時，如圖9（a）所示，在施加外荷載初期，膠合力起主要作用，鋼筋與灌漿料之間不發(fā)生滑移.當開始產生微滑時，膠合力失效，摩擦力開始發(fā)揮作用.當外力致使鋼筋繼續(xù)滑移時，必須克服鋼筋與灌漿料的機械咬合力和兩者之間的摩擦力，隨著荷載的增加，黏結應力從加載端逐漸向自由端傳遞，當黏結應力傳遞到自由末端后，為了保持外荷載與黏結應力相平衡，各錨固位置的黏結應力逐漸增加，直至達到極限黏結強度，鋼筋從灌漿料中拔出.

當鋼筋的銹蝕率達到3%時，由圖9（b）可以明顯看出，發(fā)生銹蝕的部位為鋼筋的外肋，在外加荷載初期，膠合力起主要作用，因鋼筋外肋產生的疏松銹蝕層，削弱了鋼筋外肋與灌漿料的膠合力，致使黏結應力從加載端傳遞到自由端的時間縮短.膠合力失效后，摩擦力和機械咬合力開始發(fā)揮作用，因鋼筋外肋銹蝕導致外肋與灌漿料之間的有效接觸面積降低，機械咬合力減小，致使極限拉拔力降低.

當鋼筋的銹蝕率達到6%時，由圖9（c）可以明顯看出，鋼筋的外肋已經(jīng)基本銹蝕，僅少許外肋根部保留完好.在外加荷載初期，膠合力起主要作用，但因外肋表面布滿銹蝕產物，外肋與灌漿料之間的膠合力基本喪失.隨著荷載的增加，機械咬合力和摩擦力開始發(fā)揮作用，因鋼筋外肋基本由疏松的銹蝕產物代替，鋼筋與灌漿料的機械咬合力大大降低，極限拉拔力進一步降低.

當鋼筋的銹蝕率達到9%時，由圖9（d）可以明顯看出，鋼筋外肋已經(jīng)完全銹蝕，且在鋼筋外肋部位出現(xiàn)銹坑，銹蝕逐漸向無外肋部位發(fā)展.在外加荷載初期，膠合力起主要作用，但因外肋表面布滿疏松銹蝕層，外肋與灌漿料之間的膠合力完全喪失.隨著荷載的增加，機械咬合力和摩擦力開始發(fā)揮作用，因鋼筋外肋完全發(fā)生銹蝕，鋼筋與灌漿料的機械咬合力進一步降低，極限拉拔力繼續(xù)下降.

當鋼筋的銹蝕率達到12%時，由圖9（e）可以明顯看出，鋼筋的外壁完全發(fā)生銹蝕，鋼筋與灌漿料之間遍布了鋼筋的銹蝕產物.在外加荷載初期，膠合力起主要作用，因外肋已經(jīng)被完全銹蝕，且鋼筋外壁也發(fā)生銹蝕，致使鋼筋整體與灌漿料的膠合力大大降低.隨著荷載的增加，機械咬合力和摩擦力開始發(fā)揮作用，因鋼筋無外肋部分表面的銹蝕產物增加，大大降低了灌漿料與鋼筋的機械咬合力和摩擦力，極限拉拔力損失近50%.

圖9 不同銹蝕率鋼筋局部細觀圖Fig.9 Local micrographs of steel bars under different corrosion rate

4 試驗結果分析

4.1 黏結應力沿錨固長度分布規(guī)律

圖10 為各典型試件鋼筋在不同荷載下應變沿錨固長度變化情況，由圖10 可以明顯看出，當荷載較小時，鋼筋加載端的應變明顯大于鋼筋自由端，隨著荷載的增加，鋼筋的應變逐漸向自由端傳遞.圖11 為不同位置處黏結應力的分布情況，由圖11 可以看出，銹蝕試件與未銹蝕試件的黏結應力分布相似，試件的自由端和加載端的黏結應力為零，在試件內部黏結應力變化較大.加載初期，靠近加載端的黏結應力率先增大，隨著荷載的逐漸增加，黏結應力向自由端傳遞，自由端的應力逐漸變大，表現(xiàn)為曲線由加載端逐漸向自由端鼓起.

圖10 實測鋼筋應變沿錨固長度變化規(guī)律Fig.10 The law of the measured steel bar strain along the anchorage length

圖11 黏結應力分布規(guī)律曲線Fig.11 Curves of bond stress distribution law

4.2 相對滑移分布計算

錨固長度內灌漿料與鋼筋的相對滑移曲線如圖12所示.由圖12可以看出，當鋼筋未銹蝕時，自由端滑移明顯滯后于加載端，隨著銹蝕率的增加，此種滯后現(xiàn)象逐漸減少.鋼筋未發(fā)生銹蝕時，當構件達到荷載峰值時，滑移量突然增加，表明此時發(fā)生黏結破壞，隨著銹蝕率的增加，滑移量突然增加的現(xiàn)象逐漸消失，產生這種現(xiàn)象的主要原因是銹蝕物對鋼筋與灌漿料的黏結性能進行了削弱，降低了錨固能力.

圖12 灌漿料與鋼筋相對滑移曲線Fig.12 The relative slip curves of grouting material and steel bars

4.3 黏結滑移關系沿錨固長度的變化

將4.1 節(jié)和4.2 節(jié)計算得到的不同位置處黏結應力與相對滑移值進行組合，得到不同錨固位置黏結滑移曲線，如圖13所示.由圖13可以明顯看出，不同錨固位置的黏結滑移關系是變化的，隨著銹蝕率的增加，各錨固位置曲線逐漸趨于平緩，因此通過鋼筋內貼應變片考慮不同位置的黏結滑移本構關系是十分必要的.

圖13 不同錨固位置黏結滑移曲線Fig.13 Bond-slip curves at different anchorage positions

4.4 黏結錨固位置函數(shù)

黏結錨固位置函數(shù)ψ(x)是描述不同黏結位置處的錨固剛度，為相對函數(shù).將相同工況下兩個試件同一滑移值的黏結應力分布曲線進行歸一化處理，取平均值，即可得到黏結錨固位置函數(shù)ψ(x)，如圖14所示.

由圖14 可以明顯看出，不同直徑的鋼筋的黏結錨固位置函數(shù)變化趨勢大體相同.灌漿料與鋼筋的黏結錨固剛度在自由端和加載端較小，在錨固內部變化較為明顯，黏結錨固剛度主要在0.15～0.9 倍錨固長度內變化.鋼筋未銹蝕時，黏結錨固剛度隨相對錨固長度變化較大，隨著銹蝕率的增加，曲線變化趨勢逐漸平緩.

圖14 黏結錨固位置函數(shù)Fig.14 Bonding and anchoring position function

結合黏結錨固位置函數(shù)的特點，錨固剛度在錨固長度的0.15～0.9 倍區(qū)間內表現(xiàn)為緩慢降低趨勢，為了工程中方便使用，建立三折線模型，如圖15 所示.整個模型由4 個控制點組成：1 點（0，0），2 點（0.15，A1），3點（0.9，A2），4點（1，0）.其中A1和A2與銹蝕率有關.

圖15 黏結錨固位置函數(shù)模型Fig.15 Bonding anchor position function model

鋼筋直徑為20 mm時：銹蝕率為0%時，A1=1.35，A2=0.48；銹蝕率為3%時，A1=1.30，A2=0.56；銹蝕率為6%時，A1=1.24，A2=0.65；銹蝕率為9%時，A1=1.23，A2=0.68；銹蝕率為12%時，A1=1.22，A2=0.74.

鋼筋直徑為18 mm時：銹蝕率為0%時，A1=1.37，A2=0.50；銹蝕率為3%時，A1=1.23，A2=0.51；銹蝕率為6%時，A1=1.19，A2=0.69；銹蝕率為9%時，A1=1.17，A2=0.73；銹蝕率為12%時，A1=1.11，A2=0.76.

4.5 黏結滑移本構關系

鋼筋銹蝕前后，不同錨固位置的黏結滑移曲線變化規(guī)律大致相同，因此可以借鑒普通混凝土建立的黏結滑移本構關系.通過建立位置函數(shù)ψ(x)來表述鋼筋在不同錨固位置的剛度變化，最后得到黏結滑移本構關系表達式［18］：

式（9）中的ψ(x)采用4.4節(jié)中建立的黏結錨固位置函數(shù)模型，由圖8 試驗曲線可以看出，鋼筋銹蝕前后的平均黏結滑移曲線大致相同，因此黏結滑移曲線可采用如下表達式：

式中：τu、su分別為平均黏結滑移曲線峰值黏結應力及峰值滑移量；a、b可通過數(shù)據(jù)擬合得到，如表3所示.

表3 鋼筋黏結滑移曲線參數(shù)Tab.3 Rebar bond-slip curve parameter

由表3 可以看出，當鋼筋未銹蝕時，鋼筋的抗拔性能較強，隨著銹蝕率的增加，擬合得到的參數(shù)a逐漸變大，表示平均黏結剛度逐漸減小，銹蝕對黏結滑移曲線后半段影響較為顯著，參數(shù)b表現(xiàn)為離散性.直徑為18 mm 的鋼筋未發(fā)生銹蝕時，平均黏結剛度強于直徑為20 mm 的鋼筋，但隨著銹蝕率的增加，平均黏結剛度衰減較快，表現(xiàn)為參數(shù)a的變化幅度增加.

5 結論

本文通過鋼筋開槽內貼應變片方法，研究了20個灌漿套筒試件在鋼筋達到不同銹蝕率情況下的黏結滑移性能，得出如下結論：

1）銹蝕對鋼筋的抗拔性能影響顯著，與未銹蝕試件的平均黏結應力相比，當銹蝕率達到12%時，直徑為20 mm的鋼筋平均黏結應力下降了52.0%，直徑為18 mm的鋼筋平均黏結應力下降了56.1%.

2）分析了灌漿料與鋼筋的黏結滑移受力過程，并解釋了鋼筋銹蝕前后黏結應力退化原因.

3）銹蝕試件與未銹蝕試件的黏結應力沿錨固長度方向分布趨勢相似，試件的自由端和加載端的黏結應力為零，在試件內部黏結應力變化較大.加載初期，靠近加載端的黏結應力率先增大，隨著荷載的逐漸增加，應力向自由端傳遞，自由端的應力逐漸變大.

4）提出鋼筋銹蝕前后的黏結錨固位置的簡化計算模型，并確定了參數(shù)取值，建立了考慮黏結錨固位置函數(shù)的鋼筋與灌漿料的黏結滑移本構關系模型.