第36卷第3期建 筑 结 构2006年3月销钉在钢筋网复合砂浆加固混凝土构件中的性能研究*尚守平 龙凌霄 曾令宏(湖南大学土木工程学院 长沙410082)[提要] 对用高性能复合砂浆钢筋网薄层加固的混凝土构件进行了界面剪切试验研究,试验包括16个应用了销钉的试件和4个没有应用销钉的对比试件。

探讨了在植有销钉的情况下,销钉与复合砂浆加固层协同抵抗粘结抗剪破坏的受力机制及销钉数量、直径、基本锚固深度、间距对抗剪能力的影响。

试验表明,销钉大幅提高界面粘结的抗剪能力及延性。

根据试验结果,提出了植有销钉的构件界面粘结抗剪能力计算方法。

[关键词] 混凝土结构 钢筋网复合砂浆加固 植筋锚固 粘结抗剪S tudy of th e Pins in Reinforced Conc rete Be am Stre ngthen ed with Fer roc ement P Shang Shouping,Long Ling xiao,Zeng Linghong(Civil Engineering College of Hunan Unive rsity,Cha ngsha 410082,China)Abstrac t :Ba se d on the e xpe ri ments of 4R C speci me ns strengthene d with pins and 4speci mens without pins,the felted c apability of the ferroc ement with w ire meshe s is a nalyzed.The influences of the pins c amount,diameter,depth a nd distanc e on the felted capability of fe rroce me nt are discussed.The test results show that the pins impro ve the c apacity of mucosity a nd ductility.A ca lc ulation method for the muc osity c apacity of the bloc k is presente d.K eyword s :RC struc ture s;ferr oce ment;pos-t embe dding technology;bonding and shearing*博士点专项项目(721201004);湖南省自然科学基金资助(02JJ Y3043)。

0 引言目前,对于销钉(即化学植筋技术)尚无成熟的规范来进行设计和施工。

虽然在加固补强工程中运用该技术由来已久,但是已有的研究,侧重于单独考虑植筋的抗拉拔能力[4],讨论销钉参与加固界面抵抗粘结破坏的研究较少。

结合一系列钢筋网复合砂浆加固混凝土构件在植有销钉的情况下的试验研究,销钉与加固层协同抵抗粘结破坏的受力机制,并由此得出植筋数量、直径、基本锚固深度及间距对粘结性能的影响。

提出植筋后的钢筋网复合砂浆加固混凝土构件加固界面粘结能力的计算方法。

1试验概况20个440@300@150试件,混凝土为C30。

截面配筋如图1所示。

试件侧面加固层厚度为20mm,加固材料为高性能钢筋网复合水泥砂浆[5]。

点焊平直钢筋网为25@25网格,由于试件是缩尺模型,钢筋为<115,按照实际工程构件的尺寸,钢筋的直径可以达到4mm 以上。

在加固构件时,首先在粘结面上涂刷一种由水泥基复合的双组分无机界面剂,再在其上抹复合砂浆。

复合砂浆的组成为:p.o.4215普通硅酸盐水泥,0125mm 筛孔过筛的中砂,以及由聚丙烯纤维、钙矾石型膨胀剂、硅灰及粉煤灰等超细掺合料组成的外加粉剂。

配合比水泥B 砂B 外加剂B 水=1100B 1150B 0116B 0144。

界面剂由A,B 组分构成,A 组分为树脂系列减水剂,为水剂;B 组分为水泥基复合的含18%的硅灰、粉煤灰等超细掺合料组成的无机界面粉剂。

配合比A B B B 水=110B 3313B 910。

销钉植于试件侧面,按其数量、直径、植入深度、间距分组。

试件上为厚20mm 加载钢板,宽度与试件相同,为150mm 。

下为凹形钢底座,其突出部位与加固层相接触(不与混凝土试件接触),以此形成对加固层与原混凝土粘结界面的剪切,如图2所示。

图1 试件截面图2试验装置示意图试验分3组进行,第1组为1~10号,第2组为11~15号,第3组为16~20号。

所用销钉均为HPB235(f y k =235N P mm 2)。

孔径均为销钉直径d +2mm 。

3组试验的实测混凝土立方体强度f c u 分别为33,38,32MPa 。

第1组试验所用销钉直径较大,植入深度较深,考虑到其可能对试件强度产生较大影响,因此采用了试件两相对面错开布置销钉的非均匀对称分布形式;而第2,3组试验中,因为对植筋所需深度已有把握,故采用了销钉在粘结界面上绕界面中心均匀对称布置的形式。

其他参数见表1。

试验分组情况表1组号编号n (根)d (mm)D (mm)b (mm)2F (kN)10---23220---2103683d 802404685d 12023015683d 1201406685d 8020576103d 12028286103d 150********d 120225106105d 150250110---320121264050350213186405049614126401004371518640100460160---204171285d 6029031812105d 1003401912105d 603802012105d 100356注:n 为单侧界面销钉根数,D 为销钉植入深度,d 为销钉直径;b 为销钉间距;F 为单侧极限剪切承载力。

2 试验结果分析211破坏形态试件1~4,6,7,10,11,13~16,18~20的破坏形态为两侧加固界面均裂开;试件5,8的破坏形态为两侧加固界面均裂开,销钉有拔出现象;试件9,12,17的破坏形态为一侧界面均裂开,一侧砂浆局部开裂。

图3 试验装置照片图4 相对承载力对比212结果分析图4所示为各试件与其同组对比试件的承载力之差除以单侧植入销钉根数之值,即(F -F 0)P n ,第1组F 0取两个对比试件的平均值。

可以看到,第2组与第3组试验结果表现得较规律,销钉直径越大,该值越大。

而在第1组试验结果较为离散,并出现有负值(试件5承载力表现过低,未表现在该统计图中)。

综合比较3组试验情况的异同,可得出结论:不仅是销钉的直径和数量,销钉在界面上是否均匀对称分布对于试件的承载力也有较大影响。

图5,6中承载能力明显偏低的点分别对应于试件5,12,17,在试验过程中可以观测到,这3个试件侧面砂浆或原混凝土均出现比较明显的局部开裂。

因为销钉是通过复合砂浆发挥作用的,因此砂浆承载能力的降低可能是影响这3个试件承载力偏低的主要原因。

图中,A 为反映销钉总截面面积的参数,A =nd 2;F 1为混凝土与砂浆单侧界面的粘结力;F 2为单侧销钉抗弯力,F =F 1+F 2。

图5 第1组试验结果图6 第2,3组试验结果在整个试验观测过程中,试件2,5,9,10,12,15,17在破坏前均出现了局部开裂现象,主要集中发生于砂浆底部与支座接触处,以及植有销钉处。

只有试件5在一侧出现了砂浆中部的横向裂缝(未贯通),该裂缝的产生与试验时压力机调试不当,出现偏心受压有关。

总之,局部开裂的现象虽然存在,但都是伴随着粘结破坏而产生的,破坏仍由粘结因素控制。

考虑到实际工程中一般不会出现纯剪切的受力状况,因此保证合适的植筋间距和深度,此种裂缝可以控制。

213破坏机理分析复合砂浆与原混凝土的粘结力由三部分组成:通过特制界面剂,复合砂浆与原混凝土之间的化学粘结力,加固层与混凝土表面的摩擦力及因为界面凹凸不平产生的机械咬合力。

化学粘结力主要存在于加固层与混凝土表面发生相对粘结滑移前,当连接面上发生相对粘结滑移后,水泥晶体被剪断或挤碎,化学胶结力大大降低。

当化学胶结力退出工作后,粘结力就主要依靠摩擦阻力和机械咬合力来维持,摩擦阻力主要取决于加固层与混凝土连接面上的正应力和摩擦系数,机械咬合力主要取决于原混凝土表面的粗糙程度和表面状况,但其极限值受到混凝土及复合砂浆的强度的限制。

销钉通过钢筋网以及复合砂浆拉动其周围的销钉协同变形。

因此,试验中大部分试件在加载时,压力机指针出现停顿并回退,然后继续向前。

随着荷载进一步的增大,裂开的区域扩展并贯通,而在加固层与混凝土的相对滑移过程中,加固层有法向脱离的趋势,这加剧了摩擦阻力和机械咬合力减小的趋势。

越来越多的剪力由销钉承受,由于钢筋网和复合砂浆的存在,销钉的变形较为一致。

当加固层与混凝土界面基本裂开并分离的时候,构件即宣告破坏,见图7。

以销钉发生弯曲屈服为构件粘结破坏的设计极限状况。

根据对试验过程中压力机指针的观察记录,在没有打入销钉的对比试件中,有两个观察到卸载现象,分别发生在破坏荷载的83%及71%处。

其余两个均为加固层突然剥离。

而在植入了销钉的试件中,卸载的现象主要集中发生在破坏荷载的45%~65%之间,并有多次卸载现象出现。

图7 破坏后销钉照片图8 销钉受力的两种模型214界面粘结能力计算方法推导在试验中,试件破坏形式大部分表现为加固层裂开,少数试件伴随有复合砂浆局部压裂现象。

销钉的变形均表现为沿受力方向的弯曲,没有出现拉断的情况,少量销钉被拔出。

根据试验所得数据及机理分析,推导植有销钉的情况下,复合砂浆加固混凝土构件加固面粘结能力计算方法如下:F 1=k 1k 2f c A c (1)F 2=nN(2)F =F 1+F 2=k 1k 2f c A c +nN(3)式中:k 1为混凝土强度影响系数,对试验结果进行回归分析,取k 1=0107;A c 为加固层与混凝土单侧接触面积;N 为单根销钉抗弯承载力;k 2为界面销钉分布影响系数,根据对试验结果回归分析,k 2=1125(加固界面上销钉均匀对称分布)或1100(其余情况),试验中,第1组销钉布置形式为非均匀对称分布,k 2取1;第2,3组为均匀对称分布,k 2取1125。

对于N 的计算,考虑图8的两种受力模式,即集中荷载受力模式及三角形荷载受力模式。

首先按式(4)计算销钉产生塑性变形时的截面弯矩:M =f C W x(4)式中:M 为截面弯矩;C 为截面塑性发展系数,取为112;W x 为净截面模量;f 为钢的抗弯强度设计值。

按集中荷载进行设计时:M =PL(5)式中,L 为销钉外露长度;P 为按集中荷载考虑时的外加合力,即N 。