火災后無機膠植筋拉拔試驗研究

李樹明，陳海強，惠守江，王欣

（1.山東建筑大學土木工程學院，山東濟南250101；2.濰坊昌大建設集團有限公司，山東濰坊261031）

火災后無機膠植筋拉拔試驗研究

李樹明1，陳海強1，惠守江2，王欣1

（1.山東建筑大學土木工程學院，山東濟南250101；2.濰坊昌大建設集團有限公司，山東濰坊261031）

無機膠較有機膠具有良好的耐高溫性能，進行火災后無機膠植筋的拉拔試驗研究對完善后錨固技術規(guī)范具有重要的理論意義。文章研究了不同鋼筋直徑、不同植筋深度的構件的拉拔承載力及其破壞形態(tài)，分析了各個植筋試件拉拔極限承載力及承載力損失，闡明了植筋深度、鋼筋直徑與拉拔承載力的關系。結果表明：火災后試件在植筋深度為15 d和20 d時，試件發(fā)生鋼筋的滑移破壞；當植筋深度為22 d時，試件為鋼筋的頸縮破壞。在鋼筋直徑一定時，植筋深度為15 d或20 d時，其高溫后的極限拉力較常溫下均折減50%以上；隨著植筋深度的增加，混凝土內部溫度場逐漸遞減，高溫后的極限拉拔承載力隨二者變化呈增長趨勢，高溫后的極限拉力呈增長趨勢，且錨固長度越長極限拉力增加愈明顯。

植筋；無機膠；火災；拉拔承載力

0 引言

隨著近年來加固改造技術在建筑中的的不斷發(fā)展，化學植筋技術因其獨特的優(yōu)點在新舊建筑物加固改造中占據越來越重要的地位，其錨固性能在國內外都有不少理論和試驗方面的研究［1－4］，然而這些理論基本都是建立在常溫條件下化學植筋膠的實驗研究。對于較為惡劣的工況下，化學植筋膠的力學性能的實驗研究還需要更加深入的探索。例如化學植筋構件因焊接或火災等特定條件下而暴露在高溫環(huán)境中，這些構件的力學性能及黏結滑移性能還有待進一步研究［5－12］。袁廣林等進行了高溫后植筋黏結滑移力學性能研究，并分析了加載制度、錨固長度及加熱溫度與黏結滑移之間的規(guī)律［5］。劉長青等進行了高溫下植筋試件的拉拔承載力研究和高溫下植筋黏結—滑移性能研究，分析了不同溫度對不同植筋深度拉拔承載力的影響，并建立了高溫下極限黏結力—滑移和本構關系模型［6－7］。黃維民等進行了高溫植筋試件的拉拔試驗研究，得出了高溫下不同植筋試件的極限黏結應力、極限承載力和黏結滑移的不同變化規(guī)律［8］?；馂淖饔孟碌臉O限承載力的試驗研究結果表明：植筋試件的保護層厚度和植筋深度對植筋試件的承載力有很大的影響［9－11］。文獻［12］對高溫下單根植筋極限承載力公式進行了推導，試驗結果表明：當溫度不超過200℃時，采用文中導出公式計算出的結果與試驗數(shù)據能較好的吻合。

但上述研究大多數(shù)是建立在環(huán)氧樹脂類有機膠植筋的基礎上進行的，一般有機膠的工作環(huán)境溫度在－5～40℃之間，超過此溫度范圍，有機膠會由于高溫作用失效而導致粘結強度喪失使其極限拉拔力急劇下降。例如，文獻［8］指出植筋膠溫度達到60℃時植筋拉拔承載力已折減15%，溫度達到120℃時，極限承載力已折減70%；當溫度達到350℃時，試件承載力基本為零。文獻［9］指出植筋膠的溫度在80℃以下時，拉拔承載力損失小于35%，溫度達到100℃時，極限承載力損失超過50%；當溫度超過130℃，試件發(fā)生拔出破壞，基本無剩余承載力。文獻［13］中更是指出“采用植筋的混凝土結構，其錨固區(qū)基材的長期使用溫度不應高于50℃”，因此有必要研究一種耐高溫的新型無機錨固材料來彌補這一缺陷。到目前為止，這方面的研究較少，王欣等進行了無機膠植筋式后錨固連接的抗火性能研究，得出了不同錨固深度和植筋膠種類對植筋構件抗火性能的影響規(guī)律。這種無機膠在滿足一定錨固深度的要求下能夠滿足錨固強度要求［14］。王婷婷等采用無機化學植筋膠進行了高溫下化學植筋的粘結性能試驗，認為高溫后無機植筋膠的粘結強度要高于常溫下的粘結強度［15］。由于目前對高溫后無機膠植筋拉拔試驗承載力及黏結滑移的研究較少，特別是當溫度高于350℃時拉拔承載力，還沒有系統(tǒng)的理論和實驗研究，因此有必要進行更為深入的研究。文章通過對高溫后自然冷卻條件下不同鋼筋直徑、不同植筋深度的構件進行拉拔試驗，并與常溫下植筋構件進行比較，探討高溫后植筋拉拔極限承載力、承載力損失和滑移規(guī)律。

1 試件設計與制作

試驗采用養(yǎng)護好的混凝土試件，試件具體尺寸為800 m m×600 m m×550 m m。設計混凝土強度等級為C 30，實測鋼筋混凝土強度為36 MPa；鋼筋采用HRB 400級，直徑分別為14、16和22 m m，所植鋼筋與基材邊緣最小距離為150 m m，鋼筋之間最小間距為250 m m；植筋孔直徑嚴格按照JGJT 271—2012《混凝土結構工程無機材料后錨固技術規(guī)程》［16］的要求施工，具體試件參數(shù)見表1。

文中試驗植筋膠采用山東濟南魯東耐火材料有限公司生產的耐火無機料，其主要成分為氯氧鎂水泥，使用時將M S和M C兩種原料嚴格按照水膠比干混，干混均勻后加水攪拌至均勻泥漿。植筋膠強度隨溫度不同而變化，水膠比約在0.14～0.27之間，經多次試驗，水膠比在0.2左右時為最佳。

表1 試件參數(shù)／m m

試驗在山東建筑大學結構工程火災試驗室進行，將試件放在水平試驗爐膛內進行加熱，該實驗爐內部凈尺寸為4960 m m×3750 m m，南北各三個噴嘴。為保證試件均勻充分受火，將試件置于中間，且植筋外露端未采取任何防火隔熱措施。升溫通過試驗室的火災溫度控制系統(tǒng)按照ISO—834國際標準升溫曲線的標準進行升溫，持續(xù)升溫3 h，實測爐膛內最終溫度為1100℃。待試驗爐內試件完全自然冷卻后，同時對火災后及常溫下植筋試件，采用穿心式千斤頂連續(xù)加載［16］，手動油泵加壓，荷載通過手動泵上的壓力表讀數(shù)。加載裝置示意圖如圖1所示。

圖1 加載裝置示意圖

2 試件拉拔試驗

2.1 常溫試件

由于試驗所植鋼筋與基材邊緣最小距離為150 m m，鋼筋之間最小間距為250 m m，二者均滿足JGJ T 145—2013《混凝土結構后錨固技術規(guī)程》［13］中關于化學錨栓群錨最小間距值與最小邊距值宜不小于5 d，且宜不小于100 m m的規(guī)定，所以在常溫及火災作用下各植筋鋼筋彼此之間并沒有耦合作用。

2.1.1 錨固深度為15 d的試件

直徑為14 m m的試件在拉拔過程中，前期荷載增長較快，當荷載達到94 k N時增長較為緩慢，繼續(xù)加壓，荷載達到102 k N時，壓力表讀數(shù)不再變化，此時可以看到鋼筋根部出現(xiàn)明顯頸縮現(xiàn)象，如圖2（a）所示。直徑為16m m試件，在荷載達到101 k N之前增長較快，隨著荷載增加油泵加壓越來越困難；當荷載超過101 k N后，增長減慢，此時鋼筋已出現(xiàn)頸縮破壞，如圖2（b）所示，最終荷載維持在130.2 k N。直徑為22 m m的試件，在加壓過程中荷載增加較快，未出現(xiàn)明顯減慢趨勢；當荷載增加到177.9 k N時，繼續(xù)加壓，荷載維持不變，此時鋼筋表現(xiàn)為頸縮破壞。

2.1.2 錨固深度為20 d的試件

直徑為14 m m的試件在拉拔過程中，前期荷載增加較快，且手動油泵加壓比較容易。隨著荷載的增加，后期荷載增加較為緩慢，手動油泵加壓比較困難；當荷載增加到96.8 k N時，荷載緩慢增加，直至荷載達到101.9 k N時，荷載保持恒定。最終鋼筋發(fā)生滑移破壞（如圖2（a）所示），這是因為在施工過程中，施工質量較差，膠未能灌滿植筋孔。直徑為16 m m的試件在荷載達到101.3 k N后荷載增長變慢，在荷載達到115 k N后又開始加快，最終荷載維持在133.3 k N?？梢园l(fā)現(xiàn)鋼筋發(fā)生明顯的頸縮破壞（如圖2（b）所示）。直徑為22 m m的試件在荷載達到173.5 k N后開始緩慢增加，隨油泵壓力的增加，增長略有加快，最終荷載達到207 k N。通過觀察可以發(fā)現(xiàn)混凝土發(fā)生錐形破壞，同時鋼筋發(fā)生明顯頸縮現(xiàn)象（如圖2（c）所示）。

圖2 常溫下拉拔試驗破壞形態(tài)圖

2.1.3 錨固深度為22 d的試件 直徑為14 m m的試件在拉拔過程中，前期荷載增長較快，荷載達到74 k N后緩慢增長，繼續(xù)加載，荷載變化有所加快，當荷載達到98 k N后增長又變慢；當荷載達到101.2 k N時，鋼筋被拉斷。直徑為16 m m的試件，最終拉拔力為134.1 k N，鋼筋發(fā)生頸縮破壞。而直徑為22 m m試件，前期荷載增加較快，荷載達到174.9 k N時荷載增長開始變慢，最終荷載維持在208.6 k N。最終混凝土發(fā)生錐形破壞，同時鋼筋發(fā)生明顯頸縮破壞。

2.2 高溫后自然冷卻試件

待試驗爐膛內構件完全冷卻后，可以看到整個構件表層混凝土已脫落，而植筋膠處局部明顯變白，并未出現(xiàn)明顯脫落現(xiàn)象，尚處于完好狀態(tài)，如圖3所示。

圖3 高溫后試件圖

通過對所有鋼筋的拉拔試驗，可以發(fā)現(xiàn)試件發(fā)生鋼筋的滑移破壞或鋼筋的頸縮破壞，并沒有發(fā)生鋼筋的斷裂破壞，符合預期試驗設計要求。

2.2.1 錨固深度為15 d的試件

直徑為14 m m試件在拉拔過程中，并未出現(xiàn)特別異常，植筋膠處未出現(xiàn)明顯開裂；當荷載達到38.3 k N時，此后保持恒定，繼續(xù)加壓，鋼筋出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，如圖4（a）右所示。

直徑為16 m m的鋼筋在拉拔過程中，隨著荷載的增加，鋼筋周圍混凝土出現(xiàn)開裂，最終混凝土形成淺錐形破壞面。當荷載達到56.3 k N時，壓力表讀數(shù)保持恒定，繼續(xù)加壓，鋼筋發(fā)生滑移破壞（如圖4（a）所示）。

直徑為22 m m的鋼筋在拉拔過程中，鋼筋周圍混凝土出現(xiàn)明顯的裂縫，隨著荷載的增加，表層混凝土脫落，壓力表讀數(shù)維持在84.5 k N并保持不變，最終鋼筋發(fā)生滑移破壞（如圖4（b）所示）。

2.2.2 錨固深度為20 d的試件

直徑為14 m m的鋼筋在拉拔過程中，植筋膠周圍出現(xiàn)裂縫，最終植筋膠表層混凝土現(xiàn)剝落；當荷載增加到44.5 k N時，既趨于穩(wěn)定，可以看到鋼筋發(fā)生滑移，如圖4（a）中所示。

直徑為16 m m的鋼筋在拉拔過程中，植筋膠一側出現(xiàn)裂縫，并出現(xiàn)脫落。當荷載施加到51.3 k N時，趨于穩(wěn)定，隨后荷載在53.1～54.7 k N增加較為緩慢，這是由于鋼筋出現(xiàn)滑移；繼續(xù)加壓，荷載增加加快，這是由于帶肋鋼筋的肋又重新滑入植筋膠的肋槽中，導致咬合力和摩擦力加大。最終荷載維持57.5 k N保持不變，繼續(xù)加壓，滑移急劇增加并延伸一段距離，最終鋼筋被拔出。

直徑為22 m m的鋼筋在拉拔過程中，植筋膠周圍出現(xiàn)明顯的裂縫，隨著荷載的繼續(xù)增加，混凝土慢慢脫落，最終形成錐形破壞面。當荷載達到90.9 k N時保持不變，繼續(xù)加壓，滑移急劇增加并延伸一段距離，直至鋼筋被拔出。

2.2.3 錨固深度為22 d的試件

三種直徑的鋼筋在拉拔過程中，從施加壓力開始均可以聽到明顯的“吱吱”響聲，壓力表讀數(shù)增加較為緩慢，這是由于壓力增加，反力架的作用力施加在構件表面而將表層脫落的混凝土壓酥。隨著壓力增加，壓力表的讀數(shù)增加趨于加快，同時施加過程中可以聽到輕微的“噼啪”響聲，這主要是由于鋼筋、無機膠、混凝土之間咬合力的作用。

直徑為14 m m的鋼筋在荷載施加到45 k N時，植筋膠處混凝土出現(xiàn)開裂，壓力表讀數(shù)暫時穩(wěn)定；隨著壓力的繼續(xù)增加，植筋膠處出現(xiàn)錐形破壞，壓力表讀數(shù)繼續(xù)增加，但增加變慢，當荷載達到58.7 k N時，繼續(xù)施加壓力，讀數(shù)維持不變，鋼筋出現(xiàn)滑移，此時鋼筋已經出現(xiàn)明顯的拔出破壞，結構膠完全失去粘結力，且鋼筋發(fā)生頸縮現(xiàn)象，如圖4（a）所示。

直徑為16 m m的鋼筋隨著壓力的增加，荷載前期增加較快，后期增加較為緩慢；當荷載增加到73.8 k N時，讀數(shù)維持不變，可以看到鋼筋根部標記處明顯出現(xiàn)滑移，鋼筋出現(xiàn)頸縮。

直徑為22 m m的鋼筋同樣隨著油泵壓力的增加荷載前期增加較快，后期增長較慢，鋼筋周圍出現(xiàn)裂縫，最終植筋膠處混凝土出現(xiàn)剝落；當荷載增加到131 k N時，基本趨于穩(wěn)定；隨后繼續(xù)加壓，荷載增加極為緩慢，最終荷載維持在136.9 k N。同時鋼筋根部標記處出現(xiàn)明顯滑移，最終表現(xiàn)為鋼筋頸縮破壞， 如圖4（b）所示。

圖4 火災后拉拔試驗破壞形態(tài)圖

3 結果與分析

圖5為在加熱180 min后不同深度處的混凝土溫度場分布，可以看出在距混凝土外表面50 m m時混凝土內部的溫度約為520℃；隨著深度的遞增，由于混凝土熱傳導系數(shù)逐漸降低，其內部溫度呈顯遞減趨勢。

圖5 混凝土溫度場分布圖

表2為高溫后及常溫條件下無機膠植筋后錨固拉拔承載力試驗結果。根據JGJ T 145—2013中規(guī)定［13］，假設植筋發(fā)生鋼材破壞，植筋拉拔力設計值計算結果見表2，計算式（1）表示為

式中：Nl為植筋鋼材破壞時拉拔力設計值，k N；fy為抗拉強度設計值，N／m m2；As為鋼筋面積，m m2。

3.1 常溫下無機膠植筋拉拔實驗分析

常溫條件下，鋼筋的破壞為頸縮破壞或者頸縮破壞與混凝土的錐形復合破壞模式。

通過觀察表2，三種直徑的鋼筋可以發(fā)現(xiàn)，在鋼筋直徑一定的情況下，植筋深度為15 d時，植筋拉拔力可以滿足規(guī)范要求拉拔力設計值［16］，增加鋼筋的錨固深度對植筋拉拔承載力的影響不大。因此，可以認為采用氯氧鎂水泥為主要成分的無機料錨固材料植筋深度為15 d時是可靠的。這與文獻［17］得出的結論基本一致。

在植筋錨固深度一定的條件下，增加鋼筋直徑可以明顯提高鋼筋的極限拉力。

3.2 高溫下無機膠植筋拉拔實驗分析

由表2可以看出，高溫后三種鋼筋直徑在植筋深度為15 d和20 d時，二者的拉拔承載力基本相同，所以植筋深度為15 d和20 d時對鋼筋的拉拔力影響較小，但其火災后的拉拔承載力約為常溫下拉拔力設計值的37%～48%，因此高溫對鋼筋的拉拔承載力影響較大。

在鋼筋直徑一定的情況下，植筋深度為15 d或20 d時，其高溫后的極限拉力較常溫下均折減50%以上，一方面是由于高溫作用使表層混凝土脫落，植筋錨固長度減??；另一方面由于鋼筋未做保護，導熱較快，植筋膠的材性發(fā)生變化。植筋深度為22 d時，高溫條件下植筋拉拔力較常溫下承載力折減明顯降低。因此可以通過增加植筋深度提高火災作用 下的拉拔承載力。

表2 無機膠植筋錨固拉拔實驗結果

當植筋深度為22 d時，三種直徑鋼筋的拉拔承載力基本能夠滿足規(guī)范規(guī)定的拉拔力設計值。因此，當植筋深度大于22 d時，可以認為無機膠植筋構件在高溫后的拉拔承載力可以滿足規(guī)范的可靠度要求。在實際工程中可以通過加大錨固深度避免火災后無機膠植筋的承載能力下降。

在鋼筋直徑一定的前提下，隨著植筋深度的增加，混凝土內部溫度場逐漸呈梯度遞減，鋼筋與植筋膠之間的粘結強度越好，故高溫后的極限拉力呈增長趨勢，且錨固長度越大極限拉力增加愈加明顯；因此，對比有機膠植筋試驗文獻［6－7］，無機膠植筋試件亦可通過增加錨固長度來提高火災后的極限拉拔力。由表2可知，在鋼筋直徑一定的前提下，外露鋼筋的伸長量隨錨固長度的增加呈增長趨勢；隨著鋼筋直徑及錨固長度的增加，外露鋼筋的伸長量同樣呈增長趨勢。這是因為錨固長度越長，鋼筋的極限拉拔力越大，鋼筋拉拔后頸縮現(xiàn)象越明顯。

4 結論

通過上述研究可知：

（1）常溫條件下，植筋深度大于15 d時，試件發(fā)生鋼筋的頸縮破壞或者頸縮與混凝土的錐形復合破壞模式。在鋼筋直徑一定時，錨固深度為15 d時，植筋拉拔力滿足規(guī)范要求。

（2）高溫后試件在植筋深度為15 d和20 d時，破壞形式表現(xiàn)為鋼筋的滑移破壞，植筋鋼筋均未達到拉拔力設計值；當植筋深度大于22 d時，植筋鋼筋均表現(xiàn)為鋼筋頸縮破壞。

（3）在鋼筋直徑一定的前提下，植筋深度為15 d或20 d時，其高溫后的極限拉力較常溫下均折減50%以上；隨著植筋深度的增加，混凝土內部溫度場逐漸呈顯梯度遞減，高溫后的極限拉拔承載力隨二者的變化呈增長趨勢，高溫后的極限拉力呈增長趨勢，且錨固長度越大極限拉力增加愈加明顯。在實際工程中增大錨固深度可以減小對火災后植筋承載力的影響。

［1］ 張建榮，石麗忠，吳進，等.植筋錨固拉拔試驗及破壞機理研究［J］.結構工程師，2004，20（5）：47－51.

［2］ 周新剛.混凝土植筋錨固性能分析［J］.巖石力學與工程學報. 2003，22（7）：1169－1173.

［3］ 舒睿彬，張建榮，張春，等.自由拉拔植筋系統(tǒng)的粘結滑移受力機理分析［J］.結構工程師，2008，24（5）：64－70.

［4］ 李曉芝，田穩(wěn)苓，孫文君，等.鋼筋植筋粘結錨固性能的拉拔試驗研究［J］.河北工業(yè)大學學報，2010（4）：113－118.

［5］ 袁廣林，劉林，閆玉紅.高溫后植筋黏結滑移力學性能試驗［J］.河海大學學報（自然科學版），2008，36（3）：358－362.

［6］ 劉長青，陸洲導，李占鴻，等.火災（高溫）下植筋試件拉拔承載力試驗研究［J］.四川大學學報（工程科學版），2010，42（1）：74－79.

［7］ 劉長青，余江滔，陸洲導，等.高溫下植筋黏結—滑移性能實驗研究［J］.同濟大學學報（自然科學版），2010，38（11）：1579－1585.

［8］ 黃維民，趙望達.高溫植筋試件拉拔實驗研究［J］.湖南城市學院學報（自然科學版），2009，18（4）：1－4.

［9］ 劉長青，陸洲導，張繡球，等.火災下植筋試件極限承載力試驗研究［J］.哈爾濱工業(yè)大學學報，2010，42（12）：1958－1961.

［10］劉長青.化學植筋構件耐火極限試驗研究［J］.結構工程師，2013，29（3）：108－113.

［11］鄒勇，陸洲導，余江滔，等.火災中植筋連接構件極限承載力試驗研究［J］.結構工程師，2011，27（3）：92－97.

［12］劉長青，王孔藩，陸洲導，等.高溫中單根植筋極限承載力計算方法分析［J］.結構工程師，2011，27（5）：85－89.

［13］JGJT 145—2013，混凝土結構后錨固技術規(guī)程［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2013.

［14］王欣，姜常玖，惠守江，等.無機膠植筋式后錨固連接的抗火性能研究［J］.四川大學學報（工程科學版），2013，45（4）：27－ 33.

［15］王婷婷，崔士起，徐新生.高溫下化學植筋的粘結性能［J］.濟南大學學報（自然科學版），2012，26（3）：322－325.

［16］JGJT 271—2012，混凝土結構工程無機材料后錨固技術規(guī)程［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2012.

［17］司偉建，周新剛，黃金枝，等.混凝土結構植筋粘結錨固性能的試驗研究［J］.建筑結構，2001，31（3）：9－12.

（學科責編：吳芹）

Experimental study on the inorganic anchorage draw ing after fire

Li Shuming1，Chen Haiqiang1，Hui Shoujiang2，et al.
（1.School of Civil Engineering，Shandong Jianzhu University.Jinan 250101，China；2.Shandong Weifang Changda Construction Group Co.，Ltd.，Weifang 261031，China）

Inorganic adhesive with organic adhesive has good performance of high temperature resistance，and fire inorganic anchoring adhesive tensile experiment has important theoretical significance.to improve anchorage technology standard.This paper made a research on the normal temperature inorganic adhesive anchorage drawing bearing capacity，for different bar diameter（14mm，16 mm，22 mm），different anchorage depth（15 d，20 d，22 d）of themember.By summarizing its failuremode analysis and comparing each specimen drawn anchorage ultimate bearing capacity and the loss of capacity，the paper derived the relationship between anchorage depth，bar diameter and pull bearing capacity.The results show that：when the specimen after the fire with has the anchorage depth of 15d and 20d，reinforced specimen slippage occurs；when the anchorage depth is 22d，the specimen reinforced necking destruction.When the bar diameter is constant and the anchorage depth is 15d or 20d，its high temperature limit tension after reduction than the room temperaturewas above 50%；With the increase of the depth of embedded steel bars，concrete internal temperature field is gradually decreasing，after high temperature of the ultimate tensile bearing capacity an increasing trend over the two changes，and the longer the length of anchoring the more obvious the ultimate pullout capacity increases.

post-installed rebar；inorganic adhesive；fire；drawing bearing capacity

TU317

A

2015－05－21

住房和城鄉(xiāng)建設部科學技術項目（2010－K3－53）；山東省教育廳資助項目（J10LE53）

李樹明（1973－），男，工程師，學士，主要從事工程結構安全性診斷與加固改造施工等方面的研究.E-mail：13605312955＠163.com

1673－7644（2015）05－0429－06