不同結合面處理方法的新舊混凝土結合面抗剪性能試驗研究

不同結合面處理方法的新舊混凝土結合面抗剪性能試驗研究

1新舊混凝土結合面處理試驗由于工業(yè)設備的搬遷和變化，鋼筋混凝土銷售站的設計被改造成一個旅游設施（圖1（a））。經(jīng)過改造,達到既保留工業(yè)時代的痕跡,又賦予其新的功能的目的。煙囪高165m,筒身壁厚隨著高度變化逐漸減小,由底到頂各段壁厚分別為400mm,300mm,200mm和160mm。按改造方案經(jīng)計算分析,原煙囪壁厚不能滿足設計要求,且煙囪壁沿豎向分布有溫度裂縫,需要補強加固。綜合考慮各因素,煙囪加固方案采用在筒壁外再澆筑一定厚度配筋混凝土使新舊混凝土共同受力的做法。新舊混凝土之間能否有效的結合,是設計中的關鍵問題。新舊混凝土結合面處理方法常見的有三種:鑿毛、開槽、植筋。為驗證這三種結合面處理方法的安全性能及可行性,進行了現(xiàn)場試驗。本試驗設計制作4組加固于煙囪表面的不同結合面處理方法的抗剪試件,分別承受剪切荷載至破壞。通過試件的剪切試驗,分析新舊混凝土結合面的抗剪切性能。為了更好地體現(xiàn)現(xiàn)場實際操作環(huán)境狀況,本試驗在實際比例的煙囪模型上完成,試驗現(xiàn)場位于諸暨市某工廠內(圖1(b))。2試驗總結2.1混凝土試件的制作本試驗中新混凝土強度等級為C35,舊混凝土強度等級為C25?？辜粼嚰唇Y合面處理方法的不同共分為4組,每組3個,共12個試件。各試件的尺寸及構造見表1。第一組(JA1～JA3)試件:采取鑿毛的做法。將舊混凝土外表面進行鑿毛處理,露出堅實石子和水泥石,用高壓水清洗干凈,在此鑿毛的結合面上,澆筑制作新混凝土試件(圖2(a))。第二組(JB1～JB3)試件:采取鑿毛、開槽的做法。將原混凝土外表面進行鑿毛處理,露出堅實石子和水泥石,用高壓水清洗干凈,并在此鑿毛的結合面上開寬、深均為10mm、長200mm的凹槽,然后在帶有凹槽的鑿毛結合面上澆筑制作新混凝土試件(圖2(b))。第三組(JC1～JC3)試件:采取鑿毛、開槽并植筋的做法。將原混凝土外表面進行鑿毛處理,露出堅實石子和水泥石,用高壓水清洗干凈,并在此鑿毛的結合面上開寬、深均為10mm,長200mm的凹槽,然后按要求在混凝土中鉆孔,用空壓機吹凈孔內灰屑,注入植筋藥劑,植入鋼筋(?ˉ8@150(?ˉ8@150mm,植入深度80mm),再澆筑制作新混凝土試件(圖2(c))。第四組(JD1～JD3)試件:為“凸”字形整澆混凝土試件,用以對比以上各組試件的抗剪性能。其中,直接與煙囪連接的大塊部分尺寸為400mm×400mm×200mm,小塊部分尺寸為200mm×200mm×180mm,與大塊部分整澆。新澆混凝土與煙囪之間的結合面施工時鑿毛、植筋,與煙囪牢固連接,以避免新澆混凝土與混凝土煙囪之間發(fā)生連接破壞(圖2(d))。2.2應變片、位移計、數(shù)據(jù)庫的設計本試驗所用試驗器材如下。千斤頂:采用60t型號電動液壓千斤頂。應變片:用于采集試件加載后應變變化情況。位移計:位移計置于各混凝土試件上,用以量測節(jié)點的變形情況。計算機系統(tǒng):采集數(shù)據(jù),數(shù)據(jù)主要來源于各應變片、位移計等的信息。試驗裝置如圖3所示。2.3混凝土抗剪試驗試驗于2008年11月17日澆筑混凝土試件完畢,12月18日進行抗剪試驗,混凝土齡期為30d。進行施工操作時,因煙囪模型表面保護層較厚,為露出石子鑿毛時盡量多鑿,另外在各試件的混凝土壁上方多鑿出約20mm。2.4試驗量測與位移本次試驗為現(xiàn)場靜力試驗,量測指標主要有豎向剪力、各試件的豎向位移等。豎向荷載由60t千斤頂提供,千斤頂采用電動油泵加載,為避免油泵的讀數(shù)誤差,剪力由力傳感器通過應變數(shù)據(jù)采集儀接入電腦控制。試驗量測時,千斤頂置于各試件正下方,為保證各試件受力均勻,千斤頂與試件之間放置鋼墊板。位移計置于各試件正上方,位移計探頭與試件之間放置玻璃墊片。位移計讀數(shù)由數(shù)據(jù)采集儀接入電腦。整個試驗過程除人工觀察記錄特征點數(shù)值外,均采用數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)連續(xù)采集剪力、位移及混凝土應變數(shù)據(jù)。2.5接觸不均勻等情況試驗準備工作完成后預加載1～3kN以消除各儀器構件之間的接觸不均勻等現(xiàn)象。試驗正式操作時,開動測力試驗儀、電動液壓加載系統(tǒng),以連續(xù)、均勻的速率加荷,加荷速度2～5mm/min,試樣自加荷至破壞的時間控制在5min以內。1試驗件在誹金回收時,加載方向位移分別當荷載較小時,加載方向幾乎沒有位移,隨著荷載的增加,位移少量增加,分別加載至45.68kN,42.63kN,47.85kN時,加載方向位移分別達到0.10mm,0.13mm,0.09mm,試件在瞬間發(fā)生破壞。隨后,荷載迅速卸載,試件發(fā)生大幅位移,終止試驗。JA1～JA3的荷載位移曲線如圖4所示,JA2破壞后的圖片如圖5所示。2試驗加載方向位移試驗過程與JA組試件相類似,JB組極限荷載略有增加。當荷載較小時,加載方向幾乎沒有位移,隨著荷載的增加,位移少量增加,分別加載至50.46kN,52.20kN,50.03kN時,加載方向位移達到0.38mm,0.39mm,0.46mm,試件在瞬間發(fā)生破壞。隨后,荷載迅速卸載,試件發(fā)生大幅位移,終止試驗。JB1～JB3的荷載位移曲線如圖6所示,JB1～JB3破壞后的圖片如圖7所示。3試驗結果及分析當荷載較小時,加載方向幾乎沒有位移,隨著荷載的增加,位移少量增加,新舊混凝土結合面周圍逐漸出現(xiàn)細微裂縫,加載至50～60kN時,細微裂縫演化成顯見的粗裂縫,裂縫的開展較為平穩(wěn)。加載至88.01kN,92.68kN,90.27kN時,試件豎向位移達到0.19mm,0.17mm,0.22mm,可聽到細微連續(xù)的“噼啪”聲,隨后荷載緩慢卸載,試驗完畢。JC1～JC3的荷載位移曲線見圖8所示,JC1,JC2破壞后的圖片如圖9所示。4試驗結果及分析當豎向剪切荷載較小時,加載方向幾乎沒有位移,隨著荷載增加,位移少量增加,加載至69.60kN,67.44kN,66.9kN時,加載方向位移達0.33mm,0.29mm,0.23mm,試件在瞬間發(fā)生破壞。隨后荷載迅速卸載,結束試驗。JD1～JD3的荷載位移曲線見圖10所示,JD1,JD2破壞后的圖片如圖11所示。3新舊混凝土抗剪性能若試件破壞時,中間截面的剪力為Vp,考慮到剪應力分布的不均勻性,混凝土的抗剪強度τp的取值為τp=1.2VpA(1)τp=1.2VpA(1)本次試驗各試件的極限承載力見表2所示。本試驗中,三個整澆混凝土試件的平均抗剪強度為τp1=2.04N/mm2,與其軸心抗拉強度ft=2.2kN/mm2接近,試件的破壞形態(tài)和裂縫特征也相同。從表2可以看出,新舊混凝土經(jīng)過鑿毛處理后的結合面上的承載力比整澆混凝土低,是其承載力的67%。在新舊混凝土的結合面進行鑿毛和開槽處理,主要是改變了結合面的粗糙程度從而改善新舊混凝土之間的粘結性能。目前關于結合面處理的粗糙程度與粘結性能的確切關系還不是很清楚,但新舊混凝土結合面的粘結性能與其界面的某些粗糙程度指標之間存在一定的關系。3.1切槽試驗復核對于結合面采用切槽處理的新舊混凝土試件,可以用切槽率γ來評價結合面的粗糙程度:γ=切槽面積粘結界面面積=nΔabab=nΔaa(2)γ=切槽面積粘結界面面積=nΔabab=nΔaa(2)式中,a為結合面長度,沿此方向間隔切槽;b為結合面寬度,順此方向間隔切槽;Δa為每個槽的平均寬度;n為結合面長度方向的切槽個數(shù)。本試驗的切槽率為γ=0.2。結合面的抗剪強度隨著切槽率的增加而增大,但是抗剪強度不會隨著切槽率的提高而無限制增大,當切槽率達到一定數(shù)值后,結合面的抗剪強度反而會下降。引用文獻的公式及試驗結果,對本次試驗進行復核。對于采用切槽處理的新舊混凝土結合面的抗剪強度可用式(3)表示:τp3=α1(1?γ)τn+α2γτp1(3)τp3=α1(1-γ)τn+α2γτp1(3)式中,τn為未開槽結合面的抗剪強度;τp1為整澆混凝土的抗剪強度;α1為界面劑影響系數(shù);α2為切槽率影響系數(shù)。本試驗取鑿毛處理的新舊混凝土結合面剪切強度τn=1.36N/mm2。當無界面劑時,α1取1.0。切槽率影響系數(shù)α2的取值尚未有較為可靠的方法,根據(jù)文獻中的試驗結果,當結合面的不平度為2.5mm時,剪切強度達到最大值,此時α2取1.31。于是對于本試驗,切槽處理的新舊混凝土結合面剪切強度計算值為τp2=1.62N/mm2,與試驗結果較為接近,這也能說明本次試驗結果有一定的參考性。3.2新舊混凝土粘結強度的提高值復合應力狀態(tài)下新老混凝土結合面剪切試驗結果表明,法向壓應力可以提高結合面的抗剪強度,當結合面粗糙度一定時,抗剪強度與法向壓應力在一定范圍內成正比。本試驗中,當試件承受剪切荷載時,結合面處將產生豎向剪切應變和法向拉應變,其中,豎向剪切應變可使混凝土結合面及鋼筋橫截面產生剪應力,法向拉應變則使結合面產生拉應力,并使構造鋼筋同步受拉。此時,鋼筋拉應力反作用于結合面,可起到削弱結合面拉應力的作用,且拉應變越大,反向壓應力就越大。因此,對于設置抗剪鋼筋的新舊混凝土結合面的抗剪強度,應考慮鋼筋對抗剪強度的提高作用,提高值的大小一般與植筋的方式和植筋率等有關。對于同一種植筋方式,抗剪強度的提高基本與植筋率成線性關系。螺紋鋼筋和混凝土之間的極限粘結強度:τu=13ξfc(4)τu=13ξfc(4)式中,ξ為粘結系數(shù),當混凝土澆筑方向與鋼筋方向一致時取1.0,當與鋼筋方向垂直時取2/3;fc為混凝土抗壓強度。當達到鋼筋和混凝土的粘結強度時,新舊混凝土結合面處的鋼筋拉力為F=πdLτu(5)F=πdLτu(5)式中,L為鋼筋植入新或舊混凝土的深度;d為鋼筋直徑。則抗剪鋼筋的拉應力為σ1=FA=4Ldτu(6)σ1=FA=4Ldτu(6)假定鋼筋處于三向應力狀態(tài),σ1=σ2,于是有τmax=σ12=2Ldτu(7)τmax=σ12=2Ldτu(7)則抗剪鋼筋對新舊混凝土粘結強度的提高值為τs=nAsAτmax=ρτmax=2Ldρτu=γsρτu(8)τs=nAsAτmax=ρτmax=2Ldρτu=γsρτu(8)式中,γs為鋼筋抗剪強度增強系數(shù);ρ為抗剪鋼筋植筋率。在本試驗中,粘結系數(shù)取ξ=1.0,混凝土取其立方體抗壓強度fc=35N/mm2,植筋?ˉ8@150?ˉ8@150mm,植入深度L=80mm。植筋率為ρ=0.50%,鋼筋和混凝土的極限粘結強度為τu=11.7N/mm2?？辜翡摻顚π屡f混凝土粘結強度的提高值為τs=1.17N/mm2。經(jīng)過鑿毛切槽并植筋處理的新舊混凝土結合面剪切強度為τp3=2.71N/mm2,與試驗結果正好一致。本文認為可以采用上式計算植筋對新舊混凝土結合面抗剪強度的提高值。通過以上分析可知,為使新舊混凝土有效地結合在一起,共同受力,采用植筋的方式更為有效。在植筋率為0.25%的情況下,植筋新舊混凝土結合面的抗剪強度基本可以與整澆混凝土的抗剪強度一致。4新舊混凝土的結合面總結以上試驗結果,可以得出如下結論:(1)新舊