全輕頁巖陶?；炷僚c鋼筋粘結(jié)性能試驗(yàn)研究

周 超，曹國輝，張?jiān)偃A，朱海航，何 杰

(1. 長沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，長沙 410000；2. 湖南城市學(xué)院 土木工程學(xué)院，湖南 益陽 413000)

鋼筋和混凝土2 種不同的材料能夠共同工作并發(fā)揮其優(yōu)異性能的基礎(chǔ)是鋼筋和混凝土間具有良好的粘結(jié)性能.近年來，國內(nèi)外學(xué)者對鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)性能展開了大量研究.如徐有鄰等[1]分析了334 個(gè)涉及各類鋼筋、各種錨固條件的拉拔試驗(yàn)結(jié)果，建立了各種鋼筋粘結(jié)強(qiáng)度的實(shí)用計(jì)算公式.李渝軍等[2]設(shè)計(jì)了80個(gè)拔出試件并探究了高強(qiáng)陶粒混凝土與變形鋼筋的粘結(jié)性能，其研究結(jié)果表明高強(qiáng)陶粒混凝土與變形鋼筋的粘結(jié)強(qiáng)度優(yōu)于同等級的普通混凝土.Anwar[3]通過112 個(gè)拔出試件研究了混凝土類型、鋼筋類型、錨固長度、混凝土齡期對輕質(zhì)浮石混凝土與鋼筋極限粘結(jié)強(qiáng)度的影響.Teo 等[4]對以油棕櫚殼為粗骨料的輕骨料混凝土與鋼筋的粘結(jié)性能進(jìn)行了研究.Mitchell 等[5]基于拉拔試驗(yàn)，提出高強(qiáng)輕骨料混凝土與鋼筋的粘結(jié)強(qiáng)度等于或略大于高強(qiáng)度普通混凝土.張歡歡等[6]通過42個(gè)局部粘結(jié)拔出試件研究了鋼纖維體積率和長徑比對鋼纖維高強(qiáng)陶粒混凝土與鋼筋粘結(jié)性能的影響.姚瑞[7]通過138 個(gè)拔出試件研究了HPB300、HRB500 級鋼筋與高強(qiáng)陶?；炷恋恼辰Y(jié)性能，提出了HRB500級鋼筋在高強(qiáng)陶粒混凝土中錨固長度的建議設(shè)計(jì)值.楊念旭[8]基于不同參數(shù)鋼筋混凝土試件的拉拔試驗(yàn)，解釋了月牙肋鋼筋與全輕混凝土之間的粘結(jié)力主要源于月牙肋與混凝土之間的機(jī)械咬合力.高兵[9]通過108個(gè)拔出試件研究了鋼筋材質(zhì)、凍融循環(huán)次數(shù)、混凝土強(qiáng)度對鋼筋與陶粒混凝土粘結(jié)性能的影響.Liu 等[10]通過制備不同混凝土抗壓強(qiáng)度、混凝土保護(hù)層厚度和錨固長度的拔出試件，研究了變形鋼筋在自密實(shí)混凝土中的粘結(jié)性能.

全輕頁巖陶粒混凝土是一種以頁巖陶粒和頁巖陶砂為骨料的新型輕骨料混凝土，具有自重輕、保溫隔熱、抗震性能強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn).目前，針對普通混凝土或砂輕混凝土與鋼筋粘結(jié)性能的研究已有較多成果，但對全輕混凝土與鋼筋粘結(jié)性能的研究較為少見.鑒于此，本文設(shè)計(jì)了12 組拔出試件并研究全輕頁巖陶?；炷僚c鋼筋的粘結(jié)性能.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

目前，研究鋼筋與混凝土粘結(jié)性能的試驗(yàn)方法主要有3 種：中心拔出試驗(yàn)、梁式試驗(yàn)、軸拉試驗(yàn)，其中中心拔出試驗(yàn)具有操作簡單、試件成本低和數(shù)據(jù)處理簡單等特點(diǎn).本試驗(yàn)以LC40 和LC45 為混凝土強(qiáng)度等級指標(biāo)，選用HRB400 和HRB500 鋼筋，采用14、16、20 和25 等4種鋼筋直徑，制作12 組(每組3 個(gè))拔出試件，利用中心拔出試驗(yàn)研究全輕頁巖陶?；炷僚c鋼筋的粘結(jié)性能.各試件的錨固長度均為5 倍鋼筋直徑，試件自由端長度為50 mm，加載端長度為300 mm.為使試件發(fā)生拔出破壞，25 鋼筋對應(yīng)的試件尺寸為200 mm×200 mm× 200 mm，其余試件尺寸為150 mm×150 mm×150 mm.試件采用PVC管控制鋼筋與混凝土錨固長度，用玻璃膠密封PVC 管與鋼筋間的縫隙以防止混凝土漿流入.各試件具體的尺寸及試件參數(shù)見圖1 和表1.

圖1 試件幾何尺寸及構(gòu)造/mm

表1 試件參數(shù) mm

1.2 材料力學(xué)性能

按文獻(xiàn)[11]規(guī)定的方法對28 d 齡期混凝土試件的力學(xué)性能進(jìn)行測試，結(jié)果見表2.

表2 混凝土試件力學(xué)性能 MPa

1.3 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)28 d后將試件從養(yǎng)護(hù)室取出，靜置12 h 待試件表面完全干燥后進(jìn)行拉拔試驗(yàn).本次試驗(yàn)針對14、16、20 和25 mm 4種直徑的鋼筋，其對應(yīng)的試件加載速率分別為98、128、200 和312.5 N/s.主要測點(diǎn)布置見圖2.

圖2 鋼筋與混凝土相對滑移測點(diǎn)布置示意

試驗(yàn)測量內(nèi)容包括：1)鋼筋被拔出或試件發(fā)生破壞時(shí)的荷載；2)通過在試件加載端和自由端布置LVDT 電子位移計(jì)，測量各級荷載下鋼筋與混凝土的相對滑移.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

本試驗(yàn)有2 種破壞形態(tài)：拔出破壞(如PT1)和劈裂破壞(如PT2～PT12).本文以試件PT1 和PT2 為例，對這2 種破壞形態(tài)進(jìn)行分析.

圖3 和圖4 分別為拔出破壞試件和劈裂破壞試件的荷載-滑移曲線圖.

圖3 拔出破壞試件荷載-滑移曲線

圖4 劈裂破壞試件荷載-滑移曲線

由圖3 可知，在加載初期，鋼筋加載端開始緩慢滑移而自由端幾乎無滑移，此時(shí)粘結(jié)力主要由化學(xué)膠結(jié)力組成；隨著荷載的增加，加載端鋼筋與混凝土之間的化學(xué)膠結(jié)作用因應(yīng)力集中而被局部破壞，粘結(jié)力逐漸向鋼筋自由端轉(zhuǎn)移；當(dāng)化學(xué)膠結(jié)力失效時(shí)鋼筋開始整體滑動，鋼筋外表面的橫肋與混凝土發(fā)生擠壓，混凝土內(nèi)部開始出現(xiàn)微小的裂縫.當(dāng)自由端位移為1.06 mm 時(shí)，荷載達(dá)53.1 kN，此時(shí)鋼筋橫肋間的混凝土被擠壓致碎；隨著位移的繼續(xù)增加，荷載快速下降；當(dāng)自由端位移達(dá)到10 mm 時(shí)，荷載不再繼續(xù)下降，此時(shí)鋼筋與混凝土的粘結(jié)力只剩下摩擦力.

由圖4 可知，剛開始加載時(shí)，劈裂破壞試件自由端無滑移；隨著荷載的增大，荷載-滑移曲線近似呈直線；當(dāng)荷載達(dá)到59.18 kN 時(shí)，試件突然爆裂，破壞形態(tài)見圖5.

圖5 劈裂破壞試件形態(tài)

在完成拉拔試驗(yàn)后將試件劈開，可以看到如圖6 所示的破壞面，其中圖6(a)為拔出破壞試件錨固段的破壞形態(tài).從圖6(a)中可以看出，鋼筋橫肋間的混凝土咬合齒被完全碾碎，鋼筋與混凝土之間的機(jī)械咬合力已完全失效.圖6(b)為劈裂破壞試件錨固段的破壞形態(tài).從圖6(b)中可以看出鋼筋橫肋間的混凝土咬合齒保留完好，這說明試件發(fā)生破壞時(shí)鋼筋與混凝土間的機(jī)械咬合力尚未達(dá)到最大值.另外，從發(fā)生劈裂破壞的試件界面來看，陶?；炷链止橇弦哑扑?

圖6 試件錨固端破壞形態(tài)圖

2.2 粘結(jié)強(qiáng)度影響因素分析

2.2.1 粘結(jié)強(qiáng)度定義

當(dāng)錨固長度小于5 倍鋼筋直徑時(shí)，可將粘結(jié)應(yīng)力近似視為均勻分布.為了便于計(jì)算，本文將鋼筋粘結(jié)應(yīng)力按平均粘結(jié)應(yīng)力計(jì)算，故極限粘結(jié)強(qiáng)度可表示為

其中，uτ為極限粘結(jié)強(qiáng)度，MPa；F為最大拉拔力，kN；d為鋼筋直徑，mm；l為錨固長度，mm.

由式(1)求得的各試件極限粘結(jié)強(qiáng)度見表3.從表3 中可以看出，極限粘結(jié)強(qiáng)度最大的是PT7試件(18.84 MPa)，極限粘結(jié)強(qiáng)度最小的是PT5 試件(11.66 MPa).

表3 各試件極限粘結(jié)強(qiáng)度

2.2.2 鋼筋直徑的影響

為研究鋼筋直徑對鋼筋與陶?；炷翗O限粘結(jié)強(qiáng)度的影響，本文按混凝土強(qiáng)度等級將HRB400 鋼筋對應(yīng)的試件分為LC40 試件(如PT1、PT2、PT3)和LC45 試件(如PT7、PT8、PT9).根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果得到的試件極限粘結(jié)強(qiáng)度隨鋼筋直徑的變化曲線見圖7.

圖7 極限粘結(jié)強(qiáng)度隨鋼筋直徑變化曲線

由圖7 可知，LC40 試件中PT1 的極限粘結(jié)強(qiáng)度最高(達(dá)到17.84 MPa)，PT2、PT3 的極限粘結(jié)強(qiáng)度分別為PT1 的89.18%、71.30%；LC45 試件中PT7 的極限粘結(jié)強(qiáng)度最高(達(dá)到18.84 MPa)，試件PT8、PT9 的極限粘結(jié)強(qiáng)度分別為PT7 的87.21%、76.17%.

由此可見，帶肋鋼筋與全輕頁巖陶粒混凝土的極限粘結(jié)強(qiáng)度隨鋼筋直徑的增加而下降.

2.2.3 鋼筋屈服強(qiáng)度的影響

為了研究鋼筋屈服強(qiáng)度對其極限粘結(jié)強(qiáng)度的影響，本文按混凝土強(qiáng)度等級和鋼筋直徑將試件分為4 組：PT2、PT4(LC40，16)；PT3、PT5(LC40，20)； PT8、PT10(LC45，16)；PT9、PT11(LC45，20).不同屈服強(qiáng)度的鋼筋與全輕頁巖陶?；炷恋臉O限粘結(jié)強(qiáng)度對比結(jié)果見圖8.從圖8 中可以看出，鋼筋屈服強(qiáng)度的大小對極限粘結(jié)強(qiáng)度無明顯影響，其原因是試件破壞時(shí)鋼筋尚未進(jìn)入塑性變形階段.

圖8 不同強(qiáng)度鋼筋與混凝土粘結(jié)強(qiáng)度對比

2.3 極限粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算方法

極限粘結(jié)強(qiáng)度是工程設(shè)計(jì)中最重要的一個(gè)參數(shù)，國內(nèi)外學(xué)者對此進(jìn)行了大量研究.比較典型的是徐有鄰等[1]提出的鋼筋與混凝土極限粘結(jié)強(qiáng)度表達(dá)式，即

式(3)考慮的是普通混凝土與鋼筋的粘結(jié)性能，用于計(jì)算陶?；炷僚c鋼筋的極限粘結(jié)強(qiáng)度時(shí)往往誤差較大，故有必要對該公式進(jìn)行修正.本文根據(jù)各試件的試驗(yàn)結(jié)果，予以統(tǒng)計(jì)分析并提出了適用于計(jì)算全輕頁巖陶?；炷僚c帶肋鋼筋極限粘結(jié)強(qiáng)度的改進(jìn)表達(dá)式，即

將式(3)～式(4)的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值對比，結(jié)果如表4 所示.由表4 可知，利用式(3)所得的極限粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值與實(shí)測值偏差較大，而利用式(4)所得的計(jì)算值與實(shí)測值吻合較好.

表4 極限粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值與實(shí)測值對比 MPa

3 結(jié)論

1)當(dāng)錨固長度為5 倍鋼筋直徑時(shí)，HRB400、HRB500 鋼筋與全輕頁巖陶?；炷恋臉O限粘結(jié)強(qiáng)度無明顯區(qū)別；鋼筋直徑越大，極限粘結(jié)強(qiáng)度越低.

2)利用改進(jìn)后的全輕頁巖陶?；炷僚c帶肋鋼筋極限粘結(jié)強(qiáng)度表達(dá)式所得計(jì)算值與實(shí)測值吻合較好，可為工程實(shí)際應(yīng)用提供參考.