钢纤维高强陶粒混凝土与钢筋的粘结性能试验研究

 张欢欢，  吕振利，  刘  阳

（1华侨大学土木工程学院，厦门361021；2福建省结构工程与防灾重点实验室，厦门361021）

[摘要]  主要通过42个局部粘结的中心拔出试验，研究不同钢纤维体积率、不同钢筋直径和不同钢纤维长径比对

钢纤维高强陶粒混凝土与钢筋粘结性能的影响；用能量吸收和等效粘结强度评价了钢纤维高强陶粒混凝土与钢筋

之间的粘结韧性。试验结果表明：不掺钢纤维的高强陶粒混凝土的破坏形式为劈裂破坏，掺钢纤维的高强陶粒混

凝土的破坏形式为钢筋拔出破坏；在其他条件相同的情况下，钢纤维掺量越高其极限粘结强度越高（相对于不掺钢

纤维的陶粒混凝土，钢纤维体积率为0.5%，1%，1.5%时，其极限粘结强度分别提高了6.7%，13. 4%，18. 6%）；直

径为22mm的钢筋的极限粘结强度比直径为16mm的钢筋的极限粘结强度低12.3%。

0  引言

 高强陶粒混凝土具有轻质高强、耐火性及耐久性能好等优势，越来越广泛地应用于现代高耸、大跨工程建设中。但是随着陶粒混凝土强度的提高，陶粒混凝土的变形性能越来越差。钢纤维高强陶粒混凝土则是在高强陶粒混凝土中掺入随机分布的钢纤维而形成的一种新型混凝土基复合材料，钢纤维的掺入可以有效阻止因水泥基体的收缩而引起的微裂缝，提高了材料的拉、压、弯、折强度和弹性模量。

 近年来，随着钢纤维高强陶粒混凝土在房建、市政、路桥和水利工程中的推广应用，国内外针对钢纤维混凝土开展了一些研究，但研究还不充分。这些研究主要集中在钢纤维掺量对轻骨料混凝土力学性能及耐久性的影响上。对钢纤维混凝土的室内快速碳化试验表明，陶粒混凝土中掺入钢纤维后其抗碳化能力明显提高。研究了包括钢纤维轻骨料混凝土在内的材料破坏准则的特性和相互关系，考虑了钢纤维掺量对空间破坏准则的影响，并给出了破坏准则。研究了钢纤维体积率的变化对轻骨料混凝土的物理力学性质的影响，并给出了具体的表达式。慢冻法，对纤维轻骨料混凝土进行多次冻融循环，研究了不同掺量下钢纤维对轻骨料混凝土力学性能的影响。

 但是，关于钢纤维高强陶粒混凝土与钢筋的粘结性能研究尚未见到公开报导，故本文通过中心拔出试验研究不同钢纤维体积率、不同钢纤维长径比和不同钢筋直径对钢纤维高强陶粒混凝土与钢筋粘结性能的影响。

1  试验概况

1.1原材料与试件设计

 试验采用C40钢纤维高强陶粒混凝土，其配合比见表1。采用P·0 42.5R早强型普通硅酸盐水泥。粗骨料采用碎石型页岩陶粒，吸水率为7.65%，堆积密度为848kg/m3，表观密度为1 752kg/m3，含水率为0.23%。细骨料采用普通河砂。钢纤维为剪切压痕型，共两种：一种长度为25mm，等效直径为0.82mm，换算长径比为30；另一种长度为35mm，等效直径为0.71mm，换算长径比为50，抗拉强度均大于600MPa。减水剂采用聚羧酸减水剂。钢筋采用热轧HRB400级螺纹钢，箍筋采用热轧HPB300级光圆钢筋，钢筋各项力学指标的实测值均满足国家标准。钢筋的力学性能实测值见表2。

 本试验共制作14组试件，每组3个，共42个试件，混凝土试件尺寸为200mm×200mm×200mm，并将粘结区设置在试件的中心，粘结长度均为lOOmm，两端各为50mm的无粘结段。为了防止加载时试件偏心受力，也为了消除端部效应，在试件的两端预埋有长50mm的PVC套管。

 为了避免试件发生突然破裂而无法得到下降段，在试件长100mm的粘结区域内布置φ8@40箍筋。钢筋分别为φ16，φ22两种，长度均为750mm。试件具体参数见表3，试件几何尺寸见图1。

1.2试验方法

 拔出试验的试验装置见图2。采用P392型30t锚杆拉拔仪对试件进行单调单端拉拔，先预加载1~2次，其荷载值取理论计算的破坏拉拔力值的10%，正常加载至构件破坏。钢筋的荷载施加速度应按下式计算：

式中：Vf为加载速度，kN/min；d为钢筋直径，mm。

 根据式(1)可以得到Φ16，Φ22钢筋的加载速度见表4。

 分别在试件两端安装最小分度值为0.01 mm的电子位移计量测各级荷载下加载端和自由端的滑移，位移计与DH3816静态应变测试系统相连，每隔3s采集一次数据，并辅以人工观察。试验过程中，由专人对加载中的各种现象进行记录，通过肉眼观测拔出或劈裂的发展状况及试验中出现的各种异常声音，并描绘出拔出或劈裂的发展形态。

2  试验结果及分析

2.1试件破坏形式

 钢纤维高强陶粒混凝土中心拔出试验的破坏形式主要有三种，如图3所示。

 (1)混凝土劈裂破坏：不掺加钢纤维的试件发生此种破坏形式。试件破坏时，表面具有放射状的较宽的裂缝，同时伴有劈裂的响声。

 (2)混凝土劈裂与钢筋拔出共同破坏：钢纤维体积率为0.5%和1%的试件发生此种破坏形式。破坏时试件表面可见细小裂缝，但裂缝较少且较短，试验停止后，部分裂缝闭合，最后钢筋被徐徐拔出。

 (3)钢筋拔出破坏：钢纤维体积率为1.5%的试件发生此种破坏形式。由于钢纤维掺量的增加，钢纤维高强陶粒混凝土的抗劈裂能力大大提高，试件破坏时，混凝土表面几乎没有可见裂纹，钢筋被拔出，试验结束。

2.2试验结果

 用能量吸收值和等效粘结强度来分析试件的粘结性能，用于评价钢纤维高强陶粒混凝土与钢筋之间的粘结韧性。能量吸收值为一定粘结滑移段内荷载一位移曲线下的面积，等效粘结强度为在一定位移段内粘结强度的平均值。钢筋拔出过程中试件吸收能量Q为：

式中：Q为钢筋拔出过程中试件吸收的能量，kN-mm;F(S)为拔出荷载，kN;S为试件的相对滑移值，mm。

以平均粘结强度代替粘结强度：

式中：T为钢筋与混凝土间的平均粘结强度；F为拉力，kN;d为钢筋直径，mm;ι为粘结长度，mm。

 根据《钢纤维混凝土试验方法》( CECS 13：89)的要求，量测与试件内钢筋锚固最高点处的钢筋位移以及钢筋的自由端位移，并分析钢筋和混凝土的相对滑移值S。图4为位移计布置图，其中C点、B点、D点在同一直线上，AG段即为钢筋的实际锚固长度。在C点及D点布置位移计以方便量测B点的位移，由于AB段较长(50mm)，在加载过程中要考虑AB段钢筋的拉伸变形，自由端GE段在加载过程中认为无变形，以E点代替G点布置位移计。

则AB段钢筋变形△Sl为：

式中：Es为钢筋的弹性模量，MPa;As为钢筋截面面积，mm2；ιAB为AB段钢筋长度，mm。

则加载端的实际滑移值Sl为：

式中Sι’为加载端所测得的滑移值，mm。

 为消除误差的影响，正确量测钢筋和混凝土的滑移值S，取s为加载端和自由端的平均滑移值S平：

式中Sf为自由端所测得的滑移值，mm。

 图5为试件粘结韧性计算示意图。根据试验结

果，可以考虑在最大荷载对应的滑移值之后取3个滑移值进行分析。图中So为对应于极限荷载Fu的滑移值；Qo为对应于So的能量吸收值；Q1为当滑移值由So增加到S1(S1=So+1mm)时试件的能量吸收值；Q2为当滑移值由S。增加到S2(S2=So+2mm)时试件的能量吸收值；Q3为当滑移值由S。增加到S3(S3=So+3mm)时试件的能量吸收值。

 相应于S1范围内的等效平均荷载F1与等效平均粘结强度T1按式(7)进行计算：

 相应于S2范围内的等效平均荷载F2与等效平均粘结强度T2按式(8)进行计算：

 相应于S3范围内的等效平均荷载F3与等效平均粘结强度T3按式(9)进行计算：

 各试件按照以上各式计算的结果和试验结果见表5。

2.3钢纤维体积率变化对钢纤维高强陶粒混凝土粘结性能的影响

 图6为钢纤维体积率不同时的钢纤维高强陶粒混凝土平均粘结强度一滑移曲线。从图6中可以看出，钢纤维体积率为1%，1.5%的试件的粘结强度一滑移曲线可以分为5个阶段：1）微滑移阶段（当粘结强度约为0.13倍的极限粘结强度时，自由端开始出现微滑移）；2）滑移阶段；3）劈裂阶段；4）下降阶段；5）残余阶段。而不掺钢纤维的试件的粘结强度一滑移曲线并未出现下降阶段，其主要原因是试验仪器刚度不足，不掺钢纤维的试件劈裂后，试验荷载迅速归零，破坏较为突然。而掺有钢纤维的试件，由于试件韧性较大，所以都得到了平均粘结强度一滑移曲线的下降段。

 从图6和表5中还可以看出，钢纤维掺量对试件的平均粘结强度一滑移曲线的上升段影响很小，在一定钢纤维掺量范围内，钢纤维掺量越高试件的极限粘结强度越高。相对于不掺钢纤维的试件，钢纤维体积率为0. 5%，1010，1.5%时，试件的极限粘结强度Tu分别提高了6. 7%，13.4%，18. 6%。当滑移值为S1时，钢纤维体积率为1%，1.5010的试件对应的能量吸收值Q1和等效平均粘结强度T1相对于钢纤维体积率为0.5%的试件分别提高了8.2%,14.8%；当滑移值为S2时，则分别提高了30%，53. 8%。达到极限荷载以后，钢纤维掺量越大的试件，平均粘结强度一滑移曲线下降段越平缓，耗能能力越强、粘结韧性越好。钢纤维体积率为1%，1. 5%时，粘结强度一滑移曲线有残余阶段，原因可能是钢纤维具有阻裂增强和抗剪作用，随着钢纤维掺量的增加，在钢筋发生大幅度滑动后，会增加钢筋与混凝土之间的摩阻力，所以钢筋与钢纤维高强陶粒混凝土之间仍有一定水平的残余应力。若钢纤维掺量较小(0.5%)时，此阻裂抗剪作用较小，所以曲线上未出现残余段。

2.4钢筋直径变化对钢纤维高强陶粒混凝土粘结性能的影响

 图7为钢筋直径不同时的钢纤维高强陶粒混凝土平均粘结强度-滑移曲线。从图7和表5可以看出，在其他条件相同的情况下，直径为22mm的钢筋的极限粘结强度比直径为16mm的钢筋的极限粘结强度低12.3%。并且在曲线上升段，平均粘结强度相同时，钢筋直径越小相对滑移值越小，而在曲线下降段，直径越大所吸收的能量Q1，Q2，Q3越高，但相对粘结强度T1，T2，T3越低、试件下降越陡峭。经分析可知，随直径增大，变形钢筋相对肋高就会降低，相对于肋的面积增加不多，在试件微滑移阶段、滑移阶段和劈裂阶段，直径越大的钢筋，相对粘结面积越小、极限粘结强度越低；在下降阶段和残余阶段，钢筋直径越大，平均粘结应力下降越快、滑移相对较小。

2.5钢纤维长径比变化对钢纤维高强陶粒混凝土粘结性能的影响

 钢纤维长径比是指钢纤维长度与其直径或等效直径的比值，当纤维截面为非圆形时，采用换算等效截面圆面积的直径。图8为钢纤维长径比不同时的钢纤维高强陶粒混凝土平均粘结强度一滑移曲线。分析图8和表5发现，B1022试件的极限粘结强度比C1022试件的极限粘结强度低17.0%；在曲线上升阶段，平均粘结强度相同时，C1022试件比B1022试件的滑移小；在曲线下降阶段，滑移相同时，B1022试件的平均粘结应力下降更快，C1022试件的残余段更长。这是因为一定的范围内，长径比越大，裂缝开展受到钢纤维的约束力也越大，通过钢纤维传递的应力也越大。

 观察各试件的试验现象可以发现，B1022试件的表面裂缝宽度比C1022试件的裂缝宽度大，其原因是试件受到了边壁效应的影响。边壁效应是指钢纤维在试件的模板边壁周围改变其乱向分布的状态，呈平行于边壁的方向分布。长径比为50的钢纤维长度较长，受到的边壁效应较小，即有一定数量的钢纤维与陶粒混凝土界面相交，较好地发挥了边壁钢纤维的抗拉作用，增加了试件边壁周围陶粒混凝土的抗拉强度，同时加大了边壁对整个试件的约束力度，所以表现为钢纤维长径比为50的试件裂缝宽度较小。

2.6粘结本构关系

 结合本次试验数据，

用最小二乘法统计回归出钢纤维高强陶粒混凝土粘

结本构关系表达式如下：

式中：T为粘结强度，N/mm2;Tu为极限粘结强度，N/mm2；Vf为钢纤维体积率；d为钢筋直径，mm,c为保护层厚度，本文取40mm；ι为锚固长度，本文取100mm。

 B1516，B1022，C1022试件的实测值与计算值的对比图见图9~11，可见吻合性较好。

3  结论

 (1)在一定的钢纤维掺量范围内，钢纤维掺量越高，钢纤维高强陶粒混凝土的极限粘结强度越高，相对于不掺钢纤维的高强陶粒混凝土，钢纤维体积率为0. 5%，1%，1.5%时，极限粘结强度Tu分别提高了6.7%，13.4%，18. 6%。

 (2)在一定的范围内，钢纤维体积率越大，达到极限荷载后，平均粘结强度-滑移曲线下降段越平缓，耗能能力越强、粘结韧性越好。

 (3)钢纤维具有阻裂增强和抗剪作用，随着钢纤维掺量的增加，在钢筋发生大幅度滑动后会增加钢筋与陶粒混凝土之间的摩阻力，所以钢纤维高强陶粒混凝土与钢筋之间仍有一定水平的残余应力。

 (4)在其他条件相同的情况下，直径为22mm的钢筋的极限粘结强度比直径为16mm的钢筋的极限粘结强度低、滑移小。

 (5)钢纤维长度太短则增强作用不明显，长度太长则影响拌合物质量；直径太细容易在拌合过程中被弯折，直径太粗则在同样体积含量时对陶粒混凝土增强效果差。选择适宜的钢纤维长径比，才能在实际工程中更好地发挥钢纤维的抗裂作用。由于本次试验的局限性，钢纤维长径比为50~ 80的试件的粘结滑移关系有待予在以后的试验中进行进一步研究。