钢-聚丙烯混杂纤维陶粒混凝土与钢筋黏结锚固性能试验研究

朱红兵，王 烨，余志武，许成祥，徐文康

(1. 武汉科技大学城市建设学院,湖北武汉 430065； 2. 中南大学高速铁路建造技术国家工程实验室,湖南长沙 410075)

0 引 言

陶粒混凝土具有轻质高强的优点，主要性能指标能满足工程要求，具有广阔的应用前景[1-2]。为了提高陶粒混凝土的韧性，可按合适比例掺入不同性能、不同尺度的混杂纤维，达到逐级强化与阻裂、性能互补的正混杂效应[3-4]。钢纤维与聚丙烯纤维互补性强，按一定比例掺入陶粒混凝土中，能形成刚柔结合的乱向分布空间三维网。利用聚丙烯纤维桥接混凝土内微裂缝并抑制其扩展，利用钢纤维桥接宏观裂缝，从而实现陶粒混凝土的增强增韧[5]。钢筋与陶粒混凝土之间的黏结性能是保证两者共同受力的关键，对结构正常使用具有重大影响[6]。钢-聚丙烯混杂纤维不仅能提高混凝土抗压、抗折和抗拉强度[7-8]，还能改善混凝土与钢筋的黏结性能，提高结构的延性[9-10]，加强对钢-聚丙烯混杂纤维陶粒混凝土与钢筋的黏结性能研究很有意义。

徐礼华等[11]研究了混凝土强度、纤维掺量以及纤维长径比对钢-聚丙烯混杂纤维混凝土黏结强度的影响规律。叶列平等[1,12]认为，普通混凝土与变形钢筋的黏结最先在粗骨料与砂浆的界面形成剪切破坏，而轻骨料混凝土在钢筋拔出过程中会出现骨料挤压破碎现象。Mitchell等[13-14]认为高强轻骨料混凝土黏结强度略大于高强度普通混凝土，黏结破坏时显示出较大的脆性，二者黏结特性非常类似。增加钢纤维掺量会提升轻骨料混凝土的黏结强度，与普通混凝土相比，轻骨料混凝土在峰值荷载后显现出更大的脆性。张欢欢等[15]用能量吸收值和等效黏结强度评价了钢纤维高强陶粒混凝土与钢筋之间的黏结特性，分析了纤维掺量对混凝土试件黏结特征的影响。此外，牛建刚等[16]对塑钢纤维轻骨料混凝土的黏结性能进行了研究，顾聪等[17]采用半梁式黏结试件对陶粒混凝土黏结性能进行了研究。

综上所述，轻骨料混凝土或混杂纤维混凝土与钢筋的黏结性能引起了学者们的关注，但是钢-聚丙烯混杂纤维陶粒混凝土与钢筋的黏结特性目前还不明晰，值得开展深入研究。

本文针对一系列不同钢纤维、聚丙烯纤维混杂比的陶粒混凝土，采用中心拉拔试验，分析了混杂纤维掺量对陶粒混凝土与钢筋黏结破坏形态、黏结强度以及黏结滑移曲线的影响规律，并得到了钢-聚丙烯混杂纤维陶粒混凝土与钢筋的临界锚固长度。

1 钢-聚丙烯混杂纤维陶粒混凝土

1.1 原材料

(1)纤维。采用华能牌束状单丝聚丙烯纤维(PP)，物理性能见表1。钢纤维采用史蔚克(SHWITCOM)端勾型钢纤维(SF)，物理性能见表2。

表1 聚丙烯纤维物理性能Table 1 Physical Properties of Polypropylene Fiber

表2 钢纤维物理性能Table 2 Physical Properties of Steel Fiber

(2)粗骨料。采用宜昌光大牌900级碎石型页岩陶粒，物理性能见表3。陶粒在使用前先预湿处理。

表3 页岩陶粒物理性能Table 3 Physical Properties of Shale Ceramsite

(3)细骨料。采用天然河砂，堆积密度为1 560 kg·m-3, 细度模数为2.65，含泥量小于2%，使用前过4.75 mm方孔筛筛分。

(4)水泥。采用湖北华新公司生产的P.O42.5普通硅酸盐水泥，密度为3 150 kg·m-3。

(5)减水剂。采用青岛虹厦生产的高性能聚羧酸减水剂。

1.2 混凝土配合比

参考《轻骨料混凝土技术规程》(JGT 12-2006)，经多次试配，确定混凝土基准配合比(表4)。

表4 基准混凝土配合比Table 4 Reference Concrete Mix Proportion

参照《纤维混凝土结构技术规程》(CECS 38:2004)，钢纤维掺量(体积率)分4种水平考虑：0%、0.5%、1.0%、1.5%。聚丙烯纤维掺量(体积率)采用4种水平：0%、0.06%、0.10%、0.14%[3,18-19]。采用不同的钢纤维(SF)及聚丙烯纤维(PP)掺量，制作16组(每组3个)立方体试块，标准养护28 d后进行立方体抗压强度和劈裂抗拉强度试验。

1.3 基本力学性能试验

钢-聚丙烯纤维陶粒混凝土立方体抗压强度、劈裂抗拉强度试验结果如表5、6所示。由表5、6可知：当采用同一聚丙烯纤维掺量时，试件抗压强度及劈裂抗拉强度均随着钢纤维掺量的增大而增加；钢纤维掺量相同时，随聚丙烯纤维掺量的增加，强度呈现先增大后降低的趋势，在聚丙烯纤维(PP)掺量为0.1%时达到最大值。钢纤维因其较高的弹性模量和几何尺寸，在增强混凝土强度中占主导作用，增强作用远大于聚丙烯纤维。

表5 钢-聚丙烯混杂纤维陶粒混凝土抗压强度Table 5 Compressive Strength of Steel Fiber-polypropylene Fiber Hybrid Ceramsite Concrete

表6 钢-聚丙烯纤维陶粒混凝土劈裂抗拉强度Table 6 Splitting Tensile Strength of Steel Fiber-polypropylene Fiber Hybrid Ceramsite Concrete

2 黏结性能试验

2.1 拉拔试验设计

2.1.1 拉拔试件制作

采用中心拉拔试件进行钢-聚丙烯混杂纤维混凝土黏结性能试验。现行《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012)中并未提及黏结性能的试验方法，本文拉拔试件的尺寸参考GB/T 50152—1992标准制作。

采用武钢HRB400E钢筋，直径d=14 mm，实测屈服抗拉强度fy=445.7 MPa。立方体试件边长取10d(140 mm)。钢筋有效黏结长度为5d(70 mm)，为消除试件因加载端局部受压对混凝土黏结强度的影响，在钢筋的有效黏结区两端各设置2.5d(35 mm)的非黏结区。非黏结区采用直径25 mm的PVC套管，钢筋和套管间用泡沫胶填充。钢筋伸出混凝土自由端和加载段的长度分别为20 mm和300 mm。钢筋放置于立方体试件中轴线上，浇筑试件时钢筋纵轴与浇筑面平行，且与拉拔试件加载承压面垂直并固定。

在拉拔试件中，钢纤维的掺入能起到类似于箍筋的横向约束作用，为减少相关因素对试验的干扰，本试验中的试件均未配制箍筋。拉拔试件按掺入的混杂纤维情况分为16组(每组3个试件，共48个试件)。拉拔试件的制作及试件模具见图1。

2.1.2 加载装置及方法

考虑到采用高强陶粒混凝土时，在试件破坏前自由端钢筋会出现较大伸长量或屈服，会对加载端滑移值产生较大影响。自由端滑移值较加载端相对滞后，受钢筋屈服影响较小。本试验以自由端滑移值作为相对滑移，在钢筋自由端底部安装一组位移计，位移传感器的精度为200×10-6mm-1。为了便于在试件自由端安装位移计固定支座，在试件自由端用AB胶将一块角钢固定在混凝土表面。采用微机控制电液伺服万能试验机(WAW-1000)加载，加载反力装置为自行设计的反力架。荷载-滑移曲线中的滑移值由位移计每2 s记录一次，荷载采用万能试验机自动记录保存。

参照《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—1992)，拉拔试验的加载速度为0.098 kN·s-1。试验过程及拉拔试验示意图见图2。

2.2 试验现象与结果

本试验中试件的破坏形态分为3种：劈裂破坏、劈裂拔出破坏和拔出破坏，各组试件的破坏形态见表7。

未掺加纤维(1组)以及单掺聚丙烯纤维(5～7组)的试件均为劈裂破坏，破坏形态见图3。试验过程中试件表面未观察到裂缝，在达到峰值荷载时“砰”的一声爆裂，试件劈裂成若干块，钢筋肋间有部分陶粒混凝土被横肋挤压破碎。此破坏类型的荷载滑移曲线只有上升段，破坏过程呈脆性破坏。劈裂破坏的实质并非陶粒混凝土与钢筋的黏结锚固破坏，而是在试件混凝土保护层最薄弱面形成的混凝土劈裂破坏，其破坏荷载要小于钢筋与陶粒混凝土材料的真实黏结破环荷载。

当钢纤维掺量较小时(2、8、11组)，部分试件出现劈裂拔出破坏，见图4。在达到峰值荷载时，试件表面出现一条肉眼可见的细小裂缝，由于加载端黏结区域的应力要大于自由端，裂缝沿着钢筋纵向从加载端逐渐向自由端发展。此类破坏的过程为陶粒混凝土沿着钢筋纵向产生劈裂裂缝，钢筋肋间混凝土也逐渐被压碎，在劈裂裂缝与肋前混凝土挤碎共同发展过程中，肋前混凝土咬合齿被钢筋横肋剪断，随即钢筋被拔出。由于试件具有较好的韧性并未被完全劈裂开，荷载滑移曲线有完整的上升段和下降段。

当钢纤维掺量较大(SF掺量大于等于1.0%)或聚丙烯纤维掺量为0.14%的混杂纤维时，拉拔试件均为拔出破坏，试件破坏形态见图5。在拔出试件中，随着荷载的增加，滑移值的增长速率逐渐加快，当达到荷载峰值后，滑移值迅速增加，随后荷载急剧下降，钢筋横肋对陶粒混凝土产生“刮犁”式破坏，钢筋被缓缓拔出，试件表面无肉眼可见的裂缝。

试验所测得极限黏结强度及峰值滑移如表7所示，表中所列的极限黏结强度为3个试件的平均值，峰值滑移su为每组3个试件中的中值滑移。极限黏结强度采用有效黏结段内的平均黏结强度来表示。

表7 拉拔试验结果Table 7 Pull-out Test Results

凝土强度与其基准混凝土强度之比。

3 混杂纤维对黏结性能的影响

3.1 混杂纤维对黏结强度的影响

由表7可知，单掺钢纤维时陶粒混凝土的黏结性能明显改善，黏结强度和峰值滑移随钢纤维掺量增加而增加。钢纤维掺量为0.5%、1.0%、1.5%时，黏结强度较未掺纤维试件分别提升9%、16%、21%，峰值滑移最大提升26%，试件由脆性破坏逐渐转向延性破坏。

单掺聚丙烯纤维对陶粒混凝土的黏结性能影响不大，最大增益率仅为4%，试件的破坏形态均为脆性劈裂破坏，黏结滑移曲线并未获得下降段。

掺加钢-聚丙烯混杂纤维时，如聚丙烯纤维掺量不变，黏结强度以及峰值滑移随钢纤维掺量增加而增加；在聚丙烯纤维掺量为0.1%时，各种钢纤维掺量下的混杂纤维陶粒混凝土黏结强度和峰值滑移增益率达到最大。在钢纤维掺量不变时，黏结强度与峰值滑移随聚丙烯纤维的增加呈现出先增大后减小的趋势，且在钢纤维掺量为1.5%时，各种聚丙烯纤维掺量的混杂纤维陶粒混凝土均达到最大黏结强度和峰值滑移。

虽然单掺聚丙烯纤维对黏结强度提升效果不明显，但与钢纤维混掺却能大幅提升纤维的增强效率，在钢纤维(掺量为1.5%)与聚丙烯纤维(掺量为0.1%)混掺时，陶粒混凝土获得最大黏结强度，较未掺纤维时提升了30.8%。聚丙烯纤维的掺入使钢纤维的增益率提升达42.9%，体现出较好的正混杂效益。

本试验中各组纤维掺量下的黏结强度混杂系数均大于1，且当聚丙烯纤维掺量为0.1%时，各组钢-聚丙烯混杂纤维均能获得较高的混杂系数。从纤维增强系数不难看出，钢纤维在陶粒混凝土黏结强度的影响中起主导作用，聚丙烯纤维次之，二者混掺能较好提升陶粒混凝土的黏结强度，产生较好的正混杂效应。

3.2 混杂纤维对黏结滑移曲线的影响

本试验的黏结滑移曲线(采用各组试验的中值试件曲线)见图6。未掺纤维的陶粒混凝土试件在加载初期滑移值很小，基本呈线性增加。随荷载增加及微裂缝发展，滑移值增长速率逐渐变大，呈非线性发展。在黏结强度达到约22 MPa(对应荷载67 kN)时，发生脆性劈裂破坏，黏结滑移曲线无下降段。单掺聚丙烯纤维时陶粒混凝土试件均发生劈裂破坏，黏结滑移曲线的上升段刚度和峰值滑移与未掺纤维试件基本一致，黏结滑移曲线无下降段。

单掺钢纤维时，试件破坏形态呈现为拔出破坏(钢纤维掺量较小时发生劈裂拔出破坏)，有完整的下降段。黏结滑移曲线的上升段初期滑移呈较明显的线性增长。随荷载增加，滑移值增长速率逐渐加快，在达到曲线峰值时滑移值迅速增长。随着钢纤维体积率增加，黏结滑移曲线上升段刚度略有增加，下降段黏结刚度随着钢纤维掺量的增加而降低。残余黏结强度随着钢纤维掺量的增加略有提升，残余黏结强度约为极限强度的23%。在钢纤维(掺量为1.5%)与聚丙烯纤维(掺量为0.1%)混掺时，陶粒混凝土获得最大峰值滑移，较未掺纤维时提升了32.6%。

使用钢-聚丙烯混杂纤维时，试件均表现出较好的延性，曲线具有完整的上升段和下降段。混杂纤维的黏结滑移曲线上升段与单掺钢纤维时无异，峰值滑移较单掺钢纤维时有一定提升；黏结滑移曲线下降段较单掺钢纤维时更为饱满、曲率更小。

3.3 能量吸收及等效平均黏结强度

钢筋与陶粒混凝土之间的黏结滑移实质上是一个能量释放的过程。当混凝土内部由加载所积蓄的内能与滑移释放的能量形成动态平衡时，滑移值随加载过程缓慢增加，最终发生钢筋拔出破坏；当混凝土内积蓄的能量大于滑移所释放能量时，滑移来不及发生，劈裂裂缝就已迅速发展，形成劈裂破坏。黏结滑移曲线能体现试件从加载到拔出破坏全过程的黏结应力与滑移的关系，是混凝土材料黏结性能的完整体现[15]。

为了量化评价纤维对陶粒混凝土黏结滑移曲线的影响，采用能量吸收值和等效黏结强度来进行考量。能量吸收值Qs为黏结滑移曲线某一区间段的面积，等效黏结强度τs为对应黏结滑移曲线区间段内的平均黏结强度。能量吸收值Qs和等效平均黏结强度τs的定义见式(1)、(2)。

(1)

(2)

(3)

式中：F为拔出荷载；S为相对滑移值；s为相对应滑移区间的长度，本文计算中s分别取su、1、3、5 mm；Fs为相对应滑移范围内的等效平均荷载；l为黏结长度。

结合图6中的黏结滑移曲线，考虑选取上升段和下降段中的4个滑移段进行分析，能量吸收计算见图7。图7中Q0为峰值滑移su时的能量吸收值，Q1、Q3、Q5分别为滑移值为su+1 mm、su+3 mm、su+5 mm时的能量吸收值。Q1、Q3、Q5反映了试件的黏结韧性，在下降段中Q1、Q3、Q5越大，表明试件黏结韧性越好，等效平均黏结强度也越大。反之，表明试件黏结韧性和变形能力越差，等效平均黏结强度越小。

表8为能量吸收值和等效平均黏结强度计算结果。从表8可以看出，单掺聚丙烯纤维对黏结滑移曲线上升段刚度影响很小，达到峰值滑移时Q0和τ0基本无变化，由于发生脆性破坏，并无下降段能量吸收值。

表8 能量吸收值和等效平均黏结强度计算结果Table 8 Calculation Results of Energy Absorption Value and Equivalent Average Bond Strength

单掺钢纤维时，Q0随着钢纤维掺量的增加而增加，最大增幅为56.6%，上升段能量吸收值的提升主要来源于黏结刚度和峰值滑移的增长。在钢纤维掺量为1.5%时，下降段的能量吸收值和等效平均黏结强度都有较大幅度提升，Q5较钢纤维掺量为0.5%时提升40.4%。

与单掺钢纤维进行比较，钢-聚丙烯混掺纤维的使用虽然对Q0的影响不大，但对黏结滑移曲线下降段的等效平均黏结强度有较大提升。随着钢纤维掺量的增加，等效平均黏结强度的提升越明显，在黏结滑移曲线的残余段，第13组试件的τ5相较第4组试件提升15.7%。表明即使在发生较大滑移时，钢-聚丙烯混杂纤维陶粒混凝土依然能保持较好的黏结强度和韧性。

将纤维陶粒混凝土试件与文献[1]的配箍试件进行比较。在黏结滑移曲线的上升段，钢-聚丙烯混杂纤维陶粒混凝土的能量吸收值和等效黏结强度均优于配箍试件，这是因为钢-聚丙烯混杂纤维在加载全过程中所体现的阻裂作用，而配制箍筋只有在劈裂裂缝发展至箍筋所在位置时才能发挥阻裂约束作用，导致钢-聚丙烯混杂纤维试件的黏结滑移曲线上升段刚度要大于配箍试件。在黏结滑移曲线的下降段，配置箍筋的试件能量吸收值和等效黏结强度较高，在钢纤维掺量不大于1.0%的单掺试件中，配箍试件体现出了更好的延性；在钢纤维掺量为1.5%的单掺试件中，下降段的能量吸收值和等效平均黏结强度与配箍试件较为接近；在钢纤维掺量大于1.0%的混杂纤维试件中，下降段的能量吸收值和等效平均黏结强度略高于配箍试件。这表明混杂纤维陶粒混凝土试件在达到峰值荷载后，仍具有较好的横向约束作用，且横向约束力的大小与钢纤维掺量有较大关系。钢-聚丙烯混杂纤维在黏结滑移曲线下降段的约束作用与箍筋类似，当钢纤维掺量较大时，混杂纤维较配制箍筋具有更好的横向约束作用和延性。

从上述分析可知：钢纤维的增强作用主要体现在黏结滑移曲线上升段，可提升陶粒混凝土极限黏结强度；阻裂作用主要发挥在黏结滑移曲线的下降段，能明显提升残余荷载段的等效平均黏结强度。在钢筋发生较大滑移时，钢筋与陶粒混凝土之间的摩阻力随钢纤维掺量的增加而增加。单掺聚丙烯纤维虽然对陶粒混凝土极限黏结强度影响很小，但与钢纤维混合使用时，能使钢纤维表现出更好的增强和增韧效果。

4 临界锚固长度

为了充分发挥钢筋与混凝土的强度，在最大拔出荷载下，钢筋屈服与锚固破坏同时发生的黏结长度称为临界锚固长度la。在此种状态下，认为钢筋所承受的最大拉拔力Fu与混凝土的极限黏结力Ru处于平衡状态，根据平衡方程Fu=Ru可得Asfy=τuπdla(As为钢筋截面面积)，la=fyd/(4τu)。本文试验中的钢材fy为445.7 MPa，黏结强度见表7，计算所得钢-聚丙烯混杂纤维陶粒混凝土临界锚固长度见表9。《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)中规定的基本锚固长度计算式为lab=αdfy/ft，其中α为钢筋外形系数，ft为混凝土抗拉强度。将临界锚固长度计算公式和规范规定的基本长度计算公式进行对比分析，可得钢筋外形系数α=ft/(4τu)，大多数的研究通过回归统计认为混凝土抗拉强度与黏结强度呈线性关系，即τu=kft(k为常量)，故纤维的掺入对钢筋外形系数不会有较大影响。

表9 钢-聚丙烯纤维陶粒混凝土临界锚固长度Table 9 Critical Anchorage Length of Steel-polypropylene Fiber Ceramsite Concrete

从表9可以看出，单掺聚丙烯纤维对临界黏结长度并无影响，临界锚固长度la随着混杂纤维中钢纤维掺量的增加而减小，钢纤维对临界锚固长度具有较明显的影响。当钢纤维掺量为1.5%，聚丙烯纤维掺量为0.1%时，陶粒混凝土的临界锚固长度较未掺纤维时减小23%。

5 结语

(1)掺入钢-聚丙烯混杂纤维能显著改善陶粒混凝土与变形钢筋的锚固黏结性能，随着纤维掺量增大，拉拔试件的破环形态由劈裂破坏逐渐转变为拔出破坏，由脆性破坏转变为延性破坏。

(2)陶粒混凝土与变形钢筋的黏结强度随单掺钢纤维掺量增大而增大，随单掺聚丙烯纤维掺量增大而略有增大。钢纤维与聚丙烯纤维混掺可产生混杂效应，且钢纤维对黏结性能的改善起主导作用，聚丙烯纤维次之。

(3)使用钢-聚丙烯混杂纤维时，陶粒混凝土与变形钢筋的黏结滑移曲线具有完整的上升段和下降段，峰值滑移较单掺钢纤维时有一定提升。黏结滑移曲线下降段较单掺钢纤维时更为饱满、曲率更小。钢-聚丙烯混杂纤维对陶粒混凝土的峰值黏结强度和峰值滑移有较大提升，最大提升率分别为30.8%和32.6%。

(4)钢-聚丙烯混杂纤维能较大幅度提升陶粒混凝土与钢筋黏结滑移曲线的上升段及下降段能量吸收值，下降段增幅更加显著，明显改善了陶粒混凝土与钢筋的黏结韧性和变形能力。与配箍试件黏结滑移曲线相比，混杂纤维陶粒混凝土试件上升段的能量吸收值和等效黏结强度更大，钢纤维掺量大于1.0%时其下降段也略高。

(5)单掺聚丙烯纤维对临界锚固长度影响很小，但掺加钢纤维则有较明显影响。当钢纤维及聚丙烯纤维掺量分别为1.5%、0.1%时，陶粒混凝土的临界锚固长度较未掺纤维时可减小23%。