周 超，曹国辉，张再华，朱海航，何 杰
(1. 长沙理工大学 土木工程学院，长沙 410000；
2. 湖南城市学院 土木工程学院，湖南 益阳 413000)
钢筋和混凝土2 种不同的材料能够共同工作并发挥其优异性能的基础是钢筋和混凝土间具有良好的粘结性能.近年来，国内外学者对钢筋与混凝土之间的粘结性能展开了大量研究.如徐有邻等[1]分析了334 个涉及各类钢筋、各种锚固条件的拉拔试验结果，建立了各种钢筋粘结强度的实用计算公式.李渝军等[2]设计了80个拔出试件并探究了高强陶粒混凝土与变形钢筋的粘结性能，其研究结果表明高强陶粒混凝土与变形钢筋的粘结强度优于同等级的普通混凝土.Anwar[3]通过112 个拔出试件研究了混凝土类型、钢筋类型、锚固长度、混凝土龄期对轻质浮石混凝土与钢筋极限粘结强度的影响.Teo 等[4]对以油棕榈壳为粗骨料的轻骨料混凝土与钢筋的粘结性能进行了研究.Mitchell 等[5]基于拉拔试验，提出高强轻骨料混凝土与钢筋的粘结强度等于或略大于高强度普通混凝土.张欢欢等[6]通过42个局部粘结拔出试件研究了钢纤维体积率和长径比对钢纤维高强陶粒混凝土与钢筋粘结性能的影响.姚瑞[7]通过138 个拔出试件研究了HPB300、HRB500 级钢筋与高强陶粒混凝土的粘结性能，提出了HRB500级钢筋在高强陶粒混凝土中锚固长度的建议设计值.杨念旭[8]基于不同参数钢筋混凝土试件的拉拔试验，解释了月牙肋钢筋与全轻混凝土之间的粘结力主要源于月牙肋与混凝土之间的机械咬合力.高兵[9]通过108个拔出试件研究了钢筋材质、冻融循环次数、混凝土强度对钢筋与陶粒混凝土粘结性能的影响.Liu 等[10]通过制备不同混凝土抗压强度、混凝土保护层厚度和锚固长度的拔出试件，研究了变形钢筋在自密实混凝土中的粘结性能.
全轻页岩陶粒混凝土是一种以页岩陶粒和页岩陶砂为骨料的新型轻骨料混凝土，具有自重轻、保温隔热、抗震性能强等优点.目前，针对普通混凝土或砂轻混凝土与钢筋粘结性能的研究已有较多成果，但对全轻混凝土与钢筋粘结性能的研究较为少见.鉴于此，本文设计了12 组拔出试件并研究全轻页岩陶粒混凝土与钢筋的粘结性能.
1.1 试件设计
目前，研究钢筋与混凝土粘结性能的试验方法主要有3 种：中心拔出试验、梁式试验、轴拉试验，其中中心拔出试验具有操作简单、试件成本低和数据处理简单等特点.本试验以LC40 和LC45 为混凝土强度等级指标，选用HRB400 和HRB500 钢筋，采用14、16、20 和25 等4种钢筋直径，制作12 组(每组3 个)拔出试件，利用中心拔出试验研究全轻页岩陶粒混凝土与钢筋的粘结性能.各试件的锚固长度均为5 倍钢筋直径，试件自由端长度为50 mm，加载端长度为300 mm.为使试件发生拔出破坏，25 钢筋对应的试件尺寸为200 mm×200 mm× 200 mm，其余试件尺寸为150 mm×150 mm×150 mm.试件采用PVC管控制钢筋与混凝土锚固长度，用玻璃胶密封PVC 管与钢筋间的缝隙以防止混凝土浆流入.各试件具体的尺寸及试件参数见图1 和表1.
图1 试件几何尺寸及构造/mm
表1 试件参数 mm
1.2 材料力学性能
按文献[11]规定的方法对28 d 龄期混凝土试件的力学性能进行测试，结果见表2.
表2 混凝土试件力学性能 MPa
1.3 试验设计
在标准养护条件下养护28 d后将试件从养护室取出，静置12 h 待试件表面完全干燥后进行拉拔试验.本次试验针对14、16、20 和25 mm 4种直径的钢筋，其对应的试件加载速率分别为98、128、200 和312.5 N/s.主要测点布置见图2.
图2 钢筋与混凝土相对滑移测点布置示意
试验测量内容包括：1)钢筋被拔出或试件发生破坏时的荷载；
2)通过在试件加载端和自由端布置LVDT 电子位移计，测量各级荷载下钢筋与混凝土的相对滑移.
2.1 试验现象及破坏形态
本试验有2 种破坏形态：拔出破坏(如PT1)和劈裂破坏(如PT2～PT12).本文以试件PT1 和PT2 为例，对这2 种破坏形态进行分析.
图3 和图4 分别为拔出破坏试件和劈裂破坏试件的荷载-滑移曲线图.
图3 拔出破坏试件荷载-滑移曲线
图4 劈裂破坏试件荷载-滑移曲线
由图3 可知，在加载初期，钢筋加载端开始缓慢滑移而自由端几乎无滑移，此时粘结力主要由化学胶结力组成；
随着荷载的增加，加载端钢筋与混凝土之间的化学胶结作用因应力集中而被局部破坏，粘结力逐渐向钢筋自由端转移；
当化学胶结力失效时钢筋开始整体滑动，钢筋外表面的横肋与混凝土发生挤压，混凝土内部开始出现微小的裂缝.当自由端位移为1.06 mm 时，荷载达53.1 kN，此时钢筋横肋间的混凝土被挤压致碎；
随着位移的继续增加，荷载快速下降；
当自由端位移达到10 mm 时，荷载不再继续下降，此时钢筋与混凝土的粘结力只剩下摩擦力.
由图4 可知，刚开始加载时，劈裂破坏试件自由端无滑移；
随着荷载的增大，荷载-滑移曲线近似呈直线；
当荷载达到59.18 kN 时，试件突然爆裂，破坏形态见图5.
图5 劈裂破坏试件形态
在完成拉拔试验后将试件劈开，可以看到如图6 所示的破坏面，其中图6(a)为拔出破坏试件锚固段的破坏形态.从图6(a)中可以看出，钢筋横肋间的混凝土咬合齿被完全碾碎，钢筋与混凝土之间的机械咬合力已完全失效.图6(b)为劈裂破坏试件锚固段的破坏形态.从图6(b)中可以看出钢筋横肋间的混凝土咬合齿保留完好，这说明试件发生破坏时钢筋与混凝土间的机械咬合力尚未达到最大值.另外，从发生劈裂破坏的试件界面来看，陶粒混凝土粗骨料已破碎.
图6 试件锚固端破坏形态图
2.2 粘结强度影响因素分析
2.2.1 粘结强度定义
当锚固长度小于5 倍钢筋直径时，可将粘结应力近似视为均匀分布.为了便于计算，本文将钢筋粘结应力按平均粘结应力计算，故极限粘结强度可表示为
其中，uτ为极限粘结强度，MPa；
F为最大拉拔力，kN；
d为钢筋直径，mm；
l为锚固长度，mm.
由式(1)求得的各试件极限粘结强度见表3.从表3 中可以看出，极限粘结强度最大的是PT7试件(18.84 MPa)，极限粘结强度最小的是PT5 试件(11.66 MPa).
表3 各试件极限粘结强度
2.2.2 钢筋直径的影响
为研究钢筋直径对钢筋与陶粒混凝土极限粘结强度的影响，本文按混凝土强度等级将HRB400 钢筋对应的试件分为LC40 试件(如PT1、PT2、PT3)和LC45 试件(如PT7、PT8、PT9).根据试验结果得到的试件极限粘结强度随钢筋直径的变化曲线见图7.
图7 极限粘结强度随钢筋直径变化曲线
由图7 可知，LC40 试件中PT1 的极限粘结强度最高(达到17.84 MPa)，PT2、PT3 的极限粘结强度分别为PT1 的89.18%、71.30%；
LC45 试件中PT7 的极限粘结强度最高(达到18.84 MPa)，试件PT8、PT9 的极限粘结强度分别为PT7 的87.21%、76.17%.
由此可见，带肋钢筋与全轻页岩陶粒混凝土的极限粘结强度随钢筋直径的增加而下降.
2.2.3 钢筋屈服强度的影响
为了研究钢筋屈服强度对其极限粘结强度的影响，本文按混凝土强度等级和钢筋直径将试件分为4 组：PT2、PT4(LC40，16)；
PT3、PT5(LC40，20)；
PT8、PT10(LC45，16)；
PT9、PT11(LC45，20).不同屈服强度的钢筋与全轻页岩陶粒混凝土的极限粘结强度对比结果见图8.从图8 中可以看出，钢筋屈服强度的大小对极限粘结强度无明显影响，其原因是试件破坏时钢筋尚未进入塑性变形阶段.
图8 不同强度钢筋与混凝土粘结强度对比
2.3 极限粘结强度计算方法
极限粘结强度是工程设计中最重要的一个参数，国内外学者对此进行了大量研究.比较典型的是徐有邻等[1]提出的钢筋与混凝土极限粘结强度表达式，即
式(3)考虑的是普通混凝土与钢筋的粘结性能，用于计算陶粒混凝土与钢筋的极限粘结强度时往往误差较大，故有必要对该公式进行修正.本文根据各试件的试验结果，予以统计分析并提出了适用于计算全轻页岩陶粒混凝土与带肋钢筋极限粘结强度的改进表达式，即
将式(3)～式(4)的计算结果与实测值对比，结果如表4 所示.由表4 可知，利用式(3)所得的极限粘结强度计算值与实测值偏差较大，而利用式(4)所得的计算值与实测值吻合较好.
表4 极限粘结强度计算值与实测值对比 MPa
1)当锚固长度为5 倍钢筋直径时，HRB400、HRB500 钢筋与全轻页岩陶粒混凝土的极限粘结强度无明显区别；
钢筋直径越大，极限粘结强度越低.
2)利用改进后的全轻页岩陶粒混凝土与带肋钢筋极限粘结强度表达式所得计算值与实测值吻合较好，可为工程实际应用提供参考.
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