朱紅兵，王 燁，余志武，許成祥，徐文康

(1. 武漢科技大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院,湖北武漢 430065； 2. 中南大學(xué)高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室,湖南長(zhǎng)沙 410075)

0 引 言

陶?；炷辆哂休p質(zhì)高強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)，主要性能指標(biāo)能滿足工程要求，具有廣闊的應(yīng)用前景[1-2]。為了提高陶?；炷恋捻g性，可按合適比例摻入不同性能、不同尺度的混雜纖維，達(dá)到逐級(jí)強(qiáng)化與阻裂、性能互補(bǔ)的正混雜效應(yīng)[3-4]。鋼纖維與聚丙烯纖維互補(bǔ)性強(qiáng)，按一定比例摻入陶?；炷林?，能形成剛?cè)峤Y(jié)合的亂向分布空間三維網(wǎng)。利用聚丙烯纖維橋接混凝土內(nèi)微裂縫并抑制其擴(kuò)展，利用鋼纖維橋接宏觀裂縫，從而實(shí)現(xiàn)陶?；炷恋脑鰪?qiáng)增韌[5]。鋼筋與陶?；炷林g的黏結(jié)性能是保證兩者共同受力的關(guān)鍵，對(duì)結(jié)構(gòu)正常使用具有重大影響[6]。鋼-聚丙烯混雜纖維不僅能提高混凝土抗壓、抗折和抗拉強(qiáng)度[7-8]，還能改善混凝土與鋼筋的黏結(jié)性能，提高結(jié)構(gòu)的延性[9-10]，加強(qiáng)對(duì)鋼-聚丙烯混雜纖維陶?；炷僚c鋼筋的黏結(jié)性能研究很有意義。

徐禮華等[11]研究了混凝土強(qiáng)度、纖維摻量以及纖維長(zhǎng)徑比對(duì)鋼-聚丙烯混雜纖維混凝土黏結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律。葉列平等[1,12]認(rèn)為，普通混凝土與變形鋼筋的黏結(jié)最先在粗骨料與砂漿的界面形成剪切破壞，而輕骨料混凝土在鋼筋拔出過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)骨料擠壓破碎現(xiàn)象。Mitchell等[13-14]認(rèn)為高強(qiáng)輕骨料混凝土黏結(jié)強(qiáng)度略大于高強(qiáng)度普通混凝土，黏結(jié)破壞時(shí)顯示出較大的脆性，二者黏結(jié)特性非常類似。增加鋼纖維摻量會(huì)提升輕骨料混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度，與普通混凝土相比，輕骨料混凝土在峰值荷載后顯現(xiàn)出更大的脆性。張歡歡等[15]用能量吸收值和等效黏結(jié)強(qiáng)度評(píng)價(jià)了鋼纖維高強(qiáng)陶粒混凝土與鋼筋之間的黏結(jié)特性，分析了纖維摻量對(duì)混凝土試件黏結(jié)特征的影響。此外，牛建剛等[16]對(duì)塑鋼纖維輕骨料混凝土的黏結(jié)性能進(jìn)行了研究，顧聰?shù)萚17]采用半梁式黏結(jié)試件對(duì)陶?；炷琉そY(jié)性能進(jìn)行了研究。

綜上所述，輕骨料混凝土或混雜纖維混凝土與鋼筋的黏結(jié)性能引起了學(xué)者們的關(guān)注，但是鋼-聚丙烯混雜纖維陶?；炷僚c鋼筋的黏結(jié)特性目前還不明晰，值得開展深入研究。

本文針對(duì)一系列不同鋼纖維、聚丙烯纖維混雜比的陶?；炷粒捎弥行睦卧囼?yàn)，分析了混雜纖維摻量對(duì)陶?；炷僚c鋼筋黏結(jié)破壞形態(tài)、黏結(jié)強(qiáng)度以及黏結(jié)滑移曲線的影響規(guī)律，并得到了鋼-聚丙烯混雜纖維陶?；炷僚c鋼筋的臨界錨固長(zhǎng)度。

1 鋼-聚丙烯混雜纖維陶?；炷?/h2>

1.1 原材料

(1)纖維。采用華能牌束狀單絲聚丙烯纖維(PP)，物理性能見表1。鋼纖維采用史蔚克(SHWITCOM)端勾型鋼纖維(SF)，物理性能見表2。

表1 聚丙烯纖維物理性能Table 1 Physical Properties of Polypropylene Fiber

表2 鋼纖維物理性能Table 2 Physical Properties of Steel Fiber

(2)粗骨料。采用宜昌光大牌900級(jí)碎石型頁(yè)巖陶粒，物理性能見表3。陶粒在使用前先預(yù)濕處理。

表3 頁(yè)巖陶粒物理性能Table 3 Physical Properties of Shale Ceramsite

(3)細(xì)骨料。采用天然河砂，堆積密度為1 560 kg·m-3, 細(xì)度模數(shù)為2.65，含泥量小于2%，使用前過(guò)4.75 mm方孔篩篩分。

(4)水泥。采用湖北華新公司生產(chǎn)的P.O42.5普通硅酸鹽水泥，密度為3 150 kg·m-3。

(5)減水劑。采用青島虹廈生產(chǎn)的高性能聚羧酸減水劑。

1.2 混凝土配合比

參考《輕骨料混凝土技術(shù)規(guī)程》(JGT 12-2006)，經(jīng)多次試配，確定混凝土基準(zhǔn)配合比(表4)。

表4 基準(zhǔn)混凝土配合比Table 4 Reference Concrete Mix Proportion

參照《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38:2004)，鋼纖維摻量(體積率)分4種水平考慮：0%、0.5%、1.0%、1.5%。聚丙烯纖維摻量(體積率)采用4種水平：0%、0.06%、0.10%、0.14%[3,18-19]。采用不同的鋼纖維(SF)及聚丙烯纖維(PP)摻量，制作16組(每組3個(gè))立方體試塊，標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行立方體抗壓強(qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)。

1.3 基本力學(xué)性能試驗(yàn)

鋼-聚丙烯纖維陶?；炷亮⒎襟w抗壓強(qiáng)度、劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果如表5、6所示。由表5、6可知：當(dāng)采用同一聚丙烯纖維摻量時(shí)，試件抗壓強(qiáng)度及劈裂抗拉強(qiáng)度均隨著鋼纖維摻量的增大而增加；鋼纖維摻量相同時(shí)，隨聚丙烯纖維摻量的增加，強(qiáng)度呈現(xiàn)先增大后降低的趨勢(shì)，在聚丙烯纖維(PP)摻量為0.1%時(shí)達(dá)到最大值。鋼纖維因其較高的彈性模量和幾何尺寸，在增強(qiáng)混凝土強(qiáng)度中占主導(dǎo)作用，增強(qiáng)作用遠(yuǎn)大于聚丙烯纖維。

表5 鋼-聚丙烯混雜纖維陶?；炷量箟簭?qiáng)度Table 5 Compressive Strength of Steel Fiber-polypropylene Fiber Hybrid Ceramsite Concrete

表6 鋼-聚丙烯纖維陶?；炷僚芽估瓘?qiáng)度Table 6 Splitting Tensile Strength of Steel Fiber-polypropylene Fiber Hybrid Ceramsite Concrete

2 黏結(jié)性能試驗(yàn)

2.1 拉拔試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1.1 拉拔試件制作

采用中心拉拔試件進(jìn)行鋼-聚丙烯混雜纖維混凝土黏結(jié)性能試驗(yàn)?，F(xiàn)行《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)中并未提及黏結(jié)性能的試驗(yàn)方法，本文拉拔試件的尺寸參考GB/T 50152—1992標(biāo)準(zhǔn)制作。

采用武鋼HRB400E鋼筋，直徑d=14 mm，實(shí)測(cè)屈服抗拉強(qiáng)度f(wàn)y=445.7 MPa。立方體試件邊長(zhǎng)取10d(140 mm)。鋼筋有效黏結(jié)長(zhǎng)度為5d(70 mm)，為消除試件因加載端局部受壓對(duì)混凝土黏結(jié)強(qiáng)度的影響，在鋼筋的有效黏結(jié)區(qū)兩端各設(shè)置2.5d(35 mm)的非黏結(jié)區(qū)。非黏結(jié)區(qū)采用直徑25 mm的PVC套管，鋼筋和套管間用泡沫膠填充。鋼筋伸出混凝土自由端和加載段的長(zhǎng)度分別為20 mm和300 mm。鋼筋放置于立方體試件中軸線上，澆筑試件時(shí)鋼筋縱軸與澆筑面平行，且與拉拔試件加載承壓面垂直并固定。

在拉拔試件中，鋼纖維的摻入能起到類似于箍筋的橫向約束作用，為減少相關(guān)因素對(duì)試驗(yàn)的干擾，本試驗(yàn)中的試件均未配制箍筋。拉拔試件按摻入的混雜纖維情況分為16組(每組3個(gè)試件，共48個(gè)試件)。拉拔試件的制作及試件模具見圖1。

2.1.2 加載裝置及方法

考慮到采用高強(qiáng)陶?；炷?xí)r，在試件破壞前自由端鋼筋會(huì)出現(xiàn)較大伸長(zhǎng)量或屈服，會(huì)對(duì)加載端滑移值產(chǎn)生較大影響。自由端滑移值較加載端相對(duì)滯后，受鋼筋屈服影響較小。本試驗(yàn)以自由端滑移值作為相對(duì)滑移，在鋼筋自由端底部安裝一組位移計(jì)，位移傳感器的精度為200×10-6mm-1。為了便于在試件自由端安裝位移計(jì)固定支座，在試件自由端用AB膠將一塊角鋼固定在混凝土表面。采用微機(jī)控制電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)(WAW-1000)加載，加載反力裝置為自行設(shè)計(jì)的反力架。荷載-滑移曲線中的滑移值由位移計(jì)每2 s記錄一次，荷載采用萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)記錄保存。

參照《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—1992)，拉拔試驗(yàn)的加載速度為0.098 kN·s-1。試驗(yàn)過(guò)程及拉拔試驗(yàn)示意圖見圖2。

2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果

本試驗(yàn)中試件的破壞形態(tài)分為3種：劈裂破壞、劈裂拔出破壞和拔出破壞，各組試件的破壞形態(tài)見表7。

未摻加纖維(1組)以及單摻聚丙烯纖維(5～7組)的試件均為劈裂破壞，破壞形態(tài)見圖3。試驗(yàn)過(guò)程中試件表面未觀察到裂縫，在達(dá)到峰值荷載時(shí)“砰”的一聲爆裂，試件劈裂成若干塊，鋼筋肋間有部分陶?；炷帘粰M肋擠壓破碎。此破壞類型的荷載滑移曲線只有上升段，破壞過(guò)程呈脆性破壞。劈裂破壞的實(shí)質(zhì)并非陶?；炷僚c鋼筋的黏結(jié)錨固破壞，而是在試件混凝土保護(hù)層最薄弱面形成的混凝土劈裂破壞，其破壞荷載要小于鋼筋與陶?；炷敛牧系恼鎸?shí)黏結(jié)破環(huán)荷載。

當(dāng)鋼纖維摻量較小時(shí)(2、8、11組)，部分試件出現(xiàn)劈裂拔出破壞，見圖4。在達(dá)到峰值荷載時(shí)，試件表面出現(xiàn)一條肉眼可見的細(xì)小裂縫，由于加載端黏結(jié)區(qū)域的應(yīng)力要大于自由端，裂縫沿著鋼筋縱向從加載端逐漸向自由端發(fā)展。此類破壞的過(guò)程為陶?；炷裂刂摻羁v向產(chǎn)生劈裂裂縫，鋼筋肋間混凝土也逐漸被壓碎，在劈裂裂縫與肋前混凝土擠碎共同發(fā)展過(guò)程中，肋前混凝土咬合齒被鋼筋橫肋剪斷，隨即鋼筋被拔出。由于試件具有較好的韌性并未被完全劈裂開，荷載滑移曲線有完整的上升段和下降段。

當(dāng)鋼纖維摻量較大(SF摻量大于等于1.0%)或聚丙烯纖維摻量為0.14%的混雜纖維時(shí)，拉拔試件均為拔出破壞，試件破壞形態(tài)見圖5。在拔出試件中，隨著荷載的增加，滑移值的增長(zhǎng)速率逐漸加快，當(dāng)達(dá)到荷載峰值后，滑移值迅速增加，隨后荷載急劇下降，鋼筋橫肋對(duì)陶?；炷廉a(chǎn)生“刮犁”式破壞，鋼筋被緩緩拔出，試件表面無(wú)肉眼可見的裂縫。

試驗(yàn)所測(cè)得極限黏結(jié)強(qiáng)度及峰值滑移如表7所示，表中所列的極限黏結(jié)強(qiáng)度為3個(gè)試件的平均值，峰值滑移su為每組3個(gè)試件中的中值滑移。極限黏結(jié)強(qiáng)度采用有效黏結(jié)段內(nèi)的平均黏結(jié)強(qiáng)度來(lái)表示。

表7 拉拔試驗(yàn)結(jié)果Table 7 Pull-out Test Results

凝土強(qiáng)度與其基準(zhǔn)混凝土強(qiáng)度之比。

3 混雜纖維對(duì)黏結(jié)性能的影響

3.1 混雜纖維對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響

由表7可知，單摻鋼纖維時(shí)陶?；炷恋酿そY(jié)性能明顯改善，黏結(jié)強(qiáng)度和峰值滑移隨鋼纖維摻量增加而增加。鋼纖維摻量為0.5%、1.0%、1.5%時(shí)，黏結(jié)強(qiáng)度較未摻纖維試件分別提升9%、16%、21%，峰值滑移最大提升26%，試件由脆性破壞逐漸轉(zhuǎn)向延性破壞。

單摻聚丙烯纖維對(duì)陶?；炷恋酿そY(jié)性能影響不大，最大增益率僅為4%，試件的破壞形態(tài)均為脆性劈裂破壞，黏結(jié)滑移曲線并未獲得下降段。

摻加鋼-聚丙烯混雜纖維時(shí)，如聚丙烯纖維摻量不變，黏結(jié)強(qiáng)度以及峰值滑移隨鋼纖維摻量增加而增加；在聚丙烯纖維摻量為0.1%時(shí)，各種鋼纖維摻量下的混雜纖維陶?；炷琉そY(jié)強(qiáng)度和峰值滑移增益率達(dá)到最大。在鋼纖維摻量不變時(shí)，黏結(jié)強(qiáng)度與峰值滑移隨聚丙烯纖維的增加呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)，且在鋼纖維摻量為1.5%時(shí)，各種聚丙烯纖維摻量的混雜纖維陶粒混凝土均達(dá)到最大黏結(jié)強(qiáng)度和峰值滑移。

雖然單摻聚丙烯纖維對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度提升效果不明顯，但與鋼纖維混摻卻能大幅提升纖維的增強(qiáng)效率，在鋼纖維(摻量為1.5%)與聚丙烯纖維(摻量為0.1%)混摻時(shí)，陶粒混凝土獲得最大黏結(jié)強(qiáng)度，較未摻纖維時(shí)提升了30.8%。聚丙烯纖維的摻入使鋼纖維的增益率提升達(dá)42.9%，體現(xiàn)出較好的正混雜效益。

本試驗(yàn)中各組纖維摻量下的黏結(jié)強(qiáng)度混雜系數(shù)均大于1，且當(dāng)聚丙烯纖維摻量為0.1%時(shí)，各組鋼-聚丙烯混雜纖維均能獲得較高的混雜系數(shù)。從纖維增強(qiáng)系數(shù)不難看出，鋼纖維在陶粒混凝土黏結(jié)強(qiáng)度的影響中起主導(dǎo)作用，聚丙烯纖維次之，二者混摻能較好提升陶?；炷恋酿そY(jié)強(qiáng)度，產(chǎn)生較好的正混雜效應(yīng)。

3.2 混雜纖維對(duì)黏結(jié)滑移曲線的影響

本試驗(yàn)的黏結(jié)滑移曲線(采用各組試驗(yàn)的中值試件曲線)見圖6。未摻纖維的陶?；炷猎嚰诩虞d初期滑移值很小，基本呈線性增加。隨荷載增加及微裂縫發(fā)展，滑移值增長(zhǎng)速率逐漸變大，呈非線性發(fā)展。在黏結(jié)強(qiáng)度達(dá)到約22 MPa(對(duì)應(yīng)荷載67 kN)時(shí)，發(fā)生脆性劈裂破壞，黏結(jié)滑移曲線無(wú)下降段。單摻聚丙烯纖維時(shí)陶粒混凝土試件均發(fā)生劈裂破壞，黏結(jié)滑移曲線的上升段剛度和峰值滑移與未摻纖維試件基本一致，黏結(jié)滑移曲線無(wú)下降段。

單摻鋼纖維時(shí)，試件破壞形態(tài)呈現(xiàn)為拔出破壞(鋼纖維摻量較小時(shí)發(fā)生劈裂拔出破壞)，有完整的下降段。黏結(jié)滑移曲線的上升段初期滑移呈較明顯的線性增長(zhǎng)。隨荷載增加，滑移值增長(zhǎng)速率逐漸加快，在達(dá)到曲線峰值時(shí)滑移值迅速增長(zhǎng)。隨著鋼纖維體積率增加，黏結(jié)滑移曲線上升段剛度略有增加，下降段黏結(jié)剛度隨著鋼纖維摻量的增加而降低。殘余黏結(jié)強(qiáng)度隨著鋼纖維摻量的增加略有提升，殘余黏結(jié)強(qiáng)度約為極限強(qiáng)度的23%。在鋼纖維(摻量為1.5%)與聚丙烯纖維(摻量為0.1%)混摻時(shí)，陶?；炷莲@得最大峰值滑移，較未摻纖維時(shí)提升了32.6%。

使用鋼-聚丙烯混雜纖維時(shí)，試件均表現(xiàn)出較好的延性，曲線具有完整的上升段和下降段?；祀s纖維的黏結(jié)滑移曲線上升段與單摻鋼纖維時(shí)無(wú)異，峰值滑移較單摻鋼纖維時(shí)有一定提升；黏結(jié)滑移曲線下降段較單摻鋼纖維時(shí)更為飽滿、曲率更小。

3.3 能量吸收及等效平均黏結(jié)強(qiáng)度

鋼筋與陶?；炷林g的黏結(jié)滑移實(shí)質(zhì)上是一個(gè)能量釋放的過(guò)程。當(dāng)混凝土內(nèi)部由加載所積蓄的內(nèi)能與滑移釋放的能量形成動(dòng)態(tài)平衡時(shí)，滑移值隨加載過(guò)程緩慢增加，最終發(fā)生鋼筋拔出破壞；當(dāng)混凝土內(nèi)積蓄的能量大于滑移所釋放能量時(shí)，滑移來(lái)不及發(fā)生，劈裂裂縫就已迅速發(fā)展，形成劈裂破壞。黏結(jié)滑移曲線能體現(xiàn)試件從加載到拔出破壞全過(guò)程的黏結(jié)應(yīng)力與滑移的關(guān)系，是混凝土材料黏結(jié)性能的完整體現(xiàn)[15]。

為了量化評(píng)價(jià)纖維對(duì)陶?；炷琉そY(jié)滑移曲線的影響，采用能量吸收值和等效黏結(jié)強(qiáng)度來(lái)進(jìn)行考量。能量吸收值Qs為黏結(jié)滑移曲線某一區(qū)間段的面積，等效黏結(jié)強(qiáng)度τs為對(duì)應(yīng)黏結(jié)滑移曲線區(qū)間段內(nèi)的平均黏結(jié)強(qiáng)度。能量吸收值Qs和等效平均黏結(jié)強(qiáng)度τs的定義見式(1)、(2)。

(1)

(2)

(3)

式中：F為拔出荷載；S為相對(duì)滑移值；s為相對(duì)應(yīng)滑移區(qū)間的長(zhǎng)度，本文計(jì)算中s分別取su、1、3、5 mm；Fs為相對(duì)應(yīng)滑移范圍內(nèi)的等效平均荷載；l為黏結(jié)長(zhǎng)度。

結(jié)合圖6中的黏結(jié)滑移曲線，考慮選取上升段和下降段中的4個(gè)滑移段進(jìn)行分析，能量吸收計(jì)算見圖7。圖7中Q0為峰值滑移su時(shí)的能量吸收值，Q1、Q3、Q5分別為滑移值為su+1 mm、su+3 mm、su+5 mm時(shí)的能量吸收值。Q1、Q3、Q5反映了試件的黏結(jié)韌性，在下降段中Q1、Q3、Q5越大，表明試件黏結(jié)韌性越好，等效平均黏結(jié)強(qiáng)度也越大。反之，表明試件黏結(jié)韌性和變形能力越差，等效平均黏結(jié)強(qiáng)度越小。

表8為能量吸收值和等效平均黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果。從表8可以看出，單摻聚丙烯纖維對(duì)黏結(jié)滑移曲線上升段剛度影響很小，達(dá)到峰值滑移時(shí)Q0和τ0基本無(wú)變化，由于發(fā)生脆性破壞，并無(wú)下降段能量吸收值。

表8 能量吸收值和等效平均黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果Table 8 Calculation Results of Energy Absorption Value and Equivalent Average Bond Strength

單摻鋼纖維時(shí)，Q0隨著鋼纖維摻量的增加而增加，最大增幅為56.6%，上升段能量吸收值的提升主要來(lái)源于黏結(jié)剛度和峰值滑移的增長(zhǎng)。在鋼纖維摻量為1.5%時(shí)，下降段的能量吸收值和等效平均黏結(jié)強(qiáng)度都有較大幅度提升，Q5較鋼纖維摻量為0.5%時(shí)提升40.4%。

與單摻鋼纖維進(jìn)行比較，鋼-聚丙烯混摻纖維的使用雖然對(duì)Q0的影響不大，但對(duì)黏結(jié)滑移曲線下降段的等效平均黏結(jié)強(qiáng)度有較大提升。隨著鋼纖維摻量的增加，等效平均黏結(jié)強(qiáng)度的提升越明顯，在黏結(jié)滑移曲線的殘余段，第13組試件的τ5相較第4組試件提升15.7%。表明即使在發(fā)生較大滑移時(shí)，鋼-聚丙烯混雜纖維陶?；炷烈廊荒鼙３州^好的黏結(jié)強(qiáng)度和韌性。

將纖維陶?；炷猎嚰c文獻(xiàn)[1]的配箍試件進(jìn)行比較。在黏結(jié)滑移曲線的上升段，鋼-聚丙烯混雜纖維陶?；炷恋哪芰课罩岛偷刃юそY(jié)強(qiáng)度均優(yōu)于配箍試件，這是因?yàn)殇?聚丙烯混雜纖維在加載全過(guò)程中所體現(xiàn)的阻裂作用，而配制箍筋只有在劈裂裂縫發(fā)展至箍筋所在位置時(shí)才能發(fā)揮阻裂約束作用，導(dǎo)致鋼-聚丙烯混雜纖維試件的黏結(jié)滑移曲線上升段剛度要大于配箍試件。在黏結(jié)滑移曲線的下降段，配置箍筋的試件能量吸收值和等效黏結(jié)強(qiáng)度較高，在鋼纖維摻量不大于1.0%的單摻試件中，配箍試件體現(xiàn)出了更好的延性；在鋼纖維摻量為1.5%的單摻試件中，下降段的能量吸收值和等效平均黏結(jié)強(qiáng)度與配箍試件較為接近；在鋼纖維摻量大于1.0%的混雜纖維試件中，下降段的能量吸收值和等效平均黏結(jié)強(qiáng)度略高于配箍試件。這表明混雜纖維陶粒混凝土試件在達(dá)到峰值荷載后，仍具有較好的橫向約束作用，且橫向約束力的大小與鋼纖維摻量有較大關(guān)系。鋼-聚丙烯混雜纖維在黏結(jié)滑移曲線下降段的約束作用與箍筋類似，當(dāng)鋼纖維摻量較大時(shí)，混雜纖維較配制箍筋具有更好的橫向約束作用和延性。

從上述分析可知：鋼纖維的增強(qiáng)作用主要體現(xiàn)在黏結(jié)滑移曲線上升段，可提升陶?；炷翗O限黏結(jié)強(qiáng)度；阻裂作用主要發(fā)揮在黏結(jié)滑移曲線的下降段，能明顯提升殘余荷載段的等效平均黏結(jié)強(qiáng)度。在鋼筋發(fā)生較大滑移時(shí)，鋼筋與陶粒混凝土之間的摩阻力隨鋼纖維摻量的增加而增加。單摻聚丙烯纖維雖然對(duì)陶?；炷翗O限黏結(jié)強(qiáng)度影響很小，但與鋼纖維混合使用時(shí)，能使鋼纖維表現(xiàn)出更好的增強(qiáng)和增韌效果。

4 臨界錨固長(zhǎng)度

為了充分發(fā)揮鋼筋與混凝土的強(qiáng)度，在最大拔出荷載下，鋼筋屈服與錨固破壞同時(shí)發(fā)生的黏結(jié)長(zhǎng)度稱為臨界錨固長(zhǎng)度la。在此種狀態(tài)下，認(rèn)為鋼筋所承受的最大拉拔力Fu與混凝土的極限黏結(jié)力Ru處于平衡狀態(tài)，根據(jù)平衡方程Fu=Ru可得Asfy=τuπdla(As為鋼筋截面面積)，la=fyd/(4τu)。本文試驗(yàn)中的鋼材fy為445.7 MPa，黏結(jié)強(qiáng)度見表7，計(jì)算所得鋼-聚丙烯混雜纖維陶?；炷僚R界錨固長(zhǎng)度見表9?！痘炷两Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)中規(guī)定的基本錨固長(zhǎng)度計(jì)算式為lab=αdfy/ft，其中α為鋼筋外形系數(shù)，ft為混凝土抗拉強(qiáng)度。將臨界錨固長(zhǎng)度計(jì)算公式和規(guī)范規(guī)定的基本長(zhǎng)度計(jì)算公式進(jìn)行對(duì)比分析，可得鋼筋外形系數(shù)α=ft/(4τu)，大多數(shù)的研究通過(guò)回歸統(tǒng)計(jì)認(rèn)為混凝土抗拉強(qiáng)度與黏結(jié)強(qiáng)度呈線性關(guān)系，即τu=kft(k為常量)，故纖維的摻入對(duì)鋼筋外形系數(shù)不會(huì)有較大影響。

表9 鋼-聚丙烯纖維陶粒混凝土臨界錨固長(zhǎng)度Table 9 Critical Anchorage Length of Steel-polypropylene Fiber Ceramsite Concrete

從表9可以看出，單摻聚丙烯纖維對(duì)臨界黏結(jié)長(zhǎng)度并無(wú)影響，臨界錨固長(zhǎng)度la隨著混雜纖維中鋼纖維摻量的增加而減小，鋼纖維對(duì)臨界錨固長(zhǎng)度具有較明顯的影響。當(dāng)鋼纖維摻量為1.5%，聚丙烯纖維摻量為0.1%時(shí)，陶?；炷恋呐R界錨固長(zhǎng)度較未摻纖維時(shí)減小23%。

5 結(jié)語(yǔ)

(1)摻入鋼-聚丙烯混雜纖維能顯著改善陶?；炷僚c變形鋼筋的錨固黏結(jié)性能，隨著纖維摻量增大，拉拔試件的破環(huán)形態(tài)由劈裂破壞逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榘纬銎茐?，由脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檠有云茐摹?/p>

(2)陶?；炷僚c變形鋼筋的黏結(jié)強(qiáng)度隨單摻鋼纖維摻量增大而增大，隨單摻聚丙烯纖維摻量增大而略有增大。鋼纖維與聚丙烯纖維混摻可產(chǎn)生混雜效應(yīng)，且鋼纖維對(duì)黏結(jié)性能的改善起主導(dǎo)作用，聚丙烯纖維次之。

(3)使用鋼-聚丙烯混雜纖維時(shí)，陶?；炷僚c變形鋼筋的黏結(jié)滑移曲線具有完整的上升段和下降段，峰值滑移較單摻鋼纖維時(shí)有一定提升。黏結(jié)滑移曲線下降段較單摻鋼纖維時(shí)更為飽滿、曲率更小。鋼-聚丙烯混雜纖維對(duì)陶?；炷恋姆逯叼そY(jié)強(qiáng)度和峰值滑移有較大提升，最大提升率分別為30.8%和32.6%。

(4)鋼-聚丙烯混雜纖維能較大幅度提升陶粒混凝土與鋼筋黏結(jié)滑移曲線的上升段及下降段能量吸收值，下降段增幅更加顯著，明顯改善了陶?；炷僚c鋼筋的黏結(jié)韌性和變形能力。與配箍試件黏結(jié)滑移曲線相比，混雜纖維陶粒混凝土試件上升段的能量吸收值和等效黏結(jié)強(qiáng)度更大，鋼纖維摻量大于1.0%時(shí)其下降段也略高。

(5)單摻聚丙烯纖維對(duì)臨界錨固長(zhǎng)度影響很小，但摻加鋼纖維則有較明顯影響。當(dāng)鋼纖維及聚丙烯纖維摻量分別為1.5%、0.1%時(shí)，陶?；炷恋呐R界錨固長(zhǎng)度較未摻纖維時(shí)可減小23%。