劉 艷 蘇艷芹 鄧 芃 魏鼎峰 倫恒軒 馮 浩

(1.山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 山東青島 266590； 2.山東科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院， 山東青島 266590； 3.濰坊工程職業(yè)學(xué)院建筑工程系， 山東青州 262500)

陶?；炷僚c普通混凝土有相似的黏結(jié)破壞機(jī)理和黏結(jié)滑移曲線特征，而且陶?；炷恋穆入x子擴(kuò)散系數(shù)比普通混凝土小5.5%～15.79%[1-3]。因此，陶粒混凝土在沿海以及腐蝕環(huán)境下有廣闊的工程應(yīng)用前景。

目前，腐蝕環(huán)境對螺紋鋼筋和輕骨料混凝土影響的研究成果較為豐富。文獻(xiàn)[4-6]比較了輕骨料混凝土與普通混凝土的臨界氯離子濃度，指出了輕骨料混凝土孔隙率小于普通混凝土，且其臨界氯離子濃度也較小。常杭州等分析了銹蝕對鋼筋與輕骨料混凝土黏結(jié)性能影響，指出：相較于未銹蝕試件，銹蝕率為1%時，試件極限黏結(jié)強(qiáng)度增加25.3%；銹蝕率為5%時，極限黏結(jié)強(qiáng)度降低16.7%[7]。但腐蝕環(huán)境與荷載的共同作用將導(dǎo)致黏結(jié)性能的變化規(guī)律更為復(fù)雜。文獻(xiàn)[8-10]表明，較大的荷載作用會導(dǎo)致試件裂縫增大、混凝土中氯離子濃度和擴(kuò)散速度增大以及鋼筋銹蝕速度加快。蔡健等通過分析荷載與氯鹽侵蝕共同作用下預(yù)應(yīng)力混凝土梁受力性能時指出：彎曲荷載與極限彎曲荷載的比值為0.15時，受拉區(qū)的混凝土仍處于受壓狀態(tài)，氯離子侵蝕作用較?。划?dāng)比值增加到0.45時，混凝土出現(xiàn)明顯的宏觀裂縫，導(dǎo)致梁的抗侵蝕能力減弱[11]。

拉拔試驗(yàn)是研究黏結(jié)性能最常見的方法。對拉拔試件進(jìn)行溶液浸泡可研究氯鹽腐蝕的影響作用，對浸泡在溶液中的試件施加持續(xù)荷載可研究兩者的耦合作用。Zhou等利用杠桿原理并設(shè)計(jì)了復(fù)雜的加載裝置[12-13]，使得持荷與腐蝕能夠共同作用，但這種加載裝置每次只能對一個試件進(jìn)行加載，試驗(yàn)成本高，試驗(yàn)周期也比較長。朱方之通過螺旋彈簧實(shí)現(xiàn)了對試件的持續(xù)加載[14]，但試驗(yàn)過程較為復(fù)雜。

本研究采用蝶形彈簧實(shí)現(xiàn)對拉拔試件的持續(xù)加載，并考慮陶?；炷翉?qiáng)度、鹽溶液濃度和持續(xù)荷載水平等因素，研究其對陶?；炷恋臉O限黏結(jié)強(qiáng)度、黏結(jié)滑移曲線的影響規(guī)律，促進(jìn)陶粒混凝土在沿海工程中的應(yīng)用。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)用粗骨料為碎石型頁巖陶粒，中砂的細(xì)度模數(shù)為2.9，拌和水為普通自來水，水泥為P·O 42.5水泥。陶?；炷恋膹?qiáng)度等級包括C30和C35兩種，具體配合比見表1。試驗(yàn)選用隆鑫鑄造有限公司出產(chǎn)的普通螺紋鋼筋，強(qiáng)度等級為HRB400，直徑為16 mm，鋼筋的力學(xué)性能參數(shù)見表2。

表1 陶粒混凝土配合比Table 1 Mix proportion of ceramic concrete kg/m3

表2 鋼筋的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel bars

1.2 試件設(shè)計(jì)

考慮陶?；炷翉?qiáng)度(C30、C35)、鹽溶液濃度(5%、10%、15%)和持荷水平(20%、30%、40%)3個因素，共設(shè)計(jì)了A、B、C 3類拉拔試件，見表3。根據(jù)GB/T 50081—2019《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[15]的規(guī)定，拉拔試件尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，其中A類為對照試件且同時用于測試試件的極限拉拔荷載Pmax，B類為僅進(jìn)行腐蝕的試件，C類為持荷和腐蝕共同作用的試件，共計(jì)66個試件。持荷水平為試件施加的持續(xù)荷載與Pmax的比值。為便于闡述，對試件進(jìn)行編號，以C30-Y5-P30為例，其中“C30”表示陶?；炷翉?qiáng)度等級為C30、“Y5”表示鹽溶液濃度為5%、“P30”表示施加的持續(xù)荷載為極限拉拔荷載Pmax的30%。

試件的黏結(jié)段長度設(shè)計(jì)依照GB 50152—2012《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[16]規(guī)定取值，即黏結(jié)長度為5倍鋼筋直徑，自由端和加載端為35 mm。試件澆筑前，用直徑稍大于鋼筋直徑的PVC塑料管套住無黏結(jié)部位，并用泡沫膠將塑料管兩端密封，防止?jié)仓r水泥漿體進(jìn)入管內(nèi)。

為測定陶?；炷量箟簭?qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度以及腐蝕環(huán)境對陶粒混凝土力學(xué)性能的影響，在澆筑試件的同時預(yù)留100 mm的立方體試塊并采用同條件進(jìn)行養(yǎng)護(hù)。試塊編號與拉拔試件相似，如C30-Y5中“C30”表示陶?；炷翉?qiáng)度等級，“Y5”表示鹽溶液濃度為5%，與拉拔試件相比，試塊編號未出現(xiàn)持荷等級“P”。

2 持荷和氯鹽侵蝕

2.1 持 荷

試件的持荷裝置由螺桿、螺母、碟形彈簧[17]和限位鋼板組成，見圖1。蝶形彈簧標(biāo)準(zhǔn)參數(shù)見表4，蝶形彈簧加載時的荷載和變形計(jì)算參考式(1)[18-19]。為保證螺桿與鋼筋之間焊縫連接的可靠性，對連接處的承載能力進(jìn)行測試，焊縫斷裂的實(shí)測荷載為83.89 kN。由對照試件的拉拔試驗(yàn)結(jié)果可知，強(qiáng)度等級為C30和C35試件的極限拉拔荷載均值分別為44.85，49.68 kN。因此，持荷裝置可保證螺桿和鋼筋連接的可靠性。

圖1 持荷試件示意Fig.1 The schematic diagram of specimens subjected to sustained loads

表4 蝶形彈簧標(biāo)準(zhǔn)參數(shù)Table 4 Standard parameters of disc springs

(1)

式中：F為蝶形彈簧加載時的荷載；K1、K2為計(jì)算系數(shù)；μ為蝶形彈簧泊松比，取0.3；E為蝶形彈簧彈性模量，取2.06×105MPa；t為蝶形彈簧厚度；D為蝶形彈簧外徑；f為軸向壓縮變形量；h0為蝶形彈簧壓縮量。

拉拔試件在(20±1) ℃，相對濕度為95%的條件下養(yǎng)護(hù)28 d，然后將試件取出晾干。采用山東科技大學(xué)防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的壓力試驗(yàn)機(jī)對試件施加持續(xù)荷載，利用電子百分表記錄蝶形彈簧壓縮的長度(圖2)。施加的荷載按照持荷水平(20%、30%、40%)和對照試件的實(shí)測結(jié)果進(jìn)行計(jì)算?？紤]到壓力機(jī)精度和操作方便等原因，設(shè)備施加的荷載與設(shè)計(jì)荷載有較小的偏差，見表5。為獲得試件準(zhǔn)確的持荷數(shù)據(jù)，根據(jù)式(1)可計(jì)算出實(shí)際持荷數(shù)據(jù)，見表5。

圖2 施加持續(xù)荷載Fig.2 Applying sustained loads

表5 試件持荷情況Table 5 The state for bearing loads of specimens

2.2 氯鹽侵蝕

試件完成持荷后浸泡在NaCl溶液中，試驗(yàn)設(shè)計(jì)的NaCl溶液分別為0%(清水)、5%、10%和15%，共計(jì)4種。未持荷試件和持荷試件一起靜置在NaCl溶液中，并使混凝土試塊被溶液充分浸潤，浸泡時間為120 d。為保持NaCl溶液濃度基本穩(wěn)定，每隔30 d更換一次溶液。立方體試塊與拉拔試件浸泡在相同的溶液中。

為避免氯鹽腐蝕過程中荷載出現(xiàn)較大的波動，在限位鋼板上方設(shè)置百分表以監(jiān)測表5中碟形彈簧位移的變化值，每周記錄一次。百分表讀數(shù)為氯鹽腐蝕周期內(nèi)位移最大值。根據(jù)Almen-Laszlo計(jì)算法[18-19]可計(jì)算出卸載約為0.21～0.44 kN，變化較小。

2.3 拉拔試驗(yàn)

拉拔試驗(yàn)通過400 kN的MTS-SANS萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，為保持試件的持荷狀態(tài)，采用自制的剛性加載架對試件進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，加載裝置示意見圖3a。剛性加載架中的組成鋼板均選用25 mm厚的Q345鋼板，由兩個對稱的C型鋼框架和鋼板通過高強(qiáng)螺栓連接而成，其中C型鋼框架是由鋼板焊接而成。將浸泡完成的試件晾干后，進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，試驗(yàn)過程中，持荷試件的墊板置于鋼框架上，然后將持荷端鋼筋與試驗(yàn)機(jī)夾頭相連，保證底部為鉸接約束，試驗(yàn)加載方式采用位移控制，加載速率為0.2 mm/min，采樣頻率為5 Hz，在試件的自由端安裝高精度位移傳感器(LVDT)，用于量測自由端鋼筋滑移值。加載裝置見圖3b。

a—加載裝置示意； b—加載裝置。圖3 拉拔試驗(yàn)加載裝置Fig.3 The loading set-up of pull-out tests

3 試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

3.1 表觀現(xiàn)象和試驗(yàn)破壞過程

試件完成浸泡后，取出擦拭外表面晾干，典型試件的表觀現(xiàn)象見圖4，經(jīng)過不同鹽溶液濃度浸泡后，陶?；炷帘砻鎰冸x程度有所不同。圖4a為浸泡在清水中的試件，可見試塊表面較光滑。隨鹽溶液濃度的增加，陶?；炷猎噳K周邊砂漿輕微脫落并出現(xiàn)密麻的小孔，伴有少量白色沉淀物，即鹽結(jié)晶，見圖4b。

a—試件C35-Y0-P0； b—試件C35-Y15-P0。圖4 典型試件氯鹽腐蝕的表觀Fig.4 Appearances of typical specimens after chloride corrosion

持荷試件和未持荷試件破壞過程基本類似。在試驗(yàn)初期，試件滑移很??；隨著外力的增加，加載端出現(xiàn)滑移現(xiàn)象；當(dāng)接近極限荷載的時候，試件表面出現(xiàn)細(xì)微裂紋，裂紋隨滑移的增長而增長；直到聽到響聲，試件發(fā)生炸裂，被分成多個小塊，其破壞模式為劈裂破壞。持荷試件較未持荷試件破壞較快，且試件裂開后碎屑較多。由圖5可知：試件沿鋼筋的徑向開裂，內(nèi)部均出現(xiàn)陶粒骨料斷裂，主裂紋穿過陶粒骨料與水泥砂漿；鋼筋與陶粒混凝土的黏結(jié)部位，鋼筋螺紋留下的凹槽明顯。

試件內(nèi)部鋼筋表面銹蝕形態(tài)見圖6。持續(xù)荷載為0%時鋼筋表面肉眼難以觀察到銹蝕產(chǎn)物(試件C30-Y0-P0、C30-Y5-P0)；持續(xù)荷載為40%時，試件C30-Y5-P40、C30-Y10-P40、C30-Y15-P40，隨著鹽溶液濃度的增大，鋼筋表面的不均勻銹蝕逐漸加劇。這是因?yàn)橥獠亢奢d促進(jìn)了混凝土內(nèi)部裂隙的發(fā)展，使混凝土裂隙寬度增大，鹽溶液可以直接接觸鋼筋表面，導(dǎo)致鋼筋銹蝕程度增大。

a—試件C30-Y0-P0； b—試件C30-Y5-P0； c—試件C30-Y5-P40； d—試件C30-Y10-P40； e—試件C30-Y15-P40。圖6 典型試件的鋼筋銹蝕形態(tài)Fig.6 Appearances of reinforced bars in typical specimens

3.2 抗壓強(qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度

試塊完成浸泡后晾干，測試陶?；炷亮⒎襟w試塊的抗壓強(qiáng)度、劈裂抗拉強(qiáng)度，見表6。表6中fts、fc為浸泡鹽溶液之后的陶?；炷僚芽估瓘?qiáng)度、抗壓強(qiáng)度；fts,0、fc,0為28 d標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)后的陶粒混凝土初始劈裂抗拉強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度。由表6可知：鹽溶液濃度為5%時，相較于浸泡在鹽溶液濃度0%(清水)中的試件，陶?；炷恋目箟簭?qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度略有提高；鹽溶液增加至15%，陶?；炷量箟簭?qiáng)度降低5.07%～8.97%、劈裂抗拉強(qiáng)度降低9.14%～15.75%。這是因?yàn)榈蜐舛鹊柠}溶液能夠提高陶粒混凝土的密實(shí)度，但隨著鹽溶液濃度的提高，鹽溶液侵入試塊內(nèi)部發(fā)生反應(yīng)產(chǎn)生鹽結(jié)晶，使陶粒混凝土后期膨脹力增加，進(jìn)而導(dǎo)致抗壓強(qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度降低。

表6 陶粒混凝土力學(xué)性能Table 6 Mechanical properties of ceramic concrete MPa

3.3 黏結(jié)強(qiáng)度

極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式如下：

(2)

式中：τu為極限黏結(jié)強(qiáng)度，MPa；Pu為峰值荷載，kN；la為試件的黏結(jié)長度，mm；d為鋼筋直徑，mm。試件詳情及極限黏結(jié)強(qiáng)度見表7。

3.3.1未持荷試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度

由表7可知：浸泡在相同鹽溶液中的未持荷試件，極限黏結(jié)強(qiáng)度隨陶?；炷翉?qiáng)度逐漸增大，陶?；炷翉?qiáng)度等級為C35的試件C35-Y0-P0、C35-Y5-P0、C35-Y10-P0、C35-Y15-P0的極限黏結(jié)強(qiáng)度分別比陶?；炷翉?qiáng)度等級為C30的試件C30-Y0-P0、C30-Y5-P0、C30-Y10-P0、C30-Y15-P0提高了10.75%，18.39%，14.92%，13.42%。另外，鹽溶液濃度較低時，極限黏結(jié)強(qiáng)度有所提高，如試件C30-Y5-P0比試件C30-Y0-P0的極限黏結(jié)強(qiáng)度提高了1.34%，當(dāng)鹽溶液濃度達(dá)到10%后，極限黏結(jié)強(qiáng)度隨鹽溶液濃度的增加而降低，如試件C30-Y10-P0、C30-Y15-P0比試件C30-Y0-P0的極限黏結(jié)強(qiáng)度分別降低了5.73%、17.20%。

3.3.2持續(xù)荷載對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響

試件施加了持續(xù)荷載后會在小范圍內(nèi)提高極限黏結(jié)強(qiáng)度，由表7可知：試件C30-Y5-P20、C30-Y10-P20、C30-Y15-P20比試件C30-Y5-P0、C30-Y10-P0、C30-Y15-P0的極限黏結(jié)強(qiáng)度提高了22.99%、13.50%、19.16%，但隨著持荷水平的增大，試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度逐漸降低。試件C30-Y10-P30、C30-Y10-P40 分別比試件 C30-Y10-P0 的極限黏結(jié)強(qiáng)度降低了3.99%、27.38%。這是因?yàn)楫?dāng)持荷水平較小時，外部荷載對混凝土內(nèi)部裂縫起抑制作用，使裂縫發(fā)展受到阻礙，持荷水平增大時，混凝土內(nèi)部的微裂縫逐漸生長，并伴隨著新的裂縫不斷衍生，導(dǎo)致界面黏結(jié)強(qiáng)度降低。

表7 試件詳情及結(jié)果Table 7 Details of specimens and test results

3.3.3氯鹽侵蝕和持續(xù)荷載對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響

由表7可知：鹽溶液濃度5%時，持荷20%的試件相對于未持荷試件極限黏結(jié)強(qiáng)度增加了22.99%。鹽溶液濃度達(dá)到10%后，試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度隨鹽溶液濃度的增加而降低，其降低程度隨持續(xù)荷載水平的增加而增加，如鹽溶液濃度為15%的試件C30-Y15-P20、C30-Y15-P30、C30-Y15-P40比鹽溶液濃度為10%的試件C30-Y10-P20、C30-Y10-P30、C30-Y10-P40分別降低了7.79%、10.30%、14.53%。這是因?yàn)辂}溶液濃度較低時，混凝土試件內(nèi)部裂縫較小，銹蝕產(chǎn)物填補(bǔ)了鋼筋與混凝土界面的裂縫，改善了界面的黏結(jié)性能；當(dāng)鹽溶液濃度增大時，陶粒混凝土內(nèi)部裂隙增多，外部荷載為裂縫發(fā)展提供路徑，降低鋼筋與陶?；炷两缑娴臉O限黏結(jié)性能。氯鹽侵蝕和持續(xù)荷載共同作用對極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律見圖7。右坐標(biāo)軸表示極限黏結(jié)強(qiáng)度降低率為鹽溶液濃度15%的試件比鹽溶液濃度10%的試件。

圖7 極限黏結(jié)強(qiáng)度與鹽溶液濃度和持荷水平的關(guān)系Fig.7 Effects of concentrations of salt solutions and loading levels on the ultimate bond strength

3.4 黏結(jié)滑移曲線

試件的黏結(jié)滑移曲線受不同因素的影響而發(fā)生變化，大致可分為三個階段：線性發(fā)展階段、局部滑移階段和破壞階段，見圖8。未持荷試件的黏結(jié)滑移曲線起點(diǎn)從坐標(biāo)軸原點(diǎn)開始，前期出現(xiàn)滑移的時間較早，線性發(fā)展階段較迅速。持荷試件是在保持持荷狀態(tài)下進(jìn)行拉拔試驗(yàn)的，由于要抵消掉已施加的荷載值，黏結(jié)滑移曲線起始段前期荷載持續(xù)增加，但此時位移發(fā)展緩慢，隨后荷載位移開始進(jìn)入線性發(fā)展階段。

a—不同持續(xù)荷載； b—不同鹽溶液濃度和持續(xù)荷載。圖8 持荷水平和鹽溶液對黏結(jié)滑移曲線的影響Fig.8 Effects of loading levels and concentrations of salt solutions on bond-slip curves

由圖8a可知：試件黏結(jié)強(qiáng)度隨持荷水平的提高(P≥20%)而逐步降低，但相應(yīng)的滑移量變化不大。持荷水平為40%時，黏結(jié)滑移曲線局部滑移階段相對于持荷水平20%、30%的試件平緩，試件的黏結(jié)強(qiáng)度也相對降低。持荷水平為40%的試件，隨著滑移量的增加，其黏結(jié)強(qiáng)度增大的變化量趨于恒定。顯然，持荷水平為40%時黏結(jié)強(qiáng)度降低的程度更高。較小水平的持續(xù)荷載可提高試件的黏結(jié)強(qiáng)度，但持續(xù)荷載水平較大時對黏結(jié)性能的退化起了加速作用。

由圖8b可知：在鹽溶液濃度影響下，持荷水平較大(P=40%)的試件相較于未持荷試件(P=0%)，極限黏結(jié)強(qiáng)度降低較為明顯。如試件C30-Y5-P40比試件C30-Y5-P0的黏結(jié)強(qiáng)度降低19.01%，而試件C30-Y15-P40比試件C30-Y15-P0的黏結(jié)強(qiáng)度降低29.33%，兩者相差10.32%，說明持續(xù)荷載和鹽溶液共同作用降低了鋼筋與陶?；炷林g的黏結(jié)性能。

4 極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式

4.1 劈裂抗拉強(qiáng)度計(jì)算式

在鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的性能評估中，鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)性能是一個很重要的指標(biāo)，黏結(jié)強(qiáng)度不滿足要求直接影響結(jié)構(gòu)的正常使用。因此，以陶?；炷翉?qiáng)度等級C30的試塊為研究對象，根據(jù)表6數(shù)據(jù)，分析劈裂抗拉強(qiáng)度損失率(浸泡溶液試塊相較于未浸泡溶液試塊的損失率)和極限黏結(jié)強(qiáng)度之間的變化規(guī)律。由圖9可知，劈裂抗拉強(qiáng)度損失率數(shù)據(jù)雖然存在一定程度的離散，但通過趨勢線可見，隨劈裂抗拉強(qiáng)度損失率的增大，極限黏結(jié)強(qiáng)度總體呈下降趨勢。

圖9 劈裂抗拉強(qiáng)度損失率與極限黏結(jié)強(qiáng)度的關(guān)系Fig.9 Relations of splitting tensile strength loss ratios and ultimate bond strength

根據(jù)表6中的抗壓強(qiáng)度數(shù)據(jù)，并參考文獻(xiàn)[20]得出不同鹽溶液濃度下的抗壓強(qiáng)度損傷計(jì)算式。

fc,Y=(-235.642+236.67e-0.000 024Y)fc,0

(3)

式中：fc,0為未經(jīng)過溶液浸泡的初始抗壓強(qiáng)度；Y為鹽溶液濃度；fc,Y為浸泡鹽溶液之后的抗壓強(qiáng)度。

基于文獻(xiàn)[21]中介紹的無外界環(huán)境下的抗壓強(qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度計(jì)算式。

(4)

式中：fts,Y為浸泡鹽溶液之后的劈裂抗拉強(qiáng)度。

通過對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析、圖解并結(jié)合式(3)，得到氯鹽侵蝕作用下陶粒混凝土劈裂抗拉強(qiáng)度損傷計(jì)算式為：

(5)

以陶?；炷翉?qiáng)度等級為C30的試件為例，其計(jì)算值和試驗(yàn)值見表8，兩者吻合較好，其余未列出的試件擬合結(jié)果依然符合上述規(guī)律。

表8 劈裂抗拉強(qiáng)度計(jì)算值與試驗(yàn)值對比Table 8 Comparisons of splitting tensile strength between calculated values and test values

4.2 極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式

目前已有文獻(xiàn)分析鋼筋直徑、保護(hù)層厚度等因素對黏結(jié)強(qiáng)度的影響，但是實(shí)際工程中的結(jié)構(gòu)往往是在荷載和腐蝕環(huán)境下工作的，研究外界環(huán)境對黏結(jié)強(qiáng)度的影響變得尤為重要。為探討鋼筋與陶粒混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算方法，借鑒徐有鄰等提出的無外界環(huán)境下的鋼筋與混凝土黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式[22]:

(6)

式中：τu為極限黏結(jié)強(qiáng)度，MPa；d為鋼筋直徑，mm；la為錨固長度，mm；c為保護(hù)層厚度，mm；fts為劈裂抗拉強(qiáng)度，MPa；ρsv為配箍率。

通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)和式(6)，提出氯鹽侵蝕和持續(xù)荷載共同作用下的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式。

持荷水平P≤20%時：

持荷水平P>20%時：

式中：τu為極限黏結(jié)強(qiáng)度；P為施加的持荷水平；Y為鹽溶液濃度；fts，Y為陶?；炷两蓰}溶液后的劈裂抗拉強(qiáng)度。

極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式結(jié)果對比見圖10，結(jié)果擬合較好，相關(guān)系數(shù)為0.998，可用于持荷水平和鹽溶液濃度共同作用對黏結(jié)性能的分析。

圖10 極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值與試驗(yàn)值對比Fig.10 Comparisons of ultimate bond strength between calculated values and test values

5 結(jié)束語

考慮陶?；炷翉?qiáng)度、鹽溶液濃度、持續(xù)荷載水平3種因素對鋼筋與陶粒混凝土黏結(jié)性能的影響，得出以下結(jié)論：

1)鹽溶液濃度為5%時，相較于浸泡在鹽溶液濃度0%(清水)中的試件，陶?；炷恋目箟簭?qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度略有提高；鹽溶液增加至15%，陶?；炷量箟簭?qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度。

2)氯鹽侵蝕和持續(xù)荷載共同作用下，鹽溶液濃度為5%～15%，持荷水平20%試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度較未持荷試件增大，但持荷水平增大至40%時，極限黏結(jié)強(qiáng)度降低。

3)根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)推導(dǎo)得出試塊浸泡鹽溶液后的劈裂抗拉強(qiáng)度計(jì)算式，并提出持續(xù)荷載和氯鹽侵蝕共同作用下鋼筋與陶?；炷恋酿そY(jié)強(qiáng)度計(jì)算式，且試驗(yàn)數(shù)據(jù)與擬合值吻合較好。