持续荷载与干湿循环共同作用下钢筋混凝土粘结性能试验研究

国内图书分类号：TU502国际图书分类号：硕士学位论文持续荷载与干湿循环共同作用下钢筋混凝土粘结性能试验研究硕士研究生：王志恒导师姓名：商怀帅申请学位级别：工学硕士学科、专业：土木工程所在单位：土木工程学院答辩日期：2017年12月学位授予单位：青岛理工大学 ClassifiedIndex：TU502U.D.C：DissertationfortheMasterDegreeinEngineeringSTUDYONBONDBEHAVIORBETWEENSTELLBARANDCONCRETEUNDERSUSTAINEDLOADANDDRY-WETCYCLESCandidate:WangZhihengSupervisor:Prof.ShangHuaishuaiAcademicDegreeAppliedfor:MasterofEngineeringSpecialty:CivilEngineeringDateofOralExamination:December2017University:QingdaoTechnologicalUniversity 青岛理工大学工学硕士学位论文目录摘要....................................................................................................................................IABSTRACT...................................................................................................................III第1章绪论...................................................................................................................11.1引言....................................................................................................................11.1.1课题研究背景.........................................................................................11.1.2课题研究目的及意义.............................................................................21.2钢筋混凝土粘结性能简介................................................................................31.2.1粘结应力的分布与组成.........................................................................31.2.2粘结滑移.................................................................................................51.2.3粘结破坏形态.........................................................................................51.3钢筋混凝土粘结性能的研究现状....................................................................81.3.1钢筋混凝土粘结性能的试验方法.........................................................91.3.2新型材料应用下钢筋混凝土粘结性能的研究进展...........................101.3.3环境作用下钢筋混凝土粘结性能的研究进展...................................131.4粘结应力-滑移本构关系.................................................................................151.5本文的主要内容..............................................................................................17第2章试验概况.........................................................................................................192.1引言..................................................................................................................192.2试验原材料及设备..........................................................................................192.2.1原材料及配合比...................................................................................192.2.2试验设备...............................................................................................202.3试件的设计与制备..........................................................................................222.4试验方法..........................................................................................................242.4.1混凝土立方体试块抗压、抗拉强度试验...........................................242.4.2粘结滑移本构关系试验.......................................................................262.4.3极限承载力试验...................................................................................272.4.4持续荷载及干湿循环作用的施加.......................................................28I 青岛理工大学工学硕士学位论文第3章持续荷载与干湿循环作用下钢筋混凝土粘结滑移试验研究.....................313.1引言..................................................................................................................313.2长期持载作用下钢筋混凝土滑移量随时间的变化......................................313.3持续荷载、干湿循环对钢筋混凝土界面粘结滑移的影响分析..................453.3.1粘结滑移随时间变化机理分析...........................................................453.3.2持续荷载及干湿循环对粘结滑移的影响分析...................................46第4章持续荷载与干湿循环作用后钢筋混凝土的粘结滑移本构关系.................494.1引言..................................................................................................................494.2试验现象..........................................................................................................494.2.1试件破坏形态.......................................................................................494.2.2粘结纵筋锈蚀状态...............................................................................504.3粘结强度..........................................................................................................514.4钢筋混凝土的粘结滑移本构关系..................................................................524.5持续荷载、干湿循环作用后钢筋混凝土粘结滑移本构关系......................544.5.1持续荷载作用后钢筋混凝土的粘结滑移本构关系...........................544.5.2干湿循环作用后钢筋混凝土的粘结滑移本构关系...........................574.5.3持续荷载与干湿循环共同作用后钢筋混凝土粘结滑移本构关系...584.5.4持续荷载、干湿循环对粘结滑移本构关系的影响分析...................624.6无箍筋混凝土梁试件粘结滑移本构关系......................................................65第5章结论与展望.....................................................................................................695.1结论..................................................................................................................695.2展望..................................................................................................................70参考文献.........................................................................................................................71攻读硕士学位期间发表的学术论文及科研工作.........................................................77致谢.................................................................................................................................79II 青岛理工大学工学硕士学位论文摘要钢筋混凝土之间的粘结性能是影响钢筋混凝土结构承载能力、适用性和耐久性的重要因素。目前，国内外关于钢筋混凝土粘结性能影响因素的试验研究较多，但绝大多数研究都没有考虑到工作中构件的实际受力状态以及干湿循环影响。因此，无法对正常工作中钢筋混凝土结构的劣化机理和服役寿命做出科学预测。基于以上原因，本文对遭受干湿循环作用、持续荷载（25%、50%和75%极限荷载）作用、持载与干湿循环共同作用三种条件下以及无横向配筋钢筋混凝土梁式试件的粘结性能进行了试验。（1）研究了钢筋混凝土之间相对滑移量随时间的变化关系、外部环境影响后混凝土梁试件的极限承载力，阐述了各因素对混凝土梁试件受力性能的影响机理。（2）研究了持载、干湿循环作用后钢筋混凝土的粘结滑移本构关系，建立了持续荷载作用后钢筋混凝土的粘结滑移本构关系函数表达式。试验结果表明：（1）钢筋混凝土间的相对滑移增量随时间呈指数型减少，并逐渐趋近于零，滑移总量呈对数型增加，并逐渐趋于稳定值。（2）遭受持续荷载作用及持续荷载与干湿循环共同作用后的混凝土试件，其钢筋与混凝土之间的极限滑移量明显下降；遭受高等级持续荷载（施加的荷载越大，持载等级越高）作用后钢筋混凝土间的粘结强度会有所降低、粘结刚度退化明显；低等级持续荷载及干湿循环作用后钢筋混凝土间的粘结强度、粘结刚度均有所提高。（3）单独遭受干湿循环作用后的钢筋混凝土试件，钢筋与混凝土间的极限滑移量有所下降，其粘结强度提高了40%左右，粘结刚度提高幅度也比较明显。（4）横向箍筋对核心混凝土起到了约束作用，约束作用在一定程度上提高了钢筋混凝土间的粘结强度。箍筋的配置能够显著改善钢筋混凝土试件的变形能力，提高钢筋混凝土试件的开裂荷载和延性。关键词梁式试件；横向箍筋；持续荷载；干湿循环；粘结滑移；本构关系I 青岛理工大学工学硕士学位论文AbstractThebondperformancebetweensteelbarandconcreteisanimportantfactorthatinfluencingthebearingcapacity,usabilityanddurabilityofthereinforcedconcretestructure.Nowadays,manydomesticandforeignresearchersstudiedthefactorsthatinfluencingthebondperformanceofreinforcedconcreteBut,thestressconditionsandthebondvaluesdevelopedintheconcretespecimenduringpull-outtestsdifferfromthoseintheactualwork.Therefore,it’sdifficulttopredictthefailuremechanismandservicelifeofreinforcedconcretestructuresscientifically.Basedontheabovereasons,Thispaperexaminesthebondbehaviorbetweensteelbarandconcreteunderdifferentconditions(i.e.Dry-wetcyclesaction,sustainedloadaction(25%,50%and75%ultimateload),combinedactionofsustainedloadanddry-wetcycles,reinforcedconcretebeamspecimenwithouttransversereinforcement).(1)Therelationshipbetweentherelativeslipofreinforcedconcretewithtime,theultimatebearingcapacityofconcretebeamspecimensandthebondslipconstitutivemodelbetweensteelbarsandconcretewerestudied.Themechanismofvariousfactorsonthemechanicalpropertiesofconcretebeamspecimenswasdiscussed.(2)Thefunctionofbondslipconstitutiverelationofreinforcedconcreteaftersustainedloadingconditionsisestablished,inthispaper.Resultsshowthat:(1)Therelativeslipincrementdecreasesexponentiallywithtime,andapproachestozero.Thetotalamountofslipisincreasesinlogarithmicform,andtendstobestable,gradually.(2)Thelimitslipofreinforcedconcreteisobviouslyreducedaftertheactionofsustainedloadandcombinedactionofsustainedloadanddry-wetcycle.Thebondstrengthandbondstiffnessofreinforcedconcretewillbereducedafterthehighlevelofsustainedloadandthesewereimprovedafterlowlevelsustainedloadinganddry-wetcycles.(3)Therelativeslipbetweensteelbarsandconcretedecreasesandthebondstrengthofthebeamspecimenwasincreasedby40%afterthedry-wetcyclesalone,andthebondstiffnessincreasedsignificantlyaswell.(4)Transversestirrupcanconstraintcoreconcrete,andenhancedthebondstrengthbetweensteelbarandconcretetoacertainextent.ThedeformationcapacityandIII 青岛理工大学工学硕士学位论文ductilityofreinforcedconcretebeamspecimenwereimprovedsignificantlyfortheconfigurationofstirrup.keywordbeamspecimen;transversestirrup;sustainedload;dry-wetcycle;bond-slip;constitutiverelationIV 青岛理工大学工学硕士学位论文第1章绪论1.1引言1.1.1课题研究背景随着社会的发展、科技的进步，研究者对混凝土材料的研究进入到更高、更先进的水平，钢筋和混凝土将仍然是土木工程中最受欢迎的材料，钢筋混凝土结构也将仍是建筑师最为青睐的结构形式。但作为钢筋与混凝土两种材料组合在一起共同工作的钢筋混凝土构件，不可避免的存在一些弊端。如：如何保证钢筋和混凝土两种力学性能截然不同的材料共同承受荷载以及两种材料之间如何保证可靠的粘结。有研究发现钢筋与混凝土之间的粘结力和构件的承载力有直接的关系[1]。而且，实际工程中因粘结力不足，导致承载力降低，从而导致结构破坏的实例比比皆是。有关2008年汶川地震的震害报告指出：剪跨比小、配置纵筋直径大的钢筋混凝土框架柱易发生因钢筋、混凝土间的粘结传力不足的剪切粘结破坏[2-3]，如图1.1所示。在1984年日本NihonkaiChubu地震、1994年美国Northridge地震及1995年日本Kobe地震中也都出现了这种破坏形态[4-5]。钢筋混凝土柱发生剪切粘结破坏时其延性性能及耗能能力均较差，日本规范规定了防止发生粘结破坏的相关条文[6]。在有着如此广阔前景的钢筋混凝土结构中出现类似的破坏，导致人员和财产的严重损失是绝对不允许发生的。（a）框架柱剪切-粘结破坏（b）梁发生的剪切-粘结破坏图1.1混凝土构件粘结破坏1 青岛理工大学工学硕士学位论文1.1.2课题研究目的及意义混凝土结构的耐久性研究，不仅关系到既有混凝土结构的使用寿命，也关系到新建结构的设计标准与设计方法。当前，混凝土耐久性研究的不足不仅造成了巨大的经济损失，也威胁到人员生命安全。开展混凝土结构耐久性研究，有利于混凝土结构的耐久性评估及新建结构的耐久性标准等研究，既是混凝土结构工程发展趋势之一，也是经济发展和社会发展的需要。从钢筋混凝土被广泛应用于实际工程的一百多年里，众多的钢筋混凝土结构由于各种各样的原因均难以达到设计预定的服役年限，而提前失效。其中很少一部分是因为结构设计的抗力不足引起的，更多的是因为混凝土结构耐久性不足导致的[7]，特别是南方空气潮湿、降雨频繁地区的混凝土结构。在长时间的干湿循环交替作用下，使得结构中处于恶劣环境下的部分构件在远小于预定服役期限内发生破坏，退出工作，从而影响、改变了结构整体的受力状态，严重者将引起整个结构的损坏。然而，现有的研究成果中均没有考虑实际工程中结构或构件的受力状态，一般都是在干湿循环单独作用下得出的结果。荷载与干湿循环共同作用下的研究还没有形成成熟的理论体系。众所周知，实际工作中的混凝土构件由于受荷载作用，基本都是带裂缝工作，因此荷载作用极有可能会干扰干湿循环对钢筋混凝土构件的影响。因此开展持续荷载与干湿循环共同作用下钢筋混凝土间粘结性能的试验研究对混凝土结构耐久性能的研究有着重要意义[8-9]。2 青岛理工大学工学硕士学位论文1.2钢筋混凝土粘结性能简介1.2.1粘结应力的分布与组成（1）粘结应力的分布钢筋与混凝土两种材料能有效地共同工作，主要是有三个方面的原因：（1）钢筋混凝土之间良好的握裹力（粘结力）；（2）钢筋与混凝土有着相似的热膨胀系数，温度变化时，两者不会有太大的相对变形；（3）钢筋包裹在混凝土内部，能够防止钢筋受压失稳和遭受火灾的损害，且钢筋不易发生锈蚀[10]。硬化后的混凝土与钢筋之间建立了粘强度，能够承受由于钢筋与混凝土的相对变形在两者界面上所产生的相互作用力。通常把钢筋单位长度dx上的轴向力均匀地分散在钢筋混凝土界面上（如图1.2（a）所示），以此（钢筋与混凝土接触面上的剪应力）作为粘结应力τ。图1.2轴心受拉构件的粘结应力分析钢筋与混凝土间粘结应力的分布可通过轴心受拉构件的应力分析图（图1.2）进行说明[11]，轴向拉力N作用在混凝土构件端部（或缝间混凝土端部）钢筋上，裸露在混凝土外的钢筋应力σs=N/As（As为钢筋横截面面积），构件端部混凝土应力σc=0。进入构件内部以后，由于钢筋与混凝土之间的粘结作用限制了钢筋在外力N作用下的自由拉伸。正是通过钢筋与混凝土间的粘结作用将钢筋上的部分拉力传递给了界面混凝土，使混凝土参与受拉，如图1.3a、b、c所示。界面应力τ和钢筋混凝土之间的应变差（εs-εc）是对应的。随距端部截面距离的增大，钢筋应力σs（应变εs）减小，混凝土的拉应力σc（应变εc）增大，二者的应3 青岛理工大学工学硕士学位论文变差（εs-εc）减小（图1.2d）。直到距端部lt处,钢筋应变εs与混凝土应变εc相等，相对变形(滑移)消失，粘结应力也消失（τ=0）。设距端部lt范围内取出长度为dx的微段（图1.2a），由钢筋和混凝土接触面处的平衡关系，可得下式：2dddxAdd（1.1）sss4dds整理得:（1.2）4dx上式反映了钢筋与混凝土粘结的本质特征：粘结应力使钢筋应力沿其长度上发生数量上的变化，也就是说没有τ就不会产生钢筋应力的增量dσs；反之，没有钢筋应力的变化就不存在粘结应力τ。因此在外荷载一定的情况下，构件中间区段（距构件端部超过lt的区段）截面上，粘结应力τ=0，钢筋应力σs及混凝土应力σc均不再发生变化，保持常量。如若外荷载N逐渐增大，那么构件端部lt的区段长度将向构件内部延伸，构件中间无粘结应力（τ=0）的区段逐渐缩短（见图1.2e）。（2）钢筋混凝土间粘结应力的组成钢筋混凝土间的粘结应力主要由胶合力、摩阻力和机械咬合力三部分组成。1）胶合力：钢筋与混凝土之间的化学吸附作用。这种作用力比较小，当钢筋和混凝土之间发生相对滑移时，该力会立即消失。2）摩阻力：混凝土收缩时将钢筋紧紧握裹而产生的。这种力与钢筋表面的粗糙程度、钢筋与混凝土之间的挤压力有关。3）机械咬合力：由于钢筋表面凹凸不平与混凝土之间产生的机械咬合作用而产生的。此外，钢筋端部加弯钩、弯折或在锚固区焊接短钢筋、短角钢等来提供的锚固能力。这种锚固能力也可以提供很大的粘结力,但是,如果布置不当,将会产生较大的滑移、裂缝和局部混凝土的破碎现象。光面钢筋与混凝土之间的粘结主要由化学胶合力、摩阻力组成。对于变形钢筋来说，虽然也存在着胶合力和摩擦力，但是变形钢筋的粘结力主要来自钢筋横肋与混凝土的机械咬合作用。变形钢筋的横肋对混凝土的挤压如同一个楔，会产生很大的机械咬合力，从而提高了变形钢筋的粘结能力，如图1.3所示。4 青岛理工大学工学硕士学位论文图1.3变形钢筋粘结应力的组成注：钢筋混凝土接触面上均有胶合力分布，此处未标记。1.2.2粘结滑移在外力作用下，钢筋与混凝土之间会发生相对位移（滑移），此相对位移（滑移）主要是由于钢筋与混凝土之间的变形差引起的。由图1.2（d）可知，外力作用下钢筋的应变为εs，混凝土的应变为εc，两者的应变差为εs-εc，此应变差值由钢筋混凝土构件的端部向内部逐渐减小。因此，钢筋与混凝土的相对滑移量由构件的中间向两端逐渐增大。从钢筋混凝土间粘结应力组成成分分析可知，钢筋混凝土相对滑移初期，化学胶合力起主要作用。随着滑移量的增大，胶合力失效，摩阻力和机械咬合力成为抵抗相对滑移的主要组成成分。1.2.3粘结破坏形态钢筋混凝土界面粘结性能与多种因素有关，如：钢筋表面形式、钢筋直径、混凝土强度、混凝土保护层厚度、有无横向箍筋等，其中钢筋表面形态与混凝土保护层厚度对破坏形式的影响也最为显著。研究表明，在一定的混凝土保护层厚度范围内，随着保护层厚度的增加，钢筋混凝土粘结强度不断增加，粘结破坏形态逐渐由混凝土拉裂破坏转变为钢筋拔出破坏，钢筋直径较小的，甚至被拔断。也有研究者指出，此现象与混凝土保护层厚度没有直接关系，而是与保护层厚度与钢筋直径的比值有关系。此外，钢筋的表面形式对界面混凝土粘结破坏形态有着显著影响。（1）光圆钢筋早在二十世纪初，Abrams[12]教授就对混凝土与光圆钢筋的粘结性能进行了试验研究。Abrams对1500个中心拉拔试件的粘结应力-滑移曲线进行了分析，认为混凝土与光圆钢筋间的粘结性能主要是由两者之间的胶合力和滑动摩阻力决定。当混凝土与钢筋间未产生相对位移（滑移）时，粘结应力主由胶合力提供；5 青岛理工大学工学硕士学位论文而当混凝土与钢筋之间产生滑移后，胶合力便迅速消失，此时粘结力则主要由钢筋和混凝土间的滑动摩阻力提供。为了研究不同因素对混凝土与光圆钢筋间粘结性能的影响，众多学者进行了各种试验研究和理论分析。Clark和Baldwin[13]共同研究了不同锚固长度和不同保护层厚度对钢筋混凝土粘结性能的影响。Chan和Mo[14]分析了混凝土强度、钢筋直径、钢筋类型以及加荷速度对钢筋混凝土粘结性能的影响。Bartlett和Feldman[15,16]的试验中阐述了混凝土强度、混凝土保护层厚度、钢筋锚固长度、钢筋直径以及钢筋表面粗糙程度对粘结性能的影响机理，得出了以下结论：混凝土强度的影响：混凝土与光圆钢筋的界面粘结强度随混凝土强度的增加而增加，与混凝土抗拉强度f（混凝土抗压强度的二分之一次方f）成正比。tc锚固长度的影响：光圆钢筋的极限拉拔力N随着粘结锚固长度的增加而增大，但钢筋混凝土间的粘结强度却有所降低。钢筋直径的影响：混凝土保护层厚度和钢筋锚固长度一定时，钢筋混凝土间的粘结强度随钢筋直径增大而减小。保护层厚度影响：钢筋直径一定时，光圆钢筋与混凝土间的粘结强度不随保护层厚度的变化而变化。众多研究表明，光圆钢筋与混凝土间的粘结破坏形态大多为钢筋拔出破坏。究其原因，光圆钢筋表面光滑没有横向肋，所以钢筋混凝土间的粘结力只有胶合力和摩阻力，而没有机械咬合力。所以对界面混凝土没有挤压力，也就没有径向分力，因此混凝土不会遭受径向拉力，很少发生混凝土劈裂破坏，一般都是光圆钢筋拔出破坏。（2）变形钢筋与光圆钢筋相比，由于变形钢筋表面形状复杂多样，因此，变形钢筋与混凝土的粘结机理更为复杂。从二十世纪三十年代至今，混凝土与变形钢筋之间的粘结性能研究一直是混凝土领域的一个热点和难点[17,18]，也出现了大量的文献和研究成果。变形钢筋与混凝土之间粘结性能的影响因素众多，主要有以下几个方面：混凝土保护层厚度和钢筋直径：对于钢筋混凝土构件，外围混凝土对钢筋的约束，是钢筋与混凝土间粘结强度产生的前提。试验研究表明，混凝土保护层厚度越大（钢筋净间距越大）或钢筋直径约小，则对钢筋的约束作用越大，混凝土6 青岛理工大学工学硕士学位论文粘结强度也就越高。但超过某一保护层临界厚度时，钢筋混凝土间的粘结强度就会维持在一定值，保持不变。横向配筋与侧向约束：研究表明，侧向主动约束或者横向箍筋的被动约束都能延缓径向裂缝的发展，使开裂粘结应力比无横向箍筋的情况下有所提高，容许钢筋混凝土间有较大的相对位移（滑移），表现出了较好的粘结延性。混凝土强度和组成成分：变形钢筋与混凝土间的粘结强度会随着混凝土抗压、抗拉强度的提高而提高，但粘结强度的提高并没有抗压强度提高的明显，一般认为钢筋混凝土间的粘结强度与混凝土的抗拉强度直接相关。其次，混凝土的组成成分对粘结强度也有影响，主要是水泥的成分与含量。尤其是在混凝土中掺加外掺合料后，其与变形钢筋间的粘结性能将会大有不同。与普通混凝土的对比研究发现，掺加掺合料后混凝土的抗压（抗拉）性能获得了改善，其粘结性能也会有相应的提高。其他影响因素：变形钢筋与混凝土间粘结性能的其他影响因素也很多，如混凝土浇筑方向、混凝土密实度、钢筋锈蚀等。总言之，几乎所有能够影响到混凝土质量的因素都会对钢筋与混凝土间的粘结性能产生影响。早期钢筋混凝土粘结性能的研究主要集中在对钢筋应力分布的测试、粘结性能影响因素的分析、粘结机理的探讨等方面。直到二十世纪中期，随着测试技术的进步，钢筋混凝土粘结本构关系的研究才得到了较大的进展。徐有邻[19]通过变形钢筋拉拔试验，建立了内裂缝发展模型，将内裂缝的发展过程划分为以下五个阶段：胶结失效-微滑移阶段、肋前混凝土开裂阶段、混凝土径向劈裂阶段、肋前混凝土挤压破碎阶段、界面混凝土咬合齿断裂阶段。试验研究表明，变形钢筋混凝土试件裂缝产生的形式和粘结破坏形态与钢筋的表面形状有关，这是因为外力作用下，钢筋横肋对混凝土引起的挤压力和界面剪力均与钢筋表面横肋的形状有关。文献[20]表明：当钢筋表面横肋的肋面角在40~105°之间时，钢筋与混凝土之间的滑移是一样的，这说明此时横肋和混凝土齿之间的楔作用已足够阻止二者之间的滑动，使钢筋与混凝土之间的粘结失效于肋前混凝土的局部挤压破碎，滑移基本来自于该局部破碎混凝土的变形。局部破碎后的混凝土会在肋前产生挤压拥塞作用，该作用与外围混凝土的作用面夹角将会降低至30~40°，因此该情况下（肋面角＞40°时）变形钢筋的粘结强度与变形7 青岛理工大学工学硕士学位论文特性与肋面角的大小无关。当横肋的肋面角小于40°时，横肋锲作用不足以阻碍钢筋和混凝土之间的相对滑动，故相对滑移将会由于滑动而大大提高。Rangan和Esfahani[21]则发现钢筋肋面角在40~47°时的钢筋与混凝土粘结强度高于夹角在23~27°间的粘结强度。Hamad[22]认为肋高为0.1d、肋间距为0.5d肋斜面与轴线夹角60°的变形钢筋与混凝土的粘结性能最好。研究还表明[23,24]，变形钢筋粘结试件的破坏形式与外围混凝土约束程度有关，破坏模式包括劈裂破坏和拔出破坏。由于变形钢筋表面横肋对混凝土的禊作用，肋前混凝土受到斜向挤压力，该挤压力的径向分量（内胀力）使混凝土保护层受到劈裂作用，而其纵向分量即为粘结剪应力。当混凝土保护层较小时，内胀力在混凝土中产生较大的劈裂应力，此时粘结应力未达到最大而发生试件劈裂破坏[25]，如图1.4所示。当混凝土保护层足够或者存在箍筋等侧向约束时，不发生混凝土劈裂而发生钢筋从混凝土基体中被拔出而破坏。图1.4变形钢筋与混凝土界面的劈裂破坏1.3钢筋混凝土粘结性能的研究现状随着科学技术的发展，试验测量手段及测试方法的进步，钢筋与混凝土粘结应力-滑移本构关系的研究有了较大的进展。加之有限元计算软件在结构领域的推广与运用，粘结滑移本构关系的试验分析与有限元模拟相结合，也极大的推动了钢筋混凝土粘结滑移理论的进步与发展。至80年代末，钢筋与混凝土的粘结滑移理论己经较为成熟。随着混凝土技术的发展，各种新型混凝土又相继出现，随之研究者开始了对钢筋与新型混凝土粘结性能的试验研究。90年代期间，由于再生混凝土、钢纤维混凝土、髙强混凝土以及各种纤维增强筋等新材料以及钢筋外包环氧等新技术的应用，众多研究者又致力于新材料、新技术下钢筋混凝土粘结问题的研究[26]。近年来，由于对混凝土结构耐久性要求重视程度的提高，许8 青岛理工大学工学硕士学位论文多研究人员开展了在侵蚀环境（离子侵蚀、冻融循环、干湿循环、高温等）下钢筋混凝土粘结性能的试验研究，并取得了重大进展。1.3.1钢筋混凝土粘结性能的试验方法钢筋混凝土的粘结滑移性能是众多学者研究的热门课题，但不同研究者之间的研究成果及结论却不尽相同，一是由于研究者所使用的试验方法及手段各不相同，二是钢筋混凝土粘结性能受多种因素的共同影响。因此，掌握各因素对混凝土粘结性能的影响机理以及不同试验方法之间的差异，对钢筋混凝土粘结性能研究的进展十分有益。目前，钢筋混凝土粘结性能试验方法根据试件样式和受力状态大致可分为三种：中心拉拔试验法、轴拉试验法和梁式试验法（各试验方法的试件及加载方式见图1.5）。根据粘结应力的计算方法又可分为平均粘结应力法和钢筋内贴应变片的局部粘结应力计算方法。a中心拉拔试件b梁式试件c轴拉试件图1.5试验方法示意图中心拉拔试验、轴拉试验、梁式试验分别能模拟钢筋端头粘结锚固应力、混凝土缝间粘结锚固应力以及考虑剪跨比影响的剪跨区钢筋混凝土粘结应力。其中，中心拉拔试件制作简单、成本低、试验过程容易实现，20世纪50年代，R.M.Mains[27]就通过中心拔出试验得到了光圆钢筋和变形钢筋的应力分布，提出钢筋混凝土粘结应力是由化学胶合力、摩擦力和机械咬合力三部分组成；轴拉试验主要是用来测量混凝土裂缝间之间钢筋混凝土的粘结应力及相对滑移量，可以模拟混凝土梁在纯弯段主裂缝间的粘结特性。试验时，一对相互平衡的力作用在钢筋的两端，钢筋与混凝土间产生粘结滑移。双轴拉试验还可以模拟钢筋搭接长度的粘结特性；梁式试验能更好地模拟基于剪力影响的实际工程中钢筋在混凝土中粘结锚固性能，梁式试验又分为全梁式和半梁式两种，半梁式试验可以减小构件尺寸、易于试验进行和降低试验成本。而且，可以调整弯矩与剪力的比值，甚至可以施加“销栓力”。9 青岛理工大学工学硕士学位论文平均粘结应力计算方法是将作用在粘结钢筋上的拉拔力近似平均的分散在钢筋的粘结段上，假设钢筋粘结区段上的粘结应力在混凝土与钢筋的接触面上均匀分布。此种方法试验操作方便，成本低廉，计算简单，但误差偏大；内贴应变片的局部粘结应力计算方法，是把钢筋的粘结区段分成等长的微段，能够更加精确的计算每一小段上的应力分布，有助于分析粘结应力及滑移量随粘结锚固位置的变化关系。徐有邻通过开槽钢筋内贴电阻应变片的手段，量测钢筋在拉拔过程中应力应变的变化规律，建立了钢筋混凝土粘结滑移曲线，并给出了钢筋粘结滑移的位置函数。金伟良，赵羽习在理论研究的基础上，根据中心拔出试验数据，分析了钢筋混凝土粘结应力和滑移随粘结锚固位置变化的关系，建立了反应这种变化规律的位置函数，得到了基于端部滑移量及粘结位置的钢筋混凝土粘结应力表达式。1.3.2新型材料应用下钢筋混凝土粘结性能的研究进展1.3.2.1再生混凝土的粘结性能研究杨海峰[28]进行了钢筋与不同再生骨料取代率的再生混凝土粘结性能的试验研究，结果表明：与普通混凝土试件相比，再生骨料混凝土与钢筋的粘结应力分布更加均匀，粘结脆性较普通混凝土大；钢筋再生骨料混凝土的粘结滑移曲线与钢筋混凝土的粘结滑移曲线相似，且随着再生骨料取代率的增加，其峰值滑移量逐渐减小。商怀帅，赵铁军等[29]研究了不同钢筋外形特征、不同钢筋直径的再生混凝土中心拔出试块遭受快速冻融循环作用后的粘结性能。试验结果表明：遭受相同次数的快速冻融循环后，变形钢筋的极限拉拔力大于光圆钢筋的极限拉拔力；光圆钢筋的粘结强度损失量大于变形钢筋的粘结强度损失量；钢筋直径越大，其极限粘结强度就越低。而且，随着冻融循环次数的增加，钢筋混凝土的粘结强度会有不同程度的降低；极限粘结强度对应的滑移量有所增加。蒋大园[30]对再生混凝土与钢筋的粘结性能进行了试验，分析了再生骨料取代率和钢筋粘结锚固段长度对粘结应力的影响规律，另外分析了混凝土保护层厚度和钢筋直径对再生骨料混凝土粘结性能的影响，并运用ANSYS有限元分析软件对粘结性能试验过程进行了数值模拟计算分析。建立了再生骨料取代率与极限粘结强度的数值关系式。肖建庄，李丕胜等[31]依据GB50152-92《混凝土结构试验方法标准》，利用中心拔出试件，研究了不同再生骨料取代率和不同钢筋种类对两者间粘结性能的10 青岛理工大学工学硕士学位论文影响。试验得出以下结论，钢筋-再生混凝土粘结滑移曲线与普通混凝土粘结滑移曲线类似，也包含微滑移阶段、滑移稳定增长段、急剧增长段、下降阶段以及残余阶段；与普通混凝土相比，粘结钢筋为HPB235时，再生骨料混凝土的粘结强度有所降低，但对于HRB335钢筋，再生骨料混凝土的粘结强度反而有所增加。安新正，易成等[32]采用强度等级为C25的废弃混凝土制备再生骨料混凝土，研究了再生骨料混凝土中孔隙的分布规律以及钢筋与再生骨料混凝土之间粘结应力的分布特征。试验表明，随着再生骨料取代率的升高，再生混凝土中的总孔隙率也在增加，钢筋与再生混凝土的粘结应力也逐渐减小。李玉朋[33]通过对加有引气剂的再生骨料混凝土的基本力学性能和粘结性能研究，分析了淡水和海水冻融循环环境下钢筋混凝土粘结性能的发展趋势。结果表明，海水环境冻融循环作用下钢筋混凝土粘结强度的下降明显高于淡水环境下的粘结强度损失，且海水环境下钢筋混凝土极限滑移量大于淡水环境下的滑移量；试验还指出，与普通再生骨料混凝土相比，由于引气剂的加入提高了再生混凝混凝土的抗压强度和极限粘结强度。1.3.2.2FRP增强筋与混凝土粘结性能的研究钢筋混凝土结构是目前工程中的主要结构形式，但不可否认钢筋混凝土结构也存在着难以克服弊端，如：混凝土抗裂性差、钢筋自重大，最为严重的是建筑物随着服役年限的增长引起混凝土碳化深度的加深，从而导致混凝土内部钢筋的锈蚀。钢筋锈蚀一方面自身强度大幅度降低，另一方面会导致混凝土的开裂，混凝土开裂后进一步加速了钢筋的锈蚀速度。因此，很容易形成恶性循环，最终导致结构在远小于设计使用年限的时间内破坏失效，给人们的安全和经济带来重大损失[34]。因此，众多学者、专家正在寻求一种能够替代钢筋的材料，使之既能满足力学性能要求又能保证良好的耐久性能。与传统的钢筋相比，FRP筋具有密度小、强度高、抗腐蚀性强等特点，可以弥补钢筋的不足，但FRP筋与混凝土两种材料能否在一起共同承担荷载、共同工作还须进一步的试验验证。FRP筋与混凝土之间的粘结性能是FRP筋混凝土最基本的力学性能，是两者共同工作的基础。因此，FRP筋与混凝土的粘结性能是决定FRP筋能否代替普通钢筋的关键[35]，也是众多学者研究的热门话题。Kabakubo,Makitanietal.[36，37]通过对不同类型的FRP筋混凝土试件进行试验11 青岛理工大学工学硕士学位论文研究分析，结果表明FRP筋与混凝土之间的粘结力主要是由摩擦力和机械咬合力组成。因此，将混凝土与FRP筋两者之间的粘结机理分为两种:一种是以摩擦力为主，另一种是以机械咬合力为主。表面较为光滑的和表面喷砂的FRP筋属于第一种，而带肋的变形FRP筋属于第二种。Nannietal[38].指出，混凝土强度等级对粘结强度影响很小，FRP筋周围混凝土的应力很小，所以FRP筋附近的混凝土内没有微裂缝存在。变形FRP筋的粘结主要是由FRP筋与混凝土之间的机械咬合力提供，而机械咬合力又与FRP筋的表面特征(肋的间距、肋的尺寸、高度)有很大的关系。因此，FRP筋表面特征是影响粘结性能的主要因素。郝庆多，欧进萍等[39]阐述了混凝土与FRP筋之间的粘结机理和破坏形态，分析了影响混凝土与FRP筋粘结性能的影响因素，指出了FRP混凝土结构现存的一些问题，并提出了几点建议。董肖松[40]对盐溶液干湿循环作用下的CFRP筋与混凝土界面的耐久性能进行了研究，分析了CFRP筋与混凝土界面的粘结滑移关系。张海霞[41]通过单端拉拔试验和FRP筋内贴应变片的试验方法，研究了不同因素对FRP筋与混凝土粘结性能的影响以及FRP筋混凝土的受力过程和破坏模式，分析了粘结滑移个基本变量（粘结应力、滑移量）随粘结锚固长度的变化规律。试验结果表明，FRP筋的直径、外形特征、纤维类型以及粘结锚固长度是影响两者之间粘结性能的主要因素；FRP筋的应力、应变沿长度方向呈非线性关系，FRP筋与钢筋的粘结应力沿粘结段的分布规律明显不同于钢筋混凝土的粘结应力的分布规律。王召[42]利用有限元软件，建立了基于粘结滑移的FRP筋混凝土中心拉拔试件分析模型，分析了混凝土与FRP筋之间粘结强度与混凝土强度、保护层厚度以及FRP筋直径的关系，给出了光圆FRP筋混凝土粘结破坏机理、粘结强度随锚固位置的计算公式以及不同直径FRP筋的最佳保护层厚度。郭恒宁[43]对19个轴拉试件和19个中心拉拔试件的粘结性能试验研究，通过总结钢筋混凝土粘结破坏机理，分析了FRP筋与混凝土之间粘结力的组成、分布以及传递规律，还分析了滑移量与荷载关系以及FRP筋直径和埋长对两者粘结强度的影响。1.3.2.3高强混凝土的粘结性能研究钢筋混凝土的粘结性能是钢筋和混凝土两种材料共同工作、共同承受荷载的基础。目前，我国现行混凝土结构设计规范中的一些构造措施只适用于一般混凝土结构，高强混凝土结构部分尚不完善。因为普通混凝土不适于在高层建筑和重12 青岛理工大学工学硕士学位论文要建（构）筑物中使用，而且，随着施工技术的发展，城市中高层建筑层出不穷。因此，急需有关高强混凝土在结构设计中的应用指导（钢筋在高强混凝土中的粘结锚固长度、在不同环境类别下高强混凝土的保护层厚度等等），因此众多研究人员开展了对高强混凝土粘结性能的研究。徐有邻[44]通过72个拉拔试件分别探讨了钢筋直径、钢筋类型、混凝土强度、保护层厚度以及锚固长度对钢筋混凝土粘结性能的影响，分析了高强混凝土与变形钢筋的粘结锚固特性，确定了变形钢筋与高强混凝土的粘结强度，并利用可靠度分析确定了变形钢筋在高强混凝土中的粘结锚固长度。高丹盈[45]研究了钢筋与钢纤维高强混凝土之间的粘结性能，试验通过测量拉拔试件自由端滑移量与外加荷载，绘制了高强混凝土与钢筋间的粘结滑移曲线，进而分析了混凝土中掺加的钢纤维类型和体积率对钢纤维高强混凝土粘结性能的影响。试验结果表明，钢纤维的加入高强混凝土与对光圆钢筋间的粘结性能没有显著影响，对变形钢筋的粘结性能影响较明显。谢剑，韩超等[46]对高强混凝土（最高者C80）与高强钢筋（HRB500）粘结锚固试件进行了拉拔试验，并阐述了影响高强混凝土和高强钢筋之间粘结性能的因素。研究表明，高强钢筋与高强混凝土拉拔试件的粘结破坏较普通试件更为突然，延性更差，在达到极限粘结应力后试件瞬间劈裂破坏。另外，箍筋的配置可以较大程度上改善试件的延性，改变其破坏状态。1.3.3环境作用下钢筋混凝土粘结性能的研究进展1.3.3.1冻融循环作用下钢筋混凝土的粘结性能研究冀晓东[47]对不同钢筋直径、不同粘结长度的混凝土中心拔出试块冻融循环后，研究其力学性能及粘结性能。指出，冻融循环作用致使钢筋混凝土的粘结性能遭到不同程度的退化，随着冻融循环次数的增加，极限粘结强度呈直线减少。而且，相对应的极限滑移量随着冻融循环次数的增加呈直线增加。冀晓东，宋玉普[48]通过对遭受50次冻融循环作用的中心拔出试验，分析了冻融循环后光圆钢筋与混凝土粘结性能的退化机理。试验结果表明：随着冻融循环次数的增加，光圆钢筋与混凝土之间的极限粘结强度也呈现出直线下降的趋势，而且，两者之间的残余粘结强度也随着冻融循环次数的增加而直线降低；在冻融作用下钢筋混凝土界面产生的静水压力超过了钢筋与混凝土之间的胶合粘结力，导致光圆钢筋与混凝土的粘结强度大幅度下降。孟详鑫[49]以中心拔出试件试验为基础，研究了冻13 青岛理工大学工学硕士学位论文融循环作用对钢筋与再生混凝土（不同再生骨料取代率）之间粘结性能的影响，分析了钢筋混凝土粘结强度随冻融循环次数变化而变化以及各类破坏形态出现的原因，引入了与再生骨料取代率以及冻融循环次数相关的粘结锚固长度修正系数。李新明[50]研究了不同再生骨料取代率的再生混凝土在两种冻融介质下冻融循环作用后与不同直径钢筋的粘结性能。试验结果表明，遭受冻融循环作用后，两种钢筋直径的拔出试件均发生劈裂破坏，粘结滑移曲线下降阶段不明显；在NaCl溶液环境下的粘结强度损失大于淡水冻融环境下的粘结强度损失。1.3.3.2锈蚀钢筋与混凝土的粘结性能研究张伟平，张誉[51]采用外加电流的加速锈蚀方法，并通过钢筋内贴应变片的半梁式试验手段，研究了锈胀开裂后钢筋与混凝土粘结滑移的本构关系。试验研究考虑了粘结锚固位置对粘结应力及滑移的影响，建立了与粘结锚固位置有关的锈蚀后的钢筋混凝土粘结滑移本构关系，为锈蚀后的钢筋混凝土粘结性能有限元分析模拟提供了依据。徐港[52]在总结前人工作的基础上，对锈蚀钢筋与混凝土粘结性能进行了进一步的研究。试验研究采用中心拔出试验方法，对非均匀锈蚀钢筋与混凝土的粘结性能研究了；采用梁式试验法，对不同锈蚀程度的配有横向钢筋的混凝土梁试件粘结性能进行了研究。试验充分考虑了锈蚀产物在混凝土内部的分布情况，分别提出了均匀锈蚀光圆钢筋、带肋钢筋粘结应力计算的分析模型。肖建庄，雷斌[53]对7种不同钢筋锈蚀率的再生骨料混凝土中心拔出试件进行粘结性能试验，绘制了不同钢筋锈蚀率下再生骨料混凝土粘结-滑移曲线，阐述了钢筋锈蚀对再生混凝土粘结性能的影响，建立了钢筋与再生混凝土之间基于锈蚀率的粘结滑移本构方程。张永利[54]采用梁式粘结试验法对锈蚀钢筋与混凝土粘结性能进行试验研究，分析了钢筋直径、钢筋锈蚀率、混凝土保护层厚度对粘结性能的影响。试验表明：混凝土保护层厚度越小、钢筋锈蚀越严重，钢筋混凝土粘结强度就越低，试件自由端开始产生滑移时所需加的荷载就越小，并建立了锈蚀钢筋和混凝土极限粘结应力的函数关系式。洪小健，赵鸣[55]以老龄期建筑物遭受冲击荷载为研究背景，研究分析了锈蚀钢筋在不同加载速率下与混凝土的粘结滑移性能，研究结果表明，锈蚀钢筋与混凝土的粘结应力分布、破坏形态都与外荷载的施加速率有较大的关系；相同加载速率下，随着锈蚀率的增加，极限粘结强度呈下降趋势；建立了基于钢筋锈蚀率、加载速率的粘结强度拟合公式。14 青岛理工大学工学硕士学位论文1.3.3.3高温作用下（后）钢筋混凝土粘结性能研究为了提高建筑物火灾后加固设计的可靠性，探究高温后钢筋混凝土的粘结性能成为过火后钢筋混凝土性能研究的关键。张凤维[56]运用损伤力学方法分析了高温下及高温后钢筋混凝土粘结性能的劣化情况，并用大型通用分析软件ANYSY建立了拉拔试验模型。分析表明：在荷载作用下，高温后的极限粘结强度比在高温中的极限粘结强度更低，界面损伤更为严重；随着温度的升高，混凝土强度对极限粘结强度的影响逐渐变小，对极限滑移量的影响逐渐增大。吴昊，陈礼刚[57]通过中心拉拔试验，研究了高温后钢筋混凝的土粘结性能。试验结果表明：随着温度的升高，钢筋和混凝土的粘结强度不断降低，τ-s曲线逐渐趋于平缓，极限粘结应力不断降低，极限粘结应力对应的滑移值不断减小；光圆钢筋粘结强度的高温损失率要大于螺纹钢筋粘结强度的高温损失率。林丹萍[58]对高温后粉煤灰混凝土与钢筋的粘结性能进行了研究，分析了高温温度、冷却方式、有无箍筋、静置时间等因素对粉煤灰混凝土与钢筋之间极限粘结应力、极限粘结位移的影响。结果表明：粉煤灰混凝土粘结试件极限粘结应力随高温的变化类似于粉煤灰混凝土试块强度随高温的发展；喷水冷却使粉煤灰混凝土与钢筋之间极限粘结应力降低，极限位移增大；箍筋提高了粉煤灰混凝土与钢筋之间的粘结性能；高温龄期为28d的粉煤灰混凝土静置到90d，其极限粘结应力恢复程度最高，极限粘结应力达到最大，但其极限粘结位移达到最低值。1.4粘结应力-滑移本构关系影响钢筋混凝土粘结滑移的因素很多，很难得到真正通用又易于应用的粘结滑移本构关系表达式，有时对于较为特殊的情况，还需要进行单独的试验研究[59]。（1）Nilson[60]根据拉伸试验结果分析得出粘结滑移关系表达式为：362931010s58.510s8.5310s（1.3）2其中为粘结强度,kgf/cm;s为滑移量,cm.（2）Houde和Mirza[61]通过模拟缝间粘结强度和筋端锚固粘结强度，提出的粘结滑移经验表达式为：(54103s25.7)106s25.98109s30.5881012s4fc（1.4）41515 青岛理工大学工学硕士学位论文2其中、f分别为粘结强度、混凝土抗压强度,kgf/cm;s为滑移量,cm.c（3）藤智明[62]考虑了粘结强度随不同锚固位置、保护层厚度以及钢筋直径的变化，并建立了以下关系式：(61.5s693s23.14103s20.478104s4)f4(1x)xc（1.5）t,slld2其中为粘结强度,为N/mm;x为到最近裂缝的横向距离;l为裂缝间距;s为滑移量;c为保护层厚度;d为钢筋直径;l为粘结段长度;x、l、s、c、d的单位均为mm。（4）东南大学宋启根[63]建议：242536.5810s2.1210s2.1510s（1.6）2其中为粘结强度,N/mm；s为滑移量,mm。（5）狄林生[64]对梁式试验结果整理分析，得出的粘结滑移关系表达式为：242536.5910s2.1210s2.1510s（1.7）2其中为粘结强度,N/mm；s为滑移量,mm。（6）徐有邻[65]通过分析变形钢筋拉拔试验的结果，采用分段式（微滑移段、滑移段、劈裂段、下降段、残余段）函数来描述基于锚固位置函数(x)有关的钢筋混凝土粘结滑移本构关系式(x)(s)。其中s关系曲线（(s)如图1.6、式（1.8）；(x)如图1.7、式（1.9）及表达式如下：图1.6荷载-滑移曲线图1.7位置函数曲线(s)τ4s，（0ss）ss4(s)KKs，(sss)12scr2(s)K3K4sK6s，(scrssu)（1.8）(s)ττuτr(ss)，(sss)usrsuuur(s)τ，(ss)rr16 青岛理工大学工学硕士学位论文x2ψ(x)1.351(1.251),(0x0.8l)laa（1.9）x2ψ(x)1.351(5l4),(0.8laxla)a限于篇幅，式中具体符号含义及参数表达式见参考文献[10].（7）徐有邻[66]在对试验数据资料再分析的基础上，提出了三段式的简化模型如下：2(s)ksks,(ss)12ussu(s)τu(τuτr)srsu,(sussr)（1.10）(s)τ,(ss)rr(x)1(x)4sin(x)ll（1.11）x(x)1.5sin()l限于篇幅，式中具体符号含义及参数表达式见参考文献[66].将以上部分研究结果列于图1.8中进行综合比对，可以看出不同研究者得出的试验结论是有差异的。其中狄林生和藤智明得出的粘结滑移曲线均没有明显的下降阶段；Nilson的粘结滑移曲线上升段和下降段较明显，且粘结强度达到极限后迅速下降，基本没有滑移大幅度增加的阶段；Houde建立的曲线可以看出，当粘结强度达到极限后，极限粘结强度能持续一段时间而滑移量会迅速增加；徐有邻建议的粘结滑移曲线有上升段、下降段和残余段。以上研究者所选用的试验方法以及考虑的影响因素各不相同，有拉拔试验、轴拉试验、梁式试验，可以看出，不同的受力状态对钢筋混凝土之间的粘结性能也有很大的影响。图1.8不同研究者粘结应力-滑移曲线的对比1.5本文的主要内容综上所述，钢筋混凝土结构仍是当今时代建、构筑物最常采用的结构形式之一。但其面临的一系列问题也亟需解决，如：持续长期荷载与恶劣环境耦合作用17 青岛理工大学工学硕士学位论文下钢筋与混凝土间的粘结性能研究。为此，本文在前人研究的基础上以试验研究为主，结合理论分析对持续荷载与干湿循环共同作用下钢筋混凝土图之间的粘结性能进行了研究，对对照组试件以及无横向钢筋试件的制作以及粘结滑移试验的进行，以确定试件的极限承载力，为不同等级持续荷载的施加提供依据，并将粘结滑移曲线与已有成果相对比，建立粘结滑移本构关系，分析了横向钢筋对钢筋混凝土间粘结性能的影响。本文的主要工作内容如下：（1）试验共制备钢筋混凝土梁式试件33个，分为A、B、C、D、E、F五组（其详细分组情况见本文2.3节）。试验研究了持续荷载、干湿循环、持续荷载与干湿循环共同作用下钢筋与混凝土间的粘结滑移性能。持载时间为120d，期间补载3次。测量数据包括试件加载端和自由端钢筋滑移量（温度变化大时，应为扣除温度因素影响后的数值），每间隔24小时记录一次。绘制了持载与干湿循环共同作用下钢筋混凝土间相对滑移增量、滑移总量随时间的变化曲线，建立了函数关系式。结合试验现象与结果推理分析了荷载、干湿循环对钢筋混凝土粘结滑移性能的影响。（2）对遭受120d持续荷载与干湿循环共同作用后的钢筋混凝土试件进行粘结性能试验，测试了粘结强度、极限滑移量以及粘结滑移应力应变曲线，绘制了荷载滑移曲线，建立了持载与干湿循环耦合作用后钢筋混凝土间的粘结滑移本构关系。并从界面破坏方式、极限承载力、极限滑移量以及荷载滑移曲线等方面全面分析荷载等级、干湿循环对钢筋混凝土粘结性能的影响。18 青岛理工大学工学硕士学位论文第2章试验概况2.1引言钢筋与混凝土共同工作的基础是两者之间良好的粘结力，因此，钢筋与混凝土的粘结性能成为了众多学者研究的热门方向。国内外学者对钢筋与混凝土粘结性能进行了大量的试验研究，这些试验研究中考虑到的影响因素有：冻融循环、钢筋腐蚀、反复荷载、盐溶液侵蚀、再生骨料等等，但均没有考虑到结构或构件在实际工作过程中自身荷载或其他恒活荷载的作用。而且，由于混凝土材料性能的离散性较大以及钢筋混凝土粘结性能的影响因素又多，使得现有的研究成果存在较大的差异性。笔者通过比较不同粘结性能试验方法（拉拔试验法、轴拉试验法、梁式试验法）的特点，采用梁式试验法对持载作用下以及持载下遭受干湿循环作用的梁式试件进行了长时间的试验研究。本章详细讲述了试验材料的性能指标、试件的制备及养护、环境设计、持载原理以及荷载的施加方法。2.2试验原材料及设备2.2.1原材料及配合比本试验中混凝土的设计强度等级均为C30，所使用的水泥为湖北省华新水泥股份有限公司生产的P•Ⅰ525硅酸盐水泥(水泥性能指标见表2.1)；试验所用细集料为细度模数为2.7的天然河砂，含泥量小于1%，级配良好；粗集料选用粒径为5-20mm表面粗糙的石灰岩碎石（粗集料筛分结果及性能指标见表2.2~2.3），连续级配，含泥量小于2%；试验用水为饮用自来水；所使用钢筋：纵筋为直径14mm的月牙纹HRB400级带肋钢筋、箍筋为直径6mm的HRB335级带肋钢筋。混凝土设计配合比见表2.4，钢筋物理力学性能指标见表2.5。表2.1水泥性能指标强度比表面积标准稠度初凝时间终凝时间水泥型号MPam2/Kg%minminP•Ⅰ52550385275521019 青岛理工大学工学硕士学位论文表2.2粗骨料筛分结果筛孔尺寸(mm)2.364.759.9516.019.025.031.5累积筛余(%)10098.291.880.656.719.85.3表2.3粗骨料性能指标表观密度堆积密度压碎指标含水率吸水率骨料类型Kg/m3Kg/m3%%%石灰岩265811963.652.10.38表2.4混凝土配合比（Kg/m3）原材料强度等级水灰比水泥水砂石子C3037520075011250.53表2.5钢筋物理力学性能强度直径外肋高弹性模量实测屈服强度实测抗拉强度等级mm形mm105N/mm2N/mm2N/mm2HRB40014月牙纹1.052.04365502.2.2试验设备试验在试件的制备、荷载施加以及数据测量的过程中所使用的设备仪器均来自青岛理工大学材料实验室和根据试验要求自己设计加工而成。其中所用到的主要设备如下(部分设备见图2.1)：1）试件制备过程中所用设备：（1）电子秤：常州朝晖工业设备有限公司生产的朝晖-T304型电子称，量程为60Kg，精度0.02Kg，用于试验用料的精确称量。（2）混凝土搅拌机：用于混凝土各组分的充分搅拌以利于形成工作性能良好的新拌混凝土。（3）混凝土浇筑模具：在现有模具的基础上稍加设计而成，用于钢筋混凝土梁试件的成型以及确保成型后钢筋混凝土试件尺寸和钢筋位置的精确度。（4）混凝土振动台：对浇筑好的混凝土立方体试块和梁试件进行振动密实以保证成型混凝土试件的密实性。2）加载及测量过程中所使用设备：（1）压力试验机（YAW-3000D）：用于混凝土立方体试块抗压、抗拉强度的测试。20 青岛理工大学工学硕士学位论文（2）液压千斤顶（RCS-101）：泰州华力机械有限公司生产的RCS-101型千斤顶，用于荷载的施加。（3）手动油泵（ZY-10型）：石家庄卓普科技有限公司，和千斤顶配合使用，用于施加荷载。（4）静态应变测试仪（DH3815N）：江苏华东测试技术有限公司，用于连接位移传感器，记录传感器的数据。（5）位移传感器（YWC-50）：深圳市大豪电子有限公司，钢筋混凝土粘结滑移本构试验中与静态应变测试系统配合使用，用于钢筋混凝土相对滑移量采集。（6）千分表：桂林广陆数字测控股份有限公司，用于长期荷载下钢筋混凝土滑移量的测量。（7）加载（持载）架：试验梁持载装置，用于短期荷载和长期持续荷载的施加。(a)混凝土振动台(b)混凝土搅拌机(c)静态应变测试仪(d)压力试验机21 青岛理工大学工学硕士学位论文(e)位移传感器(f)千分表图2.1试验所用设备2.3试件的设计与制备为了更加真实的模拟实际工程中梁的实际受力状态，本试验采用了梁式试件，根据参考相关文献试验中钢筋与混凝土粘结段长度为7d（d为纵向钢筋直径）。试件截面尺寸宽100mm、高150mm、梁全长550mm。试验共制备梁式试件33个，分为A、B、C、D、E、F五组。各组试件的环境设计详见表2.6表2.6试验梁试件分组情况试件设计组别编号是否遭受干有无横向持载等级湿循环配筋A1-1、A1-2、A1-3、A1-475%的极限荷载否有A组A2-1、A2-2、A2-3、A2-475%的极限荷载是有B1-1、B1-2、B1-3、B1-450%的极限荷载否有B组B2-1、B2-2、B2-3、B2-450%的极限荷载是有C1-1、C1-2、C1-3、C1-425%的极限荷载否有C组C2-1、C2-2、C2-3、C2-425%的极限荷载是有D组D1、D2、D30%的极限荷载否有E组E1、E2、E30%的极限荷载是有F组F1、F2、F30%的极限荷载否无其中，A、B、C三组之间为不同持载等级的对比，主要研究有无外界环境影响下，不同持载等级对混凝土梁试件粘结性能的影响；D组既没有持续荷载也没有干湿循环的影响，用来研究钢筋混凝土梁式试件的粘结滑移本构关系、极限承载力和极限滑移量；E组为只遭受干湿循环作用下的试件，与D组对比，研究干湿循环作用对混凝土梁试件粘结性能的影响；F组为不配有横向箍筋的梁试件，与D组相对比，研究横向配筋对梁试件粘结滑移本构关系的影响，试件的详细制作过程及方法如下：22 青岛理工大学工学硕士学位论文1）模具制作：由于试验研究所用的梁式试件中有钢筋贯通，所用混凝土浇筑模具较为特殊，目前市面上没有现成的模具可用，而用木板加工制作既费工费力还浪费木材。因此，作者根据钢筋混凝土梁试件的尺寸在现有标准模具的基础上稍加设计，制作成可以满足本试验所使用的专用模具。而且，在此基础上又提出了改进，设计出了能够适合不同截面尺寸、不同钢筋直径以及不同混凝土保护层厚度的梁试件浇筑模具（见图2.2），并申请了发明专利。试验梁浇筑前将模板内部表面清理干净，并在表面刷一层隔离剂以方便拆模。图2.2混凝土浇筑模具-专利示意图2）钢筋绑扎：试验中纵筋选用直径为14mm的HRB400级带肋钢筋，箍筋选用直径为6mm的HRB335级带肋钢筋。钢筋如若有锈蚀情况，绑扎前要对锈蚀钢筋进行除锈处理。按照设计要求将钢筋的非粘结段用PVC套管包裹（见图2.3），两端用蜡封堵，以防水泥浆体从PVC套管与钢筋之间的缝隙中进入增大混凝土与钢筋的粘结面积，从而影响试验数据的准确性。为了达到试件合理受力以及方便采集数据的效果，梁试件分为左右两半并对称配筋（梁试件配筋图见图2.4），中间用钢铰连接。钢筋绑扎完毕后放置在涂抹好隔离剂的模具内并固定，如图2.5所示。图2.3PVC管包裹非粘结图2.4梁配筋图段23 青岛理工大学工学硕士学位论文图2.5钢筋笼放入模具内图2.6养护中的梁试件3）混凝土试件浇筑：首先制备浇筑试件用的混凝土，正式制备混凝土前，先在混凝土搅拌机中预拌少量同水灰比的混凝土试样。将准备好的粗骨料、细骨料、水泥依次加入到搅拌机中干拌一分钟，然后边加水边搅拌，搅拌三分钟，便可获得新拌混凝土。为了获得成型密实的梁试件，混凝土在浇筑过程中分两次浇筑。第一次先浇筑二分之一模具并用混凝土振动台振动密实，然后再浇筑第二层混凝土，再振动密实。试件浇筑完成后表面抹平处理。每批梁式试件浇筑完成的的同时，留有六个150mm3的立方体试块，与混凝土梁试件同时进行养护。待养护室标准条件下养护28天后对混凝土立方体试块实际抗压强度以及劈裂抗拉强度进行测试[7-8]。试验梁养护如图2.6所示。4）混凝土试件拆模及养护混凝土试件及立方体试块在浇筑24h后方可拆模，梁试件体积偏大，拆模气枪难以将试件顺利压出，需要人工轻微敲打模具使混凝土试块慢慢脱出，此过程中一定要小心，切莫把混凝土梁试件的边角毁坏。拆模后的试件便可放入养护室（温度：20±2℃，湿度：≥95%）或恒温（20±2℃）的静水中进行养护。2.4试验方法2.4.1混凝土立方体试块抗压、抗拉强度试验对标准养护28d的立方体试块的抗压强度及劈裂抗拉强度进行试验，以检验浇筑的混凝土试件是否有缺陷，以及避免因混凝土强度离散过大对试验结果产生影响。依据《普通混凝土力学性能试验方法标准》GB/T50081-2002，通过YAW-3000型压力试验机和CL-300全自动压力试验机测试系统对混凝土抗压、抗拉强度进行试验（详见图2.7a~b）。测试结果如表2.7所示。分析表2.7中数据可知，混凝土抗压强度相对误差小于6%，劈裂抗拉强度24 青岛理工大学工学硕士学位论文相对误差小于5%，可以忽略有混凝土强度差异对钢筋混凝土梁式试件粘结性能引起的误差。（a）抗压试验（b）劈裂抗拉试验图2.7混凝土强度试验表2.7混凝土立方体试块强度/MPa组别/编号抗压强度均值抗拉强度均值A141.82.3A244.22.2A组41.82.2A340.32.2A441.52.1B143.32.3B241.82.2B组41.22.3B339.62.4B440.72.2C140.52.2C239.82.1C组42.92.2C343.52.2C442.62.3D141.52.3D组D243.742.52.32.3D342.32.4E140.22.1E组E241.640.42.02.1E339.42.3F139.52.0F组F240.840.52.22.1F341.32.125 青岛理工大学工学硕士学位论文2.4.2粘结滑移本构关系试验2.4.2.1无外界影响下的梁试件粘结滑移本构关系试验钢筋与混凝土共同工作以及分析钢筋混凝土承载力的基础是两者之间良好的握裹力，此握裹力就是钢筋与混凝土之间的粘结应力。为了得到自然条件状态下钢筋混凝土梁式试件的粘结应力与滑移量之间的函数关系式和关系曲线，对D（F）组梁试件进行试验。D（F）组试件标准养护28d后进行粘结滑移性能试验，试验具体过程如下：1）组装加载装置：加载装置由螺杆、圆钢管、反力梁、千斤顶等组成，组装完成后把梁试件放入到正确位置如图2.8b所示。2）安装位移传感器：在试件端部和中间位置均布置位移传感器，中间位置用于测量加载端钢筋与混凝土的相对滑移量，端部用于测量自由端的相对滑移量。3）施加荷载：通过手动油泵给千斤顶加压，每增加3KN的力，通过静态应变测试系统记录一次位移传感器的数据，加载至试件破坏。4）数据处理：对D（F）组三个试件加载完成后，分别绘制每个试件的粘结应力-滑移曲线，并对三个试件试验结果的均值绘制应力-滑移曲线、建立粘结应力与滑移量之间的函数关系式。试验计算简图及加载方式见图2.8（a）受力计算简图（b）粘结滑移测量图图2.8加载图及受力计算简图根据计算简图2.8（a），利用静力平衡关系得出式（2.1），从而计算出粘结纵筋的拉拔力F，再计算出纵筋与混凝土之间的粘结段面积A，再由式（2.2）、式（2.3）便可计算得出平均粘结应力。PLFh(2.1)226 青岛理工大学工学硕士学位论文F(2.2)APLdl(2.3)2h2.4.2.2持续荷载、干湿循环作用后梁试件本构关系试验对遭受干湿循环、持续荷载以及持载与干湿循环共同作用后的A、B、C、E四组试验梁进行粘结性能试验。试验过程与无外界环境影响下的梁试件粘结滑移本构关系试验相似。但由于A、B、C、E四组试验梁遭受了持续荷载以及外界环境的影响，试件会遭到不同程度的损伤。在加载过程中，每增加2KN的力便记录一次滑移量。具体过程如下：1）卸载：试验前先将各组的持续荷载卸除，先用千斤顶给反力梁施加压力以便固定螺母的松卸，千斤顶工作前先顶出2-3公分的高度，防止螺母卸除后千斤顶被卡在反力梁和加载梁之间取不出来。2）记录滑移量恢复值：随着荷载的卸除，钢筋混凝土之间的滑移量也会有不同程度的恢复。完全卸除荷载后观察并记录千分表的读数，直至读数不在变化，并记录卸载后滑移量的恢复值。3）更换位移传感器：为了加载过程中试验数据采集的及时、即时性以及粘结滑移本构关系试验的准确、精确性，把用于测量长期荷载下滑移量的千分表更换为位移传感器或数显千分表，以增加试验的精确度。4）荷载施加：利用手动油泵给千斤顶施加压力，每增加2KN的力，通过静态应变测试系统记录一次位移传感器的数据，加载至试件破坏。5）数据处理：对A、B、C、E四组试件加载完成后，分别绘制每个试件的粘结应力-滑移曲线，并对每组试件试验结果的均值绘制应力-滑移曲线、建立粘结应力与滑移量之间的函数关系式。以便于各组之间以及无环境影响下的D组之间的结果对比与分析。2.4.3极限承载力试验试件极限承载力的测量为试验下一步持续荷载的施加提供依据，极限承载力和极限挠度的测试可以利用粘结性能试验一并测量。1）极限承载力：粘结性能试验时，试件发生破坏时的最大荷载P，可以通过手动油泵的显示屏上直接读数。27 青岛理工大学工学硕士学位论文2）极限挠度：在混凝土试件中间位置布置测量竖向位移的传感器，粘结滑移测量的同时测量梁试件的挠度。2.4.4持续荷载及干湿循环作用的施加A、B、C三组试验梁试件遭受持续荷载作用以及持载与干湿循环共同作用的影响，为了加载方便，制作了持载及滑移测量装置（见图2.9）。E组试验梁只遭受干湿循环作用，研究梁试件在遭受120d干湿循环后的粘结滑移本构关系。持续荷载、干湿循环作用的施加以及滑移测量过程如下：1）持载装置的组装：持载装置由螺纹杆、钢管、螺帽组成，按图2.9（a）所示，将持载装置安装完成，并将两个梁试件放置在持载装置的合理位置。组装完成后的持载装置如图2.9b所示。2）同本章2.4.1.1节步骤2）所述，安装位移传感器。与2.4.1.1节步骤2）不同的是，此次需要在上下两个梁试件上安装。3）施加荷载：根据本章2.4.2节D组试件测得的梁试件极限承载力P，分别对A、B、C三组试验梁施加荷载，其中A组试件施加的力为75%的极限荷载；B组试件施加的力为50%的极限荷载；C组试件施加的力为25%的极限荷载。荷载施加过程中每增加2KN的力，记录一次滑移量，荷载施加完毕后，拧紧螺杆上的螺母，以满足持续荷载的要求。4）持续荷载下滑移量的测量：步骤3）中荷载试件完成后记录各组试件的初始滑移量，然后将位移传感器拆除，用千分表代替（位移传感器需要基于应变采集仪和电脑才能使用，由于持载时间较长，断电或者电脑故障会给数据采集带来麻烦，所以长期荷载下的滑移量由千分表来记录较为方便、可靠）见图2.10。（a）持载装置立面图、左视图（b）持续荷载的施加图2.9实验加载装置及持续荷载的施加5）干湿循环环境的设计：A、B、C三组试件中的Ai-2、Bi-2、Ci-212个试28 青岛理工大学工学硕士学位论文件，在施加持续荷载的同时还遭受干湿循环作用的影响。干湿循环环境是通过在试件外圈包裹橡塑软垫来实现，详见图2.11。往包裹在梁试件上的橡胶垫内注水，使注入的水没过混凝土下部钢筋的高度，试验采用湿两天，然后自然状态干燥两天的频率来实现干湿循环。6）数据采集及处理：持载滑移测量装置安装就位及荷载施加完毕后每24h记录千分表读数一次，读数试件间隔可根据千分表读数变化情况调整。根据千分表读数计算出每24h的滑移增量以及随时间的滑移总量。7）试验补载：由于长期荷载施加的时间较长，试件加荷后随着时间的增长会发生力的松弛，导致作用在试验梁上的实际荷载小于目标荷载。因此，需要定期对试件进行补载，此次试验，分别在加载的第40d、70d、100d对试件进行补载。按照加载的方式对试件补载，A、B、C三组试件分别达到各自的目标荷载后停止加载。补载前后对千分表的读数做好记录，以便后期的数据处理。将加载好的所有梁试件，放置在人员活动较少的通风场所以便自然干燥，试件依次排开并做上标记，防止人为碰触千分表造成误差。本试验将加载完成的试件放置在楼顶，如图2.12所示。图2.10持续荷载下滑移量的测量图2.11干湿循环环境设计图2.12加载完成的试件29 青岛理工大学工学硕士学位论文30 青岛理工大学工学硕士学位论文第3章持续荷载与干湿循环作用下钢筋混凝土粘结滑移试验研究3.1引言钢筋混凝土界面的粘结性能是钢筋混凝土力学分析的基础，也是钢筋混凝土构件承受荷载的必要保障。影响钢筋混凝土间粘结性能的因素众多，如混凝土的浇筑质量、钢筋的表面形状及直径。除此之外，外界环境也会严重影响钢筋与混凝土之间的粘结性能，如冻融循环、离子侵蚀、高温辐射等。在现有的理论成果基础之上，笔者研究了持续长期荷载和干湿循环对钢筋混凝土粘结性能的影响。本章通过对钢筋混凝土梁式试件进行120d的试验观测（由于试验持续时间较长，个别混凝土试件未能成功采集到数据），探讨了长期持续荷载单独作用以及持载(持续荷载)与干湿循环共同作用下钢筋与混凝土相对滑移量随时间的变化关系；分析了持载等级(施加的持续荷载越大持载等级越高)和干湿循环对粘结滑移的影响途径；通过探讨初始滑移（短期荷载施加完毕时钢筋与混凝土间的相对滑移量）、滑移增量和（荷载持续施加120d相对滑移增量之和）、滑移总量（初试滑移与滑移增量和之和）以及滑移恢复值（试验进行120d卸载后，滑移量的回弹值）四个数值之间的关系，分析了外部环境作用对钢筋混凝土界面性能的影响。3.2长期持载作用下钢筋混凝土滑移量随时间的变化试验对24个试件上分布的千分表读数进行了120d的连续记录，通过对试验数据的处理，得到了一定时间内（2d）干湿循环与持续荷载作用下钢筋与混凝土相对滑移量的增加值和120d内钢筋相对于混凝土的滑移总量。研究了A、B、C三组梁试件在持续荷载及干湿循环作用下的滑移量随时间的变化关系，根据试验数据绘制了滑移增量与时间以及滑移总量与时间的关系曲线（如图3.1~3.3所示）。并对滑移量与时间之间的关系进行了曲线拟合，建立了长期持续荷载以及干湿循环作用下滑移量随时间变化的数值表达式。其中A1、B1、C1为持续荷载单独影响下的试件分组，A2、B2、C2为持续荷载与干湿循环共同作用影响下的试件分组，三组遭受的持续荷载等级分别为31 青岛理工大学工学硕士学位论文75%、50%和25%的极限荷载值。为了便于实验数据的采集，试验所用梁式试件中间开缝，使试件中间粘结纵筋裸露。因此，试件分为左右两半，为了便于描述左右两半分别命名为Ⅰ、Ⅱ。试件中间位置处为加载端，两头为自由端，所以每个钢筋混凝土梁试件包括Ⅰ加载端、Ⅰ自由端、Ⅱ加载端、Ⅱ自由端四个数据采集点。A1-1滑移增量A1-1滑移总量A1-2滑移增量A1-2滑移总量A1-3滑移增量A1-3滑移总量32 青岛理工大学工学硕士学位论文A2-1滑移增量A2-1滑移总量A2-2滑移增量A2-2滑移总量A2-3滑移增量A2-3滑移总量图3.1A组试件滑移增量和移总量随时间的变化曲线如图3.1所示，长期持续荷载作用下钢筋混凝土间相对滑移增量随持载时间总体上呈波浪式减小，荷载施加完成后的短时间内滑移增量较明显，随后逐渐减小；钢筋混凝土间相对滑移总量随时间呈对数型增长，荷载施加完成后的短时间内滑移总量增加明显，随后增加趋势逐渐减缓，滑移总量也逐渐趋于稳定值。由图3.1可知，钢筋混凝土梁式试件Ⅰ、Ⅱ两半加载端的滑移初始值以及在长期持续荷载作用下的滑移增量均有较大的差别。究其原因，一是因为浇筑成型的混凝土梁式试件本身就存在着缺陷，而且缺陷在混凝土内部的分布难以确定，也并非33 青岛理工大学工学硕士学位论文均匀分布，使得成型后的试件并不严格对称。二是因为试件两半之间是通过钢铰来传递上部混凝土之间的压力，钢铰又分为两部分，此两部分对混凝土的约束作用也有差异。三是因为持载装置的组装以及试件的定位等均存在不可避免的误差，使得梁式试件Ⅰ、Ⅱ两半受力不对称。此三种原因共同引起了梁式试件左右两半试验数据的差异。另外，在第40d、70d和100d钢筋混凝土间的相对滑移增量变化也较明显，会出现跳跃式增加，主要是试验过程中为弥补荷载损失、应力松弛而施加的补载所引起的。因为试验持续时间较长，长期作用下，加载装置反作用在试件上的荷载会有所松弛，降低荷载等级，影响试验精度，所以要对试件进行补载。图3.1表明，加载端滑移初始值均远大于自由端滑移初始值，加载端的滑移初始值约为自由端滑移初始值的4~6倍。除此之外，干湿循环与持续荷载共同作用下的滑移总量随时间的变化趋势较持续荷载单独作用时缓和一些。为了便于试验数据的分析以及更加精确、定量的比较滑移增量在整个试验过程中的变化趋势，将A1、A2两组中每个试件Ⅰ、Ⅱ两个半梁所采集的数据按加载端和自由端分别取平均值，对试验数据整理分析得表3.1。表3.1A组试件不同时间段内滑移增量和之比10d30d60d12010d/120d30d/120d60d/120d组别数据测点/mm/mm/mm/mm/%/%/%Ⅰ加载端0.5050.7350.7880.83160.888.494.8Ⅰ自由端0.0360.0870.1240.14425.060.486.1A1-1Ⅱ加载端0.2300.3160.3630.39558.280.091.9Ⅱ自由端0.0670.1390.1620.19035.273.085.3Ⅰ加载端0.4780.5180.5530.59380.687.393.3Ⅰ自由端0.2770.3040.3500.40867.974.585.8A1-2Ⅱ加载端0.1750.2270.2530.28960.678.587.5Ⅱ自由端0.1040.1490.1890.22246.867.185.1Ⅰ加载端0.3440.3770.4240.46773.780.590.8Ⅰ自由端0.2450.3090.3700.41159.675.290.0A1-3Ⅱ加载端0.1320.2080.2840.32340.964.287.9Ⅱ自由端0.1050.1990.2420.27837.871.687.1Ⅰ加载端0.4800.5540.6720.71067.678.094.6Ⅰ自由端0.1480.2180.2550.26655.682.095.9A2-1Ⅱ加载端0.3400.4700.5120.54262.786.794.5Ⅱ自由端0.1000.1200.1370.14967.180.591.934 青岛理工大学工学硕士学位论文Ⅰ加载端0.5810.7920.9271.00258.079.092.5Ⅰ自由端0.1650.2180.2530.27659.879.091.7A2-2Ⅱ加载端0.2840.3100.3990.47360.265.584.4Ⅱ自由端0.1130.1920.2180.24945.477.187.6Ⅰ加载端0.3400.4740.5160.55061.886.393.8Ⅰ自由端0.1790.2910.3840.42442.268.690.6A2-3Ⅱ加载端0.3980.4320.4880.52675.782.792.8Ⅱ自由端0.0930.1600.1930.22441.571.486.2加载端0.3110.3970.4440.48362.579.691.0A1均自由端0.1390.1980.2400.27645.470.386.6值加载端0.4040.5050.5860.63464.379.992.1A2自由端0.1330.2000.2400.26551.976.490.7由表3.1中数据可知：持续荷载施加完成后10d内，A1组钢筋混凝土试件加载端和自由端的滑移增量平均值之和分别为：0.311mm、0.139mm，分别占120d滑移增量平均值之和的62.5%、45.4%，A2组各钢筋混凝土试件的滑移增量平均值之和分别为：0.404mm、0.133mm，分别占120d滑移增量平均值之和的64.3%、51.9%；持续荷载施加完成后30d内，A1组钢筋混凝土试件加载端和自由端的滑移增量平均值和分别为：0.397mm、0.198mm，分别占120d滑移增量平均值之和的79.9%、70.3%，A2组各钢筋混凝土试件的滑移增量平均值之和分别为：0.505mm、0.200mm，分别占120d滑移增量平均值之和的79.6%、76.4%；持续荷载施加完成后60d内，A1组钢筋混凝土试件加载端和自由端的滑移增量平均值和分别为：0.444mm、0.240mm，分别占120d滑移增量和的91.0%、86.6%，A2组各钢筋混凝土试件的滑移增量平均值之和分别为：0.586mm、0.240mm，分别占120d滑移增量平均值之和的92.1%、90.7%。分析试验数据可知：在长期持续荷载作用下，A1组试件的加载端、A2组试件的加载端和自由端10d内的滑移增量和与120d滑移增量和的比值均能达到50%以上，表明持载等级为75%极限荷载的持续荷载作用下，钢筋与混凝土之间的滑移在前10%的时间里就完成了一多半；在长期持续荷载作用下，A1、A2两组混凝土梁试件30d内的滑移增量和与120d内滑移增量和的比值均能达到70%以上，且将近80%，与10d内的50%相比较，持载时间增加了两倍，而滑移增量只增加了20%左右；在长期持续荷载作用下，A1、A2两组混凝土梁试件60d内的滑移增量和与120d内滑移增量和的比值达到90%左右，与10d内的50%相35 青岛理工大学工学硕士学位论文比较，持载时间增加了五倍，而滑移增量只增加了40%左右，与30d内的80%相比，持载时间增加了两倍，滑移增量增加了15%左右。另外，表3.1中数据还表明干湿循环与持续荷载共同作用下10d、30d和60d的滑移增量和与120d滑移增量和的比值均稍大于持续荷载单独作用下的比值。以上试验数据定量的表明了持载等级为75%的极限荷载时，钢筋混凝土间的相对滑移增量随着持载时间的延长而逐渐减小。在120d的试验期内，前10d的滑移增量和为全部滑移增量和的一半以上，第60d的滑移增量和达到全部滑移增量和的90%。即：完成一半的滑移增量只使用了不到10%的时间，总试验期的一半时间里绝大部分的滑移已经完成。试验对持载等级为50%和25%极限荷载下钢筋混凝土间相对滑移增量和滑移总量随持载时间的变化也进行了研究，绘制了滑移量随时间的关系曲线（如图3.2、3.3），并整理统计了部分代表性数据，如表3.2、3.3所示。B1-1滑移增量B1-1滑移总量B1-2滑移增量B1-2滑移总量36 青岛理工大学工学硕士学位论文B1-3滑移增量B1-3滑移总量B2-1滑移增量B2-1滑移总量B2-2滑移增量B2-2滑移总量B2-3滑移增量B2-3滑移总量图3.2B组试件滑移量随时间的变化37 青岛理工大学工学硕士学位论文表3.2B组试件不同时间段内滑移增量和之比10d30d60d12010d/120d30d/120d60d/120d组别数据测点/mm/mm/mm/mm/%/%/%Ⅰ加载端0.3770.4270.4680.55567.976.984.3Ⅰ自由端0.0630.0900.1050.14443.762.473.0B1-1Ⅱ加载端0.5500.6400.6860.75473.084.991.0Ⅱ自由端0.0400.0930.1130.15226.561.374.5Ⅰ加载端0.3050.3340.3960.47064.971.184.3Ⅰ自由端0.0560.0920.1080.14738.162.673.5B1-2Ⅱ加载端0.3700.4320.4810.55267.078.387.1Ⅱ自由端0.0590.1010.1160.14740.168.778.9Ⅰ加载端0.5990.7540.8130.89966.683.990.5Ⅰ自由端0.1360.1730.2010.22859.975.888.2B1-3Ⅱ加载端0.5490.6580.7420.82366.779.990.2Ⅱ自由端0.1200.1360.1510.17269.579.087.5Ⅰ加载端0.3350.3700.4620.56359.565.782.1Ⅰ自由端0.0620.0890.1030.14243.762.772.7B2-1Ⅱ加载端0.5870.6690.7080.77675.686.291.2Ⅱ自由端0.0380.0910.1100.14925.661.173.9Ⅰ加载端0.2990.3400.4070.48561.670.183.9Ⅰ自由端0.0430.0540.0720.09545.457.075.7B2-2Ⅱ加载端0.4010.5850.6780.73454.679.792.4Ⅱ自由端0.1030.1310.1440.16263.480.888.9Ⅰ加载端0.5450.6210.6910.79668.578.086.8Ⅰ自由端0.1260.1420.1560.18567.976.984.3B2-3Ⅱ加载端0.5470.6600.7500.83066.079.590.4Ⅱ自由端0.1470.1670.1770.19475.686.291.2加载端0.4580.5410.5980.67567.779.287.9B1均自由端0.0790.1140.1320.16546.368.379.3值加载端0.4520.5410.6160.69764.376.587.8B2自由端0.0860.1130.1270.15553.670.881.138 青岛理工大学工学硕士学位论文C1-1滑移增量C1-1滑移总量C1-2滑移增量C1-2滑移总量C1-3滑移增量C1-3滑移总量C2-1滑移增量C2-1滑移总量39 青岛理工大学工学硕士学位论文C2-2滑移增量C2-2滑移总量C2-3滑移增量C2-3滑移总量图3.3C组试件滑移量随时间的变化表3.3C组试件不同时间段内滑移增量和之比10d30d60d120d10d/120d30d/120d60d/120d组别数据测点/mm/mm/mm/mm/%/%/%Ⅰ加载端0.2270.2800.3110.36562.076.785.2C1-1Ⅱ加载端0.1800.2520.3010.34152.873.988.3Ⅰ加载端0.1450.2340.3340.39936.358.683.7C1-2Ⅱ加载端0.1230.2140.2370.25348.684.993.9Ⅰ加载端0.3490.5020.5490.60457.983.291.0C1-3Ⅱ加载端0.3410.4970.5760.62454.679.792.4Ⅰ加载端0.1650.2050.2450.28358.272.486.5C2-1Ⅱ加载端0.2210.2950.3300.37758.678.287.5Ⅰ加载端0.1310.2780.3410.40932.077.483.7C2-2Ⅱ加载端0.1180.2010.2320.28641.386.970.3Ⅰ加载端0.2440.2940.3250.41259.271.478.9C2-3Ⅱ加载端0.2790.3690.4610.57548.664.280.3C1加载端0.1930.2740.3220.39049.775.181.2C2均值0.2280.3300.3850.43152.076.289.140 青岛理工大学工学硕士学位论文由图3.2、图3.3可知，持载等级为50%和25%极限荷载时，钢筋混凝土间的滑移增量、滑移总量随时间的变化趋势与持载等级为75%极限荷载时的变化趋势极为相似。在荷载施加完成的短时间内滑移增量变化较明显，随后滑移增量迅速减小并趋近于零，加载初期滑移总量增长迅速，而后逐渐变缓并趋于稳定。由表3.2知，在持续等级为50%极限荷载的单独作用下，第10d、30d、60d时钢筋混凝土试件加载端和自由端的滑移增量和分别为0.458mm、0.541mm、0.598mm和0.079mm、0.114mm、0.132mm，分别占120d滑移增量和的67.7%、79.2%、87.9%和46.3%、68.3%、79.3%；在干湿循环与持续等级为50%极限荷载的共同作用下，第10d、30d、60d时钢筋混凝土试件加载端和自由端的滑移增量和分别为0.452mm、0.541mm、0.616mm和0.086mm、0.113mm、0.127mm，分别占120d滑移增量和的64.3%、76.5%、87.8%和53.6%、70.8%、81.1%。由表3.3中数据可知，在持续等级为25%极限荷载的单独作用下，第10d、30d、60d时钢筋混凝土试件加载端的滑移增量和为0.193mm、0.274mm、0.322mm，占120d滑移增量和的49.7%、75.1%、81.2%；在干湿循环与持续等级为25%极限荷载的共同作用下，第10d、30d、60d时钢筋混凝土试件加载端的滑移增量和为0.228mm、0.330mm、0.385mm，占120d滑移增量和的52.0%、76.2%、89.1%。分析以上数据可知，随着荷载等级的加大，虽然滑移增量呈上升趋势，但各个时间段内的增量和与120d的滑移增量和之比并不是单调的线性关系。整理数据并绘制不同荷载等级下、不同时间段内滑移增量和与120d滑移增量和比值的变化曲线，如图3.4所示。（a）不同荷载等级下滑移增量和之比（b）不同时间段内滑移增量和之比图3.4不同荷载等级、不同时间段内滑移增量和之比由图3.4（a）可知，持续荷载等级为75%和25%的极限荷载时，持载与干湿41 青岛理工大学工学硕士学位论文循环共同作用下的试件滑移增量和均略高于持续荷载单独作用下钢筋混凝土梁试件滑移增量和，而持载等级为50%的极限荷载时，持续荷载单独作用下的滑移增量和稍高于持载与干湿循环共同作用下的滑移增量和。不同时间段内滑移增量和之比并不是随着荷载等级的增加而单调增加，图3.4（a）表明，持续荷载作用下前10d的滑移增量和与总滑移增量的比值，随荷载等级的增加先增大后持平或略有减小。随着试验时间的增长，不同荷载等级下滑移增量与总滑移增量的比值开始趋于稳定，但持载等级较小时的比值均小于高等级荷载下的比值。由图3.4（b）可知，不同荷载等级下钢筋混凝土间滑移增量和与总滑移增量之比随时间的增加而增大，但增大的速率逐渐变缓。其中，持载等级为25%极限荷载时，第10d、30d、60d滑移增量和与总滑移增量的比值变化较明显；持续荷载等级较大时，不同时间段内滑移增量和与总滑移增量的比值变化较小，随着持载时间的增长而稍有增加。为了便于研究长期持续荷载作用下，持载等级和干湿循环作用对钢筋混凝土之间滑移量的影响，试验对每组试件的加载端的滑移增量和滑移总量取均值，并绘制了滑移量随时间的变化曲线，如图3.5，3.6所示。（a）滑移增量随时间的关系（b）滑移总量随时间的关系图3.5持续荷载单独作用下（a）滑移增量随时间的关系（b）滑移总量随时间的关系图3.6持载与干湿循环共同作用下42 青岛理工大学工学硕士学位论文由图3.5，3.6可知：1.A、B、C三组试件加载端的钢筋滑移总量分别在1.5~2.0mm、1.1~1.5mm、0.4~0.6mm三个区间内，且有无干湿循环作用对试验数据也有或多或少的影响。由此可知，持续荷载等级越高，钢筋滑移总量越大，这是因为外荷载越大，钢筋的拉拔力越大，钢筋混凝土之间的粘结应力也就越大，从而引起较大的滑移量。符合粘结应力和滑移量之间的关系，与文献[13]的结果一致。A、B、C三组试件加载端的钢筋初始滑移量占滑移总量的比值随着所施加持续荷载的减小而降低，分别在75%、65%、和40%左右。说明施加的持续荷载越大，初始滑移越充分，由时间效应引起的后续附加滑移量对滑移总量的影响较小。2.试件加载端钢筋滑移增量在荷载施加完成的短时间内增长迅速，随后呈波浪式减小，自由端钢筋滑移增量变化相对较平缓，呈缓慢减小趋势。统计试验数据可知，A、B、C三组试件在120天的试验期中，其中前10d试件加载端的钢筋滑移增量分别占120d滑移增量之和的60%、68%和51%，表明施加完持续荷载后短时间内滑移增量随时间的衰减较明显。3.把干湿循环与持续荷载共同作用下的滑移量与单独施加持续荷载作用的滑移量相比，A、B两组中前者大于后者，而C组结果却相反。因此，不能说明干湿循环对钢筋混凝土粘结性能有显著影响。究其原因，混凝土显碱性对钢筋有保护作用，虽然干湿交替环境能够加重钢筋的锈蚀，但由于混凝土的保护，其影响甚微。另外，低应力状态下，干湿循环还有可能促使混凝土中部分水泥颗粒的进一步水化，有助于混凝土试件后期强度的提升。从而，钢筋混凝土的粘结强度也会得到不同程度的提高。而A、B两组持续荷载等级较高，在持续荷载作用下试件表面产生了微裂缝，使得空气中的氧气、二氧化碳及水分进入到试件内部，加速了钢筋的锈蚀以及混凝土的劣化。因此，干湿循环对钢筋混凝土粘结性能的影响需做要进一步的研究，如加长试验研究时间、对钢筋锈蚀情况以及试件微观结构的具体分析。因试验持续荷载的时间过长，会发生应力松弛，需要对试件进行补载。由于补载，第40d、70d、100d的滑移增量出现了较大的变动，为了消除补载和一些误差数值对试验数据产生的影响，对实验数据进行曲线拟合。得出了滑移增量S随时间的衰减曲线、滑移总量S随时间的变化曲线以及函数关系式（如图3.5,3.6，t式3.1-3.4所示），其中绘制试验曲线所用的数据是A、B、C三组试件中各自加43 青岛理工大学工学硕士学位论文载端钢筋滑移增量的平均值。持续荷载单独作用下：(t)75%极限荷载：S0.122e5.010.004(t)50%极限荷载：S0.094e5.070.003；0t120（3.1）(t)25%极限荷载：S0.057e3.590.03075%极限荷载：SS0.240ln(203.30ln(t1)1)t050%极限荷载：StS00.277ln(15.26ln(t1)1)；0t120（3.2）25%极限荷载：SS0.188ln(4.52ln(t1)1)t0持载与干湿循环共同作用下：(t)75%极限荷载：S0.115e5.560.006(t)50%极限荷载：S0.102e4.200.004；0t120（3.3）(t)25%极限荷载：S0.033e5.780.00375%极限荷载：SS0.292ln(203.45ln(t1)1)t050%极限荷载：StS00.338ln(15.21ln(t1)1)；0t120（3.4）25%极限荷载：SS0.175ln(4.53ln(t1)1)t0（式中S为第Nd的滑移增量/mm，t为时间/d，S为随时间变化的滑移总量t/mm，S为初始滑移量/mm，t为时间/d）0b1.396式3.2,3.4中S0计算公式为：S0Su1.654，为持载等级（0.25、0.50、0.75等），b为修正系数，S为极限粘结应力对应的滑移量/mm。uuFranke[67]通过对长期拔出试验的量测结果分析，得出了持续荷载作用下取决于时间的滑移量公式（式3.5）。0.08(110t)（3.5）t0（式中t为随时间变化的滑移量/mm0，为初始滑移量/mm，t为时间/d2）式3.2，3.4与Franke得出的函数关系式（式3.5）相比，虽然两者选用的函数模型不同，但都能够精确的拟合试验数据，而且两者函数式的建立都考虑了初始滑移量的存在。试验研究还发现，试件加载端的滑移增量随时间呈指数型衰减。由图3.5,3.6和函数关系式可知：施加的持续荷载越大，钢筋滑移增量衰减的就越快，表明钢筋滑移总量就能越快的趋于稳定值。44 青岛理工大学工学硕士学位论文3.3持续荷载、干湿循环对钢筋混凝土界面粘结滑移的影响分析3.3.1粘结滑移随时间变化机理分析文献[68]表明：将混凝土棱柱体试块加荷至σ=0.5fc，并保持荷载不变持续相当长的一段时间，测得混凝土变形随时间的变化关系。其中，变形包括两部分，一是加荷瞬间产生的应变为瞬时应变εela，二是随时间增长的混凝土徐变应变εcr。由于收缩与外荷无关，因此在徐变试验中测得的变形也包含了收缩产生的变形。另外由于收缩主要发生在混凝土成型的前期，时间越长收缩变形越小，混凝土徐变的发展也是先快后慢，一般在起初的六个月内就可完成全部徐变量的70%～80%，12个月内可完成90%左右，其余部分则会在以后的几年中逐渐进行。文献还指出混凝土徐变的影响因素可分为以下三个方面：（1）混凝土材性方面；（2）混凝土的工作环境；（3）混凝土承受的应力大小。不少研究者也探究了粘结滑移与加载时间的关系，大致可归纳为两个方面的问题：1.加载时间对粘结应力传递长度的影响；2.加载时间对粘结徐变的影响。第一个方面很好的解释了试验中自由端滑移滞后的现象。此外，粘结应力由加载端向自由端传递的过程也就是钢筋肋下混凝土发生挤压变形的过程。当靠近加载端钢筋肋下混凝土发生微破坏时，钢筋相对于混凝土会产生一个较大的滑移，然后把应力传递到远离加载端的钢筋肋下混凝土，完成一次粘结应力重分布，与此同时钢筋滑移量会有所减小，如此反复。所以相对滑移增量是随时间呈波浪式减小；由于粘结徐变与应力水平成正比，因此，第二个方面解释了外荷载越大滑移量越大以及滑移量随时间的增加而增长。陆莲娣[67]较详细地分析讨论了钢筋在长期持续荷载作用下的粘结性能，并指出，持续荷载作用下，钢筋与混凝土之间的滑移随着加载持续的时间增加而增大。这个取决于时间的滑移增大可用粘结徐变说明。研究者也指出，粘结徐变不仅对钢筋的滑移量引起一个随时间增大，而且，粘结徐变也是裂缝宽度随时间逐渐增大的一个原因。通过分析试验数据、查阅文献资料，并将两者相比较可知，钢筋混凝土间粘结滑移随时间的变化关系与混凝土的徐变极为相似，进一步证明了混凝土粘结徐变的存在以及粘结徐变对粘结滑移的影响。但试验结果与文献稍差异的是两者趋于稳定的速度不同，文献[68]表明，混凝土在长期荷载作用下基于时间的变形在45 青岛理工大学工学硕士学位论文两年甚至更长时间后才趋于稳定，此试验中混凝土试件在持载过程中产生的基于初始滑移基础上的粘结徐变，趋于稳定的速度要更快一些。究其原因可知，文献[68]中混凝土棱柱体试块受力为轴向压力，试块全截面受压，压应力分布较均匀；而试验中混凝土的粘结徐变则是在复杂应力下的变形，受力状态为钢筋肋下混凝土受压，齿状混凝土受剪压。另外，由于发生粘结徐变的混凝土为钢筋混凝土接触面上的界面混凝土，外围混凝土对界面混凝土的约束也在一定程度上影响了长期荷载作用下混凝土的变形。因此，试验结果和文献中提及的混凝土在长期荷载作用下的变形有所差异。3.3.2持续荷载及干湿循环对粘结滑移的影响分析(a)持续荷载单独作用(b)持载与干湿循环共同作用图3.7持载、干湿循环作用后滑移值的变化由图3.7可知，两种环境下持续荷载施加完成后的滑移初始值分别为：1.125mm、0.581mm、0.218mm和1.333mm、0.601mm、0.336mm，试验数据表明，随着持续荷载等级的增加，初始滑移量逐渐增大，且随着荷载的增大，滑移增长越明显。持续荷载下A1、B1、C1的滑移增量和分别为0.524mm、0.675mm、0.417mm，干湿循环及持续荷载下A2、B2、C2的滑移增量和分别为0.649mm、0.699mm、0.393mm。数据表明，滑移增量并不是随着持载等级的增加而单调增加，荷载等级超过一定大小时，滑移增量会有所减少。滑移增量最大值出现在持载等级为50%的极限荷载条件下。当持载等级为75%的极限荷载时，滑移增量有所降低。分析有以下两种原因：一方面，持载等级为75%时的初始滑移量明显大于持载等级为50%条件下的初始滑移值，钢筋混凝土之间已经有了充分的滑移，使得滑移量随时间的增长不再那么明显；另一方面，持载等级为75%的极限荷载条件下，由于部分塑性变形以及内力重分布提高了钢筋混凝土受力状态下的粘结刚度，使得滑移增量有所减小。46 青岛理工大学工学硕士学位论文持续荷载卸除后A1、B1、C1、A2、B2、C2的滑移恢复值分别为0.351mm、0.521mm、0.332mm、0.211mm、0.491mm、0.348mm。由试验数据可知，遭受持载等级为50%极限荷载后的滑移恢复值均大于其它两种持载等级下的滑移恢复值。其主要原因如下：1）持载等级为75%极限荷载时，由于荷载较大，钢筋混凝土间有可能已经发生了较大的塑性应变或者轻微粘结破坏，使得可恢复滑移量明显减少。2）持载等级为25%极限荷载时，由于荷载较小，滑移初始值和滑移增量均较小，所以可恢复的滑移量也较小。3）持载等级为50%极限荷载时，钢筋混凝土梁试件基本处于弹性变形阶段，钢筋与混凝土之间的相对滑移也处于弹性阶段，滑移初始值中有一大部分为可恢复滑移。因此，三种持载等级作用下，持载等级为50%极限荷载时，滑移恢复值最大。(a)持续荷载单独作用(b)持载与干湿循环共同作用图3.8初始滑移量、滑移恢复值与滑移总量之比注：初始比：初始滑移量与滑移总量之比；恢复比：滑移恢复值与滑移总量之比。图3.8显示的是持载以及持载与干湿循环共同作用下，初始比和恢复比与持载等级的变化。综合两个比值能够在一定程度上反应持续荷载作用下，钢筋钢筋混凝土之间的粘结损伤程度。由图3.8可知，随着持载等级的增加，初始滑移值与滑移总量的比值逐渐增大，滑移恢复值与滑移总量的比值逐渐降低；持载等级为75%极限荷载时，同时遭受干湿循环作用梁试件的滑移恢复值与滑移总量的比值更小，持载等级为50%和25%极限荷载时，持载与干湿循环共同作用下的滑移恢复值与滑移总量之比较荷载单独影响下的比值大。试验结果表明，持载水平较大时，干湿循环作用对梁试件的影响较明显，而持载水平较低时，干湿循作用有助于粘结刚度及强度的提高，减少塑性滑移，减轻荷载作用对粘结滑移引起的损伤。47 青岛理工大学工学硕士学位论文48 青岛理工大学工学硕士学位论文第4章持续荷载与干湿循环作用后钢筋混凝土的粘结滑移本构关系4.1引言钢筋与混凝土共同工作的基础是两者之间良好的粘结性能，因此，设计更加接近于实际工程的试验模型以及建立更加准确的粘结滑移本构关系是分析钢筋混凝土承载力的基础。目前，用于钢筋混凝土粘结性能的试验有三种：拉拔试验、轴拉试验和梁式试验。拉拔试验主要用来测量相对滑移量和粘结应力强度；轴拉试验主要用来测量带有初始裂缝的钢筋混凝土，缝与缝之间的相对滑移量和粘结应力强度；梁式试验又分为半梁式和全梁式两种类型，用来模拟钢筋混凝土梁剪跨区正裂缝和斜裂缝处的粘结锚固状态。相比于其他两种方法，梁式试验能够更加准确的模拟实际工程中钢筋混凝土梁的受力状态。因此，本试验采用了梁式试验。实际工程中，外界环境对混凝土结构的侵蚀，都是结构或构件在承受荷载的过程中发生的，多种影响因素共同作用可能会加速混凝土结构的劣化。比如，梁式受弯构件，在持续荷载作用下出现的微裂缝可能会导致空气中的二氧化碳、氧气和水更容易进入构件，从而引起混凝土碳化深度的增加以及钢筋的严重锈蚀。再者，还有可能致使钢筋与混凝土之间的粘结性能严重下降。因此，本试验在研究钢筋混凝土的粘结性能时考虑了持续荷载以及干湿循环对混凝土结构的影响，研究更接近于实际工程。4.2试验现象4.2.1试件破坏形态长期持续荷载作用下，在持续荷载施加90天左右时，持载等级较高的个别试件（A组）表面产生微裂缝，而且，微裂缝的宽度和长度会随着时间增宽、增长。支座处混凝土由于集中力的影响会轻微脱落（见图4.1a）。各组试件粘结滑移试验过程中的现象也各有不同，D组梁试件自由端钢筋周围均出现径向微裂缝，裂缝从钢筋混凝土界面处产生并向外延伸（见图4.1b）。49 青岛理工大学工学硕士学位论文A、B、C三组试件破坏形态颇为相似，在剪力和粘结纵筋拉拔力的作用下，裂缝错综复杂（见图4.1c）。E组试件加载端钢筋边缘处混凝土均被拉裂，破坏形态呈三角形（见图4.1d）。由于钢筋肋对混凝土的挤压力，使得梁试件界面混凝土产生沿钢筋纵向的裂缝。在干湿循环作用下，暴露在混凝土外面的钢筋锈蚀严重，混凝土内部钢筋基本没有锈蚀迹象。(a)(b)(c)(d)图4.1破坏现象4.2.2粘结纵筋锈蚀状态取出破坏试件中的粘结纵筋，观察不同持载等级下钢筋的锈蚀状态(见图4.2)。(a)25%极限荷载(b)50%极限荷载(c)75%极限荷载图4.2不同持载等级下钢筋的锈蚀状态由图4.2可知，不同持载等级下，钢筋锈蚀都为非均匀锈蚀，但钢筋的锈蚀程度不同，持续荷载为25%极限荷载时，钢筋的锈蚀程度最轻，75%极限荷载下50 青岛理工大学工学硕士学位论文钢筋锈蚀最为严重。此外，观察钢筋的锈蚀情况还会发现面向混凝土保护层一侧的钢筋锈蚀程度要比背向保护层一侧的严重。试验现象表明持载与干湿循环共同作用下，钢筋会发生不同程度的非均匀锈蚀，随着持载水平等级的增加，粘结纵筋的锈蚀率也不同程度的增加。4.3粘结强度为了便于研究持续荷载、干湿循环影响后钢筋混凝土间粘结强度的变化，对每个实验组试件的粘结强度做均值处理，处理后各实验组钢筋混凝土间的粘结强度见表4.1。表4.1各组试件平均粘结强度分组A1B1C1A2B2C2DEF粘结强度8.699.7910.499.0910.3511.089.0012.198.00/MPa由表4.1可知自然状态下钢筋混凝土间粘结强度为9.00MPa，干湿循环单独作用后，钢筋混凝土粘结强度为12.19MPa，遭受75%、50%、25%极限荷载的持续荷载作用后的粘结强度分别为：8.69MPa、9.76MPa、10.49MPa，遭受三种持续荷载与干湿循环共同作用后钢筋混凝土间的粘结强度分别为：9.09MPa、10.35MPa、11.08MPa。另外，无横向配筋的钢筋混凝土粘结强度为8.00MPa。根据试验数据可知，（1）干湿循环单独作用后，钢筋混凝土粘结强度有较大程度的提高，由原来的9.00MPa提高到12.19MPa，提高幅度大于30%。也有学者表示，钢筋混凝土试件遭受盐溶液一定次数内的干湿循环后，其粘结强度也有不同程度的提高。从混凝土强度产生、发展的角度考虑，干湿循环作用在一定程度上促进了混凝土试件中未水化水泥颗粒的水化，混凝土强度进一步提高。因此，钢筋混凝土间的粘结强度会有所提高。另外，干湿循环会致使混凝土内部钢筋的轻微锈蚀，锈蚀产生的锈胀力会提高钢筋混凝土间的粘结强度。（2）持续荷载的施加会不同程度地改变钢筋混凝土间粘结强度的变化。试验数据表明，低应力水平的持载作用能够提高钢筋混凝土间的粘结强度，但应力水平较大后，粘结强度会降低。究其原因，由于持续荷载的施加，使得钢筋周围的混凝土变得更加密实，因为应力水平较低又不至于混凝土被破坏，因此能够提高粘结强度。但施加的持续荷载较大时，混凝土中的骨料和水泥浆体可能发生局部分离。此外，51 青岛理工大学工学硕士学位论文较大的外荷载也有可能对界面混凝土造成损伤，从而会对钢筋混凝土的粘结性能造成难以恢复的损伤，降低了混凝土与钢筋间的粘结强度。（3）持续荷载与干湿循环共同作用后，钢筋混凝土间的粘结应力都有不同程度的提高，但施加的持载越大，粘结强度提高的幅度越小。与持续荷载单独作用后的粘结强度相比较，持载与干湿循环共同作用后钢筋混凝土间的粘结强度也均由提升。因此，可以说明干湿循环作用提高了持续荷载下钢筋混凝土的粘结强度。根据试验结果以及试验现象，干湿循环可能促进了混凝土试件中未水化水泥颗粒的进一步水化，水化产物还会在一定程度上修复持续荷载对混凝土试件造成的损伤。此外，干湿循环作用致使混凝土内部钢筋的轻微锈蚀也可能增加了钢筋混凝土间的粘结强度，Nilson[60]也指出，钢筋锈蚀会在一定程度上提高粘结强度。因此，持续荷载与干湿循环共同作用后试件的粘结强度大与持续荷载单独作用后的粘结强度。试验数据表明当持续荷载达到75%极限荷载时，钢筋混凝土间的粘结强度为9.09MPa，粘结强度提高幅度约为1%，因此，有理由断定当持载水平到达一定极限时，钢筋混凝土间的粘结强度会有所下降。（4）试验数据表明，无横向箍筋混凝土试件的粘结强度稍有降低，由9.00MPa下降为8.00MPa，降低幅度约为10%。根据试验现象和受力机理可知，当粘结纵筋受外力拉拔时，纵筋横肋与混凝土相互挤压，在横肋的挤压下钢筋周围的混凝土会受到沿钢筋径向向四周发散的分力。在此分力和剪力的共同作用下混凝土会发生较大的变形甚至开裂，横向箍筋的存在能够限制混凝土的变形、延缓裂缝的发生，提高了钢筋混凝土之间的粘结强度。综上所述，干湿循环以及持续荷载的施加对钢筋混凝土间的粘结强度有显著的影响，且持续荷载应力水平的高低对粘结强度有较大影响。4.4钢筋混凝土的粘结滑移本构关系本节试验对钢筋混凝土间的粘结应力和相对滑移进行了研究，测量了试件在剪力影响下的滑移量，绘制了各试件在弯矩、剪力共同影响下钢筋混凝土间的粘结应力-滑移曲线，如图4.3（a）-（c）所示。并对试验组数据取均值，根据试验平均值拟合出了粘结应力-滑移曲线，如图4.3（d）所示。52 青岛理工大学工学硕士学位论文（a）D1（b）D2（c）D3（d）D组均值图4.3粘结应力滑移曲线根据试验数据，分别绘制了自然状态下钢筋混凝土梁试件加载端与自由端的粘结应力滑移曲线，由图4.3可知：在外荷载作用下，加载端首先产生滑移并均匀增长，自由端在低应力状态下滑移量为零，当粘结应力达到极限粘结应力的50%~70%时，自由端开始产生滑移，并缓慢增长。当粘结应力达到极限粘结应力的75%~90%时，加载端和自由端的滑移量都会迅速增加，之后在粘结应力增加很小甚至有所减小的情况下滑移量也有很大的增加。试验通过对配有横向钢筋梁式试件剪跨区的试验数据整理分析，拟合出了钢筋粘结滑移关系曲线（如图4.3(d)所示）建立了函数表达式（式4.1）。23加载端：14.89s6.73s0.88s,(s0)（4.1）23自由端：2.2741.45s73.88s34.45s,(s0)（式中为平均粘结应力/MPa，s为加载端相对滑移量/mm）由图4.3（d）可知，拟合出的曲线在粘结应力上升和下降阶段与试验曲线相似度非常高，在极限粘结应力附近误差偏大。这是由于在试验加载过程中，初始加载阶段混凝土试件应力水平较低，梁试件处于弹性变形阶段，粘结应力和钢筋滑移量增长较均匀。当试件到达极限承载力状态时，内部损伤开始增多，试件破53 青岛理工大学工学硕士学位论文坏迅速，给数据采集带来了困难。因此，极限粘结应力附近没有足够的有效试验数据是误差偏大的主要原因。与文献[69]相比，试验得到的粘结滑移曲线中，极限粘结应力和极限滑移量均比较大。研究发现与横向钢筋的配置有关，横向钢筋的存在提高了混凝土的劈裂抗力、限制了径向裂缝的开展，因此提高了粘结强度。另外，因为横向钢筋的配置还提高了梁试件的塑性，使得试件在加载过程中变形能力增强，避免了脆性破坏的发生，从而钢筋滑移量得到了很大程度的增加。与文献[31]中提及的相关公式对比可知，Nilson的粘结滑移曲线有明显的下降段，式（1）和狄生林的曲线则没有明显的下降趋势，考虑到Nilson的公式是从拉拔试验得出的，而式（1）和狄林生的曲线拟合的是梁式试件剪跨区的测点数据，可见应力状态也会影响到粘结滑移曲线。4.5持续荷载、干湿循环作用后钢筋混凝土粘结滑移本构关系4.5.1持续荷载作用后钢筋混凝土的粘结滑移本构关系钢筋混凝土构件（梁、板）在实际服役过程中会承受一定的永久载荷，尤其是弯曲荷载，弯曲荷载可能会导致混凝土构件受拉区产生裂缝，从而影响结构的耐久性能。本节对遭受持续弯曲荷载后的A、B、C三组试件，进行粘结应力滑移本构关系试验研究，分别绘制了梁试件加载端和自由端钢筋滑移量与平均粘结应力的关系曲线（如图4.4~4.5所示）。A1-1A1-254 青岛理工大学工学硕士学位论文A1-3A1均值图4.475%极限荷载B1-1B1-2B1-3B1均值图4.550%极限荷载55 青岛理工大学工学硕士学位论文C1-1C1-2C1-3C1均值图4.625%极限荷载由图4.4-4.5可知，遭受不同等级持续荷载作用后梁试件的粘结滑移曲线走势变化较大。遭受75%极限荷载作用后的梁试件，钢筋混凝土间的极限粘结应力为9.00MPa左右，两端（自由端、加载端）的极限滑移量分别为0.2mm、1.4mm左右；遭受50%极限荷载作用后的梁试件，钢筋混凝土间的极限粘结应力为10.00MPa左右，极限滑移量为0.3mm、1.6mm左右；遭受25%极限荷载作用后的梁试件，钢筋混凝土间的极限粘结应力为11.00MPa左右，极限滑移量为0.3mm、1.8mm左右。试验数据表明，随着持载等级的减小，钢筋混凝土间的极限滑移量和极限粘结应力都有所增加。其中，梁试件自由端滑移量虽然也有增加的趋势，但变化较小，以上研究数据表明，持载等级对钢筋混凝土梁试件自由端钢筋与混凝土间的相对滑移量影响较小。分析图4.4-4.5中A、B、C各组的粘结应力滑移曲线可发现，A组曲线上升段的斜率最小，B组次之，C组曲线斜率最大，表明持续荷载等级对粘结应力滑移曲线的斜率有所影响。所体现的物理意义为：遭受高等级持续荷载作用影响后56 青岛理工大学工学硕士学位论文的钢筋混凝土梁试件，在施加同样大小的短期荷载时钢筋与混凝土间的滑移量要大于遭受低等级持续荷载作用影响后的钢筋混凝土梁试件。即：持续荷载作用的施加能够影响钢筋混凝土间的粘结刚度，且所施加的持续荷载等级越大，钢筋混凝土间的粘结刚度下降越明显。仔细分析钢筋混凝土间的粘结滑移曲线可发现，钢筋混凝土间粘结刚度的下降主要表现在曲线上升段的初始段（极限粘结强度的70%或极限粘结滑移量的50%以内）。试验拟合出了钢筋混凝土试件遭受不同等级持续荷载作用后，钢筋混凝土间的粘结滑移关系曲线（如图4.4-4.5所示），并建立了函数表达式（式4.2-式4.4）。持载等级为75%极限荷载下：23加载端：7.32s10.37s9.11s,(s0)（4.2）23自由端：1.04146.40s926.39s1662.77s,(s0)持载等级为50%极限荷载下：23加载端：8.26s3.58s10.64s,(s0)（4.3）23自由端：1.83125.74s548.25s916.82s,(s0)持载等级为25%极限荷载下：23加载端：11.34s1.03s1.41s,(s0)（4.4）23自由端：2.2186.39s298.37s315.76s,(s0)4.5.2干湿循环作用后钢筋混凝土的粘结滑移本构关系本节对遭受干湿循环作用后的E组试件，进行了粘结滑移试验研究，绘制、拟合了粘结应力滑移曲线（如图4.7所示），并建立了粘结应力滑移关系曲线的函数表达式（式4.5）。试验分别记录了不同粘结应力下试件自由端、加载端的粘结滑移量。由图4.7可知，E组三个钢筋混凝土梁试件的极限粘结应力分别为12.10MPa、13.88MPa和10.02MPa，其均值为12.00MPa。钢筋混凝土梁试件两端（自由端、加载端）的极限滑移量分别在0.2mm、2.3mm左右。23加载端：4.78s34.19s32.48s,(s0)（4.5）23自由端：1.2395.14s372.32s345.53s,(s0)57 青岛理工大学工学硕士学位论文E1E2E3E组均值图4.7干湿循环作用影响后4.5.3持续荷载与干湿循环共同作用后钢筋混凝土粘结滑移本构关系本节对遭受持续荷载与干湿循环共同作用后的钢筋混凝土梁试件进行了粘结滑移试验研究，绘制、拟合了钢筋混凝土间的粘结应力滑移曲线（如图4.8-4.9所示）。58 青岛理工大学工学硕士学位论文A2-1A2-2A2-3A2均值图4.875%极限荷载+干湿循环B2-1B2-259 青岛理工大学工学硕士学位论文B2-3B2均值图4.950%极限荷载+干湿循环C2-1C2-2C2-3C2均值图4.1025%极限荷载+干湿循环由图4.8-4.9可知，在持续荷载与干湿循环共同作用影响下，钢筋混凝土间的粘结滑移曲线变化较复杂，整个过程中钢筋混凝土间存在明显的粘结刚度突变。对各组数据取均值处理后得到的粘结滑移曲线较为理想，粘结刚度变化较均60 青岛理工大学工学硕士学位论文匀。分析图4.8-4.9中数据发现，钢筋混凝土试件遭受持续荷载与干湿循环共同作用后，不同等级的持续荷载对短期荷载下钢筋混凝土间的粘结性能有着显著影响。由图中数据可知，A2、B2、C2三组试件中钢筋混凝土间的极限粘结应力分别在9.20MPa、10.12MPa、11.10MPa左右，试件两端（自由端、加载端）的极限滑移量分别在0.2mm、1.3mm；0.4mm、1.7mm和0.3mm、2.0mm左右。表明持续荷载与干湿循环作用对钢筋混凝土间的极限粘结应力、极限滑移量影响较明显，且有着较强的规律性。即：钢筋混凝土间的极限粘结应力随着所施加持续荷载等级增加而下降，两者间的极限滑移量随着所施加持续荷载等级的增加也呈现出下降的趋势，但自由端极限滑移量的变化规律较加载端较弱。对比图4.4-4.5可知，持续荷载单独作用和持续荷载与干湿循环共同作用下的影响结果颇为相似。对遭受不同等级持续荷载与干湿循环共同作用后的钢筋混凝土梁式试件进行粘结滑移试验研究时，试件自由端钢筋与混凝土间开始产生相对滑移时所对应的粘结应力也有所差别。如：A2组试件自由端开始产生滑移时所对应的平均粘结应力1.32MPa左右，B2、C2两组试件自由端开始产生滑移时所对应的平均粘结应力分别在2.51MPa和3.04MPa左右。表明钢筋混凝土试件遭受持续荷载与干湿循环共同作用影响时，所遭受的持续荷载等级越高，则在粘结滑移试验中，试件自由端钢筋与混凝土间开始产生相对滑移所需的外荷载就越小。根据钢筋混凝土试件自由端产生滑移时所对应粘结应力有着规律性差异的现象，结合长期持续荷载作用下钢筋混凝土粘结性能的基本理论知识，不难发现，此现象是由钢筋混凝土粘结性能与长期荷载两者之间的关系所决定的。文献[68]指出，粘结性能与长期荷载之间的关系主要包括两个方面。一方面：基于时间的，锚固区粘结应力沿钢筋方向传递长度的变化。另一方面：长期荷载对粘结徐变的影响；文献[70]也指出，影响粘结徐变的众多因素中，荷载持续时间和应力水平是徐变的主要影响因素。以上观点能够恰当地解释试验中的此种现象。试验中作用在梁试件上的外力，使得粘结纵筋产生相应的拉力，拉力通过钢筋与混凝土界面上的粘结应力来平衡。因此，随着持续荷载等级的增加，粘结应力逐渐由加载端向自由端传递。61 青岛理工大学工学硕士学位论文而且高应力水平下引起的粘结徐变也较大，使得粘结应力沿钢筋的分布更加充分、应力分布更靠近自由端，即：靠近自由端的零粘结应力区段会有所减小，继续承载的储备能力降低。因此，遭受过不同等级持续荷载与干湿循环耦合作用后的钢筋混凝土试件，在进行粘结性能试验研究时，遭受过高等级持续荷载影响后的混凝土试件自由端，会在低应力水平下产生钢筋与混凝土间的相对滑移。而遭受低等级持续荷载后，钢筋混凝土试件的自由端要产生相对滑移则需要达到较高的应力水平。试验拟合出了钢筋混凝土试件遭受不同等级持续荷载与干湿循环耦合作用后，钢筋混凝土间的粘结滑移关系曲线（如图4.8-4.9所示），并建立了函数表达式（式4.6-式4.8）。持载等级为75%极限荷载下：23加载端：0.03s24.51s15.78s,(s0)（4.6）23自由端：0.12199.01s1289.45s2247.08s,(s0)持载等级为50%极限荷载下：23加载端：13.16s2.16s1.65s,(s0)（4.7）23自由端：1.7358.10s127.78s73.2s,(s0)持载等级为25%极限荷载下：23加载端：10.77s1.43s0.92s,(s0)（4.8）23自由端：1.8598.38s328.73s297.25s,(s0)4.5.4持续荷载、干湿循环对粘结滑移本构关系的影响分析为了便于研究不同环境条件影响后钢筋混凝土粘结滑移本构关系的变化，对每个实验组的试验数据做均值处理，利用各组数据的平均值绘制粘结应力-滑移曲线，将粘结滑移曲线绘于同一图表中（见图4.11），以便对遭受环境影响后的各组试件进行对比分析。62 青岛理工大学工学硕士学位论文（a）持载、干湿循环单独作用下（b）持载与干湿循环共同作用下图4.11粘结应力滑移曲线图4.11显示了持载作用后以及持载与干湿循环共同作用后，不同持载等级下的粘结滑移关系曲线。由图4.11可知，与自然状态下钢筋混凝土粘结应力滑移曲线相比较，不同外界环境作用后混凝土试件的应力滑移曲线分别有如下变化：（1）干湿循环单独作用后，极限粘结应力有较大程度的提高，由原来的9.00MPa提高到12.00MPa，且粘结应力滑移曲线的斜率也明显大于自然状态下曲线的斜率。（2）持续荷载单独作用后的粘结应力滑移曲线受持载水平影响较大，当持载水平为75%极限荷载时，钢筋混凝土间的极限粘结应力会有所降低，粘结应力滑移曲线的斜率也有所减小；当持载水平等级为25%极限荷载时，极限粘结应力由9.00MPa提高为10.00MPa左右。粘结应力滑移曲线的斜率也稍有增加。（3）持续荷载与干湿循环共同作用后：持载等级为25%极限荷载时，钢筋混凝土间的极限粘结应力有所提高，由原来的9.0MPa提高为10.0MPa左右；持载等级为50%极限荷载时，极限粘结应力与持载等级为25%极限荷载时基本持平，但滑移量有所减少；持载等级为75%极限荷载时，钢筋混凝土间的极限粘结应力与自然状态下的极限粘结应力持平，且粘结滑移曲线斜率也基本没有变化。（4）无论是持续荷载、干湿循环单独作用还是两者共同作用，环境影响后钢筋混凝土间的相对滑移量都有明显减少，减少了30%左右。通过对图4.11不同环境影响后的粘结滑移曲线分析，不同的外界环境对钢筋混凝土两者间的粘结性能有较大的影响。如：能够引起钢筋混凝土间的相对滑移量的变化、极限粘结强度的变化以及粘结刚度的变化，其中不利影响主要为：粘结强度的降低和粘结63 青岛理工大学工学硕士学位论文刚度的退化。不同外界环境对钢筋混凝土粘结性能的影响具体表现为以下几个方面：（1）遭受持续荷载单独作用后，持载等级较高时，钢筋混凝土间的粘结强度、粘结刚度均有所降低，但降低幅度很小；持载等级较低时，钢筋混凝土间的粘结强度、粘结刚度均有所提高。（2）经受干湿循环单独作用后的梁试件，其粘结强度得到大幅度提升，粘结刚度也明显大于其它环境下的试件。（3）持续荷载与干湿循环共同作用下，钢筋混凝土间的粘结刚度和粘结强度比单独遭受持续荷载条件下的略有提高。（4）遭受干湿循环与持续荷载共同作用后的钢筋混凝土梁试件，其极限滑移量明显下降，由自然条件下的3.5mm降为2.0mm左右。国内外关于荷载、冻融或锈蚀（电化学法、氯离子侵蚀法）单独作用下钢筋混凝土间粘结性能的文献较多。但到目前为止，对持续荷载与环境耦合作用下，钢筋混凝土间粘结性能的研究少之又少。而且大多数研究探讨的都是荷载作用下氯离子在混凝土中的传输机理以及荷载裂缝对混凝土内部钢筋锈蚀率的影响。蒋金洋等研究了弯曲荷载对混凝土内部氯离子扩散行为的影响，表明反复的弯曲荷载能够加速氯离子的扩散速率。赵尚传等研究了弯曲荷载与干湿循环耦合作用下氯离子的扩散规律。研究发现拉应力能够显著增加氯离子在混凝土中的扩散速率，而压应力能够延缓氯离子的传输。童保全和Norwald通过实验研究发现荷载产生的横向裂缝对钢筋的锈蚀影响程度不大。但顾绳仁的研究表明，荷载裂缝会导致钢筋锈蚀程度明显增加。本研究通过分析不同外界环境对钢筋混凝土粘结性能的影响，主要在混凝土层面较全面客观的分析了干湿循环及持续荷载对钢筋混凝土间粘结性能的影响。根据本节试验现象并结合第三章外界环境对钢筋混凝土之间滑移量的研究结果，详尽地总结了外界环境对钢筋混凝土间粘结性能的具体影响方式：（1）钢筋混凝土试件在遭受持续荷载作用下，由于基于时间和应力水平的粘结徐变的存在，钢筋与混凝土间发生部分不可恢复的相对滑移。因此，遭受过持续荷载作用后的钢筋混凝土梁试件极限滑移量大幅度减少。（2）干湿循环作用可能促进了混凝土试件中未水化水泥颗粒的水化，混凝64 青岛理工大学工学硕士学位论文土强度进一步提高，而混凝土的塑性却大幅度降低。因此，钢筋混凝土间的极限粘结应力会有所提高，相对极限滑移量却明显减少，粘结刚度也明显大于自然状态下钢筋混凝土试件的粘结刚度。（3）施加的持续荷载较大时，混凝土中的骨料和水泥浆体可能发生局部分离。此外，较大的外荷载也有可能对界面混凝土造成损伤，从而会对钢筋混凝土的粘结性能造成难以恢复的损伤，降低了混凝土与钢筋间的极限粘结应力，粘结刚度也有所下降。（4）干湿循环作用有可能促进了混凝土试件中未水化水泥颗粒的进一步水化，混凝土强度进一步提高，水化产物还会在一定程度上修复持续荷载对混凝土试件造成的损伤。此外，干湿循环作用致使混凝土内部钢筋的轻微锈蚀，文献[60]也指出轻微锈蚀会增加钢筋混凝土间的粘结强度。因此，持续荷载与干湿循环共同作用后试件的粘结强度大与持续荷载单独作用后的粘结强度。试验拟合出了钢筋混凝土试件遭受不同等级持续荷载以及持载与干湿循环耦合作用后，钢筋混凝土间的粘结滑移关系曲线（如图4.11所示），并建立了函数表达式（式4.9、式4.10）。（1）持续荷载作用下钢筋混凝土的粘结滑移本构关系：23A1：7.32s10.37s9.11s,(s0)23B1：5.36s6.14s4.15s,(s0)23C1：11.34s1.03s1.41s,(s0)（4.9）23D：14.05s6.01s0.75s,(s0)（2）持载与干湿循环共同作用下钢筋混凝土的粘结滑移本构关系：23A2：0.03s24.51s15.78s,(s0)23B2：13.03s1.94s1.72s,(s0)23C2：10.77s1.43s6.92s,(s0)（4.10）23E：15.34s4.88s0.08s,(s0)4.6无箍筋混凝土梁试件粘结滑移本构关系钢筋混凝土之间的粘结滑移本构关系是研究钢筋混凝土粘结性能的重点，但由于粘结滑移本构关系的影响因素众多（保护层厚度、钢筋直径、混凝土的约束程度等），钢筋与混凝土间的传力机理也相当复杂。因此，一直以来，不同学者得出的试验结果也不尽相同。本节对有、无横向箍筋的两种试件进行研究。绘制65 青岛理工大学工学硕士学位论文并对比了有、无横向箍筋混凝土试件的粘结滑移曲线（如图4.12、图4.13），建立了粘结应力与滑移量之间的函数关系式（式4.11）。（a）F1试件（b）F2试件（c）F3试件（d）F组均值图4.12无横向箍筋试件的粘结应力—滑移曲线由图4.12（a）、（b）、（c）可知，无横向配筋的钢筋混凝土试件的粘结滑移曲线线型波动较大，随着外荷载的均匀增加，滑移量增长不均匀的现象比较明显。无横向配筋试件钢筋与混凝土间的极限粘结应力在8.0MPa-9.0MPa之间，自由端的极限滑移量在0.2mm左右，自由端初始滑移时对应的粘结应力为2.00MPa左右，加载端的极限滑移量在1.3mm左右。无横向箍筋试件自由端、加载端的粘结应力滑移函数关系式：23加载端：8.14s2.71s1.86s,(s0)23（4.11）自由端：2.22311.13s3102.90s9315.25s,(s0)66 青岛理工大学工学硕士学位论文图4.13有、无横向箍筋试件粘结滑移曲线的对比图4.13显示的是无横向箍筋和配有横向箍筋混凝土试件加载端与自由端的粘结滑移曲线。由图可知，与配有横向箍筋的钢筋混凝土试件相比，无横向箍筋混凝土试件的极限粘结应力稍有降低，由9.00MPa变化为8.00MPa，降低幅度约为10%；加载端和自由端的滑移量分别由D组试件的3.4mm、1.0mm变化为F组试件的1.3mm、0.3mm，均变化为配有横向箍筋滑移量的30%左右。比较配有横向箍筋与无横向箍筋的加载端粘结滑移曲线图发现，在初始滑移阶段，两者的滑移曲线基本重合；当滑移量大于0.3mm以后，相同粘结应力条件下无横向箍筋的滑移量开始逐渐大于配有横向箍筋试件的滑移量。即配有横向箍筋的混凝土试件滑移曲线的斜率大于无横向配筋试件的曲线斜率；当滑移量大于1.0mm以后，在粘结应力增长不大的情况下，配有横向箍筋试件加载端的滑移量会显著增加，而无横向箍筋试件在粘结应力及加载端滑移量增长不大的情况下已发生破坏。此外，配有横向钢筋试件自由端初始滑移对应的粘结应力明显大于无横向配筋的混凝土试件。分析实验数据可知，横向箍筋的配置对钢筋混凝土间粘结强度有所提高，但提高程度并不明显；能够显著改善钢筋混凝土试件的变形能力，尤其是遭受极限荷载时的变形能力，提高钢筋混凝土试件的延性；另外，横向箍筋的配置能够改善试件粘结刚度退化模式。当外荷载较小（小于极限荷载的20%）时，混凝土变形不明显，箍筋的约束作用也就不能够发挥，所以有、无横向箍筋混凝土试件粘结滑移曲线的初始段基本是重合的；外荷载较大（极限荷载的20%~70%）时，箍筋的约束作用明显，67 青岛理工大学工学硕士学位论文相同粘结应力条件下配有横向箍筋的试件滑移量铰小，粘结刚度大；当外荷载接近极限荷载时，无箍筋混凝土试件由于混凝土的开裂，开裂后的混凝土已无法有效包裹钢筋，致使钢筋混凝土之间的粘结基本消失，钢筋混凝土试件无法继续承载。而配有横向箍筋的混凝土试件，在箍筋的约束作用下，混凝土不至开裂过大，且能够继续有效地为钢筋提供握裹力，以达到继续承载的目的。因此，箍筋的配置能够显著改善钢筋混凝土试件的变形能力，提高钢筋混凝土试件的开裂荷载和延性。根据试验现象和结果可推断：横向箍筋对混凝土起到了约束作用的效果，约束作用在一定程度上提高了混凝土的强度。但约束作用是在粘结纵筋受力达到一定程度时才会发生的。横向箍筋的存在能够限制混凝土的变形、延缓裂缝的发生，提高钢筋混凝土之间的粘结性能。68 青岛理工大学工学硕士学位论文第5章结论与展望5.1结论钢筋混凝土之间的粘结性能是钢筋混凝土力学分析的基础，是钢筋与混凝土共同工作的前提，也是影响钢筋混凝土结构承载能力、适用性和耐久性的重要因素。目前，关于纲筋混凝土间粘结性能的研究开展较多，但针对持续荷载与外部恶劣环境耦合作用下的有关研究较少。本文在总结前人工作的基础上，对持载与干湿循环共同作用下钢筋混凝土间的粘结性能进行了试验，研究了钢筋混凝土之间相对滑移量随时间的变化关系、外部环境影响后混凝土梁式试件的极限承载力以及钢筋混凝土之间的粘结滑移本构关系，阐述了各因素对混凝土梁试件受力性能的影响机理，建立了持续荷载作用后钢筋混凝土的粘结滑移本构关系函数表达式。通过本文的试验研究及理论分析工作主要得到以下结论：（1）钢筋混凝土间的相对滑移增量随时间呈指数型减少，并逐渐趋近于零，滑移总量呈对数型增加，并逐渐趋于稳定值，且施加的持续荷载越大，滑移总量也就越大，趋于稳定的速度越快。试验数据表明：随着持续荷载等级的增加，初始滑移量逐渐增大，且随着荷载的增大，滑移增长越明显；滑移增量并不是随着持载等级的增加而单调增加，荷载等级超过一定大小时，滑移增量会有所减少。滑移增量最大值出现在持载等级为50%的极限荷载条件下。当持载等级为75%的极限荷载时，滑移增量有所降低。持续荷载卸除后，遭受持载等级为50%极限荷载后的滑移恢复值均大于其它两种持载等级下的滑移恢复值。（2）单独遭受干湿循环作用后的钢筋混凝土试件，钢筋与混凝土间的极限相对滑移量有所减少，其粘结强度提高了40%左右，粘结刚度提高幅度也比较明显。试验数据还表明：随着持载等级的增加，初始滑移值与滑移总量的比值逐渐增大，滑移恢复值与滑移总量的比值逐渐降低；持载等级为75%极限荷载时，同时遭受干湿循环作用梁试件的滑移恢复值与滑移总量的比值更小，持载等级为50%和25%极限荷载时，持载与干湿循环共同作用下的滑移恢复值与滑移总量之比较荷载单独影响下的比值大。试验结果表明，持载水平较大时，干湿循环作用对梁试件的影响较明显，而持载水平较低时，干湿循环作用有助于粘结刚度及强度的提高，减少塑性滑移，减轻荷载作用对粘结滑移引起的损伤。69 青岛理工大学工学硕士学位论文（3）遭受持续荷载作用及持续荷载与干湿循环共同作用后的混凝土试件，其钢筋混凝土之间的极限滑移量明显减少；遭受高等级持续荷载作用后钢筋混凝土间的粘结强度会有所降低、粘结刚度退化明显；低等级持续荷载及干湿循环作用后钢筋混凝土间的粘结强度、粘结刚度均有所提高。试验结果还表明持续荷载与干湿循环作用对钢筋混凝土间的极限粘结应力、极限滑移量影响较明显，且有着较强的规律性。即：钢筋混凝土间的极限粘结应力随着所施加持续荷载等级增加而下降，两者间的极限滑移量随着所施加持续荷载等级的增加也呈现出下降的趋势，但自由端极限滑移量的变化规律较加载端不明显。（4）横向箍筋对核心混凝土起到了约束作用，约束作用在一定程度上提高了钢筋混凝土间的粘结强度。箍筋的配置能够显著改善钢筋混凝土试件的变形能力，提高钢筋混凝土试件的开裂荷载和延性。5.2展望本文对持载与干湿循环共同作用下钢筋混凝土间的粘结性能进行了研究，但由于作者的专业理论知识、试验设备以及研究时间的限制，认为还有以下几个方面还需在以后的试验研究中予以考虑和完善。（1）本研究中，干湿循环所使用的溶液为清水，考虑自然条件下的雨水以及近海环境下的海水具有不同程度的腐蚀性。因此建议在以后的研究中可以考虑使用海水或者不同浓度的盐溶液来代替清水，以便于更加真实的模拟更多自然条件。（2）微观结构研究：钢筋混凝土界面处钢筋及混凝土的微观变化，难以通过肉眼观察分析，建议采用扫描电子显微、纳米硬度仪、红外线光谱等微观测量技术进行分析，以便更好的研究钢筋混凝土界面性能的变化。（3）试验时间及数据采集方面：本试验持续时间为120d，试验数据采集每24h记录一次。建议在以后的试验研究中适当延长持载时间，数据采集方面最好采用应变测试仪，以便更加方便、形象逼真的绘制出滑移曲线。（4）本试验混凝土、钢筋变量较单一，后续的试验研究，建议针对混凝土强度、混凝土保护层厚度以及钢筋直径的变化对试验结果的影响展开研究。70 青岛理工大学工学硕士学位论文参考文献[1]赵挺生,方东平,顾祥林等.施工期现浇钢筋混凝土结构的受力特性[J].工程力学,2004(02):62-68.[2]王东升,郭迅,孙治国.汶川大地震公路桥梁震害初步调查[J].地震工程与工程振动,2009,29(3):84-94.[3]温增平,徐超,陆鸣.汶川地震重灾区典型钢筋混凝土框架结构震害现象[J].北京工业大学学报,2009,35(6):753-760.[4]孙治国,王东升,李宏男,郭迅,司炳君,王清湘.汶川地震钢筋混凝土框架震害及震后修复建议[J].自然灾害学报,2010,19(4):114-123.[5]ZhaoB,TancerF,RossettoT.Fieldinvestigationontheperformanceofbuildingsduringthe12may2008WenchuanearthquakeinChina[J].Engineeringstructures,2009,31(8):1707-1723.[6]KitagawaY,HiraishiH.Overviewofthe1995HyogokenNanbuearthquakeandproposalsforearthquakemitigationmeasures[J].JournalofJapanAssociationforEarthquakeEngineering,2004,4(3):1-29.[7]庄卫林,刘振宇,蒋劲松.汶川大地震公路桥梁震害分析及对策[J].岩石力学与工程学报,2009,28(7):1377-1387.[8]IchinoseT.Splittingbondfailureofcolumnsunderseismicaction[J].ACIStructuralJournal,1995,92(5):1-8.[9]OhueM,MorimotoH,FujiiS.ThebehaviorofRCshortcolumnsfailinginsplittingbond-shearunderdynamiclateralloading[J].TransactionsoftheJapanConcreteInstitute,1985(7):293-300.[10]史庆轩,王朋,王秋维.钢筋混凝土柱剪切粘结破坏影响因素分析[J].工程力学，2013,30（11）:136-142.[11]徐锋.复杂应力状态下钢筋与混凝土粘结性能[D].大连：大连理工大学,2012.[12]AlbramsDA.Testsofbondbetweenconcreteandsteel[R].UniversityofIllinois71 青岛理工大学工学硕士学位论文BulletinNo.71,UniversityofIllinoisatUrbana-Champaign,IL,1913.[13]BaldwinMI,ClarkLA.Theassessmentofreinforcingbarswithinadequateanchorage[J].MagazineofConcreteResearch,1995,47(171):95-102[14]MoYL,ChanJ.Bondandslipofplainrebarsinconcrete[J].JournalofMaterialsinCivilEngineering,ASCE,1996,8(4):208-211.[15]FeldmanLR,BartlettFM.Bondstrengthvariabilityinpull-outspecimenswithplainreinforcement[J].ACIStructuralJournal,2005,102(6):860-867.[16]FeldmanLR,BartlettFM.Bondstressesalongplainsteelreinforcingbarsinpull-outspecimens[J].ACIStructuralJournal,2007,104(6):685-692.[17]赵明,苏三庆,周希茂等.钢筋混凝土粘结滑移相关问题[J].施工技术,2009,38:5-9[18]陈建平,徐勋倩,包华.钢筋混凝土粘结滑移特性的研究现状[J].南通工学院学报（自然科学版）,2004,3（4）:51-56.[19]徐有邻.变形钢筋-棍凝土粘结锚固性能的试验研究[D].北京:清华大学,1990.[20]RehmG.Ueberdiegrundlagendesverbundeszwischenstahlundbeton.(Thefundamentalsofbondbetweensteelreinforcementandconcrete.)BulletinNO.138,DeutscherAusschlussfurStahlbeton,Berlin,1961.[21]EsfahaniMR,RanganBV,Localbondstrengthofreinforcingbarsinnormalstrengthandhigh-strengthconcrete(HSC)[J].ACIStructureJournal,1998,95(2):96-106.[22]HamadBS.Bondstrengthimprovementofreinforcingbarsspeciallydesignedribgeometries[J].ACIStructureJournal,1995,92(1):3-13.[23]BromsBB.Techniqueforinvestigationofinternalcracksinreinforcedbeams[J].ACIJournal,1965,62(1):35-44.[24]TepfersR.Crackingofconcretecoveralonganchoreddeformedreinforcingbars[J].MagazineofConcreteResearch,1979,106(31):3-12.72 青岛理工大学工学硕士学位论文[25]DarwinD,GranhamEK.Effectofdeformationheightandspacingonbondstrengthofreinforcingbars[J].ACIStructureJournal,1993,90(6):646-657.[26]谢明辉.钢筋混凝土粘结滑移性能研究进展[J].吉林建筑工程学院学报,2008,25(1):25-27.[27]金伟良,赵羽习.随不同位置变化的钢筋与混凝土的粘结本构关系[J].浙江大学学报（工学版）.2002,36(1):1-6.[28]杨海峰.再生混凝土受压本构关系及其与钢筋间粘结滑移性能研究[D].广西:广西大学.2012.[29]Huai-shuaiShang,Tie-junZhao,Wei-qunCao.Bondbehaviorbetweensteelbarandrecycledaggregateconcreteafterfreeze-thawcycles[J].ColdRegionsScienceandTechnology.2015,118:38-44.[30]蒋大园.再生混凝土与钢筋粘结性能实验研究[D].包头:内蒙古科技大学.2012.[31]肖建庄,李丕胜,秦薇.再生混凝土与钢筋间的粘结滑移性能[J].同济大学学报.2006(01):13-16.[32]安新正,易成,张燕,等.再生混凝土与钢筋的粘结性能试验研究[J].河北工程大学学报（自然科学版）.2010(03):1-4.[33]李玉朋.引气再生砼基本性能及冻融后与钢筋的粘结性能的试验研究[D].青岛:青岛理工大学.2015.[34]GaetanoManfredi,MarisaPecce.Behaviorofbondbetweenconcreteandsteelinalargepost-yeldingfield[J].MaterialsandStructures,1996,Vol.29(8):506-513[35]M.A.Aiello,M.Leone,L.Ombres.ModelingofthebehaviorofconcretetensionmembersreinforcedwithFRProds[J].MechanicsofCompositeMaterials,2003,39(4):283-292.[36]KanakuboT,YonemaruK,FukuyamaH.etal.BondperformanceofconcretemembersreinforcedwithFRPbars[J].Proc.Int.Symp.OnFiberReinforcedPlasticReinforcementforConcreteStructure.ACISP-138,1993.[37]F.Micelli,A.Nanni.TensilecharacterizationofFRProdsforrein-forced73 青岛理工大学工学硕士学位论文concretestructures[J].MechanicsofCompositeMaterials,2003,39(4):293-304.[38]NanniA,Al-ZaharaniM.BondofFRPreinforcementtoconcreteexperimentalresults.Proc.2ndInt.RILEMSymp,1995.[39]郝庆多，王勃，欧进萍.FRP筋与混凝土的粘结性能[J].建筑技术,2007,38(01):15-17.[40]董肖松.盐溶液干湿循环作用下CFRP-混凝土界面粘结性能试验研究[D].大连:大连理工大学.2014.[41]张海霞.FRP筋与混凝土粘结滑移性能研究[D].大连:东北大学.2006.[42]王召.FRP筋混凝土界面粘结性能的研究[D].大连:大连理工大学.2015.[43]郭恒宁,FRP筋与混凝土粘结锚固性能的试验研究和理论分析[D].东南大学.南京.2006.[44]徐有邻,宋秉训,刘立新等.高强混凝土中变形钢筋的粘结锚固性能[A].南京.高强混凝土及其应用第二届学术讨论会论文集[C].1995:266-273.[45]高丹盈.钢纤维高强混凝土与钢筋的粘结性能试验研究[J].建筑科学.2004,20(3):56-60.[46]谢剑,韩超,宋晓程等.高强钢筋与高强混凝土粘结锚固性能实验研究[J].2015,31(5):1-5.[47]冀晓东.冻融后混凝土力学性能及钢筋混凝土粘结性能的研究[D].大连：大连理工大学.2007.[48]冀晓东,宋玉普.冻融循环后光圆钢筋与混凝土粘结性能退化机理研究[J].建筑结构学报,2011,(01):70-74.[49]孟祥鑫.冻融循环后钢筋与再生混凝土粘结性能试验研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学.2015.[50]李新明.冻融后钢筋与再生混凝土粘结性能试验研究[D].青岛:青岛理工大学.2015.[51]张伟平,张誉.锈胀开裂后钢筋混凝土粘结滑移本构关系研究[J].土木工程学报,2001(05):40-44.74 青岛理工大学工学硕士学位论文[52]徐港.锈蚀钢筋混凝土粘结锚固性能研究[D].武汉:华中科技大学.2007.[53]肖建庄,雷斌.锈蚀钢筋与再生混凝土间粘结性能试验研究[J].建筑结构学报，2011,32(1):58-62.[54]张永利.锈蚀钢筋混凝土构件粘结性能及承载性能研究[D].西安:西安建筑科技大学.2011.[55]洪小健,赵鸣.加载速率对锈蚀钢筋与混凝土粘结性能的影响[J].同济大学学报（自然科学版）2002(7):792-796.[56]张凤维.钢筋与混凝土高温性能研究[D].南京:中南大学.2008.[57]吴昊,陈礼刚.高温后钢筋混凝土粘结性能试验研究[J].工业建筑,2010(02):105-108.[58]林丹萍.高温对粉煤灰混凝土与钢筋粘结性能的影响研究[D].中国矿业大学,北京.2015.[59]杜峰,肖建庄,高向玲.钢筋与混凝土间粘结试验方法研究[J].结构工程师,2006,22(2):93-97.[60]NilsonAN.Internalmeasurementofbond-slip[J].ACI,1972,69(7):439-441.[61]MirzaSM,HondeJ.Studyofbondstress-sliprelationshipinrein-forcedconcrete[J].ACI,1979,76(1):19-46.[62]滕智明,邹离湘.RC有限元分析中的粘结单元[J].工程力学,1995(增刊):144-147.[63]宋启根,单炳梓,金芷生,等.钢筋混凝土力学[M].南京:南京工学院出版社,1986.[64]狄生林.钢筋混凝土梁的非线性有限元分析[J].南京工学院学报,1984,14(2):46-53.[65]徐有邻.变形钢筋-混凝土粘结锚固性能的试验研究[D].北京:清华大学,1990.[66]徐有邻,宋秉训,刘立新等.高强混凝土中变形钢筋的粘结锚固性能[A].南京.高强混凝土及其应用第二届学术讨论会论文集[C].1995:266-273.75 青岛理工大学工学硕士学位论文[67]陆莲娣.持续长期荷载及重复荷载下力筋的粘结性能[J].重庆交通学院学报.1989(01):36-43.[68]沈凡.混凝土结构及砌体结构[M].重庆:重庆大学出版社.2005.[69]谭璐.低周反复荷载作用下钢筋混凝土粘结滑移性能的有限元模拟[D].重庆:重庆大学.2008.[70]PeterAndrewMitchell.Freeze-thawandsustainedloaddurabilityofnearsurfacemountedFRPstrengthenedconcrete[D].Queen’sUniversity.Kingston,Ontario,Canada.2010.76 青岛理工大学工学硕士学位论文攻读硕士学位期间发表的学术论文及科研工作一、发表的论文：1、ShangHuaishuai,WangZhiheng,ZhangPeng,ZhaoTiejun,FanGuoxi,RenGuosheng.Bondbehaviorofsteelbarinair-entrainedRCACinfreshwaterandseawaterafterfastfreeze-thawcycles[J].ColdRegionsscienceandTechnology.2017,135:90-96.2、王志恒，崔玉理,尚中锋，褚世洪.泡沫混凝土型水泥助磨剂的研究[J].青岛理工大学学报.2016,37(4):7-10.3、王志恒，商怀帅，魏磊，张闪闪，高天佑.振动控制及隔震技术的发展与应用[J].建筑结构增刊.2017,47:625-628.4、商怀帅，刘国忠，王志恒，任国盛，胡滨，郑素.侧向压力作用下钢筋再生混凝土黏结性能研究[J].建筑结构学报增刊.2016,37(2):152-156.二、参与的科研工作：1、国家自然科学基金：长期荷载-环境耦合下RC间粘结性能的退化规律、劣化机理及时变模型研究（No.51778310）。2、山东省人事厅山东省博士后创新项目专项资金一等资助项目：长期荷载、干湿循环耦合作用下钢筋—混凝土间粘结性能研究（No:201501008）。3、第58批中国博士后科学基金一等资助项目：长期荷载作用下钢筋-砼间粘结性能退化规律、机理研究（No:2015M580576）。4、青岛市博士后人员应用研究资助项目：力学荷载+环境因素耦合作用下钢筋-混凝土间粘结性能研究。77 青岛理工大学工学硕士学位论文78 青岛理工大学工学硕士学位论文致谢时光荏苒，岁月如梭，一转眼两年多的研究生生活就要结束了。与此同时，将近二十载的校园生活也即将结束。这么多年来安心的学习与生活，离不开父母无微不至的关心、老师的谆谆教诲以及同学的热心帮助，他们都是我成长道路上的领路人。借此机会，我要向我深爱的父母、敬爱的老师和亲爱的同学们致以深深的感谢。首先我要感谢我的导师商怀帅副教授，两年来，商老师对学术的严谨以及探索创新的精神深深地影响着我。本文就是在商老师悉心地教导下完成的，正是由于商老师的精心指导和实验室张鹏老师、李冉老师的耐心帮助，我的科研试验和学位论文才能顺利完成。在此，向商老师和实验室两位老师致以崇高的敬意。本论文的顺利完成还离不开师兄朱国栋、黄全超，师姐牛雪颖，同学魏磊、高天佑、张闪闪以及师弟任国盛、胡滨，师妹郑素，室友梅灿、王臣、刘蒙、雷鸣等人的大力帮助。在此，向帮助过我的师兄弟和同学们致以诚挚的谢意。最后，我要特别感谢生我养我照顾我的父母，二十多年来，是你们让我生活无忧、健康快乐的成长，是你们让我知道这个世上有人会不计回报的一直对我好，也是你们让我感受到了一种永远不用担心会丢失的爱。你们是我前进路上的动力和源泉。在此，真心地祝福爸爸、妈妈健康快乐。79