杜永峰，張?zhí)煸剩罨?/p>

（1.蘭州理工大學(xué)防震減災(zāi)研究所，甘肅蘭州 730050；2.蘭州理工大學(xué)土木工程減震隔震技術(shù)研發(fā)甘肅省國際科技合作基地，甘肅蘭州 730050）

灌漿套筒作為裝配式混凝土結(jié)構(gòu)中鋼筋斷開處重要的連接構(gòu)件，其連接性能決定了結(jié)構(gòu)整體的安全性［1］.混凝土接縫處采用密封材料填充，結(jié)構(gòu)經(jīng)過長期服役后，因熱脹冷縮導(dǎo)致其與混凝土的交界面發(fā)生破壞，致使灌漿套筒接頭暴露于空氣中.灌漿套筒內(nèi)鋼筋在外部環(huán)境影響下易遭到氯鹽侵蝕，降低其連接性能，放大外部荷載對結(jié)構(gòu)的影響，降低結(jié)構(gòu)的安全性.

國內(nèi)外學(xué)者對鋼筋銹蝕引起的性能退化問題開展了大量研究，羅小勇等［2］對銹蝕鋼筋開展重復(fù)拉伸荷載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨著銹蝕率的增加，鋼筋力學(xué)性能退化，變形能力和耗能性能均明顯下降.林紅威等［3］研究發(fā)現(xiàn)銹脹開裂會導(dǎo)致鋼筋混凝土試件黏結(jié)疲勞壽命顯著下降.徐善華等［4］研究發(fā)現(xiàn)銹蝕鋼材的彈性模量、屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度等力學(xué)指標(biāo)均逐漸減小.方亮等［5］對銹蝕的HRB500鋼筋混凝土板進(jìn)行試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)抗彎承載力隨銹蝕率增大而減小.鄭淏等［6］對模擬酸雨腐蝕情況下的混凝土短柱開展力學(xué)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)長期腐蝕的試件在耗能能力、承載力和變形能力等方面均表現(xiàn)出不同程度的衰減.黏結(jié)滑移關(guān)系反映了鋼筋與其黏結(jié)體之間的黏結(jié)錨固力學(xué)特性［7］，銹蝕作為導(dǎo)致構(gòu)件失效的重要因素之一，其程度大小對構(gòu)件的黏結(jié)滑移性能的好壞有較為顯著影響.文獻(xiàn)［8-9］研究了銹蝕鋼筋黏結(jié)退化規(guī)律.文獻(xiàn)［10-11］通過有限元分析銹蝕對黏結(jié)滑移性能的影響.文獻(xiàn)［12-13］建立了銹蝕鋼筋黏結(jié)退化理論模型.

灌漿料與混凝土的骨料成分不同，兩者與鋼筋的黏結(jié)滑移性能必然存在差異，因銹蝕導(dǎo)致黏結(jié)滑移性能的降低程度同樣會有所差別.本文通過內(nèi)貼應(yīng)變片法對灌漿套筒內(nèi)鋼筋銹蝕前后的抗拔力進(jìn)行研究，采用外加電流對鋼筋進(jìn)行加速銹蝕，對20 組試件開展拉拔試驗(yàn).主要分析了鋼筋與灌漿料的黏結(jié)應(yīng)力衰減機(jī)理，研究鋼筋銹蝕前后與灌漿料的黏結(jié)應(yīng)力分布規(guī)律，并建立了黏結(jié)錨固位置函數(shù).最后建立考慮黏結(jié)錨固位置函數(shù)的銹蝕前后鋼筋與灌漿料的黏結(jié)滑移本構(gòu)模型.

1 試件制備及測試原理

1.1 試件制備

本試驗(yàn)采用與直徑為20 mm 和18 mm 鋼筋相匹配的灌漿套筒，共20 個(gè).因套筒下半段具有固定鋼筋的卡環(huán)，可防止套筒注漿時(shí)鋼筋發(fā)生傾斜，所以將套筒截成兩段，取套筒下半段為試驗(yàn)段，下半段套筒長度為100 mm 和92 mm.選取C20和C18的HRB400螺紋鋼筋各10 根，長度為380 mm，螺紋鋼筋的彈性模量為2 × 105MPa，屈服強(qiáng)度為400 MPa，兩根同直徑鋼筋為一組用于對比.使兩種直徑的鋼筋達(dá)到設(shè)定的不同理論銹蝕率，灌漿料中鋼筋的錨固長度為4d.灌漿料的彈性模量為35.6 GPa，抗壓強(qiáng)度為85 MPa.試件相關(guān)參數(shù)如表1所示.

表1 試件分組及相關(guān)參數(shù)Tab.1 Specimen grouping and related parameters

使用數(shù)控機(jī)床將鋼筋沿軸線方向剖切一分為二，并對每部分螺紋半圓柱鋼筋沿原軸心位置進(jìn)行開槽，開槽尺寸為5 mm × 2.5 mm，合攏后鋼筋內(nèi)部的凹槽尺寸為5 mm × 5 mm.對鋼筋開槽部分進(jìn)行清洗、打磨、晾干，在鋼筋錨固段每隔1.5 cm 粘貼應(yīng)變片，如圖1所示.

圖1 C20鋼筋內(nèi)貼應(yīng)變片實(shí)物圖Fig.1 The physical picture of the strain gauge attached to the steel bar with a diameter of 20 mm

粘貼應(yīng)變片后，為防止鋼筋銹蝕過程中電解液進(jìn)入鋼筋凹槽內(nèi)，造成應(yīng)變片失效，使用環(huán)氧樹脂將鋼筋的兩凹槽填滿，并合攏鋼筋，使用扎絲將鋼筋綁緊，防止環(huán)氧樹脂流出.靜置1 d，使凹槽中的環(huán)氧樹脂凝固，如圖2所示.環(huán)氧樹脂凝固后將扎絲去除.

圖2 鋼筋合攏圖Fig.2 Two-part rebar folding diagram

為防止試件在拉拔過程中出現(xiàn)局部應(yīng)力集中破壞現(xiàn)象，在鋼筋黏結(jié)段下端設(shè)置10 mm PVC 套管，并使用石蠟將套管與鋼筋的空隙部分灌滿，防止灌漿料進(jìn)入套管內(nèi)影響試驗(yàn)精度.待石蠟?zāi)毯?，對套筒進(jìn)行灌漿.試件如圖3所示.

圖3 C20鋼筋試件詳圖（單位：mm）Fig.3 Detailed drawing of steel bar specimens with a diameter of 20 mm（unit：mm）

1.2 加速鋼筋銹蝕試驗(yàn)

套筒灌漿后，為使試驗(yàn)與實(shí)際更加貼近，將其養(yǎng)護(hù)28d.使用電工膠布將套筒外壁和鋼筋裸露部分進(jìn)行包裹，防止其發(fā)生銹蝕.通電前將試件完全浸泡在濃度為3%～5%的NaCl溶液中72 h.將試件與銹蝕電源陽極連接，鐵棒作為銹蝕陰極，銹蝕過程電流保持恒定.

通過法拉第定律確定鋼筋的銹蝕時(shí)間［14］.

式中：η為銹蝕率；M為套筒的摩爾質(zhì)量，取56 g∕mol；i為銹蝕電流密度；t為銹蝕時(shí)間；F為法拉第常數(shù)；ρ為套筒密度；r為鋼筋半徑.

達(dá)到試驗(yàn)設(shè)計(jì)銹蝕率后停止通電，銹蝕后試件如圖4所示.

圖4 鋼筋銹蝕實(shí)物圖Fig.4 Corrosion diagram of steel bars

1.3 測試原理

本次試驗(yàn)將應(yīng)變片間隔布置在錨固段鋼筋開槽內(nèi)，確定內(nèi)部不同位置處鋼筋的應(yīng)變情況，并以此為基礎(chǔ)測算出錨固段內(nèi)的實(shí)際黏結(jié)應(yīng)力分布及鋼筋與灌漿料的相對滑移量分布.將計(jì)算得到的不同位置處黏結(jié)應(yīng)力與相對滑移值進(jìn)行組合，可得到不同錨固位置黏結(jié)滑移曲線.

1.3.1 不同位置處黏結(jié)應(yīng)力測算原理

大部分學(xué)者認(rèn)為，鋼筋與混凝土的相互作用可以等效為兩者接觸面的剪切作用，但在交界面的剪切作用并非沿著錨固長度均勻分布.當(dāng)前沒有較為直接的方法測量鋼筋與混凝土的交界面的黏結(jié)應(yīng)力，主要通過鋼筋開槽內(nèi)貼應(yīng)變片的方法，得到鋼筋應(yīng)變，經(jīng)過反算得出鋼筋與混凝土黏結(jié)應(yīng)力［15］.在灌漿套筒約束下的灌漿料與鋼筋的相互作用，同樣可以借鑒普通鋼筋與混凝土之間黏結(jié)應(yīng)力的測量方法.

取鋼筋微段為研究對象，如圖5 所示.假設(shè)鋼筋在微段上黏結(jié)應(yīng)力均勻分布，則鋼筋微段黏結(jié)應(yīng)力為：

圖5 鋼筋微段Fig.5 Rebar micro section

式中：τ為微段黏結(jié)應(yīng)力；Ti為微段鋼筋i點(diǎn)的荷載；A為微段外表面積；σ為測點(diǎn)應(yīng)力；As為鋼筋截面面積；d為鋼筋直徑；hi為測量點(diǎn)i與測量點(diǎn)i+1 的間距；Es為鋼筋彈性模量；ε為鋼筋應(yīng)變.

各級荷載作用下計(jì)算的微段黏結(jié)應(yīng)力之和等于鋼筋加載端荷載P與表面積的比值，如下式所示：

當(dāng)式（3）兩邊不相等時(shí)，根據(jù)差值進(jìn)行微調(diào)，即可得到黏結(jié)應(yīng)力分布規(guī)律曲線.

1.3.2 不同位置處灌漿料與鋼筋之間相對滑移測算原理

鋼筋與套筒灌漿料之間的相對滑移是一個(gè)相對較新的議題.本文參考國內(nèi)外學(xué)者對鋼筋與混凝土之間相對滑移的研究方法，利用鋼筋內(nèi)貼應(yīng)變片測得鋼筋的應(yīng)變，從而確定灌漿料的變形，最后通過鋼筋與灌漿料的位移差確定相對滑移的分布規(guī)律［16］.當(dāng)選取構(gòu)件微段時(shí)，此微段主要包括鋼筋微段、灌漿料微段和灌漿套筒微段，3種材料包括兩類接觸面，受力情況復(fù)雜，難以準(zhǔn)確分析，根據(jù)文獻(xiàn)［17］進(jìn)行簡化分析，則灌漿料的應(yīng)變可由微段平衡方程得到：

式中：為各測點(diǎn)的灌漿料的應(yīng)力值；Aci為各測點(diǎn)灌漿料的等效截面面積；為各測點(diǎn)鋼筋的應(yīng)力值；Asi為鋼筋的截面面積.

鋼筋微段的伸長值為Δlsi=Δl（為鋼筋微段平均應(yīng)變，Δl為應(yīng)變片間距）.通過式（4）可以計(jì)算得到灌漿料的變形值為Δlci=Δl（為灌漿料的平均應(yīng)變）.灌漿料內(nèi)應(yīng)力分布不均勻，在交界面處的應(yīng)力較大，遠(yuǎn)離交界面的應(yīng)力較小，因此引入不均勻系數(shù)γc：

式中：為交界面灌漿料的實(shí)際應(yīng)變；εˉ為截面平均應(yīng)變.

不均勻系數(shù)γc可由式（6）求出：

式中：Sl和Sf分別為加載端和自由端測量的相對滑移值；Δlsi為鋼筋微段伸長值；Δlci為灌漿料的微段變形值.

距離自由端x截面的鋼筋與灌漿料的相對滑移值Sx可由式（7）得出：

由式（7）即可得到灌漿料與鋼筋相對滑移曲線.

2 試驗(yàn)過程及試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)過程

采用土木工程實(shí)驗(yàn)室的拉拔機(jī)對銹蝕后試件進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，加載速率為2 mm∕min.鋼筋自由端與灌漿料的相對位移使用激光位移計(jì)進(jìn)行監(jiān)測，加載過程中使用5921 采集儀對鋼筋內(nèi)貼應(yīng)變片進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，加載過程如圖6 所示.試驗(yàn)結(jié)束后，將鋼筋從灌漿料中拔出，并用鹽酸溶液對鋼筋進(jìn)行清洗、稱重，確定銹蝕后鋼筋的質(zhì)量.

圖6 試驗(yàn)加載過程Fig.6 Test loading process

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，由于套筒對灌漿料的約束作用，灌漿料并沒有發(fā)生劈裂，主要表現(xiàn)為鋼筋從灌漿料中滑移拔出，如圖7所示，試驗(yàn)結(jié)果如表2所示.

表2 試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Test results

圖7 試件破壞圖Fig.7 Destruction diagram of specimen

假設(shè)鋼筋在灌漿料中的黏結(jié)強(qiáng)度沿錨固方向均勻分布，平均黏結(jié)強(qiáng)度τˉ如下所示：

式中：P為荷載；d為直徑；l為錨固長度.

平均黏結(jié)滑移曲線如圖8 所示.由圖8 可知，鋼筋直徑相同時(shí)，隨著銹蝕率的增加，黏結(jié)強(qiáng)度逐漸降低.與未銹蝕鋼筋相比，當(dāng)理論銹蝕率達(dá)到3%時(shí)，平均黏結(jié)應(yīng)力衰減較為明顯，對于直徑為20 mm 和18 mm 的鋼筋，平均黏結(jié)應(yīng)力分別減少了29.2%和27.4%，造成這種現(xiàn)象的主要原因是由于鋼筋與灌漿料的交界面出現(xiàn)銹蝕物致使有效接觸面積減少，平均黏結(jié)應(yīng)力下降.隨著銹蝕率的增加，平均黏結(jié)應(yīng)力繼續(xù)減小，當(dāng)理論銹蝕率達(dá)到12%時(shí)，與未銹蝕鋼筋相比，直徑為20 mm 和18 mm 的鋼筋平均黏結(jié)應(yīng)力分別下降了52.0%和56.1%.

圖8 平均黏結(jié)滑移曲線Fig.8 Average bond-slip curves

3 黏結(jié)應(yīng)力衰減機(jī)理分析

鋼筋銹蝕前后，平均黏結(jié)應(yīng)力變化顯著，說明鋼筋銹蝕產(chǎn)物對黏結(jié)應(yīng)力的影響較大，銹蝕前后鋼筋如圖9所示.

鋼筋與灌漿料黏結(jié)錨固應(yīng)力主要由膠合力、機(jī)械咬合力和摩擦力組成.當(dāng)鋼筋未發(fā)生銹蝕時(shí)，如圖9（a）所示，在施加外荷載初期，膠合力起主要作用，鋼筋與灌漿料之間不發(fā)生滑移.當(dāng)開始產(chǎn)生微滑時(shí)，膠合力失效，摩擦力開始發(fā)揮作用.當(dāng)外力致使鋼筋繼續(xù)滑移時(shí)，必須克服鋼筋與灌漿料的機(jī)械咬合力和兩者之間的摩擦力，隨著荷載的增加，黏結(jié)應(yīng)力從加載端逐漸向自由端傳遞，當(dāng)黏結(jié)應(yīng)力傳遞到自由末端后，為了保持外荷載與黏結(jié)應(yīng)力相平衡，各錨固位置的黏結(jié)應(yīng)力逐漸增加，直至達(dá)到極限黏結(jié)強(qiáng)度，鋼筋從灌漿料中拔出.

當(dāng)鋼筋的銹蝕率達(dá)到3%時(shí)，由圖9（b）可以明顯看出，發(fā)生銹蝕的部位為鋼筋的外肋，在外加荷載初期，膠合力起主要作用，因鋼筋外肋產(chǎn)生的疏松銹蝕層，削弱了鋼筋外肋與灌漿料的膠合力，致使黏結(jié)應(yīng)力從加載端傳遞到自由端的時(shí)間縮短.膠合力失效后，摩擦力和機(jī)械咬合力開始發(fā)揮作用，因鋼筋外肋銹蝕導(dǎo)致外肋與灌漿料之間的有效接觸面積降低，機(jī)械咬合力減小，致使極限拉拔力降低.

當(dāng)鋼筋的銹蝕率達(dá)到6%時(shí)，由圖9（c）可以明顯看出，鋼筋的外肋已經(jīng)基本銹蝕，僅少許外肋根部保留完好.在外加荷載初期，膠合力起主要作用，但因外肋表面布滿銹蝕產(chǎn)物，外肋與灌漿料之間的膠合力基本喪失.隨著荷載的增加，機(jī)械咬合力和摩擦力開始發(fā)揮作用，因鋼筋外肋基本由疏松的銹蝕產(chǎn)物代替，鋼筋與灌漿料的機(jī)械咬合力大大降低，極限拉拔力進(jìn)一步降低.

當(dāng)鋼筋的銹蝕率達(dá)到9%時(shí)，由圖9（d）可以明顯看出，鋼筋外肋已經(jīng)完全銹蝕，且在鋼筋外肋部位出現(xiàn)銹坑，銹蝕逐漸向無外肋部位發(fā)展.在外加荷載初期，膠合力起主要作用，但因外肋表面布滿疏松銹蝕層，外肋與灌漿料之間的膠合力完全喪失.隨著荷載的增加，機(jī)械咬合力和摩擦力開始發(fā)揮作用，因鋼筋外肋完全發(fā)生銹蝕，鋼筋與灌漿料的機(jī)械咬合力進(jìn)一步降低，極限拉拔力繼續(xù)下降.

當(dāng)鋼筋的銹蝕率達(dá)到12%時(shí)，由圖9（e）可以明顯看出，鋼筋的外壁完全發(fā)生銹蝕，鋼筋與灌漿料之間遍布了鋼筋的銹蝕產(chǎn)物.在外加荷載初期，膠合力起主要作用，因外肋已經(jīng)被完全銹蝕，且鋼筋外壁也發(fā)生銹蝕，致使鋼筋整體與灌漿料的膠合力大大降低.隨著荷載的增加，機(jī)械咬合力和摩擦力開始發(fā)揮作用，因鋼筋無外肋部分表面的銹蝕產(chǎn)物增加，大大降低了灌漿料與鋼筋的機(jī)械咬合力和摩擦力，極限拉拔力損失近50%.

圖9 不同銹蝕率鋼筋局部細(xì)觀圖Fig.9 Local micrographs of steel bars under different corrosion rate

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長度分布規(guī)律

圖10 為各典型試件鋼筋在不同荷載下應(yīng)變沿錨固長度變化情況，由圖10 可以明顯看出，當(dāng)荷載較小時(shí)，鋼筋加載端的應(yīng)變明顯大于鋼筋自由端，隨著荷載的增加，鋼筋的應(yīng)變逐漸向自由端傳遞.圖11 為不同位置處黏結(jié)應(yīng)力的分布情況，由圖11 可以看出，銹蝕試件與未銹蝕試件的黏結(jié)應(yīng)力分布相似，試件的自由端和加載端的黏結(jié)應(yīng)力為零，在試件內(nèi)部黏結(jié)應(yīng)力變化較大.加載初期，靠近加載端的黏結(jié)應(yīng)力率先增大，隨著荷載的逐漸增加，黏結(jié)應(yīng)力向自由端傳遞，自由端的應(yīng)力逐漸變大，表現(xiàn)為曲線由加載端逐漸向自由端鼓起.

圖10 實(shí)測鋼筋應(yīng)變沿錨固長度變化規(guī)律Fig.10 The law of the measured steel bar strain along the anchorage length

圖11 黏結(jié)應(yīng)力分布規(guī)律曲線Fig.11 Curves of bond stress distribution law

4.2 相對滑移分布計(jì)算

錨固長度內(nèi)灌漿料與鋼筋的相對滑移曲線如圖12所示.由圖12可以看出，當(dāng)鋼筋未銹蝕時(shí)，自由端滑移明顯滯后于加載端，隨著銹蝕率的增加，此種滯后現(xiàn)象逐漸減少.鋼筋未發(fā)生銹蝕時(shí)，當(dāng)構(gòu)件達(dá)到荷載峰值時(shí)，滑移量突然增加，表明此時(shí)發(fā)生黏結(jié)破壞，隨著銹蝕率的增加，滑移量突然增加的現(xiàn)象逐漸消失，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的主要原因是銹蝕物對鋼筋與灌漿料的黏結(jié)性能進(jìn)行了削弱，降低了錨固能力.

圖12 灌漿料與鋼筋相對滑移曲線Fig.12 The relative slip curves of grouting material and steel bars

4.3 黏結(jié)滑移關(guān)系沿錨固長度的變化

將4.1 節(jié)和4.2 節(jié)計(jì)算得到的不同位置處黏結(jié)應(yīng)力與相對滑移值進(jìn)行組合，得到不同錨固位置黏結(jié)滑移曲線，如圖13所示.由圖13可以明顯看出，不同錨固位置的黏結(jié)滑移關(guān)系是變化的，隨著銹蝕率的增加，各錨固位置曲線逐漸趨于平緩，因此通過鋼筋內(nèi)貼應(yīng)變片考慮不同位置的黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系是十分必要的.

圖13 不同錨固位置黏結(jié)滑移曲線Fig.13 Bond-slip curves at different anchorage positions

4.4 黏結(jié)錨固位置函數(shù)

黏結(jié)錨固位置函數(shù)ψ(x)是描述不同黏結(jié)位置處的錨固剛度，為相對函數(shù).將相同工況下兩個(gè)試件同一滑移值的黏結(jié)應(yīng)力分布曲線進(jìn)行歸一化處理，取平均值，即可得到黏結(jié)錨固位置函數(shù)ψ(x)，如圖14所示.

由圖14 可以明顯看出，不同直徑的鋼筋的黏結(jié)錨固位置函數(shù)變化趨勢大體相同.灌漿料與鋼筋的黏結(jié)錨固剛度在自由端和加載端較小，在錨固內(nèi)部變化較為明顯，黏結(jié)錨固剛度主要在0.15～0.9 倍錨固長度內(nèi)變化.鋼筋未銹蝕時(shí)，黏結(jié)錨固剛度隨相對錨固長度變化較大，隨著銹蝕率的增加，曲線變化趨勢逐漸平緩.

圖14 黏結(jié)錨固位置函數(shù)Fig.14 Bonding and anchoring position function

結(jié)合黏結(jié)錨固位置函數(shù)的特點(diǎn)，錨固剛度在錨固長度的0.15～0.9 倍區(qū)間內(nèi)表現(xiàn)為緩慢降低趨勢，為了工程中方便使用，建立三折線模型，如圖15 所示.整個(gè)模型由4 個(gè)控制點(diǎn)組成：1 點(diǎn)（0，0），2 點(diǎn)（0.15，A1），3點(diǎn)（0.9，A2），4點(diǎn)（1，0）.其中A1和A2與銹蝕率有關(guān).

圖15 黏結(jié)錨固位置函數(shù)模型Fig.15 Bonding anchor position function model

鋼筋直徑為20 mm時(shí)：銹蝕率為0%時(shí)，A1=1.35，A2=0.48；銹蝕率為3%時(shí)，A1=1.30，A2=0.56；銹蝕率為6%時(shí)，A1=1.24，A2=0.65；銹蝕率為9%時(shí)，A1=1.23，A2=0.68；銹蝕率為12%時(shí)，A1=1.22，A2=0.74.

鋼筋直徑為18 mm時(shí)：銹蝕率為0%時(shí)，A1=1.37，A2=0.50；銹蝕率為3%時(shí)，A1=1.23，A2=0.51；銹蝕率為6%時(shí)，A1=1.19，A2=0.69；銹蝕率為9%時(shí)，A1=1.17，A2=0.73；銹蝕率為12%時(shí)，A1=1.11，A2=0.76.

4.5 黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系

鋼筋銹蝕前后，不同錨固位置的黏結(jié)滑移曲線變化規(guī)律大致相同，因此可以借鑒普通混凝土建立的黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系.通過建立位置函數(shù)ψ(x)來表述鋼筋在不同錨固位置的剛度變化，最后得到黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系表達(dá)式［18］：

式（9）中的ψ(x)采用4.4節(jié)中建立的黏結(jié)錨固位置函數(shù)模型，由圖8 試驗(yàn)曲線可以看出，鋼筋銹蝕前后的平均黏結(jié)滑移曲線大致相同，因此黏結(jié)滑移曲線可采用如下表達(dá)式：

式中：τu、su分別為平均黏結(jié)滑移曲線峰值黏結(jié)應(yīng)力及峰值滑移量；a、b可通過數(shù)據(jù)擬合得到，如表3所示.

表3 鋼筋黏結(jié)滑移曲線參數(shù)Tab.3 Rebar bond-slip curve parameter

由表3 可以看出，當(dāng)鋼筋未銹蝕時(shí)，鋼筋的抗拔性能較強(qiáng)，隨著銹蝕率的增加，擬合得到的參數(shù)a逐漸變大，表示平均黏結(jié)剛度逐漸減小，銹蝕對黏結(jié)滑移曲線后半段影響較為顯著，參數(shù)b表現(xiàn)為離散性.直徑為18 mm 的鋼筋未發(fā)生銹蝕時(shí)，平均黏結(jié)剛度強(qiáng)于直徑為20 mm 的鋼筋，但隨著銹蝕率的增加，平均黏結(jié)剛度衰減較快，表現(xiàn)為參數(shù)a的變化幅度增加.

5 結(jié)論

本文通過鋼筋開槽內(nèi)貼應(yīng)變片方法，研究了20個(gè)灌漿套筒試件在鋼筋達(dá)到不同銹蝕率情況下的黏結(jié)滑移性能，得出如下結(jié)論：

1）銹蝕對鋼筋的抗拔性能影響顯著，與未銹蝕試件的平均黏結(jié)應(yīng)力相比，當(dāng)銹蝕率達(dá)到12%時(shí)，直徑為20 mm的鋼筋平均黏結(jié)應(yīng)力下降了52.0%，直徑為18 mm的鋼筋平均黏結(jié)應(yīng)力下降了56.1%.

2）分析了灌漿料與鋼筋的黏結(jié)滑移受力過程，并解釋了鋼筋銹蝕前后黏結(jié)應(yīng)力退化原因.

3）銹蝕試件與未銹蝕試件的黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長度方向分布趨勢相似，試件的自由端和加載端的黏結(jié)應(yīng)力為零，在試件內(nèi)部黏結(jié)應(yīng)力變化較大.加載初期，靠近加載端的黏結(jié)應(yīng)力率先增大，隨著荷載的逐漸增加，應(yīng)力向自由端傳遞，自由端的應(yīng)力逐漸變大.

4）提出鋼筋銹蝕前后的黏結(jié)錨固位置的簡化計(jì)算模型，并確定了參數(shù)取值，建立了考慮黏結(jié)錨固位置函數(shù)的鋼筋與灌漿料的黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系模型.