董宏英，孫文娟，曹萬(wàn)林，趙洪飛

(城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(北京工業(yè)大學(xué))，北京 100124)

鋼筋-再生混凝土黏結(jié)滑移性能試驗(yàn)

董宏英，孫文娟，曹萬(wàn)林，趙洪飛

(城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(北京工業(yè)大學(xué))，北京 100124)

為研究鋼筋與再生混凝土界面黏結(jié)性能和本構(gòu)關(guān)系，考慮再生粗骨料取代率、再生細(xì)骨料取代率、鋼筋類(lèi)型、鋼筋直徑、錨固長(zhǎng)度的影響，設(shè)計(jì)了15個(gè)梁式試件進(jìn)行鋼筋-再生混凝土黏結(jié)滑移性能試驗(yàn).綜合分析上述變量對(duì)荷載-滑移曲線(xiàn)、黏結(jié)強(qiáng)度、黏結(jié)效率的影響規(guī)律，給出了黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系的建議.結(jié)果表明：隨再生粗骨料取代率增加，鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度減小，而抗滑移能力增強(qiáng)；再生細(xì)骨料的加入，導(dǎo)致再生混凝土的黏結(jié)性能明顯退化；螺紋鋼筋與再生混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度約為光圓鋼筋的2倍；鋼筋與再生混凝土的界面黏結(jié)性能隨著鋼筋直徑和錨固長(zhǎng)度的增加而降低；建議的鋼筋-再生混凝土的黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系和參數(shù)，與試驗(yàn)結(jié)果擬合較好.

再生混凝土；梁式試件；黏結(jié)性能；黏結(jié)效率系數(shù)；黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系

隨著建筑業(yè)高速發(fā)展，砂石骨料的需求量日益增大，同時(shí)老舊建筑拆除以及自然災(zāi)害損毀產(chǎn)生了大量建筑垃圾.因此，由建筑垃圾制備的再生混凝土作為綠色資源，已成為建筑材料循環(huán)利用和建筑垃圾資源化的發(fā)展需求[1].

再生混凝土結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)研究之一就是鋼筋與再生混凝土界面黏結(jié)性能和本構(gòu)關(guān)系.Xiao等[2]通過(guò)拉拔試驗(yàn)研究表明，再生混凝土與普通混凝土黏結(jié)性能發(fā)展以及退化過(guò)程相似；胡瓊等[3]采用偏心置筋方式改變保護(hù)層厚度，結(jié)果表明適當(dāng)增加保護(hù)層厚度和錨固長(zhǎng)度可以提高再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度；Seara-Paz等[4]試驗(yàn)結(jié)果得出，抗壓強(qiáng)度和黏結(jié)強(qiáng)度均隨再生粗骨料取代率的增加而降低，并且黏結(jié)強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度平方根成比例關(guān)系；Kim 等[5]試驗(yàn)表明，鋼筋的布置方向、位置和混凝土取代率對(duì)高強(qiáng)再生混凝土黏結(jié)-滑移曲線(xiàn)影響不大；Guerra 等[6]和Prince 等[7]均在其研究中提到粗骨料取代率導(dǎo)致抗拉強(qiáng)度的改變，從而影響鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度.

黏結(jié)滑移性能試驗(yàn)按試驗(yàn)方式分為軸拉試驗(yàn)、拉拔試驗(yàn)和梁式試驗(yàn)，以往研究大多以拉拔試驗(yàn)為主，該方法并不能反映混凝土梁的真實(shí)受力狀況.作者課題組也進(jìn)行了一系列有關(guān)鋼筋-中高強(qiáng)再生混凝土黏結(jié)性能試驗(yàn)研究[8-9].本文研究是其中的一部分，針對(duì)15個(gè)梁式試件進(jìn)行試驗(yàn)分析，研究水膠比為0.42時(shí)再生粗細(xì)骨料取代率、鋼筋類(lèi)型、鋼筋直徑、錨固長(zhǎng)度對(duì)再生混凝土黏結(jié)滑移性能的影響.

1 試驗(yàn)概況

1.1 材料性能

混凝土材料：試驗(yàn)采用冀東牌R42.5普通硅酸鹽水泥；天然粗骨料為山碎石；天然細(xì)骨料為河砂，細(xì)度模數(shù)2.6；再生粗骨料和再生細(xì)骨料均由北京廣渠門(mén)某混凝土建筑物拆除后，經(jīng)破碎篩分而成.其中，再生粗骨料的泥塊質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.32%、吸水率2.99%、針片狀顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)3.01%.再生細(xì)骨料的泥塊質(zhì)量分?jǐn)?shù)3.0%、吸水率6.32%.各骨料的基本性能見(jiàn)表1.為改善混凝土性能，在攪拌混凝土過(guò)程中添加F類(lèi)Ⅰ級(jí)粉煤灰以及強(qiáng)度等級(jí)S95的?；郀t礦渣粉.

配合比：根據(jù)JGJ 55—2011《普通混凝土配合比設(shè)計(jì)規(guī)程》進(jìn)行配合比設(shè)計(jì)，通過(guò)調(diào)整再生粗骨料取代率0%、33%、50%、66%、100%，細(xì)骨料取代率0%、50%、100%配制了8組水膠比為0.42的中等強(qiáng)度混凝土，混凝土配合比見(jiàn)表2.由于再生骨料的吸水率直接影響配合比中實(shí)際用水量，因此本試驗(yàn)采用基于水灰比之上的配合比設(shè)計(jì)方法[10]，將再生混凝土的實(shí)際拌合用水分為兩部分——骨料吸附用水和理論用水.由表2可以看出，粗骨料取代率為33%～66%，細(xì)骨料為天然砂時(shí)，混凝土強(qiáng)度幾乎沒(méi)有差別，并且與普通混凝土強(qiáng)度相差不大.

表1 骨料基本性能

表2 混凝土配合比

注：ρc為再生粗骨料取代率，ρf為再生細(xì)骨料取代率，fcu為實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度.

鋼筋材料：試件縱向受力鋼筋有兩種類(lèi)型，一種為HRB400的螺紋鋼筋(直徑分別為10、14、20 mm)，另一種為HPB300的光圓鋼筋(直徑分別為10、20 mm).箍筋采用HPB300，直徑為6 mm，間距80 mm.架立筋采用HRB400，直徑為12 mm.實(shí)測(cè)的鋼筋力學(xué)性能見(jiàn)表3.

表3 鋼筋力學(xué)性能

1.2 試件設(shè)計(jì)與制作

本次試驗(yàn)采取同一根試件，左右梁段測(cè)試鋼筋錨固長(zhǎng)度不同的試驗(yàn)方法，當(dāng)短錨固一側(cè)鋼筋與混凝土發(fā)生黏結(jié)破壞后(鋼筋自由端產(chǎn)生滑移)，用預(yù)應(yīng)力錨具將該側(cè)鋼筋限制，繼續(xù)進(jìn)行長(zhǎng)錨固一側(cè)試驗(yàn).考慮混凝土再生粗骨料取代率ρc、再生細(xì)骨料取代率ρf、鋼筋類(lèi)型、鋼筋直徑d以及錨固長(zhǎng)度la(短錨固長(zhǎng)度為la1，長(zhǎng)錨固長(zhǎng)度為la2)，設(shè)計(jì)并制作了水膠比0.42的15個(gè)梁式試件用于研究鋼筋-再生混凝土的黏結(jié)滑移性能.各試件參數(shù)見(jiàn)表4.

試件尺寸為150 mm×300 mm×1 100 mm，左右梁段由鋼鉸連接，保護(hù)層厚度25 mm.為保證底部測(cè)試鋼筋有足夠長(zhǎng)度放置夾具及預(yù)應(yīng)力錨具，鋼筋外伸出混凝土表面各200 mm.鋼筋的錨固長(zhǎng)度通過(guò)在其兩端設(shè)置PVC套管的長(zhǎng)短確定，非錨固部分采用PVC管隔離鋼筋與混凝土，既確保了錨固段的長(zhǎng)度又避免了非黏結(jié)區(qū)產(chǎn)生黏結(jié)應(yīng)力.為防止?jié)仓r(shí)砂漿流入管內(nèi)，澆筑前將PVC套管端部密封.試件尺寸及配筋見(jiàn)圖1，試件立體圖見(jiàn)圖2.圖中彎折鋼筋設(shè)置的目的是防止試件在搬運(yùn)過(guò)程中，左右梁段因扭轉(zhuǎn)而影響試驗(yàn)結(jié)果，試驗(yàn)開(kāi)始前將該鋼筋鋸斷.

表4 試件參數(shù)

注：la1為短錨固一側(cè)錨固長(zhǎng)度，la2為長(zhǎng)錨固一側(cè)錨固長(zhǎng)度.

圖1 試件尺寸及配筋圖(mm)

圖2 試件立體圖

1.3 加載裝置及測(cè)量?jī)?nèi)容

采用北京工業(yè)大學(xué)工程力學(xué)實(shí)驗(yàn)室100 t多功能電液伺服試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，數(shù)據(jù)采集裝置為CRONOS-PL2-DIO動(dòng)態(tài)采集儀.試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖3.外荷載通過(guò)輪輻式拉壓傳感器施加在凈跨200 mm的分配梁上，再傳至混凝土試件.圖3(a)中電子百分表的磁力吸表座吸附在混凝土夾具表面，滑桿對(duì)準(zhǔn)鋼筋?yuàn)A具，保證百分表量測(cè)的是混凝土與鋼筋自由端的相對(duì)位移.圖3(b)為試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖.

加載方式采用單調(diào)加載，過(guò)程分為兩階段:第一階段進(jìn)行短錨固側(cè)鋼筋-混凝土黏結(jié)滑移性能試驗(yàn)，當(dāng)該側(cè)鋼筋與混凝土產(chǎn)生黏結(jié)破壞后，結(jié)束第一階段，用預(yù)應(yīng)力錨具(見(jiàn)圖3(c))限制該側(cè)鋼筋與混凝土的相對(duì)滑移;第二階段進(jìn)行長(zhǎng)錨固側(cè)黏結(jié)滑移試驗(yàn)，直至該側(cè)黏結(jié)破壞或鋼筋拉斷結(jié)束試驗(yàn).

圖3 試驗(yàn)裝置

試件的加載示意見(jiàn)圖4，混凝土梁中測(cè)試鋼筋所受拉力為P，根據(jù)受力平衡則鋼鉸產(chǎn)生拉力為P，分配梁的一個(gè)分力為F/2，根據(jù)力矩平衡原理，鋼筋拉力見(jiàn)式(1)，其中縱筋中心線(xiàn)至梁底距離a包括保護(hù)層厚度25 mm、箍筋直徑6 mm、縱筋半徑.因此對(duì)于直徑為10 mm的測(cè)試鋼筋a=36 mm，直徑為14 mm的測(cè)試鋼筋a=38 mm，直徑為20 mm的測(cè)試鋼筋a=41 mm.

P=175F/(260-a).

(1)

圖4 試驗(yàn)加載示意(mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)破壞形態(tài)

試件左右梁段錨固長(zhǎng)度不同，因此一個(gè)試件可能產(chǎn)生兩種破壞形式.根據(jù)再生粗細(xì)骨料取代率、鋼筋直徑和外形、錨固長(zhǎng)度不同，鋼筋-再生混凝土梁黏結(jié)破壞形態(tài)有3種：

1)拉斷破壞.該種破壞形態(tài)主要出現(xiàn)在直徑為10、14 mm螺紋鋼筋，錨固長(zhǎng)度為10d的梁段以及直徑為20 mm螺紋鋼筋，錨固長(zhǎng)度為20d的梁段.直徑為20 mm螺紋鋼筋試件在加載過(guò)程中，梁底出現(xiàn)受彎裂縫和沿鋼筋錨固長(zhǎng)度方向的縱向裂縫，梁側(cè)出現(xiàn)由分配梁接觸點(diǎn)向支座方向發(fā)展的斜裂縫，加載端混凝土劈裂.直徑為10、14 mm螺紋鋼筋試件因保護(hù)層厚度相對(duì)較大，未出現(xiàn)裂縫.試件最終因鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度較大且超過(guò)測(cè)試鋼筋的極限抗拉強(qiáng)度，自由端未產(chǎn)生滑移而鋼筋拉斷結(jié)束試驗(yàn).圖5(a)為梁段B100/0-R20-20d試驗(yàn)時(shí)，加載端混凝土劈裂破碎，鋼筋拉斷現(xiàn)場(chǎng)破壞圖.

2)劈裂拔出破壞.該種破壞形態(tài)主要出現(xiàn)在直徑為20 mm螺紋鋼筋，錨固長(zhǎng)度為10d的梁段.加載開(kāi)始后，量測(cè)加載端滑移的百分表指針迅速旋轉(zhuǎn)，自由端處百分表未變化，隨著荷載的增加，梁底及梁側(cè)裂縫出全，加載端混凝土劈裂，自由端開(kāi)始出現(xiàn)滑移，荷載下降，試件撓度增大加快，最終界面黏結(jié)失效，鋼筋拔出.圖5(b)為梁段B66/0-R20-10d側(cè)面和底面的裂縫開(kāi)展情況.

3)拔出破壞.該種破壞形態(tài)主要出現(xiàn)在鋼筋類(lèi)型為光圓鋼筋的梁式試件.由于光圓鋼筋與混凝土之間黏結(jié)主要依賴(lài)化學(xué)膠著力和摩擦力，因此二者之間黏結(jié)作用較小.加載過(guò)程中，梁表面沒(méi)有產(chǎn)生明顯裂縫，自由端滑移后荷載并未過(guò)多下降.圖5(c)為梁段B50/0-P20-20d加載端鋼筋拔出破壞圖.

圖5 試件破壞形態(tài)

2.2 荷載-滑移曲線(xiàn)及特征值

試驗(yàn)測(cè)得鋼筋-再生混凝土梁3種黏結(jié)破壞形態(tài)下的荷載-滑移曲線(xiàn)(P-S曲線(xiàn))如圖6所示，(a)為再生粗骨料取代率66%、細(xì)骨料為天然砂、直徑14 mm的螺紋鋼筋、錨固長(zhǎng)度為10d的梁段P-S曲線(xiàn)，該側(cè)發(fā)生的是拉斷破壞，曲線(xiàn)特征是近似一條平行于縱坐標(biāo)軸的直線(xiàn)，并且滑移量為0;(b)為再生粗骨料取代率66%、再生細(xì)骨料取代率50%、直徑20 mm的螺紋鋼筋、錨固長(zhǎng)度為10d的梁段P-S曲線(xiàn)，該側(cè)發(fā)生的是劈裂拔出破壞，曲線(xiàn)經(jīng)歷短暫劈裂階段，黏結(jié)力達(dá)到黏結(jié)強(qiáng)度后進(jìn)入下降段，荷載下降較快且滑移量大幅度增加，殘余段滑移量繼續(xù)增加而荷載幾乎不再變化;(c)為再生粗骨料取代率66%、細(xì)骨料為天然砂、直徑20 mm的光圓鋼筋、錨固長(zhǎng)度為10d的梁段P-S曲線(xiàn)，該側(cè)發(fā)生的是拔出破壞，與(b)曲線(xiàn)形狀類(lèi)似，但下降段滑移量小且荷載降低幅度小，較早進(jìn)入殘余階段.

試驗(yàn)中各梁段的破壞形態(tài)及黏結(jié)滑移特征值見(jiàn)表5.表中fcu為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度；Fu為梁式試件的極限承載力；Pu為試件達(dá)到承載力時(shí)等效鋼筋拉力；τu為黏結(jié)破壞時(shí)的平均黏結(jié)強(qiáng)度，當(dāng)破壞形態(tài)為拉斷破壞時(shí)，鋼筋與混凝土之間的平均黏結(jié)應(yīng)力用τ表示.β1為相對(duì)混凝土強(qiáng)度的黏結(jié)效率系數(shù)，β1=τu/fcu；β2為相對(duì)初滑黏結(jié)應(yīng)力(即對(duì)應(yīng)鋼筋自由端開(kāi)始出現(xiàn)滑移時(shí)的黏結(jié)應(yīng)力τ1)的黏結(jié)效率系數(shù)，β2=τu/τ1；β3為相對(duì)錨固長(zhǎng)度(n=la/d)的黏結(jié)效率系數(shù)，β3=τu/n.

圖6 典型P-S曲線(xiàn)

試件B33/0-R10-10d(20d)、B66/0-R10-10d(20d)、B66/0-R14-10d(20d)在進(jìn)行錨固長(zhǎng)度為10d一側(cè)試驗(yàn)時(shí)，梁段已發(fā)生拉斷破壞，因而該試件不能再進(jìn)行錨固長(zhǎng)度為20d一側(cè)的黏結(jié)滑移性能試驗(yàn).試件B100/100-R14-10d(20d)因結(jié)束第一階段后錨具未能將短錨固10d一側(cè)鋼筋自由端滑移限制住，因此未能測(cè)得錨固長(zhǎng)度為20d一側(cè)鋼筋實(shí)際的滑移值.

根據(jù)過(guò)鎮(zhèn)海教授[11]論述表明，普通混凝土拉拔試件比梁式試件測(cè)得的平均黏結(jié)強(qiáng)度高，其比值約為1.1～1.6.故將本文結(jié)果與作者課題組已做的鋼筋-再生混凝土拉拔試驗(yàn)[9]結(jié)果對(duì)比，見(jiàn)表6，其中試件水膠比0.42、試驗(yàn)鋼筋均為直徑20 mm的螺紋鋼筋.但需要說(shuō)明的是，二者試件并不是同時(shí)澆筑，因此結(jié)論可能存在偏差.

由表6可看出，鋼筋-再生混凝土的梁式試件黏結(jié)強(qiáng)度相較拉拔試件黏結(jié)強(qiáng)度偏低，其原因是梁式試件模擬工程結(jié)構(gòu)中混凝土梁彎剪段的黏結(jié)特性，與拉拔試件相比，其受復(fù)雜應(yīng)力作用，因而鋼筋周?chē)炷翍?yīng)力狀態(tài)不同.除此之外，梁式試件的混凝土保護(hù)層厚度小于拉拔試件的混凝土保護(hù)層厚度，這是前者黏結(jié)強(qiáng)度低于后者的主要原因.

表5 各梁段破壞形態(tài)及黏結(jié)滑移特征值

表6 拉拔試驗(yàn)和梁式試驗(yàn)對(duì)比

注：比值為拉拔試驗(yàn)黏結(jié)強(qiáng)度/梁式試驗(yàn)黏結(jié)強(qiáng)度

2.3 影響鋼筋-再生混凝土黏結(jié)滑移性能因素

2.3.1 再生粗骨料取代率

實(shí)測(cè)不同粗骨料取代率下，鋼筋-再生混凝土荷載-滑移曲線(xiàn)見(jiàn)圖7.由表5和圖7可知，再生粗骨料取代率為50%、66%、100%的再生混凝土相比普通混凝土τu分別降低11.81%、11.55%、21.78%.因而當(dāng)細(xì)骨料為天然砂時(shí)，隨著再生粗骨料取代率的增加，鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度減小.當(dāng)再生粗骨料取代率為50%～66%時(shí)，黏結(jié)強(qiáng)度幾乎不變.

圖7 不同粗骨料取代率P-S曲線(xiàn)

直徑20 mm螺紋鋼筋、錨固長(zhǎng)度10d的梁段，當(dāng)細(xì)骨料為天然砂時(shí)，不同再生粗骨料取代率與相對(duì)混凝土強(qiáng)度的黏結(jié)效率系數(shù)β1和相對(duì)初滑黏結(jié)應(yīng)力的黏結(jié)效率系數(shù)β2之間的關(guān)系見(jiàn)圖8.由表5和圖8可知，相比普通混凝土，再生粗骨料取代率為50%、66%時(shí)，β1分別降低5.71%、8.57%；但粗骨料取代率為100%時(shí)，β1則增加了5.71%.其原因可能是再生骨料與水泥石的“彈性協(xié)調(diào)”使得混凝土構(gòu)成比較均勻，另外再生粗骨料表面的微裂縫吸入新的水泥顆粒，使得加荷前再生混凝土出現(xiàn)的微裂縫較少，因此骨料與水泥石的界面黏結(jié)力較強(qiáng)[12].

β2主要評(píng)價(jià)的是鋼筋與混凝土間抗滑移能力強(qiáng)弱.隨著再生粗骨料取代率的增加，β2大致呈下降趨勢(shì)，即自由端出現(xiàn)滑移時(shí)相對(duì)黏結(jié)應(yīng)力增大，抗滑移能力增強(qiáng).其主要原因是再生骨料表面較粗糙，再生粗骨料取代率越高，越能在界面處產(chǎn)生更強(qiáng)的咬合力.

圖8 黏結(jié)效率系數(shù)與粗骨料取代率關(guān)系

Fig.8 Relations of bond efficiency coefficient and coarse aggregate replacement ratio

2.3.2 再生細(xì)骨料取代率

實(shí)測(cè)不同再生細(xì)骨料取代率下，鋼筋-再生混凝土荷載-滑移曲線(xiàn)見(jiàn)圖9.由表5和圖9可知，直徑20 mm的螺紋鋼筋、錨固長(zhǎng)度10d的梁段，當(dāng)再生粗骨料取代率為66%時(shí)，再生細(xì)骨料取代率為50%比細(xì)骨料為天然砂的τu降低22.18%；當(dāng)再生粗骨料取代率為100%時(shí)，再生細(xì)骨料取代率為50%、100%比細(xì)骨料為天然砂的τu分別降低19.04%、37.25%.由此可知，隨著再生細(xì)骨料取代率的增加，鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度減小.將梁段B66/50-R20-10d和梁段B100/50-R20-10d比較同樣可得，細(xì)骨料取代率一定(ρf=50%)時(shí)，鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度隨再生粗骨料取代率增加而降低.

圖9 不同細(xì)骨料取代率P-S曲線(xiàn)

直徑20 mm螺紋鋼筋、錨固長(zhǎng)度10d的梁段，當(dāng)再生粗骨料取代率100%時(shí)，不同再生細(xì)骨料取代率與相對(duì)混凝土強(qiáng)度的黏結(jié)效率系數(shù)β1和相對(duì)初滑黏結(jié)應(yīng)力的黏結(jié)效率系數(shù)β2之間的關(guān)系見(jiàn)圖10.由表5和圖10可知，再生粗骨料取代率一定(ρc=100%)時(shí)，隨著再生細(xì)骨料取代率的增加，β1呈線(xiàn)性降低，β2呈增長(zhǎng)趨勢(shì).因此，細(xì)骨料的加入，大幅度降低鋼筋-再生混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度以及抗滑移能力，黏結(jié)性能明顯退化.

圖10 黏結(jié)效率系數(shù)與細(xì)骨料取代率關(guān)系

Fig.10 Relations of bond efficiency coefficient and fine aggregate replacement ratio

2.3.3 鋼筋外形

不同鋼筋外形對(duì)鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度影響見(jiàn)圖11.采用螺紋鋼筋的梁段B66/0-R10-10d、B66/0-R20-10d、B50/0-R20-10d鋼筋與再生混凝土之間的τu分別是光圓鋼筋梁段B66/0-P10-10d、B66/0-P20-10d、B50/0-P20-10d的2.25、2.09、2.03倍.因此螺紋鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度大約為光圓鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度的2倍.其原因是光圓鋼筋與再生混凝土界面不存在機(jī)械咬合，而機(jī)械咬合作用在螺紋鋼筋與再生混凝土界面中起最主要影響，因而光圓鋼筋比螺紋鋼筋的黏結(jié)強(qiáng)度小很多.

圖11 鋼筋外形對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響

2.3.4 鋼筋直徑

不同鋼筋直徑對(duì)鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度及黏結(jié)效率系數(shù)影響見(jiàn)表5和圖12.當(dāng)混凝土再生粗骨料取代率為100%，細(xì)骨料取代率為100%，錨固長(zhǎng)度為10d的螺紋鋼筋時(shí)，鋼筋直徑為10、14、20 mm的梁段τu分別為16.68、12.68、7.48 MPa；相對(duì)混凝土強(qiáng)度的黏結(jié)效率系數(shù)β1分別為0.57、0.43、0.25；相對(duì)初滑黏結(jié)應(yīng)力的黏結(jié)效率系數(shù)β2分別為1.35、1.49、1.97.由此可知，隨著螺紋鋼筋直徑的增加，鋼筋-再生混凝土的τu降低，β1降低而β2增加，即黏結(jié)性能隨鋼筋直徑增加而降低.其主要原因是隨著鋼筋直徑的增加，混凝土對(duì)鋼筋的握裹能力越差；并且在其他因素相同時(shí)，鋼筋與混凝土的界面初始損傷也隨鋼筋直徑增加而增加[13].

圖12 黏結(jié)效率系數(shù)與鋼筋直徑關(guān)系

2.3.5 錨固長(zhǎng)度

對(duì)于光圓鋼筋，不同錨固長(zhǎng)度對(duì)鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度影響見(jiàn)圖13.由表5和圖13可知，采用錨固長(zhǎng)度為10倍鋼筋直徑的梁段B66/0-P10-10d、B66/0-P20-10d、B50/0-P20-10d鋼筋與再生混凝土之間的τu分別是錨固長(zhǎng)度為20倍鋼筋直徑梁段的1.16、1.38、1.55倍，β1分別為1.15、1.45、1.6倍.可見(jiàn)，鋼筋-再生混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度隨錨固長(zhǎng)度的增加而降低.不同錨固長(zhǎng)度與相對(duì)錨固長(zhǎng)度的黏結(jié)效率系數(shù)β3之間的關(guān)系見(jiàn)圖14.由圖14可知，相對(duì)錨固長(zhǎng)度的黏結(jié)效率系數(shù)隨著錨固長(zhǎng)度的增加而降低.產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是：τu為平均黏結(jié)強(qiáng)度，隨著錨固長(zhǎng)度增加，雖然極限荷載增加，但是沿錨固長(zhǎng)度范圍內(nèi)鋼筋與再生混凝土應(yīng)力分布越不均勻，從而導(dǎo)致黏結(jié)強(qiáng)度降低.

圖13 錨固長(zhǎng)度對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響

對(duì)于螺紋鋼筋，大部分梁段在長(zhǎng)錨固段試驗(yàn)過(guò)程中，因黏結(jié)強(qiáng)度大于鋼筋極限抗拉強(qiáng)度并未發(fā)生黏結(jié)破壞而是發(fā)生拉斷破壞，但拉斷破壞時(shí)鋼筋-再生混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力遠(yuǎn)小于短錨固段試驗(yàn)時(shí)的黏結(jié)強(qiáng)度.比如梁段B50/0-R20-10d黏結(jié)破壞時(shí)的τu為13.44 MPa，β3為1.34；梁段B50/0-R20-20d拉斷破壞時(shí)的τ為9.19 MPa而β3僅為0.46.因此螺紋鋼筋同光圓鋼筋類(lèi)似，鋼筋-再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度隨著錨固長(zhǎng)度的增加而降低.

圖14 黏結(jié)效率系數(shù)與錨固長(zhǎng)度關(guān)系

3 黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系

由圖7和圖9可知，再生混凝土的黏結(jié)滑移曲線(xiàn)特征與普通混凝土的荷載-滑移曲線(xiàn)類(lèi)似，分為微滑移階段、滑移階段、劈裂階段、下降階段、殘余階段[14].因此粗、細(xì)骨料的加入對(duì)荷載-滑移曲線(xiàn)形狀影響不大.本文選取直徑20 mm螺紋鋼筋、錨固長(zhǎng)度10d的再生混凝土梁段進(jìn)行研究，將微滑移階段、滑移階段、劈裂階段合并為上升階段，建議采用式(2)～(4)[15]對(duì)黏結(jié)應(yīng)力τ-滑移值s進(jìn)行擬合分析.

上升階段：0≤s

(2)

下降階段：su≤s

(3)

殘余階段：s≥sf

τ=τf.

(4)

式中：τu為黏結(jié)強(qiáng)度，MPa；su為對(duì)應(yīng)黏結(jié)強(qiáng)度的滑移量，mm；α為擬合參數(shù)；τf為殘余強(qiáng)度，MPa；sf為曲線(xiàn)下降階段和殘余階段轉(zhuǎn)折點(diǎn)處的滑移量，mm.

擬合后各曲線(xiàn)上升段參數(shù)α的取值見(jiàn)表7.由表7可知，鋼筋-再生粗骨料混凝土α的取值范圍在0.19～0.25，與鋼筋-普通混凝土的0.21相差不大.而再生細(xì)骨料部分或全部取代天然砂后，α取值會(huì)增加，其范圍在0.28～0.34.

表7 參數(shù)α取值

圖15為部分梁段試驗(yàn)曲線(xiàn)與擬合曲線(xiàn)的對(duì)比，可以看出，試驗(yàn)曲線(xiàn)與擬合曲線(xiàn)吻合較好.

圖15 試驗(yàn)曲線(xiàn)與擬合曲線(xiàn)對(duì)比

4 結(jié) 論

1)根據(jù)再生粗細(xì)骨料取代率、鋼筋類(lèi)型和直徑、錨固長(zhǎng)度的不同，鋼筋-再生混凝土梁黏結(jié)破壞形態(tài)分為拉斷破壞、劈裂拔出破壞和拔出破壞.

2)細(xì)骨料為天然砂時(shí)，隨著再生粗骨料取代率增加，鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度減小，而抗滑移能力增強(qiáng).相比普通混凝土，再生粗骨料取代率為100%的黏結(jié)強(qiáng)度降低21.78%，黏結(jié)效率系數(shù)β1反而略有提高.再生粗骨料取代率一定時(shí)，再生細(xì)骨料取代率的增加，大幅度降低鋼筋-再生混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度和抗滑移能力，黏結(jié)性能明顯退化.

3)螺紋鋼筋與再生混凝土的黏結(jié)滑移性能明顯好于光圓鋼筋，其黏結(jié)強(qiáng)度比光圓鋼筋增大一倍.無(wú)論是光圓鋼筋還是螺紋鋼筋，鋼筋與混凝土的界面黏結(jié)性能均隨著鋼筋直徑和錨固長(zhǎng)度的增加而降低.

4)再生混凝土的荷載-滑移曲線(xiàn)特征與普通混凝土的荷載-滑移曲線(xiàn)類(lèi)似,建議了鋼筋-再生混凝土的黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系和參數(shù)，結(jié)果擬合較好.

[1] 曹萬(wàn)林,張勇波,董宏英,等.再生混凝土結(jié)構(gòu)抗震性能研究進(jìn)展與評(píng)述[J].地震工程與工程振動(dòng), 2013,33(6):63-73.DOI:10.13197/j.eeev.2013.06.63.caowl.009.

CAO Wanlin, ZHANG Yongbo, DONG Hongying, et al. A review of mechanical properties and structural behavior of recycled concrete[J]. Journal of Earthquake Engineering & Engineering Vibration, 2013,33(6):63-73. DOI:10.13197/j.eeev.2013.06.63.caowl.009.

[2] XIAO Jianzhuang, FALKNER H. Bond behaviour between recycled aggregate concrete and steel rebars[J]. Construction & Building Materials, 2007, 21(2):395-401.

[3] 胡瓊,陳偉偉,鄒超英. 再生混凝土粘結(jié)性能試驗(yàn)研究[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2010,42(12):1849-1854.

HU Qiong, CHEN Weiwei, ZOU Chaoying. Experimental study on bonding properties of recycled concrete[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2010,42 (12):1849-1854.

[4] SEARA-PAZ S, GONZLEZ-FONTEBOA B, EIRAS-LPEZ J, et al. Bond behavior between steel reinforcement and recycled concrete[J]. Materials and Structures,2014,47(1): 323-334. DOI: 10.1617/s11527-013-0063-z.

[5] KIM S H, LEE S H, LEE Y T, et al. Bond between high strength concrete with recycled coarse aggregate and reinforcing bars[J]. Material Research Innovations, 2015, 18(S2):S2-278-S2-285.DOI:10.1179/1432891714Z.000000000417.

[6] GUERRA M, CEIA F, BRITO J D,et al. Anchorage of steel rebars to recycled aggregates concrete[J]. Construction & Building Materials, 2014, 72:113-123. DOI: 10.1016/j. conbuildmat.2014.08.081.

[7] PRINCE M J R, SINGH B. Bond strength of deformed steel bars in high-strength recycled aggregate concrete[J]. Materials and Structures,2015,48(12):3913-3928. DOI:10.1617/s11527-014-0452-y.

[8] 曹萬(wàn)林,林棟朝,董宏英,等. 鋼筋-中高強(qiáng)度再生混凝土黏結(jié)滑移性能梁式試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2017(4):129-140. DOI:10.14006/j.jzjgxb. 2017.04.014.

CAO Wanlin, LIN Dongzhao, DONG Hongying, et al. Beam-type experimental study on bond-slip properties between rebars and medium/high strength recycled concrete[J]. Journal of Building Structures, 2017(4): 129-140. DOI:10.14006/j.jzjgxb.2017.04.014.

[9] 曹萬(wàn)林,劉熙,喬崎云,等. 鋼筋中高強(qiáng)再生混凝土黏結(jié)滑移性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2016(增刊2):127-134,142. DOI:10.14006/j.jzjgxb. 2016. S2. 019.

CAO Wanlin, LIU Xi, QIAO Qiyun, et al. Experimental study on bond slip behavior of ordinary and high strength recycled concrete and steel bars[J]. Journal of Building Structures,2016,37(S2):127-134.DOI:10.14006/j.jzjgxb. 2016.S2.019.

[10]史魏, 侯景鵬. 再生混凝土技術(shù)及其配合比設(shè)計(jì)方法[J]. 建筑技術(shù)開(kāi)發(fā), 2001, 28(8): 18-20.

SHI Wei, HOU Jingpeng. Technology and mix design on recycled concrete [J].Building technique development, 2001, 28(8): 18-20.

[11]過(guò)鎮(zhèn)海. 鋼筋混凝土原理[M].第3版. 北京：清華大學(xué)出版社, 2013:135-136.

[12]肖建莊,李佳彬,蘭陽(yáng). 再生混凝土技術(shù)研究最新進(jìn)展與評(píng)述[J]. 混凝土,2003(10):17-20,57.

XIAO Jianzhuang, LI Jiabin, LAN Yang. Research on recycled aggregate concrete-A review[J]. Concrete, 2003(10):17-20,57.

[13]王博,白國(guó)良,代慧娟,等. 再生混凝土與鋼筋粘結(jié)滑移性能的試驗(yàn)研究及力學(xué)分析[J]. 工程力學(xué),2013,30(10):54-64.DOI:10.6052/j.issn.1000-4750.2012.06.0396.

WANG Bo, BAI Guoliang, DAI Huijuan, et al. Experimental and mechanical analysis of bond-slip performance between recycled concrete and rebar[J]. Engineering Mechanics, 2013, 30(10): 54-64. DOI:10.6052/j.issn.1000-4750.2012.06.0396.

[14]肖建莊,李丕勝,秦薇. 再生混凝土與鋼筋間的粘結(jié)滑移性能[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2006,34(1):13-16.

XIAO Jianzhuang, LI Pisheng, QIN Wei. Study on bond-slip between recycled concrete and rebars[J]. Journal of Tongji University, 2006, 34(1):13-16.

[15]CEB-FIP C. Model code 1990[S]. Paris :Comite Euro-International Du Beton, 1991: 83-84.

(編輯趙麗瑩)

Experimentalstudyonbond-slipbehaviorbetweensteelbarsandrecycledconcrete

DONG Hongying，SUN Wenjuan，CAO Wanlin，ZHAO Hongfei

(Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering (Beijing University of Technology), Ministry of Education, Beijing 100124, China)

To investigate the bond behavior and constitutive relationship at the interface between steel bars and recycled concrete, 15 beam-type specimens were designed to test the bond-slip behavior of reinforced recycled concrete. The design parameters included recycled coarse aggregate substitution, recycled fine aggregate substitution, steel bar shape, steel bar diameter and anchorage length. The influence of the above variables on the load-slip curves, bond strength and bond efficiency coefficient between steel bars and recycled concrete was analyzed synthetically, and the bond-slip constitutive relationship was proposed. The results show that: with the increase of recycled coarse aggregate replacement ratio, the bond strength between steel bars and concrete decreases; however, the anti-slid ability increases. The recycled fine aggregate addition makes the bond behavior become weaker significantly. The bond strength between deformed bars and recycled concrete is about 2 times of that between plain bars and recycled concrete. The interfacial bond behavior of reinforced recycled concrete becomes poorer with the increase of steel bar diameter and anchorage length. The proposed bond-slip constitutive relationship and parameters of reinforced recycled concrete fit the experimental results well.

recycled concrete; beam-type specimens; bond behavior; bond efficiency coefficient; bond-slip constitutive relation

10.11918/j.issn.0367-6234.201705005

TU528.01

A

0367-6234(2017)12-0082-09

2017-05-03

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃(2017YFc0703304);

國(guó)家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(51438007)

董宏英(1966—)，女，博士，教授;

曹萬(wàn)林(1954—)，男，教授，博士生導(dǎo)師

董宏英，donghy@bjut.edu.cn