薛 翔，胡少偉，齊 浩，單常喜

(重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400044)

近年來，鋼筒混凝土結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于各種建筑、橋梁、輸調(diào)水等工程中，已經(jīng)取得了顯著的經(jīng)濟(jì)效益[1-3]。然而，該結(jié)構(gòu)在實(shí)際應(yīng)用中會(huì)出現(xiàn)鋼筒與混凝土分離的現(xiàn)象，例如，在鋼管混凝土拱橋建設(shè)方面，由于溫度荷載和核心混凝土的收縮徐變，鋼筒與管內(nèi)混凝土之間會(huì)發(fā)生脫空[4-7]。又例如在鋼套筒混凝土壓力管道中，由于鋼筒和混凝土材料剛度上的差異，在承受較大外壓時(shí)鋼筒與管芯混凝土?xí)l(fā)生脫離[8]。還有在鋼筋纏繞鋼筒混凝土壓力管中，當(dāng)管道之間產(chǎn)生較大的相對(duì)轉(zhuǎn)角時(shí)，接口附近的鋼筒與混凝土也會(huì)發(fā)生分離[9]。這些現(xiàn)象的本質(zhì)都是因?yàn)樵谕饬Φ淖饔孟?，?混凝土交界面的法向粘結(jié)應(yīng)力達(dá)到了其法向粘結(jié)強(qiáng)度而導(dǎo)致的交界面破壞失效，本文將這種現(xiàn)象稱為“脫粘”。

目前，對(duì)鋼-混凝土交界面粘結(jié)性能的研究主要側(cè)重于研究其切向性能，得出其切向粘結(jié)強(qiáng)度，切向粘結(jié)應(yīng)力-滑移關(guān)系等，并考慮混凝土強(qiáng)度、養(yǎng)護(hù)條件，鋼筒表面質(zhì)量的影響。Virdi 和Dowling[10]給出了不同長(zhǎng)細(xì)比，不同徑厚比，不同混凝土強(qiáng)度以及不同混凝土澆筑方式下的圓形鋼管混凝土切向粘結(jié)強(qiáng)度，認(rèn)為長(zhǎng)細(xì)比對(duì)切向粘結(jié)強(qiáng)度影響較大，而混凝土強(qiáng)度、徑厚比和混凝土的澆筑方式對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響較小。Shakir-Khalil[11]對(duì)不同截面類型的鋼筒混凝土管進(jìn)行推出試驗(yàn)，研究表明交界面粘結(jié)強(qiáng)度大小與截面形狀、尺寸、所用抗剪連接件以及荷載的施加方式有關(guān)。Aly 等[12]通過推出試驗(yàn)研究了混凝土強(qiáng)度、齡期和加載方式對(duì)交界面粘結(jié)強(qiáng)度的影響，研究結(jié)果表明：靜荷載條件下，普通混凝土的交界面粘結(jié)強(qiáng)度高于高強(qiáng)混凝土；靜荷載下的交界面粘結(jié)強(qiáng)度高于重復(fù)荷載。Tao 等[13]通過推出試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：圓形鋼管混凝土比方形具有更高的粘結(jié)強(qiáng)度；粘結(jié)強(qiáng)度隨著橫截面尺寸的增加而降低。陳宗平等[14]對(duì)高溫后方鋼管高強(qiáng)混凝土交界面粘結(jié)性能進(jìn)行了研究，認(rèn)為粘結(jié)強(qiáng)度與錨固長(zhǎng)度成反比，并隨著溫度的升高先增大后減小。

在鋼-混凝土交界面法向粘結(jié)性能研究方面。張永寧[15]對(duì)鋼筒混凝土拱橋脫空機(jī)理進(jìn)行了研究，并對(duì)其進(jìn)行了定量的檢測(cè)，同時(shí)研究了脫空對(duì)鋼筒混凝土力學(xué)性能的影響，給出了鋼筒混凝土拱橋脫空的防治措施。劉振宇和陳寶春[16]采用了對(duì)拉法和彎拉法對(duì)鋼板與混凝土之間的法向粘結(jié)強(qiáng)度進(jìn)行了測(cè)量，并認(rèn)為越粗糙的表面其法向粘結(jié)強(qiáng)度越高，溫度降低、干縮等作用會(huì)使交界面法向極易發(fā)生脫粘。余新盟等[17]研究了混凝土強(qiáng)度等級(jí)和養(yǎng)護(hù)條件對(duì)鋼板混凝土交界面法向強(qiáng)度的影響，并使用統(tǒng)計(jì)回歸給出了粘結(jié)強(qiáng)度的經(jīng)驗(yàn)公式。劉琦[18]通過對(duì)拉試驗(yàn)來對(duì)栓釘-混凝土之間法向粘結(jié)性能進(jìn)行研究，認(rèn)為混凝土強(qiáng)度越高，交界面的脆性破壞越明顯，并且嵌入深度越大、栓釘直徑越大，交界面的粘結(jié)強(qiáng)度越高。王莉等[19]基于能量原理，通過變形能與粘結(jié)剛度間的二階導(dǎo)數(shù)關(guān)系提出了栓釘-混凝土交界面粘結(jié)剛度的計(jì)算方法。

考慮到鋼-混凝土交界面的特殊性，即厚度很小(20 μm～40 μm)和粘結(jié)強(qiáng)度相對(duì)較低，一般的材料本構(gòu)關(guān)系對(duì)交界面層不再適用，同時(shí)其特殊性也使得很難通過一般的試驗(yàn)直接測(cè)試其粘結(jié)剛度和粘結(jié)強(qiáng)度等特性。為此本文使用斷裂力學(xué)理論推導(dǎo)了鋼-混凝土交界面粘結(jié)性能參數(shù)的計(jì)算方法，并據(jù)此設(shè)計(jì)了一種特殊的試驗(yàn)方案，用以確定了鋼-混凝土交界面法向粘結(jié)本構(gòu)參數(shù)，包括法向粘結(jié)剛度、法向粘結(jié)強(qiáng)度和法向極限張開位移，同時(shí)在試驗(yàn)中也考慮了鋼板表面粗糙度對(duì)于交界面粘結(jié)性能的影響，最后使用了有限元方法對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件形式

考慮到鋼-混凝土交界面的特殊性，試驗(yàn)采用鋼板半嵌入式三點(diǎn)彎曲梁試件，為了盡可能減少梁自重的影響，采用小跨高比試件，其形狀和尺寸參數(shù)如圖1 所示。

圖1 鋼板半嵌入式三點(diǎn)彎曲梁試件示意圖/mmFig. 1 Schematic of three-point bending beam specimen with a semi embedded steel plate

試件的跨高比為2.5，其尺寸為450 mm×150 mm×140 mm，鋼板的尺寸為150 mm×70 mm×3 mm，鋼板的一個(gè)面焊接有帶有彎折的螺紋鋼筋，用來確保鋼板在試驗(yàn)中與右側(cè)混凝土不發(fā)生脫粘，本試驗(yàn)?zāi)康氖菧y(cè)定鋼板與左側(cè)混凝土的粘結(jié)參數(shù)。使用環(huán)氧樹脂粘結(jié)在鋼板上的小鋼塊用于試模中對(duì)鋼板的定位、固定以及防止在混凝土澆筑過程中的偏心，鋼板和試模如圖2 所示。

圖2 鋼板與試模實(shí)物圖Fig. 2 Steel plate and specimen mould

為了研究鋼板表面粗糙度對(duì)鋼-混凝土法向粘結(jié)性能的影響，試驗(yàn)中使用了三種粗糙度分別為30Ra、50Ra和80Ra的噴砂鋼板來進(jìn)行試驗(yàn)，如圖3所示。試件選用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，每種粗糙度的鋼板澆筑5 個(gè)試件，共計(jì)15 個(gè)鋼板半嵌入式三點(diǎn)彎曲梁試件，此外還澆筑了5 個(gè)具有相同尺寸縫高比為0.5 的預(yù)制縫三點(diǎn)彎曲梁試件。

圖3 試驗(yàn)用3 種粗糙度鋼板Fig. 3 Steel plates with three kinds of surface roughness

1.2 試驗(yàn)裝置

對(duì)所有試件在相同養(yǎng)護(hù)條件下正常養(yǎng)護(hù)28 d以后進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置采用的是微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)，產(chǎn)品型號(hào)為WDW-2000，其最大試驗(yàn)力為200 kN，如圖4 所示。

圖4 試驗(yàn)裝置Fig. 4 Test equipment

1.3 數(shù)據(jù)采集及試驗(yàn)過程

試驗(yàn)主要測(cè)量的物理量有：豎向荷載值、裂縫張開口位移(CMOD)、開裂區(qū)附近應(yīng)變(2 處位置)，其測(cè)點(diǎn)分布如圖5 所示。試驗(yàn)采用的壓力傳感器采集精度為0.5%F.S.，量程為20 kN；引伸計(jì)的采集精度為0.5%F.S.，量程為2 mm；應(yīng)變片的采集精度為0.5 個(gè)微應(yīng)變。所有的力、位移和應(yīng)變的采集均通過試驗(yàn)機(jī)自帶的采集系統(tǒng)進(jìn)行同步采集。各個(gè)測(cè)點(diǎn)布置完成以后，對(duì)試件進(jìn)行三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，采用位移控制加載方式對(duì)試件進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)加載，加載速率為0.05 mm/min[20]。

圖5 測(cè)點(diǎn)分布圖Fig. 5 Distribution map of measuring points

2 鋼-混凝土交界面法向粘結(jié)參數(shù)的理論推導(dǎo)

2.1 交界面粘結(jié)力應(yīng)力強(qiáng)度因子的確定

因此，對(duì)鋼板與混凝土的粘結(jié)力應(yīng)力強(qiáng)度因子的確定首先需要得到外載荷作用下裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子值。

圖6 鋼-混凝土的粘結(jié)力應(yīng)力強(qiáng)度因子的確定Fig. 6 Determination of steel-concrete bonding stress intensity factor

2.2 外載荷作用下裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子的計(jì)算

2.3 交界面法向粘結(jié)參數(shù)的確定

無限窄帶內(nèi)裂縫面上作用的距離底部為x的一對(duì)單位閉合力在裂縫尖端產(chǎn)生的應(yīng)力強(qiáng)度因子為[24]：

考慮到鋼板與混凝土交界面的特殊性，參考混凝土線性軟化本構(gòu)[25-26]，使用一種雙線性模型來定義交界面的本構(gòu)關(guān)系，如圖7 所示。假設(shè)在加載初期，交界面的法向張開位移在整個(gè)鋼板的豎向線性分布，結(jié)合交界面的本構(gòu)模型，其粘結(jié)應(yīng)力在整個(gè)裂縫面上也應(yīng)為線性分布，如圖8 所示，裂縫面上各點(diǎn)的粘結(jié)應(yīng)力可表示為：

圖7 鋼-混凝土法向粘結(jié)本構(gòu)Fig. 7 Steel-concrete normal bonding constitutive model

圖8 交界面粘結(jié)力作用下的無限窄條Fig. 8 An infinite narrow strip under the effect of interface bonding force

臨界法向張開位移可通過試件底部交界面附近應(yīng)變曲線回縮點(diǎn)或是荷載-裂縫口張開位移(P-CMOD)曲線加載初期線性段末端點(diǎn)來確定，該值對(duì)應(yīng)于交界面的起裂。交界面極限張開位移δun可通過P-CMOD 曲線加載初期平臺(tái)段的起點(diǎn)來確定，該值對(duì)應(yīng)于交界面的失穩(wěn)。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

從試驗(yàn)現(xiàn)象上來看，斷裂總是發(fā)生在鋼板沒有錨固的一側(cè)，裂縫沿著鋼板與混凝土的交界面從底部向上部擴(kuò)展，在發(fā)展到未嵌入鋼板區(qū)域后會(huì)繼續(xù)向上發(fā)展，最終貫穿整個(gè)梁。觀察斷面能夠發(fā)現(xiàn)在鋼板表面粘結(jié)有從混凝土上剝離的砂漿，證明其鋼板與混凝土交界面發(fā)生了脫粘破壞，如圖9 所示。

圖9 試件斷裂圖Fig. 9 Fracture of specimen

圖10 給出了嵌有鋼板和不含鋼板試件的P-CMOD 曲線圖。從圖10 可以看出：1)粘結(jié)力的作用使得嵌有鋼板試件的極限荷載值增大；2)嵌有鋼板試件曲線的上升段會(huì)出現(xiàn)一小段“平臺(tái)”；3)曲線上升段的線性區(qū)域內(nèi)，嵌有鋼板的斜率要比不含鋼板的斜率要大，鋼板的存在使得斷面整體彈性模量增大。

圖10 嵌有鋼板和不含鋼板三點(diǎn)彎試件的P-CMOD 曲線圖Fig. 10 P-CMOD curves of three-point bending beam specimens with and without steel plates

若對(duì)嵌有鋼板三點(diǎn)彎試件的P-CMOD 曲線再進(jìn)行局部放大，如圖11 所示。從圖中可以看出，加載初期的P-CMOD 曲線主要經(jīng)歷三個(gè)階段，將其分別命名為線性段、過渡段和平臺(tái)段。在線性段中，整個(gè)交界面均處在彈性階段。隨著荷載的增大，最底部的交界面達(dá)到最大法向粘結(jié)應(yīng)力后開始軟化，交界面進(jìn)入過渡段，使得試件的整體剛度有明顯的下降。隨著荷載的繼續(xù)增大，當(dāng)最底部交界面達(dá)到極限張開位移時(shí)，此處交界面完全破壞，整個(gè)交界面出現(xiàn)失穩(wěn)破壞，曲線進(jìn)入平臺(tái)段，雖然裂紋張開口位移不斷增大，但是荷載值基本保持不變。此后曲線的變化趨勢(shì)和預(yù)制縫三點(diǎn)彎曲梁試驗(yàn)曲線一致。

圖11 嵌有鋼板三點(diǎn)彎試件P-CMOD 曲線局部放大圖Fig. 11 Partial enlargement of P-CMOD curve of the threepoint bending beam specimen with a steel plate

3.2 交界面法向粘結(jié)剛度分析

對(duì)交界面法向粘結(jié)剛度的計(jì)算使用的是P-CMOD 曲線線性段的數(shù)據(jù)，使用2.3 節(jié)中的方法計(jì)算交界面法向粘結(jié)剛度，其計(jì)算結(jié)果如表1所示。從表1 可以看出，相同粗糙度下不同試件算得的交界面法向粘結(jié)剛度由于離散性相差較大(由混凝土澆筑不均勻，養(yǎng)護(hù)條件不一致，拆模、搬運(yùn)過程中受到較大的外力等原因造成)，但是同一個(gè)試件不同數(shù)據(jù)點(diǎn)處算得法向粘結(jié)剛度相差較小。圖12 給出了嵌有不同粗糙度鋼板試件計(jì)算結(jié)果對(duì)比圖，從圖中可以看出當(dāng)鋼板粗糙度為30Ra時(shí)，交界面法向粘結(jié)剛度為73.75 MPa/mm；當(dāng)鋼板粗糙度提高到50Ra和80Ra時(shí)，交界面的法向粘結(jié)剛度分別提高了43.9%和71.9%。同時(shí)，在兩次鋼板粗糙度分別增加20Ra和30Ra的過程中，單位粗糙度交界面法向粘結(jié)剛度的增量降低了57.5%。由于交界面材料力學(xué)性能的限制，在鋼板粗糙度足夠大的情況下，交界面法向粘結(jié)剛度應(yīng)趨近于交界面處砂漿的剛度，交界面的脫粘此時(shí)表現(xiàn)為交界面處砂漿的開裂。

表1 交界面法向粘結(jié)剛度的計(jì)算值Table 1 Calculated values of interface normal bonding stiffness

圖12 嵌有不同粗糙度鋼板試件的法向粘結(jié)剛度值Fig. 12 Normal bonding stiffness of specimens with different surface roughness steel plates

3.3 交界面法向粘結(jié)強(qiáng)度分析

由2.3 節(jié)中的分析可知，圖11 中，P-CMOD曲線線性段末端對(duì)應(yīng)的CMOD 值即為交界面達(dá)到最大粘結(jié)應(yīng)力所對(duì)應(yīng)的臨界法向張開位移 δcn，該值也可以通過底部的交界面附近的應(yīng)變-載荷曲線來確定，如圖13 所示。由于試件底部交界面達(dá)到最大粘結(jié)應(yīng)力并開始軟化，周圍混凝土聚集的能量得到釋放，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)開始卸載，表現(xiàn)在曲線上即為應(yīng)變開始回縮[27]。由圖中曲線應(yīng)變回縮點(diǎn)得到的臨界法向張開位移對(duì)應(yīng)的外荷載值為2.147 kN，而在P-CMOD 曲線中臨界法向張開位移對(duì)應(yīng)的外荷載值為2.142 kN，兩者基本一致。

圖13 嵌有鋼板試件底部交界面附近的應(yīng)變-載荷曲線Fig. 13 Strain-load curve near the bottom interface of specimen with a steel plate

表2 給出了綜合分析得到的各個(gè)試件臨界法向張開位移和通過式(10)計(jì)算得到的交界面法向粘結(jié)強(qiáng)度。圖14 給出了C50 強(qiáng)度的嵌有不同粗糙度鋼板的三點(diǎn)彎曲梁試件法向粘結(jié)強(qiáng)度值，從圖中看出，當(dāng)鋼板粗糙度為30Ra時(shí)，交界面的法向粘結(jié)強(qiáng)度為0.201 MPa，約為C50 混凝土軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的7.6%。與交界面法向粘結(jié)剛度計(jì)算結(jié)果類似，當(dāng)鋼板粗糙度提高到50Ra和80Ra時(shí)，與鋼板粗糙度為30Ra時(shí)相比，交界面的法向粘結(jié)強(qiáng)度分別提高了87.6%和152.2%。由此可見交界面法向粘結(jié)強(qiáng)度隨鋼板粗糙度的影響要遠(yuǎn)大于交界面法向粘結(jié)剛度隨鋼板粗糙度的影響，并且整體上來看計(jì)算得到交界面法向粘結(jié)強(qiáng)度離散性也較小。同時(shí)，在兩次鋼板粗糙度分別增加20Ra和30Ra的過程中，單位粗糙度交界面法向粘結(jié)強(qiáng)度的增量降低了50.8%。在鋼板足夠粗糙的情況下，交界面法向粘結(jié)強(qiáng)度值應(yīng)不超過交界面附近砂漿的抗拉強(qiáng)度。

圖14 嵌有不同粗糙度鋼板試件的法向粘結(jié)強(qiáng)度值Fig. 14 Normal bonding strength of specimens with different surface roughness steel plates

表2 交界面法向粘結(jié)強(qiáng)度和法向極限張開位移Table 2 Interface normal bonding strength and normal limit opening displacement

3.4 交界面法向極限張開位移分析

當(dāng)試件最底部的交界面已經(jīng)完全失效時(shí)，位于交界面中的裂縫開始失穩(wěn)擴(kuò)展，在荷載基本保持不變情況下試件的CMOD 突然增大，表現(xiàn)在P-CMOD 曲線的上升段突然出現(xiàn)平臺(tái)段或者轉(zhuǎn)折段，平臺(tái)段或者轉(zhuǎn)折段的起點(diǎn)對(duì)應(yīng)的CMOD 即為交界面法向極限張開位移。表2 中給出了各個(gè)試件的法向極限張開位移，值得注意的是，當(dāng)交界面粘結(jié)強(qiáng)度過小時(shí)，平臺(tái)段或者是轉(zhuǎn)折段會(huì)不太明顯，無法從P-CMOD 曲線中讀出法向極限張開位移，可能在此情況下，粘結(jié)力對(duì)交界面開裂阻礙作用較小，而使得此時(shí)的P-CMOD 曲線更類似于預(yù)制縫三點(diǎn)彎試件的P-CMOD 曲線，在上升段無明顯的平臺(tái)或者轉(zhuǎn)折。圖15 給出了C50 強(qiáng)度的嵌有不同粗糙度鋼板的三點(diǎn)彎曲梁試件法向極限張開位移值，從圖中可以看出，鋼板粗糙度為50Ra和80Ra時(shí)的交界面法向極限張開位移值比鋼板粗糙度為30Ra時(shí)提高了49.3%和61.9%。在兩次鋼板粗糙度分別增加20Ra和30Ra的過程中，單位粗糙度交界面法向極限張開位移值的增量降低了83.0%。

圖15 嵌有不同粗糙度鋼板試件的法向極限位移值Fig. 15 Normal limit opening displacement of specimens with different surface roughness steel plates

4 理論分析結(jié)果的有限元驗(yàn)證

以試件C50-30-2 為例，在有限元分析程序ABAQUS 中建立該試件的二維模型，如圖16 所示。混凝土的參數(shù)設(shè)置為規(guī)范GB 50010-2015 中C50 混凝土參數(shù)[28]。建立0 厚度的cohesive 單元(僅建模厚度為0，而本構(gòu)厚度設(shè)置為1 mm)來模擬鋼板與混凝土之間的交界面，選擇的單元類型為COH2D4(四結(jié)點(diǎn)二維粘性單元)，單元的長(zhǎng)度方向大小為1.4 mm；交界面使用牽引-分離本構(gòu)，設(shè)置其剛度為102.81 MPa/mm；采用最大應(yīng)力損傷準(zhǔn)則，設(shè)置其法向粘結(jié)強(qiáng)度為0.2529 MPa；采用基于位移的線性軟化本構(gòu)，設(shè)置其法向極限張開位移為0.00791 mm。在模型跨中施加豎向位移載荷，對(duì)試件進(jìn)行靜力分析。

圖16 試件C50-30-2 二維有限元模型Fig. 16 Two-dimensional finite element model of specimen C50-30-2

將有限元分析得到的P-CMOD 曲線與試驗(yàn)得到的P-CMOD 曲線進(jìn)行對(duì)比分析，如圖17 所示。從圖中可以看出，P-CMOD 曲線中試驗(yàn)結(jié)果和有限元分析結(jié)果吻合較好，在曲線的上升段也出現(xiàn)了類似試驗(yàn)曲線中的線性段、過渡段和平臺(tái)段三個(gè)階段。P-CMOD 曲線中試驗(yàn)結(jié)果和有限元分析結(jié)果在“過渡段”差別較大，原因是理論分析和數(shù)值計(jì)算所采用的交界面軟化本構(gòu)為線性軟化本構(gòu)，而交界面實(shí)際軟化本構(gòu)中，法向應(yīng)力在達(dá)到臨界法向張開位移后相比線性軟化本構(gòu)下降幅度要大很多，從而造成了試件在此階段的實(shí)際整體承載力要偏低。此外，有限元分析結(jié)果顯示，當(dāng)CMOD 值達(dá)到0.0072 mm 時(shí)，交界面單元完全失效(即交界面最底部單元積分點(diǎn)處的損傷值達(dá)到1)，如圖18 所示，這個(gè)值和在軟化本構(gòu)中輸入的法向極限張開位移0.00791 mm 很接近，可以認(rèn)為在試驗(yàn)中測(cè)得的P-CMOD 曲線中平臺(tái)段或者轉(zhuǎn)折段的起點(diǎn)所對(duì)應(yīng)裂縫張開口位移值可以作為交界面極限張開位移值，這與3.4 節(jié)中對(duì)交界面法向極限張開位移的分析結(jié)果一致。有限元分析結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比表明對(duì)鋼-混凝土交界面法向粘結(jié)性能理論分析結(jié)果是正確的，理論分析中引入的一些假設(shè)也是恰當(dāng)?shù)?，該理論分析結(jié)果可以用于一般的工程分析。

圖17 有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Fig. 17 Comparison between finite element analysis results and test results

圖18 交界面底部粘性單元的完全破壞Fig. 18 Complete failure of the cohesive element at the bottom interface

5 結(jié)論

本文提出三個(gè)用于評(píng)價(jià)鋼-混凝土交界面法向粘結(jié)性能的參數(shù)指標(biāo)，包括法向粘結(jié)剛度、法向粘結(jié)強(qiáng)度和法向極限張開位移，并從理論上推導(dǎo)了各個(gè)參數(shù)指標(biāo)的計(jì)算方法。根據(jù)理論分析結(jié)果，設(shè)計(jì)并進(jìn)行了鋼-混凝土交界面法向粘結(jié)參數(shù)測(cè)定試驗(yàn)，并與有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，得到的主要結(jié)論如下：

(1)在鋼-混凝土交界面粘結(jié)力的作用下，試驗(yàn)加載初期的P-CMOD 曲線上升段中出現(xiàn)線性段、過渡段和平臺(tái)段，利用各個(gè)階段特征點(diǎn)的數(shù)值可以計(jì)算得到交界面的各個(gè)法向粘結(jié)性能參數(shù)指標(biāo)。

(2)隨著鋼板粗糙度的增加，交界面法向粘結(jié)強(qiáng)度的增幅要遠(yuǎn)大于法向粘結(jié)剛度和法向極限張開位移的增幅，并且計(jì)算得到數(shù)據(jù)離散性也最小。鋼板粗糙度為50Ra和80Ra時(shí)的交界面法向粘結(jié)強(qiáng)度比鋼板粗糙度為30Ra時(shí)分別提高了87.6%和152.2%，約為同等情況下法向粘結(jié)剛度增幅的2 倍。

(3)鋼板粗糙度從30Ra增大到50Ra和從50Ra增大到80Ra的過程中，單位粗糙度交界面各個(gè)法向粘結(jié)性能參數(shù)的增量均減小，其中法向極限張開位移值的增量降低最多，達(dá)到了83.0%。在鋼板足夠粗糙的情況下，交界面的法向粘結(jié)剛度和強(qiáng)度應(yīng)趨近于交界面處砂漿的剛度和強(qiáng)度，交界面的脫粘此時(shí)表現(xiàn)為交界面處砂漿的開裂。

(4)試驗(yàn)結(jié)果和有限元分析結(jié)果吻合度很好，證明了理論分析方法和試驗(yàn)方法的正確性，計(jì)算得到的各個(gè)法向粘結(jié)參數(shù)可用于實(shí)際工程中鋼-混凝土交界面脫粘的模擬。