黃 遠(yuǎn)，韓 冰

（1.湖南大學(xué)工程結(jié)構(gòu)損傷診斷湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙 410082；2.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙 410082）

引言

近年來(lái)，裝配式結(jié)構(gòu)因工期短、人力成本低和標(biāo)準(zhǔn)化程度高等優(yōu)點(diǎn)被廣泛運(yùn)用在房屋和橋梁建筑中，甚至成為整個(gè)建筑行業(yè)的發(fā)展方向［1］。灌漿料因強(qiáng)度高、收縮率低和流動(dòng)性好等特點(diǎn)被廣泛用于裝配式結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的澆筑，如圖1中裝配式剪力墻的豎向鋼筋在插入預(yù)留孔并灌漿以實(shí)現(xiàn)有效連接［2］。使用灌漿料實(shí)現(xiàn)鋼筋連接的結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)在受力時(shí)主要依賴(lài)灌漿料與鋼筋間的黏結(jié)性能［3］。節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼筋的黏結(jié)滑移對(duì)結(jié)構(gòu)變形和剛度退化有顯著影響［4-6］。研究單向拉伸荷載下灌漿料與鋼筋間的黏結(jié)性能，對(duì)裝配式結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)受力性能的研究和改善具有重要意義，同時(shí)也是研究地震作用下鋼筋-灌漿料黏結(jié)性能的基礎(chǔ)。

以往關(guān)于黏結(jié)性能的研究對(duì)象多是以混凝土為基材的試件。是否含有粗骨料是灌漿料和混凝土在組成成分上的主要差異。然而，粗骨料是顯著影響鋼筋黏結(jié)性能的因素之一［7］。因此，不應(yīng)簡(jiǎn)單地將灌漿料與混凝土二者與鋼筋的黏結(jié)性能劃等。

目前，國(guó)內(nèi)外鋼筋和灌漿料黏結(jié)性能的研究已有一定成果。Hosseini［8］研究了螺旋箍筋對(duì)鋼筋-灌漿料黏結(jié)性能的影響，發(fā)現(xiàn)黏結(jié)強(qiáng)度與螺旋箍筋的間距、外徑和圈數(shù)這三者乘積的對(duì)數(shù)呈線性相關(guān)。Raynor［9］和Elsayed［10］分別開(kāi)展了外部鋼管和波紋管約束下的鋼筋-灌漿料黏結(jié)滑移試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)外部約束可有效避免試件發(fā)生劈裂破壞。Moosavi［11］通過(guò)改進(jìn)的Hoek cell裝置對(duì)鋼筋-灌漿料圓柱體試件施加1～7.5 MPa范圍的恒定圍壓，以研究主動(dòng)約束對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響。趙培［12］研發(fā)了以螺旋箍筋為約束的漿錨搭接連接，并探究體積配箍率對(duì)鋼筋搭接長(zhǎng)度的影響規(guī)律。陳?。?3］通過(guò)將鋼筋插入基礎(chǔ)中的預(yù)埋波紋管內(nèi)并灌漿來(lái)實(shí)現(xiàn)預(yù)制混凝土柱與基礎(chǔ)的有效連接，并針對(duì)波紋管和鋼筋的直徑比提出錨固長(zhǎng)度取值建議。余瓊［14］研究了鋼筋-灌漿料試件的破壞模式與黏結(jié)強(qiáng)度隨保護(hù)層厚度、鋼筋直徑和黏結(jié)長(zhǎng)度等因素的變化規(guī)律，并提出經(jīng)驗(yàn)錨固長(zhǎng)度。

多數(shù)鋼筋-灌漿料黏結(jié)滑移試驗(yàn)是在有鋼管或波紋管約束下開(kāi)展的。然而工程中如圖1所示的裝配式剪力墻節(jié)點(diǎn)鋼筋連接處沒(méi)有設(shè)置鋼管或波紋管，以達(dá)到簡(jiǎn)化制作工藝和降低成本的目的。此外，以往試驗(yàn)所用灌漿料的抗壓強(qiáng)度均不超過(guò)80 MPa，這低于JGJ 1-2014《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》［15］規(guī)定的鋼筋搭接連接所用灌漿料的最低強(qiáng)度限值。文中以此為背景，通過(guò)87個(gè)試件來(lái)系統(tǒng)探究抗壓強(qiáng)度、鋼筋強(qiáng)度等級(jí)、鋼筋直徑、箍筋邊長(zhǎng)、箍筋間距和黏結(jié)長(zhǎng)度等因素對(duì)高強(qiáng)灌漿料試件黏結(jié)性能的影響，并提出黏結(jié)強(qiáng)度和峰值滑移的計(jì)算公式，為工程設(shè)計(jì)和有限元分析提供參考。

圖1 裝配式剪力墻節(jié)點(diǎn)鋼筋灌漿連接［2］Fig.1 Grouted rebar connections used for the precast concrete shear wall［2］

1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)共有87個(gè)試件，其中81個(gè)試件用于探究鋼筋和灌漿料的黏結(jié)滑移，剩余6個(gè)試件為鋼筋與高強(qiáng)混凝土的黏結(jié)，以對(duì)比灌漿料和混凝土黏結(jié)性能的差異。所有試件共分為29組，每一組有3個(gè)平行試件。

1.1 試件設(shè)計(jì)

所有中心拔出試件主體部分均為200 mm邊長(zhǎng)的立方體，標(biāo)準(zhǔn)試件的尺寸如圖2所示。用PVC管實(shí)現(xiàn)鋼筋和灌漿料的脫粘，并通過(guò)控制兩段PVC管的間距來(lái)實(shí)現(xiàn)鋼筋的設(shè)計(jì)黏結(jié)長(zhǎng)度。箍筋為6 mm的HPB300鋼筋，分為3道，中間一道箍筋位于黏結(jié)段正中。澆筑前每道箍筋上貼有1～2個(gè)電阻式應(yīng)變片來(lái)測(cè)量應(yīng)變；在受力鋼筋上粘貼1個(gè)應(yīng)變片來(lái)監(jiān)測(cè)鋼筋是否發(fā)生屈服。試件在澆筑2 d后脫模，養(yǎng)護(hù)28 d后保存至加載時(shí)期。

圖2 試件尺寸及配置Fig.2 Configuration of tested specimens

試件編號(hào)由4部分組成。第1部分代表鋼筋的強(qiáng)度等級(jí)。數(shù)字3，5和6分別表示HPB300，HRB500和HRB600。第2部分代表試件主體材料類(lèi)型。字母G和C分別代表灌漿料和混凝土。數(shù)字2～6代表水料比w/c為0.12～0.16。第3部分代表受力鋼筋直徑（16 mm或20 mm）和黏結(jié)長(zhǎng)度（1～5d，d是鋼筋直徑）。第4部分代表箍筋的邊長(zhǎng)（70，100、150 mm）和箍筋的間距（35、50、65 mm）。

1.2 材料性能

灌漿料的組成成分包括硅酸鹽水泥、細(xì)骨料、礦物摻合料和外加劑等。試驗(yàn)采用Sika Grout PC牌灌漿料，其抗壓強(qiáng)度由水料比w/c控制，范圍是80～120 MPa，由尺寸為40 mm×40 mm×160 mm的長(zhǎng)方體試塊測(cè)得［16］。高強(qiáng)混凝土采用石子與干混料質(zhì)量比為0.6∶1進(jìn)行設(shè)計(jì)，強(qiáng)度范圍是70～110 MPa，由150 mm立方體試塊測(cè)得。為便于比較相同抗壓強(qiáng)度下灌漿料和混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度差異，另測(cè)有150 mm立方體的灌漿料試塊抗壓強(qiáng)度。不同水料比的灌漿料與混凝土力學(xué)性能列于表1。試驗(yàn)所用HPB300、HRB500和HRB600這3種強(qiáng)度等級(jí)鋼筋的力學(xué)性能和形狀參數(shù)列于表2。

表1 灌漿料和混凝土力學(xué)性能Table 1 Grout and concrete properties

表2 鋼筋力學(xué)性能和形狀參數(shù)Table 2 Steel bar properties and deformation patterns

1.3 試驗(yàn)裝置及加載方案

試驗(yàn)裝置如圖3所示，包括錨具，力傳感器，穿心式千斤頂，位移傳感器和應(yīng)變采集箱等。拉力的施加由錨具和液壓千斤頂實(shí)現(xiàn)。鋼筋自由端垂直方向的滑移通過(guò)3個(gè)位移傳感器（LVDT）量測(cè)。加載時(shí)先采用荷載控制，后由位移控制。極限荷載前每級(jí)荷載增量約為2 kN，達(dá)到極限荷載后，每級(jí)位移增量根據(jù)滑移的發(fā)展情況取為0.2～0.5 mm。當(dāng)鋼筋自由端垂直方向的位移超過(guò)12 mm時(shí)，停止加載。自由端滑移s通過(guò)式（1）計(jì)算得到：

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Pullout test setup

式中：s1、s2和s3分別為3個(gè)位移傳感器所測(cè)的鋼筋自由端垂直滑移。

黏結(jié)強(qiáng)度τ計(jì)算公式如下：

式中：F代表荷載（N）；d代表鋼筋直徑（mm）；L代表黏結(jié)長(zhǎng)度（mm）。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

試件破壞模式以鋼筋屈服前拔出破壞（P）和屈服后拔出破壞（YP）為主，個(gè)別試件發(fā)生劈裂破壞（S）和鋼筋拉斷破壞（F）。試件破壞形態(tài)如圖4所示，其中P和YP試件的破壞形態(tài)相似，表面特征與加載前無(wú)異；S試件有貫通裂縫；F試件的鋼筋斷裂點(diǎn)發(fā)生在主體外部。每組試件的黏結(jié)應(yīng)力-滑移均值曲線如圖5所示。對(duì)于P和YP試件曲線，當(dāng)黏結(jié)應(yīng)力近乎線性增至約峰值的70%時(shí)，曲線斜率開(kāi)始不斷減小。當(dāng)黏結(jié)應(yīng)力達(dá)到峰值后曲線出現(xiàn)一定的平臺(tái)段。隨后黏結(jié)應(yīng)力線性降低，并在滑移達(dá)到約10 mm時(shí)趨于平緩。F試件的黏結(jié)應(yīng)力在鋼筋斷裂時(shí)驟降。極少數(shù)試件發(fā)生劈裂破壞，不再展示劈裂破壞曲線。每組試件所屬變量、破壞模式、黏結(jié)強(qiáng)度均值τmax，avg和峰值滑移均值su，avg等數(shù)據(jù)列于表3中。文中采用控制變量法對(duì)試件進(jìn)行設(shè)計(jì)，各因素對(duì)黏結(jié)性能的影響見(jiàn)下文。

表3 試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results

圖4 灌漿料試件破壞形態(tài)Fig.4 Typical failure modes of grout specimens

圖5 （續(xù)）Fig.5（Continued）

圖5 各變量下各組黏結(jié)應(yīng)力-滑移均值曲線Fig.5 Average bond stress-slip curves for various factors

2.1 試件材料

圖6顯示，灌漿料試件的黏結(jié)強(qiáng)度均低于混凝土試件。當(dāng)2種主體材料的立方體抗壓強(qiáng)度均接近110 MPa時(shí)，灌漿料試件的黏結(jié)強(qiáng)度較混凝土試件偏低18.7%。此外，圖6中抗壓強(qiáng)度最小的2組數(shù)據(jù)顯示，即使灌漿料比混凝土的抗壓強(qiáng)度高約20 MPa，灌漿料試件的黏結(jié)強(qiáng)度仍偏小1.08 MPa。

圖6 試件材料對(duì)τmax的影響Fig.6 Influence of specimens materials onτmax

造成這一現(xiàn)象的原因是混凝土中含有強(qiáng)度較高的粗骨料。試驗(yàn)所用粗骨料為玄武巖碎石骨料，其抗壓強(qiáng)度約為175 MPa。當(dāng)主體材料的抗壓強(qiáng)度相同時(shí)，具有高強(qiáng)度粗骨料的混凝土對(duì)鋼筋的咬合作用更強(qiáng)。灌漿料因缺少粗骨料對(duì)鋼筋的咬合作用，導(dǎo)致黏結(jié)強(qiáng)度偏低。

2.2 灌漿料強(qiáng)度

圖7顯示，當(dāng)灌漿料的抗壓強(qiáng)度從85.8 MPa增至122.7 MPa時(shí)，HRB500和HRB600鋼筋試件的峰值黏結(jié)強(qiáng)度τmax基本沒(méi)有變化。

圖7 抗壓強(qiáng)度f(wàn) cu對(duì)τmax的影響Fig.7 Influence of compressive strength f cu onτmax

在一系列不同抗壓強(qiáng)度的灌漿料試件中，HRB600鋼筋均未屈服，而絕大多數(shù)HRB500鋼筋均發(fā)生屈服。一旦鋼筋發(fā)生屈服，黏結(jié)長(zhǎng)度為3 d的HRB500試件便發(fā)生拔出破壞。鋼筋發(fā)生屈服后，靠近加載端的部分顯著變細(xì)，同時(shí)變細(xì)的區(qū)域不斷向黏結(jié)段內(nèi)部滲透［17］。鋼筋變細(xì)將導(dǎo)致黏結(jié)性能急劇降低，進(jìn)而鋼筋被拔出。

然而，對(duì)于錨固長(zhǎng)度為3 d的HRB600鋼筋試件，由于鋼筋沒(méi)有屈服，因此由彈性泊松效應(yīng)造成直徑輕微減小的現(xiàn)象對(duì)黏結(jié)性能的影響微小［17］。圖7顯示，即使灌漿料抗壓強(qiáng)度累計(jì)增加36.9 MPa，未屈服的HRB600試件的黏結(jié)強(qiáng)度仍不能得到有效提升。而對(duì)于和灌漿料抗壓強(qiáng)度相當(dāng)?shù)幕炷猎嚰?，其黏結(jié)強(qiáng)度因抗壓強(qiáng)度增加33.7 MPa而提高22.7%。這說(shuō)明黏結(jié)強(qiáng)度不僅與試件材料的抗壓強(qiáng)度有關(guān)，還與內(nèi)部組成和結(jié)構(gòu)有重要聯(lián)系。試件澆筑時(shí)，鋼筋和主體材料的接觸面周?chē)嬖诙嗫紫侗∪鯇樱?7］。造成圖7中HRB600鋼筋-灌漿料試件黏結(jié)強(qiáng)度不變的可能原因是：灌漿料缺少像混凝土粗骨料對(duì)鋼筋的約束和咬合，使鋼筋周?chē)∪鯇訋?lái)的不利影響更加突出，抵消了抗壓強(qiáng)度帶來(lái)的提升效果。

綜上所述，無(wú)論鋼筋屈服與否，提高試驗(yàn)所用灌漿料的抗壓強(qiáng)度不能提高黏結(jié)強(qiáng)度，這與以往學(xué)者對(duì)鋼筋-混凝土試件的研究結(jié)論不同。

2.3 鋼筋強(qiáng)度等級(jí)

圖8顯示，鋼筋強(qiáng)度等級(jí)越高，黏結(jié)強(qiáng)度值越大；帶肋鋼筋試件的黏結(jié)強(qiáng)度是光圓鋼筋試件的3倍以上。圖8所示的帶肋鋼筋試件，僅HRB500鋼筋發(fā)生屈服。將HRB500鋼筋置換為HRB600后，黏結(jié)強(qiáng)度提高了12.55%，且破壞模式由屈服后拔出轉(zhuǎn)變?yōu)榍鞍纬??？梢?jiàn)提高鋼筋強(qiáng)度等級(jí)來(lái)避免鋼筋屈服可以提高黏結(jié)強(qiáng)度。對(duì)于光圓鋼筋試件，因其缺乏與灌漿料的機(jī)械咬合，導(dǎo)致黏結(jié)強(qiáng)度遠(yuǎn)小于帶肋鋼筋試件。

圖8 鋼筋強(qiáng)度等級(jí)對(duì)τmax的影響Fig.8 Influence of steel grades onτmax

2.4 箍筋邊長(zhǎng)與間距

圖9顯示，箍筋的邊長(zhǎng)在70～150 mm范圍變化、箍筋間距在35～65 mm范圍變化時(shí)，HRB600鋼筋試件的黏結(jié)強(qiáng)度保持不變；相比沒(méi)有配置箍筋的試件，配置箍筋并不能提高黏結(jié)強(qiáng)度。此外，表3中HRB500鋼筋試件在不同箍筋配置下的黏結(jié)強(qiáng)度也基本相同。這與余瓊［14］的試驗(yàn)結(jié)果類(lèi)似。說(shuō)明在側(cè)向約束足以避免劈裂破壞時(shí)，設(shè)置箍筋或增加箍筋密度不能提高灌漿料試件的黏結(jié)強(qiáng)度。

圖9 箍筋配置對(duì)τmax的影響Fig.9 Influence of stirrups onτmax

箍筋應(yīng)變隨黏結(jié)強(qiáng)度變化的典型曲線如圖10所示。箍筋拉應(yīng)變隨黏結(jié)應(yīng)力的增加而逐漸增大，且應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)率在黏結(jié)應(yīng)力接近峰值時(shí)不斷提高。試件受拉時(shí)，鋼筋因“錐楔作用”產(chǎn)生的徑向分力作用于黏結(jié)段周?chē)鷧^(qū)域，如圖11所示。徑向分力使黏結(jié)段周?chē)酀{料和箍筋產(chǎn)生拉應(yīng)變。當(dāng)黏結(jié)應(yīng)力接近峰值時(shí)，灌漿料破碎和劈裂造成黏結(jié)段體積急劇膨脹，導(dǎo)致箍筋應(yīng)變激增。箍筋應(yīng)變?cè)谶_(dá)到最大值后將隨著黏結(jié)應(yīng)力的減小而近乎線性降低。由于試件內(nèi)部的微裂縫不會(huì)完全閉合，箍筋的拉應(yīng)變?cè)诤奢d完全卸除后不為0。

圖10 箍筋應(yīng)變變化曲線Fig.10 Trend lines of stirrups strain

圖11 鋼筋錐楔作用Fig.11 Wedge action of steel bar

黏結(jié)段中間一道箍筋的最大拉應(yīng)變分別與箍筋邊長(zhǎng)和間距呈現(xiàn)較強(qiáng)的線性相關(guān)，如圖12所示。邊長(zhǎng)或間距越小，峰值應(yīng)變?cè)酱?。這說(shuō)明漿體破碎和裂縫發(fā)展帶來(lái)的影響由黏結(jié)段向四周逐漸蔓延并均勻降低。

圖12 中部箍筋最大應(yīng)變變化趨勢(shì)Fig.12 Trend lines of the maximum strain of middle stirrup

2.5 黏結(jié)長(zhǎng)度

圖13顯示，當(dāng)黏結(jié)長(zhǎng)度從1 d增至5 d時(shí)，HRB500和HRB600試件的黏結(jié)強(qiáng)度均先增加后減小。說(shuō)明存在一個(gè)臨界值，當(dāng)黏結(jié)長(zhǎng)度在小于臨界值范圍內(nèi)增加時(shí)，黏結(jié)強(qiáng)度將隨之增長(zhǎng)；當(dāng)黏結(jié)長(zhǎng)度在大于臨界值的范圍增加時(shí)，黏結(jié)強(qiáng)度將降低。對(duì)于文中試件，該臨界值約為2.5 d。對(duì)于鋼筋屈服前拔出的短錨試件，黏結(jié)應(yīng)力沿黏結(jié)段呈兩端小、中間大的“凸形”分布規(guī)律［18］。對(duì)于黏結(jié)長(zhǎng)度小于臨界值的屈服前拔出試件，增加黏結(jié)長(zhǎng)度會(huì)使黏結(jié)應(yīng)力較大的中部黏結(jié)段長(zhǎng)度比例得到提升，造成平均黏結(jié)應(yīng)力隨黏結(jié)長(zhǎng)度的增加而增加。而在黏結(jié)長(zhǎng)度超過(guò)臨界值后，鋼筋屈服導(dǎo)致靠近加載端區(qū)域的黏結(jié)應(yīng)力顯著降低［17］，造成平均黏結(jié)應(yīng)力隨黏結(jié)長(zhǎng)度的增加而降低。

圖13 相對(duì)黏結(jié)長(zhǎng)度L/d對(duì)τmax的影響Fig.13 Influence of relative bond length L/d onτmax

當(dāng)黏結(jié)長(zhǎng)度小于3 d時(shí)，HRB500和HRB600鋼筋均未屈服，因此相同黏結(jié)長(zhǎng)度下2種鋼筋試件的黏結(jié)強(qiáng)度相差較小。當(dāng)黏結(jié)長(zhǎng)度大于3 d時(shí)，鋼筋均發(fā)生屈服，導(dǎo)致HRB500試件的黏結(jié)強(qiáng)度較HRB600試件顯著偏小，程度超過(guò)12.55%。

2.6 鋼筋直徑

圖14顯示，鋼筋直徑由16 mm增至20 mm時(shí)，黏結(jié)強(qiáng)度降低18.43%。盡管黏結(jié)長(zhǎng)度均為3 d，但20 mm直徑鋼筋的絕對(duì)黏結(jié)長(zhǎng)度較長(zhǎng)，導(dǎo)致黏結(jié)段應(yīng)力分布更加不均勻［18］。同時(shí)，鋼筋的黏結(jié)面積與體積的比值，即相對(duì)黏結(jié)面積隨直徑的增加而減?。?0］。這些原因共同導(dǎo)致大直徑試件的黏結(jié)強(qiáng)度偏低。

圖14 鋼筋直徑d對(duì)τmax的影響Fig.14 Influence of the steel diameter d onτmax

2.7 相對(duì)橫肋面積

以往試驗(yàn)結(jié)果［21-22］顯示，在劈裂破壞模式下，增加鋼筋的相對(duì)橫肋面積fR（肋高與肋間距的比值）可以提高黏結(jié)強(qiáng)度。然而，fR對(duì)拔出破壞試件的黏結(jié)強(qiáng)度影響尚不明確。將以往試驗(yàn)［21-22］為數(shù)不多的拔出破壞試件的黏結(jié)強(qiáng)度及相應(yīng)fR表示在圖15中。注意圖15的縱坐標(biāo)表示不同fR下試件的黏結(jié)強(qiáng)度比值，并規(guī)定相同直徑下的最小fR試件的黏結(jié)強(qiáng)度為1。圖15中，Ichinose［21］和Metelli［22］的多種鋼筋直徑試件數(shù)據(jù)顯示，拔出破壞試件的黏結(jié)強(qiáng)度增減規(guī)律及變化幅度對(duì)fR不敏感。圖15中陰影區(qū)域?qū)?yīng)文中試驗(yàn)的鋼筋fR范圍。該范圍下發(fā)生屈服前拔出的16 mm HRB500和HRB600鋼筋-灌漿料試件的黏結(jié)強(qiáng)度接近且大小關(guān)系不明確，與上述文獻(xiàn)［21-22］結(jié)果一致。因此認(rèn)為文中因fR不同而對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度造成的影響可忽略不計(jì)。

圖15 相對(duì)橫肋面積f R對(duì)τmax的影響Fig.15 Influence of relative rib area f R onτmax

3 特征值計(jì)算

3.1 黏結(jié)強(qiáng)度τmax

由第2節(jié)可知，鋼筋強(qiáng)度等級(jí)、黏結(jié)長(zhǎng)度和鋼筋直徑對(duì)τmax有顯著影響。黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式如下：

式中：d*代表標(biāo)準(zhǔn)試件鋼筋直徑，取16 mm；fy*代表標(biāo)準(zhǔn)試件的鋼筋屈服強(qiáng)度，取675 MPa；t*代表標(biāo)準(zhǔn)試件的黏結(jié)強(qiáng)度，取49.35 MPa。

采用式（3）計(jì)算所有灌漿料試件的黏結(jié)強(qiáng)度，并對(duì)比計(jì)算值與試驗(yàn)值的誤差，如圖16所示。其中，絕大多數(shù)計(jì)算誤差小于10%，平均絕對(duì)誤差為4.05%。說(shuō)明式（3）可以較好地計(jì)算短錨下鋼筋與高強(qiáng)灌漿料的黏結(jié)強(qiáng)度。

圖16 τmax計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.16 Promising and test results

3.2 峰值滑移s u

峰值滑移su對(duì)應(yīng)黏結(jié)應(yīng)力剛達(dá)到峰值時(shí)的滑移。圖17顯示，峰值滑移對(duì)試驗(yàn)范圍變化的灌漿料抗壓強(qiáng)度、鋼筋強(qiáng)度等級(jí)、鋼筋直徑和箍筋約束不敏感，但與相對(duì)黏結(jié)長(zhǎng)度呈顯著的線性相關(guān)關(guān)系?？紤]到峰值滑移在黏結(jié)長(zhǎng)度無(wú)限小時(shí)趨于0的物理意義，對(duì)二者進(jìn)行正比例函數(shù)擬合，擬合結(jié)果如圖17（d）所示。對(duì)擬合結(jié)果消除量綱影響后，峰值滑移的計(jì)算式如下：

圖17 各因素對(duì)峰值滑移的影響Fig.17 The peak slip s u for various factors

式中：s*代表標(biāo)準(zhǔn)試件的峰值滑移，取1.174 mm。

4 結(jié)論

文中完成了87個(gè)試件的中心拔出試驗(yàn)，重點(diǎn)研究了抗壓強(qiáng)度、鋼筋強(qiáng)度等級(jí)、鋼筋直徑、橫向配箍和黏結(jié)長(zhǎng)度等因素對(duì)鋼筋-高強(qiáng)灌漿料短錨試件（L/d≤5）黏結(jié)性能的影響。具體結(jié)論如下：

（1）高強(qiáng)灌漿料的抗壓強(qiáng)度在85.8～122.7 MPa范圍內(nèi)增加時(shí)，黏結(jié)強(qiáng)度和峰值滑移等黏結(jié)性能基本不變。當(dāng)主體材料的抗壓強(qiáng)度相同時(shí)，灌漿料試件的黏結(jié)強(qiáng)度小于混凝土試件。

（2）不同破壞模式下，提高鋼筋強(qiáng)度等級(jí)對(duì)灌漿料試件黏結(jié)強(qiáng)度的提升效果不同。若鋼筋被拔出時(shí)未屈服，則提高鋼筋強(qiáng)度等級(jí)不能有效提升黏結(jié)強(qiáng)度。若鋼筋被拔出時(shí)發(fā)生屈服，則提高鋼筋強(qiáng)度等級(jí)可顯著提高黏結(jié)強(qiáng)度，文中提升效果超過(guò)12.55%。然而，提高鋼筋強(qiáng)度等級(jí)對(duì)峰值滑移基本不造成影響。

（3）增加鋼筋的直徑將降低試件的黏結(jié)強(qiáng)度，如鋼筋直徑從16 mm增至20 mm時(shí)黏結(jié)強(qiáng)度降低18.43%。此外，變形鋼筋試件的黏結(jié)強(qiáng)度是光圓鋼筋試件的3倍以上。

（4）設(shè)置箍筋或減小箍筋的邊長(zhǎng)與間距對(duì)灌漿料拔出試件的黏結(jié)強(qiáng)度和峰值滑移基本沒(méi)有影響。

（5）黏結(jié)強(qiáng)度隨黏結(jié)長(zhǎng)度的增加呈先增加后減小的規(guī)律。文中黏結(jié)強(qiáng)度降低的現(xiàn)象發(fā)生于黏結(jié)長(zhǎng)度超過(guò)臨界值2.5 d（d是鋼筋直徑）之后。此外，峰值滑移與相對(duì)黏結(jié)長(zhǎng)度線性相關(guān)。