钢筋混凝土结构为应用最广泛的结构形式之一, 近年来建筑火灾事故频发, 在高温作用下, 钢筋和混凝土的化学成分、物理结构等均发生显著变化, 对两者的力学性能、热工性能均有重要影响^[1-3]。目前, 国内外学者已经就高温后钢筋与混凝土粘结性能进行了较多的研究^[4-15], 对高温下钢筋与混凝土之间的粘结性能则比较少见。

　　 Diederich^[8]在1980年对不同种类钢筋 (热轧、冷加工、锈蚀) 和不同高温试验制度 (恒载升温、恒温加载) 下钢筋与混凝土的粘结性能进行了研究。Morley^[9]对光圆钢筋和变形钢筋分别进行了高温下粘结性能试验, 得到了不同保护层厚度和不同应力条件 (有/无恒载作用) 下粘结强度随温度升高的退化情况, 指出在高温作用下粘结强度损失大于混凝土抗压强度损失。朱伯龙^[10]进行了40个试件在常温、高温下和高温后的粘结试验, 试验表明高温下试件粘结强度相较高温后偏高。袁广林^[11]对高温下和高温后经历不同温度和加载路径的钢筋与混凝土粘结性能进行了研究, 发现恒载升温下的试件在达到一定温度 (600℃) 时, 滑移呈不收敛趋势。

　　 由于高温试验方法不一, 且影响钢筋与混凝土粘结性能因素众多, 损伤机理复杂, 目前高温下钢筋与混凝土粘结性能退化规律、粘结-滑移本构关系的相关研究均尚未完善。此外, 目前各个学者在试验分析中主要研究因素为混凝土强度、锚固长度等^{[4,5,6,7,8,9,10]}, 而对于高温试验采用的升温制度影响却尚未见报道, 同时各学者采用的试件尺寸和升温制度均不一致, 在试验分析中均直接采用设定温度进行分析也是不合适的

　　 因此, 本文通过对15个钢筋混凝土粘结锚固试件进行20～800℃温度下中心拔出试验, 研究了高温下钢筋与混凝土粘结性能随温度升高衰减关系, 并与现有高温后试验数据进行了对比。同时, 基于有限元温度场分析, 对国内外相关文献[8,9,10,11]进行统计和试验温度场修正, 总结了高温下钢筋与混凝土粘结性能衰减规律, 并建立了粘结-滑移 (τ-s) 本构模型。

　　 采用C30混凝土, 水泥采用强度等级42.5的普通硅酸盐水泥, 粗骨料为粒径5～15mm的石灰岩碎石, 细骨料为天然河砂, 试验配合比为水泥∶水∶砂∶石=0.51∶1∶1.65∶2.81, 28d立方体抗压强度f_cu=37.9MPa。试验所用钢筋为直径d=16mm的HRB400级变形钢筋, 屈服强度f_y=516MPa, 极限强度f_u=627MPa。

　　 试件尺寸为150×150×150的标准立方体, 钢筋位于试件的中轴线上, 粘结长度为80mm (5d) , 在钢筋的加载端用内径22mm的不锈钢管套于钢筋外面, 不锈钢管与钢筋之间用泡沫发泡剂进行填堵, 以防止混凝土进入管内, 形成无粘结区段, 如图1所示。试件的制作参照《混凝土结构试验方法标准》 (GB 50152—92) ^[12], 试件拆模后标准养护28d后进行试验。

　　 试验在湖南大学土木工程学院结构综合防护实验室进行, 试验采用如图2所示的加载装置, 采用千斤顶进行加载。钢筋与混凝土间的滑移由布置在钢筋自由端的位移计测得, 数据的记录和处理均由计算机完成。

　　 升温设备采用电加热井式高温试验炉, 其最高温度可达1 200℃, 加热炉膛内径1 000mm, 高1 200mm, 由KSY-6D-T型温度控制仪来进行升温和控温, 温度控制精度±1℃。

　　 考虑到实际火灾中钢筋处于混凝土内部, 与外部明火隔离, 采用防火棉对试块外部钢筋进行包裹, 以避免钢筋直接受热, 同时减少钢筋与混凝土温差对试验结果的影响, 处理结束后将试件放至电阻炉内进行升温, 初始温度为室温, 以10℃/min的速度升至设定温度后恒温5h, 在恒温结束时取出试块并立即安置于装置上开始中心拉拔试验, 单个试件总试验时间在10min内完成。

　　 试验时采用位移控制的加载制度, 试验正式加载前进行预加载, 之后以0.2mm/min的速度施加荷载, 逐步加载直至试件破坏。

　　 为了得到不同温度下钢筋与混凝土的粘结强度, 设计4个温度变量, 分别为200, 400, 600, 800℃, 并以常温 (20℃) 下的试验作为对比组。

　　 此外, 为研究试件粘结核心区段温度变化及环境温度对高温下试验的影响, 单独制作了4个粘结锚固试件, 在内部粘结区预埋k型热电偶, 升温时炉内外共布置2个热电偶, 分别布置于试件中心粘结界面区和炉膛内部, 如图3所示。

　　 试验测得典型试件粘结核心区段温度变化曲线如图4所示, 测温截止时间为试验结束时间。由图4可知, 试件经历5h恒温后, 各试件核心区温度与设定试验温度较为接近, 温度差异在50℃左右;在高温试验过程中, 因试验时间较短, 试件粘结核心区段温度变化较小, 受环境温度影响有限, 因此试验中忽略钢筋与内部混凝土温差变化对试验结果的影响。

　　 表1给出了高温下试件拉拔试验结果, 对于所有高温下的5组不同温度条件下的粘结试件, 常温、200, 400℃组试件的破坏形式均为混凝土劈裂破坏, 即在加载过程中, 试件突然劈裂, 荷载迅速降低至零点。而600℃和800℃组试件均为钢筋拔出破坏, 即在加载过程中, 混凝土始终未发生劈裂现象, 无明显裂缝产生;当自由端滑移达到3mm时, 认为此时已达到完全破坏, 试验结束。

　　 图5分别为高温下所有试件的粘结应力τ和钢筋自由端相对滑移s的关系曲线。由图5可以看出, 对于高温下粘结试件, 随温度升高, 极限粘结强度下降;同时τ-s曲线斜率减小, 钢筋与混凝土之间粘结刚度下降。

　　 将既有高温后试验结果^[13]与高温下试验结果进行对比, 其高温下和高温后粘结强度随温度的退化曲线如图6所示, 图中τ_u/τ₀为粘结强度折减系数, τ_u和τ₀分别表示温度T时的粘结强度和常温下粘结强度。由图6可以看出, 在600℃之前, 随着试验温度的提高, 高温下与高温后钢筋-混凝土的粘结强度均近似呈线性降低;当温度达到600℃时, 粘结强度与常温下相比已经下降了90%以上。800℃时, 粘结强度几乎完全丧失。同时, 可以注意到高温下与高温后粘结强度的退化趋势也有一定差异:在400℃之前, 高温后试件粘结强度要稍大于高温下试件;600℃和800℃时, 高温下试件粘结强度分别是高温后试件的2.55倍和3倍。

　　 结合表1和图6可以发现:1) 对于高温下试件, 随着温度升高, 极限滑移逐渐增大;2) 对于高温后试件, 极限滑移随温度升高有所增大, 但增长幅度要远远小于高温下试件极限滑移的增长。同时对于800℃试件, 因其粘结强度过低, 试件过早破坏, 极限滑移也有较大幅度的减小。

　　 目前, 国内外学者对高温下钢筋与混凝土粘结性能开展了一定的试验研究, 表2统计了历年来国内外学者开展的高温下带肋钢筋与混凝土粘结性能试验情况。由于高温下钢筋与混凝土粘结性能的影响因素众多, 本文主要统计了试件尺寸、混凝土抗压强度、钢筋直径、锚固长度和升温制度等参数。表2中所列混凝土抗压强度均统一换算成150×150×150标准立方体抗压强度, 100×100×100立方体、ϕ6in×12in (1in=25.0mm) 圆柱体混凝土试件的抗压强度换算系数分别为0.95和1.2。同时, 图7给出了历年试验所得高温下粘结强度折减系数-温度关系, 可以看出不同学者得到的粘结强度折减系数随温度的变化规律差异较大。

　　 根据既有文献中不同学者对影响高温下钢筋与混凝土强度各个因素的分析和讨论, 主要可为三类:钢筋的自身特性与配置 (钢筋直径及外形、锚固长度、箍筋配置等) 、混凝土的自身特性 (强度等级、保护层厚度等) 、高温加热及冷却制度 (升温速率、恒温时间、冷却方式等) ^[13]。由于目前针对前两大类因素对试验的影响已经有较多的研究^{[4,5,6,7,8,9,10,11]}, 而对于高温试验采用的升温制度影响却尚未见报道。同时各学者采用的试件尺寸和升温制度均不一致, 在试验分析中均直接采用设定温度进行分析也是不合适的。因此, 为进一步分析升温制度对试验结果的影响, 采用文献[16]中的ABAQUS有限元模型和参数, 建立混凝土试件的截面温度场, 并将模拟结果与实测结果进行对比 (图4) 。由于对有限元模型进行了一定的假设和简化, 因此升温曲线在上升段出现一定的差异, 但在升温过程结束时, 模拟值与试验值吻合较好, 可以近似反映出试件的温度变化。在温度场模型确定的基础上, 根据表2所列参数, 对其他试验的试件截面中心所经历的最高温度进行了数值模拟, 如图8所示。

　　 由图7、图8对比可见, 高温下粘结强度与试件核心区真实温度显著相关, 当升温速率较快且恒温时间较短时, 试件核心区最高温度与设定试验温度相差较大, 此时相应的粘结强度也靠近整体上限;而当升温速率较慢且恒温时间较长时, 试件核心区最高温度与设定试验温度较为接近, 对应试件的粘结强度偏低, 升温制度的不同加剧了试验数据的离散性。因此, 直接采用设定温度对数据进行分析显然是不合适的, 为了从离散的数据中得出更加一致的结论, 将温度误差在50℃以上的试验数据进行修正, 即将设定试验温度改为核心区真实温度, 以消除因升温制度导致的试验误差, 修正后的高温下粘结强度数据统计如图9所示。可见, 修正后的高温下粘结强度数据离散性有所减小, 且整体趋势向下偏移。

　　 本文试验数据处于整体数据的下界, 结合本文的试验条件, 认为这可能是由于:1) 本文试验时试件龄期较长, 试件内部水化程度较高, 因此高温作用下残余水泥颗粒的二次水化作用较弱;2) 试验采用的升温速率较快且恒温时间较长, 进一步加剧了粘结区段混凝土的损伤程度。

　　 根据图9所示修正后的高温下粘结强度进行回归分析, 采用线性方程式y=A+B×T对高温下相对粘结强度进行拟合, 拟合公式如下:

　　 $\tau {}_{\max ,\text{Τ}}/\tau {}_{\max ,20}=1.024-0.0012\times {\rm T}(1)$

　　 式中:T为试验温度;τ_{max, T}为高温下极限粘结强度;τ_{max, 20}为常温下极限粘结强度。

　　 式 (1) 相关系数平方R²=0.810 6。

　　 对于常温下τ-s模型, 目前国内外公认的主要有徐有邻模型^[17]和CEB-FIP模型^[18], 两者均是以滑移s为变量的幂函数建立的分段式模型。因此本文在现有CEB-FIP规范^[18]建议的常温下τ-s模型的基础上, 考虑温度对粘结强度τ和滑移s的影响, 建立的高温下τ-s本构模型如下:

　　 $\tau {}_{\text{b},\text{Τ}}=\{\begin{array}{l}\tau {}_{\max ,\text{Τ}}(s/s{}_1){}^{\alpha }\\ \tau {}_{\max ,\text{Τ}}\\ \tau {}_{\max ,\text{Τ}}-(\tau {}_{\max ,\text{Τ}}-\tau {}_{\text{f},\text{Τ}})(s-s{}_2)/(s{}_3-s{}_2)\\ \tau {}_{\text{f},\text{Τ}}=0.4\tau {}_{\max ,\text{Τ}}\end{array}\begin{array}{c}(0\le s\le s{}_1)\\ (s{}_1<s\le s{}_2)\\ (s{}_2<s\le s{}_3)\\ (s{}_3<s)\end{array}(2)$

　　 $\begin{array}{l}s{}_1=1.0021+0.0009\times {\rm T}(3)\\ s{}_2=2s{}_1(s{}_2<s{}_3=\text{肋}\text{间}\text{距})(4)\end{array}$

　　 式中:τ_{max, T}为式 (1) 计算所得高温下极限粘结强度;τ_{f, T}为高温下粘结残余强度;指数α取0.4;s₁, s₂, s₃分别对应分段函数的3个特征点 (劈裂点、极限点和残余点) 。

　　 图10～12给出了拟合模型与实测数据的对比。可以看出, 建立的高温下τ-s模型与试验结果吻合较好。

　　 (1) 无论是高温下试件还是高温后试件, 随着温度升高, 钢筋与混凝土极限粘结强度下降, 对应极限滑移随温度升高有所增加。高温下与高温后钢筋与混凝土粘结破坏均表现为两种破坏形式, 随着温度升高由混凝土劈裂破坏逐渐转变为钢筋拔出破坏。

　　 (2) 通过对历年来高温下粘结试验结果统计, 发现升温制度对试件实际温度场具有显著影响, 分析时应考虑升温制度的影响并进行修正。

　　 (3) 统计建立的高温下钢筋与混凝土相对粘结强度计算公式和τ-s模型具有较好的精度, 可以为结构抗火设计提供参考。