作为20世纪20年代诞生的新型结构形式, 预应力混凝土比普通钢筋混凝土更能充分地发挥材料性能, 提高构件的抗裂性和结构刚度, 自重更小且耐久性更佳, 现已成为当今世界上最常用的土木工程结构形式之一^[1]。传统的预应力形式按照有无粘结主要可以分为有粘结和无粘结两种, 其中无粘结预应力在施工上具有优势, 而有粘结预应力的力学性能较好, 故后张有粘结预应力混凝土在实际工程中有极广泛的应用。这一技术从20世纪40年代沿用至今, 已成为预应力混凝土的主流。

　　 由于目前的施工技术并不能保证灌浆完全密实且检测手段有限, 后张有粘结预应力混凝土的施工质量很难把控。英国对20世纪50~80年代的后张预应力混凝土桥进行调查, 发现超过80%的后张有粘结预应力桥存在明显灌浆孔洞, 且1967~1992年英国和比利时有3座后张预应力混凝土桥因灌浆问题而导致预应力钢束锈蚀发生了突然破坏。近年来, 在国内拆截桥梁的过程中也同样发现了大量灌浆孔洞及因此而产生的预应力筋锈蚀现象 (图1) 。对此, 国内外就改善施工工艺及寻找替代的结构体系展开了许多相关研究。

　　 在发生英国桥梁事故的背景下, 日本于20世纪80年代参考美国采用环氧树脂涂覆索表面的技术, 开发了ECF (epoxy coated&filled) 钢绞线^[2]。而缓粘结预应力筋 (图2) 则属于这一新型钢绞线种类中的一个子类, 其同时具备了有粘结和无粘结预应力筋的特性。钢绞线周围包裹了一种缓粘结材料, 前期预应力筋与缓粘结材料间几乎没有粘结力, 与无粘结体系相同;后期缓粘结材料固化, 达到与有粘结体系类似的效果。缓粘结预应力混凝土体系既具有无粘结体系施工方便、布筋灵活的优点, 又具备有粘结体系混凝土强度利用率高且更耐腐蚀的特点。

　　 我国最早的缓粘结预应力研究始于20世纪90年代初。与日本不相同的是, “缓粘结” (retard-bonded) 这一概念是我国提出的, 而日本则将这一技术称为“预灌浆” (pre-grouted) 。虽然两国学者分别从受力性能和制作工艺这两个角度命名这一新技术, 但其主要的本质理念相同。现在我国对缓粘结预应力已有近30年的研究历史, 在缓粘结预应力体系的材料、力学性能和施工工艺等各个方面均有相应的成果。日趋成熟的缓粘结预应力技术也逐渐被行业认可, 目前针对这一新型结构出台了相应规范^[3,4,5,6], 并在已有的规范中也进行了修订补充^[7]。基于此, 本文对缓粘结预应力体系的研究进展做出较为系统的梳理和评述。

　　 缓粘结预应力能够同时发挥无粘结与有粘结预应力优点主要是凭借其独特的缓粘结材料实现的, 故缓粘结材料是这一新型预应力体系发挥作用的核心, 如何研发制备出合适的缓粘结材料一直是缓粘结预应力的热点问题。

　　 目前缓粘结预应力体系中用于钢束和护套之间的缓粘结材料有缓凝砂浆和环氧树脂两种, 前者为水泥基材料, 后者为环氧基材料。国内早期的研究主要是围绕缓凝砂浆, 而现在环氧树脂的相关研究及实际工程应用也有所增加。缓粘结材料的主要研究集中在使用性能及力学性能方面。

　　 我国缓凝砂浆的研究起步相对较早, 较环氧树脂早10年应用于实际工程中, 其最早应用在1994年上海成都路的部分高架桥中^[8]。缓凝砂浆是由水泥、砂、水及复合缓凝剂按照一定的比例配置而成的, 在达到固结前有较好的触变性, 而在固结后具有较大的强度和一定的微膨胀性, 因此缓凝砂浆固结前后的施工性能和力学性能均较好。

　　 缓凝砂浆的固结时间及强度增长有很强的温度敏感性, 其主要施工性能的优劣及后期力学性能发挥的程度直接与温度相关。王起才等^[8,9]对缓凝砂浆在不同环境温度下的固结时间及强度增长进行了试验。结果表明, 在10~30℃内, 温度越高, 缓凝砂浆产生固结的耗时越长、固结后的强度增长越快、后期强度发挥越充分 (图3) 。但其整个硬化过程受温度变化的影响较小, 平均温度起主要作用。

　　 虽然缓凝砂浆较早应用于缓粘结预应力中, 但其固结时间较短, 当温度低于20℃时可能会在30d内发生固结, 即预应力张拉之前便会与混凝土粘结住, 从而对张拉预应力造成较大损失。故期望通过调整配比来延缓其固结时间, 从而延长施工适用期。较多学者曾尝试用焦磷酸钠、柠檬酸、酒石酸等不同的材料作缓凝剂^[10,11,12], 目前在0~60℃的密闭环境下缓凝砂浆能达到40d左右的固结时间。

　　 现有试验表明以缓凝砂浆为缓粘结材料制成的缓粘结预应力筋可以基本满足预应力体系的要求, 但是缓凝砂浆的固结时间不利于存储和施工调配。故批量生产难度高, 难以实现工厂化生产, 一般是在现场边配制边制作。并且由于缓凝砂浆自身强度和现有制备工艺的限制, 所需外包预应力钢铰线的缓凝砂浆厚度比较大, 因此对混凝土截面有较大削弱。鉴于以上两个弊端, 缓凝砂浆在运输、搬运和铺设等施工过程中存在着许多不便, 影响了其在实际工程中的推广应用。

　　 日本在20世纪80年代便采用环氧树脂作为缓粘结材料, 首次于1988年试验性地应用于京阪神房地产署町大厦中^[13], 并且首次应用于1994年建成的小田原蓝色之路大桥^[14] (图4) 中桥梁结构中。

　　 我国最早在2004年的天津力神锂离子电池扩建工程的混凝土框架中应用了环氧树脂^[15], 现鹤壁市体育馆、鄂尔多斯国际机场、北京新机场 (现施工中, 暂命名) 等诸多大型公共建筑均应用了环氧树脂, 但尚未应用于桥梁中。相比于缓凝砂浆, 环氧树脂通过调配固化剂的用量可以在常温下将固化时间延长至1年以上, 更适合工厂化生产及布置在预制构件中。同时, 以环氧树脂为缓粘结材料制成的缓粘结预应力筋的截面与无粘结预应力筋相当, 甚至更小, 因而对混凝土构件截面的削弱较小。近年来对缓粘结预应力体系的研究大多以环氧树脂为缓粘结材料展开。

　　 以环氧树脂为主的缓粘结材料是将提供主要胶粘性能的环氧树脂配以调整粘度的稀释剂、控制固化周期的固化剂、填料和其他改性材料^[16], 经物理过程均匀地混合制成的。同缓凝砂浆一样, 固结前环氧树脂具有较好的触变性, 预应力钢绞线在护套中滑动时几乎无摩擦;经一定时间, 环氧树脂固结后与预应力筋及外包的聚乙烯护套牢固地粘结在一起, 并与混凝土粘结为一个整体。

　　 环氧树脂的固结及强度发挥也具有温度的敏感性, 但与混凝土砂浆的表现不同。范蕴蕴等^[17,18,19]开展了缓粘结预应力综合技术的系统研究, 测试了所开发的环氧树脂缓粘结材料的物理、化学性能, 分析了其特有属性, 并研究了其固化过程和抗扰性能, 明确了温度对固化的影响及填料对抗扰性的影响。研究结果表明, 在保持主体高分子含量不变的情况下, 环氧树脂缓粘结材料最终固化后的拉、压强度几乎不受固化时间和温度的影响;温度对环氧树脂缓粘结材料的粘度、固化速度存有一定的影响, 温度升高会加速固化。在预应力筋正常的工作温度 (-20~60℃) 范围内环氧树脂缓粘结材料的固化时间的偏差在±5d之内。此外, 对经过盐雾、湿热、人工老化处理的环氧树脂缓粘结材料进行了轴心拉、压试验, 结果表明其轴心抗压、抗拉强度值没有明显的影响, 说明环氧树脂缓粘结材料具有较好的稳定性及良好的环境适应性。

　　 前面研究表明环氧树脂缓粘结材料的材性变化与固化时间相关, 主要受力性能与其固结程度直接相关, 即需要通过一个客观指标来评价其固结程度。王占飞等^[20]提出采用测量缓粘结材料邵氏硬度来评价其固化程度, 用恒温箱在3种温度条件下对环氧树脂进行加速固化来测量固化时间, 并以此作为对照, 对10组共计30个缓粘结拉拔试件进行统一升温条件的加速固化, 对不同固化程度的环氧树脂缓粘结预应筋的粘结性能展开拉拔试验的研究。试验结果表明, 温度越高, 环氧树脂固化速度和强度增长越快。

　　 由于混凝土硬化过程及环氧树脂固结反应中均会产热, 且温度上升会加速固化, 所以不同外部环境和混凝土内部情况对固化剂的掺量有不同的要求。这无疑对设计、施工和管理造成了不小的麻烦, 故日本在原本热硬化型环氧树脂的研究基础上, 开发了对温度敏感性较低的湿气硬化型环氧树脂^[21], 即一种高温下也能保证足够固化时间的新型缓粘结材料。其主要原理是, 在环氧树脂固化剂外设一层如同帽子的阻隔材料用以阻隔固化剂和环氧树脂发生反应, 这层阻隔材料受到水分子的影响会发生脱落, 即在传统的环氧树脂与固化剂反应之前新增添了一个由环境湿度控制的反应 (图5) 。相对于环境温度来说, 环境湿度更加容易控制, 调整固化剂的剂量、延长阻隔材料与水分子的反应时间、缩短固化剂与环氧树脂的反应时间可以达到控制固化时间的效果。

　　 缓粘结预应力钢筋主体承力部分为内部的钢绞线, 其与外部混凝土的相互作用通过护套和缓粘结材料达成。为提升外部护套与混凝土部分的粘结性能, 在缓粘结预应力筋的生产过程中, 一般会在包覆护套后于护套的外壁轧制横肋以增强机械咬合力^[22]。因此, 缓粘结预应力筋的粘结滑移除去各材料自身的变形外还包括护套相对混凝土滑移、缓粘结材料相对护套滑移及钢绞线相对缓粘结材料滑移3个部分。

　　 目前, 现有的粘结滑移研究大多采用拉拔试验 (图6) , 以较直观的方法来测量缓粘结筋在轴向拉力作用下相对混凝土的滑移。并且, 日本土木学会所著的以环氧树脂作为包覆和充填材料的预应力筋相应设计施工指南^[23]及我国的行业标准^[5]也均采用拉拔试验来测量粘结性能。传统的拉拔试验能够宏观地反映缓粘结预应力筋内的钢绞线与外部混凝土之间的粘结锚固能力, 且试验所需的试件容易制备, 仪器简单, 结果简单明了, 具有较高的实用测试意义。

　　 国内对缓粘结预应力筋的粘结性能研究结果^{[20,24,25,26]}表明, 带肋护套制成的缓粘结预应力筋的粘结锚固能力能够达到所需的要求。熊小林^[24]对无横肋的光圆护套缓粘结预应力筋进行了拉拔试验, 研究了其在不同混凝土中的粘结锚固性能, 破坏形式为护套与混凝土界面发生破坏, 护套被拔出, 无横肋的缓粘结筋的粘结强度主要是由护套和混凝土间的粘结力控制, 且粘结力的离散较大。尚仁杰等^[25,26]通过8个试件的拉拔试验, 研究了缓粘结预应力筋护套的横肋高度对缓粘结预应力筋与混凝土之间的粘结性能的影响, 结果表明当横肋高度大于或等于1mm时可以保证护套与混凝土之间的有效粘结, 破坏发生在护套与缓粘结材料之间, 且拉力位移曲线与环氧涂层钢筋极相似。王占飞等^[20]主要研究了不同固化程度下缓粘结筋的粘结性能, 破坏也同样发生在护套与缓粘结材料之间。以上均是对以环氧树脂为缓粘结材料的缓粘结预应力筋粘结性能展开的研究。

　　 于本田^[27]系统地研究了以缓凝砂浆为缓粘材料的缓粘结预应力筋的粘结性能, 试验中出现了混凝土劈裂破坏及缓凝砂浆的刮犁式破坏;并通过静载与往复荷载作用下的试验结果, 结合弹性力学理论, 建立了缓粘结预应力筋粘结滑移的本构关系。

　　 以上对缓粘结预应力筋粘结滑移的研究及指南规范中测量的粘结滑移均是内部钢绞线相对混凝土的粘结滑移 (即将材料变形和3个界面滑移合并在一起考虑) , 并均只采用传统的拉拔试验, 其不足之处有以下几点:1) 无法针对缓粘结预应力筋这种多材料组合筋材的粘结滑移进行分项考虑, 未得到普适的缓粘结预应力筋粘结滑移的本构关系, 无法用数值的方法进行模拟, 可以从各材料及材料界面的强度展开体系化的研究;2) 未得到缓粘结预应力筋在混凝土中沿筋长度方向的粘结应力分布情况, 由于缓粘结预应力筋有相对较柔的传力层 (护套和缓粘材料) , 已有的钢绞线或普通钢筋的粘结应力分布形式不能直接适用于缓粘结预应力筋, 实际的锚固设计要求也可能会有所改变;3) 以上的粘结滑移性能试验均是筋材在未受到侧向力作用状态下的粘结, 而实际中梁内会有剪力, 缓粘结预应力筋的受力情况与试验情况不符, 需要补充类似梁式试验进行进一步验证。

　　 缓粘结预应力筋本身是一种多相介质组成的复合筋材, 其与混凝土传力相互作用可能产生的破坏形式具有一定的复杂性。混凝土、护套、缓粘结材料及钢绞线这4种材料及3个材料界面均有可能发生单独的破坏 (图7) , 并且还可能会同时出现两者及以上单独破坏形式组成的复合破坏形式。目前尚且没有缓粘结筋粘结破坏形式的系统研究, 筋材与混凝土之间的传力机制不明确, 故也尚未有行业公认的缓粘结筋的构造尺寸。

　　 目前对影响缓粘结筋粘结性能因素的系统性研究较少, 现有的研究仅单独考虑了混凝土强度、护套形状和缓粘结材料固化程度的影响, 且试验的样本数量较少, 选择参数范围较窄, 普适性不足。由于缓粘结筋的外护套做成带横肋的形式, 内部的缓粘结材料与植筋胶相类似, 且主体的受力部分为钢绞线, 所以缓粘结筋粘结性能的研究可以参考普通钢筋^[28]、化学植筋^[29,30]及钢绞线^[31,32,33]的相关粘结性能的研究。影响缓粘结筋粘结性能的因素可能有以下几点:1) 混凝土、护套、缓粘结材料、预应力钢绞线的材料和材料界面性质;2) 混凝土保护层厚度;3) 护套几何形状;4) 缓粘结材料性质 (包括固化程度) ;5) 钢绞线表面情况;6) 钢绞线直径;7) 锚固长度;8) 间接钢筋配置情况。

　　 缓粘结预应力在施工的前后分别具有无粘结预应力与有粘结预应力的特点, 故目前缓粘结预应力构件试验主要是围绕缓粘结预应力构件的施工性能和缓粘结材料完全固结后构件所表现出的力学性能这两方面展开的。

　　 缓粘结材料在初生产时会具有一定的粘性, 随着反应的进行, 其粘度会逐渐下降, 并开始慢慢固结, 最终会达到完全结硬的状态。其整个结硬过程的粘度和硬度的变化情况如图8所示。在完全结硬前一段时间为适合张拉期, 此时缓粘结材料尚未出现明显的硬度, 也不会产生较大粘结阻力从而造成预应力损失, 且该段时期缓粘结材料的触变性较好, 受扰动后对后期结硬产生的强度影响较小。在施工性能上, 期望缓粘结预应力能够像后张预应力一样方便在施工现场张拉且具有较小的预应力损失。国内已有较多的学者对缓粘结筋的摩擦损失问题展开了研究, 并给出了相应的摩擦系数参考值。

　　 张建玲^[12]采用自配的缓凝砂浆制成了缓粘结筋, 经过张拉结果表明, 摩阻力与缓凝砂浆的缓凝程度有关, 随着缓凝时间的增加而增加;当缓凝砂浆终凝后, 即使钢绞线被拉断, 也不能破坏其与缓凝砂浆之间的粘结, 并测试得到了摩擦系数κ=0.003 44m^-1和μ=0.171 9rad^-1。

　　 李金根等^[34]通过对6个月固化的缓粘结预应力钢绞线进行摩阻测试, 得到了不同阶段摩擦系数的变化规律, 给出了摩擦系数的建议值, 见表1。并总结了应力水平、扰动和温度对摩阻的影响等一系列规律。

　　 吴转琴等^[35]研究了以环氧树脂为缓粘结材料的缓粘结钢绞线的张拉性能。通过对12根直线布筋和采用不同转角的15根缓粘结钢绞线的张拉试验研究, 测得了每根钢绞线的摩擦损失, 结合钢绞线长度和转角, 得到了摩擦系数κ=0.004 0m^-1和μ=0.09rad^-1。

　　 由于缓粘结材料在张拉时存在一定的粘度, 会在预应力筋张拉时产生粘滞力阻碍钢绞线的滑动, 造成预应力的损失。尚仁杰等^[36]对缓粘结预应力钢绞线张拉时的粘滞力展开研究, 通过两种不同的试验方法研究粘滞力与温度之间的关系, 并且回归出粘滞力与温度的关系曲线, 其关系式可表达为:

　　 式中:λ为粘滞力, k N/m;t为温度, ℃。

　　 尚仁杰等^[36]还提出采用超张拉的方法来控制粘滞力产生的预应力损失, 并将粘滞力引入到预应力损失计算中从而体现出施工张拉速率及施工温度对预应力损失造成的影响, 从一个新的角度考虑了缓粘结预应力损失的计算。

　　 兰春光和孙丽等^{[37,38,39,40]}利用光纤光栅智能钢绞线制成缓粘结筋, 将其应用于实际工程中;并在芯丝中预设了光纤介质, 通过测量光在光纤介质中的波长变化, 获得芯丝的应变变量, 并以此来反推整根钢绞线的受力大小;在实际的监测中获得了钢绞线在受力全过程中沿长度各位置处的预应力损失情况, 并推算出不同影响因素所导致的损失数值。

　　 由于目前缓凝砂浆暂未实现产业化, 国内尚未有缓粘结钢棒的相关研究和制作, 现有的国内标准^[3,4,7]主要针对以环氧树脂为缓粘结材料的缓粘结预应力钢绞线给出了摩擦系数κ=0.006m^-1和μ=0.12rad^-1。表2为日本设计施工指南^[23]中给出的缓粘结钢绞线与钢棒的摩擦系数。以上各研究成果与规范收录的摩擦系数大多是在缓粘结预应力筋出现固化之前提出的, 实际施工中缓粘结材料的状态可能与上述理想状态有较大的差距, 有必要对不同固化程度下的缓粘结预应力筋提出相适应的摩擦系数, 并对不同粘度下张拉缓粘结预应力筋的施工持荷时间进行规定。

　　 目前国内对缓粘结预应力构件静力性能的研究均是对梁构件展开的。由于缓粘结材料固结后能否同后张有粘结预应力灌浆材料一样发挥同样甚至更优的力学性能是一大关注热点, 故大多数的试验均将缓粘结预应力混凝土梁的受力性能与后张有粘结预应力混凝土梁进行对比。多数的缓粘结预应力梁静力试验结果表明, 其极限承载力、刚度及裂缝控制等静力性能不输于甚至更优于后张有粘结预应力梁。

　　 王起才等^[41,42,43]对16根缓粘结预应力混凝土梁和4根后张有粘结与无粘结预应力混凝土对比梁在不同养护龄期的状态下开展了静力试验。试验结果表明, 缓粘结预应力混凝土梁在张拉养护2个月后能够达到后张有粘结预应力构件相当的刚度、抗裂和极限承载等静力性能。

　　 张建玲等^[12,44,45]对18根缓粘结预应力混凝土T形梁开展了静力抗裂性能和裂缝闭合性能试验, 试验梁采用相同的截面尺寸和混凝土配比, 但预应力筋线形及预应力度不同。试验结果表明, 缓粘结预应力混凝土梁的静力抗裂性能及开裂后的裂缝闭合性能与后张有粘结预应力混凝土梁几乎无差别。

　　 周先雁等^[46]利用增强纤维塑料布缠绕和PVC塑料管灌浆两种方法制成缓粘结预应力筋, 并以此制作了3根缓粘结预应力混凝土T形梁, 对其进行裂缝宽度研究。通过试验得到了裂缝发展分布规律、开裂弯矩及裂缝闭合弯矩, 并对规范中的最大裂缝宽度计算公式的相关参数提出了修正。

　　 曹国辉等^[47]对2根矩形和T形缓粘结预应力混凝土梁及1根有粘结预应力混凝土对比梁进行极限承载力试验, 就开裂荷载、变形能力及极限承载能力等静力性能展开对比性研究。试验结果表明缓粘结预应力混凝土梁的各项静力性能均略显优势, 表明缓粘结材料能够提供足够的粘结力。

　　 尚仁杰等^[48]对3根缓粘结预应力混凝土梁进行了试验, 对开裂弯矩、极限弯矩、荷载与位移关系及裂缝分布情况进行了研究。开裂弯矩及极限弯矩与有粘结预应力理论计算结果相近, 裂缝分布情况也与有粘结预应力混凝土梁相似。

　　 李金根等^[49,50]对8根缓粘结预应力混凝土梁及1根有粘结和1根无粘结预应力混凝土对比梁进行试验, 分析了缓粘结预应力混凝土梁的受力过程及破坏形态, 并就受弯裂缝进行了讨论。试验结果表明, 缓粘结预应力混凝土梁的破坏形态与有粘结预应力混凝土梁相似, 并且符合平截面假定和应变协调条件, 适用应变协调的方法进行分析。在规范计算方法的基础上, 根据试验结果对平均裂缝间距、粘性特性系数及平均裂缝宽度提出建议性取值。

　　 付强等^[51]对4根两跨缓粘结预应力混凝土连续梁及1根无粘结和1根有粘结预应力混凝土对比梁进行试验, 对比分析了缓粘结预应力混凝土连续梁在受力中破坏形态、粘结性能的差别及其对梁裂缝间距和钢筋应力的影响;并在国家现行规范的基础上对裂缝公式进行了修正, 提出了缓粘结预应力混凝土梁裂缝宽度的计算公式。

　　 同济大学预应力研究所现已完成了3根缓粘结预应力混凝土梁和1根有粘结预应力混凝土对比梁的静力受弯性能试验。试验结果表明, 缓粘结预应力混凝土梁在静力荷载下的受弯过程呈现出与有粘结预应力混凝土梁相似的3个阶段;且缓粘结预应力混凝土梁的抗裂性能和极限承载力与有粘结预应力混凝土梁相近, 甚至略优于后者。从裂缝条数和间距来看, 缓粘结预应力混凝土梁比有粘结预应力混凝土梁的裂缝条数更多, 间距更小, 说明缓粘结预应力混凝土梁具有良好的使用性能。从缓粘结筋端部的索力传感器监测数据得到, 梁端索力随荷载变化很小, 证明缓粘结材料的粘结性能较好。

　　 目前我国对缓粘结预应力混凝土构件疲劳性能的研究较少, 对其了解还不充分。对其疲劳性能的研究会有助于将缓粘结预应力这一具有高防腐性能的预应力形式推广至我国的桥梁结构中, 故相关研究具有一定的价值。

　　 现仅有张建玲^[12]对以缓凝砂浆为缓粘结材料的缓固结预应力混凝土梁进行了疲劳试验。通过对10根等幅疲劳试验梁、6根变幅疲劳试验梁和5根静力对比梁进行试验, 得到了钢筋和混凝土应变、梁跨中截面挠度等随着荷载循环次数的变化规律, 并分析了试验梁的疲劳破坏形态、疲劳寿命及疲劳荷载对构件静承载力的影响。此外还研究了疲劳荷载作用下试验梁的抗裂、裂缝闭合性能及裂缝宽度, 给出了适用的混凝土抗拉疲劳强度折减系数, 并建立了最大裂缝宽度计算公式。

　　 同济大学预应力研究所现正在进行以环氧树脂为缓粘结材料的缓粘结预应力混凝土梁疲劳试验, 目前已完成1根梁的试验。试验结果同已有的有粘结预应力混凝土梁的试验结果相同, 疲劳加载过程呈现出明显的3个阶段, 并且疲劳破坏始于普通钢筋疲劳断裂。故期望提出同时适用于缓粘结和有粘结预应力混凝土梁的损伤程度和剩余寿命判定方法。

　　 虽然缓粘结预应力技术在我国的研究已近30年, 但在实际工程中的应用还较少, 目前依旧处于探索、发展阶段。以下研究方面可供参考:

　　 (1) 目前我国使用的缓粘结材料主要是热硬化型环氧树脂, 其固化时间受温度影响较大。可考虑研发湿气硬化型环氧树脂等受环境影响较小的粘结材料, 或其他可通过外部激励受人为控制粘结性能的材料。

　　 (2) 我国还尚未有统一的缓粘结预应力筋具体规格尺寸, 其护套、粘结材料和钢绞线三合一整体的规格要求也尚不明确。系统地对缓粘结预应力钢绞线和预应力钢棒进行规格材料的研究, 探究这种复合筋材的适合构造和配比, 有益于缓粘结预应力的深化研究和进一步的应用。

　　 (3) 目前尚未有对缓粘结预应力构件在灾害下的力学性能的研究。作为缓粘结材料的环氧树脂及外护套都具有可燃性, 且在高温下会发生软化。火灾和高温情况下, 缓粘结预应力构件的安全性问题可能会较为突出。

　　 (4) 国内对缓粘结预应力构件的疲劳性能研究不足, 对于经常承受动载的预应力构件, 其疲劳性能尤为重要, 然而目前对于缓粘结预应力构件疲劳的研究很少, 尤其是对以环氧树脂为缓粘结材料的缓粘结预应力混凝土构件疲劳性能需要进一步研究。