鋼筋-再生混凝土黏結滑移性能試驗

董宏英，孫文娟，曹萬林，趙洪飛

(城市與工程安全減災教育部重點實驗室(北京工業大學)，北京 100124)

鋼筋-再生混凝土黏結滑移性能試驗

董宏英，孫文娟，曹萬林，趙洪飛

(城市與工程安全減災教育部重點實驗室(北京工業大學)，北京 100124)

為研究鋼筋與再生混凝土界面黏結性能和本構關系，考慮再生粗骨料取代率、再生細骨料取代率、鋼筋類型、鋼筋直徑、錨固長度的影響，設計了15個梁式試件進行鋼筋-再生混凝土黏結滑移性能試驗.綜合分析上述變量對荷載-滑移曲線、黏結強度、黏結效率的影響規律，給出了黏結-滑移本構關系的建議.結果表明：隨再生粗骨料取代率增加，鋼筋與混凝土之間的黏結強度減小，而抗滑移能力增強；再生細骨料的加入，導致再生混凝土的黏結性能明顯退化；螺紋鋼筋與再生混凝土的黏結強度約為光圓鋼筋的2倍；鋼筋與再生混凝土的界面黏結性能隨著鋼筋直徑和錨固長度的增加而降低；建議的鋼筋-再生混凝土的黏結-滑移本構關系和參數，與試驗結果擬合較好.

再生混凝土；梁式試件；黏結性能；黏結效率系數；黏結-滑移本構關系

隨著建筑業高速發展，砂石骨料的需求量日益增大，同時老舊建筑拆除以及自然災害損毀產生了大量建筑垃圾.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利用和建筑垃圾資源化的發展需求[1].

再生混凝土結構基礎研究之一就是鋼筋與再生混凝土界面黏結性能和本構關系.Xiao等[2]通過拉拔試驗研究表明，再生混凝土與普通混凝土黏結性能發展以及退化過程相似；胡瓊等[3]采用偏心置筋方式改變保護層厚度，結果表明適當增加保護層厚度和錨固長度可以提高再生混凝土黏結強度；Seara-Paz等[4]試驗結果得出，抗壓強度和黏結強度均隨再生粗骨料取代率的增加而降低，并且黏結強度與抗壓強度平方根成比例關系；Kim 等[5]試驗表明，鋼筋的布置方向、位置和混凝土取代率對高強再生混凝土黏結-滑移曲線影響不大；Guerra 等[6]和Prince 等[7]均在其研究中提到粗骨料取代率導致抗拉強度的改變，從而影響鋼筋-再生混凝土黏結強度.

黏結滑移性能試驗按試驗方式分為軸拉試驗、拉拔試驗和梁式試驗，以往研究大多以拉拔試驗為主，該方法并不能反映混凝土梁的真實受力狀況.作者課題組也進行了一系列有關鋼筋-中高強再生混凝土黏結性能試驗研究[8-9].本文研究是其中的一部分，針對15個梁式試件進行試驗分析，研究水膠比為0.42時再生粗細骨料取代率、鋼筋類型、鋼筋直徑、錨固長度對再生混凝土黏結滑移性能的影響.

1 試驗概況

1.1 材料性能

混凝土材料：試驗采用冀東牌R42.5普通硅酸鹽水泥；天然粗骨料為山碎石；天然細骨料為河砂，細度模數2.6；再生粗骨料和再生細骨料均由北京廣渠門某混凝土建筑物拆除后，經破碎篩分而成.其中，再生粗骨料的泥塊質量分數0.32%、吸水率2.99%、針片狀顆粒質量分數3.01%.再生細骨料的泥塊質量分數3.0%、吸水率6.32%.各骨料的基本性能見表1.為改善混凝土性能，在攪拌混凝土過程中添加F類Ⅰ級粉煤灰以及強度等級S95的粒化高爐礦渣粉.

配合比：根據JGJ 55—2011《普通混凝土配合比設計規程》進行配合比設計，通過調整再生粗骨料取代率0%、33%、50%、66%、100%，細骨料取代率0%、50%、100%配制了8組水膠比為0.42的中等強度混凝土，混凝土配合比見表2.由于再生骨料的吸水率直接影響配合比中實際用水量，因此本試驗采用基于水灰比之上的配合比設計方法[10]，將再生混凝土的實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%，細骨料為天然砂時，混凝土強度幾乎沒有差別，并且與普通混凝土強度相差不大.

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為再生細骨料取代率，fcu為實測立方體抗壓強度.

鋼筋材料：試件縱向受力鋼筋有兩種類型，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.實測的鋼筋力學性能見表3.

表3 鋼筋力學性能

1.2 試件設計與制作

本次試驗采取同一根試件，左右梁段測試鋼筋錨固長度不同的試驗方法，當短錨固一側鋼筋與混凝土發生黏結破壞后(鋼筋自由端產生滑移)，用預應力錨具將該側鋼筋限制，繼續進行長錨固一側試驗.考慮混凝土再生粗骨料取代率ρc、再生細骨料取代率ρf、鋼筋類型、鋼筋直徑d以及錨固長度la(短錨固長度為la1，長錨固長度為la2)，設計并制作了水膠比0.42的15個梁式試件用于研究鋼筋-再生混凝土的黏結滑移性能.各試件參數見表4.

試件尺寸為150 mm×300 mm×1 100 mm，左右梁段由鋼鉸連接，保護層厚度25 mm.為保證底部測試鋼筋有足夠長度放置夾具及預應力錨具，鋼筋外伸出混凝土表面各200 mm.鋼筋的錨固長度通過在其兩端設置PVC套管的長短確定，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度又避免了非黏結區產生黏結應力.為防止澆筑時砂漿流入管內，澆筑前將PVC套管端部密封.試件尺寸及配筋見圖1，試件立體圖見圖2.圖中彎折鋼筋設置的目的是防止試件在搬運過程中，左右梁段因扭轉而影響試驗結果，試驗開始前將該鋼筋鋸斷.

表4 試件參數

注：la1為短錨固一側錨固長度，la2為長錨固一側錨固長度.

圖1 試件尺寸及配筋圖(mm)

圖2 試件立體圖

1.3 加載裝置及測量內容

采用北京工業大學工程力學實驗室100 t多功能電液伺服試驗機進行加載，數據采集裝置為CRONOS-PL2-DIO動態采集儀.試驗裝置見圖3.外荷載通過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，滑桿對準鋼筋夾具，保證百分表量測的是混凝土與鋼筋自由端的相對位移.圖3(b)為試驗現場圖.

加載方式采用單調加載，過程分為兩階段:第一階段進行短錨固側鋼筋-混凝土黏結滑移性能試驗，當該側鋼筋與混凝土產生黏結破壞后，結束第一階段，用預應力錨具(見圖3(c))限制該側鋼筋與混凝土的相對滑移;第二階段進行長錨固側黏結滑移試驗，直至該側黏結破壞或鋼筋拉斷結束試驗.

圖3 試驗裝置

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

P=175F/(260-a).

(1)

圖4 試驗加載示意(mm)

2 試驗結果與分析

2.1 試驗破壞形態

試件左右梁段錨固長度不同，因此一個試件可能產生兩種破壞形式.根據再生粗細骨料取代率、鋼筋直徑和外形、錨固長度不同，鋼筋-再生混凝土梁黏結破壞形態有3種：

1)拉斷破壞.該種破壞形態主要出現在直徑為10、14 mm螺紋鋼筋，錨固長度為10d的梁段以及直徑為20 mm螺紋鋼筋，錨固長度為20d的梁段.直徑為20 mm螺紋鋼筋試件在加載過程中，梁底出現受彎裂縫和沿鋼筋錨固長度方向的縱向裂縫，梁側出現由分配梁接觸點向支座方向發展的斜裂縫，加載端混凝土劈裂.直徑為10、14 mm螺紋鋼筋試件因保護層厚度相對較大，未出現裂縫.試件最終因鋼筋與混凝土之間的黏結強度較大且超過測試鋼筋的極限抗拉強度，自由端未產生滑移而鋼筋拉斷結束試驗.圖5(a)為梁段B100/0-R20-20d試驗時，加載端混凝土劈裂破碎，鋼筋拉斷現場破壞圖.

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

3)拔出破壞.該種破壞形態主要出現在鋼筋類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主要依賴化學膠著力和摩擦力，因此二者之間黏結作用較小.加載過程中，梁表面沒有產生明顯裂縫，自由端滑移后荷載并未過多下降.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

2.2 荷載-滑移曲線及特征值

試驗測得鋼筋-再生混凝土梁3種黏結破壞形態下的荷載-滑移曲線(P-S曲線)如圖6所示，(a)為再生粗骨料取代率66%、細骨料為天然砂、直徑14 mm的螺紋鋼筋、錨固長度為10d的梁段P-S曲線，該側發生的是拉斷破壞，曲線特征是近似一條平行于縱坐標軸的直線，并且滑移量為0;(b)為再生粗骨料取代率66%、再生細骨料取代率50%、直徑20 mm的螺紋鋼筋、錨固長度為10d的梁段P-S曲線，該側發生的是劈裂拔出破壞，曲線經歷短暫劈裂階段，黏結力達到黏結強度后進入下降段，荷載下降較快且滑移量大幅度增加，殘余段滑移量繼續增加而荷載幾乎不再變化;(c)為再生粗骨料取代率66%、細骨料為天然砂、直徑20 mm的光圓鋼筋、錨固長度為10d的梁段P-S曲線，該側發生的是拔出破壞，與(b)曲線形狀類似，但下降段滑移量小且荷載降低幅度小，較早進入殘余階段.

試驗中各梁段的破壞形態及黏結滑移特征值見表5.表中fcu為混凝土立方體抗壓強度；Fu為梁式試件的極限承載力；Pu為試件達到承載力時等效鋼筋拉力；τu為黏結破壞時的平均黏結強度，當破壞形態為拉斷破壞時，鋼筋與混凝土之間的平均黏結應力用τ表示.β1為相對混凝土強度的黏結效率系數，β1=τu/fcu；β2為相對初滑黏結應力(即對應鋼筋自由端開始出現滑移時的黏結應力τ1)的黏結效率系數，β2=τu/τ1；β3為相對錨固長度(n=la/d)的黏結效率系數，β3=τu/n.

圖6 典型P-S曲線

試件B33/0-R10-10d(20d)、B66/0-R10-10d(20d)、B66/0-R14-10d(20d)在進行錨固長度為10d一側試驗時，梁段已發生拉斷破壞，因而該試件不能再進行錨固長度為20d一側的黏結滑移性能試驗.試件B100/100-R14-10d(20d)因結束第一階段后錨具未能將短錨固10d一側鋼筋自由端滑移限制住，因此未能測得錨固長度為20d一側鋼筋實際的滑移值.

根據過鎮海教授[11]論述表明，普通混凝土拉拔試件比梁式試件測得的平均黏結強度高，其比值約為1.1～1.6.故將本文結果與作者課題組已做的鋼筋-再生混凝土拉拔試驗[9]結果對比，見表6，其中試件水膠比0.42、試驗鋼筋均為直徑20 mm的螺紋鋼筋.但需要說明的是，二者試件并不是同時澆筑，因此結論可能存在偏差.

由表6可看出，鋼筋-再生混凝土的梁式試件黏結強度相較拉拔試件黏結強度偏低，其原因是梁式試件模擬工程結構中混凝土梁彎剪段的黏結特性，與拉拔試件相比，其受復雜應力作用，因而鋼筋周圍混凝土應力狀態不同.除此之外，梁式試件的混凝土保護層厚度小于拉拔試件的混凝土保護層厚度，這是前者黏結強度低于后者的主要原因.

表5 各梁段破壞形態及黏結滑移特征值

表6 拉拔試驗和梁式試驗對比

注：比值為拉拔試驗黏結強度/梁式試驗黏結強度

2.3 影響鋼筋-再生混凝土黏結滑移性能因素

2.3.1 再生粗骨料取代率

實測不同粗骨料取代率下，鋼筋-再生混凝土荷載-滑移曲線見圖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%.因而當細骨料為天然砂時，隨著再生粗骨料取代率的增加，鋼筋-再生混凝土黏結強度減小.當再生粗骨料取代率為50%～66%時，黏結強度幾乎不變.

圖7 不同粗骨料取代率P-S曲線

直徑20 mm螺紋鋼筋、錨固長度10d的梁段，當細骨料為天然砂時，不同再生粗骨料取代率與相對混凝土強度的黏結效率系數β1和相對初滑黏結應力的黏結效率系數β2之間的關系見圖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，β1分別降低5.71%、8.57%；但粗骨料取代率為100%時，β1則增加了5.71%.其原因可能是再生骨料與水泥石的“彈性協調”使得混凝土構成比較均勻，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的微裂縫較少，因此骨料與水泥石的界面黏結力較強[12].

β2主要評價的是鋼筋與混凝土間抗滑移能力強弱.隨著再生粗骨料取代率的增加，β2大致呈下降趨勢，即自由端出現滑移時相對黏結應力增大，抗滑移能力增強.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，越能在界面處產生更強的咬合力.

圖8 黏結效率系數與粗骨料取代率關系

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

2.3.2 再生細骨料取代率

實測不同再生細骨料取代率下，鋼筋-再生混凝土荷載-滑移曲線見圖9.由表5和圖9可知，直徑20 mm的螺紋鋼筋、錨固長度10d的梁段，當再生粗骨料取代率為66%時，再生細骨料取代率為50%比細骨料為天然砂的τu降低22.18%；當再生粗骨料取代率為100%時，再生細骨料取代率為50%、100%比細骨料為天然砂的τu分別降低19.04%、37.25%.由此可知，隨著再生細骨料取代率的增加，鋼筋-再生混凝土黏結強度減小.將梁段B66/50-R20-10d和梁段B100/50-R20-10d比較同樣可得，細骨料取代率一定(ρf=50%)時，鋼筋-再生混凝土黏結強度隨再生粗骨料取代率增加而降低.

圖9 不同細骨料取代率P-S曲線

直徑20 mm螺紋鋼筋、錨固長度10d的梁段，當再生粗骨料取代率100%時，不同再生細骨料取代率與相對混凝土強度的黏結效率系數β1和相對初滑黏結應力的黏結效率系數β2之間的關系見圖10.由表5和圖10可知，再生粗骨料取代率一定(ρc=100%)時，隨著再生細骨料取代率的增加，β1呈線性降低，β2呈增長趨勢.因此，細骨料的加入，大幅度降低鋼筋-再生混凝土的黏結強度以及抗滑移能力，黏結性能明顯退化.

圖10 黏結效率系數與細骨料取代率關系

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

2.3.3 鋼筋外形

不同鋼筋外形對鋼筋-再生混凝土黏結強度影響見圖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-再生混凝土黏結強度大約為光圓鋼筋-再生混凝土黏結強度的2倍.其原因是光圓鋼筋與再生混凝土界面不存在機械咬合，而機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強度小很多.

圖11 鋼筋外形對黏結強度的影響

2.3.4 鋼筋直徑

不同鋼筋直徑對鋼筋-再生混凝土黏結強度及黏結效率系數影響見表5和圖12.當混凝土再生粗骨料取代率為100%，細骨料取代率為100%，錨固長度為10d的螺紋鋼筋時，鋼筋直徑為10、14、20 mm的梁段τu分別為16.68、12.68、7.48 MPa；相對混凝土強度的黏結效率系數β1分別為0.57、0.43、0.25；相對初滑黏結應力的黏結效率系數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，混凝土對鋼筋的握裹能力越差；并且在其他因素相同時，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 黏結效率系數與鋼筋直徑關系

2.3.5 錨固長度

對于光圓鋼筋，不同錨固長度對鋼筋-再生混凝土黏結強度影響見圖13.由表5和圖13可知，采用錨固長度為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，鋼筋-再生混凝土的黏結強度隨錨固長度的增加而降低.不同錨固長度與相對錨固長度的黏結效率系數β3之間的關系見圖14.由圖14可知，相對錨固長度的黏結效率系數隨著錨固長度的增加而降低.產生上述現象的原因是：τu為平均黏結強度，隨著錨固長度增加，雖然極限荷載增加，但是沿錨固長度范圍內鋼筋與再生混凝土應力分布越不均勻，從而導致黏結強度降低.

圖13 錨固長度對黏結強度的影響

對于螺紋鋼筋，大部分梁段在長錨固段試驗過程中，因黏結強度大于鋼筋極限抗拉強度并未發生黏結破壞而是發生拉斷破壞，但拉斷破壞時鋼筋-再生混凝土之間的黏結應力遠小于短錨固段試驗時的黏結強度.比如梁段B50/0-R20-10d黏結破壞時的τu為13.44 MPa，β3為1.34；梁段B50/0-R20-20d拉斷破壞時的τ為9.19 MPa而β3僅為0.46.因此螺紋鋼筋同光圓鋼筋類似，鋼筋-再生混凝土黏結強度隨著錨固長度的增加而降低.

圖14 黏結效率系數與錨固長度關系

3 黏結-滑移本構關系

由圖7和圖9可知，再生混凝土的黏結滑移曲線特征與普通混凝土的荷載-滑移曲線類似，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、細骨料的加入對荷載-滑移曲線形狀影響不大.本文選取直徑20 mm螺紋鋼筋、錨固長度10d的再生混凝土梁段進行研究，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]對黏結應力τ-滑移值s進行擬合分析.

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為黏結強度，MPa；su為對應黏結強度的滑移量，mm；α為擬合參數；τf為殘余強度，MPa；sf為曲線下降階段和殘余階段轉折點處的滑移量，mm.

擬合后各曲線上升段參數α的取值見表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.而再生細骨料部分或全部取代天然砂后，α取值會增加，其范圍在0.28～0.34.

表7 參數α取值

圖15為部分梁段試驗曲線與擬合曲線的對比，可以看出，試驗曲線與擬合曲線吻合較好.

圖15 試驗曲線與擬合曲線對比

4 結 論

1)根據再生粗細骨料取代率、鋼筋類型和直徑、錨固長度的不同，鋼筋-再生混凝土梁黏結破壞形態分為拉斷破壞、劈裂拔出破壞和拔出破壞.

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

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

4)再生混凝土的荷載-滑移曲線特征與普通混凝土的荷載-滑移曲線類似,建議了鋼筋-再生混凝土的黏結-滑移本構關系和參數，結果擬合較好.

[1] 曹萬林,張勇波,董宏英,等.再生混凝土結構抗震性能研究進展與評述[J].地震工程與工程振動, 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. 再生混凝土粘結性能試驗研究[J]. 哈爾濱工業大學學報,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] 曹萬林,林棟朝,董宏英,等. 鋼筋-中高強度再生混凝土黏結滑移性能梁式試驗研究[J]. 建筑結構學報,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] 曹萬林,劉熙,喬崎云,等. 鋼筋中高強再生混凝土黏結滑移性能試驗研究[J]. 建筑結構學報,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. 再生混凝土技術及其配合比設計方法[J]. 建筑技術開發, 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]過鎮海. 鋼筋混凝土原理[M].第3版. 北京：清華大學出版社, 2013:135-136.

[12]肖建莊,李佳彬,蘭陽. 再生混凝土技術研究最新進展與評述[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,白國良,代慧娟,等. 再生混凝土與鋼筋粘結滑移性能的試驗研究及力學分析[J]. 工程力學,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滑移性能[J]. 同濟大學學報(自然科學版),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

國家重點研發計劃(2017YFc0703304);

國家自然科學基金重點項目(51438007)

董宏英(1966—)，女，博士，教授;

曹萬林(1954—)，男，教授，博士生導師

董宏英，donghy@bjut.edu.cn