付應(yīng)乾，余效儒，董新龍，周風(fēng)華，李 平

（1. 北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；

2. 寧波大學(xué)沖擊與安全工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 寧波 315211）

鋼筋與混凝土界面的粘結(jié)強(qiáng)度是鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)最基本性能之一[1-3]。鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)機(jī)制主要包括：混凝土基體在鋼筋表面的化學(xué)粘附作用、基體與鋼筋之間的摩擦作用以及基體與鋼筋之間的機(jī)械咬合作用。大量研究表面，對(duì)于光圓鋼筋來(lái)說(shuō)，化學(xué)粘附力和摩擦力起主要作用，而對(duì)于變形鋼筋，機(jī)械咬合力起主要作用[4-10]。典型的準(zhǔn)靜態(tài)粘結(jié)-滑移曲線[11]如圖1 所示，初始階段，化學(xué)粘附力和靜摩擦力起主要作用，對(duì)于光圓鋼筋來(lái)說(shuō)，達(dá)到其粘結(jié)強(qiáng)度后發(fā)生滑移，之后主要是摩擦力作用，而對(duì)于變形鋼筋，凸起的變形肋與混凝土基體的機(jī)械咬合作用明顯提高了粘結(jié)強(qiáng)度，但容易引起試樣發(fā)生劈裂，摩擦力作用降低。對(duì)于影響粘結(jié)強(qiáng)度因素的研究主要集中在混凝土強(qiáng)度、鋼筋直徑、變形肋形式、鋼筋埋深、混凝土覆蓋層厚度及側(cè)限圍壓等[12-15]。但這些研究主要是針對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)加載，而對(duì)于動(dòng)態(tài)粘結(jié)強(qiáng)度的研究較少。即使部分“動(dòng)態(tài)”粘結(jié)強(qiáng)度只是針對(duì)地震載荷條件下測(cè)得[16-17]，但相較于爆炸、沖擊等高應(yīng)變率加載條件，這些“動(dòng)態(tài)”粘結(jié)性能仍然不能滿足結(jié)構(gòu)抗爆、抗沖擊設(shè)計(jì)的要求。

鋼筋與混凝土之間動(dòng)態(tài)粘結(jié)強(qiáng)度研究主要采用鋼筋中心拔出實(shí)驗(yàn)，將鋼筋埋置于混凝土棱柱/圓柱中心位置，基體固定而拉動(dòng)鋼筋測(cè)得其粘結(jié)-滑移曲線。Hansen 等[18]最早采用液壓高速加載試驗(yàn)機(jī)研究了動(dòng)態(tài)粘結(jié)強(qiáng)度，發(fā)現(xiàn)動(dòng)態(tài)粘結(jié)強(qiáng)度比準(zhǔn)靜態(tài)粘結(jié)強(qiáng)度高1.1～1.7 倍，但早期試驗(yàn)機(jī)很難實(shí)現(xiàn)恒定速度或加載率。Wearthersby 等[19]采用電液伺服加載裝置實(shí)現(xiàn)恒定加載率，測(cè)得光圓鋼筋和變形鋼筋與混凝土界面之間的粘結(jié)強(qiáng)度，并通過(guò)改變加載率，測(cè)得準(zhǔn)靜態(tài)、動(dòng)態(tài)及沖擊條件下的粘結(jié)-滑移曲線，結(jié)果表明：對(duì)于變形鋼筋，隨加載率提高，粘結(jié)強(qiáng)度明顯增大，動(dòng)態(tài)粘結(jié)強(qiáng)度甚至超過(guò)準(zhǔn)靜態(tài)粘結(jié)強(qiáng)度的2 倍，而光圓鋼筋的粘結(jié)強(qiáng)度增加不明顯。為進(jìn)一步提高加載率，Vos[20]設(shè)計(jì)了一個(gè)立式霍普金森拉桿來(lái)研究高加載率下的粘結(jié)強(qiáng)度，直徑為102 mm 的圓柱混凝土試樣通過(guò)粘接方式固定在入射桿端面，直徑為10 mm 的光圓/變形鋼筋與透射桿通過(guò)過(guò)渡段粘結(jié)在一起，這種實(shí)驗(yàn)方法的優(yōu)點(diǎn)是利用應(yīng)力波強(qiáng)脈沖實(shí)現(xiàn)高應(yīng)變率加載，同時(shí)可以利用霍普金森桿原理準(zhǔn)確測(cè)得拉力和位移，但常規(guī)霍普金森桿加載脈沖波長(zhǎng)較短，無(wú)法測(cè)得粘結(jié)-滑移全程曲線。針對(duì)該問(wèn)題，Solomos 等[21]研制了直徑72 mm、長(zhǎng)度大于100 m 的大型霍普金森拉桿，可實(shí)現(xiàn)大于30 ms 波長(zhǎng)的入射波加載；利用此裝置研究者們測(cè)得了高應(yīng)變率下的粘結(jié)-滑移全程曲線，但該裝置耗費(fèi)巨大，而且實(shí)驗(yàn)技術(shù)復(fù)雜，不適用于工程需要。落錘沖擊測(cè)試裝置也可用于動(dòng)態(tài)粘結(jié)性能測(cè)試[22]，但重錘直接沖擊鋼筋或者混凝土，容易引起鋼筋墩粗或者混凝土基體破壞，且難以準(zhǔn)確測(cè)得粘結(jié)-滑移曲線。

高速拉伸試驗(yàn)機(jī)作為一種可以實(shí)現(xiàn)恒定速度/加載率的快速加載設(shè)備，具有良好的可控性，是較為理想的動(dòng)態(tài)拔出實(shí)驗(yàn)加載裝置，但由于拔出裝置連接復(fù)雜、力傳感器距鋼筋埋置位置較遠(yuǎn)等因素，難以準(zhǔn)確測(cè)得作用在鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)力和相對(duì)滑移。本文中利用寧波大學(xué)沖擊與安全工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的Zwick/Roell HTM5020 高速拉伸試驗(yàn)機(jī)，進(jìn)行光圓鋼筋動(dòng)態(tài)拔出實(shí)驗(yàn)，通過(guò)合理設(shè)計(jì)加載夾具和標(biāo)定測(cè)試方法，得到不同應(yīng)變率下光圓鋼筋的動(dòng)態(tài)粘結(jié)-滑移全程曲線，并討論應(yīng)變率對(duì)鋼筋與混凝土界面粘結(jié)性能的影響。

圖 1 典型的準(zhǔn)靜態(tài)粘結(jié)-滑移曲線[11]Fig. 1 A typical quasi-static “bond-slip” curves

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及試件

Zwick/Roell HTM5020 高速拉伸試驗(yàn)機(jī)如圖2（a）所示，其最高加載速度可達(dá)20 m/s，最大可承受拉伸荷載50 kN。高速拉伸試驗(yàn)機(jī)的加載目標(biāo)速度實(shí)現(xiàn)，主要通過(guò)調(diào)整活塞和拉桿的相對(duì)位置來(lái)控制，如圖2（b）所示：加載之前先設(shè)定目標(biāo)速度，試驗(yàn)機(jī)提升活塞，使得活塞和拉桿達(dá)到某個(gè)相對(duì)位置，且暫時(shí)保持，之后打開伺服閥進(jìn)行加載，油壓瞬時(shí)增加，推動(dòng)活塞向上加速移動(dòng)，當(dāng)活塞接觸到拉桿頂端時(shí)，其速度剛好達(dá)到設(shè)定的目標(biāo)速度，其后通過(guò)計(jì)算機(jī)精確控制油壓，保證活塞以目標(biāo)速度帶動(dòng)拉桿勻速運(yùn)動(dòng)。此外，高速拉伸試驗(yàn)機(jī)也可以用來(lái)做低速閉環(huán)運(yùn)動(dòng)，0.01～10 mm/s 的速度范圍內(nèi)，都可以采用類似電液伺服MTS 材料試驗(yàn)機(jī)原理控制進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸測(cè)試。

考慮實(shí)驗(yàn)設(shè)備條件，無(wú)法實(shí)現(xiàn)大體積標(biāo)準(zhǔn)試件的拔出實(shí)驗(yàn)，因此設(shè)計(jì)并制作了圓柱型鋼筋混凝土試件，試件尺寸及實(shí)物如圖3 所示。根據(jù)國(guó)家混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范，設(shè)計(jì)試件實(shí)際埋長(zhǎng)為30 mm（鋼筋直徑的5 倍），保護(hù)層厚度34 mm（鋼筋直徑的4.5 倍以上）?；炷翉?qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)為C40，配合比（水、水泥、砂、石的質(zhì)量比）為1∶2∶4.88∶6.41，實(shí)測(cè)28 d 齡期抗壓強(qiáng)度為37.6 MPa，抗拉強(qiáng)度2.82 MPa，所有試件均為中心置筋且無(wú)箍筋。光圓光圓鋼筋直徑6 mm，實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度420 MPa，極限強(qiáng)度為610 MPa。每根鋼筋的加載端均焊接帶螺紋的鋼制轉(zhuǎn)接頭，用來(lái)與活塞拉桿連接。

圖 2 高速拉伸試驗(yàn)機(jī)及其加載原理Fig. 2 High-speed tensile machine and its loading mechanism

圖 3 試件及拔出裝置Fig. 3 Specimen and pullout loading device

本文中設(shè)計(jì)了一套混凝土拔出裝置，圖3 所示為試件及拔出裝置剖視圖，將其下端用螺紋固定在試驗(yàn)機(jī)底部力傳感器上。該限位裝置由兩部分組成，上部是兩塊厚30 mm、直徑120 mm 的半圓形鋼板，中心有直徑8 mm 的圓孔，下部為內(nèi)徑80 mm、壁厚20 mm 的圓筒，上下通過(guò)固定螺栓連接。拔出試樣的混凝土部分放置在圓筒內(nèi)部，露出的鋼筋穿過(guò)頂板的圓孔連接上部的活塞拉桿。同時(shí)在圓筒內(nèi)部塞入大塊泡沫墊在試件下方，使得加載時(shí)混凝土塊上表面與套筒蓋子緊密接觸。限位裝置材質(zhì)為45 鋼，且有足夠的剛度，避免裝置大變形，從而能夠保證拉伸加載時(shí)，只有鋼筋運(yùn)動(dòng)，而限位裝置可視為完全固定。

1.2 測(cè)試方法

鋼筋拔出實(shí)驗(yàn)主要測(cè)兩個(gè)量：鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)力和鋼筋與混凝土的相對(duì)滑移量，即測(cè)得動(dòng)態(tài)加載下的粘結(jié)力-位移曲線。試樣、夾具及測(cè)量裝置安裝在圖2 白色虛線方框內(nèi)的拉桿下方，具體安裝方式如圖4 所示。

圖 4 實(shí)驗(yàn)測(cè)量裝置Fig. 4 Experimental devices

高速拉伸試驗(yàn)機(jī)自有一個(gè)壓電式力傳感器，最大量程20 kN，安裝在拔出裝置下部，對(duì)于較短的板材或圓柱拉伸試樣，一般認(rèn)為是滿足力平衡條件，但對(duì)于本實(shí)驗(yàn)中長(zhǎng)度300 mm 的較復(fù)雜結(jié)構(gòu)，直接利用該傳感器很難直接反映作用在界面上的粘結(jié)力。因此在拔出裝置兩端設(shè)計(jì)安裝了兩個(gè)簡(jiǎn)易力傳感器，簡(jiǎn)易力傳感器是將電阻式應(yīng)變片貼在直徑30 mm、長(zhǎng)100 mm 的45 鋼短桿上，由于在試驗(yàn)機(jī)最大拉力范圍內(nèi)，鋼桿都處于彈性狀態(tài)，電阻式應(yīng)變片測(cè)得的應(yīng)變就可以轉(zhuǎn)化為應(yīng)力，應(yīng)力乘以鋼桿橫截面面積得到作用在拔出裝置兩端的作用力。同時(shí)，這兩組作用力可以與最下方的力傳感器信號(hào)做比較，由此來(lái)確定準(zhǔn)確的拉力信號(hào)。

精確測(cè)量鋼筋與混凝土的相對(duì)滑移量是動(dòng)態(tài)加載的難點(diǎn)之一，其一是拔出裝置與拉桿以及底座固定方式都是螺紋連接，螺紋之間仍有微小的相對(duì)滑移；其次拔出試樣與限位裝置頂板之間仍有一定的縫隙，無(wú)法做到完全貼合，在鋼筋向上運(yùn)動(dòng)的初始階段，仍無(wú)法做到混凝土運(yùn)動(dòng)的的完全固定。此外，試驗(yàn)機(jī)直接輸出的是活塞的位移，更不能用來(lái)直接作為鋼筋與混凝土的相對(duì)滑移量。本文中利用高速攝像機(jī)拍攝鋼筋與限位裝置的相對(duì)運(yùn)動(dòng)圖像，在鋼筋和限位裝置表面做散斑，利用數(shù)字圖像相關(guān)法（digital image correlation method，DIC）處理得到鋼筋和限位裝置的相對(duì)位移，即為鋼筋與限位裝置的相對(duì)滑移。同時(shí)，采用同步觸發(fā)和數(shù)據(jù)同步采集裝置，使得高速拉伸試驗(yàn)機(jī)加載起始時(shí)刻，同步觸發(fā)自身力傳感器和位移傳感器、自制簡(jiǎn)易力傳感器以及高速攝像機(jī)，并做同步采集以上各傳感器信號(hào)和高速攝像機(jī)。我們把拉力增大到粘結(jié)強(qiáng)度開始線性增長(zhǎng)認(rèn)為是混凝土上表面完全貼緊限位裝置頂板時(shí)刻，此時(shí)的鋼筋與限位裝置相對(duì)位移可近似認(rèn)為是鋼筋與混凝土的相對(duì)滑移量。由此得到較為精確的粘結(jié)力-滑移全程曲線。

1.3 實(shí)驗(yàn)方案

利用高速拉伸試驗(yàn)機(jī)測(cè)試速度范圍廣的優(yōu)點(diǎn)，實(shí)驗(yàn)采用的加載速度從0.03 mm/s 到10 000 mm/s，分為：0.03、0.30、1.00、10.0、100、1 000、3 000、5 000、10 000 mm/s 等9 組測(cè)試，每組有三個(gè)重復(fù)實(shí)驗(yàn)，共27 次，得到準(zhǔn)靜態(tài)到動(dòng)態(tài)加載范圍內(nèi)的粘結(jié)-滑移全程曲線。實(shí)驗(yàn)開始之前，首先篩選合適的試樣，盡量選擇鋼筋垂直于混凝土上表面且鋼筋居混凝土圓柱中心軸的試樣；由于冷拉鋼筋局部變形不一致，還要準(zhǔn)確測(cè)量鋼筋直徑；最后要準(zhǔn)確測(cè)出鋼筋埋置深度。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 準(zhǔn)確性及重復(fù)性

實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了9 組測(cè)試，加載速度從0.03 mm/s到10 000 mm/s，得到一系列的粘結(jié)-滑移曲線。首先要對(duì)試驗(yàn)結(jié)果做力平衡和滑移量測(cè)試準(zhǔn)確性分析，本文中主要關(guān)心動(dòng)態(tài)加載測(cè)試，選擇1 000 mm/s加載速度的一次實(shí)驗(yàn)的測(cè)試結(jié)果作為分析對(duì)象。試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)比對(duì)結(jié)果如圖5 所示，下端應(yīng)變片與力傳感器所測(cè)到的力基本吻合，但兩者的信號(hào)震蕩幅值較大。這是由于限位裝置作為一個(gè)機(jī)構(gòu)，其連接處有縫隙，尤其是混凝土與頂板之間，以及下部短桿與力傳感器連接處的楔形自鎖裝置。底部傳感器測(cè)到的是限位裝置整體的振動(dòng)響應(yīng)，而這些縫隙導(dǎo)致結(jié)構(gòu)振動(dòng)幅值較大。在高速拉伸過(guò)程中，這種振動(dòng)幅值明顯放大，因此底部傳感器測(cè)到的力信號(hào)，不能準(zhǔn)確反映高速拉伸作用下鋼筋受到的拉力。而在低速拉伸時(shí)，下部力傳感器的信號(hào)振動(dòng)幅值不明顯，可以準(zhǔn)確反映鋼筋所受拉力。將波頭部分放大來(lái)看，如圖5 中右上角圖所示，上下應(yīng)變片的響應(yīng)起始存在時(shí)間差Δt=390 μs，而按照一維彈性波波速（約5 000 m/s）估算，時(shí)間差僅為Δt=80 μs，更加說(shuō)明底部傳感器測(cè)到的是限位裝置整體的振動(dòng)響應(yīng)。利用上部應(yīng)變片測(cè)到的力是直接作用在鋼筋上的拉力，且曲線相對(duì)光滑，由此該信號(hào)適合作為鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)力。圖5 同樣給出了DIC 方法測(cè)得鋼筋的位移與設(shè)備輸出活塞桿位移的比較，可見設(shè)備相對(duì)滑移量較?。ǎ?.5 mm）時(shí)，兩條曲線基本重合，隨著滑移量增大，DIC 測(cè)得位移明顯較活塞桿位移大，由于DIC 是直接測(cè)鋼筋與限位裝置的相對(duì)位移，較活塞桿位移更能反映鋼筋與混凝土之間的滑移，因此滑移量采用DIC測(cè)量更準(zhǔn)確。

圖 5 采用不同方式測(cè)量得到的粘結(jié)力及相對(duì)滑移時(shí)間曲線（加載速度1 000 mm/s）Fig. 5 Measured history curves of bond force and relative slip(loading speed 1 000 mm/s)

混凝土材料的數(shù)據(jù)分散較強(qiáng)，圖6 所示為1 000 mm/s 加載速度下三次試驗(yàn)結(jié)果的“粘結(jié)力-滑移”曲線，三次實(shí)驗(yàn)（01、02、03）的開始發(fā)生相對(duì)滑移的第一個(gè)峰值粘結(jié)力分別為8.4、7.0、6.9 kN，可見02 和03 的峰值粘結(jié)力重復(fù)性較好；而對(duì)于摩擦滑移過(guò)程而言，01 和02 的摩擦滑移數(shù)據(jù)基本重合，03 的摩擦滑移段粘接力明顯增大?？梢?，需要多次重復(fù)試驗(yàn)才能得到統(tǒng)計(jì)性規(guī)律。本文設(shè)計(jì)了每組測(cè)試都至少有三次重復(fù)實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)方式。

圖 6 粘接力-滑移測(cè)試曲線的重復(fù)性檢驗(yàn)（加載速度1 000 mm/s）Fig. 6 Three “bond-slip” curves for the case of loading speed 1 000 mm/s

2.2 粘結(jié)應(yīng)力-滑移應(yīng)變曲線

對(duì)于鋼筋拔出實(shí)驗(yàn)，由于鋼筋埋深較短，應(yīng)力傳播速度（3 000 m/s）比實(shí)驗(yàn)中的最大拉伸速度（≤10 m/s）高兩個(gè)量級(jí)，可以認(rèn)為在鋼筋發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)之前，鋼筋所受的拉力與周圍混凝土提供的粘結(jié)力已經(jīng)動(dòng)態(tài)平衡，因此粘結(jié)應(yīng)力可以用鋼筋所受拉力來(lái)反映。對(duì)于工程應(yīng)用來(lái)說(shuō)，普遍關(guān)心的是粘結(jié)強(qiáng)度，即粘結(jié)力曲線的第一個(gè)峰值，此時(shí)鋼筋與混凝土界面只發(fā)生小變形，其后的滑移階段，界面脫開才發(fā)生較大的相對(duì)位移。所以本文采用名義量，即名義剪應(yīng)力τ 描述平均粘結(jié)應(yīng)力、名義剪應(yīng)變?chǔ)?描述平均相對(duì)滑移、名義剪應(yīng)變率 描述相對(duì)滑移速度，各量計(jì)算公式如下：

式中：F 為鋼筋拉力；A0為等效滑移面積，A0 = πdl0，其中d 為鋼筋直徑，l0為鋼筋的埋深； 為鋼筋與混凝土基體的相對(duì)位移，v0為試驗(yàn)機(jī)拉伸速度。

圖7 所示為光圓鋼筋在不同應(yīng)變率下測(cè)得的粘結(jié)（粘接應(yīng)力）-滑移（剪應(yīng)變）關(guān)系曲線。當(dāng)試件開始受力之后，鋼筋受力（粘結(jié)力）以接近線性方式快速增長(zhǎng)，達(dá)到第一個(gè)峰值后粘結(jié)力開始降低，該峰值即對(duì)應(yīng)粘結(jié)強(qiáng)度，對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?yōu)榛茟?yīng)變，此階段主要是化學(xué)粘附起作用。在應(yīng)變率小于33 s-1情況下，大部分試件達(dá)到粘結(jié)強(qiáng)度之后，粘結(jié)力先下降再緩慢增長(zhǎng)，直到界面完全失效，粘結(jié)力快速下降。在此階段主要是界面摩擦起主要作用，第二個(gè)峰值為粘接失效應(yīng)力，對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?yōu)槭?yīng)變。但對(duì)于高應(yīng)變率拉拔載荷（≥100 s-1），盡管粘結(jié)強(qiáng)度較之前應(yīng)變率條件下幅值明顯提高，但沒(méi)有相對(duì)光滑的摩擦滑移段，主要是由于失效形式由拔出失效轉(zhuǎn)變?yōu)榕咽В_(dá)到其粘結(jié)強(qiáng)度之后發(fā)生劈裂失效。

2.3 粘結(jié)應(yīng)變率效應(yīng)

全部測(cè)試結(jié)果總結(jié)在表1 中。整體而言，隨著應(yīng)變率增大，粘結(jié)強(qiáng)度顯著提高，滑移應(yīng)變?cè)龃?，且失效形式由拔出失效為主轉(zhuǎn)變?yōu)槠屏哑茐臑橹鳌．?dāng)應(yīng)變率小于3.3 s-1時(shí)，拔出失效應(yīng)力隨應(yīng)變率提高而增加的傾向不顯著，而失效應(yīng)變也近似保持在平均值13%，但3.3、33 s-1失效應(yīng)變明顯高于低應(yīng)變率，進(jìn)一步的數(shù)值方法模擬和分析，初步判斷失效應(yīng)變的增大與滑移界面裂紋的傳播有關(guān)。

動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子（fDIF）常用于描述應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，本文中采用應(yīng)變率為0.001 s-1的粘結(jié)強(qiáng)度平均值0.001為參考值，按照下式計(jì)算：

式中： 為名義應(yīng)變率為 時(shí)的粘結(jié)強(qiáng)度。

粘結(jié)強(qiáng)度動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子（fDIF）與應(yīng)變率關(guān)系如圖8 示，fDIF隨應(yīng)變率增大顯著提高。fDIF增長(zhǎng)斜率明顯可以分為兩個(gè)線性段：0.001～3.33 s-1、33.33～333 s-1，其中前者為低應(yīng)變率區(qū)域，后者為高應(yīng)變率區(qū)域。在低應(yīng)變率區(qū)域，fDIF的增長(zhǎng)速度較為緩慢，而在高應(yīng)變率下，fDIF快速增長(zhǎng)。分別擬合兩段線性方程如下：

如圖9 所示，通過(guò)觀察回收試樣滑移界面的混凝土及鋼筋形貌表明，光圓鋼筋表面仍有較淺的條紋，導(dǎo)致鋼筋與混凝土界面非理想光滑接觸，使得粘結(jié)強(qiáng)度在較低應(yīng)變率下也表現(xiàn)出應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)。通過(guò)進(jìn)步的離散元方法模擬高應(yīng)變率下鋼筋拔出過(guò)程，在高應(yīng)變率（100 s-1）時(shí)，隨著拔出力從鋼筋由上往下的傳播，裂紋也同步在混凝土與鋼筋膠結(jié)面由上自下擴(kuò)展。而低應(yīng)變率加載下，裂紋幾乎沿界面同時(shí)發(fā)生。由此可知，在高應(yīng)變率下，fDIF增長(zhǎng)斜率增大主要是由滑移界面破壞傳播導(dǎo)致的。

表 1 試驗(yàn)結(jié)果綜合Table 1 collectionof the test results

圖 8 粘結(jié)強(qiáng)度動(dòng)態(tài)增長(zhǎng)因子（fDIF）與應(yīng)變率的關(guān)系Fig. 8 Relationship between fDIF and loading strain rate

圖 9 滑移界面的混凝土和鋼筋形貌Fig. 9 Morphology of concrete and rebar

3 結(jié) 論

基于高速拉伸試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)，提出并設(shè)計(jì)了一種可靠的鋼筋動(dòng)態(tài)拔出試驗(yàn)方法，測(cè)試光圓鋼筋與混凝土之間的動(dòng)態(tài)粘結(jié)性能。采用應(yīng)變片制作直接測(cè)量作用在鋼筋上的拉伸荷載，采用DIC 方法測(cè)得鋼筋與混凝土之間的相對(duì)滑移量，最終得到較為準(zhǔn)確的粘結(jié)-滑移曲線，并擬合了動(dòng)態(tài)增長(zhǎng)因子與應(yīng)變率的關(guān)系。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示：

（1）相比于試驗(yàn)機(jī)自帶力傳感器和位移傳感器的測(cè)量數(shù)據(jù)，采用鋼筋上端粘貼的應(yīng)變片直接測(cè)量作用在鋼筋上的拉力，得到的鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)力更為準(zhǔn)確；采用DIC 方法能夠更準(zhǔn)確測(cè)量鋼筋與混凝土試件底面之間相對(duì)滑移量；

（2）隨著應(yīng)變率增大，光圓鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)強(qiáng)度顯著提高，且失效形式由鋼筋拔出失效為主轉(zhuǎn)變?yōu)榛炷猎嚰w破裂破壞為主；

（3）鋼筋與混凝土界面之間的粘接強(qiáng)度表現(xiàn)出明顯應(yīng)變率效應(yīng)，其fDIF隨應(yīng)變率增加的過(guò)程可分為兩個(gè)線性段：低應(yīng)變率下，fDIF增長(zhǎng)較為緩慢，而高應(yīng)變率下，fDIF快速增長(zhǎng)。fDIF斜率的轉(zhuǎn)變點(diǎn)應(yīng)變率為33 s-1。

對(duì)于鋼筋混凝土材料，鋼筋的動(dòng)態(tài)拔出行為是一個(gè)重要的力學(xué)特征，對(duì)評(píng)價(jià)鋼筋增強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)承受沖擊載荷作用下的安全行為有重要作用。本文中設(shè)計(jì)的實(shí)驗(yàn)，在國(guó)內(nèi)第一次采用專業(yè)沖擊拉伸試驗(yàn)機(jī)、結(jié)合沖擊動(dòng)力學(xué)實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行動(dòng)態(tài)測(cè)試，獲得光圓鋼筋拔出強(qiáng)度的有效數(shù)據(jù)，關(guān)于變形鋼筋的測(cè)試實(shí)驗(yàn)和數(shù)據(jù)將在后續(xù)文獻(xiàn)中報(bào)道。