循环荷载下钢管混凝土与钢筋黏结的试验研究

孙阳; 徐振扬; 宋德威; 王翀霄; 杨攀

doi:10.3969/j.issn.0258-2724.20210733

循环荷载下钢管混凝土与钢筋黏结的试验研究

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20210733

孙阳^{1, 2,},
徐振扬¹,
宋德威¹,
王翀霄¹,
杨攀³

1.
河海大学港口海岸与近海工程学院，江苏南京 210098
2.
河海大学淮安研究院，江苏淮安 223001
3.
中铁十七局集团，福建福州 350000

基金项目: 国家自然科学基金（41672257）；中央高校基本科研业务费资助（B210203068）

详细信息

作者简介:
孙阳（1979—），男，副教授，博士，研究方向为材料结构耐久性，E-mail： sunyang_hhu@hhu.edu.cn

中图分类号: TU398.9
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出版历程
- 收稿日期: 2021-09-14
- 修回日期: 2021-12-14
- 网络出版日期: 2023-02-11
- 刊出日期: 2021-12-30

Experimental Study on Bond Characteristics Between Concrete-Filled Steel Tube and Steel Bar Under Cyclic Loading

1.
Collage of Harbor, Coastal and Offshore Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China
2.
Huai’an Research Institute, Hohai University, Huai’an 223001, China
3.
China Railway 17th Bureau Group Co., Ltd., Fuzhou 350000, China

摘要

摘要:
为探究循环荷载下配筋钢管混凝土构件黏结锚固性能，对配筋钢管混凝土试件开展了单调加载和循环加载试验. 通过单调加载试验，对比分析了黏结力与滑移量之间的响应关系；基于单调加载试验结果，对若干配筋钢管混凝土试件在单轴循环荷载作用下的黏结特性进行了试验研究，考虑包括箍筋配置、黏结长度、钢筋直径、加载次数等因素对黏结性能的影响规律，分析了不同试件黏结力的退化机制及其破坏模式. 结果表明：箍筋提高了试件承受循环荷载作用的能力，配筋钢管混凝土试件的黏结力和延性随黏结长度、钢筋直径的增加而增大，配筋钢管混凝土试件中钢筋的黏结力及延性随着前期承受循环荷载的加载次数的增加而降低，配筋钢管混凝土黏结破坏时整个黏结区域相对比较平滑，变形肋印迹不明显.
- 配筋钢管混凝土 /
- 黏结特性 /
- 循环加载 /
- 裂隙扩展 /
- 滑移量
Abstract:
In order to explore the bonding and anchoring performance of the reinforced concrete-filled steel tube (R-CFST) under cyclic loading, monotonic loading and cyclic loading tests were carried out on R-CFST specimens. The monotonic loading test is used to compare and analyze the response relationship between the bonding force and slip. Based on the monotonic loading test results, the bond behavior was experimentally investigated for several R-CFST specimens under uniaxial cyclic loading. The factors considered include the stirrup arrangement, the bond length, the rebar diameter, and the number of loading cycles. The effects of these factors on the bond behavior were explored. The bonding force degradation mechanism and failure modes of different specimens were analyzed. The results show that the stirrups increase the ability of the specimens to withstand cyclic loading; the bonding force and ductility of the R-CFST specimens increase with the increase of the bond length and the diameter of the steel bars; and the cohesive force and ductility decrease with the increase of the loading times of the cyclic load in the early stage. When the reinforced steel tube concrete bond fails, the entire bond zone is relatively smooth, and the deformation rib imprint is not obvious.
- reinforced concrete-filled steel tube /
- bond /
- cyclic loads /
- crack propagation /
- slip distance

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钢管混凝土构件利用钢材和混凝土协同工作的优势，在工程结构中已经得到了广泛的应用，取得了良好的技术效果和经济效益^[1-4]. 然而，钢管混凝土构件也在工程实践中逐渐暴露出一些不可避免的缺点，需要进行改善以满足现代工程的需要^[5-6]. 配筋钢管混凝土（reinforced concrete-filled steel, R-CFST）是在钢管混凝土中加配钢筋笼而形成的一种新型构造形式，集合了钢管混凝土与钢筋混凝土优点，可以同时满足常温承载与高温抗火性能的要求，是一种受力性能良好且经济合理的构造方式，具有广阔的应用前景^[7-8].

已有不少学者对配筋钢管混凝土构件展开了研究. 研究表明，构件在受火后，即使钢管退出工作，混凝土也不会剥落，因此，钢管内部的钢筋混凝土还可以继续承受荷载^[9-10]. 常温下，Xiamuxi等^[11-12]对配筋钢管混凝土构件进行了力学性能试验，发现配筋钢管混凝土构件比一般钢管混凝土构件有着更好的强度与延性，并且当设计承载力不变时，采用配筋钢管混凝土可以减小构件截面尺寸. 夏木西等^[13]进行了R-CFST轴心受压试验，得到了环向箍筋对R-CFST性能的影响，结合数值模拟提出了承载力计算方法. 尹玉霞等^[14]计算配筋钢管再生混凝土外钢管及再生混凝土的热工参数和再生粗骨料取代率，利用有限元模型对高温下外钢管及再生混凝土本构关系进行数值模拟和试验分析. Tomii等^[15]对方形截面的钢管配筋混凝土柱进行了抗震试验，发现钢管混凝土柱在增配钢筋后，其延性与承载力得到了很大的提高. 康希良等^[16]建立有限元分析模型，研究了钢管应力、钢管与混凝土的黏结应力和相对滑移沿钢管长度方向的变化规律.

与普通钢筋混凝土构件类似，钢筋和混凝土之间锚固性能的优劣直接影响着配筋钢管混凝土构件功能的发挥^[17]. 配筋钢管混凝土构件在其服役期内除了承受静力荷载作用外，还要遭遇诸如设备振动、车辆移动、风、波浪、地震等引起的循环荷载作用，所引起的黏结破坏较静载时更为复杂，破坏形态也更多样化，需要对配筋钢管混凝土构件中混凝土与钢筋黏结特性进一步研究. 本文在常温下对钢管混凝土试件进行了在单轴循环荷载作用下的加载试验，考虑的因素包括箍筋配置、黏结长度、钢筋直径、加载次数，分析了这些因素对循环荷载作用下钢筋与混凝土黏结特性的影响机制和规律.

1. 试验材料及方法

1.1 试验材料

所有试件混凝土强度等级均为C30，混凝土配合比为水∶水泥∶砂∶石子=1∶1.69∶3.19∶4.99，掺入的高效减水剂含量为0.8%. 搅拌均匀后混凝土坍落度为90 mm，和易性及流动性较好. 在搅拌混凝土时预留6块边长为150 mm的混凝土立方体试件，按照标准方法养护28 d后，测试到混凝土立方体平均抗压强度为31.5 MPa.

制作试件所用带肋钢筋的几何特征如图1所示，图中：d为钢筋直径；h_r为变形肋的高度；l_r为变形肋长度；c_r为两相邻变形肋间距；α为变形肋倾角. 带肋钢筋和光圆钢筋（箍筋）的几何及力学参数如表1所示. 混凝土外包钢管采用外直径为106 mm，厚度为3 mm的焊接钢管，材质为E235B，抗拉强度为215 MPa，弹性模量为206 GPa.

图 1 带肋钢筋几何特性

Figure 1. Geometric characteristics of ribbed steel bars

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表 1 钢筋几何和力学特性

Table 1. Geometric and mechanical properties of steel bars

钢筋类型	d/mm	h_r/mm	l_r/mm	c_r/mm	α/（°）	屈服强度/MPa	抗拉强度/MPa	弹性模量/GPa
带肋钢筋 A	16	1.4	15.4	9.5	57.2	335	455	210
带肋钢筋 B	22	1.8	21.2	10.5	56.9	335	455	210
光圆钢筋（箍筋）	6					300	420	200

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1.2 试件制作

本次试验所用试件尺寸及形式如图2所示，图中，l为钢筋黏结长度. 选取内径为20 mm的PVC管，切割成50 mm的标准段套裹在钢筋外面，以消除在钢筋拔出过程中顶部钢板的挤压效应和试件端部的尾部效应对试验结果的影响. 在PVC管与钢筋间的缝隙中填充密封性硅胶，防止试件浇筑时水泥砂浆进入. 在部分试件中部设置环形箍筋，采用直径为6 mm的光圆形钢筋点焊而成，其外直径为70 mm. 试验中，部分无外包钢管试件加工过程与钢管混凝土试件基本相同，只是在试件浇筑养护后，将外包钢管约束拆除.

图 2 试件及横截面

Figure 2. Cross sections of test specimen

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1.3 加载和测试方法

对于钢筋与混凝土间的黏结力测试，目前采用的主要试验方法有中心拔出试验法^[18]、中心轴拉试验法^[19-20]、对拉试验法^[21]和全梁式或半梁式试验法^[22]. 本试验采用中心拔出法，该方法试件制作和试验过程便捷，且对钢筋外形特征的变化敏感，更能反映锚固钢筋-混凝土的黏结受力特性.

使用MTS810液压疲劳伺服试验机进行加载，加载全程采用位移控制方法，加载速度0.01 mm/s，钢筋最大拔出距离为12 mm. 循环荷载采用三角波形加载，加载频率为5 Hz. 试验中位移和荷载由计算机数据采集系统以每秒100个的频率自动采集和保存. 如图3所示，在试验机中设计了传力装置，通过四根高强钢螺杆连接上下两块方形高强钢板，下部方形钢板预留方便试件取放的条形槽. 加载时将试件的钢筋穿过下部钢板中心圆孔，用试验中下部作动器施加荷载.

图 3 试件加载

Figure 3. Loading of specimen

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试验中对钢管混凝土实施单调和循环加载. 单调增量加载试验中加载试件为钢管混凝土和普通钢筋混凝土，探究滑移量与黏结力的关系，为后续循环加载试验工况的加载取值提供依据；循环加载试验中设置了箍筋配置、黏结长度、钢筋直径、循环次数4组对比试验，探究随加载周次的增长，钢管混凝土的滑移量变化. 试验方案和参数如表2所示，表中：T_max为一个加载周期中的最大荷载；T_min为最小荷载.

表 2 试验方案与参数

Table 2. Test plan and parameters

加载方式	试验目标	试件编号	试件类型	d/ mm	l/mm	是否配置箍筋	加载周次	加载过程
单调加载	滑移量-黏结力	S1	钢管混凝土	16	48
		S2	钢管混凝土	16	48	是
		S11	普通钢筋混凝土	16	48
		S22	普通钢筋混凝土	16	48	是
	箍筋配置影响	S3		16	48		循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN
	箍筋配置影响	S4		16	48	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN
	黏结长度影响	S5		16	48	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN
	黏结长度影响	S6		16	64	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN→T_max=32 kN, T_min=4 kN
循环加载	钢筋直径影响	S7	钢管混凝土	16	48	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN
	钢筋直径影响	S8		22	48	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN
	循环次数影响	S9		16	48	是	先 500 次循环加载，后单调加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→单调加载拔出
	循环次数影响	S10		16	48	是	先 10 000 次循环加载，后单调加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→单调加载拔出

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2. 试验结果与讨论

2.1 单调加载

首先对未设置箍筋试件S1与设置箍筋试件S2进行了单调增量加载，另外，在其余试验条件均相同的情况下，还对未设置箍筋的普通钢筋混凝土试件S11、设置箍筋的普通钢筋混凝土试件S22进行了单调加载，并将试验结果与S1、S2进行了对比. 试验假定钢筋在黏结区段内其黏结力均匀一致，带肋钢筋和混凝土之间的黏结力为

$\tau = \frac{T}{{{\text{π}} dl}} \text{，}$

(1)

式中：T为加载荷载.

单调加载时，各混凝土试件的滑移量-黏结力曲线如图4所示. 由图可知：对普通钢筋混凝土试件S11与S22，在加载初期，黏结力随着钢筋滑移量增加近似线性增大；在黏结力达到峰值后，随着钢筋滑移量的进一步增加，黏结力呈逐渐下降趋势，钢筋最终被拔出；S1与S2的黏结力变化特征与有箍筋约束的普通钢筋混凝土试件S22黏结力变化规律相似；加载过程中，试件S1达到的最大黏结力为12.3 MPa，相对应的滑移值为2.2 mm；试件S2达到的最大黏结力为12.9 MPa，相对应的滑移值为2.8 mm； S1、S2两种试件的黏结力峰值差别不大，且其随着钢筋滑移量变化的规律相似. 也就是说，对普通钢筋混凝土而言，设置箍筋能够提高试件的黏结力峰值和钢筋延性；对钢管混凝土而言，其黏结力和延性整体接近设箍筋普通钢筋混凝土的水平，但在钢管的约束下，箍筋对试件黏结力和延性的提高作用不明显）.

图 4 单调加载时试件S11、S22与S1、S2滑移量-黏结力曲线

Figure 4. Slip distance-bonding force curves of CFST specimens S1, S2 and ordinary reinforced concrete specimens S11 and S22 under monotonic loading

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2.2 箍筋配置对黏结性能的影响

对未设置箍筋试件S3与设置箍筋试件S4分别循环加载，比较分析箍筋对循环加载时钢筋与混凝土黏结性能的影响.

图5给出了S3与S4在循环加载过程中的加载周次与滑移关系曲线. 对S3进行加载：在T_max=24 kN，T_min=4 kN作用下，经历了初始阶段的滑移量急剧增加后，其滑移变化速率略有降低，滑移量继续快速增加，在4948次加载后，钢筋被拔出；对S4进行加载，在T_max=24 kN，T_min=4 kN作用下，经历了初始阶段的滑移量急剧增加后，滑移量维持在3.0 mm左右，此后滑移量变化非常缓慢；在加载8 000次后，将荷载增大至T_max=28 kN，T_min=4 kN，经历了1 366次加载后钢筋被拔出.

图 5 S3、S4加载周次-滑移量关系曲线

Figure 5. Loading times-slip distance curve of S3 and S4

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S3及S4的加载周次-滑移关系曲线近似呈初始阶段、稳定阶段和失稳破坏阶段，前10%为初始滑移阶段，中间80%为稳定阶段，后面10%为失稳破坏阶段. 对循环荷载作用下的有外包钢管约束试件，虽然钢管极大加强了其整体侧向约束，但箍筋对试件黏结特性的影响不可忽略. 箍筋的存在加强了钢筋周围局部范围内混凝土的受力性能，有效提高了试件承受循环荷载作用的能力.

2.3 黏结长度对黏结性能的影响

取黏结长度分别为3d、4d的试件S5、S6，采用三角波形加载，加载速率5 Hz，分别对其进行若干周次循环加载，比较分析黏结长度对黏结性能的影响.

图6给出了循环荷载作用下两种不同黏结长度试件的加载周次-滑移关系曲线. 对S5进行加载：在T_max=24 kN，T_min=4 kN时，经过7 900次的循环加载后，钢筋未被拔出，滑移量为3.2 mm；增大荷载值，在T_max=28 kN，T_min=4 kN时，又经过1487次循环加载，钢筋被拔出. 对S6进行加载：在T_max=24 kN，T_min=4 kN时，经过10 966次的循环加载后，钢筋未被拔出，钢筋滑移量为2.1 mm；增大荷载值，在T_max=28 kN，T_min=4 kN时，又经过2 146次循环加载，钢筋仍未被拔出，此时钢筋滑移量为2.5 mm；继续增大荷载值，在T_max=32 kN，T_min=4 kN加载工况时，又经过2 090次循环加载，钢筋被拔出且钢筋滑移量为6.2 mm. 由此可知，在其余试验条件相同时，黏结长度对钢管混凝土试件黏结性能的影响具有与普通钢筋混凝土试件相似的规律^[23]. 黏结长度的增加延缓了钢筋滑移量随着循环加载次数的增加而增长的速度，试件承受循环荷载作用的能力随着黏结长度的增加而显著增加. 图6显示，S5、S6在不同的加载阶段均未达到棘轮安定状态^[24-25]. 就加载阶段T_max=24 kN，T_min=4 kN而言，以加载次数与钢筋滑移量之间的相对关系作为评价标准，试件在黏结长度增加d的情况下，其承载能力可以提高一倍以上.

图 6 循环加载S5、S6加载周次-滑移量关系曲线

Figure 6. Loading times-slip distance curves of S5 and S6

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2.4 钢筋直径对黏结性能的影响

取钢筋直径分别为16、22 mm两个试件S7、S8，采用三角波形加载，加载速率5 Hz，分别进行循环加载，直至钢筋被拔出，比较分析钢筋直径对试件黏结性能的影响.

图7给出了循环荷载作用下两种不同钢筋直径试件的加载周次-滑移关系曲线. 对S7进行加载：在T_max=24 kN，T_min=4 kN时，经过7 900次的循环加载后，钢筋没有拔出，此时钢筋滑移量为3.2 mm；增大荷载值，在T_max=28 kN，T_min=4 kN时，又经过1 487次循环加载，钢筋最终被拔出. 对S8进行加载：在T_max=24 kN，T_min=4 kN时，经过10 000次的加载后，钢筋滑移量为2.5 mm，未拔出；继续增大荷载，在T_max=28 kN，T_min=4 kN时，又经过1 040次后，钢筋被拔出，此时滑移量为7.3 mm. 由此可以看出，试件侧向钢管约束的存在并不改变钢筋直径对其黏结特性的影响规律. 由于钢筋直径的增加增大了钢筋与混凝土的握裹面积，有效提高了试件的黏结力与延性，黏结力和延性均随着钢筋直径的增加而增大.

图 7 循环加载S7、S8加载周次-滑移量关系曲线

Figure 7. Loading times-slip distance curves of S7 and S8

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2.5 循环加载次数对黏结性能的影响

取构造参数相同的两个试件S9、S10，采用三角波形加载，加载速率5 Hz，分别对S9、S10循环加载500、10 000次，然后再采用相同的加载参数，对试件进行单调加载直至拔出，考察加载次数对试件后续剩余黏结力的影响.

图8给出了S9循环加载500次，S10循环加载10 000次后的加载周次-滑移量关系曲线. 由图可以看出，这两条曲线基本重合，随着加载次数N的增大，钢筋的滑移量缓慢增加；500次循环加载后S9的滑移量约为1.3 mm，10 000次循环加载后S10的滑移量约为2.3 mm.

图 8 循环加载S9、S10加载周次-滑移量关系曲线

Figure 8. Loading times-slip distance curves of S9 and S10

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图9给出了这两种试件在分别循环加载500次及10 000次后单调加载时滑移量-黏结力关系曲线. 由图可以看出：S9及S10具有与直接单调加载时相似的黏结力-滑移变化规律；相比图4中的S1、S2试验结果，由于前期循环荷载的作用，S9、S10黏结滑移曲线的上升段斜率较大，经过很小的滑移即达到极限荷载值. 其原因是循环荷载作用使得钢筋存在较大的残余滑移量，随着循环荷载作用次数的增加，钢筋与混凝土的微小空隙被挤密，钢筋变形肋前混凝土越来越密实，其黏结力得到了强化. 图9中单调加载初始阶段：S9与S10的黏结力-滑移关系基本呈平行直线关系，随后S10首先达到峰值黏结力12.4 MPa，对应的钢筋滑移量为1.0 mm；S9的峰值应力则继续增加，此后两条曲线出现了一定的偏差，最终S9的峰值黏结力为13.3 MPa，对应的钢筋滑移量为1.8 mm；越过黏结力峰值后，两个试件的黏结力都随着滑移量的增加不断减小，直至钢筋被拔出. 对比图4中两试件直接单调加载的黏结力值，S9及S10的黏结力在前期循环荷载影响下并未表现出明显的变化规律. 单纯由图9中S9及S10的试验结果可以得出结论，钢筋黏结力及延性随着前期承受循环荷载的加载次数的增加而降低.

图 9 单调加载S9、S10滑移量-黏结力关系曲线

Figure 9. Slip distance-bonding force curves of S9 and S10

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3. 循环荷载下钢筋黏结力退化机制

试验中的循环荷载可视为对试件施加了短时间的冲击荷载，因此和静载下钢筋拔出破坏的黏结破坏机制不同.

从宏观上研究黏结区域破坏形式，对普通钢筋混凝土试件也开展了循环加载试验进行对比. 如图10（a）所示，普通钢筋混凝土试件受到环向约束较小，混凝土裂缝发展到试件表面时突然劈裂破坏. 在混凝土劈裂面的黏结区域，变形肋印迹比较清晰，并且出现明显的刮痕. 如图10（b）所示，钢管混凝土试件受到钢管的强环向约束，因此相同条件下钢筋滑移量较小，对应于图4的黏结力-滑移量曲线，表现为钢管混凝土试件的稳定阶段曲线斜率较小，变化更平滑. 并且由于变形肋前混凝土大部分被压碎，黏结力减至最低时，变形肋承压能力并未充分发挥，钢筋就从试件中被突然拔出. 因此，整个黏结区域相对比较平滑，变形肋印迹不明显.

图 10 黏结区域破坏

Figure 10. Bonding zone failure

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细观上看，假设试验中钢筋与混凝土的黏结力沿黏结面均匀分布，则循环荷载下黏结区域损伤过程如图11所示（T_m为平均荷载）. 由图可知：加载到峰值点A时，在钢管的约束下钢筋发生微滑动，挤压变形肋前部混凝土，变形肋上方微裂缝产生；第一次循环结束至谷值点B时，变形肋上方微裂缝回弹，裂隙发生部分闭合，且变形肋后孔隙缩小；如此循环多次至点C、D，裂缝进一步发展，压碎区域也进一步扩张直至试件破坏.

图 11 循环荷载作用下试件黏结性能退化机制

Figure 11. Mechanism of bond degradation of specimens under cyclic loading

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4. 结　论

1）相较于普通钢筋混凝土，配筋钢管混凝土试件中的钢管能够极大加强试件整体侧向约束，而配置箍筋能够加强钢筋周围局部范围内混凝土的受力性能，有效提高试件承受循环荷载作用的能力.

2）黏结长度的增加延缓了钢筋滑移量随着循环加载次数的增加而增长的速度，配筋钢管混凝土试件承受循环荷载作用的能力随着黏结长度的增加而显著增加.

3）循环荷载引起试件黏结破坏是荷载反复作用引起的钢筋与混凝土接触面处损伤不断累积的结果，配筋钢管混凝土试件中钢筋黏结力及延性随着前期承受循环荷载的加载次数的增加而降低.

4）配筋钢管混凝土黏结破坏特征不同于普通的钢筋混凝土，其黏结力破坏是由于变形肋前混凝土均被剪断，因此，破坏时整个黏结区域相对比较平滑，变形肋印迹不明显.

图 1 带肋钢筋几何特性

Figure 1. Geometric characteristics of ribbed steel bars

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图 2 试件及横截面

Figure 2. Cross sections of test specimen

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图 3 试件加载

Figure 3. Loading of specimen

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图 4 单调加载时试件S11、S22与S1、S2滑移量-黏结力曲线

Figure 4. Slip distance-bonding force curves of CFST specimens S1, S2 and ordinary reinforced concrete specimens S11 and S22 under monotonic loading

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图 5 S3、S4加载周次-滑移量关系曲线

Figure 5. Loading times-slip distance curve of S3 and S4

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图 6 循环加载S5、S6加载周次-滑移量关系曲线

Figure 6. Loading times-slip distance curves of S5 and S6

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图 7 循环加载S7、S8加载周次-滑移量关系曲线

Figure 7. Loading times-slip distance curves of S7 and S8

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图 8 循环加载S9、S10加载周次-滑移量关系曲线

Figure 8. Loading times-slip distance curves of S9 and S10

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图 9 单调加载S9、S10滑移量-黏结力关系曲线

Figure 9. Slip distance-bonding force curves of S9 and S10

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图 10 黏结区域破坏

Figure 10. Bonding zone failure

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图 11 循环荷载作用下试件黏结性能退化机制

Figure 11. Mechanism of bond degradation of specimens under cyclic loading

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表 1 钢筋几何和力学特性

Table 1. Geometric and mechanical properties of steel bars

钢筋类型	d/mm	h_r/mm	l_r/mm	c_r/mm	α/（°）	屈服强度/MPa	抗拉强度/MPa	弹性模量/GPa
带肋钢筋 A	16	1.4	15.4	9.5	57.2	335	455	210
带肋钢筋 B	22	1.8	21.2	10.5	56.9	335	455	210
光圆钢筋（箍筋）	6					300	420	200

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表 2 试验方案与参数

Table 2. Test plan and parameters

加载方式	试验目标	试件编号	试件类型	d/ mm	l/mm	是否配置箍筋	加载周次	加载过程
单调加载	滑移量-黏结力	S1	钢管混凝土	16	48
		S2	钢管混凝土	16	48	是
		S11	普通钢筋混凝土	16	48
		S22	普通钢筋混凝土	16	48	是
	箍筋配置影响	S3		16	48		循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN
	箍筋配置影响	S4		16	48	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN
	黏结长度影响	S5		16	48	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN
	黏结长度影响	S6		16	64	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN→T_max=32 kN, T_min=4 kN
循环加载	钢筋直径影响	S7	钢管混凝土	16	48	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN
	钢筋直径影响	S8		22	48	是	循环加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→T_max=28 kN, T_min=4 kN
	循环次数影响	S9		16	48	是	先 500 次循环加载，后单调加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→单调加载拔出
	循环次数影响	S10		16	48	是	先 10 000 次循环加载，后单调加载至拔出	T_max=24 kN, T_min=4 kN→单调加载拔出

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参考文献(25)

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施引文献

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