鄭華海, 陳宗平, 蘇益聲

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，廣西 南寧 530004；3廣西大學(xué) 工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西 南寧 530004)

?

型鋼再生混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力組成及其強(qiáng)度

鄭華海1, 陳宗平2,3, 蘇益聲2

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，廣西 南寧 530004；3廣西大學(xué) 工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西 南寧 530004)

為研究型鋼再生混凝土(SRRC)界面黏結(jié)應(yīng)力組成與各部分黏結(jié)應(yīng)力的大小，首先分析了型鋼與再生混凝土的黏結(jié)應(yīng)力組成，再根據(jù)17個(gè)型鋼再生混凝土試件的推出試驗(yàn)，研究型鋼再生混凝土界面黏結(jié)滑移的全過(guò)程；接著，通過(guò)理論分析并結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)，求解了型鋼再生混凝土界面的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力和摩擦應(yīng)力的大小，并推導(dǎo)了型鋼屈服時(shí)的臨界黏脫長(zhǎng)度lcr計(jì)算公式；最后，對(duì)影響化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力和摩擦應(yīng)力大小的因素進(jìn)行了分析.研究結(jié)果表明：增大混凝土強(qiáng)度、配箍率與保護(hù)層厚度可提高摩擦應(yīng)力，增大保護(hù)層厚度可提高摩擦應(yīng)力與化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力.

型鋼再生混凝土；黏結(jié)應(yīng)力；化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力；摩擦應(yīng)力；黏脫長(zhǎng)度

型鋼再生混凝土組合結(jié)構(gòu)(steel reinforced recycled concrete，簡(jiǎn)稱SRRC結(jié)構(gòu))是一種新型的組合結(jié)構(gòu)，既具有普通SRC結(jié)構(gòu)承載力高、剛度大和抗震性能好的優(yōu)點(diǎn)，又能對(duì)廢棄混凝土進(jìn)行回收利用，解決環(huán)境污染的問(wèn)題，并減少資源消耗，具有顯著的社會(huì)、經(jīng)濟(jì)和環(huán)境效益[1].近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者[2-6]對(duì)型鋼再生混凝土組合梁、組合柱的靜力承載力以及抗震性能開(kāi)展了相關(guān)研究.隨著研究的深入，研究者發(fā)現(xiàn)：與SRC結(jié)構(gòu)一樣，黏結(jié)滑移同樣影響著SRRC構(gòu)件的強(qiáng)度、剛度以及相應(yīng)構(gòu)造措施的確定.但以往相關(guān)研究成果均粗略地選取整個(gè)錨固長(zhǎng)度的黏結(jié)強(qiáng)度平均值，無(wú)法反映各部分黏結(jié)應(yīng)力的大小.

與SRC結(jié)構(gòu)類似，SRRC結(jié)構(gòu)中型鋼與再生混凝土共同工作的基礎(chǔ)是它們之間的黏結(jié)作用，這種黏結(jié)作用保證型鋼與再生混凝土共同抵抗各種外部作用.研究表明：鋼筋與混凝土的黏結(jié)力主要由化學(xué)膠結(jié)力、摩擦力和機(jī)械咬合力組成[10-11],并且該結(jié)論已被普遍認(rèn)同.但目前學(xué)術(shù)界對(duì)型鋼與混凝土黏結(jié)力的組成尚未達(dá)成共識(shí).有的認(rèn)為黏結(jié)力包括化學(xué)膠結(jié)力、摩擦力和機(jī)械咬合力[12]，有的認(rèn)為僅有化學(xué)膠結(jié)力和摩擦力[10-11].至今尚未有關(guān)于型鋼與混凝土黏結(jié)應(yīng)力中的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力、摩擦應(yīng)力大小的研究，已有的研究都是基于整個(gè)錨固長(zhǎng)度得到平均的黏結(jié)強(qiáng)度.針對(duì)這些問(wèn)題，本文通過(guò)試驗(yàn)研究與理論分析，研究了組成型鋼再生混凝土黏結(jié)應(yīng)力的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力與摩擦應(yīng)力的大小，分析了化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力與摩擦應(yīng)力的工作原理與黏結(jié)破壞機(jī)理.研究成果可為SRRC結(jié)構(gòu)與構(gòu)件建立精細(xì)化的強(qiáng)度、剛度計(jì)算模型提供支持.

1 型鋼與混凝土的黏結(jié)應(yīng)力組成

鋼筋與混凝土的黏結(jié)力主要由化學(xué)膠結(jié)力、摩擦力和機(jī)械咬合力三部分組成[5].化學(xué)膠結(jié)力為澆注混凝土?xí)r水泥漿體對(duì)鋼筋表面氧化層的滲透以及水化過(guò)程中水泥晶體的生長(zhǎng)和硬化而在鋼筋與混凝土接觸面形成的化學(xué)吸附作用，這種吸附作用僅存在于無(wú)相對(duì)滑移的接觸面，一旦接觸面發(fā)生相對(duì)滑移即消失.混凝土收縮時(shí)將鋼筋緊緊地握裹而產(chǎn)生的力稱為摩擦力，鋼筋和混凝土之間的擠壓力越大、接觸面越粗糙，摩擦力就越大.機(jī)械咬合力是鋼筋的橫肋與混凝土機(jī)械咬合力，這種力往往很大，是帶肋鋼筋黏結(jié)力的主要來(lái)源.可見(jiàn)，光圓鋼筋和帶肋鋼筋的黏結(jié)機(jī)理主要差別是：光圓鋼筋黏結(jié)力主要來(lái)自化學(xué)膠結(jié)力和摩擦力，而帶肋鋼筋的黏結(jié)力主要來(lái)自機(jī)械咬合力.帶肋鋼筋與混凝土的機(jī)械咬合作用，改變了鋼筋與混凝土的相互作用方式，顯著地提高黏結(jié)強(qiáng)度.

和鋼筋與混凝土的黏結(jié)機(jī)理類似，型鋼與再生混凝土的黏結(jié)作用也應(yīng)該由化學(xué)膠結(jié)力、摩擦力和機(jī)械咬合力組成.與帶肋鋼筋相比，型鋼表面比較平整，雖說(shuō)也有凹凸不平，但是相對(duì)帶肋鋼筋的橫肋，型鋼表面的凹凸不平程度還是遠(yuǎn)遠(yuǎn)不如帶肋鋼筋.型鋼表面的微小凹凸不平的作用到底應(yīng)該看做機(jī)械咬合作用還是看做摩擦作用，學(xué)術(shù)界尚未達(dá)成共識(shí).

摩擦力與機(jī)械咬合力的根本區(qū)別是接觸面的粗糙程度，如果接觸面的粗糙度低于某個(gè)限值，則表現(xiàn)為摩擦力，如果高于某個(gè)限值就為機(jī)械咬合力.鋼材表面的凹凸高差一般是10 μm的數(shù)量級(jí)[13]；摩擦力是由于兩接觸面相對(duì)滑移而產(chǎn)生的機(jī)械相互作用和分子相互作用，機(jī)械相互作用發(fā)生在固體表面10 μm范圍內(nèi)，而分子相互作用發(fā)生在固體表面100 μm范圍[14].可見(jiàn)，型鋼表面的凹凸程度并不高，型鋼表面10 μm的數(shù)量級(jí)的凹凸高差只產(chǎn)生摩擦力.因此，認(rèn)為型鋼與混凝土的黏結(jié)應(yīng)力τ由化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力τ膠結(jié)和摩擦應(yīng)力τ摩擦組成，不包括機(jī)械咬合應(yīng)力τ咬合.

2 黏結(jié)滑移試驗(yàn)

2.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了17個(gè)試件進(jìn)行推出試驗(yàn)(Push-out test).試件均采用Q235的10號(hào)普通工字鋼，試件配鋼形式見(jiàn)圖1a.試件的型鋼均長(zhǎng)510 mm，型鋼埋入混凝土均為460 mm，型鋼一端與混凝土平齊，另一端則伸出試件50 mm，如圖1b所示.應(yīng)變片布置見(jiàn)圖2.再生混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)為C30，配合比為水泥∶水∶細(xì)骨料∶粗骨料=1∶0.41∶1.05∶2.34.所采用的混凝土與鋼材的材性試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1和表2.試件參數(shù)見(jiàn)表3.

a 試件截面

b 制作完成的試件

圖2 應(yīng)變片布置示意

試驗(yàn)所用的再生混凝土是以普通混凝土(取代率為0)配合比為基準(zhǔn)，按照粗骨料總質(zhì)量不變，不同取代率時(shí)，僅改變?cè)偕止橇虾吞烊淮止橇媳壤姆椒ㄅ渲?由表1可知，再生混凝土立方體抗壓強(qiáng)度隨取代率增大而呈現(xiàn)出逐漸增大的趨勢(shì).由于再生粗骨料的吸水性大于天然粗骨料，拌制混凝土?xí)r，水份被再生骨料吸收，導(dǎo)致實(shí)際水灰比變小，被吸收的水份在混凝土硬化過(guò)程中再緩慢釋放，這些有利因素促使再生混凝土立方體抗壓強(qiáng)度隨取代率增大而增大.

表1 混凝土立方體試塊抗壓強(qiáng)度

注：取代率是再生粗骨料質(zhì)量占再生粗骨料和天然粗骨料總質(zhì)量的百分比.

表2 鋼材力學(xué)指標(biāo)

2.2 試驗(yàn)裝置

試件加載采用RMT-201巖石與混凝土力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)，如圖3a所示.為了將型鋼從混凝土中推出，在試件自由端墊上一塊經(jīng)過(guò)加工厚度為30 mm的鋼板(圖3b)，加載時(shí)試件自由端混凝土受壓，加載端型鋼受壓，從而將內(nèi)部型鋼推出外包混凝土.通過(guò)在加載端和自由端布置位移計(jì)，量測(cè)試件加載過(guò)程中滑移值，如圖3c.

表3 試件設(shè)計(jì)參數(shù)表

a加載設(shè)備b自由端鋼墊板c位移計(jì)布置

2.3 試驗(yàn)過(guò)程與現(xiàn)象

試驗(yàn)采取位移控制的加載制度，加載速率為0.002 mm·s-1，當(dāng)加載端位移達(dá)到6 mm時(shí)結(jié)束加載.

型鋼再生混凝土推出試驗(yàn)中，試件的受力破壞過(guò)程是加載端首先出現(xiàn)滑移，接著在自由端與型鋼翼緣平行的試件表面出現(xiàn)從自由端向加載端開(kāi)展的裂縫，隨后，裂縫慢慢向加載端發(fā)展，裂縫寬度也逐漸變寬.繼續(xù)加載，首先開(kāi)裂的裂縫形成一條主裂縫貫穿試件整個(gè)長(zhǎng)度，此時(shí)已接近荷載峰值.隨著“砰”的一聲響，荷載突然間跌落至極限荷載的60%～80%，滑移已經(jīng)發(fā)展到試件的自由端，試件自由端開(kāi)始滑移.此后試件加載端和自由端的滑移增量幾乎一致.繼續(xù)加載，部分試件在荷載突降之后首先經(jīng)歷一段荷載相對(duì)下降較快的階段，慢慢地下降速度變得平緩.而有的試件在荷載陡降之后，荷載就一直很平緩的下降，直至加載結(jié)束.試件的最終破壞形態(tài)及裂縫發(fā)展圖如圖4所示.

2.4 試驗(yàn)結(jié)果

部分試件的加載端和自由端的荷載-滑移曲線見(jiàn)圖5.如圖5b所示，曲線峰值點(diǎn)為極限荷載Pu，下降段起點(diǎn)為殘余荷載Pr，與Pu和Pr對(duì)應(yīng)的分別為極限黏結(jié)強(qiáng)度平均值τu和殘余黏結(jié)強(qiáng)度平均值τr.各試件的Pu，Pr，τu和τr匯總于表4.

由圖5可見(jiàn)，荷載較小時(shí)整個(gè)試件均沒(méi)有發(fā)生滑移；隨著荷載增大加載端首先出現(xiàn)滑移，在達(dá)到極限荷載前，自由端幾乎也未發(fā)生滑移；當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，承載力突然降至極限荷載的60%～80%，并且試件自由端開(kāi)始滑移.

2.5 應(yīng)變-應(yīng)力分析

在荷載上升階段的不同荷載下，沿埋置長(zhǎng)度各試件的實(shí)測(cè)型鋼應(yīng)變可用指數(shù)函數(shù)對(duì)應(yīng)變進(jìn)行擬合，如圖6所示.

a 試件SRRC-1

b 試件SRRC-4

c 試件SRRC-6

b 試件SRRC-8

e 試件SRRC-10

f 試件SRRC-11

g 試件SRRC-12

h 試件SRRC-13

i 試件SRRC-17

外荷載作用下，型鋼受力如圖7a所示.沿型鋼埋置長(zhǎng)度x分布的黏結(jié)應(yīng)力τ在型鋼埋置長(zhǎng)度上的積分與外荷載P大小相等，即

(1)

截取圖7b所示從任意位置x至試件自由端的部分型鋼，根據(jù)平衡條件，該段型鋼的受力平衡方程為

(2)

整理后得到黏結(jié)應(yīng)力τ(x)為

(3)

式中：l=460 mm，為型鋼埋在混凝土中的長(zhǎng)度；

表4 試件特征荷載和黏結(jié)強(qiáng)度平均值一覽表

圖6 應(yīng)變?chǔ)?x)沿型鋼埋置長(zhǎng)度x的分布規(guī)律

a

b

σ為型鋼橫截面上的應(yīng)力,MPa；C為型鋼截面周長(zhǎng)，mm；Es為型鋼的彈性模量,N·mm-2；As為型鋼的受壓面積,mm2.由式(3)可知，黏結(jié)應(yīng)力呈指數(shù)分布.

3 黏結(jié)滑移發(fā)展過(guò)程分析

通過(guò)對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象及荷載-位移曲線的分析，將黏結(jié)滑移破壞全過(guò)程分為三個(gè)滑移階段(無(wú)滑移階段、局部滑移階段及全部滑移階段)和兩個(gè)極限狀態(tài)(無(wú)滑移極限狀態(tài)和局部滑移極限狀態(tài)).在黏結(jié)滑移破壞過(guò)程，它們出現(xiàn)的順序是：無(wú)滑移階段→無(wú)滑移極限狀態(tài)→局部滑移階段→局部滑移極限狀態(tài)→全部滑移階段.

3.1 無(wú)滑移階段

隨著外荷載從零逐漸變大，型鋼與混凝土界面產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)的趨勢(shì)而產(chǎn)生化學(xué)膠結(jié)力，并從零逐漸增大.當(dāng)黏結(jié)界面某一位置處的黏結(jié)應(yīng)力達(dá)到極限化學(xué)膠結(jié)強(qiáng)度，該位置即發(fā)生滑移.界面的黏結(jié)應(yīng)力從零逐漸增大到某一位置處的黏結(jié)應(yīng)力達(dá)到極限化學(xué)膠結(jié)強(qiáng)度的這段過(guò)程稱為無(wú)滑移階段.由第1節(jié)的分析可知，無(wú)滑移階段的黏結(jié)應(yīng)力只有化學(xué)膠結(jié)力.由沿著縱向布置的應(yīng)變片測(cè)得的應(yīng)變轉(zhuǎn)化為應(yīng)力，沿錨固長(zhǎng)度黏結(jié)應(yīng)力的分布如圖8a所示.但由于加載端奇異現(xiàn)象(加載端處，按照變形協(xié)調(diào)條件，型鋼的應(yīng)變是最大，但是由于邊界條件，黏結(jié)應(yīng)力為零)，因此，最大的化學(xué)黏結(jié)應(yīng)力并不是出現(xiàn)在加載端，而是出現(xiàn)在離加載端一定距離的位置[15]，如圖8b所示.

a

b

3.2 無(wú)滑移極限狀態(tài)

無(wú)滑移極限狀態(tài)是指型鋼與混凝土交界面尚未發(fā)生相對(duì)滑移，但界面某個(gè)位置上的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力達(dá)到極限值的時(shí)刻.在此狀態(tài)下，黏結(jié)應(yīng)力沿著型鋼縱向長(zhǎng)度的分布如圖9所示：加載端黏結(jié)應(yīng)力為零，距離加載端某個(gè)位置的黏結(jié)應(yīng)力達(dá)到最大化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力；在出現(xiàn)最大化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力的部位至自由端的區(qū)域，黏結(jié)應(yīng)力呈指數(shù)分布.

圖9 無(wú)滑移極限狀態(tài)應(yīng)力分布

3.3 局部滑移階段

試件處于無(wú)滑移階段極限狀態(tài)下，只要外荷載一增大，因達(dá)到最大化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力的界面的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力無(wú)法繼續(xù)增大，此處界面發(fā)生黏結(jié)破壞，加載端至最大化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力部位的這段區(qū)域也迅速發(fā)生黏結(jié)破壞(實(shí)測(cè)的滑移值是加載端先出現(xiàn))，試件從無(wú)滑移極限狀態(tài)進(jìn)入局部滑移階段.隨著外荷載增大，滑移逐漸向自由端擴(kuò)展，直至外荷載達(dá)到極限值，此過(guò)程稱為局部滑移階段.

局部滑移階段的黏結(jié)應(yīng)力由未滑移界面的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力和滑移界面的摩擦應(yīng)力組成，應(yīng)力曲線如圖10.由于曲線下降段起點(diǎn)的滑移值很小，忽略滑移部位的型鋼與混凝土交界面的摩擦系數(shù)的變化，認(rèn)為滑移部位摩擦應(yīng)力沿埋置長(zhǎng)度保持不變.由于此狀態(tài)下的未滑移部位的最大化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力與無(wú)滑移階段的最大化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力相等，未滑移區(qū)域的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力曲線c′d′可由無(wú)滑移極限狀態(tài)的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力曲線cd向自由端平移而得.

圖10 局部滑移階段應(yīng)力分布

3.4 局部滑移極限狀態(tài)

隨著外荷載繼續(xù)增大，滑移逐漸向自由端發(fā)展，承載力慢慢向峰值逼近，承載力達(dá)到峰值的時(shí)刻稱為局部滑移極限狀態(tài).局部滑移極限狀態(tài)的黏結(jié)應(yīng)力沿型鋼縱向的分布如圖11的曲線ABCD，并具有以下特征：AB的延長(zhǎng)線與CD交于自由端D點(diǎn)，即自由端的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力與滑移區(qū)域的摩擦應(yīng)力相等，也就是說(shuō)當(dāng)自由端化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力與滑移區(qū)域的摩擦應(yīng)力相等的時(shí)候，外荷載達(dá)到峰值.因?yàn)榇藸顟B(tài)下黏結(jié)應(yīng)力曲線與x軸所包圍的面積最大.若此時(shí)的黏結(jié)力不是峰值，當(dāng)外荷載繼續(xù)增大，化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力曲線CD將向自由端平移到C′D′位置(BB′為無(wú)窮小).曲線AB′C′D′與x軸圍成的面積比曲線ABCD與x軸圍成的面積小.故在局部滑移極限狀態(tài)下，自由端的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力與滑移區(qū)域的摩擦應(yīng)力相等.

圖11 局部滑移極限狀態(tài)最大承載力圖解

此狀態(tài)有平衡方程如下：

(4)

式中：τ摩擦為摩擦應(yīng)力，MPa；τ膠結(jié)為平均化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力，MPa；l1，l2分別是局部滑移極限狀態(tài)下型鋼滑移長(zhǎng)度及未滑移長(zhǎng)度，mm.

3.5 全部滑移階段

試件處于局部滑移階段極限狀態(tài)下，只要外荷載一增大，型鋼與混凝土的黏結(jié)界面全部發(fā)生相對(duì)滑移(因?yàn)榇藭r(shí)加載端和自由端均測(cè)到滑移量)，試驗(yàn)進(jìn)入下降段直至試驗(yàn)結(jié)束，該階段稱為全部滑移階段.由于整個(gè)黏結(jié)界面都發(fā)生了相對(duì)滑移，化學(xué)膠結(jié)力消失，黏結(jié)力只有摩擦力，且該階段任一時(shí)刻，整個(gè)界面的摩擦應(yīng)力是常數(shù).雖然首先發(fā)生滑移的界面的摩擦系數(shù)會(huì)隨滑移量增大而變小，但相對(duì)于整個(gè)全部滑移階段摩擦系數(shù)的減小量，由于先滑移的界面的滑移量很小，其摩擦系數(shù)的減小量也很小.可認(rèn)為相同時(shí)刻整個(gè)界面的摩擦系數(shù)是常數(shù)，即摩擦應(yīng)力是常數(shù).

此階段的平衡方程為

(5)

4 型鋼與再生混凝土的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力

4.1 化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力求解

界面黏結(jié)力經(jīng)過(guò)黏結(jié)長(zhǎng)度x傳遞后，型鋼與混凝土之間沒(méi)有滑移，兩者變形協(xié)調(diào)，應(yīng)變相等.如圖12所示，在變形協(xié)調(diào)截面處，根據(jù)力的平衡有

(6)

(7)

變形協(xié)調(diào)截面處的混凝土受到的壓力為

(8)

因?yàn)樽冃螀f(xié)調(diào)截面處εc=εs=ε，由式(6)可得

(9)

將式(9)代入式(8)得

(10)

式中：Pc，Ps分別為型鋼與混凝土協(xié)調(diào)變形起始截面各自所受的壓力；Ac，As分別為再生混凝土和型鋼的受壓面積；Ecr，Es分別為再生混凝土和型鋼的彈性模量；εc，εs分別為型鋼與混凝土兩者協(xié)調(diào)變形時(shí)的應(yīng)變；α=Es/Ecr，β=As/Ac；τ(x)為型鋼與混凝土已發(fā)生滑移部位的黏結(jié)強(qiáng)度；x為型鋼滑移長(zhǎng)度,在本文有x=l1.

由3.5節(jié)可知τ(x)是常數(shù)且τ(x)=τ摩擦，因此式(10)變?yōu)?/p>

(11)

式(11)為型鋼與混凝土發(fā)生滑移后的任意受力時(shí)刻的型鋼與混凝土滑移長(zhǎng)度.

由幾何條件有

(12)

圖12 變形協(xié)調(diào)截面內(nèi)外力平衡示意

在橫截面中的任一位置，取出圖13a陰影部分的混凝土隔離體，與x軸垂直的截面任意位置的隔離體混凝土受壓應(yīng)力(圖13b)[17]如下：

如圖13c所示，應(yīng)力大小能夠達(dá)到Ecεc的受壓面積僅為全部面積的1/4，即實(shí)際上β=As/(1/4Ac).然后，再根據(jù)表2的數(shù)據(jù)求解由式(4)—式(5)和式(11)—式(12)組成的方程組，結(jié)果如表5.

圖13 受壓混凝土的應(yīng)力分布

4.2 型鋼與混凝土的臨界滑移長(zhǎng)度

如果錨固長(zhǎng)度足夠，外力作用下型鋼再生混凝土構(gòu)件因?yàn)樾弯摪l(fā)生屈服而失效.此時(shí)，型鋼與混凝土發(fā)生滑移的長(zhǎng)度稱為臨界滑移長(zhǎng)度lcr，型鋼承擔(dān)的荷載為

(13)

由式(11)和式(13)求得臨界滑移長(zhǎng)度lcr，即

(14)

為了有效地提高型鋼與再生混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度，可在一定長(zhǎng)度的型鋼上設(shè)置抗剪栓釘或噴砂等措施.設(shè)置抗剪栓釘或噴砂等提高黏結(jié)強(qiáng)度措施的部位應(yīng)該是型鋼與混凝土發(fā)生滑移的部位，該部位的長(zhǎng)度可按式(14)計(jì)算確定.

表5 方程組的解

5 影響因素分析

5.1 取代率

由圖14可知，當(dāng)取代率為0時(shí)，τ摩擦=1.117 MPa，再生混凝土各取代率下的τ摩擦都比非再生混凝土大，并隨著取代率的提高呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，且τ摩擦隨取代率變化的趨勢(shì)與立方體試塊抗壓強(qiáng)度隨取代率變化的趨勢(shì)一致.因?yàn)殡S著取代率的提高，立方體抗壓強(qiáng)度增大，摩擦界面的硬度就越大，界面摩擦系數(shù)也越大，因此τ摩擦隨著取代率的提高呈現(xiàn)增大趨勢(shì).

圖14 不同取代率下的τ膠結(jié)與τ摩擦

除取代率為20%，30%與50%之外，其他各取代率的τ膠結(jié)均比非再生混凝土大；而取代率為30%的τ膠結(jié)與取代率為0的τ膠結(jié)幾乎相等(這三個(gè)取代率的τ膠結(jié)比取代率為0的τ膠結(jié)小，可能是試驗(yàn)誤差引起).τ膠結(jié)隨取代率變化的趨勢(shì)與τ摩擦一致，即τ膠結(jié)隨取代率的提高呈現(xiàn)增大趨勢(shì).因?yàn)榛瘜W(xué)膠結(jié)力的吸附作用與界面的硬度與粗糙度有關(guān)，界面的硬度與粗糙度越大，吸附作用越強(qiáng)，τ膠結(jié)越大.

5.2 截面配箍率

由圖15可知，τ摩擦隨著配箍率增大而增大，并呈現(xiàn)近似線性增大.τ摩擦與摩擦系數(shù)及再生混凝土對(duì)型鋼的握裹作用有關(guān)，摩擦系數(shù)及握裹作用越大，τ摩擦就越大.本組試件的混凝土強(qiáng)度相同，摩擦面的硬度相同，因此摩擦系數(shù)相同.橫向箍筋的作用在于約束混凝土，特別是當(dāng)混凝土保護(hù)層開(kāi)裂之后，對(duì)裂縫的發(fā)展有約束作用，越大的配箍率給型鋼提供的握裹作用越大，因此τ摩擦越高.

另外，隨著配箍率增大τ膠結(jié)的變化不大.由黏結(jié)機(jī)理可知，τ膠結(jié)是再生混凝土對(duì)型鋼的吸附作用，受再生混凝土性能的影響，與配箍率無(wú)關(guān).

圖15 不同截面配箍率下的τ膠結(jié)與τ摩擦

5.3 保護(hù)層厚度

由圖16可知，τ摩擦隨著保護(hù)層厚度的增大而呈近似線性增大.與τ摩擦隨著配箍率增大而增大的道理一樣，本組試件采用同一種型鋼，其橫截面不變，隨著保護(hù)層厚度增大，配鋼率減小，握裹型鋼的混凝土增多，混凝土對(duì)型鋼的包裹作用增強(qiáng)；并且隨著保護(hù)層厚度增大，保護(hù)層的抗裂性能也得到增強(qiáng)，因此τ摩擦隨著保護(hù)層厚度的增大而增大.

圖16 不同保護(hù)層厚度下的τ膠結(jié)與τ摩擦

當(dāng)保護(hù)層厚度為40 mm時(shí)，τ膠結(jié)較小，僅為1.511 MPa，因?yàn)樵嚰虞d時(shí)很早就開(kāi)裂，影響化學(xué)膠結(jié)性能的充分發(fā)揮；而當(dāng)保護(hù)層厚度在50 mm～70 mm時(shí)，τ膠結(jié)僅在2.808 MPa～3.175 MPa之間，變化幅度很小，即當(dāng)保護(hù)層厚度足夠時(shí)，τ膠結(jié)隨保護(hù)層厚度增大略微增大，但保護(hù)層厚度對(duì)τ膠結(jié)影響不大.

6 結(jié)論

通過(guò)對(duì)17個(gè)推出試件的試驗(yàn)與理論分析，研究了型鋼再生混凝土界面的化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力和摩擦應(yīng)力的大小，并分析了對(duì)影響化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力和摩擦應(yīng)力大小的因素，主要得到以下結(jié)論：

(1)型鋼與混凝土的黏結(jié)應(yīng)力主要由化學(xué)膠結(jié)應(yīng)力和摩擦應(yīng)力組成.

(2)型鋼再生混凝土推出試驗(yàn)黏結(jié)-滑移全過(guò)程包括三個(gè)滑移階段(無(wú)滑移階段、局部滑移階段及全部滑移階段)和兩個(gè)極限狀態(tài)(無(wú)滑移極限狀態(tài)和局部滑移極限狀態(tài)).

(3)型鋼再生混凝土發(fā)生滑移的臨界長(zhǎng)度lcr可按式(14)計(jì)算確定，應(yīng)在lcr長(zhǎng)度上設(shè)置抗剪栓釘或噴砂等提高型鋼與混凝土黏結(jié)強(qiáng)度的措施.

(4)τ摩擦隨取代率、配箍率與保護(hù)層厚度增大而增大；τ膠結(jié)隨取代率增大而增大，而與配箍率無(wú)關(guān)；當(dāng)保護(hù)層厚度足夠時(shí)，τ膠結(jié)隨保護(hù)層厚度增大略微增大，但保護(hù)層厚度對(duì)τ膠結(jié)的影響不大.

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Composition and Magnitude of Interface Bond Stress of Steel Reinforced Recycled Concrete

ZHENG Huahai1，CHEN Zongping2，3，SU Yisheng2

(1. College of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China；2. College of Civil Engineering and Architecture，Guangxi University，Nanning 530004，China；3.Key Laboratory of Disaster Prevention and Structure Safety of the Ministry of Education，Guangxi University，Nanning 530004，China)

In order to study the composition of bond stress for steel reinforced recycled concrete (SRRC), composition of bond stress between steel and recycled aggregate concrete was analyzed first, and according to the push out test of 17 specimens, the whole process of SRRC interface bond slip was analyzed. Then, on the basis of the test and theoretical analysis, the level of chemical cementation stress and friction stress of SRRC interface were solved out, and the calculation formula of critical stick lengthlcrwhen steel yield was derived. Finally, factors influencing the level of chemical cementation stress and friction stress were analyzed. Results show that increasing concrete strength, stirrup ratio and thickness of the protective layer can enlarge friction stress, and increasing the protective layer thickness can increase friction stress and chemical cementation stress.

steel reinforced recycled concrete; bond stress; chemical cementation stress; friction stress; bond divorced length

2015-11-11

國(guó)家自然科學(xué)基金(51268004，51578163)

鄭華海(1985—)，男，博士生，主要研究方向?yàn)樾弯撛偕炷两Y(jié)構(gòu). E-mail：zhenghuahai2008@163.com.

陳宗平(1975—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)殇撆c混凝土結(jié)構(gòu)、再生混凝土結(jié)構(gòu)、異型柱結(jié)構(gòu).

E-mail:zpchen@gxu.edu.cn

TU398

A