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        高溫后不同冷卻方式下的混凝土鋼筋粘結(jié)性能

        2021-09-06 05:56:16楊海峰楊焱茜王玉梅張?zhí)鞂?/span>黃瑩
        關(guān)鍵詞:立方體骨料峰值

        楊海峰,楊焱茜,王玉梅,張?zhí)鞂?,黃瑩

        (1.廣西大學(xué) a.土木建筑工程學(xué)院;b.廣西防災(zāi)減災(zāi)與工程安全重點實驗室,南寧 530004,2.同濟大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092)

        1 試驗概況

        1.1 原材料與配合比

        粗骨料購于南寧市武鳴區(qū)某石場,其基本物理性能如表1所示;細骨料購于南寧市云橋建材市場,骨料粒徑為0.16~4.75 mm,細度模數(shù)為2.98,粗細骨料均為連續(xù)級配;水泥為海螺牌P.O.42.5普通硅酸鹽水泥;拌合水來自實驗室自來水;鋼筋為精軋螺紋鋼筋PSB575,直徑20 mm。根據(jù)《普通混凝土配合比設(shè)計規(guī)程》(JGJ 55—2011)中的相關(guān)規(guī)定,試驗配合比及常溫下實測混凝土的立方體抗壓強度fcu、劈裂抗拉強度ft見表2,表中W為拌合水,C為水泥,S為天然河沙,NA為天然粗骨料。

        表1 粗骨料的基本物理性能

        表2 混凝土配合比

        1.2 試件設(shè)計與試驗方法

        試驗考慮不同溫度(20、200、300、400、500 ℃)、冷卻方式(自然冷卻(ZL)、噴水冷卻10 min(PL1)、噴水冷卻30 min(PL2)),設(shè)計13組立方體抗壓試件、13組中心拉拔試件(試件尺寸如圖1所示)和5組劈裂抗拉試件(自然冷卻方式),每組3個,共93個試件。鋼筋粘結(jié)段為100 mm,非錨固區(qū)利用PVC管控制。高溫試驗采用RX3-45-9工業(yè)電阻爐進行,將不同組別的試件分別升溫至恒定溫度,升溫曲線如圖2所示,達到目標(biāo)溫度后,恒溫6 h,使試件內(nèi)外溫度保持一致[10]。6 h后切斷電阻爐電源,打開爐門,將需要噴水冷卻的試塊取出,其余試塊留在爐內(nèi),自然冷卻至20 ℃再取出。噴水冷卻采用消防滅火噴頭在5 m范圍內(nèi)對試件進行噴水處理,通過水表控制噴槍的出水量在15 L/s左右,考慮不充分冷卻10 min和充分冷卻30 min[11],噴水處理完成后,將試件放置于實驗室環(huán)境晾干至20 ℃。

        圖1 試件尺寸圖(mm)

        圖2 升溫曲線

        試驗加載采用電液伺服巖石多功能試驗機(TJW-1000),位移控制加載速度為0.2 mm/min,試驗機自動采集加載端的荷載和位移,自由端位移由前后兩個對稱放置的位移計連接DH3821靜態(tài)采集儀系統(tǒng)采集,加載設(shè)備及裝置如圖3所示。

        圖3 加載設(shè)備

        2 試驗結(jié)果及特征值分析

        2.1 試驗結(jié)果

        在試驗溫度工況下,高溫前后拉拔試件最終破壞形式均發(fā)生劈裂破壞,高溫變化未引起試件破壞形態(tài)的明顯差異。高溫前,由于試件沒有箍筋約束,拉拔過程中鋼筋肋對肋前混凝土產(chǎn)生徑向擠壓,試件被劈裂成2~3塊,發(fā)生劈裂破壞;高溫后,試件仍出現(xiàn)劈裂破壞,但隨著溫度的增加,裂縫寬度逐漸減小,當(dāng)溫度達到500 ℃時,試件表面僅出現(xiàn)微小裂縫,不同溫度下試件的破壞形態(tài)如圖4所示。圖5為高溫后不同冷卻方式下混凝土立方體抗壓強度試驗結(jié)果,從圖中可以看出,隨著溫度的升高,混凝土立方體抗壓強度逐漸降低,不同冷卻方式對立方體抗壓強度的影響不明顯。

        圖4 試件破壞形式

        圖5 立方體抗壓強度與溫度的關(guān)系

        圖6 粘結(jié)滑移曲線

        2.2 峰值粘結(jié)應(yīng)力與峰值滑移分析

        不同冷卻方式下溫度與峰值粘結(jié)應(yīng)力的關(guān)系,如圖7所示。由圖7可知,同一溫度下,不同冷卻方式的峰值粘結(jié)應(yīng)力值都很接近,說明不同冷卻方式對試件的峰值粘結(jié)應(yīng)力影響不大。隨著溫度的升高,不同冷卻方式試件的峰值粘結(jié)應(yīng)力均呈現(xiàn)明顯線性降低的趨勢,由圖5可知,隨著溫度的升高,混凝土立方體抗壓強度逐漸降低,且下降趨勢大致隨溫度的升高而加劇,而粘結(jié)強度隨著抗壓強度的減小而減小,因此,峰值粘結(jié)應(yīng)力隨著溫度的升高呈明顯降低的趨勢,可知高溫作用對試件的粘結(jié)性能劣化影響顯著。以上分析表明,試件的峰值粘結(jié)應(yīng)力與溫度關(guān)系密切,采用式(1)來描述高溫后的峰值粘結(jié)應(yīng)力,其中R2=0.979。

        圖7 峰值粘結(jié)應(yīng)力與溫度的關(guān)系

        τ=-0.029 99·T+19.505 48

        (20 ℃≤T≤500 ℃)

        (1)

        不同冷卻方式下溫度與峰值滑移的關(guān)系如圖8所示。從圖8可以看出,不同冷卻方式對峰值滑移的影響規(guī)律不明顯,隨著溫度的升高,試件的峰值滑移大致呈先減小后增大的趨勢,在200 ℃時,3種冷卻方式的峰值滑移都達到最小值,總體呈拋物線關(guān)系。建議采用式(2)來描述經(jīng)歷高溫后試件的峰值滑移,其中R2=0.901 84。

        圖8 峰值滑移與溫度的關(guān)系

        s=(4.624 99×10-6)·T2-0.001 41·T+0.531 91

        (20 ℃≤T≤500 ℃)

        (2)

        3 高溫后損傷本構(gòu)關(guān)系

        3.1 粘結(jié)滑移損傷本構(gòu)方程

        圖9 典型粘結(jié)滑移曲線

        由Lemaiter應(yīng)變等價性假說[13-14]可知:應(yīng)力作用在損傷材料上產(chǎn)生的應(yīng)變與有效應(yīng)力作用在無損材料上引起的應(yīng)變等價。因此,高溫后混凝土的損傷全曲線關(guān)系可用式(3)表示。

        τT=βTs=(1-DT)β0s

        (3)

        高溫后混凝土試件在中心拉拔的加載過程中產(chǎn)生二次損傷,其損傷全曲線關(guān)系為:ττ=(1-Dτ)·βTs,式中:Dτ為中心拉拔作用引起的損傷變量。則高溫后混凝土在中心拉拔作用下的損傷全曲線關(guān)系為:ττ=(1-D)β0s,式中:D為混凝土高溫后受中心拉拔作用的總損傷變量,D=DT+Dτ-DTDτ。

        表3 擬合參數(shù)

        圖10 粘結(jié)滑移全曲線

        D=Dτ+DT-DτDT=

        (4)

        (5)

        3.2 界面D-s損傷曲線分析

        由圖11可以看出,隨著高溫溫度增加,初始損傷逐漸增大,在300 ℃前,3種冷卻方式間的差異較大,可能是由于高溫后混凝土經(jīng)噴水冷卻,溫差加劇了混凝土的劣化,進而增大了損傷,而400、500 ℃時,混凝土基本喪失變形能力,3種冷卻方式下的損傷差異較小,且溫度越高,拉拔過程中前期損傷發(fā)展更緩慢。

        圖11 D-s曲線

        4 粘結(jié)強度理論計算

        根據(jù)試驗結(jié)果,不同冷卻方式對粘結(jié)強度影響較小,因此,選取自然冷卻方式下的試驗結(jié)果進行高溫后混凝土與鋼筋間的粘結(jié)強度理論計算。在Van Der Veen的厚壁筒理論[17-18]基礎(chǔ)上,增加考慮高溫影響的開裂內(nèi)層混凝土軟化效應(yīng),采用式(6)來計算粘結(jié)強度理論值,與試驗數(shù)據(jù)進行比較,比較結(jié)果見表4。模型如圖12所示。

        圖12 考慮軟化效應(yīng)的開裂內(nèi)層混凝土力學(xué)模型

        表4 試驗與理論計算結(jié)果

        (6)

        5 結(jié)論

        1)隨著高溫溫度的增加,峰值粘結(jié)應(yīng)力線性下降,峰值滑移呈先下降后大幅上升的趨勢,而不同冷卻方式對峰值粘結(jié)應(yīng)力、峰值滑移的影響不明顯。

        3)對試件的整體損傷演化過程分析發(fā)現(xiàn),隨著溫度的升高,初始損傷變量呈增大的趨勢,而損傷的發(fā)展速度隨著溫度的增大而減緩。

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