楊海峰，楊焱茜，王玉梅，張?zhí)鞂殻S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(jì)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(xì)骨料購于南寧市云橋建材市場，骨料粒徑為0.16～4.75 mm，細(xì)度模數(shù)為2.98，粗細(xì)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(jìn)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(dá)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(jìn)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(jī)(TJW-1000)，位移控制加載速度為0.2 mm/min，試驗機(jī)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(dá)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(dá)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(jìn)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(jìn)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(jìn)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。