賈恒瑞，陳宗平,2，陳俊睿

(1. 廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，南寧 530004；2. 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，南寧 530004)

鋼管再生混凝土是指將再生骨料混凝土填充在鋼管內(nèi)部，與外包鋼管協(xié)同工作形成的組合受力構(gòu)件。其優(yōu)勢(shì)在于，采用再生混凝土替代普通混凝土可以有效緩解環(huán)境污染、天然資源緊缺等問(wèn)題，符合綠色可持續(xù)發(fā)展的要求，同時(shí)外圍鋼管的約束能有效改善再生骨料混凝土強(qiáng)度和彈性模量低、耐久性差等問(wèn)題，從而使其兼具普通鋼管混凝土承載力高、剛度大和抗震性能好的優(yōu)點(diǎn)，具有良好的應(yīng)用前景[1-7]。

鋼管與再生混凝土界面間的黏結(jié)滑移性能是二者協(xié)調(diào)工作的基礎(chǔ)，也是構(gòu)件整體性能尤其是抗震性能的重要組成部分。針對(duì)常溫條件下鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)滑移性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了一系列研究，并取得了一些重要成果。薛曉楠等[8]以取代率及界面黏結(jié)長(zhǎng)度為變化參數(shù)，對(duì)8 根鋼管再生骨料混凝土柱進(jìn)行了推出試驗(yàn)，結(jié)果表明極限黏結(jié)強(qiáng)度隨著取代率的增大而增大；初始滑移黏結(jié)強(qiáng)度隨著黏結(jié)界面長(zhǎng)度的增加有小幅增加，而極限黏結(jié)強(qiáng)度隨著黏結(jié)界面長(zhǎng)度的增加有下降趨勢(shì)。陳宗平等[9]采用服役滿50 年的混凝土作為再生粗骨料來(lái)源，完成了25 根鋼管再生混凝土短柱試件的靜力推出試驗(yàn)，結(jié)果表明加載端和自由端的荷載滑移全過(guò)程曲線具有相似性，但自由端的初始滑移發(fā)展較晚；鋼管縱向應(yīng)變?cè)诩虞d初期和加載末期分別呈負(fù)指數(shù)分布和線性分布，實(shí)測(cè)強(qiáng)度較名義黏結(jié)強(qiáng)度大；對(duì)比得到圓形試件的黏結(jié)性能優(yōu)于方形試件；圓形試件的黏結(jié)強(qiáng)度隨骨料取代率的變化具有一定的波動(dòng)性；方形試件的黏結(jié)強(qiáng)度隨取代率的增大而略為增大；黏結(jié)強(qiáng)度隨混凝土強(qiáng)度的升高而增強(qiáng)，隨長(zhǎng)徑比的增加而有所減弱。徐金俊等[10]和陳宗平等[11]分別通過(guò)對(duì)圓及方圓兩種鋼管再生混凝土試件的靜力推出試驗(yàn)，分析了界面間的黏結(jié)失效機(jī)理；揭示了界面黏結(jié)應(yīng)變和黏結(jié)力的分布規(guī)律并給出了常溫下界面黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算方法。

火災(zāi)作為一種比較常見(jiàn)且極具破壞性的災(zāi)害，對(duì)建筑結(jié)構(gòu)安全及人民生命財(cái)產(chǎn)安全有著巨大的威脅，研究建筑材料及構(gòu)件火災(zāi)后的性能變化規(guī)律具有很大的現(xiàn)實(shí)意義。針對(duì)高溫后鋼管混凝土的界面黏結(jié)性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也進(jìn)行了一些研究。陳宗平等[12]以混凝土強(qiáng)度等級(jí)、歷經(jīng)溫度和界面黏結(jié)長(zhǎng)度為變化參數(shù)對(duì)17 個(gè)鋼管高強(qiáng)混凝土試件進(jìn)行了高溫后的推出試驗(yàn)，結(jié)果表明界面黏結(jié)強(qiáng)度隨歷經(jīng)溫度的升高先增大后減小、隨混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高逐漸增大；黏結(jié)損傷的發(fā)生隨歷經(jīng)溫度的升高有所推遲。Tao 等[13]對(duì)64 根鋼管混凝土柱進(jìn)行了高溫后的抗拔試驗(yàn)，得出了火災(zāi)暴露時(shí)間從90 min 延長(zhǎng)到180 min 時(shí)界面黏結(jié)強(qiáng)度會(huì)先降低而后有所恢復(fù)；圓形柱比方形柱具有更高的界面黏結(jié)強(qiáng)度；界面黏結(jié)強(qiáng)度隨橫截面尺寸的增加而降低；粉煤灰類型、水灰比等對(duì)鋼管自密實(shí)混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度有影響；鋼管自密實(shí)混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度與鋼管普通混凝土相當(dāng)?shù)戎匾Y(jié)論。然而，針對(duì)高溫后鋼管再生混凝土界面黏結(jié)滑移性能的研究幾乎仍屬空白，且已有的相關(guān)研究少有涉及界面黏結(jié)損傷的發(fā)展演變過(guò)程分析、高溫后界面黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算方法及黏結(jié)滑移本構(gòu)方程。為此，本文設(shè)計(jì)并完成了20 個(gè)鋼管再生混凝土試件高溫后的靜力推出試驗(yàn)，來(lái)揭示高溫后鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)性能變化規(guī)律，并為鋼管再生混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件火災(zāi)后的界面承載力評(píng)估及仿真模擬提供理論基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件制作及參數(shù)設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)以再生粗骨料取代率(0%、25%、50%、75%、100%)和試件最高經(jīng)歷溫度(20 ℃、200 ℃、400 ℃、600 ℃)為變化參數(shù)，設(shè)計(jì)了20 個(gè)鋼管再生混凝土試件。所用鋼管均采用外徑為140 mm，高度為450 mm，壁厚為3 mm 的Q345 級(jí)直焊縫圓鋼管；水泥全部采用海螺牌P.O32.5 普通硅酸鹽水泥；再生粗骨取自廢棄的C30 混凝土塊經(jīng)過(guò)破碎篩分后得到的顆粒級(jí)配為5 mm～31.5 mm 的連續(xù)級(jí)配粗骨料，其表觀密度為2614 kg/m3；吸水率為4.38%；天然粗骨料選用普通碎石；細(xì)骨料選用河砂。再生混凝土的配合比見(jiàn)表1。

表1 再生混凝土配合比Table 1 Proportions of recycled aggregate concrete

拌制再生混凝土?xí)r，先對(duì)粗、細(xì)骨料進(jìn)行預(yù)拌和后，再分次加入混凝土攪拌機(jī)中與水泥一起加水?dāng)嚢瑁员ＷC再生粗骨料、普通粗細(xì)骨料在混凝土中分布的均勻性。澆筑前，在鋼管的一端預(yù)留一段長(zhǎng)50 mm 的空鋼管作為后續(xù)推出試驗(yàn)的自由端，并在預(yù)留的空鋼管段處，沿鋼管長(zhǎng)度方向切割出一條寬1 cm 的豎縫，并在該豎縫底部預(yù)埋一根外伸細(xì)鋼棒使其與試件自由端的混凝土表面平行，并在鋼棒上焊一塊矩形鐵片使其與試件自由端的混凝土表面平行，以便后續(xù)加載時(shí)用百分表對(duì)外伸鋼棒的位移進(jìn)行測(cè)量。對(duì)于鋼管的另一端，在澆筑時(shí)保證混凝土表面與鋼管截面平齊以作為試件的加載端。此外對(duì)不同再生粗骨料取代率的混凝土依照標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法預(yù)留3 個(gè)標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，在澆筑工作完成后與試件一起在標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護(hù)28 d。各試件的詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表2，試件尺寸示意圖如圖1 所示。

圖1 試件示意圖 /mmFig. 1 Schematic diagram of specimens

表2 試件設(shè)計(jì)參數(shù)及黏結(jié)性能指標(biāo)Table 2 Design parameters and bonding performance index of specimens

1.2 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)方法

高溫試驗(yàn)設(shè)備選用RX3-45-9 工業(yè)箱型電阻爐，在高溫試驗(yàn)正式開(kāi)始前預(yù)先對(duì)該設(shè)備進(jìn)行多次升溫及恒溫功能測(cè)試，測(cè)得該設(shè)備工作時(shí)的爐內(nèi)實(shí)際溫度與儀表顯示溫度的差值在±10 ℃以內(nèi)，且在溫度升至目標(biāo)溫度后開(kāi)始進(jìn)行恒溫時(shí)，爐內(nèi)溫度可以保持穩(wěn)定，設(shè)備整體精度及工況穩(wěn)定程度均良好。

正式試驗(yàn)時(shí)，首先將試件立置于高溫爐內(nèi)，以確保試件在高溫試驗(yàn)全過(guò)程中均勻受熱。待準(zhǔn)備工作就緒后，關(guān)閉爐門開(kāi)始進(jìn)行高溫試驗(yàn)，高溫試驗(yàn)過(guò)程中每隔2 min 對(duì)儀器溫控表上的溫度數(shù)據(jù)進(jìn)行一次記錄，當(dāng)溫度升高到試件相應(yīng)的設(shè)計(jì)最高經(jīng)歷溫度后開(kāi)始保持恒溫。恒溫時(shí)間參考GB 50016-2014《建筑設(shè)計(jì)防火規(guī)范》(2018 版)設(shè)定為60 min。恒溫結(jié)束后，切斷電源并開(kāi)啟爐門，待試件冷卻至室溫后取出放置地面留待后續(xù)進(jìn)行推出試驗(yàn)。高溫試驗(yàn)所采用的高溫爐設(shè)備及試驗(yàn)升溫過(guò)程曲線如圖2 所示。

圖2 升溫爐及升溫過(guò)程曲線Fig. 2 Heating furnace and curves of heating process

靜力推出試驗(yàn)設(shè)備選用RMT-201 型力學(xué)試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)前先在作動(dòng)器上方的試件托座上固定一個(gè)長(zhǎng)方形鋼片，便于試件加載端的位移的測(cè)量。在試件的加載端處放置一塊30 mm 厚面積略小于核心混凝土截面積的圓形鋼墊板，來(lái)確保加載時(shí)加載端為核心混凝土單獨(dú)受壓。在試件自由端處設(shè)置面積大于試件截面積的方形鋼墊板使外部圓鋼管單獨(dú)受壓。

進(jìn)行加載試驗(yàn)前，事先將試件兩端打磨平整，以確保試件兩端表面與加載裝置二者的接觸面能夠保持緊貼。并且每次正式加載前都要進(jìn)行2 次預(yù)加載(峰值荷載計(jì)算值的10%)，來(lái)減小荷載偏心和儀器接觸問(wèn)題引起的誤差。試件加載端和自由端核心混凝土的滑移量通過(guò)利用圖3 中的百分表1 和百分表2 分別量測(cè)鋼片以及外伸鋼棒的位移的方式來(lái)獲取。加載速率設(shè)置0.002 mm/s，當(dāng)試件的荷載-滑移曲線下降段的曲線斜率開(kāi)始為0，即曲線開(kāi)始進(jìn)入水平段時(shí)即停止加載。加載試驗(yàn)示意圖如圖3 所示。

圖3 加載試驗(yàn)示意圖Fig. 3 Schematic diagram of loading test

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 高溫試驗(yàn)后的試件的表觀現(xiàn)象

經(jīng)歷高溫自然冷卻后的鋼管再生混凝土試件及再生混凝土試塊均無(wú)明顯破損現(xiàn)象，試件外部鋼管的顏色隨經(jīng)歷溫度升高而逐漸加深，其顏色變化依次為：黃棕色、淺棕色、棕色以及紅棕色。試件端部的再生混凝土以及再生混凝土試塊隨經(jīng)歷溫度升高的顏色變化依次為：灰白色、灰色、青灰色以及淺棕色。經(jīng)歷溫度400 ℃≤T≤600 ℃的再生混凝土表面出現(xiàn)了少量細(xì)微的溫度裂縫。高溫作用后的鋼管再生混凝土試件及再生混凝土試塊，分別如圖4 和圖5 所示(在圖5 中使用黑色阿拉伯?dāng)?shù)字對(duì)混凝土裂縫出現(xiàn)的主要區(qū)域進(jìn)行了編號(hào)示意，并在裂縫附近使用紅色細(xì)線指示出了裂縫的開(kāi)展軌跡)。

圖4 高溫作用后的試件Fig. 4 Specimens after high temperature

圖5 高溫作用后的試塊Fig. 5 Blocks after high temperature

2.2 高溫后的試件的材料性能

根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法與標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50152-92)，在壓力試驗(yàn)機(jī)上對(duì)高溫后的再生混凝土試塊進(jìn)行立方體軸心抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)。

鋼材拉伸試驗(yàn)參考《金屬拉伸試驗(yàn)法》(GB 50152-98)，在與試件相同批次的鋼材中截取長(zhǎng)度為400 mm 的標(biāo)準(zhǔn)試件并在拉力試驗(yàn)機(jī)(WA-600)上進(jìn)行。同變化參數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)試塊及試件以3 個(gè)為一組，在計(jì)算時(shí)取平均值，最終得到試驗(yàn)所用的再生混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu、鋼材的屈服強(qiáng)度f(wàn)y及極限抗拉強(qiáng)度f(wàn)u，見(jiàn)表3。

表3 高溫后的材料性能Table 3 Material properties after high temperature

2.3 靜力推出試驗(yàn)現(xiàn)象

在加載初期，鋼管與混凝土之間無(wú)相對(duì)滑移產(chǎn)生。當(dāng)荷載增大到0.2Pu～0.3Pu(Pu為峰值荷載)時(shí)，試件加載端首先出現(xiàn)滑移，并逐漸向自由端延伸。加載到0.5Pu左右時(shí)，試件的鋼管表面在環(huán)向應(yīng)力及縱向界面黏結(jié)力的合力作用下，出現(xiàn)與鋼管軸線成正負(fù)交叉的45°滑移線并伴隨有“咔嗞，咔嗞”的響聲，當(dāng)荷載到達(dá)峰值荷載Pu后加載端和自由端的滑移量均開(kāi)始迅速增大。停止加載后觀察各試件的加載端，可見(jiàn)核心混凝土整體向自由端方向有3 mm～6 mm 的滑移，混凝土表面完整性較好但和鋼管的接觸面有一定程度的脫離。加載試驗(yàn)后部分試件加載端的情況如圖6 所示。

圖6 加載后試件加載端的情況Fig. 6 The loading end of the specimens after loading

2.4 荷載-滑移曲線

各試件加載端和自由端的荷載-滑移曲線(P-S曲線)如圖7(a)～圖7(d)所示。如圖7 所示，在靜力推出荷載作用下，試件加載端和自由端的P-S曲線形態(tài)相似，其中加載端的初始滑移發(fā)生地相對(duì)較早，600 ℃時(shí)這種差異最明顯。這是因?yàn)?，在?duì)核心混凝土施加靜力推出荷載時(shí)，試件加載端附近的界面最先承受荷載，因而率先出現(xiàn)界面黏結(jié)損傷并逐漸積累，宏觀上就表現(xiàn)為界面滑移的出現(xiàn)。隨著荷載的逐漸增大，界面黏結(jié)損傷不斷累積并逐漸向自由端延伸，因此自由端的滑移發(fā)生相對(duì)較晚。此外，當(dāng)試件的經(jīng)歷溫度較高時(shí)鋼管與核心混凝土在受熱前后的脹縮變形量也會(huì)更大，混凝土在受熱膨脹時(shí)會(huì)產(chǎn)生溫度裂縫，經(jīng)歷溫度越高裂縫的數(shù)量及寬度就越大，這些裂縫在冷卻收縮時(shí)無(wú)法完全恢復(fù)而鋼管的變形基本能夠完全恢復(fù)，導(dǎo)致鋼管的收縮量更大而對(duì)核心混凝土形成一定的“箍緊作用”，經(jīng)歷溫度為600 ℃時(shí)這種“箍緊作用”相對(duì)更強(qiáng)，從而延緩了界面損傷及滑移向自由端的傳遞。

圖7 加載端的荷載-滑移曲線Fig. 7 Load-slip curves of loading end

依據(jù)P-S曲線的形態(tài)特點(diǎn)來(lái)定義曲線的特征點(diǎn)參數(shù)：Pu/MPa 為峰值荷載；Pr/MPa 為殘余荷載(P-S曲線的由下降段進(jìn)入水平滑移段時(shí)的荷載)；S0.7/mm 為P-S曲線上升段中0.7Pu的點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的滑移量；Sz/mm 為P-S曲線斜率首次為0 時(shí)的點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的滑移量；Sd/mm 為P-S曲線越過(guò)峰值荷載后斜率首次為負(fù)值時(shí)的點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的滑移量；Sr/mm 為殘余荷載Pr所對(duì)應(yīng)的滑移量。各試件荷載-滑移曲線的特征點(diǎn)參數(shù)取值見(jiàn)表4。

表4 試件特征值Table 4 Characteristic values of specimens

按特征點(diǎn)將各試件的P-S曲線分段,將經(jīng)歷溫度T≤400 ℃和T=600 ℃兩類曲線分別簡(jiǎn)化為如圖8(a)、圖8(b)所示的典型曲線。二類曲線的主要差異在于：在最終進(jìn)入水平滑移段之前，T≤400 ℃試件的P-S曲線會(huì)依次經(jīng)歷線性上升、減速上升、平緩下降三個(gè)階段，分別如圖8(a)中的OA、AB、BC段所示；而T=600 ℃試件的P-S曲線在減速上升后會(huì)先經(jīng)歷一段水平滑移段之后再進(jìn)入下降段，分別如圖8(b)中的BC、CD段所示。

圖8 典型荷載-滑移曲線示意圖Fig. 8 Schematic diagram of typical load-slip curve

根據(jù)文獻(xiàn)[11 - 16]中的論述：鋼管與核心混凝土之間的黏結(jié)力主要由化學(xué)膠結(jié)力、摩阻力以及機(jī)械咬和力三部分組成?；诖藢?duì)試件P-S曲線的各階段進(jìn)行分析：

1)線性上升段：此階段對(duì)應(yīng)加載初期，滑移量較小且發(fā)展緩慢，此時(shí)的滑移可能是核心混凝土受壓而產(chǎn)生變形以及界面原始空隙被壓實(shí)的結(jié)果，這也是初期P-S曲線有一小段斜率增大即界面黏結(jié)抗剪剛度有所增大的原因。而后P-S曲線會(huì)出現(xiàn)一段斜率基本保持不變的區(qū)段，這是因?yàn)榧虞d初期界面處混凝土的裂縫比較少，界面黏結(jié)損傷不大，因此黏結(jié)抗剪剛度無(wú)明顯退化。

2)減速上升段：當(dāng)荷載增大到0.7Pu附近時(shí)，曲線的上升段斜率開(kāi)始逐漸減小。這是因?yàn)殡S著推出荷載的增大，界面處混凝土的裂縫不斷增多并逐漸連通擴(kuò)寬，導(dǎo)致界面黏結(jié)抗剪剛度隨之降低。在此過(guò)程中雖然化學(xué)膠結(jié)力的作用逐漸減弱，但隨著界面處的變形與混凝土的開(kāi)裂破碎，機(jī)械咬合力和摩阻力的作用會(huì)逐漸凸顯，因而P-S曲線仍處于上升段。

3)平緩下降段：對(duì)于經(jīng)歷溫度T≤400 ℃的試件來(lái)說(shuō)，當(dāng)荷載越過(guò)峰值荷載Pu后，P-S曲線斜率會(huì)迅速變?yōu)樨?fù)值并進(jìn)入下降段。這是因?yàn)闄C(jī)械咬合力和摩阻力的作用雖然在滑移初期會(huì)隨著界面的滑移和變形逐漸增大。但當(dāng)滑移量和損傷累積到一定程度時(shí)，界面上的凸起可能突然發(fā)生斷裂并被逐漸磨平，其所提供的機(jī)械咬合力也會(huì)隨之大幅削減，當(dāng)這種失效大面積出現(xiàn)時(shí)，P-S曲線斜率就會(huì)出現(xiàn)負(fù)值。

值得注意的是經(jīng)歷溫度T=600 ℃試件的峰值荷載明顯高于T≤400 ℃的試件，且其峰值荷載后的水平段相對(duì)更長(zhǎng)。這是因?yàn)?經(jīng)歷溫度較高時(shí)，鋼管對(duì)核心混凝土的“箍緊作用”會(huì)相對(duì)更強(qiáng)，二者受熱前后的脹縮變形量及變形差也會(huì)相對(duì)更大，導(dǎo)致接觸面上形成許多凹凸變形，從而使摩阻力和機(jī)械咬合力得到增強(qiáng)。此外，相對(duì)于其他T=600 ℃的試件來(lái)說(shuō)，RCST-20 試件(γ=100%)的P-S曲線形態(tài)與圖8(b)中的典型曲線形態(tài)吻合程度較低。這是因?yàn)樵偕止橇蟽?nèi)部存在許多初始的微裂紋等缺陷，這會(huì)影響骨料和水泥漿形成的原始界面，使混凝土在受熱膨脹時(shí)更易產(chǎn)生裂紋。其次，再生骨料的吸水率相對(duì)較高的特性會(huì)使骨料附近的水分相對(duì)更多，造成該區(qū)域在高溫作用下與周圍的溫差較大而更易產(chǎn)生溫度裂縫，當(dāng)再生骨料離黏結(jié)界面較近時(shí)，裂縫就有可能延伸至界面處從而導(dǎo)致黏結(jié)強(qiáng)度的削弱，這些因素導(dǎo)致其界面上的應(yīng)力相對(duì)難以長(zhǎng)久維持在峰值應(yīng)力附近，從而導(dǎo)致RCST-20 試件的峰值荷載后的水平段明顯較短，反映在圖8(b)的典型曲線中就是“B點(diǎn)、C點(diǎn)”比較接近，但并未重合。

4)水平滑移段：隨著界面凸起相繼被磨平以及界面的不平整處逐漸被破碎磨細(xì)的混凝土顆粒填平，機(jī)械咬合力和摩阻力的作用逐漸減弱，界面摩擦系數(shù)也逐漸趨于穩(wěn)定，界面黏結(jié)隨之逐漸過(guò)渡到主要由摩阻力來(lái)提供黏結(jié)力的情況，因此兩類P-S曲線最終均會(huì)進(jìn)入水平滑移段。

3 黏結(jié)性能

3.1 界面黏結(jié)性能指標(biāo)

高溫后鋼管與再生混凝土界面間的黏結(jié)性能指標(biāo)主要包括：極限黏結(jié)強(qiáng)度τu、殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr、界面黏結(jié)抗剪剛度Ke、耗能量W(各黏結(jié)性能指標(biāo)的定義詳見(jiàn)后述)；各試件黏結(jié)性能指標(biāo)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)見(jiàn)表2。

3.2 界面黏結(jié)強(qiáng)度

參考相關(guān)文獻(xiàn)[17 - 20]對(duì)鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度進(jìn)行定義：將與極限荷載Pu和殘余荷載Pr相對(duì)應(yīng)的界面剪切應(yīng)力分別定義為極限黏結(jié)強(qiáng)度τu和殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr，相應(yīng)的計(jì)算公式如下：

式中：τ/MPa 為黏結(jié)強(qiáng)度；P/kN 為推出荷載；C/mm 為鋼管與核心混凝土接觸界面的周長(zhǎng)；La/mm 為界面黏結(jié)長(zhǎng)度。

將試驗(yàn)數(shù)據(jù)代入式(1)、式(2)計(jì)算得到各試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度τu和殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr值，見(jiàn)表2。由表2 可見(jiàn)，經(jīng)歷溫度T≤600 ℃的圓鋼管再生混凝土試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度τu和殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr均高于我國(guó)規(guī)范DBJ 13-161-2004 規(guī)定的圓鋼管混凝土黏結(jié)滑移強(qiáng)度設(shè)計(jì)值0.225 MPa。

圖9(a)為平均界面黏結(jié)強(qiáng)度與經(jīng)歷溫度的關(guān)系柱狀圖(分析中對(duì)相同溫度、不同取代率的試件取平均值)。如圖所示，經(jīng)歷溫度T=200 ℃、400 ℃、600 ℃試件的平均極限黏結(jié)強(qiáng)度τu分別是T=20 ℃試件的0.91 倍、1.73 倍、3.79 倍；平均殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr相應(yīng)的倍數(shù)為0.87 倍、1.54 倍、3.55 倍。可見(jiàn)，界面黏結(jié)強(qiáng)度隨經(jīng)歷溫度的升高呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢(shì)。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：T≥400 ℃試件的經(jīng)歷溫度較高，其鋼管與核心混凝土的溫度變形均相對(duì)較大，二者之間的變形差導(dǎo)致接觸面上形成許多凹凸變形，使機(jī)械咬合作用得到增強(qiáng)。同時(shí)混凝土在受熱膨脹時(shí)會(huì)產(chǎn)生溫度裂縫，經(jīng)歷溫度越高裂縫的數(shù)量及寬度就越大，這些裂縫在冷卻收縮時(shí)無(wú)法完全恢復(fù)，鋼管的變形則基本能夠完全恢復(fù)，從而導(dǎo)致鋼管的收縮量更大而對(duì)核心混凝土形成一定的“箍緊作用”最終導(dǎo)致界面間的機(jī)械咬合力和摩阻力得到加強(qiáng)。而T=200 ℃試件由于受熱溫度相對(duì)較低，“箍緊作用”相對(duì)較弱，高溫對(duì)化學(xué)膠結(jié)力的削弱作用要大于“箍緊作用”對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的增強(qiáng)作用，因此200 ℃時(shí)的界面黏結(jié)強(qiáng)度比常溫時(shí)要低。

圖9 不同變化參數(shù)對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響Fig. 9 Effect of different parameters on bond strength

圖9(b)為平均界面黏結(jié)強(qiáng)度與再生粗骨料取代率的關(guān)系柱狀圖(分析中對(duì)相同取代率、不同經(jīng)歷溫度的試件取平均值)。如圖所示，再生粗骨料取代率γ=25%、50%、75%、100%試件的平均極限黏結(jié)強(qiáng)度τu分別是γ=0%試件的0.99 倍、0.94倍、0.80 倍、0.91 倍，均值為0.91 倍；平均殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr相應(yīng)的倍數(shù)為0.97 倍、0.94 倍、0.76倍、0.82 倍，均值為0.87 倍。可見(jiàn)，鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度比鋼管普通混凝土約低11%，隨再生粗骨料取代率的升高呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢(shì)。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：首先，如前文所述再生粗骨料存在初始裂紋及其吸水率相對(duì)較高的特點(diǎn)會(huì)使混凝土在受熱膨脹時(shí)更易產(chǎn)生裂紋，而對(duì)界面黏結(jié)強(qiáng)度帶來(lái)不利影響。但較高的吸水率也會(huì)降低混凝土的實(shí)際水灰比，從而在一定程度上提高水泥漿體的強(qiáng)度而使界面黏結(jié)強(qiáng)度得到加強(qiáng)，當(dāng)其對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的增強(qiáng)作用超過(guò)了其他因素的削弱作用時(shí)就會(huì)使界面黏結(jié)強(qiáng)度有所提高，因此取代率超過(guò)75%時(shí)黏結(jié)強(qiáng)度出現(xiàn)了小幅度的回升。

3.3 界面黏結(jié)抗剪剛度

界面黏結(jié)抗剪剛度是反映鋼管與核心混凝土的界面在荷載作用下抵抗剪切變形(宏觀上表現(xiàn)為二者之間產(chǎn)生滑移)能力的重要指標(biāo)。本文參考文獻(xiàn)[12]中的方法并結(jié)合本試驗(yàn)所得P-S曲線的彈性階段范圍，將界面黏結(jié)抗剪剛度定義為試件加載端P-S曲線線性上升段中0.5Pu對(duì)應(yīng)的點(diǎn)與坐標(biāo)原點(diǎn)連線的割線斜率，并記為Ke。

圖10(a)為界面黏結(jié)抗剪剛度與經(jīng)歷溫度的關(guān)系圖(分析中對(duì)相同溫度、不同取代率的試件取平均值)。如圖所示，T=200 ℃、400 ℃、600 ℃試件的界面黏結(jié)抗剪剛度分別是T=20 ℃試件的0.97 倍、2.09 倍、1.86 倍；可見(jiàn)界面黏結(jié)抗剪剛度隨經(jīng)歷溫度的升高呈先減小后增大再減小的變化規(guī)律。界面黏結(jié)抗剪剛度在T≤400 ℃時(shí)隨溫度升高先減小后增大的原因與界面黏結(jié)強(qiáng)度隨溫度升高先減小后增大的原因類似。二者規(guī)律的不同之處在于黏結(jié)強(qiáng)度在T=600 ℃時(shí)仍未開(kāi)始退化，而黏結(jié)抗剪剛度在400 ℃后便開(kāi)始退化。這是因?yàn)轲そY(jié)界面發(fā)生損傷時(shí)，界面處的變形與破碎的混凝土顆粒能對(duì)界面黏結(jié)強(qiáng)度起到一定的補(bǔ)充作用，而對(duì)黏結(jié)抗剪剛度的提升作用相對(duì)較弱，因此界面黏結(jié)強(qiáng)度的退化比黏結(jié)抗剪剛度的退化要晚。

圖10 不同變化參數(shù)對(duì)黏結(jié)抗剪剛度的影響Fig. 10 Effect of variable parameters on bond shear stiffness

圖10(b)為界面黏結(jié)抗剪剛度與再生粗骨料取代率的關(guān)系圖(分析中對(duì)相同取代率、不同經(jīng)歷溫度的試件取平均值)。如圖所示，再生粗骨料取代率γ=25%、50%、75%、100%試件的界面黏結(jié)抗剪剛度分別是γ=0%(普通混凝土)試件的1.10 倍、1.17 倍、0.98 倍、1.03 倍，均 值 為1.07 倍；可見(jiàn)，鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)抗剪剛度比鋼管普通混凝土約高7%，隨再生粗骨料取代率的升高呈現(xiàn)先增大后減小再增大的變化趨勢(shì)。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：如前文所述再生骨料的存在會(huì)使混凝土更易出現(xiàn)裂縫從而對(duì)黏結(jié)界面造成削弱，但再生骨料較高的吸水率高又會(huì)降低混凝土實(shí)際水灰比，提高水泥漿體的強(qiáng)度并使混凝土的收縮變形量減小，造成核心混凝土與外部鋼管接觸地相對(duì)更緊密，從而在一定程度上提升界面整體抵抗變形的能力。隨著再生粗骨料取代率的變化，兩種因素影響力的相對(duì)大小也隨之變化，在二者的共同影響下最終造就了上述變化規(guī)律。

3.4 界面黏結(jié)耗能能力

在荷載作用下界面黏結(jié)發(fā)生損傷的過(guò)程本質(zhì)上是能量耗散的過(guò)程，本文利用耗能量W來(lái)定量反映試件的界面黏結(jié)耗能能力，其計(jì)算公式如下：

式中，Ss為試件加載端P-S曲線與坐標(biāo)橫軸所圍成區(qū)域的面積。

圖11(a)為耗能量與經(jīng)歷溫度的關(guān)系圖(分析中對(duì)相同溫度、不同取代率的試件取平均值)。如圖所示，經(jīng)歷溫度T=200 ℃、400 ℃、600 ℃試件的耗能量分別是T=20 ℃試件的1.28 倍、2.46 倍、4.06 倍?？梢?jiàn)，界面黏結(jié)耗能能力隨經(jīng)歷溫度T的升高呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)。耗能量在T≥200 ℃時(shí)隨溫度升高逐漸增加的原因與黏結(jié)強(qiáng)度隨溫度升高而增強(qiáng)的原因類似。不同之處在于黏結(jié)強(qiáng)度在T=200 ℃時(shí)由于受到“箍緊作用”的增強(qiáng)影響小于高溫對(duì)化學(xué)膠結(jié)力的削弱影響而比常溫時(shí)略低，而耗能量此時(shí)則呈增加趨勢(shì)。這是因?yàn)榛瘜W(xué)膠結(jié)力的降低雖然會(huì)削弱黏結(jié)強(qiáng)度但會(huì)使界面變形發(fā)生地相對(duì)更容易，而變形是能量耗散的主要途徑之一因此使耗能量有所增加。

圖11 不同變化參數(shù)對(duì)耗能量的影響Fig. 11 Effect of variable parameters on energy consumption

圖11(b)為耗能量與再生粗骨料取代率的關(guān)系圖(分析中對(duì)相同取代率、不同經(jīng)歷溫度的試件取平均值)。如圖所示，再生粗骨料取代率γ=25%、50%、75%、100%試件的界面黏結(jié)抗剪剛度分別為γ=0%試件的1.11 倍、1.03 倍、0.79 倍、0.92 倍，均值為0.96 倍。可見(jiàn)，鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)耗能量比鋼管普通混凝土約低4%，隨再生粗骨料取代率γ 的升高呈現(xiàn)先增大后減小再增大的變化趨勢(shì)。其原因與黏結(jié)抗剪剛度隨再生粗骨料取代率上升呈先增大后減小再增大趨勢(shì)的原因類似。

4 界面黏結(jié)損傷演變過(guò)程

文獻(xiàn)[21]的研究表明：彈性模量的退化可以很好地反映材料的損傷程度。文獻(xiàn)[10]基于此提出的黏結(jié)損傷度Dt的概念，可以定量地反映試件滑移過(guò)程中界面黏結(jié)損傷的程度，其表達(dá)式如下：

式中，Kt為加載端P-S曲線任意點(diǎn)的切線斜率，而Ke為加載端P-S曲線上升段中0.8Pu對(duì)應(yīng)的點(diǎn)與坐標(biāo)原點(diǎn)連線的割線斜率。

本文在其基礎(chǔ)上，將其中的剛度比Kt/Ke部分統(tǒng)一為切線斜率之比來(lái)提升精確度，即依據(jù)試驗(yàn)所得的加載端的P-S曲線形態(tài)特點(diǎn)考慮采用P-S曲線上升段中0.5Pu對(duì)應(yīng)點(diǎn)處的切線斜率Ket代替其式中的Ke，從而建立改進(jìn)后的黏結(jié)損傷度Dto以更精確地描述試件的損傷發(fā)展過(guò)程，相應(yīng)的表達(dá)式如下：

式中：Kt為試件加載端P-S曲線任意點(diǎn)的切線斜率；Ket為加載端P-S曲線上升段中0.5Pu對(duì)應(yīng)點(diǎn)處的切線斜率。

鑒于本試驗(yàn)所得P-S曲線的上升段在0.5Pu 附近時(shí)基本均處于彈性階段，可近似認(rèn)為在荷載越過(guò)0.5Pu以前時(shí)界面無(wú)黏結(jié)損傷發(fā)生，即損傷度Dto=0；隨著推出荷載增大，P-S曲線進(jìn)入減速上升階段，損傷隨之逐漸發(fā)展，此時(shí)0

文獻(xiàn)[12]采用類似的分析方法，雖獲得了試件的損傷發(fā)展曲線能夠反映損傷發(fā)展的過(guò)程，但無(wú)法直觀地反映試件界面損傷發(fā)展整體速度的快慢，且只選取了個(gè)別試件的損傷過(guò)程進(jìn)行分析，代表性不強(qiáng)。針對(duì)該問(wèn)題，本文首先對(duì)各試件P-S曲線上升段中0.5Pu～Pu區(qū)段的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，發(fā)現(xiàn)2 階多項(xiàng)式擬合度較高(R2值均在0.985 以上)，由此得到各試件相應(yīng)區(qū)段曲線的數(shù)學(xué)表達(dá)式后，對(duì)其求一階導(dǎo)數(shù)便可得到各試件加載端P-S曲線相應(yīng)區(qū)段任意點(diǎn)的切線斜率Kt的表達(dá)式，代入式(5)便可對(duì)黏結(jié)損傷度Dto進(jìn)行計(jì)算。同時(shí)，為了便于對(duì)各試件的界面損傷發(fā)展過(guò)程進(jìn)行對(duì)比，采用相對(duì)滑移量S/La作為坐標(biāo)軸橫軸(La為鋼管與混凝土的界面黏結(jié)長(zhǎng)度)，最終得到各試件的黏結(jié)損傷度Dto與相對(duì)滑移S/La的關(guān)系曲線，如圖12 所示。

圖12 黏結(jié)損傷度與相對(duì)滑移量的關(guān)系曲線Fig. 12 Curves between bond damage degree and relative slip

由圖12 所示，發(fā)生初始黏結(jié)損傷的試件從早到晚依次為400 ℃、200 ℃、20 ℃的試件，但T≤400 ℃試件相互間的差距不大，均是在相對(duì)滑移達(dá)到0.0015 附近時(shí)開(kāi)始發(fā)生損傷；而T=600 ℃的試件損傷的發(fā)生則明顯較晚，對(duì)應(yīng)的相對(duì)滑移值均在0.0035 左右?？梢?jiàn)界面黏結(jié)損傷發(fā)生地早晚受再生粗骨料取代率的影響不明顯，隨經(jīng)歷溫度的升高呈現(xiàn)先提早，而后變晚的變化規(guī)律。這是因?yàn)椋?jīng)歷溫度較低界面黏結(jié)損傷發(fā)生的早晚主要取決于界面間的化學(xué)膠結(jié)力，經(jīng)歷溫度達(dá)到600 ℃時(shí)，鋼管和混凝土變形差引起的“箍緊作用”相對(duì)較強(qiáng)使得損傷發(fā)生明顯推遲。

對(duì)圖12 中各試件的損傷發(fā)展曲線的斜率進(jìn)行計(jì)算，得到各試件的界面黏結(jié)損傷發(fā)展速度數(shù)值后分別對(duì)相同經(jīng)歷溫度、不同取代率以及相同取代率、不同經(jīng)歷溫度試件的損傷發(fā)展速度數(shù)據(jù)求平均值，以便于研究溫度和再生骨料取代率對(duì)界面黏結(jié)損傷發(fā)展速度的影響，相應(yīng)的數(shù)據(jù)見(jiàn)表5。

表5 試件損傷發(fā)展速度Table 5 Damage development rate of specimens

如表5 所示，經(jīng)歷溫度T=200 ℃、400 ℃、600 ℃試件的黏結(jié)損傷發(fā)展速度分別是T=20 ℃試件的1.08 倍、1.53 倍、0.99 倍；再生粗骨料取代率γ=25%、50%、75%、100%試件的黏結(jié)損傷發(fā)展速度分別為γ=0%試件的0.95 倍、1.2 倍、1.02 倍、1.01 倍，均值為1.04 倍?？梢?jiàn)，鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)損傷發(fā)展速度比鋼管普通混凝土約快4%，隨經(jīng)歷溫度和再生骨料取代率的升高總體上呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢(shì)。這是因?yàn)?，?jīng)歷溫度較低時(shí)鋼管對(duì)核心混凝土的“箍緊作用”還相對(duì)較弱，但此時(shí)界面的化學(xué)膠結(jié)力受損已較嚴(yán)重，因而導(dǎo)致界面黏結(jié)損傷速度加快，溫度較高時(shí)“箍緊作用”增強(qiáng)又使損傷速度減緩。而損傷速度隨取代率升高出現(xiàn)先增大而后減小的規(guī)律，是取代率升高會(huì)使混凝土易開(kāi)裂，但同時(shí)也會(huì)使混凝土體積收縮量減小，從而加強(qiáng)其與鋼管接觸的緊密程度這兩種因素共同作用的結(jié)果。

5 黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算

關(guān)于圓鋼管再生混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算方法，文獻(xiàn)[10]只給出了常溫下相應(yīng)的極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，而并未給出殘余黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算方法。并且由于該公式未考慮試件最高經(jīng)歷溫度T的影響，因此并不適用于高溫后鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算。為此，本文以試件最高經(jīng)歷溫度T、再生粗骨料取代率γ、常溫時(shí)混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu、鋼管長(zhǎng)徑比La/DC為變化參數(shù)，通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸統(tǒng)計(jì)，并引入關(guān)系系數(shù)n=τr/τu來(lái)實(shí)現(xiàn)極限黏結(jié)強(qiáng)度和殘余黏結(jié)強(qiáng)度的換算，最終得到高溫后圓鋼管再生混凝土界面的極限黏結(jié)強(qiáng)度τu和殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr的計(jì)算公式如下：

式中：T為試件最高經(jīng)歷溫度(20 ℃≤T≤600 ℃)；γ 為再生粗骨料取代率(0%≤γ≤100%)；fcu/MPa為常溫時(shí)混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度；La/mm 為鋼管與混凝土的界面黏結(jié)長(zhǎng)度；DC/mm 為圓鋼管的外徑；n為關(guān)系系數(shù)。

運(yùn)用式(6)計(jì)算得到各試件的界面黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值τuc、τrc后與黏結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)實(shí)測(cè)值τu、τr進(jìn)行比較，得出τuc/τu與τrc/τr的平均值分別為1.0351和1.0354，可見(jiàn)界面黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值整體吻合良好。各試件界面黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的比較情況及式(6)中關(guān)系系數(shù)n的取值，分別見(jiàn)表6 和表7。

表6 計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Table 6 Comparison of calculated values andexperimental values

表7 關(guān)系系數(shù)取值Table 7 The values of relation coefficient

6 黏結(jié)滑移本構(gòu)方程

依據(jù)圖8 中兩類典型P-S曲線的形態(tài)特點(diǎn)，建立高溫后圓鋼管再生混凝土加載端的τ-S本構(gòu)模型(τ 為界面黏結(jié)應(yīng)力，S為加載端的滑移量)。經(jīng)歷溫度T≤400 ℃和T=600 ℃種情況下的τ-S本構(gòu)模型曲線分別如圖13(a)、圖13(b)所示。

依據(jù)圖13 中的τ-S本構(gòu)模型曲線，建立高溫后圓鋼管再生混凝土加載端的τ-S本構(gòu)方程表如下：

圖13 τ-S 本構(gòu)模型示意圖Fig. 13 Schematic diagram of constitutive model of τ-S

采用上述建立的τ-S本構(gòu)方程對(duì)各試件進(jìn)行計(jì)算，得到各試件加載端的τ-S本構(gòu)方程計(jì)算曲線后，與相應(yīng)的試驗(yàn)實(shí)測(cè)τ-S曲線進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)采用該本構(gòu)方程計(jì)算所得的τ-S曲線與試驗(yàn)實(shí)測(cè)的τ-S曲線吻合情況良好。各試件的本構(gòu)方程計(jì)算曲線與試驗(yàn)實(shí)測(cè)曲線對(duì)比圖如圖14 所示。

圖14 本構(gòu)方程計(jì)算曲線與試驗(yàn)曲線的對(duì)比Fig. 14 Comparison between calculated and measured curves

7 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)20 根經(jīng)歷高溫作用后的圓鋼管再生混凝土試件進(jìn)行推出試驗(yàn)，揭示了高溫后圓鋼管再生混凝土界面黏結(jié)性能的變化規(guī)律，并建立了相應(yīng)的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算方法及黏結(jié)滑移本構(gòu)方程?；诒疚牡难芯?，可以得到如下結(jié)論：

(1)高溫后圓鋼管再生混凝土試件加載端和自由端的荷載-滑移曲線形態(tài)相似，其中加載端的初始滑移發(fā)生較早。

(2)界面黏結(jié)性能整體上與普通圓鋼管混凝土相差不大，各取代率下性能差值的均值在11%以內(nèi)。

(3)界面黏結(jié)強(qiáng)度隨經(jīng)歷溫度和再生粗骨料取代率的升高呈現(xiàn)先減小后增大的變化規(guī)律。

(4)界面黏結(jié)抗剪剛度隨經(jīng)歷溫度的升高呈現(xiàn)先減小后增大再減小的變化規(guī)律；隨再生粗骨料取代率的升高呈現(xiàn)先增大后減小再增大的變化規(guī)律。

(5)界面黏結(jié)耗能能力隨經(jīng)歷溫度的升高而逐漸增大，隨再生粗骨料取代率的升高呈現(xiàn)先增大后減小再增大的變化規(guī)律。

(6)界面黏結(jié)損傷發(fā)生的早晚隨經(jīng)歷溫度的升高呈現(xiàn)先提早而后變晚的變化規(guī)律，再生粗骨料取代率對(duì)其無(wú)明顯影響。

(7)界面黏結(jié)損傷發(fā)展速度隨經(jīng)歷溫度和再生骨料取代率的升高均呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律。

(8)提出了高溫后圓鋼管再生混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算方法及黏結(jié)滑移本構(gòu)方程，相應(yīng)的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果吻合情況良好。