凍融循環后的型鋼混凝土黏結滑移性能研究

姚志成,李俊華,張幸鏘,王 崢

（寧波大學 土木工程與地理環境學院,浙江 寧波 315211）

型鋼混凝土結構以其性能的優越性在工程建設中日益得到廣泛應用.作為一種混凝土組合結構,型鋼與混凝土間的黏結作用是兩種不同材料能夠發揮各自優勢,共同承載受力的基本前提[1].良好的黏結性能將保證型鋼混凝土構件在承載時,不因型鋼與混凝土間的相對滑移而影響其受力性能.然而在我國廣大三北(東北、華北、西北)地區及常年凍土地區,由于所處地區環境溫度較低,混凝土構造物表面與其孔隙中的水分會凍結,而當溫度升高時水分又將融化;隨著溫度不斷循環變化,凍結與融化也將循環產生,這就對混凝土結構產生凍融循環作用[2].凍融循環作用使結構在正常使用過程中產生凍融損傷,甚至造成凍融破壞,這是混凝土結構主要破壞形式之一[3].凍融循環作用在造成混凝土力學性能損傷的同時,也將造成型鋼混凝土黏結強度降低,使型鋼混凝土結構黏結性能產生不可逆退化,影響結構的長期安全使用.

目前有關凍融循環作用后鋼筋混凝土黏結滑移性能的研究已獲較多成果,取得較大進展[4-9].研究結果表明,凍融循環會造成鋼筋與混凝土黏結強度的下降,影響鋼筋混凝土的黏結滑移性能.其中Hanjari 等[6]通過試驗研究發現,當凍融作用對混凝土抗壓強度減低25%與50%時,鋼筋與混凝土的黏結強度分別下降14%與50%,還同時引起鋼筋混凝土受力性能的下降.Xu等[7]考慮混凝土強度等級與凍融循環次數,對凍融后的變形鋼筋混凝土進行單調和反向循環加載試驗,結果表明凍融后鋼筋混凝土初始黏結剛度降低,并隨凍融循環次數增加,降低速率增加.但關于凍融循環后型鋼混凝土黏結滑移性能的研究還處于起步階段.雖然目前相關研究較少,但可以預見凍融循環作用后的型鋼混凝土黏結滑移性能的有關研究成果會有廣泛應用前景.

本文對凍融后的型鋼混凝土短柱進行推出試驗,研究凍融后型鋼混凝土的黏結滑移性能,并建立相應黏結強度與滑移量計算公式.這對完善現有型鋼混凝土黏結滑移性能的研究及提高寒冷地區型鋼混凝土構件的耐久性都具有重要意義.

1 試驗方案

1.1 試驗參數設計

本次試驗共設計9 個型鋼混凝土短柱試件,對其中5 個試件進行凍融循環試驗,待凍融循環次數達到設計值時,再對其進行推出試驗,余下4 個則進行常溫下的推出試驗.試驗主要考慮凍融循環作用次數N、型鋼錨固長度le、型鋼的保護層厚度Css與體積配箍率ρsv對凍融后型鋼混凝土黏結滑移性能的影響,試件參數設計情況詳見表1.

表1 試件參數設計情況表

1.2 試件形狀與材料屬性

試件采用強度等級C35 的商品混凝土進行澆筑;縱向鋼筋采用直徑12 mm的HRB335級螺紋鋼筋;箍筋采用直徑為6 mm 的HPB300 級光圓鋼筋;在試件核心區布置Q235 熱軋H 型鋼,型鋼規格采用HW100×100×6×8.型鋼頂面高出混凝土100 mm,下部伸出混凝土100 mm.試件鋼筋保護層厚度為30 mm,型鋼保護層厚度根據表1 選取.按不同型鋼保護層厚度將試件截面尺寸分為220 mm×220 mm、280 mm×280 mm、340 mm×340 mm.試件形狀和截面配鋼情況如圖1 所示.

圖1 試件形狀與截面配鋼情況(單位: mm)

鋼材的拉伸試驗按照《金屬材料拉伸試驗第1部分: 室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010)進行操作,并保證所有標準拉伸試件均為同批次生產的鋼材.鋼材的力學性能見表2.

表2 鋼材力學性能

混凝土試塊為邊長150 mm 立方體試塊,共同澆筑.對常溫及凍融后的混凝土試塊進行抗壓強度測定,測定根據《混凝土物理力學性能試驗方法標準》(GB/T 50081-2019)在電液式壓力試驗機上進行.通過壓力測試最終測得常溫及不同凍融循環次數下的混凝土試塊抗壓強度(表3).

表3 混凝土抗壓強度實測值

1.3 凍融循環試驗方案

凍融循環試驗裝置采用浙江路達機械儀器有限公司生產的CABR-HDK9 型快速凍融裝置.試驗前,根據試件尺寸自行打造2 個鋼試驗盒,其功能一是用以將試件與防凍液進行阻隔,二是可以讓試件充分浸泡在鋼試驗盒內的清水之中.由于有關型鋼混凝土試件的凍融試驗目前并無相關規范,因此本試驗參照《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標準》(GB/T 50082-2009)進行型鋼混凝土的凍融操作.

1.4 試驗加載與量測方案

單調推出試驗在四柱壓力試驗機上進行,加載裝置及方案如圖2 所示.加載時,儀器上端為固定傳力板,下端為主動傳力板.固定傳力板起固定試件作用,對應試件自由端,主動傳力板起加載作用,對應試件加載端,荷載傳遞方向由下至上.

圖2 試驗加載裝置及方案

試驗荷載測量采用力學傳感器,滑移測量采用位移百分表.為測量型鋼與混凝土的相對滑移,將磁力底座吸附在試件表面粘貼的角鋼上,位移百分表的頂針指向粘貼在端部伸出型鋼的角鋼上,具體測試方式如圖3 所示.

圖3 相對滑移的測量

2 試驗結果與分析

2.1 凍融試驗現象

凍融循環結束后,將試件從凍融盒內抬出,觀察構件表面情況(圖4).觀測看到,隨著凍融循環次數的增加,試件混凝土表面經歷了表面砂漿剝落、細骨料掉落和粗骨料露出三個階段.凍融循環作用使試件表面由平整光滑狀態變為粗糙的麻面狀態,試件表層混凝土受到侵蝕,受損現象與混凝土試塊遭受凍融循環作用后的情況類似.造成這種現象的原因是混凝土是一種各向異性材料,自然狀態下表面及內部分布許多大小不同的孔隙,在含水率達到一定程度時,孔隙中的水因凍結體積膨脹,對孔壁產生作用力,當作用力達到一定程度時,孔隙破裂,表面砂漿及細小顆粒因此產生剝落,并隨著凍融程度的增加剝落加劇.

圖4 凍融后型鋼混凝土試件表面情況

2.2 推出試驗破壞形態

推出試驗最終都以型鋼從混凝土中被推出而結束,根據保護層厚度的不同存在兩種破壞形態.當型鋼保護層厚度為60 mm 時,試件端部產生劈裂裂縫,4條從型鋼翼緣端部向柱角延伸,并最終到達柱角,2 條從型鋼翼緣中部產生,并最終到達邊角;在極限荷載的60%左右時,試件在加載端產生一條縱向裂縫,隨著荷載的增加,裂縫逐漸向自由端延伸,并最終形成縱向貫穿裂縫.而當保護層厚度增加到90 mm 時,試件端部與側面均不產生裂縫.試件的典型推出破壞形態如圖5 所示.

圖5 推出試件破壞形態

2.3 荷載—滑移曲線

各試件的荷載—滑移(P—S)曲線如圖6 所示.從圖中荷載—滑移曲線可以看出,各試件自由端與加載端的P—S曲線整體形狀一致,自由端整體曲線稍落后于加載端,體現在P—S曲線中為自由端曲線偏左.同時常溫下及凍融循環作用后的型鋼混凝土試件的曲線形狀大致相似,并呈現出一定規律.根據曲線整體特點總結出典型的試件荷載—滑移曲線模型(圖7).將P—S曲線分為4 段,分別為無滑移段(OA)、荷載增加段(AB)、荷載下降段(BC)、水平殘余段(CD).其中OA段的A點對應試件的初始黏結荷載Pa,AB段的B點對應極限黏結荷載Pu與極限滑移量Su,BC段的B點對應殘余黏結荷載Pr與殘余滑移量Sr.

圖6 各試件的P—S 曲線

圖7 典型的P—S 模型

2.4 設計參數分析

根據試驗數據找出各試件的承載力與滑移特征值,具體數據見表4.

表4 試件承載力與滑移特征值

2.4.1 凍融循環作用

由圖8 可見,凍融循環作用會造成型鋼混凝土試件包括初始黏結承載力、極限承載力與殘余承載力在內的特征承載力與特征滑移值的下降,其中,極限承載力下降程度最大,凍融100 次后試件的極限承載力下降了23.06%.

圖8 凍融前后各承載力特征值

2.4.2 保護層厚度

凍融后不同保護層厚度試件的P—S曲線如圖9 所示.從圖中可見,型鋼保護層厚度的增加在一定程度上抵消了凍融循環作用產生的不利影響,即隨著保護層厚度的增加,試件各承載力特征值有所增大.為便于分析,定義Duλ為極限承載力損失,計算公式如下:

圖9 凍融作用后不同保護層厚度的P—S 曲線

根據式(1)得出凍融后不同保護層厚度的極限承載力損失情況(圖10).由圖可見,凍融后保護層厚度的增加能夠降低極限承載力的損失.這是由于凍融作用首先作用在試件混凝土表面,并隨著凍融循環作用的持續,而不斷向試件內部發展,因此,增加保護層厚度能夠增加凍融循環作用的傳遞路徑,使相同凍融循環次數的混凝土試件的極限承載力損失減小.

圖10 凍融后不同保護層厚度的承載力損失情況

2.4.3 型鋼錨固長度

圖11 反映了凍融循環后錨固長度對試件承載力與相對滑移的影響,可以看到錨固長度的增加使試件特征承載力上升,降低了凍融循環的不利作用.當錨固長度從380 mm 增加至560 mm 時,凍融循環作用后的試件極限承載力從300 kN 增加至379 kN,但錨固長度的增加對于殘余承載力提升程度不高.

圖11 凍融后不同錨固長度的P—S 曲線

3 黏結-滑移本構關系

3.1 凍融后SRC 黏結—滑移曲線

將所測量的荷載試驗值P通過下式轉化成型鋼與混凝土界面上的平均黏結應力:

式中:τ為平均黏結應力;C為型鋼截面周長.由式(2)計算得到各試件的平均黏結應力與端部滑移曲線(即黏結—滑移曲線(τ—S曲線))如圖12 所示.

圖12 試件的τ—S 曲線

分析圖12 中的黏結—滑移曲線以及其各黏結及滑移特征值,可以看出: (1)相比常溫情況,凍融后的試件在超過極限黏結強度后,隨著滑移的增加,黏結強度下降的趨勢更加緩和;(2)隨著保護層厚度的增加,試件的黏結強度提升;(3)隨著錨固長度的增加,試件的黏結強度下降.

3.2 黏結-滑移本構模型

由平均黏結應力式可知,黏結-滑移與荷載-滑移具有相似趨勢,也可分為4 段,分別為無滑移段、黏結應力隨滑移上升段和隨滑移下降段、黏結應力不變滑移持續增加段.通過對型鋼混凝土τ—S曲線的特征分析,確定初始黏結強度τa、極限黏結強度τu、殘余黏結強度τr及其對應的特征滑移值Su、Sr,通過上述5 個特征值,確定凍融后型鋼混凝土的黏結-滑移(τ—S)本構關系模型(圖13).

圖13 凍融型鋼混凝土τ—S 本構模型

通過確定各黏結滑移特征值,得到本構模型各段關系式,并分別對每段曲線相關性進行分析.

(1)OA段: 此時隨著黏結強度增加,試件暫無滑移產生.曲線為與Y軸重合的直線.曲線可用下式表示:

(2)AB段: 此時黏結強度隨著滑移量的增加而增大,基本趨勢近似為二次曲線的上升段.曲線可用下式表示:

(3)BC段: 滑移量持續增加,黏結強度發生退化,基本趨勢為一條二次曲線下降段.曲線可用下式表示:

(4)CD段: 黏結強度趨于穩定,滑移持續增加,曲線近似水平直線.可用下式表示:

3.3 本構模型的試驗曲線與本構模型曲線對比

將試驗特征點數值結合本構模型曲線公式繪制出黏結—滑移曲線,并將試驗曲線與本構模型曲線進行對比(圖14),符合程度較好.

圖14 試驗曲線與本構模型對比

3.4 特征黏結強度計算

結合本次試驗與文獻[10-13]共44 個常溫及凍融后的型鋼混凝土試件,通過對主要影響因素進行多元線性回歸,得到各特征黏結強度算式如下:

(1)凍融型鋼混凝土初始黏結強度:

(2)凍融型鋼混凝土極限黏結強度:

(3)凍融型鋼混凝土殘余黏結強度:

式中:d為型鋼界面高度,mm;ft為混凝土抗拉強度,MPa.

將得到的各黏結強度計算值與本次試驗的數據進行對比,初始黏結強度與極限黏結強度見表5,殘余黏結強度見表6.從表5、表6 中可以看出,試件公式計算結果與試驗結果總體相符,計算值與試驗值之比在0.8～1.2 左右.個別試件(如SRC-08)的殘余黏結強度計算值偏差較大,其原因可能為試件在殘余段加載時,儀器施力控制不當導致.

表5 試件初始與極限黏結強度特征值

表6 試件殘余黏結強度特征值

3.5 特征滑移量計算

常溫下型鋼混凝土特征滑移值大小主要與型鋼錨固長度有關[12],而凍融循環之后,凍融循環次數與型鋼保護層厚度對極限黏結滑移存在影響,并且凍融循環次數與試件配箍率對殘余黏結滑移存在影響,因此結合本文與文獻[10-13]共44 個型鋼混凝土的推出試驗數據,對主要影響因素進行線性回歸,得到特征黏結滑移量的計算式:

(1)凍融型鋼混凝土極限黏結滑移量:

(2)凍融型鋼混凝土殘余黏結滑移量:

黏結滑移量計算值與試驗值的對比見表7.由表可見,各試件計算結果與試驗結果總體相符,計算值與試驗值之比在0.8～1.2 左右.

表7 試件黏結滑移特征值

4 結論

(1)凍融循環作用造成混凝土抗壓強度下降,同時混凝土試塊與型鋼混凝土試件表面也因凍融循環作用造成損傷,在表面產生微裂縫.

(2)凍融前后型鋼混凝土試件的荷載—滑移曲線大致相似,且具有一定規律.可以根據荷載與滑移關系分為四段: 無滑移段、荷載隨滑移上升段、荷載下降滑移增加段、荷載穩定滑移持續增加段.

(3)凍融循環作用會造成型鋼混凝土各特征承載力的下降,而增加型鋼保護層厚度與錨固長度,可以提高試件各承載力特征值,在一定程度上抵消凍融循環的不利作用.

(4)根據試驗所得黏結—滑移曲線構建了凍融型鋼混凝土的黏結—滑移本構模型,并結合以往常溫及凍融后型鋼混凝土推出試驗的相關數據建立了凍融型鋼混凝土的各特征黏結強度與特征黏結滑移量計算公式.