鋼-混界面法向粘結(jié)強(qiáng)度測定及統(tǒng)計分析

余新盟　陳文杰　陳寶春

(1．東莞理工學(xué)院　生態(tài)環(huán)境與建筑工程學(xué)院，廣東東莞　523808；2．福州大學(xué)　土木工程學(xué)院，福州　350108)

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鋼-混界面法向粘結(jié)強(qiáng)度測定及統(tǒng)計分析

余新盟1,2陳文杰2陳寶春2

(1．東莞理工學(xué)院生態(tài)環(huán)境與建筑工程學(xué)院，廣東東莞523808；2．福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福州350108)

近年來鋼管混凝土的徑向脫粘(簡稱“脫粘”)問題成為研究人員關(guān)注的一個問題。脫粘往往因管內(nèi)混凝土收縮或外圍溫度作用導(dǎo)致界面法向拉應(yīng)力超過粘結(jié)強(qiáng)度引起，在實(shí)際結(jié)構(gòu)中后者是主因。但目前在研究鋼管混凝土脫粘問題時，對鋼-混界面法向粘結(jié)強(qiáng)度的取值尚缺統(tǒng)一的認(rèn)識，為此，本研究通過試驗(yàn)測定了鋼-混界面的法向粘結(jié)強(qiáng)度，研究了混凝土強(qiáng)度等級和養(yǎng)護(hù)條件這兩個因素的影響，并據(jù)此通過統(tǒng)計分析給出了粘結(jié)強(qiáng)度的統(tǒng)計量及回歸公式。

粘結(jié)強(qiáng)度; 鋼管混凝土結(jié)構(gòu);徑向脫粘; 試驗(yàn); 統(tǒng)計分析

近20多年來，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)得到了迅猛發(fā)展，已被廣泛應(yīng)用于高層建筑、地鐵和橋梁結(jié)構(gòu)，僅在中國現(xiàn)已建成的和在建的鋼管混凝土拱橋就已超過300座[1]。

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)受青睞的原因在于其性價比和結(jié)構(gòu)高效性：鋼和混凝土在橫截面上的分布有利于充分發(fā)揮材性；鋼管混凝土構(gòu)件在以承壓為主時表現(xiàn)出相互增強(qiáng)的機(jī)制(即，鋼管的約束作用可提升管內(nèi)混凝土的抗壓強(qiáng)度，而內(nèi)填混凝土又可有效地抑制鋼管的塌陷屈曲)[2]；在施工方面，鋼管自身作為永久的混凝土模板可加快施工速度，支持先進(jìn)施工技術(shù)(如轉(zhuǎn)體合攏施工、作為勁性骨架施工等[3])?？梢灶A(yù)見在將來很長時間內(nèi)，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的應(yīng)用在發(fā)展中國家仍具有很強(qiáng)的競爭力。

現(xiàn)有的實(shí)用設(shè)計規(guī)范或指南一般將鋼管和管內(nèi)混凝土視為一組合體形成組合作用，然而一項(xiàng)針對66座鋼管混凝土拱橋的狀況調(diào)查[4]發(fā)現(xiàn)其中的60座存在鋼管與管內(nèi)混凝土分離現(xiàn)象(以下簡稱“脫粘”)，超聲波檢測[5-6]也證實(shí)了日照條件下鋼管混凝土拱肋脫粘現(xiàn)象的存在。

盡管目前尚無鋼管混凝土拱橋因脫粘而倒塌的事例，從設(shè)計角度看，保證結(jié)構(gòu)運(yùn)行在設(shè)計的預(yù)想狀況下是必要的，與預(yù)想狀況背離的任何偏差都應(yīng)視為潛在的威脅。輕微的脫粘對鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的極限承載力或許影響不大，因?yàn)樵谳S壓比增大時，泊松比的不同使得間隙重新閉合。然而，大的脫粘間隙將破壞鋼管混凝土的組合優(yōu)點(diǎn)，降低其剛度和極限承載力[7-9]。

傳統(tǒng)的大量針對鋼-混界面粘結(jié)強(qiáng)度的研究集中在相對滑移方面，其成果體現(xiàn)在各種設(shè)計規(guī)范和指南中，例如歐洲規(guī)范[10]取0.55 MPa，對于橋梁工程英國規(guī)范[11]和澳大利亞規(guī)范[12]取0.4 MPa。但脫粘是一個發(fā)生在徑向的漸進(jìn)過程，目前的試驗(yàn)手段還難以監(jiān)測這一過程及其后續(xù)的影響。由于缺乏對法向粘結(jié)強(qiáng)度的深入研究，研究中的粘結(jié)強(qiáng)度取值不一，如取抗壓極限強(qiáng)度,fu的4 %[13]或不論混凝土特性如何統(tǒng)一取0.86 MPa[14]等，未考慮養(yǎng)護(hù)條件和混凝土強(qiáng)度的影響。但有研究[15-17]表明處于密閉環(huán)境下的管內(nèi)混凝土強(qiáng)度僅自然環(huán)境養(yǎng)護(hù)條件下的一半，這一規(guī)律是否適用于法向粘結(jié)強(qiáng)度還未知。因此，有必要對鋼-混界面的法向粘結(jié)強(qiáng)度進(jìn)行深入研究。

本研究借鑒文獻(xiàn)[14]的兩種試驗(yàn)方法開展試驗(yàn)研究，考慮了混凝土強(qiáng)度等級和養(yǎng)護(hù)條件這兩個影響因素，然后對實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計分析得出了一個簡單的鋼-混界面法向粘結(jié)強(qiáng)度計算公式。

1　粘結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)

對拉試驗(yàn)或抗折試驗(yàn)是測定混凝土的抗拉強(qiáng)度的常用方法，前者常因試驗(yàn)過程中不可避免的缺陷導(dǎo)致結(jié)果偏低，而后者則因混凝土構(gòu)件在折斷前的非線形變導(dǎo)致結(jié)果偏高。從文獻(xiàn)[14]的試驗(yàn)可知，法向粘結(jié)強(qiáng)度小于混凝土的抗拉強(qiáng)度，因此在采用對拉試驗(yàn)時，鋼-混界面是最薄弱環(huán)節(jié)，因試驗(yàn)方案缺陷造成的影響相對更小些。若采用抗折試驗(yàn)測定，因鋼板的非線性變形可忽略不計，因此，界面破壞時對強(qiáng)度的高估量會更小一些?；谏鲜龇治?，混凝土的抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)方法也適用于粘結(jié)強(qiáng)度測定，而且可以預(yù)計采用兩種試驗(yàn)方法測得的結(jié)果間的差異更小，而且將形成粘結(jié)強(qiáng)度的上下限?；谏鲜隹紤]，本研究仍然采取兩種試驗(yàn)方法，實(shí)驗(yàn)結(jié)果互為比對，互相驗(yàn)證。

1.1對拉試驗(yàn)

1.1.1試件

試件由一塊鋼板和混凝土塊構(gòu)成，如圖1所示，為減少偏心受力，本試驗(yàn)采用預(yù)埋直鋼筋替換原來的彎曲錨固鋼筋。文獻(xiàn)[14]中用于抗折試驗(yàn)的混凝土混凝土混合料(見表1)被用于對拉試驗(yàn)以便于對比。一共采用C30、C40、C50、C60和C70混凝土制備了10組試件，每組6或7個試件，采取自然養(yǎng)護(hù)(標(biāo)記為“ZRXXX”)或密閉養(yǎng)護(hù)(標(biāo)記為“MBXXX”)。例如，“MB402”表示用C40混凝土制備的采取密閉養(yǎng)護(hù)的編號為2的試件。第一批試件以食品保鮮膜加裹塑料袋的方式來實(shí)現(xiàn)密閉環(huán)境，但后來發(fā)現(xiàn)有兩組試件隔離水分的效果不理想，故第二批試件采用在混凝土表面涂刷3 mm厚蠟封再外裹保鮮膜的方法來模擬密閉環(huán)境。

圖1　對拉試驗(yàn)設(shè)計(單位：mm)

混凝土等級混合料占比/(kg·m-3)水泥砂粗骨料水粉煤灰減水劑力學(xué)性能/MPa抗壓強(qiáng)度自然養(yǎng)護(hù)密閉養(yǎng)護(hù)彈性模量C30276078601101017605854935628731200C403370757010650176071460493/31300C504050726010250176085772514/36400C60410066409960175013708262854933900C70442066009900165014708866743034600

1.1.2試驗(yàn)過程和實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象

為防止?jié)沧⑦^程中水泥漿從邊緣滲漏殘留形成對鋼板外側(cè)的包裹影響準(zhǔn)確測定，試驗(yàn)前每個試件的四周都用砂紙打磨。對拉試驗(yàn)在50噸伺服系統(tǒng)上進(jìn)行，以夾具夾住試件兩端鋼筋對拉，加載速度為70N/s，通過數(shù)據(jù)采集軟件SANS Power Text V3.4 for DCS采集數(shù)據(jù)。當(dāng)達(dá)到鋼-混界面極限承載力時，混凝土和鋼板“砰”地一聲脫開。

1.1.3試驗(yàn)結(jié)果

本研究和文獻(xiàn)[14]的對拉試驗(yàn)的結(jié)果分別列于表2和表3中，盡管仍有幾個試件在未達(dá)到預(yù)期的荷載時就破壞，但鑒于文獻(xiàn)[14]的第一批次試驗(yàn)因試件問題12個壞了6個，從總體上看，試驗(yàn)結(jié)果的穩(wěn)定性和代表性比文獻(xiàn)[14]的好。

表2對拉試驗(yàn)結(jié)果

組別試件極限荷載/kN粘結(jié)強(qiáng)度/MPa強(qiáng)度均值/MPa組別試件極限荷載/kN粘結(jié)強(qiáng)度/MPa強(qiáng)度均值/MPaG1ZR3012368105ZR3022098093ZR3032433108ZR3042050091ZR3051839082ZR3062249100ZR3072225099標(biāo)　　準(zhǔn)　　差097009G6(1)MB3011906085MB3021936086MB3031746078MB3041448064MB3051200053MB3061590071MB3072240100標(biāo)　　準(zhǔn)　　差077016G2ZR4012220099ZR4022227099ZR4032112094ZR4041970088ZR4052751122ZR4062876100ZR407Damagebeforetest標(biāo)　　準(zhǔn)　　差105016G7(1)MB4012147095MB4021958087MB4031995089MB4041988088MB4051757078MB406792035MB4071045046標(biāo)　　準(zhǔn)　　差081018G3ZR5012494111ZR5022866127ZR5031884084ZR5042156096ZR5052871128ZR50608/ZR5072116094標(biāo)　　準(zhǔn)　　差107018G8(1)MB5012484110MB5022362105MB5032001089MB5042533113MB5053043135MB506578026MB5072816125標(biāo)　　準(zhǔn)　　差113016G4ZR6012470110ZR6022136095ZR6033036135ZR6042727121ZR6052666118ZR6062586115標(biāo)　　準(zhǔn)　　差116013G9(2)MB6012067092MB6022134095MB6032245100MB6042830126MB6051668074MB6061964087標(biāo)　　準(zhǔn)　　差096017G5ZR7013205141ZR7022750122ZR7032610116ZR7042540113ZR7052610116ZR7062820125標(biāo)　　準(zhǔn)　　差122010G10(2)MB7012706120MB7022222120MB7031864083MB7042348104MB70518268081MB7061601116標(biāo)　　準(zhǔn)　　差100016

(1)—用保鮮膜加塑料袋密封;(2)—用涂蠟加保鮮膜密封

因?yàn)楦鶕?jù)觀察第一批試件用保鮮膜加塑料袋密封的方式密閉效果不理想，所以表2中所列的第G7和G8組的僅作為數(shù)據(jù)分析的參照。

表3文獻(xiàn)[14]對拉試驗(yàn)結(jié)果

試件極限荷載/kN界面面積/mm2粘結(jié)強(qiáng)度/MPa試件極限荷載/kN界面面積/mm2粘結(jié)強(qiáng)度/MPa第一批1-11-21-31-41-51-6134016481390209027551764150×150150×150200×200200×200200×200200×200060073035052069044混凝土強(qiáng)度等級：C40

續(xù)表3

第二批2-12-22-32-42-52-62-72-815841667158915941852249632532324150×150150×150150×15150×150150×150150×150150×150150×1500700740710710821111451032-92-102-112-122-132-142-15另外兩個992150×150044713150×1500323566200×2000893094200×2000773409200×2000852488200×2000623326200×200083提前破壞總平均粘結(jié)強(qiáng)度073標(biāo)準(zhǔn)差026

1.2抗折試驗(yàn)

1.2.1試件

文獻(xiàn)[14]中的試件設(shè)計如圖2a所示，截面尺寸為100 mm x 100 mm，通過粘貼在試件底部的2個應(yīng)變片在試件破壞時的應(yīng)變值來計算粘結(jié)強(qiáng)度。本研究改為采用GB/T 50081-2002[18]混凝土抗折試驗(yàn)所用的標(biāo)準(zhǔn)尺寸，如圖2b所示。為便于對照，亦在每個試件底部靠近鋼板處的混凝土下表面粘貼3個應(yīng)變片，以助了解試件底面的應(yīng)力分布。

圖2　兩種試件設(shè)計對比示意圖

考慮到從對拉實(shí)驗(yàn)結(jié)果可總結(jié)出粘結(jié)強(qiáng)度受養(yǎng)護(hù)條件影響的規(guī)律，抗折試驗(yàn)只考慮自然養(yǎng)護(hù)的情形，旨在考查粘結(jié)強(qiáng)度的上限值，獲得粘結(jié)強(qiáng)度的變化區(qū)間。共準(zhǔn)備了6組試件，每組6個，采用了與對拉試件一一對應(yīng)的混凝土配合比。

1.2.2試驗(yàn)過程和試驗(yàn)現(xiàn)象

對拉試驗(yàn)結(jié)果表明鋼-混界面的粘結(jié)強(qiáng)度在1 MPa左右，由此可估算出抗折試驗(yàn)的極限荷載約為7.5 kN。因該荷載不大，試驗(yàn)采用了預(yù)制鉛塊和鐵塊來進(jìn)行加載，每塊鉛塊重3.95 kg(即39.5 N)，每塊鐵塊重10 kg(即100 N)。

試件擱在一個特制的帶滾輪的鋼板上分級加載，每級加載持荷時間2 min。初始荷載是鋼板和滾輪的重量，計0.19 kN，隨后七級荷載每級為24塊鉛塊(即0.95 kN)，在第八和第九級每級荷載減為16塊鉛塊(即0.63 kN)。然后，按每級1塊鐵塊(即0.1 kN)加載一直到試件破壞。

試件皆表現(xiàn)為脆性破壞，持荷能力隨著混凝土強(qiáng)度等級的提高而提高。試驗(yàn)過程未觀察到裂痕，應(yīng)變片的讀數(shù)峰值出現(xiàn)在稍早于完全斷裂的時刻，不同的應(yīng)變片讀數(shù)差異較大(如圖3a和3b所示)。

圖3　試件應(yīng)變曲線

1.2.3試驗(yàn)結(jié)果

抗折試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果如表4所示，表中的粘結(jié)強(qiáng)度根據(jù)式(1)計算得出。

(1)

其中fb為粘結(jié)強(qiáng)度，F(xiàn)為施加的荷載，b為截面寬度，h為截面高度。

在進(jìn)行素混凝土構(gòu)件的抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)時，考慮到混凝土在破壞時的非線性形變，CEB-FIP Model Code 1990[19]建議采用式(2)對式(1)計算的抗折強(qiáng)度進(jìn)行折減[20]。

(2)

其中，fctm為對拉強(qiáng)度，fct,fl為根據(jù)式(1)計算的抗折強(qiáng)度，h是構(gòu)件截面高(mm)，h0= 100 mm。根據(jù)前文所述，非線性的影響對測定界面粘結(jié)強(qiáng)度影響不顯著，但作為比照，表4中也列出了折減后的強(qiáng)度。

表4　抗折試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)的對比

續(xù)表4

////C50-736126////C50-828098均值124090//089標(biāo)準(zhǔn)差005003//019C601979131095C602882118086C603879117085C604709095069C6051040139101C6061090145105均值124090標(biāo)準(zhǔn)差018013C701966129094C702947126092C703779104076C7041010135098C705973130094C706973130094均值126091標(biāo)準(zhǔn)差011008

2　試驗(yàn)結(jié)果分析

從表2-表4可以看出本實(shí)驗(yàn)的測定結(jié)果的數(shù)據(jù)代表性更好。此外，表4中的折減強(qiáng)度低于表2中的對拉試驗(yàn)強(qiáng)度值，這間接表明采用式(2)對抗折強(qiáng)度做進(jìn)一步修正是不合適，采用抗折試驗(yàn)來測定鋼-混界面粘結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)符合實(shí)驗(yàn)設(shè)計的預(yù)期。

將表2和表4中對拉實(shí)驗(yàn)和抗折試驗(yàn)結(jié)果匯總整理于表5中可明顯看出粘結(jié)強(qiáng)度隨著混凝土強(qiáng)度的提高而提高，即粘結(jié)強(qiáng)度與混凝土強(qiáng)度等級相關(guān)。這一結(jié)果顯然不同于文獻(xiàn)[14]所說的粘結(jié)強(qiáng)度與混凝土強(qiáng)度無關(guān)的結(jié)論，也與文獻(xiàn)[13]中按混凝土抗壓強(qiáng)度的 4 %取值不符。其次，從表5可以看出抗折試驗(yàn)測得的強(qiáng)度比對拉試驗(yàn)測得的強(qiáng)度只高約10 %，這是一個比較合理的結(jié)果。究其原因，正如前文所述，對拉試驗(yàn)自身的缺陷和抗折試驗(yàn)非線性因素的影響程度在測定粘結(jié)強(qiáng)度時得到抑制，從而兩種方法得到的結(jié)果相近。

從表2可以看出，在混凝土強(qiáng)度等級相同的情況下，自然養(yǎng)護(hù)條件下的粘結(jié)強(qiáng)度比密閉養(yǎng)護(hù)條件下的大約高20 %。可見，養(yǎng)護(hù)條件對粘結(jié)強(qiáng)度有顯著影響。

表5　自然養(yǎng)護(hù)條件下的鋼-混界面粘結(jié)強(qiáng)度平均值

*——以表2和表4中各組有效試驗(yàn)數(shù)據(jù)的數(shù)量作為權(quán)數(shù)

此外，從圖3可以看出不同位置應(yīng)變曲線差異較大。考慮到混凝土的非同質(zhì)性，應(yīng)變片測得的峰值應(yīng)變不等價于鋼-混界面的峰值強(qiáng)度，不宜以此來推算粘結(jié)強(qiáng)度，否則就無法解釋實(shí)驗(yàn)中隨著混凝土強(qiáng)度等級的提高荷載能力也相應(yīng)提高的事實(shí)。

一般而言，粘結(jié)強(qiáng)度測定值服從正態(tài)分布，N(μ，σ2)，其中μ為均值，σ為標(biāo)準(zhǔn)偏差。結(jié)合本研究所測得的數(shù)據(jù)，在置信度為95 %時，在自然養(yǎng)護(hù)條件下，各強(qiáng)度等級混凝土-鋼界面粘結(jié)強(qiáng)度的置信區(qū)間如表6所示。從保守的角度而言，取下限值為好。

表6　自然養(yǎng)護(hù)條件下鋼-混界面粘結(jié)強(qiáng)度在95 %置信度時的統(tǒng)計分布

根據(jù)前面的分析，在密閉養(yǎng)護(hù)條件下的粘結(jié)強(qiáng)度可按自然養(yǎng)護(hù)條件下的粘結(jié)強(qiáng)度值除以1.2估算。從表6中可以看出自然養(yǎng)護(hù)條件下的粘結(jié)強(qiáng)度與混凝土強(qiáng)度大致呈線性關(guān)系，通過統(tǒng)計回歸分析，可以得出鋼-混界面粘結(jié)強(qiáng)度估算式如式(3)所示，

fb=(75.2+0.7fc)/100/γc

(3)

式中fc是混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；γc為養(yǎng)護(hù)條件系數(shù)，自然養(yǎng)護(hù)取1.0，密閉養(yǎng)護(hù)取1.2?；貧w公式(3)的相關(guān)系數(shù)值為0.542，表明粘結(jié)強(qiáng)度與混凝土抗壓強(qiáng)度呈中度線性相關(guān)。

3　結(jié)語

本研究通過對拉和抗折兩種試驗(yàn)方法對鋼-混界面的法向粘結(jié)強(qiáng)度開展研究，研究主要考慮了混凝土強(qiáng)度和養(yǎng)護(hù)條件這兩個影響因素，試驗(yàn)所采集到的數(shù)據(jù)的代表性較好。

對實(shí)驗(yàn)結(jié)果的分析表明兩種實(shí)驗(yàn)方法測得的鋼-混界面粘結(jié)強(qiáng)度值基本相近，對于相同的混凝土配合比，自然養(yǎng)護(hù)條件下的粘結(jié)強(qiáng)度大約是密閉養(yǎng)護(hù)條件下的1.2倍。由于混凝土本身的非勻質(zhì)特性，在采用抗折試驗(yàn)測定粘結(jié)強(qiáng)度時，不宜通過在混凝土表面粘貼應(yīng)變片的方式來推算，而應(yīng)采用文中的式(1)來計算。表5給出了在95 %置信度條件下不同強(qiáng)度等級混凝土與鋼界面的粘結(jié)強(qiáng)度統(tǒng)計量分布，在使用時建議取下限值。

粘結(jié)強(qiáng)度基本上與混凝土強(qiáng)度呈中度線性正相關(guān)關(guān)系，粘結(jié)強(qiáng)度可通過回歸公式(3)估算。

致謝

本研究得到福州大學(xué)科研啟動基金(No. 0460-022483) 的資助，在這里深表感謝。

[1]Chen B,Wang T. Overview of Concrete Filled Steel Tube Arch Bridges in China [J]. ASCE, Practice Periodical on Structural Design and Construction, 2009, 14(2):70-80.

[2]Huang F, Yu X,Chen B. The Structural Performance of Axially Loaded CFST Columns under Various Loading Conditions [J]. Steel and Composite Structures, 2012, 13(5):451-471.

[3]Chen B. Chapter 8 Arch Bridges [M] // Chen W and Duan L, Bridge Engineering Handbook, Second Edition: Superstructure Design. CRC Press, 2014.

[4]楊元海,張勁泉. 鋼管混凝土拱橋設(shè)計、施工與養(yǎng)護(hù)關(guān)鍵技術(shù)研究專題四子課題-既有鋼管混凝土拱橋養(yǎng)護(hù)技術(shù)研究報告[R]. 交通部公路科學(xué)研究所, 2006.

[5]童壽興. 鋼管混凝土脫粘的超聲波檢測與驗(yàn)證[J]. 無損檢測, 2007, 29(12): 731-732.

[6]潘紹偉,葉躍忠,徐全. 鋼管混凝土拱橋超聲波檢測研究[J]. 橋梁建設(shè), 1997(1): 32-35.

[7]葉躍忠. 混凝土脫粘對鋼管混凝土中、低長柱性能的影響[J]. 鐵道建筑, 2001, 10:2-5.

[8]Xue J, Briseghella B,Chen B. Effects of Debonding on Circular CFST Stub Columns [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2012, 69(1):64-76.

[9]涂光亞. 脫空對鋼管混凝土拱橋受力性能影響研究[D].長沙:湖南大學(xué), 2007.

[10]Eurocode 4 (EC4, 2004). Design of Composite Steel and Concrete Structures, Part 1.1: General Rules and Rules for Buildings [S]. Brussels: Commission of European Communities.

[11]BS5400, Code of practice for design of composite bridges - Steel, concrete and composite bridges, Part 5[S]. London: British Standards Institution, 1979.

[12]AS5100.6, Australian bridge design code, Part 6: Steel and composite construction[S]. Sydney:Standards Australia, 2001.

[13]童林, 夏桂云, 吳美君,等. 鋼管混凝土脫空的探討[J]. 公路, 2003, 48(5):16-19.

[14]劉振宇. 鋼管混凝土桁拱溫度問題研究[D]. 福州:福州大學(xué), 2010.

[15]薛立紅,蔡紹懷.鋼管混凝土柱組合界面的粘結(jié)強(qiáng)度(上)[J].建筑科學(xué), 1996(3): 22-28.

[16]薛立紅,蔡紹懷.鋼管混凝土柱組合界面的粘結(jié)強(qiáng)度(下)[J].建筑科學(xué), 1996(4): 19-23.

[17]Virdi K and Dowling P. Bond strength in concrete-filled steel tubes [C] // Zurich: IABSE Proceedings, 1980, 33(3):125-139.

[18]GB/T 50081-2002, 普通混凝土力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)[S].北京:中國建筑研究院,2003.

[19]CEB-FIPModelCode1990, Comite Euro-International du Beton, Bulletin D’information No. 213/214[S]. London: Tomas Telford, 1993.

[20]Mehta P and Monteiro P. Concrete Microstructure, Properties, and Materials, 3rd Ed. [M]. London: McGraw-Hill Companies, Inc., 2006.

Measurement and Statistical Analysis of Normal Bonding Strength Between Steel and Concrete

YU Xinmeng1,2CHEN Wenjie2CHEN Baochun2

(1.College of Environment and Civil Engineering, Dongguan University of Technology, Dongguan 523808, China;2.College of Civil Engineering, Fuzhou University, Fuzhou 350000, China)

Radial debonding (abbreviated as “debonding” hereafter) in CFST structures, has recently attracted research attention, as debonding undermines the structural merits of CFST composite structures. Radial debonding happens in the radial direction which is usually caused by the shrinkage of the core concrete or thermal exposure, making the interfacial stress exceed the bonding strength. In engineering practice, the latter is usually the major cause. However, there is still no consensus on the normal bonding strength between steel and concrete. Therefore, in this research, the normal bonding strength of the steel-concrete composite interface and the influencing factors are studied experimentally, considering the grade of concrete and curing condition. Based on the test results, the bonding strength is obtained statistically.

bonding strength; Concrete Filled Steel Tube structure; radial debonding; experiment; statistical analysis

2016-07-12

余新盟(1970—)，男，福建古田人，副研究員，博士，主要從事結(jié)構(gòu)設(shè)計理論研究。

TU392.3

A

1009-0312(2016)05-0083-08