高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土的界面黏結(jié)性能試驗(yàn)研究

陳宗平　周濟(jì)　陳建佳　班茂根

摘 ? 要：為研究高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土界面間的黏結(jié)性能，設(shè)計(jì)22個(gè)圓鋼管試件進(jìn)行高溫噴水冷卻處理后的靜力推出試驗(yàn)，主要考慮混凝土強(qiáng)度、歷經(jīng)最高溫度、錨固長度、恒溫時(shí)長和冷卻方式的影響. 通過試驗(yàn)揭示了高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土界面黏結(jié)失效機(jī)理，分析了各變化參數(shù)對其黏結(jié)性能的影響，并提出高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算公式. 結(jié)果表明：高溫噴水冷卻后試件加載端與自由端的荷載滑移曲線變化趨勢基本相似，并可將其分為三類典型曲線;推出試驗(yàn)中鋼管外表面應(yīng)變與距加載端的距離呈指數(shù)關(guān)系分布;高溫噴水冷卻后，試件的黏結(jié)強(qiáng)度隨混凝土強(qiáng)度的增大變化較小，與錨固長度成反比，恒溫時(shí)長大于60 min后基本穩(wěn)定，隨歷經(jīng)最高溫度的升高，極限黏結(jié)強(qiáng)度先增大后減小再增大，殘余黏結(jié)強(qiáng)度先增大再減小;與自然冷卻試件相比，噴水冷卻試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度、殘余黏結(jié)強(qiáng)度與剪切黏結(jié)剛度均較小，界面耗能能力較大. 運(yùn)用文中所提出的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式算得的結(jié)果與試驗(yàn)值吻合良好.

關(guān)鍵詞：高溫噴水冷卻后;圓鋼管;高強(qiáng)混凝土;黏結(jié)強(qiáng)度;滑移性能

中圖分類號：TU398 ? ? ? ? ? ? ?? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental Study on Interface Bond Behavior of High Strength Concrete

Filled Circle Steel Tube after Elevated Temperatures and Water Cooling

CHEN Zongping1，2?，ZHOU Ji1，CHEN Jianjia1，BAN Maogen1

（1. College of Civil Engineering and Architecture，Guangxi University，Nanning 530004，China;

2. Key Laboratory of Disaster Prevention and Structural Safety

of Ministry of Education（Guangxi University），Nanning 530004，China）

Abstract：In order to study the interface bond behavior of high strength concrete filled circle steel tube （HCST） after elevated temperatures and water cooling，22 specimens were designed to be subjected to static push-out tests，and the effects of concrete strength，maximum temperature，bonded length，constant temperature and cooling mode were mainly considered. The interface failure mechanism of the HCST after elevated temperatures and water cooling was revealed through experiments，the influence of various parameters on the bond properties was analyzed，and the formulas for calculating the ultimate bond strength and residual bond strength of HSST after elevated temperatures and water cooling were put forward. The results show that the load-slip curves of the loading end and the free end of the specimen subjected to elevated temperatures and water cooling are basically similar，and they can be divided into three typical curves. The longitudinal stress-strain distribution on the outer surface of the steel tube in the test is exponential. After elevated temperatures and water cooling，the bond strength of specimens changes little with the increase of concrete strength，and is inversely proportional to the bonded length. It ?is basically stable after the constant temperature reaching 60 minutes. With the increase of the maximum temperature，the ultimate bond strength first increases，then decreases，and finally increases，and the residual bond strength first increases and then decreases. Compared with the natural cooling specimens，the ultimate bond strength，residual bond strength and shear bond stiffness of the specimens subjected to water cooling are smaller，and the interface energy dissipation capacity is larger. The results calculated by the calculation formula of the bond strength proposed in this paper agree well with the experimental values.

Key words：after elevated temperatures and water cooling;circle steel tube;high strength concrete;bond strength;slip behavior

鋼管高強(qiáng)混凝土是指將高強(qiáng)混凝土填充在鋼管內(nèi)，且鋼管與內(nèi)部核心混凝土共同承擔(dān)外荷載作用的結(jié)構(gòu)構(gòu)件. 在高層建筑和大跨度橋梁中應(yīng)用鋼管高強(qiáng)混凝土是一種最有效和最經(jīng)濟(jì)的結(jié)構(gòu)形式[1]，其具有高承載力、大剛度和優(yōu)良的抗震性能等特點(diǎn)[2-4]，因此對鋼管高強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能展開研究具有重要的理論意義和工程應(yīng)用價(jià)值. 鋼管與核心混凝土之間良好的黏結(jié)性能，是其二者作為整體協(xié)同工作的重要基礎(chǔ)，已有研究大多沒有考慮到鋼管與混凝土之間的黏結(jié)滑移，而實(shí)際工程中，在某些節(jié)點(diǎn)或特殊部位，鋼管混凝土構(gòu)件可能僅鋼管或核心混凝土受力，這種情況之下，研究鋼管混凝土的黏結(jié)滑移性能顯得十分必要. Virdi[5]與Shakir-khalil[6]等最早開始通過推出試驗(yàn)來進(jìn)行研究，目前有關(guān)鋼管混凝土黏結(jié)滑移問題的研究也多沿用這一試驗(yàn)方法. 對常溫狀態(tài)下鋼管混凝土界面間的黏結(jié)性能的研究一直以來都是學(xué)者們關(guān)注的重點(diǎn)，國內(nèi)外學(xué)者從鋼管類型、混凝土強(qiáng)度[7]、混凝土種類[8]以及栓釘布設(shè)[9-10]等方面研究了鋼管混凝土的黏結(jié)性能.

隨著鋼管高強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)體系在實(shí)際工程中越來越廣泛的應(yīng)用，考慮意外火災(zāi)的發(fā)生顯得愈發(fā)重要，因此高溫后鋼管高強(qiáng)混凝土的黏結(jié)性能也逐漸引起了重視. 學(xué)者陳宗平等[11-12]先后對高溫后的方、圓鋼管高強(qiáng)混凝土界面黏結(jié)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究. 研究表明：隨著歷經(jīng)最高溫度的升高，鋼管高強(qiáng)混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，黏結(jié)強(qiáng)度與錨固長度成反比，鋼管的應(yīng)變與應(yīng)力沿其長度方向呈指數(shù)分布.此研究揭示了高溫后鋼管高強(qiáng)混凝土界面間黏結(jié)性能的作用機(jī)理.

對于工程結(jié)構(gòu)來說，當(dāng)火災(zāi)出現(xiàn)時(shí)一般采取消防噴水的方式來滅火，噴水滅火會讓建筑結(jié)構(gòu)表面的溫度較短時(shí)間內(nèi)快速下降，這可能會對結(jié)構(gòu)的性能產(chǎn)生影響. 雖然目前還沒有關(guān)于噴水冷卻鋼管高強(qiáng)混凝土構(gòu)件力學(xué)性能的研究，但考慮火災(zāi)全過程對鋼管高強(qiáng)混凝土界面黏結(jié)性能的影響，對噴水冷卻鋼管高強(qiáng)混凝土界面黏結(jié)性能進(jìn)行探討，可為噴水冷卻鋼管高強(qiáng)混凝土試件的力學(xué)性能研究及分析提供理論基礎(chǔ).

1 ? 試驗(yàn)概況

1.1 ? 試件設(shè)計(jì)及制作

為研究圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件高溫噴水冷卻處理后界面的黏結(jié)滑移性能，設(shè)計(jì)并進(jìn)行了22個(gè)圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件的靜力推出試驗(yàn)，變化參數(shù)包括歷經(jīng)最高溫度（20 ℃、200 ℃、400 ℃、600 ℃、800 ℃）、恒溫時(shí)長（30 min、60 min、90 min）、冷卻方式（噴水冷卻、自然冷卻）、錨固長度（400 mm、250 mm）和混凝土強(qiáng)度（C60、C70、C80），表1為試件的詳細(xì)設(shè)計(jì)及實(shí)測參數(shù)，圖1為試件幾何尺寸及構(gòu)造. 試件參照以下方法進(jìn)行命名，HCST表示試件的截面類型為圓鋼管，數(shù)字1-22代表試件編號，W與N分別表示試件為噴水冷卻、自然冷卻（以HCST-1W為例，編號表示該試件為1號高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件）.

1.2 ? 試驗(yàn)材料

表2為高強(qiáng)混凝土詳細(xì)配合比參數(shù).試驗(yàn)采用粒徑5～25 mm均勻級配的碎石，壓碎指標(biāo)為12.5%;級配良好的中粗河砂，細(xì)度模數(shù)3.02，含水率0.29%;P.O42.5普通硅酸鹽水泥，以及城市自來水，摻合料包括一級粉煤灰及硅灰，同時(shí)采用聚羧酸高效減水劑. 鋼管采用低碳鋼Q235圓鋼管，高溫噴水冷卻后試件鋼材材性數(shù)據(jù)如表3所示.

1.3 ? 高溫處理及冷卻方法

試件在RX3-45-9箱式工業(yè)電阻爐中進(jìn)行高溫處理，可四面受火. 高溫爐自帶加熱溫控系統(tǒng)以及溫度傳感器，試件在爐中按穩(wěn)定速率（10 ℃/min）升至目標(biāo)溫度，之后保持爐內(nèi)溫度在設(shè)計(jì)時(shí)長內(nèi)不變，其后對部分試件進(jìn)行噴水冷卻，剩余對比試件留在爐中進(jìn)行自然冷卻，試件高溫處理簡化示意圖與升溫設(shè)備如圖2所示.

高溫處理后需噴水處理的試件，將其快速移至室外進(jìn)行模擬消防處理. 采用單只消防滅火噴頭，在5 m范圍內(nèi)對試件進(jìn)行冷卻處理.為了使噴水均勻，通過轉(zhuǎn)動小車調(diào)節(jié)試件主要噴水面，并通過水表記錄控制噴槍的用水量（15 L/s），對試件進(jìn)行25 min噴水處理. 試驗(yàn)現(xiàn)場操作如圖3所示.

1.4 ? 加載制度與加載方式

對經(jīng)過高溫噴水冷卻處理后的試件進(jìn)行推出試驗(yàn). 試驗(yàn)采取位移控制加載制度，加載速率為0.2 mm/min，從而獲取試件的荷載-滑移曲線，試驗(yàn)加載至自由端滑移量達(dá)10 mm左右且荷載無明顯變化時(shí)，終止加載試驗(yàn)，圖4為推出試驗(yàn)加載裝置. 由圖4可見，試件下端為加載端，加載過程中通過比圓鋼管內(nèi)徑略小的厚鋼板，將試件內(nèi)部的混凝土從下往上推出，試件加載端和自由端混凝土的滑移量通過布置在兩端的兩個(gè)位移計(jì)測得，其中，在試件下端的鋼性墊板上布置1號位移計(jì)，以測量加載端的滑移量變化;在與試件內(nèi)置混凝土澆筑在一起的墊塊上布置2號位移計(jì)，以測量試件自由端的滑移量變化. 為了消除誤差，在試驗(yàn)正式加載前，先進(jìn)行預(yù)加載. 同時(shí)，通過事先布置在鋼管外表面的電阻應(yīng)變片，測量鋼管應(yīng)變沿錨固高度方向的分布情況，具體應(yīng)變布置如圖1所示.

2 ? 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 ? 噴水試驗(yàn)現(xiàn)象

通過噴水過程中的觀察發(fā)現(xiàn)，經(jīng)歷不同高溫后，各試件在噴水試驗(yàn)時(shí)其現(xiàn)象表現(xiàn)出明顯的差異. 當(dāng)經(jīng)歷溫度為200 ℃時(shí)，噴水時(shí)試件的表面無明顯的蒸汽產(chǎn)生，噴水結(jié)束后試件的溫度接近于環(huán)境溫度;經(jīng)歷400 ℃高溫的試件表面在噴水開始5 min內(nèi)有少量的蒸汽產(chǎn)生，噴水結(jié)束后試件尚有余熱，且外部鋼管的觸摸溫度高于內(nèi)部混凝土的溫度;當(dāng)高溫溫度達(dá)到600 ℃時(shí)，噴水過程中有大量的蒸汽產(chǎn)生，此時(shí)試件內(nèi)的混凝土伴有輕微爆裂聲，10 min后蒸汽產(chǎn)生不明顯，噴水結(jié)束后由于試件溫度較高，不可直接觸碰，約6 h后試件的溫度降至室溫;溫度為800 ℃時(shí)，噴水過程中不僅有大量蒸汽產(chǎn)生，試件內(nèi)部的混凝土?xí)l(fā)出劇烈的爆裂聲，整個(gè)噴水過程中持續(xù)有水分產(chǎn)生，噴水結(jié)束后，試件表面殘留的水分快速蒸發(fā)，內(nèi)部混凝土可看到明顯的爆裂現(xiàn)象.

2.2 ? 高溫噴水冷卻后試件形態(tài)

與常溫試件相比，經(jīng)歷高溫噴水作用后，試件經(jīng)歷了不同程度的物理與化學(xué)變化，對試塊而言，其具體表現(xiàn)為：常溫下試塊的顏色為青色，表面無裂縫;200 ℃時(shí)，試塊表面的顏色變?yōu)闇\青，出現(xiàn)少量的微裂縫;400 ℃時(shí)試塊為偏黃色，表面的微裂縫增多;溫度達(dá)到600 ℃時(shí)，試塊表面出現(xiàn)明顯灼燒痕跡，顏色偏黑，且表面出現(xiàn)較明顯裂縫;800 ℃時(shí)試塊顏色偏白，表面明顯爆裂，粗骨料外露. 對鋼管試件而言，其外包鋼管表面有明顯的顏色變化及氧化層的形成與脫落，常溫時(shí)試件為淺褐色;200 ℃時(shí)試件表面為褐黃色;當(dāng)溫度達(dá)到400 ℃時(shí)，試件外鋼管被氧化層所覆蓋，變?yōu)辄S棕色;600 ℃時(shí)鋼管的氧化程度更高，顏色變?yōu)榧t棕色，表面伴有橫向紋路出現(xiàn);溫度高達(dá)800 ℃時(shí)，鋼管外表面氧化層部分脫落，顏色呈黑色. 歷經(jīng)不同高溫噴水冷卻后各試件的表觀形態(tài)見圖5.

2.3 ? 高溫噴水后材料性能

根據(jù)試驗(yàn)所測數(shù)據(jù)以及影響因素分析，通過引入溫度影響系數(shù)，來擬合高溫噴水冷卻后高強(qiáng)混凝土立方體試塊的抗壓強(qiáng)度計(jì)算公式，實(shí)測數(shù)據(jù)見表4. 恒溫時(shí)長及冷卻方式與試塊在試驗(yàn)過程中的溫度場變化密切關(guān)聯(lián)，通過考慮這兩種變化參數(shù)可有效探討高強(qiáng)混凝土抗壓強(qiáng)度在噴水降溫過程中受到的影響，但由于溫度場是個(gè)復(fù)雜的問題，需要更為細(xì)致與系統(tǒng)的試驗(yàn)來進(jìn)行研究，所以在擬合過程中，主要考慮到經(jīng)歷高溫溫度的影響，來計(jì)算噴水冷卻高強(qiáng)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度，擬合結(jié)果見式（1）.

fcu（T） = （-0.000 5 T + 1.006 5）fcu，20，

20 ℃ ≤ T ≤ 400 ℃，

（-0.001 4 T + 1.385 6）fcu，20，

400 ℃ < T < 800 ℃ ? ? （1）

式中：fcu（T）為噴水冷卻后高強(qiáng)混凝土試塊的立方體抗壓強(qiáng)度;fcu，20為正常條件下高強(qiáng)混凝土試塊的立方體抗壓強(qiáng)度;T為噴水冷卻試件最高歷經(jīng)溫度.此式適用于混凝土強(qiáng)度等級為C60～C80的混凝土、歷經(jīng)最高溫度在800 ℃以內(nèi)、經(jīng)受高溫作用并噴水處理后的強(qiáng)度估算. 圖6為實(shí)測高溫噴水冷卻后立方體試塊抗壓強(qiáng)度與采用式（1）計(jì)算所得結(jié)果的對比圖，結(jié)果吻合較好.

2.4 ? 推出試驗(yàn)現(xiàn)象

正式加載開始以后，試件加載端與自由端的滑移幾乎同時(shí)產(chǎn)生，且加載端的滑移速率比自由端要快.隨著滑移量的增大，可聽見混凝土被壓碎而發(fā)出的輕微“吱”聲，隨著損傷的加劇，響聲變得清脆明

亮，頻率也加快，此時(shí)推出荷載仍處于快速上升階段;超過峰值荷載以后，試件發(fā)出不穩(wěn)定的“咚”聲，隨著滑移量的增大，“咚”聲的頻率變得越來越穩(wěn)定、響亮，此時(shí)推出荷載的下降速率逐漸變緩，此過程中，逐漸有混凝土碎屑掉落到加載端下部的鋼板墊塊上. 通過觀察發(fā)現(xiàn)，部分試件鋼管表面出現(xiàn)滑移線，且滑移線由自由端向加載端以45°角方向呈螺旋狀逐步發(fā)展;當(dāng)推出荷載基本保持不變時(shí)，試件兩端的滑移逐漸同步. 加載試驗(yàn)結(jié)束后，試件加載端的核心混凝土向內(nèi)凹陷，鋼管略微向外鼓脹，混凝土與鋼管之間可以觀測到明顯的滑移縫，經(jīng)歷不同溫度試件的加載端破壞形態(tài)如圖7所示. 由圖7可見，溫度越高，滑移縫越寬越明顯.

2.5 ? 荷載-滑移曲線

各個(gè)試件的荷載-滑移曲線如圖8所示（由于加載過程中操作失誤，致使未獲取到HCST-22N試件的相關(guān)數(shù)據(jù)）.

試件的加載端與自由端的荷載-滑移曲線發(fā)展趨勢基本相似，但加載初期，加載端的滑移發(fā)生更為快速，自由端滑移相對緩慢;接近試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，加載端與自由端的滑移基本開始保持同步，試件在推出過程中逐漸累積損傷，試件從無滑移發(fā)展至局部滑移再至整體滑移.

根據(jù)實(shí)測曲線可將試件的荷載-滑移曲線分為快速上升段、下降段和平穩(wěn)段3個(gè)階段，其變化可從黏結(jié)力的來源上進(jìn)行分析. 在推出試驗(yàn)過程中，黏結(jié)力由化學(xué)膠結(jié)力、機(jī)械咬合力和接觸面上的摩擦力這3部分組合而成. 加載初期，雖然推出荷載很小，但由于在高溫噴水過程中，試件的核心混凝土已經(jīng)發(fā)生了一定程度的損傷，當(dāng)加載端混凝土受力后便會產(chǎn)生滑移，此時(shí)的界面黏結(jié)力主要由化學(xué)膠結(jié)力提供. 隨著滑移量的逐漸增加，界面間的化學(xué)膠結(jié)力逐步喪失，一方面，由于核心混凝土逐漸被壓實(shí)，使得鋼管與混凝土間的機(jī)械咬合力增大，不過在抵抗推出作用的同時(shí)，核心混凝土與鋼管內(nèi)表面的機(jī)械咬合點(diǎn)也逐漸遭到破壞，從而降低其承擔(dān)推出荷載的能力;另一方面，隨推出荷載的增大，混凝土在軸向受壓時(shí)會出現(xiàn)側(cè)向膨脹，而鋼管混凝土的外包鋼管可有效地約束其發(fā)展，這種約束力作用會使兩者之間產(chǎn)生摩擦力，機(jī)械咬合力逐漸喪失的過程中，接觸面上的摩擦因數(shù)會趨于恒定，在這一過程中，荷載-曲線便出現(xiàn)逐漸下降的趨勢，此時(shí)界面黏結(jié)力主要由機(jī)械咬合力與摩擦力共同提供. 當(dāng)荷載-滑移曲線進(jìn)入平穩(wěn)段時(shí)，機(jī)械咬合力損失殆盡，此時(shí)的界面黏結(jié)力主要由摩擦力提供.

2.6 ? 沿鋼管縱向應(yīng)變分布

通過粘貼于鋼管外壁的應(yīng)變片，可獲得推出試驗(yàn)過程中試件沿鋼管縱向分布的應(yīng)變數(shù)據(jù). 圖9 為部分試件在推出荷載達(dá)到峰值荷載之前，各級荷載條件下沿鋼管縱向的應(yīng)變分布擬合結(jié)果，其中x為應(yīng)變片布置點(diǎn)與試件加載端之間的距離.

由圖9可知，在推出荷載達(dá)到峰值荷載之前，鋼管外壁的應(yīng)變沿縱向大概呈指數(shù)函數(shù)分布，可通過指數(shù)函數(shù)ε（x）=aebx來進(jìn)行擬合，擬合結(jié)果較好.

2.7 ? 荷載-滑移曲線特征點(diǎn)參數(shù)

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可以獲得試件的特征點(diǎn)參數(shù)，包括極限黏結(jié)強(qiáng)度、殘余黏結(jié)強(qiáng)度、剪切黏結(jié)剛度，以進(jìn)行影響因素分析，各個(gè)試件的特征點(diǎn)參數(shù)取值見表5. 其中，由各個(gè)試件的黏結(jié)強(qiáng)度-滑移曲線，取各個(gè)試件的峰值黏結(jié)強(qiáng)度及與之對應(yīng)的滑移量為極限荷載Pu與峰值滑移Su;取滑移量達(dá)到10 mm時(shí)的荷載及與之對應(yīng)的滑移量為殘余荷載Pr與殘余滑移Sr（其中滑移量不夠10 mm的試件，視為其推出10 mm）;剪切黏結(jié)剛度取為P-S曲線上0.2～0.4倍極限荷載之間的割線斜率;定義與Pu和Pr對應(yīng)的界面剪切應(yīng)力為極限黏結(jié)強(qiáng)度τu和殘余黏結(jié)強(qiáng)度 τr，其值由式（2）得到：

τ = ? ? ? ?（2）

式中：τ為黏結(jié)強(qiáng)度，MPa;P為推出荷載，N;s為鋼管內(nèi)周長，mm;la為噴水冷卻試件的有效錨固長度，mm.

對于圓鋼管混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度的設(shè)計(jì)需求，不同國家的規(guī)范要求不同，中國DBJ 13—16—2004[13]和日本AIJ[14]均規(guī)定圓鋼管混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為0.225 MPa;英國規(guī)范BS 540025[15]為0.4 MPa;歐洲規(guī)范EC 4[16]為0.55 MPa. 由表5數(shù)據(jù)可見，高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土的τu和τr仍然能滿足各國規(guī)范的要求值.

3 ? 影響?zhàn)そY(jié)強(qiáng)度的因素

3.1 ? 歷經(jīng)最高溫度

圖10（a）為歷經(jīng)最高溫度對噴水冷卻后試件極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響. 由圖可見，隨歷經(jīng)最高溫度的升高，極限黏結(jié)強(qiáng)度先增大后減小再增大，歷經(jīng)溫度分別為200 ℃、400 ℃、600 ℃和800 ℃時(shí)，其極限黏結(jié)強(qiáng)度分別為常溫條件下試件的1.27、1.55、1.13和1.62倍，高溫噴水冷卻后試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度均比常溫下試件的要大，由此可以看出，歷經(jīng)最高溫度小于400 ℃時(shí)，試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度隨溫度升高而增大，而600 ℃時(shí)又有所降低，這是因?yàn)閷τ阡摴芨邚?qiáng)混凝土而言，鋼管與混凝土之間的界面黏結(jié)力主要包括3個(gè)部分：化學(xué)膠結(jié)力、機(jī)械咬合力和摩擦阻力.當(dāng)溫度小于400 ℃時(shí)，隨著溫度的升高會使得二者間的化學(xué)膠結(jié)力有所降低，但由于不同材料的“熱脹冷縮”效應(yīng)存在差異，尤其混凝土材料在高溫下會產(chǎn)生不可逆的微裂縫，這就造成了冷卻后鋼管的變形小于內(nèi)部混凝土的殘余變形，使得二者界面間形成一對由高溫冷卻后殘余變形差產(chǎn)生的擠壓力，在一定溫度范圍內(nèi)，擠壓力對黏結(jié)力的增強(qiáng)作用大于高溫噴水對化學(xué)膠結(jié)力的削弱，而這種增強(qiáng)作用隨著歷經(jīng)溫度的升高也在逐漸增大，就會使界面間極限黏結(jié)強(qiáng)度逐漸提高;當(dāng)溫度到達(dá)600 ℃時(shí)，此時(shí)界面間的化學(xué)膠結(jié)力已經(jīng)損失殆盡，且高溫噴水造成了鋼管內(nèi)部高強(qiáng)混凝土強(qiáng)度損失，界面間的機(jī)械咬合力也出現(xiàn)了降低，而此時(shí)的界面黏結(jié)力主要由機(jī)械咬合力與摩擦阻力提供，因此極限黏結(jié)力會大幅降低，從而使得界面間的極限黏結(jié)強(qiáng)度減小;但當(dāng)歷經(jīng)最高溫度達(dá)到800 ℃時(shí)又有所回升，這種回升現(xiàn)象與之前高溫自然冷卻試驗(yàn)結(jié)果有所差異，出現(xiàn)這種情況的原因是：對于800 ℃試件來說，噴水冷卻的過程中由于經(jīng)歷溫度較高，溫度的驟降會促使材料的變形量急劇增大，這一點(diǎn)從降溫過程中內(nèi)部混凝土出現(xiàn)劇烈爆裂聲可以得到很好的證明，這會進(jìn)一步地增大界面間的擠壓力，當(dāng)擠壓力的增強(qiáng)效果大于其他因素的削弱作用時(shí)，就會使得試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度得到回升.

圖10（b）為歷經(jīng)最高溫度對噴水后試件殘余黏結(jié)強(qiáng)度的影響. 隨歷經(jīng)最高溫度的升高，殘余黏結(jié)強(qiáng)度先增大再減小，但歷經(jīng)高溫后試件的殘余黏結(jié)強(qiáng)度都比常溫下試件大，歷經(jīng)溫度分別為200 ℃、400 ℃、600 ℃和800 ℃時(shí)，其殘余黏結(jié)強(qiáng)度分別為常溫條件下試件的1.26、1.64、1.37和1.25倍，高溫噴水冷卻后試件的殘余黏結(jié)強(qiáng)度均比常溫下試件的要大，歷經(jīng)最高溫度為400 ℃的試件殘余黏結(jié)強(qiáng)度最大.對于殘余黏結(jié)強(qiáng)度，是指試件滑移階段后期所殘余的強(qiáng)度，其主要由摩擦阻力提供，當(dāng)溫度低于400 ℃時(shí)，由于鋼管與混凝土之間的擠壓力作用，使得試件的殘余黏結(jié)強(qiáng)度隨溫度的升高逐漸增大，當(dāng)溫度大于400 ℃后，鋼管與混凝土形成相對滑動，混凝土在較高溫度的作用后更容易破碎，因此會形成由混凝土碎屑構(gòu)成的細(xì)小顆粒層，降低界面間的摩擦阻力，因而使得試件的殘余黏結(jié)強(qiáng)度降低.

3.2 ? 混凝土強(qiáng)度

圖11為混凝土強(qiáng)度對高溫噴水冷卻后試件極限黏結(jié)強(qiáng)度、殘余黏結(jié)強(qiáng)度的影響. 由圖11可見，隨混凝土強(qiáng)度的升高，試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度和殘余黏結(jié)強(qiáng)度變化不明顯，這與文獻(xiàn)[12]中高溫后圓鋼管高強(qiáng)混凝土界面間黏結(jié)強(qiáng)度隨混凝土強(qiáng)度提高變化不明顯的結(jié)論相同，也證實(shí)了高溫噴水損傷的確使得高強(qiáng)混凝土的材料性能間的差異得到了削弱.

3.3 ? 恒溫時(shí)長

為揭示高溫恒溫時(shí)長對高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件界面間黏結(jié)強(qiáng)度的影響，控制其他影響因素不變，分別設(shè)置了恒溫時(shí)長為30 min、60 min和90 min的試件，圖12為恒溫時(shí)長對試件極限黏結(jié)強(qiáng)度、殘余黏結(jié)強(qiáng)度的影響. 由圖12可見，當(dāng)恒溫時(shí)長從30 min增大為60 min時(shí)，試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度和殘余黏結(jié)強(qiáng)度均呈下降趨勢，與600 ℃恒溫時(shí)長30 min試件相比，分別下降了7%和12%;當(dāng)恒溫時(shí)長增至90 min時(shí)，與恒溫30 min試件相比，兩種黏結(jié)強(qiáng)度分別下降了7%和10%. 由此可見，恒溫時(shí)長對試件黏結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律較明顯，本文中恒定高溫作用60 min內(nèi)試件的界面黏結(jié)強(qiáng)度隨著時(shí)長的增長而逐漸降低;當(dāng)恒溫時(shí)長超過60 min后，試件界面間的黏結(jié)強(qiáng)度將不再降低，大小基本穩(wěn)定. 這也說明當(dāng)恒溫時(shí)長達(dá)到60 min時(shí)，試件內(nèi)部混凝土已經(jīng)達(dá)到了一個(gè)穩(wěn)定的溫度場，此時(shí)混凝土的高溫?fù)p傷已經(jīng)充分得到了發(fā)展.

3.4 ? 錨固長度

為研究錨固長度對高溫噴水冷卻后試件極限黏結(jié)強(qiáng)度、殘余黏結(jié)強(qiáng)度的影響，本文在保證其他參數(shù)相同的情況下，設(shè)置了錨固長度分別為250 mm與400 mm的兩個(gè)試件，得到錨固長度對試件黏結(jié)強(qiáng)度的影響如圖13所示. 由圖13可知，當(dāng)試件的錨固長度增大時(shí)，界面間的極限黏結(jié)強(qiáng)度與殘余黏結(jié)強(qiáng)度均減小，當(dāng)la=250 mm時(shí)，試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度、殘余黏結(jié)強(qiáng)度分別為2.19 MPa和1.93 MPa，與la=250 mm的試件相比，la=400 mm試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度、殘余黏結(jié)強(qiáng)度分別降低了33%和27%，這與高溫后圓鋼管高強(qiáng)混凝土錨固長度對黏結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律一致.

3.5 ? 冷卻方式

圖14為不同冷卻方式對高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件界面黏結(jié)強(qiáng)度的影響，其中HCST-22N（C80，la=400 mm）試件的相關(guān)數(shù)據(jù)缺失. 由圖14可知，采用噴水冷卻試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度和殘余黏結(jié)強(qiáng)度均低于自然冷卻下的試件，與自然冷卻試件相比，C60、C70、C80噴水冷卻試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度與殘余黏結(jié)強(qiáng)度分別降低了59%、52%、42%和44%、40%、36%. 由此可以看出，噴水冷卻會使高溫后圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件的黏結(jié)強(qiáng)度大幅降低，通過噴水試驗(yàn)過程中看到的現(xiàn)象可知，噴水冷卻會使試件表面的溫度驟降，這將導(dǎo)致高溫膨脹的混凝土快速受冷收縮，從而使得混凝土發(fā)生爆裂，促進(jìn)混凝土內(nèi)部裂縫的發(fā)展，造成更加劇烈的損傷，相關(guān)研究也證明水冷卻混凝土殘余抗壓力隨著溫度升高而衰減程度大于自然冷卻時(shí)的殘余抗壓力[17].于是這種劇烈的損傷便造成了鋼管與混凝土界面間的黏結(jié)力降低.

4 ? 高溫噴水冷卻對界面黏結(jié)失效的影響

4.1 ? 界面剪切黏結(jié)剛度

界面剪切黏結(jié)剛度反映了鋼管與混凝土界面抵抗荷載而產(chǎn)生滑移的主要指標(biāo)，作為評估鋼管再生混凝土結(jié)構(gòu)受力性能的重要指標(biāo)之一，本文定義加載端P-S曲線上荷載從零上升至0.4Pu時(shí)對應(yīng)點(diǎn)與原點(diǎn)之間割線斜率值為試件的彈性剪切黏結(jié)剛度Ke . 圖15（a）反映了歷經(jīng)最高溫度對高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件界面剪切黏結(jié)剛度的影響，總體而言，剪切黏結(jié)剛度先減小后增大再減小，當(dāng)經(jīng)歷最高溫度為400 ℃時(shí)，試件的剪切黏結(jié)剛度最大;經(jīng)歷溫度為800 ℃時(shí)，剪切黏結(jié)剛度最小，為常溫條件下的90%. 圖15（b）反映了冷卻方式對試件界面剪切黏結(jié)剛度的影響.由圖可知，不同混凝土強(qiáng)度、不同錨固長度下，噴水冷卻試件的剪切黏結(jié)剛度均小于自然冷卻試件的，可以看出，噴水冷卻會加劇高溫試件的性能劣化. 與自然冷卻試件相比，設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C60、C70、C80噴水冷卻試件的剪切黏結(jié)剛度分別降低了4.3%、30.7%、42.7%，由此可知，經(jīng)過不同方式冷卻后試件剪切黏結(jié)剛度的下降幅度隨著混凝土強(qiáng)度的提高而降低，這是因?yàn)閺?qiáng)度越高，混凝土內(nèi)部就會越密實(shí)，在高溫噴水冷卻作用后爆裂會越明顯，這就使得混凝土內(nèi)部的損傷更加嚴(yán)重.

4.2 ? 界面耗能界

通過定義耗能因子，來衡量推出試驗(yàn)過程中試件的能量耗散，耗能因子η定義如下：

η = ? ? ? ?（3）

式中：SOHJG為圖16中陰影面積;SOEFG為矩形OEFG面積. 一般情況下，J點(diǎn)取荷載下降至0.85Pu處曲線上對應(yīng)點(diǎn);當(dāng)荷載無法降至0.85Pu時(shí)，取極限位移Sr處曲線上對應(yīng)點(diǎn).

圖17反映了高溫噴水冷卻后試件耗能因子的變化情況. 由圖17（a）可見，經(jīng)歷溫度小于600 ℃時(shí)，試件的界面耗能變化不大，200 ℃、400 ℃、600 ℃試件的耗能因子在常溫下試件的-2%～6%以內(nèi)波動 ;但經(jīng)歷溫度為800 ℃時(shí)，界面耗能降低至常溫條件下的25%，下降的幅度較大，這與高溫后圓鋼管高強(qiáng)混凝土界面耗能隨溫度變化的規(guī)律類似. 圖17（b）為不同冷卻方式對試件耗能因子的影響規(guī)律，由圖可見，采用噴水冷卻的試件的耗能因子均大于自然冷卻試件的，這說明噴水冷卻試件的耗能能力更好.

5 ? 高溫噴水冷卻后剩余黏結(jié)強(qiáng)度評估

不同冷卻方式對高溫作用后試件黏結(jié)強(qiáng)度的影響明顯，文獻(xiàn)[12]中的計(jì)算公式不適用于噴水冷卻試件，故根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測數(shù)據(jù)，與影響因素分析，以歷經(jīng)最高溫度T、混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu、高厚比la /B為主要變化參數(shù)，通過最小二乘法進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，得到噴水冷卻后圓鋼管極限黏結(jié)強(qiáng)度與殘余黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式：

τu =5.64×10-11 T 4-7.9×10-8 T 3+3.11×10-5 T 2-

1.93×10-3 T+0.003 825 fcu-

0.045 49+5.356 552 ? ? ? ? ? ? ? （4）

τr =2.73×10-11 T 4-4×10-8 T 3+1.59×10-5 T 2-

3.59×10-4 T+0.017 044 fcu-

0.030 93+2.733 574 ? ? ? ? ? ? ? （5）

式中：la為試件的錨固長度;B為圓鋼管的鋼管壁厚.該公式適用于混凝土強(qiáng)度為C60～C80、恒溫時(shí)長為60 min、歷經(jīng)最高溫度在800 ℃以內(nèi)、且截面直徑為165 mm的高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件的黏結(jié)強(qiáng)度估算.

根據(jù)擬合公式，表6給出了試驗(yàn)實(shí)測數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果，由表6可見：對于極限黏結(jié)強(qiáng)度，計(jì)算值與試驗(yàn)值之比的平均值為0.95，標(biāo)準(zhǔn)差為0.104，變異系數(shù)為0.11;對于殘余黏結(jié)強(qiáng)度，計(jì)算值與試驗(yàn)值之比的平均值為1.34，標(biāo)準(zhǔn)差為0.37，變異系數(shù)為0.28，故采用回歸公式計(jì)算得到的極限黏結(jié)強(qiáng)度和殘余黏結(jié)強(qiáng)度與試驗(yàn)值吻合良好.

6 ? 結(jié) ? 論

通過22個(gè)高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件的靜力推出試驗(yàn)，對其實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行深入分析得到以下結(jié)論：

1）高溫噴水冷卻后試件加載端與自由端的荷載滑移曲線變化趨勢基本相似，加載端的滑移發(fā)展快于自由端;曲線大概可以分為快速上升段、下降段以及平緩段3個(gè)階段，并可根據(jù)其變化程度，將其分為3類.

2）高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土推出試驗(yàn)中鋼管外表面縱向應(yīng)變分布可通過指數(shù)函數(shù)進(jìn)行擬合，擬合效果較好.

3）隨歷經(jīng)最高溫度的升高，噴水冷卻后試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度先增大后減小再增大，殘余黏結(jié)強(qiáng)度先增大再減小;高溫噴水冷卻后試件的黏結(jié)強(qiáng)度比常溫試件的大，剪切黏結(jié)剛度先減小后增大再減小;界面耗能先保持不變后減小.

4）高溫噴水冷卻后試件的黏結(jié)強(qiáng)度隨混凝土強(qiáng)度等級的提高變化不明顯，與錨固長度成反比.恒溫時(shí)長超過60 min后，試件界面間的黏結(jié)強(qiáng)度將不再降低，大小基本穩(wěn)定.

5）經(jīng)歷溫度為600 ℃時(shí)，與自然冷卻試件相比，噴水冷卻試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度、殘余黏結(jié)強(qiáng)度與剪切黏結(jié)剛度均較小，界面耗能能力較大.

6）根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)以及影響因素分析結(jié)果，得到高溫噴水冷卻后圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好.

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