高溫后方鋼管再生混凝土界面黏結(jié)性能及本構(gòu)方程

陳宗平，賈恒瑞，陳俊睿

（1.廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，廣西南寧 530004；2.工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（廣西大學(xué)），廣西南寧 530004）

鋼管再生混凝土是將再生骨料混凝土填充在鋼管中，使其與外包鋼管協(xié)同工作而形成的組合受力構(gòu)件.使用鋼管再生混凝土不僅能在很大程度上改善再生骨料混凝土強(qiáng)度和彈性模量低、耐久性差的問題，還可以有效地緩解建筑垃圾回收利用率低、環(huán)境污染、天然骨料緊缺等問題，具有良好的應(yīng)用前景［1-7］.再生混凝土與鋼管內(nèi)壁接觸界面的黏結(jié)滑移性能是二者協(xié)同工作的基礎(chǔ)，也是構(gòu)件整體性能的重要組成部分.針對(duì)常溫下鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了一系列研究，并取得了一些重要成果.陳宗平等［8］采用服役滿50 年的廢棄混凝土作為再生粗骨料，設(shè)計(jì)并完成了25 根鋼管再生混凝土試件的靜力推出試驗(yàn)，結(jié)果表明鋼管縱向應(yīng)變?cè)诩虞d初期與末期分別呈負(fù)指數(shù)和線性分布；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；方形試件的黏結(jié)性能比圓形試件較差.薛曉楠等［9］以再生骨料取代率和鋼管與核心混凝土的界面黏結(jié)長(zhǎng)度為變化參數(shù)，完成了8 根鋼管再生混凝土柱的推出試驗(yàn)，結(jié)果表明初始滑移黏結(jié)強(qiáng)度隨著界面黏結(jié)長(zhǎng)度的增加有小幅增加；極限黏結(jié)強(qiáng)度隨著取代率的增大而增大，而隨界面黏結(jié)長(zhǎng)度的增加有下降趨勢(shì).徐金俊等［10］進(jìn)行了15 個(gè)鋼管再生混凝土試件的推出試驗(yàn)，得出峰值荷載隨長(zhǎng)徑比增大而增大、黏結(jié)損傷的發(fā)生會(huì)隨取代率的增加而提前等結(jié)論.

建筑火災(zāi)作為一種破壞性大且較為常見的災(zāi)害，長(zhǎng)久以來對(duì)建筑工程安全以及人民生命財(cái)產(chǎn)安全有著巨大的威脅，研究建筑材料及構(gòu)件高溫后的性能變化規(guī)律具有極大的現(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［11］對(duì)17 個(gè)經(jīng)歷高溫后的方鋼管高強(qiáng)混凝土試件進(jìn)行了推出試驗(yàn)，結(jié)果表明方鋼管高強(qiáng)混凝土黏結(jié)強(qiáng)度與錨固長(zhǎng)度成反比，并隨恒定溫度的升高呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢(shì)；界面應(yīng)變與應(yīng)力沿其長(zhǎng)度方向均呈指數(shù)分布.Tao 等［12］對(duì)64根鋼管自密實(shí)混凝土柱進(jìn)行了高溫后的抗拔試驗(yàn)，結(jié)果表明圓形柱比方形柱具有更高的黏結(jié)強(qiáng)度；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)黏結(jié)強(qiáng)度有影響；鋼管自密實(shí)混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度與鋼管普通混凝土相當(dāng)?shù)冉Y(jié)論.

針對(duì)高溫后鋼管再生混凝土界面黏結(jié)滑移性能的研究還比較罕見，賈恒瑞等［13］進(jìn)行了20 根圓鋼管再生混凝土試件高溫后的推出試驗(yàn)，得出了溫度和再生骨料取代率對(duì)界面黏結(jié)性能的影響規(guī)律，并提出了相應(yīng)的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算方法及黏結(jié)本構(gòu)方程.但是，由于方鋼管混凝土在界面黏結(jié)力分布及約束效應(yīng)等方面與圓鋼管混凝土差異較大，使得在對(duì)高溫后方鋼管再生混凝土的界面黏結(jié)性能進(jìn)行評(píng)估和仿真模擬時(shí)，并不能直接套用圓鋼管的相關(guān)結(jié)論.并且，由于方鋼管混凝土在節(jié)點(diǎn)連接處理及抗壓彎性能等方面相對(duì)圓鋼管混凝土的優(yōu)勢(shì)，使其在實(shí)際工程中的應(yīng)用也相對(duì)更多.因此，研究方鋼管再生混凝土高溫后的界面黏結(jié)性能變化規(guī)律及界面承載力評(píng)估方法，具有重要的現(xiàn)實(shí)意義.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件參數(shù)設(shè)計(jì)及制作過程

本試驗(yàn)以再生粗骨料取代率（0%、25%、50%、75%、100%）和試件的經(jīng)歷溫度（20 ℃、200 ℃、400℃、600 ℃）為變化參數(shù)，設(shè)計(jì)了20 個(gè)方鋼管再生混凝土試件.所用鋼管均采用外邊長(zhǎng)140 mm、高450 mm、壁厚3 mm 的Q345 級(jí)直焊縫方鋼管；水泥全部采用海螺牌P.O32.5普通硅酸鹽水泥；再生粗骨料取自廢棄的強(qiáng)度等級(jí)為C30 的混凝土（經(jīng)破碎篩分后得到顆粒級(jí)配為5～31.5 mm 的連續(xù)級(jí)配粗骨料）；天然粗骨料選用普通碎石；細(xì)骨料選用河砂.拌制混凝土?xí)r，首先對(duì)再生骨料和天然骨料進(jìn)行預(yù)拌和，再分多次加入攪拌機(jī)中與水泥和水一起攪拌，以提高骨料分布的均勻性.混凝土的配合比見表1.

表1 混凝土配合比Tab.1 Proportions of recycled aggregate concrete kg/m3

試件澆筑前，首先在鋼管一端預(yù)留一段50 mm長(zhǎng)的空管段作為試件的自由端，并在該空管段處沿鋼管長(zhǎng)度方向切割出一條寬10 mm 的豎縫，澆筑時(shí)使混凝土澆筑面達(dá)到切割縫處即停止?jié)仓?，并在此預(yù)埋一根與自由端的混凝土澆筑面平行的外伸鋼片，以方便后續(xù)對(duì)試件自由端滑移量的測(cè)量.對(duì)于鋼管另一端，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.試件的示意圖如圖1所示.

圖1 試件示意圖Fig.1 Schematic diagram of specimens

澆筑完成后，即對(duì)試件的切割縫和端部分別進(jìn)行封膜和蓋板處理，并放置在避雨處，避免養(yǎng)護(hù)過程中界面處受到雨淋生銹等作用的影響，使其盡量接近實(shí)際工況.此外對(duì)每種再生粗骨料取代率的混凝土，依照標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法各預(yù)留3 個(gè)標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，并與試件一同在標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護(hù)28 d.各試件的具體設(shè)計(jì)參數(shù)及黏結(jié)性能指標(biāo)見表2.

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（升溫爐），試驗(yàn)開始前對(duì)其預(yù)先進(jìn)行多次工況測(cè)試，測(cè)得該設(shè)備工作時(shí)的爐內(nèi)實(shí)際溫度與設(shè)備顯示溫度的差值在±10 ℃以內(nèi)，同時(shí)在恒溫階段該升溫爐內(nèi)的溫度能夠穩(wěn)定維持，設(shè)備的整體精度及工況穩(wěn)定程度良好.正式試驗(yàn)時(shí)，首先將試件立置于高溫爐內(nèi)，確保其在升溫過程中受熱均勻，開始升溫后每隔2 min對(duì)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)溫度后保持恒溫，恒溫時(shí)間參考《建筑設(shè)計(jì)防火規(guī)范》（GB 50016—2014）（2018 版）中鋼管混凝土柱的耐火極限設(shè)定為60 min.恒溫結(jié)束后，切斷電源并開啟爐門，待試件冷卻后取出以待后續(xù)進(jìn)行推出試驗(yàn).升溫設(shè)備及升溫過程曲線如圖2所示.

圖2 升溫設(shè)備及升溫過程曲線Fig.2 Heating device and curves of heating process

靜力推出試驗(yàn)在RMT-201 型力學(xué)試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)開始前先在儀器的托座上固定一個(gè)面積小于試件核心混凝土面積的方形鋼墊板，以確保推出試驗(yàn)過程中試件的加載端只有核心混凝土受壓，而后再在試件自由端放置一塊面積大于試件截面積的方形鋼墊板，來確保推出試驗(yàn)過程中試件的自由端只有混凝土外部的方鋼管單獨(dú)受壓.正式加載前，每次都要進(jìn)行2 次預(yù)加載（預(yù)加載力設(shè)定為峰值荷載計(jì)算值的10%），以降低荷載偏心和接觸不夠緊密等問題所產(chǎn)生的誤差影響.試件加載端和自由端混凝土的滑移量通過利用圖3 中的百分表1 和百分表2分別量測(cè)外伸鋼片1 以及外伸鋼片2 的位移來獲?。ㄔ谕瞥鲈囼?yàn)過程中進(jìn)行了全程的同步錄像，以確保百分表讀數(shù)的實(shí)時(shí)性）.加載速率設(shè)置為0.002 mm/s，當(dāng)荷載-滑移曲線下降段的斜率開始為0，即曲線開始進(jìn)入水平滑移段時(shí)即停止加載，推出試驗(yàn)示意圖如圖3所示.

圖3 推出試驗(yàn)示意圖Fig.3 Schematic diagram of push-out test

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

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 高溫后的表觀現(xiàn)象

高溫試驗(yàn)后鋼管的表觀顏色隨經(jīng)歷溫度升高依次表現(xiàn)為：黃棕色、淺棕色、棕色以及紅棕色；混凝土試塊的表觀顏色隨經(jīng)歷溫度升高依次為：灰白色、灰色、青灰色以及淺棕色.其中，T≤200 ℃試塊的開裂現(xiàn)象不明顯，而400 ℃≤T≤600 ℃的試塊表面則不同程度地出現(xiàn)了裂紋，經(jīng)歷溫度越高相應(yīng)的開裂現(xiàn)象也越明顯（在圖4 中用數(shù)字對(duì)主要的裂縫區(qū)域進(jìn)行了編號(hào)，使用細(xì)線指示了裂縫的開展軌跡）.高溫后的再生混凝土試塊及方鋼管再生混凝土試件，分別如圖4、圖5所示.

圖4 高溫作用后的試塊Fig.4 Blocks after high temperature

圖5 高溫作用后的試件Fig.5 Specimens after high temperature

2.2 高溫后的材料性能

依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50152—92）、《金屬拉伸試驗(yàn)法》（GB 50152—98），對(duì)鋼管及混凝土進(jìn)行材性試驗(yàn)（3 個(gè)為1 組，計(jì)算時(shí)取平均值），得到混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度fcu、鋼材的屈服強(qiáng)度fy及極限抗拉強(qiáng)度fu，詳見表3.

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

2.3 推出試驗(yàn)現(xiàn)象

在進(jìn)行推出試驗(yàn)時(shí)，加載端首先出現(xiàn)滑移，當(dāng)荷載增大到約0.2Pu（Pu為峰值荷載）時(shí)，自由端也開始出現(xiàn)滑移.此時(shí)方鋼管四邊的中部率先出現(xiàn)變形，出現(xiàn)輕微向外鼓脹的現(xiàn)象，鋼管與混凝土的縫隙中有少量混凝土碎屑掉落.加載到（0.5～0.8）Pu時(shí)，方鋼管四邊非棱角處的表面在環(huán)向應(yīng)力及縱向黏結(jié)應(yīng)力的共同作用下，出現(xiàn)與鋼管軸線成45°角的滑移線，并伴有“咔嗞、咔嗞”的響聲.當(dāng)荷載達(dá)到Pu后加載端和自由端的滑移量的增長(zhǎng)速度均明顯加快，待荷載-滑移曲線下降段的曲線斜率開始為0，即曲線開始進(jìn)入水平滑移段時(shí)即停止加載.推出試驗(yàn)結(jié)束后觀察各試件的加載端截面，發(fā)現(xiàn)核心混凝土整體向自由端方向有5～7 mm 的滑移，混凝土無明顯的破損，表面完整性較好，但其與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及鋼管表面的滑移線如圖6所示.

圖6 推出試驗(yàn)后試件的加載端及滑移線Fig.6 The loading end and slip line after push-out test

2.4 荷載-滑移曲線

各試件的荷載-滑移（P-S）曲線見圖7（a）～（d）.如圖7所示，試件加載端和自由端的P-S曲線形態(tài)基本一致，其中加載端的滑移發(fā)生得相對(duì)較早，T=600℃時(shí)這種差異最明顯.這是因?yàn)榧虞d端附近的界面會(huì)先承受荷載而出現(xiàn)界面損傷并逐漸積累，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)生得相對(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”.T=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

根據(jù)P-S曲線的形態(tài)特點(diǎn)定義曲線的特征點(diǎn)參數(shù)：Pu為峰值荷載，kN；Pr為殘余荷載（P-S曲線由下降段進(jìn)入水平滑移段時(shí)的荷載），kN；S0.7為P-S曲線上升段中0.7Pu的點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的滑移量，mm；Sz為峰值荷載Pu所對(duì)應(yīng)的滑移量，mm；Sr為殘余荷載Pr所對(duì)應(yīng)的滑移量，mm.各特征點(diǎn)參數(shù)取值見表4.

表4 試件特征值Tab.4 Characteristic value of specimens

通過特征點(diǎn)對(duì)P-S曲線分段，將T≤200 ℃和T≥400 ℃兩類試件的P-S曲線分別簡(jiǎn)化為如圖8（a）（b）所示的典型曲線.如圖8 所示，T≤200 ℃試件的P-S曲線會(huì)依次經(jīng)歷線性上升、減速上升（剛度退化）、減速下降、水平滑移4 個(gè)階段（分別對(duì)應(yīng)圖8（a）中的OA、AB、BC、CD段）；T≥400 ℃時(shí)曲線則只有線性上升、減速下降、水平滑移3 個(gè)階段（分別對(duì)應(yīng)圖8（b）中的OA、AB、BC段）.出現(xiàn)這種差異的原因是，經(jīng)歷溫度較高時(shí)，由于溫差變大，鋼管的“箍緊作用”也隨之變得更強(qiáng)，因而導(dǎo)致T≥400 ℃試件的P-S曲線上升段的剛度退化現(xiàn)象相對(duì)不明顯.

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

此外，經(jīng)歷溫度T≥400 ℃試件的P-S曲線在越過Pu后，其荷載降低的速度明顯快于T≤200 ℃的試件.出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是，經(jīng)歷溫度較高時(shí)界面處混凝土與管壁的膠結(jié)部分及其本身的脆性也相對(duì)更強(qiáng)，使得P-S曲線由上升段過渡到下降段的過程變得更快，其下降段也相對(duì)更陡.

3 黏結(jié)性能

3.1 界面黏結(jié)性能指標(biāo)

高溫后鋼管與核心混凝土的界面黏結(jié)性能指標(biāo)主要包括［11-16］：極限黏結(jié)強(qiáng)度τu、殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr、黏結(jié)抗剪剛度Ke、耗能量W；各試件相應(yīng)的黏結(jié)性能指標(biāo)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)見表2.

3.2 黏結(jié)強(qiáng)度

參考相關(guān)文獻(xiàn)［17-19］對(duì)鋼管再生混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度進(jìn)行定義：將與峰值荷載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：Pu為峰值荷載，kN；Pr為殘余荷載（P-S曲線由下降段進(jìn)入水平滑移段時(shí)的荷載），kN；C為鋼管與核心混凝土接觸界面的周長(zhǎng)，mm；La為界面黏結(jié)長(zhǎng)度，mm.

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，見表2.由表2可見，經(jīng)歷溫度T≤600 ℃的方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DBJ13-161—2004 規(guī)定的鋼管混凝土黏結(jié)滑移強(qiáng)度設(shè)計(jì)值0.15 MPa.

圖9（a）所示為黏結(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［13］）.如圖9（a）所示，經(jīng)歷溫度T=200 ℃、400 ℃、600 ℃試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度分別是T=20 ℃試件的0.927、2.106、7.982 倍；殘余黏結(jié)強(qiáng)度相應(yīng)的倍數(shù)為0.947、1.859、7.484.可見，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，其鋼管對(duì)核心混凝土產(chǎn)生的“箍緊作用”也相對(duì)較強(qiáng)，進(jìn)而導(dǎo)致界面間的機(jī)械咬合力和摩擦力等黏結(jié)力組分得到增強(qiáng).而對(duì)于T=200 ℃的試件來說，由于其經(jīng)歷溫度相對(duì)較低，“箍緊作用”相對(duì)較弱，此時(shí)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)的黏結(jié)強(qiáng)度要比常溫時(shí)低.

圖9（b）所示為黏結(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［13］）.如圖9（b）所示，再生粗骨料取代率γ=25%、50%、75%、100%試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度分別是γ=0%試件的0.984、0.871、0.694、0.701 倍，均值為0.813 倍；殘余黏結(jié)強(qiáng)度相應(yīng)的倍數(shù)為0.971、0.855、0.697、0.699，均值為0.806 倍.可見，高溫后方鋼管再生混凝土的平均黏結(jié)強(qiáng)度（極限黏結(jié)強(qiáng)度τu和殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr的均值）約比鋼管普通混凝土低19.05%，且隨著再生粗骨料取代率的提高，其黏結(jié)強(qiáng)度總體上呈現(xiàn)逐漸減小的變化趨勢(shì).出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：首先，再生粗骨料的初始微裂紋等缺陷會(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，再生粗骨料的吸水率相對(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)再生粗骨料離黏結(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.

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

3.3 黏結(jié)抗剪剛度

黏結(jié)抗剪剛度是反映鋼管與核心混凝土的黏結(jié)面在荷載作用下抵抗剪切變形能力的重要指標(biāo).參考文獻(xiàn)［11］并結(jié)合本試驗(yàn)所得P-S曲線的彈性范圍，將黏結(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）所示為黏結(jié)抗剪剛度與經(jīng)歷溫度的關(guān)系圖.如圖10（a）所示，T=200 ℃、400 ℃、600 ℃試件的黏結(jié)抗剪剛度分別是T=20℃試件的0.833、1.556、1.726 倍；可見黏結(jié)抗剪剛度隨經(jīng)歷溫度的升高呈現(xiàn)先減小后增大的變化規(guī)律，其原因與黏結(jié)強(qiáng)度隨溫度升高先減小后增大的原因類似.

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）所示為黏結(jié)抗剪剛度與再生粗骨料取代率的關(guān)系圖.如圖10（b）所示，再生粗骨料取代率γ=25%、50%、75%、100%試件的黏結(jié)抗剪剛度分別是γ=0%（普通混凝土）試件的1.001、1.036、0.862、0.887 倍，均值為0.947 倍；可見，高溫后方鋼管再生混凝土的黏結(jié)抗剪剛度比鋼管普通混凝土約低5.30%，隨再生粗骨料取代率的升高呈現(xiàn)先增大后減小最后小幅恢復(fù)的變化趨勢(shì).出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：如前文所述，再生粗骨料的存在會(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.但同時(shí)，再生粗骨料較高的吸水率又會(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，使得核心混凝土與鋼管接觸得更加緊密，從而提升界面整體抵抗變形的能力.上述規(guī)律實(shí)則就是此兩種因素影響力的相對(duì)大小隨再生粗骨料取代率變化而變化的體現(xiàn).

3.4 界面耗能能力

在荷載作用下界面黏結(jié)發(fā)生損傷的過程本質(zhì)上是能量耗散的過程，采用耗能量W來定量反映試件的界面耗能能力，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）所示為耗能量與經(jīng)歷溫度的關(guān)系圖.如圖11（a）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1.005、1.962、9.304 倍.可見，界面耗能能力隨經(jīng)歷溫度的升高呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì).其原因與黏結(jié)強(qiáng)度在T≥200 ℃時(shí)隨溫度升高而逐漸增大的原因類似.二者規(guī)律的不同之處在于，黏結(jié)強(qiáng)度在T=200 ℃時(shí)比常溫下有所降低，而此時(shí)界面耗能能力則有所提高.這是因?yàn)門=200 ℃時(shí)，“箍緊作用”的增強(qiáng)效應(yīng)還不明顯，但高溫的作用已使化學(xué)膠結(jié)力受損，造成界面變得相對(duì)更容易發(fā)生損傷變形，這對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度幾乎是一種單純的削弱，而對(duì)于界面耗能能力來說，損傷變形恰好是能量耗散的主要途徑之一，因此出現(xiàn)上述差異.

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）所示為耗能量與再生粗骨料取代率的關(guān)系圖.如圖11（b）所示，再生粗骨料取代率γ=25%、50%、75%、100%試件的耗能量分別為γ=0%試件的1.008、0.833、0.709、0.711 倍，均值為0.815 倍.可見，高溫后方鋼管再生混凝土的界面耗能能力約比鋼管普通混凝土低18.50%，隨再生粗骨料取代率的升高呈現(xiàn)先增大后減小最后小幅恢復(fù)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變化的原因類似.

4 界面損傷發(fā)展過程

文獻(xiàn)［20］的研究表明：剛度的退化可以較好地反映構(gòu)件的損傷程度.文獻(xiàn)［10］基于此提出了黏結(jié)損傷度Dt的概念，能夠定量地反映滑移過程中界面損傷的程度.文獻(xiàn)［13］在其基礎(chǔ)上，建立了改進(jìn)后的黏結(jié)損傷度Dto以更精確地描述試件的損傷發(fā)展過程，相應(yīng)的表達(dá)式如下：

式中：Kt為加載端P-S曲線任意點(diǎn)的切線斜率；Ket為加載端P-S曲線上升段中0.5Pu點(diǎn)處的切線斜率.

依據(jù)本試驗(yàn)實(shí)測(cè)P-S曲線的形態(tài)特點(diǎn)可知，各試件的P-S曲線在處于上升段的0.5Pu以前，基本處于彈性階段，而后開始發(fā)生逐漸明顯的剛度退化.基于此，可近似地認(rèn)為在荷載越過0.5Pu以前界面無黏結(jié)損傷發(fā)生，即黏結(jié)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，界面損傷隨之逐漸發(fā)展，此時(shí)0

文獻(xiàn)［11］采用類似的分析手段獲得了試件大致的損傷發(fā)展過程曲線，但其無法直觀地反映和比較試件界面損傷發(fā)展整體速度的快慢，且只選取了個(gè)別試件的損傷過程進(jìn)行分析，代表性不強(qiáng).針對(duì)該問題，首先通過對(duì)各試件P-S曲線線性上升段中0.5Pu～Pu區(qū)段的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，發(fā)現(xiàn)采用2 階多項(xiàng)式擬合度較高（R2值均在0.989 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，再對(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，再代入式（4）便可計(jì)算界面損傷滑移全過程的黏結(jié)損傷度Dto.同時(shí)，為了方便對(duì)各試件的界面損傷發(fā)展過程進(jìn)行對(duì)比，采用了相對(duì)滑移量S/La（La為鋼管與混凝土的界面黏結(jié)長(zhǎng)度）作為Dto坐標(biāo)軸的橫軸，最終得到各試件的黏結(jié)損傷度Dto與相對(duì)滑移量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 extent of bond damage and relative slip

如圖12 所示，T≤400 ℃時(shí)試件初始界面損傷發(fā)生的早晚相差不大，均在S/La為0.001 4 附近開始發(fā)生；而T=600 ℃的試件初始黏結(jié)損傷則發(fā)生得明顯較晚，其對(duì)應(yīng)的S/La值為0.002 8～0.003 9，此外T=600℃時(shí)取代率γ=0%、25%、50%、75%、100%試件初始黏結(jié)損傷所對(duì)應(yīng)的相對(duì)滑移量分別為0.003 9、0.003 8、0.003 8、0.002 9、0.002 8.可見，界面初始黏結(jié)損傷的發(fā)生在T=600 ℃時(shí)明顯推遲，且此時(shí)其隨再生粗骨料取代率的升高有逐漸提早的趨勢(shì)，而T≤400 ℃時(shí)經(jīng)歷溫度及再生粗骨料取代率對(duì)其影響均不大.這是因?yàn)?，T≤400 ℃時(shí)界面損傷發(fā)生的早晚主要取決于化學(xué)膠結(jié)力，而600 ℃時(shí)由于“箍緊作用”較強(qiáng)，使界面損傷的發(fā)生明顯推遲；同時(shí)對(duì)于經(jīng)歷600℃高溫后的試件來說，其再生粗骨料會(huì)使混凝土易開裂破損的特性相對(duì)更明顯，使得再生粗骨料取代率越高，相應(yīng)的初始黏結(jié)損傷發(fā)生得就越早.

對(duì)圖12 中各損傷發(fā)展曲線的斜率進(jìn)行計(jì)算，得到各試件的界面損傷發(fā)展速度后，分別對(duì)相同經(jīng)歷溫度、不同取代率和相同取代率、不同經(jīng)歷溫度兩種類型的損傷發(fā)展速度數(shù)據(jù)取平均值，來分別研究溫度和再生粗骨料取代率對(duì)界面損傷發(fā)展速度的影響，相應(yīng)的數(shù)據(jù)見表5.

表5 試件損傷發(fā)展速度Tab.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1.009、1.344、0.458 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1.016、1.175、0.966、0.965 倍，均值為1.031倍.可見，高溫后方鋼管再生混凝土的界面損傷發(fā)展速度約比鋼管普通混凝土快3.10%，隨經(jīng)歷溫度和再生粗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，而此時(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.而損傷速度隨再生粗骨料取代率變化的規(guī)律，是取代率升高會(huì)使混凝土易開裂，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

文獻(xiàn)［21-22］中給出了常溫下方鋼管再生混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算方法，但由于該公式未考慮經(jīng)歷溫度T的影響，因此并不適用于高溫后黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算.本試驗(yàn)通過對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸統(tǒng)計(jì)，得到高溫后方鋼管再生混凝土在T≤200 ℃及400 ℃≤T≤600℃兩種情況下的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，分別如式（5）、式（6）所示.

式中：T為試件的最高經(jīng)歷溫度，℃；γ為再生粗骨料取代率，%；fcu為常溫時(shí)混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度，MPa；La為鋼管與混凝土的界面黏結(jié)長(zhǎng)度，mm；DC為方鋼管的外徑，mm；n為關(guān)系系數(shù)，其取值見表6.運(yùn)用公式（5）和（6）計(jì)算得到各試件的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值后與相應(yīng)的試驗(yàn)實(shí)測(cè)值進(jìn)行比較，結(jié)果如圖13 所示.

表6 關(guān)系系數(shù)取值Tab.6 The value of relation coefficient

圖13 計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.13 Comparison between calculated value and tested value

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)，建立經(jīng)歷溫度T≤200 ℃和T≥400 ℃兩種情況下方鋼管再生混凝土加載端的τ-S本構(gòu)模型曲線分別如圖14（a）（b）所示（τ為黏結(jié)應(yīng)力，MPa；S為滑移量，mm），相應(yīng)的τ-S本構(gòu)方程，分別如式（7）和式（8）所示.

式中：參數(shù)S0.7、Sz、Sd、Sr在0%≤γ≤25%及50%≤γ≤100%兩種情況下的表達(dá)式分別如式（9）、式（10）所示.k、m為關(guān)系系數(shù)，其取值見表6.

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，得到相應(yīng)的τ-S本構(gòu)曲線后，分別與其對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)實(shí)測(cè)τ-S曲線進(jìn)行對(duì)比，得到各試件的本構(gòu)模型曲線與試驗(yàn)實(shí)測(cè)曲線對(duì)比圖，如圖15所示.

圖15 本構(gòu)方程計(jì)算曲線與試驗(yàn)曲線的對(duì)比Fig.15 Comparison between calculated and measured curves

7 結(jié)論

1）高溫后方鋼管再生混凝土加載端和自由端的荷載-滑移曲線形態(tài)基本一致，但加載端的初始滑移發(fā)生相對(duì)更早，曲線形態(tài)可以分為T≤200 ℃和T≥400℃兩類；界面黏結(jié)性能整體上相比方鋼管普通混凝土較差，相應(yīng)的黏結(jié)性能平均差距范圍約為3.10%～19.05%.

2）隨著經(jīng)歷溫度的升高，界面黏結(jié)強(qiáng)度及黏結(jié)抗剪剛度先減小后增大，耗能能力則逐漸增大；隨著再生粗骨料取代率的升高，界面黏結(jié)強(qiáng)度逐漸減小，而黏結(jié)抗剪剛度和耗能能力則均呈現(xiàn)先增大后減小最后小幅恢復(fù)的變化趨勢(shì).

3）界面初始黏結(jié)損傷的發(fā)生在T=600 ℃時(shí)明顯推遲，此時(shí)其隨再生粗骨料取代率的升高有逐漸提早的趨勢(shì)，而T≤400 ℃時(shí)經(jīng)歷溫度及再生粗骨料取代率均對(duì)其影響不大.

4）界面損傷發(fā)展速度隨經(jīng)歷溫度和再生粗骨料取代率的升高均呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢(shì).

5）提出了高溫后方鋼管再生混凝土的截面黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式及黏結(jié)滑移本構(gòu)方程，相應(yīng)的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好.