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

摘 要：為了揭示高溫后方鋼管與再生混凝土的界面黏結(jié)性能，以最高經(jīng)歷溫度（T）、再生 粗骨料取代率（γ）為變化參數(shù)，設(shè)計(jì)并完成了20個(gè)試件高溫后的推出試驗(yàn).通過(guò)試驗(yàn)觀察了試 件的受力破壞過(guò)程及形態(tài)，獲取了試件加載端和自由端的荷載-滑移曲線，分析了各變化參數(shù)對(duì)界面黏結(jié)性能及界面損傷發(fā)展過(guò)程的影響規(guī)律，并提出了相應(yīng)的黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算公式及黏結(jié)滑移本構(gòu)方程.結(jié)果表明：試件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(mén)≤200℃和T≥400℃兩類(lèi);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%）;隨著經(jīng)歷溫度的升高，黏結(jié)強(qiáng)度及黏結(jié)抗剪剛度先減小后增大，界面耗能能力則逐漸增大;隨著再生粗骨 料取代率的提高，黏結(jié)強(qiáng)度逐漸減小，而黏結(jié)抗剪剛度和界面耗能能力則均呈現(xiàn)先增大后減小再小幅恢復(fù)的變化趨勢(shì);界面初始黏結(jié)損傷的發(fā)生在T=600℃時(shí)明顯推遲，并隨再生粗骨料 取代率的提高表現(xiàn)出逐漸提早的趨勢(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;黏結(jié)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呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢(shì).

關(guān)鍵詞：再生混凝土;方鋼管;高溫后;黏結(jié)強(qiáng)度;滑移性能;本構(gòu)方程

中圖分類(lèi)號(hào)：TU398.9文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Interfacial Bond Behavior and Constitutive Equation of Recycled?? Aggregate Concrete Filled Square Steel Tube after High Temperature

CHEN Zongping1，2?，JIA Hengrui1，CHEN Junrui1

（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：To reveal the interfacial bond behavior between square steel tube and recycled aggregate concrete（RAC）after exposure to high temperatures，a push-out test of 20specimens after exposure to high temperatures was designed and completed by considering two parameters including the maximum temperature（T）and the replacementpercentage（γ）.The failure process and morphology of the specimens were observed，the load-slip curves of the loading end and the free end were obtained，and the influence laws of test parameters on the interfacial bond behav-ior and the bond damage process were analyzed.The regression bond strength formulas and bond-slip constitutive equations of RAC-filled square steel tube（RACFSST）subjected to high temperatures were proposed.The results show that the curves shape at the loading end and the free end are similar，but the initial slip at the loading end devel-ops earlier.The shape of the load-slip curves can be divided into two types according to the maximum temperature（i.e.，T≤200℃ and T≥400℃）.The interfacial bond behavior of RACFSST is worse than CFSST（The average differ-ence of the corresponding bonding behavior is about3.10% to19.05%）.With the increase of T，the bond strength and the bond shear stiffness decrease at first and then increase，and the energy dissipation capacity of the interface in-creases gradually.With the increase of γ，the bond strength decreases gradually.Moreover，the bond shear stiffness and the energy dissipation capacity of the interface show the law of first increase，then decrease and then recovering slightly with the increase of γ.The initial bond damage of the interface is delayed at600℃，and it tends to be earlier with the increase of γ.However，the influence of T and γ on it is not obvious at T≤400℃.The development speed of bond damage increases first and then decreases with the increase of T and γ.

Key words：recycled aggregate concrete;square steel tube;after high temperature;bond strength;slip behavior;constitutive equation

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(wèn)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(wèn)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(kāi)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(jiàn)的災(zāi) 害，長(zhǎng)久以來(lái)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(lèi)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(jiàn)，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(guò)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)140mm、高450mm、壁厚3mm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5～31.5mm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(jiàn)表1.

試件澆筑前，首先在鋼管一端預(yù)留一段 50mm 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10mm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⒃诖?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.

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(guò)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(jiàn)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(kāi)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(guò)程中受熱均勻，開(kāi)始升溫后每隔 2min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60min.恒溫結(jié)束后，切斷電源并開(kāi)啟爐門(mén)，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(guò)程曲線如圖2所示.

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(kāi)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(guò)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(lái)確保推出試驗(yàn)過(guò)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(wèn)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(guò)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(lái)獲?。ㄔ谕瞥鲈囼?yàn)過(guò)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0.002mm/s，當(dāng)荷載-滑移曲線下降段的斜率開(kāi)始為0，即曲線開(kāi) 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.

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(kāi)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(kāi)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(kāi)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.

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，詳見(jiàn)表3.

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(kāi)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(kāi)始為0，即曲線開(kāi)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(wú)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.

2.4 荷載-滑移曲線

各試件的荷載-滑移（P-S）曲線見(jiàn)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(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”.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.

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(jiàn)表4.

通過(guò)特征點(diǎn)對(duì)P-S曲線分段，將 T≤200℃和T≥400℃兩類(lèi)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.

此外，經(jīng)歷溫度T≥400℃試件的P-S曲線在越過(guò)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(guò)渡到下降段的過(guò)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(jiàn)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(jiàn)表2.由表2可見(jiàn)，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0.15mPa.

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(jiàn)，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(lái)說(shuō)，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(jiàn)，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?chē)臏夭钶^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.

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(jiàn)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(lèi)似.

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(jiàn)，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(guò)程本質(zhì)上是能量耗散的過(guò)程，采用耗能量W 來(lái)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(jiàn)，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(lèi)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(mén)= 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(lái)說(shuō)，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（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(jiàn)，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(lèi)似.

4 界面損傷發(fā)展過(guò)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(guò)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(guò)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(kāi)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(guò)0.5Pu以前界面無(wú)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(lèi)似的分析手段獲得了試件大致的損傷發(fā)展過(guò)程曲線，但其無(wú)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(guò)程進(jìn)行分析，代表性不強(qiáng).針對(duì)該問(wèn)題，首先通過(guò)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(guò)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(guò)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.

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0.0014 附近開(kāi)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0.0028～0.0039，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0.0039、0.0038、0.0038、0.0029、0.0028.可見(jiàn)，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(lái)說(shuō)，其再生粗骨料會(huì)使混凝土易 開(kāi)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(lèi)型的損傷發(fā)展速度數(shù)據(jù)取平均值，來(lái)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(jiàn)表5.

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(jiàn)，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(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

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(guò)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(jiàn)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.

6黏結(jié)滑移本構(gòu)方程

依據(jù)圖8中兩類(lèi)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.

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.

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(mén)≤200℃和T≥ 400℃兩類(lèi);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.

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