型鋼高性能纖維混凝土粘結滑移性能試驗研究

明 銘，鄭山鎖,2，鄭 淏，賀金川，董立國，宋明辰

(1. 西安建筑科技大學土木工程學院，陜西，西安 710055；2. 西安建筑科技大學結構工程與抗震教育部重點實驗室，陜西，西安 710055；3. 西安建筑科技大學建筑設計研究院，陜西，西安 710055 )

型鋼混凝土組合結構因承載力高、剛度大、抗震性能優異等優點已被廣泛應用。良好的粘結性能是保證兩種不同性質的材料協調工作的基礎[1 ? 4]。既有研究表明，因型鋼表面較光滑，與混凝土的粘結力較小[5 ? 6]，在荷載作用下材料的界面間易發生相對滑移，制約了型鋼高延性和混凝土高抗壓強度能力的充分發揮，進而影響結構及構件的性能[7 ? 8]。鑒于此，為保證型鋼與混凝土間的協同工作，研發與型鋼界面間粘結性能優異的高延性混凝土是充分發揮型鋼混凝土組合結構性能優勢的有效途徑，對進一步推廣型鋼混凝土組合結構具有重要意義。

在混凝土中添加不連續的延性纖維能夠顯著提升混凝土的抗拉、抗剪強度和斷裂韌性，改善其脆性特征。工程中常用的聚乙烯醇纖維[9 ? 10]、聚丙烯纖維[11]或鋼纖維[12 ? 16]對混凝土的工作性能影響較大，且難以用于摻有較大粒徑粗骨料的混凝土中。纖維素纖維是由高寒地區特殊植物制備的新一代高性能纖維，已有研究結果表明[17 ? 20]，纖維素纖維具有高強高彈性模量、良好的親水性和體積分散性，將這種短切纖維添加到混凝土中，可以在不影響粗骨料使用的前提下，改善因混凝土強度增加而脆性明顯等問題。

型鋼與混凝土界面間的粘結性能與混凝土材料的密實性相關。已有研究表明[21]，將硅灰等活性礦物摻合料添加到混凝土中，能顯著提高混凝土材料的致密性，進而增強型鋼與混凝土的粘結性能。但現階段硅灰產量小、價格高的問題導致其難以滿足工程的大量需求。國外學者首先對稻殼展開了較系統的研究，結果表明，稻殼在適當條件下經焚燒、研磨制成的稻殼灰中含有90%～96%的SiO2，化學組分跟硅灰極為接近，能夠在一定程度上取代硅灰[22 ? 23]。

在混凝土中摻加纖維素纖維和稻殼灰，可制備出具有高強度、高工作性及高韌性的高性能纖維混凝土。將高性能纖維混凝土用于型鋼混凝土組合結構中，首先需要對型鋼與高性能纖維混凝土間的粘結性能進行深入研究。課題組經過前期的研究對材料配合比進行優化設計，制備出高性能纖維混凝土[24]。本文以不同強度的高性能纖維混凝土、型鋼保護層厚度以及型鋼錨固長度為變化參數，設計并制作了10 個型鋼高性能纖維混凝土試件，采用推出試驗方法，對型鋼與高性能纖維混凝土之間粘結滑移性能進行揭示。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗共設計了10 個型鋼高性能纖維混凝土推出試件，截面特征見圖1。型鋼采用普通熱軋工字鋼I10，縱筋采用直徑14 mm 的HRB335 級鋼，箍筋采用直徑6 mm 的HPB300 級鋼；高性能纖維混凝土設計強度分別為C40、C50、C60、C70，水泥采用秦嶺P.O 42.5 普通硅酸鹽水泥，細骨料采用中粗河沙，粗骨料采用粒徑為5 mm～20 mm均勻級配碎石，聚羧酸系高效減水劑按1.0%～1.5%水泥質量比例摻入城市自來水，各材料組分見表1。本試驗采用的稻殼灰系安徽省某保溫材料廠生產，SiO2質量分數為91.2%，燒失量為3.90%，其化學組分與硅灰接近；纖維采用上海羅洋新材料科技有限公司從美國Buckeye 公司引進的UF500纖維素纖維，其物理力學性能見表2。各強度等級的高性能纖維混凝土試件均預留了6 個標準立方體試塊，鋼材及高性能纖維混凝土力學性能指標見表3。試件設計參數見表4。

圖1 試件截面尺寸 /mm Fig.1 Section of specimens

表1 高性能纖維混凝土配合比 /(kg/m3)Table1 High performance fiber reinforced concrete proportions

表2 纖維素纖維物理力學性能Table2 Mechanical properties of cellulose fiber

表3 鋼材、高性能纖維混凝土材料性能Table3 Material properties of steel and high performance fiber reinforced concrete

表4 試件設計參數Table4 Design parameters of specimens

1.2 量測方案

通過在加載端和自由端布置位移計量測型鋼與高性能纖維混凝土之間的相對滑移量。加載端的相對滑移由布置在型鋼與高性能纖維混凝土上位移計的差值得到。自由端的相對滑移借助于焊接在型鋼自由端的鋼棒實現，位移計底座固定在特制鋼墊板上，鋼墊板使得自由端混凝土固定不動，指針垂直打在粘貼在鋼棒上的小木條上，型鋼從鋼墊板的“工”字形縫中推出，推出的距離即為自由端型鋼與高性能纖維混凝土之間的相對滑移，詳見圖2(b)。

1.3 加載方案

試件推出試驗的加載裝置如圖2 所示，加載速率為0.3 mm/min，加載端型鋼和自由端混凝土在試驗前打磨平整后，荷載直接作用在加載端型鋼上，自由端混凝土通過30 mm 厚的特制鋼墊板與試驗臺座相連。當自由端的相對滑移量達到6 mm，或試件表面裂縫不再發展，荷載下降速率基本不變時，停止加載。

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test loading devices

2 試驗結果與分析

2.1 試件破壞形態

加載初期，加載端和自由端均無滑移產生。荷載增至極限荷載的30%～50%時，加載端開始滑移，試件表面未出現裂縫。荷載增至極限荷載的80%左右時，加載端滑移逐漸發展，且附近混凝土表面出現裂縫，部分試件自由端滑移，但滑移量較小，發展較慢。荷載增至極限荷載時，伴隨著一陣劈裂聲，裂縫由加載端附近向上迅速發展，并形成許多細小分支裂縫，同時加載端面裂縫由型鋼翼緣肢尖和中部向外延伸至混凝土側表面。

由于試件設計參數的變化，試件的裂縫形態表現出一定差異：保護層厚度(SHPFRC-5)、錨固長度(SHPFRC-8)較小試件的荷載出現了陡降，裂縫在澆筑面產生并迅速貫通試件全截面，表現出較大的脆性；保護層厚度較大(SHPFRC-6、SHPFRC-7)的試件四個側面均有裂縫產生，由加載端角部向上發展，裂縫發展到約1/3 型鋼錨固長度時停止發展，寬度自加載端向上逐漸減小，試件呈瓜梨形破壞。部分試件破壞形態見圖3，可見隨著保護層厚度和錨固長度的增加，各試件裂縫的寬度增加，長度有所減小。隨著荷載下降速率平緩，裂縫停止發展，型鋼與混凝土之間的相對滑移趨于穩定。自由端面基本無裂縫產生，推出的型鋼表面較光滑，并伴隨混凝土磨削。

2.2 荷載-滑移曲線

圖3 部分試件破壞形態圖Fig.3 Failure modes of specimens

各試件的荷載-滑移曲線(P-S 曲線)如圖4 所示。可以看出，各試件的P-S 曲線呈現出一定的規律性，歸納出的典型曲線如圖5(a)和圖5(b)所示。加載端P-S 曲線呈現直線上升段(OA)、荷載上升段(AB)、荷載下降段(BC)和水平殘余段(CD)四個階段，直線上升段A 點對應荷載為初始滑移荷載P0，P-S 曲線峰值B 點荷載為極限荷載Pu，荷載下降段C 點對應的荷載為殘余荷載Pr，各試件特征荷載值見表5；試件自由端P-S 曲線與加載端的下降段曲線基本一致，荷載達到殘余荷載后曲線出現重合，并維持在極限荷載的約50%～70%。

3 特征粘結強度

3.1 特征粘結強度定義及影響因素分析

采用平均粘結應力描述型鋼高性能纖維混凝土界面粘結應力在加載過程的分布規律，假定粘結應力沿型鋼錨固長度均勻分布，計算公式如下：

圖4 荷載-滑移曲線Fig.4 Load-slip curves

圖5 典型荷載-滑移分布曲線Fig.5 Classic load-slip curves

表5 試件特征值Table5 Characteristic values of specimens

式中：P/kN 為試驗時施加的外荷載；Ca為型鋼截面周長，取458.69 mm； la/mm 為型鋼與高性能纖維混凝土的錨固長度。采用平均粘結應力分析各設計參數對型鋼高性能纖維混凝土界面滑移的影響規律，各試件粘結強度特征值計算結果見表5，其中，初始粘結強度τ0、極限粘結強度τu、殘余粘結強度τr分別為對應于P0、Pu、Pr的粘結應力。

1)高性能纖維混凝土強度

圖6 給出了特征粘結強度與高性能纖維混凝土劈裂抗拉強度的相關關系。可以看出，隨著混凝土強度的提高，特征粘結強度均呈增加趨勢，其中極限粘結強度增長速率最為顯著。這是因為：在型鋼與高性能纖維混凝土的粘結力組成中，化學膠結力是主要的組成成分，化學膠結力的大小取決于混凝土材料組分和抗拉強度的大小，因而可通過提高混凝土的抗拉強度和抗裂韌性來提高型鋼與混凝土界面過渡層的強度，進而提高型鋼與高性能纖維混凝土之間的粘結強度；纖維素纖維具有良好的阻裂增韌性能，能夠改善由于混凝土強度提高而脆性更加顯著的問題，使得極限粘結強度和殘余粘結強度不僅沒有因為混凝土強度的提高而降低，反而有所提升。

圖6 粘結強度與劈裂抗拉強度的相關關系Fig.6 Relationship between bond strength and splitting tensile strength

2)保護層厚度

圖7 為各特征粘結強度與相對保護層厚度(保護層厚度Ca與型鋼截面高度ha之比)之間的相關關系。可以看出，粘結強度特征值均隨型鋼相對保護層厚度的增大呈增大趨勢，其中在保護層厚度較大時初始粘結強度的增長速率略高于其他特征粘結強度。這是因為，在一定范圍內，混凝土對型鋼的約束能力隨保護層厚度的增大而增大，進而粘結界面上的正應力及相應的摩擦阻力越大；初始粘結強度主要以化學膠結力的形式存在，而極限粘結強度和殘余粘結強度則主要以摩擦阻力和機械咬合力的形式存在，在滑移階段，保護層厚度的增加對機械咬合力和摩擦阻力的提高作用會逐漸減弱。

圖7 粘結強度與相對保護層厚度的相關關系Fig.7 Relationship between bond strength and relative thickness of concrete cover

3)錨固長度

各特征粘結強度與相對錨固長度(錨固長度la與型鋼截面高度ha之比)之間的相關關系如圖8所示。可以發現，特征粘結強度均隨錨固長度的增加呈下降趨勢。其中，極限粘結強度的下降速率最為顯著，這是由于隨著錨固長度的增加，粘結應力擴散長度上高應力區相對分布長度逐漸變小；初始粘結強度由于型鋼與高性能纖維混凝土界面主要以化學膠結力的形式存在，而化學膠結力在試件產生滑移前，只在加載端附近存在，隨著錨固長度的增加，遠離加載端無粘結力部分的長度增加，則按沿型鋼全錨固長度上計算的初始粘結強度降低；殘余粘結力是在型鋼高性能纖維混凝土全截面產生滑移后，主要以摩擦阻力和機械咬合力的形式存在，受錨固長度的影響較小。

圖8 粘結強度與相對錨固長度的相關關系Fig.8 Relationship between bond strength and relative embedded length

3.2 特征粘結強度計算公式和驗證

圖6～圖8 為各特征粘結強度與高性能纖維混凝土強度、型鋼相對保護層厚度和相對錨固長度的散點圖及擬合結果。可以看出，各特征粘結強度受不同影響因素的變化規律不盡相同，但均呈線性變化趨勢。結合試驗結果，對各特征粘結強度與高性能纖維混凝土劈裂抗拉強度、型鋼相對保護層厚度以及相對錨固長度進行多元線性回歸，在進行多元線性回歸時，不同影響因素的試驗結果均預留一個試件，對回歸結果進行驗證，建立各特征粘結強度的計算公式如下：

初始粘結強度：

極限粘結強度：

殘余粘結強度：

式中：ft/MPa 為高性能纖維混凝土的抗拉強度；Ca/mm 為型鋼的保護層厚度；ha/mm 為型鋼的截面高度；la/mm 為型鋼的錨固長度。

表6 為預留試件特征粘結強度計算值與試驗值的對比結果，可以看出，初始粘結應力、極限粘結應力和殘余粘結應力的試驗值與計算值比值的平均值分別為0.893、0.982、1.027，相應的變異系數分別為0.070、0.007、0.008。因此，基于混凝土強度、保護層厚度以及錨固長度這四種因素統計回歸出的公式，能夠滿足型鋼與高性能纖維混凝土之間特征粘結強度的計算要求。

表6 特征粘結強度的試驗值與計算值對比Table6 Comparison measured characteristic bond strength with calculated strength

4 有效粘結應力推導與分析

4.1 有效粘結應力的定義與推導

在外荷載加載過程中，粘結應力并不始終存在于型鋼與高性能纖維混凝土界面。粘結應力產生于試件加載端，隨著外荷載的增加逐漸向自由端擴散，并最終貫穿于型鋼全錨固長度，而不同加載時期，化學膠結力、機械咬合力和摩擦阻力在粘結應力中所占比重不同。平均粘結應力是沿型鋼全錨固長度上粘結應力的平均值，不能表達粘結應力各組成部分的發展變化過程。為精確反應粘結應力的發展變化過程，在荷載發展階段，型鋼與高性能纖維混凝土界面上粘結力作用段的長度用有效錨固長度ln表示，ln范圍內界面層的粘結應力的平均值稱為有效粘結應力 τ′，如式(5)所示。

式中：Ca為型鋼的截面周長，取458 mm；P/kN 為外荷載；ln/mm 為有效錨固長度，由固定粘結擴散長度l0和滑移段長度lx組成，固定粘結擴散長度是有效錨固長度上存在化學膠結力的范圍，位于滑移段和無粘結應力段間，文獻[7]取固定粘結擴散長度近似為型鋼的橫截面高度。

對圖5(a)試件加載端典型荷載-滑移曲線荷載上升段(AB 段)的有效粘結應力進行推導。當加載端型鋼與高性能纖維混凝土產生相對滑移，化學膠結力將喪失，此時對應的初始滑移荷載為P0，滑移段上相應地產生摩擦阻力和機械咬合力，同時，在與滑移段相鄰的未滑移段上產生了量值為P0的化學膠結力，存在化學膠結力的長度為固定粘結擴散長度l0。荷載增至Pu的過程中，固定粘結擴散長度由加載端轉移至自由端，且化學膠結力始終存在于固定粘結擴散長度范圍內。故假定固定粘結擴散長度l0和滑移段長度lx上的粘結應力為均勻分布，分別取 τ0和 τx。

圖9(a)～圖9(c)分別為試件加載端典型荷載-滑移曲線上初始滑移點A、極限荷載點B、A 與B 點間任一點E 的粘結應力分布圖。在初始滑移點A，加載端形成固定粘結擴散長度，化學膠結力達到最大值，并承擔全部外荷載，此時粘結應力平衡方程可表示為式(6)；在極限荷載點B，固定粘結擴散長度發展到試件的自由端，外荷載由未發生滑移段上的化學膠結力以及滑移段上的摩擦阻力和機械咬合力共同承擔，有效粘結長度等于型鋼錨固長度，該點粘結應力平衡方程如式(7)所示；在E 點處有效錨固長度介于固定粘結擴散長度和型鋼錨固長度之間，粘結應力平衡方程見式(8)。

圖9 粘結應力分布圖Fig.9 Schematic plot of bond force distribution

結合式(6)～式(8)可得：

則有效錨固長度為：

式中， τu為有效粘結應力。在荷載上升段，荷載由P0增至Pu的過程中，有效粘結應力隨殘余粘結應力和極限荷載的增大而增大，與型鋼錨固長度成負相關，故提高混凝土對型鋼的約束作用可有效提高型鋼與混凝土間的粘結應力。而高性能纖維混凝土由于加入纖維素纖維，其阻裂與增韌性能得到的較大改善，對型鋼的整體約束能力增強，能顯著提高粘結力。當荷載大于極限荷載Pu時，型鋼的有效錨固長度為la，此時的有效粘結應力按式(1)計算。

4.2 有效粘結應力-滑移曲線全過程分析

各試件有效粘結應力-滑移曲線見圖10，根據各試件τ′?S曲線呈現出的規律性，歸納得到典型曲線見圖11。可以看出，典型曲線可分為無粘結滑移段(OA 段)、曲線下降段(AB 段)、陡降段(BC段)、水平殘余段(CD 段)，各階段發展過程如下：

圖10 有效粘結應力-滑移曲線Fig.10 Effective bond strength-slip curves

圖11 典型的有效粘結應力-滑移曲線Fig.11 Classic effective bond strength-slip curve

曲線下降段(AB 段)：試件加載端產生滑移后，滑移段中的化學膠結力隨即消失，并逐漸向自由端擴展；同時滑移段界面上微小厚度的混凝土被剪斷或壓碎使得體積增大，在箍筋的橫向約束下產生了正應力，進而產生摩擦阻力和機械咬合力。在與滑移段相鄰的固定粘結擴散長度l0上產生了量值為P0的化學膠結力，此階段外荷載由固定粘結擴散長度l0的化學膠結力和滑移段lx的摩擦阻力及機械咬合力共同提供。隨著滑移段的擴展，摩擦阻力和機械咬合力的總和增大，有效錨固長度增加，而有效粘結強度不斷降低，這說明化學膠結力的值遠遠大于摩擦組合和機械咬合力的總和。當l0發展到自由端時，有效錨固長度等于型鋼錨固長度la，此時的有效粘結應力與極限粘結應力τu相等，對應于τ′?S曲線上的B 點。

陡降段(BC 段)：固定粘結擴散長度擴散到試件的自由端時，有效錨固長度等于型鋼錨固長度。滑移段繼續向自由端擴展，化學膠結力逐漸在自由端喪失，摩擦阻力和機械咬合力的增量遠小于化學膠結力的降低量，有效粘結應力-滑移曲線出現了陡降。當滑移段貫穿型鋼錨固長度，化學膠結力全部消失，此時對應的有效粘結應力僅由摩擦阻力和機械咬合力組成。

水平殘余段(CD 段)：滑移擴展至全錨固長度后，界面層微小混凝土被全面壓碎，當破損混凝土顆粒累積到一定程度，界面間壓應力使得混凝土內產生拉應力而開裂。相對滑移繼續發展，混凝土內裂縫達到穩定，其界面上破損混凝土顆粒被整合，機械咬合力逐漸減小，當有效粘結應力τ′穩定不變時，可認為破損混凝土顆粒整合完成同時機械咬合力消失，此時有效粘結應力即為摩擦阻力，大小為水平殘余段終點D 點對應的粘結應力 τr2。

通過對有效粘結應力-滑移曲線全過程分析可知，當加載端產生滑移時，型鋼與高性能纖維混凝土之間的化學膠結力達到最大值，故化學膠結力可用加載端開始產生滑移時的初始粘結應力τ0表示；水平殘余段起點處粘結應力由摩擦阻力和機械咬合力提供，當有效粘結應力趨于穩定時，可認為界面層破損混凝土顆粒已被整合，進而機械咬合力喪失，故摩擦阻力可由水平殘余段終點對應的粘結應力 τr2代替；機械咬合力由水平殘余段起始點粘結應力 τr1和終點粘結應力 τr2的差值表示。

通過對各試件的分析，得到試件HPFRC-1～HPFRC-10 的有效粘結應力各特征點的實測結果如表7 所示，由表可知，化學膠結力、摩擦阻力和機械咬合力三者比值的平均值為1∶0.234∶0.073，摩擦阻力和機械咬合力相對于化學膠結力的變異系數分別為0.089、0.047，離散性較小。由此可見，在粘結應力的各組成組分中，化學膠結力最大，摩擦阻力次之，機械咬合力最小；并且摩擦阻力和機械咬合力之和約占化學膠結力的1/3，機械咬合力約占摩擦阻力的1/3。

表7 粘結應力組份Table7 Proportion of bond strength components

5 結論

本文通過10 個推出試件的試驗與理論分析，對型鋼高性能纖維混凝土粘結滑移性能的主要問題進行了研究。得到以下主要結論：

(1) 通過型鋼高性能纖維混凝土粘結性能推出試驗得到各試件荷載-滑移曲線，試件加載端荷載-滑移曲線呈直線上升段、荷載上升段、荷載下降段和水平殘余段四個部分，荷載上升段、荷載下降段、水平殘余段起點分別對應初始荷載、極限荷載及殘余荷載；試件自由端荷載-滑移曲線規律與加載端曲線的下降段基本一致，荷載達到殘余荷載后二者出現重合，并維持在極限荷載的50%～70%。

(2) 特征粘結強度受不同設計參數影響的變化規律不盡相同，但基本呈線性變化趨勢。增加混凝土強度和型鋼保護層厚度，能有效提高型鋼與高性能纖維混凝土間的粘結強度；而隨著錨固長度增加，特征粘結強度均呈下降趨勢。根據試驗結果，建立特征粘結強度計算公式，初始粘結強度、極限粘結強度與殘余粘結強度試驗值與計算值比值的均值分別為0.893、0.987、1.030，表明計算值與試驗值吻合較好。

(3) 分析試件加載端荷載-滑移曲線各點粘結應力分布，引入有效粘結應力，其計算公式能夠反應粘結應力的發展變化過程；有效粘結應力與型鋼的錨固長度、極限荷載值和殘余粘結強度有關，殘余粘結強度和極限荷載成正比，與型鋼的錨固長度成反比。

(4) 對有效粘結應力-滑移曲線全過程進行分析，得到粘結應力各組成部分的計算方法，化學膠結力、摩擦阻力和機械咬合力三者比值的平均值為1∶0.234∶0.073。