高溫噴水冷卻后圓鋼管高強混凝土的界面黏結性能試驗研究

陳宗平，周濟，陳建佳，班茂根

（1.廣西大學土木建筑工程學院，廣西南寧 530004；2.工程防災與結構安全教育部重點實驗室（廣西大學），廣西南寧 530004）

鋼管高強混凝土是指將高強混凝土填充在鋼管內，且鋼管與內部核心混凝土共同承擔外荷載作用的結構構件.在高層建筑和大跨度橋梁中應用鋼管高強混凝土是一種最有效和最經濟的結構形式[1]，其具有高承載力、大剛度和優良的抗震性能等特點[2-4]，因此對鋼管高強混凝土結構的力學性能展開研究具有重要的理論意義和工程應用價值.鋼管與核心混凝土之間良好的黏結性能，是其二者作為整體協同工作的重要基礎，已有研究大多沒有考慮到鋼管與混凝土之間的黏結滑移，而實際工程中，在某些節點或特殊部位，鋼管混凝土構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來進行研究，目前有關鋼管混凝土黏結滑移問題的研究也多沿用這一試驗方法.對常溫狀態下鋼管混凝土界面間的黏結性能的研究一直以來都是學者們關注的重點，國內外學者從鋼管類型、混凝土強度[7]、混凝土種類[8]以及栓釘布設[9-10]等方面研究了鋼管混凝土的黏結性能.

隨著鋼管高強混凝土結構體系在實際工程中越來越廣泛的應用，考慮意外火災的發生顯得愈發重要，因此高溫后鋼管高強混凝土的黏結性能也逐漸引起了重視.學者陳宗平等[11-12]先后對高溫后的方、圓鋼管高強混凝土界面黏結性能進行了試驗研究.研究表明：隨著歷經最高溫度的升高，鋼管高強混凝土界面黏結強度呈現先增大后減小的變化趨勢，黏結強度與錨固長度成反比，鋼管的應變與應力沿其長度方向呈指數分布.此研究揭示了高溫后鋼管高強混凝土界面間黏結性能的作用機理.

對于工程結構來說，當火災出現時一般采取消防噴水的方式來滅火，噴水滅火會讓建筑結構表面的溫度較短時間內快速下降，這可能會對結構的性能產生影響.雖然目前還沒有關于噴水冷卻鋼管高強混凝土構件力學性能的研究，但考慮火災全過程對鋼管高強混凝土界面黏結性能的影響，對噴水冷卻鋼管高強混凝土界面黏結性能進行探討，可為噴水冷卻鋼管高強混凝土試件的力學性能研究及分析提供理論基礎.

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

為研究圓鋼管高強混凝土試件高溫噴水冷卻處理后界面的黏結滑移性能，設計并進行了22個圓鋼管高強混凝土試件的靜力推出試驗，變化參數包括歷經最高溫度（20 ℃、200 ℃、400 ℃、600 ℃、800 ℃）、恒溫時長（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）和混凝土強度（C60、C70、C80），表1為試件的詳細設計及實測參數，圖1為試件幾何尺寸及構造.試件參照以下方法進行命名，HCST表示試件的截面類型為圓鋼管，數字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混凝土試件）.

表1 試件設計參數Tab.1 Characteristics of specimens

圖1 試件尺寸及應變布置（單位：mm）Fig.1 Section size and strain gauges distribution of specimens（unit：mm）

1.2 試驗材料

表2為高強混凝土詳細配合比參數.試驗采用粒徑5～25 mm均勻級配的碎石，壓碎指標為12.5%；級配良好的中粗河砂，細度模數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據如表3所示.

表2 高強混凝土配合比Tab.2 Concrete proportions

表3 鋼材材性試驗結果Tab.3 Results of steel properties

1.3 高溫處理及冷卻方法

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

圖2 升溫曲線與升溫設備Fig.2 Heating curve and equipment

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

圖3 噴水降溫過程Fig.3 Water cooling process after high temperatures

1.4 加載制度與加載方式

對經過高溫噴水冷卻處理后的試件進行推出試驗.試驗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，試驗加載至自由端滑移量達10 mm左右且荷載無明顯變化時，終止加載試驗，圖4為推出試驗加載裝置.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徑略小的厚鋼板，將試件內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位移計測得，其中，在試件下端的鋼性墊板上布置1號位移計，以測量加載端的滑移量變化；在與試件內置混凝土澆筑在一起的墊塊上布置2號位移計，以測量試件自由端的滑移量變化.為了消除誤差，在試驗正式加載前，先進行預加載.同時，通過事先布置在鋼管外表面的電阻應變片，測量鋼管應變沿錨固高度方向的分布情況，具體應變布置如圖1所示.

圖4 推出試驗加載裝置圖Fig.4 Push-out test setup

2 試驗結果與分析

2.1 噴水試驗現象

通過噴水過程中的觀察發現，經歷不同高溫后，各試件在噴水試驗時其現象表現出明顯的差異.當經歷溫度為200 ℃時，噴水時試件的表面無明顯的蒸汽產生，噴水結束后試件的溫度接近于環境溫度；經歷400 ℃高溫的試件表面在噴水開始5 min內有少量的蒸汽產生，噴水結束后試件尚有余熱，且外部鋼管的觸摸溫度高于內部混凝土的溫度；當高溫溫度達到600 ℃時，噴水過程中有大量的蒸汽產生，此時試件內的混凝土伴有輕微爆裂聲，10 min后蒸汽產生不明顯，噴水結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，噴水過程中不僅有大量蒸汽產生，試件內部的混凝土會發出劇烈的爆裂聲，整個噴水過程中持續有水分產生，噴水結束后，試件表面殘留的水分快速蒸發，內部混凝土可看到明顯的爆裂現象.

2.2 高溫噴水冷卻后試件形態

與常溫試件相比，經歷高溫噴水作用后，試件經歷了不同程度的物理與化學變化，對試塊而言，其具體表現為：常溫下試塊的顏色為青色，表面無裂縫；200 ℃時，試塊表面的顏色變為淺青，出現少量的微裂縫；400 ℃時試塊為偏黃色，表面的微裂縫增多；溫度達到600 ℃時，試塊表面出現明顯灼燒痕跡，顏色偏黑，且表面出現較明顯裂縫；800 ℃時試塊顏色偏白，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，常溫時試件為淺褐色；200 ℃時試件表面為褐黃色；當溫度達到400 ℃時，試件外鋼管被氧化層所覆蓋，變為黃棕色；600 ℃時鋼管的氧化程度更高，顏色變為紅棕色，表面伴有橫向紋路出現；溫度高達800 ℃時，鋼管外表面氧化層部分脫落，顏色呈黑色.歷經不同高溫噴水冷卻后各試件的表觀形態見圖5.

圖5 噴水處理后各試件表觀形態Fig.5 Appearance of specimens after water cooling

2.3 高溫噴水后材料性能

根據試驗所測數據以及影響因素分析，通過引入溫度影響系數，來擬合高溫噴水冷卻后高強混凝土立方體試塊的抗壓強度計算公式，實測數據見表4.恒溫時長及冷卻方式與試塊在試驗過程中的溫度場變化密切關聯，通過考慮這兩種變化參數可有效探討高強混凝土抗壓強度在噴水降溫過程中受到的影響，但由于溫度場是個復雜的問題，需要更為細致與系統的試驗來進行研究，所以在擬合過程中，主要考慮到經歷高溫溫度的影響，來計算噴水冷卻高強混凝土立方體抗壓強度，擬合結果見式（1）.

表4 高溫后混凝土實測抗壓強度Tab.4 Concrete strength after high temperature

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

2.4 推出試驗現象

圖6 高溫噴水冷卻后立方體試塊抗壓強度Fig.6 Compressive strength of concrete after water cooling

正式加載開始以后，試件加載端與自由端的滑移幾乎同時產生，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，此時推出荷載仍處于快速上升階段；超過峰值荷載以后，試件發出不穩定的“咚”聲，隨著滑移量的增大，“咚”聲的頻率變得越來越穩定、響亮，此時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.通過觀察發現，部分試件鋼管表面出現滑移線，且滑移線由自由端向加載端以45°角方向呈螺旋狀逐步發展；當推出荷載基本保持不變時，試件兩端的滑移逐漸同步.加載試驗結束后，試件加載端的核心混凝土向內凹陷，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，經歷不同溫度試件的加載端破壞形態如圖7所示.由圖7可見，溫度越高，滑移縫越寬越明顯.

圖7 高溫噴水冷卻后試件加載端破壞形態Fig.7 Failure pattern of the loading end of specimens after water cooling

2.5 荷載-滑移曲線

各個試件的荷載-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試件的相關數據）.

試件的加載端與自由端的荷載-滑移曲線發展趨勢基本相似，但加載初期，加載端的滑移發生更為快速，自由端滑移相對緩慢；接近試驗結束時，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，試件從無滑移發展至局部滑移再至整體滑移.

根據實測曲線可將試件的荷載-滑移曲線分為快速上升段、下降段和平穩段3個階段，其變化可從黏結力的來源上進行分析.在推出試驗過程中，黏結力由化學膠結力、機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發生了一定程度的損傷，當加載端混凝土受力后便會產生滑移，此時的界面黏結力主要由化學膠結力提供.隨著滑移量的逐漸增加，界面間的化學膠結力逐步喪失，一方面，由于核心混凝土逐漸被壓實，使得鋼管與混凝土間的機械咬合力增大，不過在抵抗推出作用的同時，核心混凝土與鋼管內表面的機械咬合點也逐漸遭到破壞，從而降低其承擔推出荷載的能力；另一方面，隨推出荷載的增大，混凝土在軸向受壓時會出現側向膨脹，而鋼管混凝土的外包鋼管可有效地約束其發展，這種約束力作用會使兩者之間產生摩擦力，機械咬合力逐漸喪失的過程中，接觸面上的摩擦因數會趨于恒定，在這一過程中，荷載-曲線便出現逐漸下降的趨勢，此時界面黏結力主要由機械咬合力與摩擦力共同提供.當荷載-滑移曲線進入平穩段時，機械咬合力損失殆盡，此時的界面黏結力主要由摩擦力提供.

2.6 沿鋼管縱向應變分布

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

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

2.7 荷載-滑移曲線特征點參數

根據試驗數據，可以獲得試件的特征點參數，包括極限黏結強度、殘余黏結強度、剪切黏結剛度，以進行影響因素分析，各個試件的特征點參數取值見表5.其中，由各個試件的黏結強度-滑移曲線，取各個試件的峰值黏結強度及與之對應的滑移量為極限荷載Pu與峰值滑移Su；取滑移量達到10 mm時的荷載及與之對應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對應的界面剪切應力為極限黏結強度τu和殘余黏結強度τr，其值由式（2）得到：

表5 試件特征值Tab.5 Characteristic values of test results

式中：τ 為黏結強度，MPa；P為推出荷載，N；s為鋼管內周長，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強度的設計需求，不同國家的規范要求不同，中國DBJ 13—16—2004[13]和日本AIJ[14]均規定圓鋼管混凝土的黏結強度設計值為0.225 MPa；英國規范BS 540025[15]為0.4 MPa；歐洲規范EC 4[16]為0.55 MPa.由表5數據可見，高溫噴水冷卻后圓鋼管高強混凝土的τu和τr仍然能滿足各國規范的要求值.

3 影響黏結強度的因素

3.1 歷經最高溫度

圖10（a）為歷經最高溫度對噴水冷卻后試件極限黏結強度的影響.由圖可見，隨歷經最高溫度的升高，極限黏結強度先增大后減小再增大，歷經溫度分別為200 ℃、400 ℃、600 ℃和800 ℃時，其極限黏結強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強度均比常溫下試件的要大，由此可以看出，歷經最高溫度小于400 ℃時，試件的極限黏結強度隨溫度升高而增大，而600 ℃時又有所降低，這是因為對于鋼管高強混凝土而言，鋼管與混凝土之間的界面黏結力主要包括3個部分：化學膠結力、機械咬合力和摩擦阻力.當溫度小于400 ℃時，隨著溫度的升高會使得二者間的化學膠結力有所降低，但由于不同材料的“熱脹冷縮”效應存在差異，尤其混凝土材料在高溫下會產生不可逆的微裂縫，這就造成了冷卻后鋼管的變形小于內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生的擠壓力，在一定溫度范圍內，擠壓力對黏結力的增強作用大于高溫噴水對化學膠結力的削弱，而這種增強作用隨著歷經溫度的升高也在逐漸增大，就會使界面間極限黏結強度逐漸提高；當溫度到達600 ℃時，此時界面間的化學膠結力已經損失殆盡，且高溫噴水造成了鋼管內部高強混凝土強度損失，界面間的機械咬合力也出現了降低，而此時的界面黏結力主要由機械咬合力與摩擦阻力提供，因此極限黏結力會大幅降低，從而使得界面間的極限黏結強度減??；但當歷經最高溫度達到800 ℃時又有所回升，這種回升現象與之前高溫自然冷卻試驗結果有所差異，出現這種情況的原因是：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，這一點從降溫過程中內部混凝土出現劇烈爆裂聲可以得到很好的證明，這會進一步地增大界面間的擠壓力，當擠壓力的增強效果大于其他因素的削弱作用時，就會使得試件的極限黏結強度得到回升.

圖10（b）為歷經最高溫度對噴水后試件殘余黏結強度的影響.隨歷經最高溫度的升高，殘余黏結強度先增大再減小，但歷經高溫后試件的殘余黏結強度都比常溫下試件大，歷經溫度分別為200 ℃、400℃、600 ℃和800 ℃時，其殘余黏結強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強度均比常溫下試件的要大，歷經最高溫度為400 ℃的試件殘余黏結強度最大.對于殘余黏結強度，是指試件滑移階段后期所殘余的強度，其主要由摩擦阻力提供，當溫度低于400℃時，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強度隨溫度的升高逐漸增大，當溫度大于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成的細小顆粒層，降低界面間的摩擦阻力，因而使得試件的殘余黏結強度降低.

圖10 溫度對黏結性能的影響Fig.10 The effect of temperatures on bond behaviours

3.2 混凝土強度

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

圖11 強度等級對黏結性能的影響Fig.11 The effect of concrete strength on bond behaviours

3.3 恒溫時長

為揭示高溫恒溫時長對高溫噴水冷卻后圓鋼管高強混凝土試件界面間黏結強度的影響，控制其他影響因素不變，分別設置了恒溫時長為30 min、60 min和90 min的試件，圖12為恒溫時長對試件極限黏結強度、殘余黏結強度的影響.由圖12可見，當恒溫時長從30 min增大為60 min時，試件的極限黏結強度和殘余黏結強度均呈下降趨勢，與600 ℃恒溫時長30 min試件相比，分別下降了7%和12%；當恒溫時長增至90 min時，與恒溫30 min試件相比，兩種黏結強度分別下降了7%和10%.由此可見，恒溫時長對試件黏結強度的影響規律較明顯，本文中恒定高溫作用60 min內試件的界面黏結強度隨著時長的增長而逐漸降低；當恒溫時長超過60 min后，試件界面間的黏結強度將不再降低，大小基本穩定.這也說明當恒溫時長達到60 min時，試件內部混凝土已經達到了一個穩定的溫度場，此時混凝土的高溫損傷已經充分得到了發展.

圖12 恒溫時長對黏結性能的影響Fig.12 The effect of hold time period of heating on bond behaviours

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強度、殘余黏結強度的影響，本文在保證其他參數相同的情況下，設置了錨固長度分別為250 mm與400 mm的兩個試件，得到錨固長度對試件黏結強度的影響如圖13所示.由圖13可知，當試件的錨固長度增大時，界面間的極限黏結強度與殘余黏結強度均減小，當la=250 mm時，試件的極限黏結強度、殘余黏結強度分別為2.19 MPa和1.93 MPa，與la=250 mm的試件相比，la=400 mm試件的極限黏結強度、殘余黏結強度分別降低了33%和27%，這與高溫后圓鋼管高強混凝土錨固長度對黏結強度的影響規律一致.

圖13 錨固長度對黏結性能的影響Fig.13 The effect of interface length on bond behaviours

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混凝土試件界面黏結強度的影響，其中HCST-22N（C80，la=400 mm）試件的相關數據缺失.由圖14可知，采用噴水冷卻試件的極限黏結強度和殘余黏結強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強度與殘余黏結強度分別降低了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混凝土試件的黏結強度大幅降低，通過噴水試驗過程中看到的現象可知，噴水冷卻會使試件表面的溫度驟降，這將導致高溫膨脹的混凝土快速受冷收縮，從而使得混凝土發生爆裂，促進混凝土內部裂縫的發展，造成更加劇烈的損傷，相關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力降低.

圖14 冷卻方式對黏結性能的影響Fig.14 The effect of cooling method on bond behaviours

4 高溫噴水冷卻對界面黏結失效的影響

4.1 界面剪切黏結剛度

界面剪切黏結剛度反映了鋼管與混凝土界面抵抗荷載而產生滑移的主要指標，作為評估鋼管再生混凝土結構受力性能的重要指標之一，本文定義加載端P-S曲線上荷載從零上升至0.4Pu時對應點與原點之間割線斜率值為試件的彈性剪切黏結剛度Ke.圖15（a）反映了歷經最高溫度對高溫噴水冷卻后圓鋼管高強混凝土試件界面剪切黏結剛度的影響，總體而言，剪切黏結剛度先減小后增大再減小，當經歷最高溫度為400 ℃時，試件的剪切黏結剛度最大；經歷溫度為800 ℃時，剪切黏結剛度最小，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剛度的影響.由圖可知，不同混凝土強度、不同錨固長度下，噴水冷卻試件的剪切黏結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，設計強度為C60、C70、C80噴水冷卻試件的剪切黏結剛度分別降低了4.3%、30.7%、42.7%，由此可知，經過不同方式冷卻后試件剪切黏結剛度的下降幅度隨著混凝土強度的提高而降低，這是因為強度越高，混凝土內部就會越密實，在高溫噴水冷卻作用后爆裂會越明顯，這就使得混凝土內部的損傷更加嚴重.

圖15 試件剪切黏結剛度Fig.15 Bonding shear stiffness of specimens

4.2 界面耗能界

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

式中：SOHJG為圖16中陰影面積；SOEFG為矩形OEFG面積.一般情況下，J點取荷載下降至0.85Pu處曲線上對應點；當荷載無法降至0.85Pu時，取極限位移Sr處曲線上對應點.

圖16 耗能面積模型Fig.16 Energy dissipation area model

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，經歷溫度小于600 ℃時，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%以內波動；但經歷溫度為800 ℃時，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混凝土界面耗能隨溫度變化的規律類似.圖17（b）為不同冷卻方式對試件耗能因子的影響規律，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.

圖17 耗能因子Fig.17 Energy dissipation factor

5 高溫噴水冷卻后剩余黏結強度評估

不同冷卻方式對高溫作用后試件黏結強度的影響明顯，文獻[12]中的計算公式不適用于噴水冷卻試件，故根據試驗實測數據，與影響因素分析，以歷經最高溫度T、混凝土立方體抗壓強度fcu、高厚比la/B為主要變化參數，通過最小二乘法進行數據擬合，得到噴水冷卻后圓鋼管極限黏結強度與殘余黏結強度計算公式：

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度為C60～C80、恒溫時長為60 min、歷經最高溫度在800 ℃以內、且截面直徑為165 mm的高溫噴水冷卻后圓鋼管高強混凝土試件的黏結強度估算.

根據擬合公式，表6給出了試驗實測數據與計算結果，由表6可見：對于極限黏結強度，計算值與試驗值之比的平均值為0.95，標準差為0.104，變異系數為0.11；對于殘余黏結強度，計算值與試驗值之比的平均值為1.34，標準差為0.37，變異系數為0.28，故采用回歸公式計算得到的極限黏結強度和殘余黏結強度與試驗值吻合良好.

表6 計算結果及與試驗值比較Tab.6 Comparison between calculated and test values

6 結論

通過22個高溫噴水冷卻后圓鋼管高強混凝土試件的靜力推出試驗，對其實測數據進行深入分析得到以下結論：

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個階段，并可根據其變化程度，將其分為3類.

2）高溫噴水冷卻后圓鋼管高強混凝土推出試驗中鋼管外表面縱向應變分布可通過指數函數進行擬合，擬合效果較好.

3）隨歷經最高溫度的升高，噴水冷卻后試件的極限黏結強度先增大后減小再增大，殘余黏結強度先增大再減??；高溫噴水冷卻后試件的黏結強度比常溫試件的大，剪切黏結剛度先減小后增大再減?。唤缑婧哪芟缺３植蛔兒鬁p小.

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

5）經歷溫度為600 ℃時，與自然冷卻試件相比，噴水冷卻試件的極限黏結強度、殘余黏結強度與剪切黏結剛度均較小，界面耗能能力較大.

6）根據實測數據以及影響因素分析結果，得到高溫噴水冷卻后圓鋼管高強混凝土試件的黏結強度計算公式，計算值與試驗值吻合較好.