高溫后不同冷卻方式下的混凝土鋼筋粘結性能

楊海峰，楊焱茜，王玉梅，張天寶，黃瑩

(1.廣西大學 a.土木建筑工程學院；b.廣西防災減災與工程安全重點實驗室，南寧 530004，2.同濟大學 土木工程學院，上海 200092)

1 試驗概況

1.1 原材料與配合比

粗骨料購于南寧市武鳴區某石場，其基本物理性能如表1所示；細骨料購于南寧市云橋建材市場，骨料粒徑為0.16～4.75 mm，細度模數為2.98，粗細骨料均為連續級配；水泥為海螺牌P.O.42.5普通硅酸鹽水泥；拌合水來自實驗室自來水；鋼筋為精軋螺紋鋼筋PSB575，直徑20 mm。根據《普通混凝土配合比設計規程》(JGJ 55—2011)中的相關規定，試驗配合比及常溫下實測混凝土的立方體抗壓強度fcu、劈裂抗拉強度ft見表2，表中W為拌合水，C為水泥，S為天然河沙，NA為天然粗骨料。

表1 粗骨料的基本物理性能

表2 混凝土配合比

1.2 試件設計與試驗方法

試驗考慮不同溫度(20、200、300、400、500 ℃)、冷卻方式(自然冷卻(ZL)、噴水冷卻10 min(PL1)、噴水冷卻30 min(PL2))，設計13組立方體抗壓試件、13組中心拉拔試件(試件尺寸如圖1所示)和5組劈裂抗拉試件(自然冷卻方式)，每組3個，共93個試件。鋼筋粘結段為100 mm，非錨固區利用PVC管控制。高溫試驗采用RX3-45-9工業電阻爐進行，將不同組別的試件分別升溫至恒定溫度，升溫曲線如圖2所示，達到目標溫度后，恒溫6 h，使試件內外溫度保持一致[10]。6 h后切斷電阻爐電源，打開爐門，將需要噴水冷卻的試塊取出，其余試塊留在爐內，自然冷卻至20 ℃再取出。噴水冷卻采用消防滅火噴頭在5 m范圍內對試件進行噴水處理，通過水表控制噴槍的出水量在15 L/s左右，考慮不充分冷卻10 min和充分冷卻30 min[11]，噴水處理完成后，將試件放置于實驗室環境晾干至20 ℃。

圖1 試件尺寸圖(mm)

圖2 升溫曲線

試驗加載采用電液伺服巖石多功能試驗機(TJW-1000)，位移控制加載速度為0.2 mm/min，試驗機自動采集加載端的荷載和位移，自由端位移由前后兩個對稱放置的位移計連接DH3821靜態采集儀系統采集，加載設備及裝置如圖3所示。

圖3 加載設備

2 試驗結果及特征值分析

2.1 試驗結果

在試驗溫度工況下，高溫前后拉拔試件最終破壞形式均發生劈裂破壞，高溫變化未引起試件破壞形態的明顯差異。高溫前，由于試件沒有箍筋約束，拉拔過程中鋼筋肋對肋前混凝土產生徑向擠壓，試件被劈裂成2～3塊，發生劈裂破壞；高溫后，試件仍出現劈裂破壞，但隨著溫度的增加，裂縫寬度逐漸減小，當溫度達到500 ℃時，試件表面僅出現微小裂縫，不同溫度下試件的破壞形態如圖4所示。圖5為高溫后不同冷卻方式下混凝土立方體抗壓強度試驗結果，從圖中可以看出，隨著溫度的升高，混凝土立方體抗壓強度逐漸降低，不同冷卻方式對立方體抗壓強度的影響不明顯。

圖4 試件破壞形式

圖5 立方體抗壓強度與溫度的關系

圖6 粘結滑移曲線

2.2 峰值粘結應力與峰值滑移分析

不同冷卻方式下溫度與峰值粘結應力的關系，如圖7所示。由圖7可知，同一溫度下，不同冷卻方式的峰值粘結應力值都很接近，說明不同冷卻方式對試件的峰值粘結應力影響不大。隨著溫度的升高，不同冷卻方式試件的峰值粘結應力均呈現明顯線性降低的趨勢，由圖5可知，隨著溫度的升高，混凝土立方體抗壓強度逐漸降低，且下降趨勢大致隨溫度的升高而加劇，而粘結強度隨著抗壓強度的減小而減小，因此，峰值粘結應力隨著溫度的升高呈明顯降低的趨勢，可知高溫作用對試件的粘結性能劣化影響顯著。以上分析表明，試件的峰值粘結應力與溫度關系密切，采用式(1)來描述高溫后的峰值粘結應力，其中R2=0.979。

圖7 峰值粘結應力與溫度的關系

τ=-0.029 99·T+19.505 48

(20 ℃≤T≤500 ℃)

(1)

不同冷卻方式下溫度與峰值滑移的關系如圖8所示。從圖8可以看出，不同冷卻方式對峰值滑移的影響規律不明顯，隨著溫度的升高，試件的峰值滑移大致呈先減小后增大的趨勢，在200 ℃時，3種冷卻方式的峰值滑移都達到最小值，總體呈拋物線關系。建議采用式(2)來描述經歷高溫后試件的峰值滑移，其中R2=0.901 84。

圖8 峰值滑移與溫度的關系

s=(4.624 99×10-6)·T2-0.001 41·T+0.531 91

(20 ℃≤T≤500 ℃)

(2)

3 高溫后損傷本構關系

3.1 粘結滑移損傷本構方程

圖9 典型粘結滑移曲線

由Lemaiter應變等價性假說[13-14]可知：應力作用在損傷材料上產生的應變與有效應力作用在無損材料上引起的應變等價。因此，高溫后混凝土的損傷全曲線關系可用式(3)表示。

τT=βTs=(1-DT)β0s

(3)

高溫后混凝土試件在中心拉拔的加載過程中產生二次損傷，其損傷全曲線關系為：ττ=(1-Dτ)·βTs，式中：Dτ為中心拉拔作用引起的損傷變量。則高溫后混凝土在中心拉拔作用下的損傷全曲線關系為：ττ=(1-D)β0s，式中：D為混凝土高溫后受中心拉拔作用的總損傷變量，D=DT+Dτ-DTDτ。

表3 擬合參數

圖10 粘結滑移全曲線

D=Dτ+DT-DτDT=

(4)

(5)

3.2 界面D-s損傷曲線分析

由圖11可以看出，隨著高溫溫度增加，初始損傷逐漸增大，在300 ℃前，3種冷卻方式間的差異較大，可能是由于高溫后混凝土經噴水冷卻，溫差加劇了混凝土的劣化，進而增大了損傷，而400、500 ℃時，混凝土基本喪失變形能力，3種冷卻方式下的損傷差異較小，且溫度越高，拉拔過程中前期損傷發展更緩慢。

圖11 D-s曲線

4 粘結強度理論計算

根據試驗結果，不同冷卻方式對粘結強度影響較小，因此，選取自然冷卻方式下的試驗結果進行高溫后混凝土與鋼筋間的粘結強度理論計算。在Van Der Veen的厚壁筒理論[17-18]基礎上，增加考慮高溫影響的開裂內層混凝土軟化效應，采用式(6)來計算粘結強度理論值，與試驗數據進行比較，比較結果見表4。模型如圖12所示。

圖12 考慮軟化效應的開裂內層混凝土力學模型

表4 試驗與理論計算結果

(6)

5 結論

1)隨著高溫溫度的增加，峰值粘結應力線性下降，峰值滑移呈先下降后大幅上升的趨勢，而不同冷卻方式對峰值粘結應力、峰值滑移的影響不明顯。

3)對試件的整體損傷演化過程分析發現，隨著溫度的升高，初始損傷變量呈增大的趨勢，而損傷的發展速度隨著溫度的增大而減緩。