方鋼管超高性能混凝土界面黏結滑移性能

王秋維，梁林，史慶軒，王朋

［1.西安建筑科技大學土木工程學院，陜西西安 710055；2.西部綠色建筑國家重點實驗室（西安建筑科技大學），陜西西安 710055；3.結構工程與抗震教育部重點實驗室（西安建筑科技大學），陜西西安 710055］

超高性能混凝土（UHPC）具有超高強度、高韌性和優異的耐用性，是一種節能、低碳的新型水泥基復合材料，在公路、橋梁和建筑等工程中被廣泛應用［1-2］.然而，無纖維或低纖維摻量的UHPC 具有較大的脆性，限制了其作為承重構件在結構中大量應用.為改善UHPC 的脆性，將其灌入鋼管形成鋼管UHPC組合結構，依靠鋼管的約束作用可改善其脆性，同時兩者結合可明顯提高鋼管UHPC 構件的承載、變形和耗能能力并降低其建設成本，具有廣闊的應用前景［3-4］.

鋼管UHPC 的界面黏結作用是兩者共同受力、協同變形的重要前提，研究表明考慮界面黏結作用的鋼管高強混凝土承載能力明顯提升（約15%），且混凝土強度越高提升越顯著［5］.但若界面黏結強度不足，鋼管與UHPC 會發生相對滑移，導致鋼管UHPC構件產生應力重分布，進而會影響其承載性能.目前，相關研究主要集中在鋼管普通混凝土的黏結滑移性能，涉及黏結滑移機理、黏結強度計算等，如：Qu等［6］通過鋼管混凝土的荷載推出試驗，分析了界面的黏結滑移特性和潤滑油對黏結強度的影響，給出臨界剪應力傳遞長度建議值；Tao 等［7］對不同類型鋼管混凝土進行了單調推出試驗，發現不銹鋼鋼管混凝土的黏結強度低于碳素鋼鋼管混凝土，提出可通過設置焊環和采用膨脹混凝土提高黏結強度；任慶英等［8］對內壁設置栓釘的鋼管混凝土大尺寸試件進行推出試驗，提出了考慮界面黏結的柱受剪承載力計算方法；Feng 等［9］通過空心鋼管混凝土的單軸推出試驗，發現除高寬比和寬厚比外，混凝土強度也對界面黏結強度有一定影響.

然而，UHPC 去除粗骨料，采用細骨料和微細膠凝材料使內部顆粒形成最緊密堆積結構并摻入鋼纖維增強基體，其孔隙率小、孔隙分布均勻、密實度高，與普通混凝土有較大差別［10-11］.因此，鋼管UHPC 的界面黏結滑移性能明顯區別于鋼管普通混凝土，而這方面的研究較少.針對此問題，作者課題組已對圓鋼管UHPC 的黏結滑移機理和參數影響進行了研究［12-13］，與圓鋼管相比，方鋼管雖對核心混凝土的約束作用較弱，但方鋼管UHPC 構件仍具有承載能力高、截面慣性矩大、延性和耗能能力良好、節點連接簡單和易施工等優點，在高層和大跨結構中被廣泛應用［14］，而對方鋼管UHPC 界面黏結滑移性能的研究尚較少.本文在前期研究基礎上，設計了18 個方鋼管UHPC 推出試件并對其進行靜力推出試驗，分析了鋼管寬厚比、高寬比和UHPC 抗壓強度等對試件黏結滑移性能的影響，建立了不同養護條件下的方鋼管UHPC 黏結強度計算模型，研究結論可為方鋼管UHPC構件在工程中的設計與應用提供依據.

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試驗共設計并制作了18個方鋼管UHPC 推出試件，主要設計參數為鋼管寬厚比、高寬比和UHPC 抗壓強度.方鋼管采用含碳量0.2%、抗拉強度為245～410 MPa鋼材通過冷彎焊接成型制作［15］，其截面寬度b均為150 mm，厚度t包括3.5 mm、6 mm 和8 mm 三種，對應寬厚比b/t分別為42.86、25.00 和18.75；試件高度l分為350 mm 和480 mm 兩種，相應的高寬比l/b分別為2.33 和3.20.UHPC 立方體抗壓強度設計值fcu分別為160 MPa、140 MPa 和120 MPa.試件具體設計參數如表1 所示，其中，含鋼率α為鋼管與UHPC 截面面積之比，α越大表明鋼管對UHPC 的約束作用越強［14］；編號規則為：A、B、C表示UHPC的3種配合比，3.5、6 和8 表示鋼管厚度分別為3.5 mm、6 mm 和8 mm，1和2表示試件高度分別為350 mm和480 mm.

表1 試件主要設計參數Tab.1 The main design parameters of specimens

UHPC 的原材料包括P42.5 普通硅酸鹽水泥、硅灰、石英粉、級配石英砂（粗砂、中砂和細砂）、鋼纖維、消泡劑、減水劑和水，其中，鋼纖維采用長直鍍銅鋼纖維，密度為7.8 g/cm3，直徑為（0.20±0.03）mm，長度為（13.0±1.3）mm；減水劑屬于聚羧酸類，減水率≥30%；消泡劑采用改性聚硅酮類，pH 值為8.0±0.5，密度為（1.10±0.05）g/cm3.基于最緊密堆積原則，通過將UHPC 內部缺陷降到最低，并分別采用常溫和90 ℃熱水兩種養護方式，以此獲得3 種試件設計強度的配合比方案，具體見表2，其中鋼纖維體積摻量為1.72%和1.28%，屬于低摻量（小于2%）鋼纖維.

表2 UHPC配合比Tab.2 The mix proportion of UHPC

試件制作時，首先用云母板和膠著劑封閉鋼管底部，將攪拌好的UHPC 灌入鋼管中，當澆筑面距鋼管頂端50 mm 時，置于振動臺充分振搗密實.為防止漏漿和鋼管振搗時傾倒，采用木支架固定試件，澆筑完畢后對試件進行編號并分類養護.試件養護制度分為兩類：1）采用塑料膜包裹試件兩端，并置于常溫（20±5）°C 下養護28 d；2）將試件浸泡在90 °C 恒溫水箱中養護3 d，然后取出置于常溫環境養護，為防止熱水養護下鋼管表面出現銹蝕，待試件取出后對其依次進行干燥、機械打磨和涂刷除銹劑.

1.2 材料力學性能

按照GB/T 31387—2015 的規定［16］，采用尺寸為100 mm×100 mm×100 mm 立方體試塊和100 mm×100 mm×300 mm 棱柱體試塊進行材料力學性能測試，試塊分為A、B、C 3組，每組3個試塊.材性與對應鋼管UHPC 試件的養護條件一致.采用TYA-2000 型電液式壓力試驗機進行加載，將試塊的兩個平整面放置于壓力機上下加載板的中心，并進行對中，加載速率為1.2～1.4 MPa/s，當荷載增長速率為負值時停止加載.在3 種配合比下，UHPC 的實測立方體和棱柱體抗壓強度平均值，如表3 所示.可見，UHPC 實測立方體抗壓強度稍低于設計值（5 MPa以內），滿足材料強度設計要求.鋼材按照GB/T 228.1—2010［17］留取材性樣品，采用電子萬能試驗機和電子引伸計測定了3 種厚度鋼材的屈服強度fy、極限強度fu和彈性模量Es，如表4所示.

表3 UHPC力學性能Tab.3 Mechanical properties of UHPC

表4 鋼材力學性能Tab.4 Mechanical properties of steel

1.3 加載裝置及量測內容

試件在WAW1000電液伺服試驗機上進行加載，通過TDS-602 靜態數據采集儀記錄試驗數據，將試件預留空隙端朝下放在下加載板上，在試件上部與上加載板之間放置一個方形鋼墊板，鋼墊板截面比試件截面略小，加載壓力由上端推向下端，將有方形墊塊的一端稱為加載端，空鋼管端稱為自由端.試件加載時，先施加預壓力1～5 kN，使試驗機上下加載板、鋼墊板、試件之間擠壓密實，之后保持加載速率為0.4 mm/min，當荷載-滑移曲線較為平滑或者加載端滑移量達到40 mm 時停止加載.試驗加載裝置如圖1所示.

圖1 加載裝置Fig.1 Test setup

試驗主要量測內容包括黏結荷載、界面滑移和鋼管應變.黏結荷載通過荷載傳感器獲得，在加載端和自由端各布置兩個對稱的位移計以測量界面相對滑移，加載端的位移計通過磁性表座固定在橫梁上，自由端的位移計下部與鋼棒連接，鋼棒則墊在自由端內部放置的木塊下方，由此便可實現位移計與內部UHPC 的同步滑移，如圖2（a）所示.鋼管應變由布置在鋼管表面的應變片測得，應變片沿試件高度各布置5層（l=350 mm）和6層（l=480 mm），每層縱向和橫向應變片各2個，如圖2（b）所示.

圖2 測點布置Fig.2 Measurement points arrangement

2 破壞過程與形態

加載初期，加載端及自由端即開始產生局部滑移；隨著荷載增加，滑移區域逐漸向試件中部延伸，可聽見“嗒嗒”的聲音，滑移區域的化學膠結力喪失，摩擦力及機械咬合力發揮作用；荷載繼續增大，中部區域開始滑移，大部分界面處于滑移狀態，當達到極限狀態時，方鋼管與UHPC 界面產生整體滑移，所有試件均在較小滑移時產生黏結破壞.試驗結束后，試件整體較為完整，鋼管無鼓曲，但可在加載端看到混凝土與鋼管摩擦留下的痕跡，鋼管內邊緣處混凝土有較為明顯的損傷.推出后試件整體如圖3 所示，其中上部為加載端，下部為自由端.

圖3 推出后試件Fig.3 Specimens after push-out test

對每種厚度的鋼管各取3 個典型試件，從俯視角度觀察加載端破壞形態，如圖4 所示，其中白線上方為鋼管內部擦痕較明顯的部位，下方為無擦痕部位.分析可知，不同寬厚比試件由于約束作用不同，鋼管內擦痕也呈現不同特點，寬厚比較大（t=3.5 mm）時，擦痕主要集中于界面角部，較小時（t=6 mm和t=8 mm）則向截面中部移動，可見寬厚比越小，鋼管的約束作用越強，界面擦痕分布越趨于均勻.

圖4 試件加載端破壞形態Fig.4 Failure patterns of loading ends of specimens

3 試驗結果與分析

3.1 荷載-滑移曲線

在推出試驗中，同步測試各試件的荷載和界面滑移量，得到相應的荷載（P）-滑移（S）曲線，如圖5所示，其中實線和虛線分別為加載端和自由端的滑移曲線.由圖5可知：

圖5 試件荷載-滑移曲線Fig.5 Load-slip curves of specimens

1）加載初期，曲線處于上升階段，界面滑移量比荷載增加速度慢，且混凝土加載端的滑移量稍大于自由端，這是由于核心混凝土在加載板的作用下，出現了彈性壓縮變形從而產生滑移，加載端的滑移最先出現、增長較快，隨著黏結應力的傳遞，自由端的相對滑移才逐漸增大.

2）荷載進一步增加，加載端與自由端的滑移量接近，兩者的P-S曲線逐漸重合，當寬厚比較大時，曲線有較明顯的峰值點，峰值點之后曲線開始下降，如試件A3.5-1、A3.5-2、B3.5-2等；寬厚比較小時，曲線無明顯峰值點，曲線趨于平穩或下降緩慢（如試件A6-1、B6-1 和B8-2），這是由于寬厚比越小，鋼管對UHPC的約束作用越強，界面摩擦力和機械咬合力越大，從而試件的黏結破壞荷載較大，曲線會繼續上升或下降較緩.其中，個別曲線在水平段出現先下降再上升的現象（如試件B8-1、B8-2），原因是黏結力在界面某處產生了突變，之后又回到原來狀態，分析時不計入此種變化.

根據上述分析，可將鋼管UHPC的P-S曲線歸納為兩種類型，即軟化型（曲線OAB）和強化型（曲線OAC），如圖6 所示.由圖6 可知，軟化型曲線有較明顯的峰值點，強化型曲線無明顯的峰值點，當界面滑移量為6～8 mm 時（B和C點），兩類曲線均趨于穩定.定義加載端滑移量Sl與自由端滑移量Sf的差為ΔS，則ΔS-Sl曲線斜率為零時的荷載為黏結破壞荷載Pu，原因為此時兩端滑移增量基本一致，內部UHPC 產生整體滑移，認為試件達到黏結極限狀態.

圖6 典型荷載-滑移曲線Fig.6 Typical load-slip curves

圖7 給出了兩種類型典型試件（以B3.5-1 和A6-1 為例）的P-Sl曲線和ΔS-Sl曲線，P-Sl曲線的A點對應的荷載即為試件的黏結破壞荷載，即圖6 中的A點，此點為軟化型曲線的峰值點.當各試件達到Pu時，界面平均黏結滑移量約為1.77 mm，而同條件下圓鋼管UHPC 的平均黏結滑移量約為1.0 mm［13］，表明方鋼管與UHPC 的界面黏結性能略差，但相對于總滑移長度50 mm，其黏結滑移量較小（3.54%），兩者仍具有較好的協同工作能力.

圖7 試件ΔS-Sl曲線Fig.7 ΔS-Sl curves of specimens

3.2 黏結強度

在加載過程中，黏結應力沿界面長度的分布并不均勻，同一截面內中部與角部的應力也不盡相同，為了方便研究，常假設界面黏結應力為均勻分布.對于方鋼管UHPC試件，其黏結應力可按下式計算：

式中：τ為界面平均黏結應力；A為界面面積.

黏結強度τu為發生黏結破壞時界面的剪應力，即Pu對應的黏結應力，計算所得各試件的τu如表5所示，其中Su為與Pu對應的滑移量.由表5可知：

表5 試件黏結強度Tab.5 The bond strength of specimens

1）其他條件相同時，隨著鋼管寬厚比減小，鋼管的約束作用增強，這有效提高了機械咬合力和界面摩擦力，界面黏結荷載和強度因此而增大.

2）截面寬度不變時，增加高寬比即增加了試件高度，此時試件截面面積有所增大，從而黏結應力的傳遞速率減慢，τu整體呈減小趨勢.

3）寬厚比較大（b/t=42.86）時，鋼管的約束作用較弱，黏結強度主要受UHPC 強度影響，τu隨著混凝土強度提升而增大.而寬厚比較小（b/t≤20）時，鋼管約束作用較強，黏結強度受UHPC 強度和約束作用共同影響.此時τu隨UHPC 強度增大呈現先增后減的趨勢，原因為UHPC 強度越高，其自收縮特性越強［18］，約束作用在一定程度上被削弱.

3.3 縱向應變沿高度分布

圖8 為不同級別荷載作用下，部分試件鋼管外表面縱向應變（?v）沿高度方向的分布曲線，其中x為測點至加載端的距離.由圖8可知，加載初期，?v沿鋼管長度方向的變化并不明顯，鋼管與內部UHPC 界面能夠均勻傳力；隨著荷載增加，沿管壁縱向的應變值出現較大差異，因試驗過程中加載端僅混凝土受力，故可發現自由端應變明顯大于加載端.同時，?v沿鋼管縱向的應變差值變大，表明鋼管與UHPC 之間的滑移隨著荷載增加而變大，兩者之間的協同工作逐漸被破壞.

圖8 鋼管表面縱向應變分布Fig.8 The longitudinal strain distribution on steel tube surface

對應變數據進行統計回歸，發現鋼管縱向應變沿高度方向大致呈指數分布，如圖8 所示，鋼管沿高度方向任意位置x的縱向應變εv（x）可表示為：

式中：A、B和k為鋼管應變分布特征系數，每個試件不同荷載下的系數均不相同，具體由實測應變數據回歸分析得到.采用式（2）回歸得到的圖8 中各擬合曲線的R2平均值為0.96，變異系數為0.04.

4 黏結強度計算

化學膠著力在加載初期發揮作用，對τu的影響較小［6］，計算中忽略化學膠著力，僅考慮界面摩擦力和機械咬合力的貢獻，則τu的表達式為：

式中：τf和τw分別為黏結極限狀態時的界面摩擦應力和機械咬合應力.

4.1 τf的確定

摩擦應力τf與界面內壓力有關，可表示為：

式中：μ為界面摩擦系數；qu為與τu對應的界面內壓力.

沿試件鋼管高度方向取微元dx，如圖9 所示，通常計算時假定界面內壓力均勻分布［19］，根據平衡條件可得極限狀態時qu和鋼管環向應力σφu（x）的關系：

圖9 qu和σφu（x）的關系Fig.9 The relationship between qu and σφu（x）

式中：b0為鋼管內寬度.

對公式（5）的兩邊沿界面高度積分得：

式中：l0為界面高度，等于l減去鋼管預留段的距離.

假設達到τu時，鋼管中部環向應變沿高度方向的平均值為，分析試驗數據，可得鋼管環向應變沿高度方向的歸一化分布曲線，如圖10 所示.可見，歸一化之后的環向應變分布較集中，且沿高度接近線性分布，建立曲線方程為：

圖10 鋼管表面環向應變分布Fig.10 The transverse strain distribution on steel tube surface

式中：a和b為鋼管環向應變沿高度的分布系數.

因試件在推出過程中，鋼管基本處于彈性階段，應力-應變關系符合胡克定律，故通過式（7）可得：

將式（8）代入式（6），計算得到：

式中：m和n為受鋼管約束作用（a、b和γ）和界面摩擦特征（μ）影響的綜合系數，m=aγμ，n=bγμ，具體取值在下文中通過數值擬合得到.

將式（10）中的b0和l0近似用b和l代替，則得：

4.2 τw的確定

化學膠結力失效后，鋼管與混凝土界面上凸起顆粒擠壓咬合形成機械咬合力，其咬合作用屬于微觀作用范疇.據統計，鋼材表面粗糙偏差一般在微觀量級上（10-2mm 左右），由這種微觀偏差引起的界面作用力稱為微觀咬合力，如圖11 所示［20］.當黏結滑移加速發展后，接觸面上的混凝土微小凸峰便被剪切破碎，形成一層薄的滑動粉末層，機械咬合力隨之喪失殆盡.影響機械咬合力的因素包括材料表面的粗糙程度、混凝土級配、混凝土抗剪強度、澆搗方式與方法、振搗器械的使用以及材料的受力方式，其中混凝土強度影響較大［21］.

圖11 微觀咬合作用示意圖Fig.11 Schematic of microscopic occlusion action

混凝土強度主要通過改變界面粗糙程度，從而影響黏結力（機械咬合力和摩擦力），文獻［22］研究表明，（fcu）0.4的形式符合UHPC 強度對界面粗糙程度的影響趨勢.因此，本文以同樣形式考慮混凝土強度對界面機械咬合力的影響，并引入界面咬合影響系數c，建立公式（12）的機械咬合應力τw：

式中：c為界面咬合影響系數，其主要受材料表面的粗糙程度、混凝土級配、澆搗和振搗方式等影響.

4.3 模型建立及驗證

將式（11）和式（12）代入式（3）得：

基于試驗數據，采用數值分析軟件1stopt對公式（13）進行擬合求解.由于不同養護條件下混凝土水化反應程度和生成物有所不同，造成的界面組成有所差異，故不同養護條件下系數m和n應有所區別.對試驗數據進行分析，最終確定了熱水和常溫養護條件下的τu的計算模型：

式中：界面咬合影響系數c為0.04，這是由于兩種不同養護方式下的UHPC 配合比、骨料級配、澆筑方式和振搗器械等均相同.

目前，關于方鋼管UHPC 黏結性能的試驗較少，故采用公式（14）和（15）對本文試件進行計算，τu的計算與試驗結果對比如圖12所示，其中τua和τue分別為黏結強度計算和試驗結果.兩種養護制度下黏結強度計算值與試驗值的相關系數的平方R2分別為0.92 和0.89，R2在0～1，越接近1 擬合精度越高，一般認為大于0.8 時，擬合結果較為理想［12］.故表明建議的模型可較準確地計算方鋼管UHPC的黏結強度.

圖12 計算值與試驗結果的比較Fig.12 The comparison of calculated values with test results

5 結論

1）推出后的方鋼管UHPC 試件總體較完整，鋼管無鼓曲現象，不同寬厚比時鋼管的約束作用不同，寬厚比較大時磨痕集中于界面角部，較小時則向截面中部移動，表明鋼管的約束作用越強，界面摩擦力分布越趨于均勻.

2）試件加載端與滑移端的荷載（P）-滑移（S）曲線形狀基本一致，且曲線分為有明顯峰值點的弱化型和無明顯峰值點的強化型兩類.兩類曲線均取加載端與自由端滑移量差值（ΔS）-加載端滑移（Sl）曲線斜率為零時對應的荷載為黏結破壞荷載Pu，此時內部UHPC產生整體滑移，試件達到黏結極限狀態.

3）黏結強度τu隨寬厚比和高寬比增加而減小，寬厚比較大時，τu隨UHPC 強度的增大而提高，較小時其干縮現象明顯，τu呈現先增后減的趨勢；各試件黏結強度對應的黏結滑移量平均值約為1.77 mm，表明鋼管UHPC 的界面黏結滑移較小，兩者能夠較好地協同工作承擔荷載.

4）隨著荷載增加，鋼管縱向應變沿高度方向的差值增大，表明鋼管UHPC 的協同工作性能逐漸減弱；加載端的鋼管縱向應變小于自由端，對試驗數據進行分析，發現鋼管縱向應變沿高度方向大致呈指數分布.

5）忽略化學膠著力的影響，通過確定界面摩擦應力τf和機械咬合應力τw的數學表達式，建立了熱水養護和常溫養護條件下的τu計算模型，理論計算與試驗結果符合較好.