凍融循環作用后圓鋼管混凝土界面粘結性能試驗研究

李星兒 ,苗吉軍 ,曾在平 ,陳超

（1.青島理工大學 土木工程學院，山東 青島 266033；2.甘肅建筑職業技術學院，蘭州 730050；3.長沙華藝工程設計有限公司，長沙 410116）

因承載力高、延性好等優點[2-4]，鋼管混凝土結構[1]被廣泛應用于橋梁、海港等領域[5-7]。為保證建筑結構在不同服役環境中正常工作，有關結構界面粘結性能的研究一直備受關注。陳宗平等[8]分析了混凝土強度、歷經最高溫度、錨固長度、恒溫時長和冷卻方式對高溫噴水冷卻后鋼管高強混凝土界面粘結性能的影響，并提出界面粘結強度的計算公式；Lu 等[9]探討了混凝土齡期對鋼纖維自應力自密實鋼管混凝土柱界面粘結性能的影響，試驗表明，混凝土齡期可提高鋼管混凝土柱界面粘結強度；Yu等[10]以鋼渣混凝土自應力、徑厚比及約束因子為參數，研究了自應力鋼渣鋼管混凝土的粘結滑移性能，并提出了簡化的三階段粘結滑移本構關系；Dong 等[11]對不同構造的大型高強度圓鋼管混凝土柱進行了推出試驗，得到了基于多參數的預測荷載—滑移曲線；Sindhuja 等[12]采用低密度混凝土填充加勁圓鋼管混凝土柱，對其粘結強度進行了試驗與數值分析，結果表明，低密度混凝土可提高界面粘結強度；Li 等[13]提出了考慮荷載傳遞邊界衰減效應的分析模型，探討了鋼管混凝土界面粘結滑移的非線性分布。中國地域遼闊，北方地區冬季較寒冷，結構凍融損傷普遍存在[14-16]，隨著鋼管混凝土結構在實際工程中的廣泛應用[17-19]，嚴寒條件下結構的耐久性問題也成為學者們關注的焦點。鋼管混凝土結構界面粘結力是保證兩者共同工作的重要前提，因此，開展凍融循環作用后鋼管混凝土結構界面粘結性能的研究尤為重要。黃夢迪[20]對凍融循環作用后方鋼管混凝土試件的粘結滑移性能進行了試驗研究，結果表明，界面粘結強度隨著凍融循環次數增加、試件長細比增大、鋼管寬厚比增大而減小，并進一步提出了凍融循環作用后鋼管混凝土粘結應力—滑移本構關系。但研究僅分析了方鋼管混凝土柱，未分析混凝土強度對界面粘結性能的影響。

筆者以凍融循環次數、鋼管壁厚、混凝土強度為主要參數，設計21 個圓鋼管混凝土柱進行推出試驗，分析各因素對界面粘結強度的影響規律，提出凍融循環作用后圓鋼管混凝土柱界面粘結強度計算公式，以期為嚴寒地區鋼管混凝土結構的有關設計提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試驗變量為凍融循環次數、鋼管壁厚、混凝土強度，共設計21 個推出試件，試件設計具體參數如表1 所示。其中，凍融循環次數分別設定為0（對照組）、50、100、200、300 次。試驗均采用內徑D0=92 mm 的Q235 無縫圓鋼管，鋼管外徑D分別為100、98、96 mm，材性試驗結果如表2 所示。

表1 試件設計參數Table 1 Design parameters of specimens

表2 鋼材材性Table 2 Mechanical properties of steels

試件錨固長度la取為鋼管外徑的3 倍[21]，試件高度l均為340 mm。核心混凝土采用P·O42.5 水泥制備，混凝土強度等級分別為C30、C50、C80，進行28 d 標準養護；同條件下制備并養護150 mm×150 mm×150 mm 混凝土立方體，根據立方體試塊混凝土強度等級的不同，分為3 組，每組3 個試塊，測得其抗壓強度。配合比與實測立方體抗壓強度平均值見表3。

表3 混凝土配合比及抗壓強度Table 3 The mix ratio and compressive strength of concrete

試件制作時，為準確預留長度40 mm 空隙，在鋼管一端放置厚度40 mm、直徑與鋼管內徑相同的泡沫板。事先將泡沫板用膠帶包裹，避免泡沫粘結混凝土，對試驗結果產生影響；并對試件底部進行密封，避免混凝土滲漏。

1.2 試驗方法

1.2.1 凍融循環試驗 對試件完成28 d 養護后，根據文獻[22]中規定的快凍法對進行凍融循環試驗。凍融循環試驗設備采用水凍水融法，圓鋼管混凝土試件放置于凍融試驗箱內的橡膠桶（100 mm×100 mm×400 mm）中，清水沒過試件5 mm，制冷劑作為循環介質。凍融循環試驗完成后，試件未出現局部變形或開裂。

1.2.2 試驗加載及量測內容 推出試驗在30 t 萬能試驗機上進行。為避免偏心加載，加載前將試件兩端打磨平整，確保加載時試件兩端受力面與鋼管縱向軸線垂直。核心混凝土與鋼管平齊的一端定義為加載端，其兩側垂直安放位移計，測量加載端核心混凝土滑移；具有40 mm 空鋼管的一端定義為自由端。在試件下方放置中心預留孔洞的支座，便于位移計測量混凝土自由端位移，并在支座上表面放置位移計，排除支座位移的影響。試件加載時，外荷載通過直徑為90 mm 的圓形鋼墊塊進行荷載傳遞，用墨線確定位置，使墊塊中心、試件縱向軸線、支座中心保持在同一直線，并與兩端加載板垂直。為保證試驗儀器與試件緊密壓實，預加載至5 kN，預加載期間不記錄數據。試驗采用分級加載制，每級荷載增量為預期極限荷載的5%，持荷時間約為2～3 min，荷載達到極限荷載的70%后，慢速連續加載，直到自由端核心混凝土達到預期位置，最大滑移為30 mm。

試驗量測內容包括試件界面相對滑移量、粘結荷載及鋼管不同高度應變值。粘結荷載、鋼管應變分別通過萬能試驗機的力學傳感器及沿鋼管壁縱向分布的應變片測得，應變片的布置如圖1 所示。

圖1 應變片布置示意圖（單位：mm）Fig.1 Arrangement diagram of strain gauges (Unit:mm)

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現象

觀察試驗過程，發現經凍融循環作用的試件與未經凍融的試件試驗現象相似。加載初期，加載端位移計數值很小，自由端位移計無變化，即加載端混凝土有微小變形，局部界面膠結力破壞，自由端核心混凝土與鋼管之間無相對滑移。隨著荷載的增加，自由端位移計數值產生變化，試件整體發生微小滑移，界面膠結力全部破壞，認為以階段外荷載主要靠機械咬合力承擔。到達粘結破壞荷載Pu時，突然出現“嘭”的聲，位移計讀數變化迅速，荷載明顯下降，核心混凝土整體與鋼管出現相對滑移，試件發生粘結破壞，此時鋼管與混凝土界面大部分機械咬合力喪失，摩擦力起主要作用。卸載后，發現加載端混凝土上表面出現輕微破碎，鋼管全部處于彈性階段，部分試件最終破壞形態如圖2 所示。

圖2 試件最終破壞形態Fig.2 Final failure modes of specimens

2.2 荷載—滑移曲線

推出試驗中各試件荷載（P）—滑移（S）曲線如圖3、圖4 所示。為便于分析，對圖4（a）～（c）峰值拐點處進行局部放大。

圖3 試件TC2-30-50 的P-S 曲線Fig.3 Load-slip curves of TC2-30-50

圖4 各試件荷載—滑移曲線Fig.4 Load-slip curves of specimens

試件TC2-30-50 同步測得的加載端與自由端P-S曲線如圖3 所示。由圖3 可知，試件兩端P-S曲線形態基本一致，加載端初始滑移對應荷載值小于自由端；隨著荷載逐漸增加，兩條曲線大致吻合。試件加載端P-S曲線基本呈現出圓鋼管混凝土柱界面粘結滑移破壞發展全過程，故后文分析僅以試件加載端數據為依據，試驗測得的主要粘結滑移特征值如表4 所示。

表4 粘結滑移特征值Table 4 Bond slip characteristic values

由圖4 可知，凍融循環后試件的P-S曲線趨勢總體上與未經凍融試件相似，均具有明顯峰值點及下降段，大致可劃分為3 個階段。

1）上升段：鋼管與核心混凝土界面粘結力由化學膠結力與機械咬合力共同承擔。由圖4 可知，各試件上升段曲線斜率隨凍融循環次數的增加而降低、隨混凝土強度的增大而升高，但斜率變化幅度不大。當凍融循環次數較多時，加載初期荷載—滑移曲線出現下凹趨勢，隨著凍融循環次數的增加，曲線下凹趨勢越來越明顯，原因在于，試件經過多次凍融循環后，其核心混凝土外層變得疏松、出現微裂縫，加載初期核心混凝土受壓促使裂縫閉合，出現“壓實”效應[23]。

由圖4（a）～（c）可知，相比未凍融的試件，鋼管壁厚為2 mm、凍融循環次數為50、100、200、300 的試件粘結破壞荷載Pu分別下降11.45%、14.50%、16.79%、19.85%；鋼管壁厚為3 mm、凍融循環次數為50、100、200、300 的試件粘結破壞荷載Pu分別下降4.48%、5.97%、8.96%、11.94%；鋼管壁厚為4 mm、凍融循環次數為50、100、200、300 的試件粘結破壞荷載Pu分別下降5.50%、8.72%、6.42%、10.55%。分析數據可得，Pu隨凍融循環次數的增加而逐漸減小，且減小幅度隨鋼管壁厚的增大而降低[20]。

由圖4（d）～（f）可知，混凝土強度等級從C30 提高到C50 時，Pu平均增大2.56%；混凝土強度等級從C50 提高到C80 時，Pu平均增大5.48%。且混凝土強度等級從C30提高到C80，鋼管壁厚為2、3、4 mm時，Pu分別增大了6.11%、6.97%、10.55%，由此可知，提高混凝土強度等級、增加鋼管壁厚均可增大粘結破壞荷載Pu。

2）下降段：荷載突然下降，核心混凝土相對滑移量迅速增加，曲線具有明顯峰值點。由圖4 可知，下降段P-S曲線總體呈現隨著凍融循環次數增加，界面粘結力破壞越明顯的趨勢，表現為荷載下降幅度越大、下降段滑移量越大。其中，部分試件下降段較短，P-S曲線出現交叉現象，原因在于試件存在“宏觀偏差”[24]，核心混凝土推動過程中鋼管內徑由大到小變化，鋼管對于核心混凝土的約束效應增強，摩擦力增大，且隨著鋼管壁厚增大，荷載增幅越明顯，即鋼管壁厚越大，“宏觀偏差”對試件影響越大，下降段越短。

3）殘余段：荷載較穩定而滑移量不斷增大，各試件P-S曲線大致平行，界面粘結力的大小由摩擦力決定。由圖4 可知，部分試件，如TC4-30-50 初始殘余粘結荷載較大且殘余段曲線呈上升趨勢，這是“宏觀偏差”的另一個表現。由圖4（d）、（e）可知，混凝土強度增大，“宏觀偏差”對于試件殘余段的作用更明顯，原因在于混凝土強度等級提高（水膠比減小），核心混凝土表面摩擦系數增大，殘余粘結荷載增加幅度變大。對于n不同的試件，n越大，試件殘余段曲線越貼近橫軸；n相同，試件鋼管壁越厚、混凝土強度等級越高，殘余粘結力段曲線越遠離橫軸。

2.3 粘結強度

平均粘結強度τu是指試件粘結破壞荷載Pu對應的粘結應力值，常假定粘結應力在錨固長度內均勻分布，可按式（1）[25]計算。

式中：s為試件接觸面周長；la為錨固長度，其值等于試件高度減去空鋼管長度40 mm，即la=l-40=300 mm。

根據推出試驗所得數據繪制τu變化曲線，如圖5 所示。由圖5（a）可知，隨著凍融循環次數n的增加，τu總體呈下降趨勢；n<50 時，τu曲線下降幅度較大，n>50 時，τu曲線下降幅度較小，粘結強度近似呈直線下降。原因在于：當n<50 時，凍融循環作用使試件受凍時界面產生的靜水壓力大于鋼管與核心混凝土界面的正向膠結力，導致界面化學膠結力遭到嚴重破壞，試件粘結強度迅速退化；當n>50 時，隨著n的增大，核心混凝土劣化程度不斷加深，試件界面凹凸處被抹平，界面機械咬合力逐漸降低，導致粘結強度下降。相比未凍融試件，經300 次凍融循環后TC2、TC3、TC4 組試件粘結強度分別下降19.87%、12.07%、10.71%；可知，隨著鋼管壁厚的增大，凍融循環作用后粘結強度的下降程度降低，分析其原因，鋼管壁厚增大，鋼管對核心混凝土的法向作用力增強，核心混凝土受壓橫向膨脹時產生較大的法向約束，使得粘結強度增大，最終表現為抑制了凍融循環作用對界面粘結力的破壞。

圖5 粘結強度τu曲線Fig.5 Curves bond strength τu

由圖5（b）可知，常溫下試件粘結強度隨混凝土強度的增大總體呈上升趨勢，原因在于混凝土強度等級提高，水膠比減小，核心混凝土密實度增大，鋼管與核心混凝土界面化學膠結力有所提高，導致粘結強度τu增大。

圖5 中鋼管壁厚為2 mm 時，τu曲線上升幅度較小；壁厚增大至4 mm 時，τu值上升幅度明顯增大，表明增大鋼管壁厚也是粘結強度提高的重要因素之一。

2.4 粘結滑移

粘結滑移Su為Pu對應的滑移量，根據試驗數據繪制Su變化曲線，如圖6 所示。由圖6（a）可知，Su隨著n的增大呈上升趨勢。一方面，經過凍融循環作用后，試件界面化學膠結力遭到破壞，核心混凝土表面產生初始裂縫，隨著凍融循環次數的增加，初始裂縫中的水不斷凍脹融化，使初始裂縫延伸擴展，核心混凝土破壞程度逐漸加深；另一方面，核心混凝土強度等級較低，孔隙率大，隨著n的增大，孔隙水反復結冰，體積膨脹，核心混凝土內部產生微裂縫并不斷發展，最終導致試件界面粘結性能逐漸退化。

圖6 粘結滑移Su曲線Fig.6 Curves bond slip Su

由圖6 可見，鋼管壁厚由2 mm 增大至4 mm 時，相比常溫試件，經過300 次凍融循環的試件Su分別增長了22.79%、19.20%、16.02%，表明鋼管壁厚增大時，核心混凝土受到的約束作用增強，核心混凝土內部裂縫受到擠壓，產生抑制裂縫不斷開展的效果，延緩了界面粘結性能的退化。

由圖6（b）可知，粘結滑移Su與混凝土強度和鋼管壁厚均呈正相關，曲線近似呈直線分布，t=4 mm時，粘結滑移增大的速率明顯高于t=2 mm 時，即混凝土強度和鋼管壁厚同時增大時，試件抗滑移性能增強。

2.5 縱向應變

各級荷載水平下，通過粘貼在鋼管外壁的縱向應變片測得鋼管不同位置的應變分布規律，圖7 為部分試件實測應變分布曲線，其中，x為測點距加載端的間隔長度。

圖7 鋼管表面應變分布曲線Fig.7 Strain distribution curves on surface of steel tube

由圖7 可知，不同荷載水平下、不同位置處各試件鋼管應變變化趨勢相似，經過凍融循環的試件與未凍融試件應變曲線變化規律相同，大致呈指數分布。加載初期（10%Pu），鋼管兩端應變值相差較小，說明荷載能夠均勻傳遞；隨著荷載的增加，加載端與自由端應變差值增大，說明兩者傳力的連續性遭到破壞，試件界面粘結性能退化，鋼管與核心混凝土之間出現滑移。

3 粘結強度計算方法

主要研究圓鋼管混凝土柱界面粘結強度τu和相對滑移Su受凍融循環次數n、鋼管壁厚t和混凝土強度變化的影響，鑒于套箍系數ξ可綜合反映鋼管壁厚和混凝土強度對界面粘結性能的影響，從凍融循環次數和套箍系數兩個方面考慮單一因素對粘結強度及相對滑移的影響，并通過回歸擬合方式建立兩者對粘結強度及相對滑移綜合影響的計算方法。

3.1 考慮單因素影響的計算方法

3.1.1 凍融循環次數 根據凍融循環次數n對界面粘結強度τu及粘結滑移Su影響的定性分析可知，n與τu成反比、n與Su成正比，與圖8 所示曲線趨勢一致。圖8 所示為其他條件相同時n與τu和Su的關系曲線，圖中實心點為相同凍融循環次數的試件試驗所得τu和Su的平均值，β為凍融循環次數無量綱化處理的參數，β=n/n0，n0=50；圖中直線為采用一次函數對兩組數據的擬合結果。

圖8 凍融次數的影響Fig.8 The effect of freezing and thawing times

3.1.2 套箍系數 套箍系數ξ體現鋼管對內部核心混凝土的約束效應，是鋼管混凝土組合結構的重要參考指標。ξ與τu和Su的關系曲線如圖9 所示，其中，對于套箍系數ξ相同的試件，其τu和Su分別取平均值。由圖9 可知，τu和Su隨著ξ的增大均呈上升趨勢。對數據進行線性擬合分析，可得

圖9 套箍系數的影響Fig.9 The effect of the hoop coefficient

3.2 考慮雙因素影響的計算方法

鑒于凍融循環次數n和套箍系數ξ與粘結強度τu和粘結滑移Su的計算表達式，建立雙因素對τu和Su綜合影響的計算方法。基于試驗數據，利用SPSS 軟件對參數進行擬合分析，得到試件粘結強度和粘結滑移的表達式，分別如式（6）、式（7）所示。

表5 為試件粘結強度和粘結滑移試驗結果τu和Su與計算結果τu,c和Su,c的對比。由表5 可知，τu,c/τu、Su,c/Su的平均值分別為1.036、1.001，方差分別為0.036、0.001。為驗證所提出公式的準確性，與文獻[26]中公式所得粘結強度計算值對比可知，粘結強度公式準確性較好；需要說明的是，未找到合適的粘結滑移計算公式，通過對比式（7）所得計算值與試驗值可知，粘結滑移公式準確性較好。故綜合考慮凍融循環次數n和套箍系數ξ影響的粘結強度和滑移計算公式適用性良好。

表5 計算值與試驗值比較Table 5 Comparison of calculated and test results

4 結論

1）經凍融循環作用后，圓鋼管混凝土柱P-S曲線與未經受凍融循環作用試件的P-S曲線趨勢相似，均可分為上升段、下降段、殘余段。粘結破壞荷載Pu隨凍融循環次數的增加而降低，隨鋼管壁厚、混凝土強度的增大總體呈上升趨勢。綜合考慮3 個因素的影響，凍融循環對界面粘結性能的損傷大于鋼管壁厚與混凝土強度對粘結性能的優化作用。

2）隨著凍融循環次數的增加，界面粘結性劣化，粘結強度τu逐漸降低，粘結滑移Su逐漸增大，其中凍融循環次數在0～50 時，τu下降幅度更明顯。套箍系數ξ可綜合反映鋼管壁厚和混凝土強度對界面粘結性能的影響，套箍系數增大，套箍作用增強，從而提高了粘結強度，粘結滑移也隨之增大。

3）基于試驗數據，考慮單一因素對界面粘結性能的影響，分別建立凍融循環次數n和套箍系數ξ與粘結強度τu和粘結滑移Su的關系式，進一步考慮雙因素對界面粘結性能的綜合影響，并提出計算表達式。計算結果與試驗結果吻合良好，可為嚴寒地區此類圓鋼管混凝土結構設計提供參考。