重復推出下鋼管再生混凝土黏結-滑移性能影響因素

孫冰， 張杰， 陳衛，*， 曾晟， 張志恒

（1.南華大學 土木工程學院，湖南 衡陽 421001；2.南華大學 中國核工業建設集團公司高性能混凝土重點實驗室，湖南 衡陽 421001；3.南華大學 高性能特種混凝土湖南省重點實驗室，湖南 衡陽 421001）

中國從“碳達峰”到“碳中和”的過渡期將面臨時間短、任務重等巨大挑戰. 建筑行業碳排放量為全國碳排放總量的50%以上，使用再生骨料能夠有效減少建筑業碳排放，更好地保護環境. 但再生骨料的力學性能和耐久性能等均比普通混凝土差，嚴重影響其大規模推廣［1］. 鋼管再生混凝土（RACFST）承載力高、剛度好、性能穩定［2］，利用鋼管對再生混凝土形成三向受壓約束，能夠有效彌補再生骨料的缺陷［3］，擴大其使用范圍.

RACFST界面的黏結-滑移是鋼管和再生混凝土共同工作的基礎. 目前，國內外學者對RACFST界面的研究主要集中在鋼管類型［4］、尺寸［5］，截面形式［6］，混凝土類型［4］、強度等級［7］，再生骨料取代率［5］和高溫［8］對黏結-滑移性能影響等方面. 而在實際工程中，RACFST界面黏結性能的穩定發揮受自身材料特性、環境的雙重限制. 就組成材料而言，再生骨料較天然骨料具有更強的收縮率，RACFST界面更易發生脫黏現象，添加一定量的膨脹劑可以通過調節收縮來減緩再生混凝土與鋼管的分離趨勢，對防止界面脫黏，控制并改善黏結-滑移性能具有重要意義；此外，分類回收不同原生強度混凝土對組合結構黏結-滑移性能的影響有待探索. 對工作環境來說，長期服役于橋梁、海上平臺等高氯離子腐蝕性環境中的鋼管會不可避免地發生銹蝕. 一方面銹蝕后RACFST黏結-滑移性能的研究還有待開展；另一方面研究服役于嚴苛壞境中的RACFST，可拓寬再生混凝土的應用范圍，為減少天然骨料的開采，避免自然資源枯竭提供新的思路，有助于實現保護環境和資源有效利用，走上可持續發展的道路.

鑒于此，本文設計了不同原生混凝土強度等級、膨脹劑摻量及高氯離子腐蝕條件下9組RACFST試件的重復推出試驗，進行了黏結機理及相關影響參數分析，并建立了相應變量下的黏結強度計算式，以期為RACFST黏結-滑移性能的評估提供相關依據.

1 試驗

1.1 原材料

膠凝材料采用42.5級硅酸鹽水泥；再生粗骨料為自制的原生強度等級為C30、C40和C50的混凝土經破碎、清洗、分級和篩分后所得到的0～20 mm連續級配再生骨料；天然粗骨料采用0～20 mm連續級配的碎石；細骨料采用細度模數2.4，含水率（質量分數，文中涉及的含量、水膠比等均為質量分數或質量比）1.15%的連續級配中砂；膨脹劑選用UEA-H型膨脹劑；鋼管為Q235直縫焊接鋼管，外徑140 mm、壁厚4.5 mm、高410 mm，屈服強度235 MPa、彈性模量210 MPa、泊松比0.25. 粗骨料物理性能指標見表1、級配曲線如圖1所示.

圖1 粗骨料級配曲線Fig.1 Grading curves of coarse aggregates

表1 粗骨料物理性能指標Table 1 Physical properties of coarse aggregates

1.2 試驗設計

（1） 試件制作

圖2為試件幾何尺寸.混凝土進行澆筑之前先對鋼管進行預加工，混凝土澆筑至豁口處停止（預留40 mm空隙），以便進行推出試驗；待澆筑完成后，使用塑料薄膜進行封口，嚴格模擬鋼管內密閉環境.

圖2 試件幾何尺寸Fig.2 Geometric size of specimen（size： mm）

常用的膨脹劑有UEA型膨脹劑、HCSA型膨脹劑和氧化鎂膨脹劑［9］.其中HCSA型膨脹劑為硫鋁酸鈣和氧化鈣雙膨脹源，自由膨脹率較大；氧化鎂膨脹劑易造成混凝土體積安定性不良；UEA型膨脹劑為硫鋁酸鈣單膨脹源. 綜合考慮膨脹性與鋼管力學性能的協同性，本試驗選用UEA-H型膨脹劑，采用內摻法形式摻入，其摻量（δ，%）計算式為：

式中：E為膨脹劑用量，g；C為水泥用量，g.

以黏結強度最大為原則，將再生粗骨料取代率取為50%［10］. 以混凝土強度等級C30且各材料質量比為m（水泥）∶m（水）∶m（砂）∶m（碎石）∶m（再生骨料）=372.73∶205.00∶637.79∶592.24∶592.24，來制作RACFST試件. 試件參數見表2.

表2 試件參數Table 2 Parameters of specimens

（2） 鋼管銹蝕試驗

由于鋼管在自然界中的銹蝕是一種長期而緩慢的過程，實驗室常采用電解池對其加速銹蝕. 根據法拉第電解第一定律，鋼管名義銹蝕率（ρ，%）的計算式為［11］：

式中：t為通電時間，s；M為Fe的摩爾質量，56 g/mol；i為銹蝕電流密度，A/cm2；D為銹蝕區域內的鋼管表面積，cm2；z為鐵離子電荷數，z=2；F為法拉第常數，96 500 C/mol；m為鋼管未銹蝕前的質量，g.

將澆筑好的銹蝕試件先密封養護7 d，再置于5%的NaCl溶液中浸泡7 d，使NaCl溶液充分滲入黏結界面，稱重后進行加速銹蝕試驗，其示意圖見圖3.銹蝕完成后再次稱重，計算得到鋼管的實際銹蝕率分別為0%、6.85%、9.59%、13.70%，與名義銹蝕率偏差較小.

圖3 鋼管加速銹蝕試驗示意圖Fig.3 Schematic diagram of accelerated corrosion test for steel tube

（3） 推出試驗方案

使用WAW-EY1000C電液伺服萬能試驗機加載. 在加載端使用1個直徑略小于鋼管內徑、厚度為40 mm的鋼墊塊進行推出試驗，加載速率為0.002 mm/s；當自由端位移達到35 mm或殘余荷載下降趨于穩定時，首次推出結束；將試件倒置，按上述方案再次推出，每個試件反復推出4次，得到重復加載曲線. 通過架設于加載端（混凝土受力端）上壓板、自由端（鋼管受力端）外伸鋼筋棒處的位移計測量兩端滑移. 重復推出方法示意圖如圖4所示.

圖4 重復推出方法示意圖Fig.4 Schematic diagram of repeated push-out method

2 結果及分析

2.1 試驗現象

需要說明的是：由于首次推出時加載端與自由端的起滑存在時間差，其荷載-滑移（P-S）曲線列出了兩端曲線；而重復推出時加載端與自由端的P-S保持一致，故僅列出了加載端曲線；另外，試件RACFST-3和RACFST-7因儀器故障未能測出重復推出曲線.

試件首次推出和重復推出的P-S曲線如圖5、6所示.由圖5可見：首次推出試驗加載初期，再生混凝土兩端均未發生滑動；當荷載增大到峰值荷載的30%左右時，加載端先出現滑移，繼而自由端也發生滑動；隨后兩端荷載隨著滑移的發展先后達到峰值并保持穩定. 由圖6可見：重復推出過程中，第2、3、4次推出時自由端與加載端同時滑動，且僅第3次推出與首次推出加載端曲線相似；第2、4次荷載達到峰值點并出現下降段后才趨于穩定. 重復推出結束后，黏結界面有混凝土碎屑產生，鋼管未出現壓潰或屈服現象.

圖5 試件首次推出的P-S曲線Fig.5 P-S curves at the first push-out of specimens

2.2 荷載-滑移曲線分析

鋼管再生混凝土界面黏結力由化學膠結力、機械咬合力和摩擦力組成. 鋼管與混凝土界面黏結性能的演變即上述3組作用力交替發揮作用的過程. 為便于描述荷載-滑移過程，將滑移與3組作用力相對應：當化學膠結力消失、機械咬合力發揮作用時界面產生微觀滑移；當機械咬合力失效、摩擦力發揮作用時界面產生宏觀滑移. 微觀滑移量是與鋼管表面粗糙程度（一般為10-2量級）有關的物理量.

2.2.1 首次推出全過程分析

首次推出曲線分析如圖7所示. 圖7（a）為首次推出的黏結-滑移機理，其中的①、②和③分別代表化學膠結力、機械咬合力和摩擦力，S、S0和S1分別代表無滑移、微觀滑移和宏觀滑移.圖7（b）為首次推出荷載-滑移曲線模型，模型被分為5個階段——無滑移段（OA、OA′）、加載端微觀滑移段（AB）、自由端微觀滑移段（A′B′）、加載端與自由端宏觀滑移段（BC、B′C′）和滑移穩定段（CD、C′D′）. 首次推出全過程分析如下：

圖7 首次推出曲線分析Fig.7 Analysis of the first push-out

（1）無滑移段（OA、OA′） 首次推出試驗初期荷載較小，加載端和自由端均無滑移產生，界面處于彈性階段；從混凝土傳遞到鋼管的黏結力全部由加載端、部分自由端的水泥凝膠體與鋼管表面黏結形成的化學膠結力提供. 化學膠結力在較小的荷載下即失效且無法恢復，主要受水膠比影響.

（2）加載端微觀滑移段（AB） 荷載略微增大后，加載端出現微觀滑移，化學膠結力下移于無滑移處，擴散長度增加；自由端化學膠結力略有增大但未發生微觀滑移. 微觀滑移對應的機械咬合力在水泥凝膠體與鋼管黏結失效時發揮作用，到鍥入鋼管的混凝土突刺被剪斷時失效.微觀滑移僅在局部微小范圍內存在.

（3）自由端微觀滑移段（A′B′） 隨后自由端也出現微觀滑移，該端的機械咬合力已疊加到黏結力中，此時加載端滑移量較大，出現了宏觀滑移，摩擦力發揮作用. 至此，化學膠結力、機械咬合力和摩擦力全部加入到黏結力當中.

（4）加載端與自由端宏觀滑移段（BC、B′C′） 隨著荷載的繼續增大，自由端也出現宏觀滑移，隨后化學膠結力、機械咬合力依次在試件中下部相遇，并隨著滑移量的增大逐漸被摩擦力取代. 宏觀滑移發生處混凝土被鋼管表面鋸齒狀突刺剪斷、壓碎并作為碎屑填充，具體表現為機械咬合力失效，摩擦力發揮作用.

（5）滑移穩定段（CD、C′D′） 加載端和自由端滑移量同步，界面完全貫通，黏結力在黏結界面僅由摩擦力提供而發展穩定. 摩擦力的大小與摩擦系數、環向壓力有關. 試件全長范圍內機械咬合力失效使鋼管內表面被混凝土碎屑填充，摩擦系數穩定；受壓混凝土橫向泊松效應引發鋼管環箍約束產生的摩擦力與外荷載達到平衡，摩擦力穩定發展.

2.2.2 重復推出全過程分析

圖8為重復推出特征曲線. 這里僅對重復推出與首次推出全過程中的不同之處進行分析. 由圖8可見：（1）重復推出過程中第1次推出即首次推出；第2～4次推出過程中，水泥凝膠體與鋼管已脫黏，化學膠結力永久性喪失，無滑移段需要克服微弱的機械咬合力使試件起滑，隨后機械咬合力被摩擦力取代并與外荷載達到平衡. （2）界面摩擦系數隨著推出次數的增加而減小，導致推出過程中所能達到的極限黏結應力也依次降低. （3）與奇數次推出不同的是，偶數次推出在達到峰值荷載并出現下降段后滑移才穩定.這是由于偶數次推出為反向推出，反向“鍥入效應”導致混凝土從直徑較小端推向較大端，鋼管對混凝土約束弱，機械咬合力大于摩擦力.

圖8 重復推出特征曲線Fig.8 Analysis of repeated push-out

2.3 參數分析

2.3.1 耗能能力

推出過程中試件耗能能力是界面能量損失的直接體現. 采用耗能因子(η）對耗能能力進行定量描述，計算表達式為［12］：

表3為重復推出時加載端耗能能力計算結果.由表3可知：總體上，奇數次推出時試件的平均耗能能力大于偶數次推出；除個別試件外，大多數試件首次推出時的耗能能力大于第2～4次推出；第2次推出時耗散能力最差. 試件在首次推出過程中，3種作用力均參與了推出，且界面原始損傷小，耗能能力最強；隨著推出次數的增加，界面損傷加劇，耗能效率降低；奇數次推出具有明顯的“鍥入效應”，鋼管對混凝土的約束使各組分作用力相對較大，耗能能力高于偶數次. 有趣的是，第4次推出時耗能因子平均值較第2次推出增大5.13%. 分析發現，第2次推出時平均滑移較第4次推出增大了0.224 mm，能量有較長的耗散距離，說明鋼管混凝土長度越長，可滑移距離越充分，越有利于界面能量的耗散.

表3 重復推出時加載端耗能能力計算結果Table 3 Calculation results of energy consumption capacity at the loaded end during repeated push-out

2.3.2 重復推出黏結應變分布

以典型試件RACFST-6為代表，分析重復推出時荷載上升段的黏結應變ε分布，結果見圖9（圖中Pu為峰值荷載）. 由圖9可見：重復推出過程中鋼管表面的應變沿高度方向呈直線分布，越靠近自由端應變越大；同一方向上隨著推出次數的增加，鋼管表面各處的應變逐漸降低，但降幅較小；當從不同方向上推出時應變大小差別較大，相同位置處奇數次推出時應變遠大于偶數次. 這是由于黏結力通過混凝土沿黏結界面傳遞給鋼管，應力不斷向自由端累加，越靠近自由端，轉移到鋼管上的力越大，導致黏結應變呈直線增長；同一方向隨著推出次數的增加，界面摩擦系數減小，黏結極限應力降低，鋼管表面黏結應變下降；不同方向推出時，黏結應變變化主要受鋼管制造時的宏觀偏差影響，奇數次推出時，混凝土由直徑較大端推向直徑較小端，鋼管對混凝土的約束效應強，相比偶數次推出，混凝土由直徑較小端推向較大端時所需的推出荷載較大，傳遞到鋼管表面的應變也更大.

圖9 荷載上升段黏結應變分布Fig.9 Bonding strain distribution of load rising section

2.4 各因素對峰值荷載的影響

將試件首次推出時的峰值荷載受各因素的影響進行分析，結果如圖10所示.

圖10 各因素對峰值荷載的影響Fig.10 Influence of each factor on peak load

2.4.1 原生混凝土強度的影響

為研究原生混凝土強度對試件峰值載荷的影響，選取試件RACFST-1、RACFST-2和RACFST-6進行分析.由圖10（a）可見：隨著原生混凝土強度的提高，峰值荷載不斷提高； 當原生混凝土強度從C30提高到C40、C50時，試件峰值荷載分別提高8.33%、30.77%.這是因為鋼管與再生粗骨料之間存在鋼管-新砂漿-舊砂漿-骨料多個界面過渡區；界面滑移時，存在新、舊砂漿2種界面過渡區失效的可能，同等條件下裂紋更傾向于在強度較低、易產生應力集中的舊砂漿界面萌生；原生強度越高的舊砂漿質量較好、附著量少，界面黏結性能越好，裂隙越不容易開展；此外，原生混凝土強度越高的粗骨料吸水率越小，水泥水化更加充分，界面的黏結也更為緊密.

2.4.2 銹蝕率的影響

為研究銹蝕率對試件峰值荷載的影響，選取RACFST-2～RACFST-5進行分析.由圖10（b）可見：試件的峰值荷載隨著銹蝕率的提高先增大后減小；當銹蝕程度較輕（銹蝕率為5%）時，Fe2+與OH—結合并經氧化形成輕度銹蝕產物Fe（OH）3，使黏結界面更加致密，銹蝕液也起到養護作用，使水化更加充分，黏結力大幅上升；隨著銹蝕程度的加深（銹蝕率為10%或15%），試件兩端的氯離子不斷向中部擴散，界面前期生成的輕度銹蝕產物的較大孔隙加速了氯離子滲入，生成了更多的Fe（OH）3，它們富集在一起，形成了疏松多孔的重度銹蝕，導致局部界面黏結幾乎完全失效，鋼管有效黏結長度縮短；同時，銹蝕變相減小了鋼管厚度，使其環箍效應減弱，對核心混凝土約束降低，黏結力呈現下降趨勢.

2.4.3 膨脹劑摻量的影響

為研究膨脹劑摻量對試件峰值荷載的影響，選取試件RACFST-6～RACFST-9進行分析. 由圖10（c）可見：隨著膨脹劑摻量的增加，試件的峰值荷載先減小后增大；當膨脹劑摻量較小（4%或8%）時，膨脹產物主要用來填充再生粗骨料孔隙，同時內摻法導致參與水化的水泥減少，直接造成膨脹劑摻量為4%和8%試件的峰值荷載小于膨脹劑摻量為0%的試件；當膨脹劑摻量達到12%時，再生粗骨料的孔隙和裂紋得到填充，膨脹產物參與到粗-細骨料、細骨料-鋼管界面之間，改善了界面結構，也使混凝土整體發生膨脹，鋼管“緊箍效應”得以展現，其峰值荷載較膨脹劑摻量為0%的試件提高28.24%.

3 黏結強度計算模型

RACFST的黏結強度計算式［13］為：

式中：τu為黏結強度，MPa；d為鋼管內徑，mm；la為鋼管有效長度，mm.

本文采用Rational函數對銹蝕率系列試件（RACFST-2～RACFST-5）擬合，采用Expdec1函數分別對原生混凝土強度系列試件（RACFST-1、RACFST-2和RACFST-6）、膨脹劑摻量系列試件（RACFST-6～RACFST-9）進行擬合. 將本文中的RACFST界面黏結強度計算值、實測值與文獻［14-15］進行對比分析，以檢驗模型的可靠性，結果見表4. 由表4可知：各試件的決定系數（R2）均大于0.910，擬合優度高［16］；3個公式所擬合的RACFST界面黏結強度計算值在0.68～1.57 MPa之間，大于GB 50936—2014《鋼管混凝土結構技術規范》規定的界面黏結強度0.225 MPa的要求；3個公式所擬合的RACFST界面黏結強度計算值與實測值的比值在0.85～1.08之間，預測結果精度好；模型能夠較好地對文獻［14-15］的黏結強度值進行預測.

表4 黏結強度計算模型及其可靠性驗證Table 4 Calculation model of bond strength and its reliability verification

4 結論

（1）鋼管再生混凝土（RACFST）黏結界面的荷載-滑移曲線中對微觀、宏觀滑移的定義，將化學膠結力、機械咬合力和摩擦力清晰地對應了各自的滑移階段.3種作用力依次出現、失效，對黏結-滑移機理的表征具有重要意義.

（2）RACFST黏結界面各參數受推出方向影響較大. 總體上看，界面耗能能力在首次推出時最大，奇數次推出時大于偶數次推出時；同一方向上隨著推出次數的增加，各點應變降幅較小；推出方向不同導致應變變化較大，奇數次推出時大于偶數次推出時.

（3）RACFST的峰值荷載隨著原生混凝土強度的提高而提高，隨著銹蝕率的提高先增大后減小，最大值對應的銹蝕率為5%；隨著膨脹劑摻量的增加先減小后增大，最大值對應的膨脹劑摻量為12%.

（4）RACFST的黏結強度計算值與實測值相較GB 50936—2014有較大安全富余. 計算模型與試驗值、文獻值吻合較好，能夠準確預測黏結強度，可為實際工程中RACFST的黏結-滑移性能評估提供參考.