钢-混界面法向粘结强度测定及统计分析

余新盟　陈文杰　陈宝春

(1．东莞理工学院　生态环境与建筑工程学院，广东东莞　523808；2．福州大学　土木工程学院，福州　350108)



钢-混界面法向粘结强度测定及统计分析

余新盟1,2陈文杰2陈宝春2

(1．东莞理工学院生态环境与建筑工程学院，广东东莞523808；2．福州大学土木工程学院，福州350108)

近年来钢管混凝土的径向脱粘(简称“脱粘”)问题成为研究人员关注的一个问题。脱粘往往因管内混凝土收缩或外围温度作用导致界面法向拉应力超过粘结强度引起，在实际结构中后者是主因。但目前在研究钢管混凝土脱粘问题时，对钢-混界面法向粘结强度的取值尚缺统一的认识，为此，本研究通过试验测定了钢-混界面的法向粘结强度，研究了混凝土强度等级和养护条件这两个因素的影响，并据此通过统计分析给出了粘结强度的统计量及回归公式。

粘结强度; 钢管混凝土结构;径向脱粘; 试验; 统计分析

近20多年来，钢管混凝土结构得到了迅猛发展，已被广泛应用于高层建筑、地铁和桥梁结构，仅在中国现已建成的和在建的钢管混凝土拱桥就已超过300座[1]。

钢管混凝土结构受青睐的原因在于其性价比和结构高效性：钢和混凝土在横截面上的分布有利于充分发挥材性；钢管混凝土构件在以承压为主时表现出相互增强的机制(即，钢管的约束作用可提升管内混凝土的抗压强度，而内填混凝土又可有效地抑制钢管的塌陷屈曲)[2]；在施工方面，钢管自身作为永久的混凝土模板可加快施工速度，支持先进施工技术(如转体合拢施工、作为劲性骨架施工等[3])。可以预见在将来很长时间内，钢管混凝土结构的应用在发展中国家仍具有很强的竞争力。

现有的实用设计规范或指南一般将钢管和管内混凝土视为一组合体形成组合作用，然而一项针对66座钢管混凝土拱桥的状况调查[4]发现其中的60座存在钢管与管内混凝土分离现象(以下简称“脱粘”)，超声波检测[5-6]也证实了日照条件下钢管混凝土拱肋脱粘现象的存在。

尽管目前尚无钢管混凝土拱桥因脱粘而倒塌的事例，从设计角度看，保证结构运行在设计的预想状况下是必要的，与预想状况背离的任何偏差都应视为潜在的威胁。轻微的脱粘对钢管混凝土结构的极限承载力或许影响不大，因为在轴压比增大时，泊松比的不同使得间隙重新闭合。然而，大的脱粘间隙将破坏钢管混凝土的组合优点，降低其刚度和极限承载力[7-9]。

传统的大量针对钢-混界面粘结强度的研究集中在相对滑移方面，其成果体现在各种设计规范和指南中，例如欧洲规范[10]取0.55 MPa，对于桥梁工程英国规范[11]和澳大利亚规范[12]取0.4 MPa。但脱粘是一个发生在径向的渐进过程，目前的试验手段还难以监测这一过程及其后续的影响。由于缺乏对法向粘结强度的深入研究，研究中的粘结强度取值不一，如取抗压极限强度,fu的4 %[13]或不论混凝土特性如何统一取0.86 MPa[14]等，未考虑养护条件和混凝土强度的影响。但有研究[15-17]表明处于密闭环境下的管内混凝土强度仅自然环境养护条件下的一半，这一规律是否适用于法向粘结强度还未知。因此，有必要对钢-混界面的法向粘结强度进行深入研究。

本研究借鉴文献[14]的两种试验方法开展试验研究，考虑了混凝土强度等级和养护条件这两个影响因素，然后对实验结果进行统计分析得出了一个简单的钢-混界面法向粘结强度计算公式。

1　粘结强度试验

对拉试验或抗折试验是测定混凝土的抗拉强度的常用方法，前者常因试验过程中不可避免的缺陷导致结果偏低，而后者则因混凝土构件在折断前的非线形变导致结果偏高。从文献[14]的试验可知，法向粘结强度小于混凝土的抗拉强度，因此在采用对拉试验时，钢-混界面是最薄弱环节，因试验方案缺陷造成的影响相对更小些。若采用抗折试验测定，因钢板的非线性变形可忽略不计，因此，界面破坏时对强度的高估量会更小一些。基于上述分析，混凝土的抗拉强度试验方法也适用于粘结强度测定，而且可以预计采用两种试验方法测得的结果间的差异更小，而且将形成粘结强度的上下限。基于上述考虑，本研究仍然采取两种试验方法，实验结果互为比对，互相验证。

1.1对拉试验

1.1.1试件

试件由一块钢板和混凝土块构成，如图1所示，为减少偏心受力，本试验采用预埋直钢筋替换原来的弯曲锚固钢筋。文献[14]中用于抗折试验的混凝土混凝土混合料(见表1)被用于对拉试验以便于对比。一共采用C30、C40、C50、C60和C70混凝土制备了10组试件，每组6或7个试件，采取自然养护(标记为“ZRXXX”)或密闭养护(标记为“MBXXX”)。例如，“MB402”表示用C40混凝土制备的采取密闭养护的编号为2的试件。第一批试件以食品保鲜膜加裹塑料袋的方式来实现密闭环境，但后来发现有两组试件隔离水分的效果不理想，故第二批试件采用在混凝土表面涂刷3 mm厚蜡封再外裹保鲜膜的方法来模拟密闭环境。

图1　对拉试验设计(单位：mm)

混凝土等级混合料占比/(kg·m-3)水泥砂粗骨料水粉煤灰减水剂力学性能/MPa抗压强度自然养护密闭养护弹性模量C30276078601101017605854935628731200C403370757010650176071460493/31300C504050726010250176085772514/36400C60410066409960175013708262854933900C70442066009900165014708866743034600

1.1.2试验过程和实验现象

为防止浇注过程中水泥浆从边缘渗漏残留形成对钢板外侧的包裹影响准确测定，试验前每个试件的四周都用砂纸打磨。对拉试验在50吨伺服系统上进行，以夹具夹住试件两端钢筋对拉，加载速度为70N/s，通过数据采集软件SANS Power Text V3.4 for DCS采集数据。当达到钢-混界面极限承载力时，混凝土和钢板“砰”地一声脱开。

1.1.3试验结果

本研究和文献[14]的对拉试验的结果分别列于表2和表3中，尽管仍有几个试件在未达到预期的荷载时就破坏，但鉴于文献[14]的第一批次试验因试件问题12个坏了6个，从总体上看，试验结果的稳定性和代表性比文献[14]的好。

表2对拉试验结果

组别试件极限荷载/kN粘结强度/MPa强度均值/MPa组别试件极限荷载/kN粘结强度/MPa强度均值/MPaG1ZR3012368105ZR3022098093ZR3032433108ZR3042050091ZR3051839082ZR3062249100ZR3072225099标　　准　　差097009G6(1)MB3011906085MB3021936086MB3031746078MB3041448064MB3051200053MB3061590071MB3072240100标　　准　　差077016G2ZR4012220099ZR4022227099ZR4032112094ZR4041970088ZR4052751122ZR4062876100ZR407Damagebeforetest标　　准　　差105016G7(1)MB4012147095MB4021958087MB4031995089MB4041988088MB4051757078MB406792035MB4071045046标　　准　　差081018G3ZR5012494111ZR5022866127ZR5031884084ZR5042156096ZR5052871128ZR50608/ZR5072116094标　　准　　差107018G8(1)MB5012484110MB5022362105MB5032001089MB5042533113MB5053043135MB506578026MB5072816125标　　准　　差113016G4ZR6012470110ZR6022136095ZR6033036135ZR6042727121ZR6052666118ZR6062586115标　　准　　差116013G9(2)MB6012067092MB6022134095MB6032245100MB6042830126MB6051668074MB6061964087标　　准　　差096017G5ZR7013205141ZR7022750122ZR7032610116ZR7042540113ZR7052610116ZR7062820125标　　准　　差122010G10(2)MB7012706120MB7022222120MB7031864083MB7042348104MB70518268081MB7061601116标　　准　　差100016

(1)—用保鲜膜加塑料袋密封;(2)—用涂蜡加保鲜膜密封

因为根据观察第一批试件用保鲜膜加塑料袋密封的方式密闭效果不理想，所以表2中所列的第G7和G8组的仅作为数据分析的参照。

表3文献[14]对拉试验结果

试件极限荷载/kN界面面积/mm2粘结强度/MPa试件极限荷载/kN界面面积/mm2粘结强度/MPa第一批1-11-21-31-41-51-6134016481390209027551764150×150150×150200×200200×200200×200200×200060073035052069044混凝土强度等级：C40

续表3

第二批2-12-22-32-42-52-62-72-815841667158915941852249632532324150×150150×150150×15150×150150×150150×150150×150150×1500700740710710821111451032-92-102-112-122-132-142-15另外两个992150×150044713150×1500323566200×2000893094200×2000773409200×2000852488200×2000623326200×200083提前破坏总平均粘结强度073标准差026

1.2抗折试验

1.2.1试件

文献[14]中的试件设计如图2a所示，截面尺寸为100 mm x 100 mm，通过粘贴在试件底部的2个应变片在试件破坏时的应变值来计算粘结强度。本研究改为采用GB/T 50081-2002[18]混凝土抗折试验所用的标准尺寸，如图2b所示。为便于对照，亦在每个试件底部靠近钢板处的混凝土下表面粘贴3个应变片，以助了解试件底面的应力分布。

图2　两种试件设计对比示意图

考虑到从对拉实验结果可总结出粘结强度受养护条件影响的规律，抗折试验只考虑自然养护的情形，旨在考查粘结强度的上限值，获得粘结强度的变化区间。共准备了6组试件，每组6个，采用了与对拉试件一一对应的混凝土配合比。

1.2.2试验过程和试验现象

对拉试验结果表明钢-混界面的粘结强度在1 MPa左右，由此可估算出抗折试验的极限荷载约为7.5 kN。因该荷载不大，试验采用了预制铅块和铁块来进行加载，每块铅块重3.95 kg(即39.5 N)，每块铁块重10 kg(即100 N)。

试件搁在一个特制的带滚轮的钢板上分级加载，每级加载持荷时间2 min。初始荷载是钢板和滚轮的重量，计0.19 kN，随后七级荷载每级为24块铅块(即0.95 kN)，在第八和第九级每级荷载减为16块铅块(即0.63 kN)。然后，按每级1块铁块(即0.1 kN)加载一直到试件破坏。

试件皆表现为脆性破坏，持荷能力随着混凝土强度等级的提高而提高。试验过程未观察到裂痕，应变片的读数峰值出现在稍早于完全断裂的时刻，不同的应变片读数差异较大(如图3a和3b所示)。

图3　试件应变曲线

1.2.3试验结果

抗折试验的试验结果如表4所示，表中的粘结强度根据式(1)计算得出。

(1)

其中fb为粘结强度，F为施加的荷载，b为截面宽度，h为截面高度。

在进行素混凝土构件的抗拉强度试验时，考虑到混凝土在破坏时的非线性形变，CEB-FIP Model Code 1990[19]建议采用式(2)对式(1)计算的抗折强度进行折减[20]。

(2)

其中，fctm为对拉强度，fct,fl为根据式(1)计算的抗折强度，h是构件截面高(mm)，h0= 100 mm。根据前文所述，非线性的影响对测定界面粘结强度影响不显著，但作为比照，表4中也列出了折减后的强度。

表4　抗折试验结果数据的对比

续表4

////C50-736126////C50-828098均值124090//089标准差005003//019C601979131095C602882118086C603879117085C604709095069C6051040139101C6061090145105均值124090标准差018013C701966129094C702947126092C703779104076C7041010135098C705973130094C706973130094均值126091标准差011008

2　试验结果分析

从表2-表4可以看出本实验的测定结果的数据代表性更好。此外，表4中的折减强度低于表2中的对拉试验强度值，这间接表明采用式(2)对抗折强度做进一步修正是不合适，采用抗折试验来测定钢-混界面粘结强度试验符合实验设计的预期。

将表2和表4中对拉实验和抗折试验结果汇总整理于表5中可明显看出粘结强度随着混凝土强度的提高而提高，即粘结强度与混凝土强度等级相关。这一结果显然不同于文献[14]所说的粘结强度与混凝土强度无关的结论，也与文献[13]中按混凝土抗压强度的 4 %取值不符。其次，从表5可以看出抗折试验测得的强度比对拉试验测得的强度只高约10 %，这是一个比较合理的结果。究其原因，正如前文所述，对拉试验自身的缺陷和抗折试验非线性因素的影响程度在测定粘结强度时得到抑制，从而两种方法得到的结果相近。

从表2可以看出，在混凝土强度等级相同的情况下，自然养护条件下的粘结强度比密闭养护条件下的大约高20 %。可见，养护条件对粘结强度有显著影响。

表5　自然养护条件下的钢-混界面粘结强度平均值

*——以表2和表4中各组有效试验数据的数量作为权数

此外，从图3可以看出不同位置应变曲线差异较大。考虑到混凝土的非同质性，应变片测得的峰值应变不等价于钢-混界面的峰值强度，不宜以此来推算粘结强度，否则就无法解释实验中随着混凝土强度等级的提高荷载能力也相应提高的事实。

一般而言，粘结强度测定值服从正态分布，N(μ，σ2)，其中μ为均值，σ为标准偏差。结合本研究所测得的数据，在置信度为95 %时，在自然养护条件下，各强度等级混凝土-钢界面粘结强度的置信区间如表6所示。从保守的角度而言，取下限值为好。

表6　自然养护条件下钢-混界面粘结强度在95 %置信度时的统计分布

根据前面的分析，在密闭养护条件下的粘结强度可按自然养护条件下的粘结强度值除以1.2估算。从表6中可以看出自然养护条件下的粘结强度与混凝土强度大致呈线性关系，通过统计回归分析，可以得出钢-混界面粘结强度估算式如式(3)所示，

fb=(75.2+0.7fc)/100/γc

(3)

式中fc是混凝土的立方体抗压强度标准值；γc为养护条件系数，自然养护取1.0，密闭养护取1.2。回归公式(3)的相关系数值为0.542，表明粘结强度与混凝土抗压强度呈中度线性相关。

3　结语

本研究通过对拉和抗折两种试验方法对钢-混界面的法向粘结强度开展研究，研究主要考虑了混凝土强度和养护条件这两个影响因素，试验所采集到的数据的代表性较好。

对实验结果的分析表明两种实验方法测得的钢-混界面粘结强度值基本相近，对于相同的混凝土配合比，自然养护条件下的粘结强度大约是密闭养护条件下的1.2倍。由于混凝土本身的非匀质特性，在采用抗折试验测定粘结强度时，不宜通过在混凝土表面粘贴应变片的方式来推算，而应采用文中的式(1)来计算。表5给出了在95 %置信度条件下不同强度等级混凝土与钢界面的粘结强度统计量分布，在使用时建议取下限值。

粘结强度基本上与混凝土强度呈中度线性正相关关系，粘结强度可通过回归公式(3)估算。

致谢

本研究得到福州大学科研启动基金(No. 0460-022483) 的资助，在这里深表感谢。

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Measurement and Statistical Analysis of Normal Bonding Strength Between Steel and Concrete

YU Xinmeng1,2CHEN Wenjie2CHEN Baochun2

(1.College of Environment and Civil Engineering, Dongguan University of Technology, Dongguan 523808, China;2.College of Civil Engineering, Fuzhou University, Fuzhou 350000, China)

Radial debonding (abbreviated as “debonding” hereafter) in CFST structures, has recently attracted research attention, as debonding undermines the structural merits of CFST composite structures. Radial debonding happens in the radial direction which is usually caused by the shrinkage of the core concrete or thermal exposure, making the interfacial stress exceed the bonding strength. In engineering practice, the latter is usually the major cause. However, there is still no consensus on the normal bonding strength between steel and concrete. Therefore, in this research, the normal bonding strength of the steel-concrete composite interface and the influencing factors are studied experimentally, considering the grade of concrete and curing condition. Based on the test results, the bonding strength is obtained statistically.

bonding strength; Concrete Filled Steel Tube structure; radial debonding; experiment; statistical analysis

2016-07-12

余新盟(1970—)，男，福建古田人，副研究员，博士，主要从事结构设计理论研究。

TU392.3

A

1009-0312(2016)05-0083-08