高温后不同冷却方式下的混凝土钢筋粘结性能

2021-09-06杨海峰杨焱茜王玉梅张天宝黄莹

土木与环境工程学报 2021年5期

杨海峰，杨焱茜，王玉梅，张天宝，黄莹

(1.广西大学 a.土木建筑工程学院；b.广西防灾减灾与工程安全重点实验室，南宁 530004，2.同济大学土木工程学院，上海 200092)

1 试验概况

1.1 原材料与配合比

粗骨料购于南宁市武鸣区某石场，其基本物理性能如表1所示；细骨料购于南宁市云桥建材市场，骨料粒径为0.16～4.75 mm，细度模数为2.98，粗细骨料均为连续级配；水泥为海螺牌P.O.42.5普通硅酸盐水泥；拌合水来自实验室自来水；钢筋为精轧螺纹钢筋PSB575，直径20 mm。根据《普通混凝土配合比设计规程》(JGJ 55—2011)中的相关规定，试验配合比及常温下实测混凝土的立方体抗压强度fcu、劈裂抗拉强度ft见表2，表中W为拌合水，C为水泥，S为天然河沙，NA为天然粗骨料。

表1 粗骨料的基本物理性能

表2 混凝土配合比

1.2 试件设计与试验方法

试验考虑不同温度(20、200、300、400、500 ℃)、冷却方式(自然冷却(ZL)、喷水冷却10 min(PL1)、喷水冷却30 min(PL2))，设计13组立方体抗压试件、13组中心拉拔试件(试件尺寸如图1所示)和5组劈裂抗拉试件(自然冷却方式)，每组3个，共93个试件。钢筋粘结段为100 mm，非锚固区利用PVC管控制。高温试验采用RX3-45-9工业电阻炉进行，将不同组别的试件分别升温至恒定温度，升温曲线如图2所示，达到目标温度后，恒温6 h，使试件内外温度保持一致[10]。6 h后切断电阻炉电源，打开炉门，将需要喷水冷却的试块取出，其余试块留在炉内，自然冷却至20 ℃再取出。喷水冷却采用消防灭火喷头在5 m范围内对试件进行喷水处理，通过水表控制喷枪的出水量在15 L/s左右，考虑不充分冷却10 min和充分冷却30 min[11]，喷水处理完成后，将试件放置于实验室环境晾干至20 ℃。

图1 试件尺寸图(mm)

图2 升温曲线

试验加载采用电液伺服岩石多功能试验机(TJW-1000)，位移控制加载速度为0.2 mm/min，试验机自动采集加载端的荷载和位移，自由端位移由前后两个对称放置的位移计连接DH3821静态采集仪系统采集，加载设备及装置如图3所示。

图3 加载设备

2 试验结果及特征值分析

2.1 试验结果

在试验温度工况下，高温前后拉拔试件最终破坏形式均发生劈裂破坏，高温变化未引起试件破坏形态的明显差异。高温前，由于试件没有箍筋约束，拉拔过程中钢筋肋对肋前混凝土产生径向挤压，试件被劈裂成2～3块，发生劈裂破坏；高温后，试件仍出现劈裂破坏，但随着温度的增加，裂缝宽度逐渐减小，当温度达到500 ℃时，试件表面仅出现微小裂缝，不同温度下试件的破坏形态如图4所示。图5为高温后不同冷却方式下混凝土立方体抗压强度试验结果，从图中可以看出，随着温度的升高，混凝土立方体抗压强度逐渐降低，不同冷却方式对立方体抗压强度的影响不明显。

图4 试件破坏形式

图5 立方体抗压强度与温度的关系

图6 粘结滑移曲线

2.2 峰值粘结应力与峰值滑移分析

不同冷却方式下温度与峰值粘结应力的关系，如图7所示。由图7可知，同一温度下，不同冷却方式的峰值粘结应力值都很接近，说明不同冷却方式对试件的峰值粘结应力影响不大。随着温度的升高，不同冷却方式试件的峰值粘结应力均呈现明显线性降低的趋势，由图5可知，随着温度的升高，混凝土立方体抗压强度逐渐降低，且下降趋势大致随温度的升高而加剧，而粘结强度随着抗压强度的减小而减小，因此，峰值粘结应力随着温度的升高呈明显降低的趋势，可知高温作用对试件的粘结性能劣化影响显著。以上分析表明，试件的峰值粘结应力与温度关系密切，采用式(1)来描述高温后的峰值粘结应力，其中R2=0.979。

图7 峰值粘结应力与温度的关系

τ=-0.029 99·T+19.505 48

(20 ℃≤T≤500 ℃)

(1)

不同冷却方式下温度与峰值滑移的关系如图8所示。从图8可以看出，不同冷却方式对峰值滑移的影响规律不明显，随着温度的升高，试件的峰值滑移大致呈先减小后增大的趋势，在200 ℃时，3种冷却方式的峰值滑移都达到最小值，总体呈抛物线关系。建议采用式(2)来描述经历高温后试件的峰值滑移，其中R2=0.901 84。

图8 峰值滑移与温度的关系

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

(20 ℃≤T≤500 ℃)

(2)

3 高温后损伤本构关系

3.1 粘结滑移损伤本构方程

图9 典型粘结滑移曲线

由Lemaiter应变等价性假说[13-14]可知：应力作用在损伤材料上产生的应变与有效应力作用在无损材料上引起的应变等价。因此，高温后混凝土的损伤全曲线关系可用式(3)表示。

τT=βTs=(1-DT)β0s

(3)

高温后混凝土试件在中心拉拔的加载过程中产生二次损伤，其损伤全曲线关系为：ττ=(1-Dτ)·βTs，式中：Dτ为中心拉拔作用引起的损伤变量。则高温后混凝土在中心拉拔作用下的损伤全曲线关系为：ττ=(1-D)β0s，式中：D为混凝土高温后受中心拉拔作用的总损伤变量，D=DT+Dτ-DTDτ。

表3 拟合参数

图10 粘结滑移全曲线

D=Dτ+DT-DτDT=

(4)

(5)

3.2 界面D-s损伤曲线分析

由图11可以看出，随着高温温度增加，初始损伤逐渐增大，在300 ℃前，3种冷却方式间的差异较大，可能是由于高温后混凝土经喷水冷却，温差加剧了混凝土的劣化，进而增大了损伤，而400、500 ℃时，混凝土基本丧失变形能力，3种冷却方式下的损伤差异较小，且温度越高，拉拔过程中前期损伤发展更缓慢。

图11 D-s曲线

4 粘结强度理论计算

根据试验结果，不同冷却方式对粘结强度影响较小，因此，选取自然冷却方式下的试验结果进行高温后混凝土与钢筋间的粘结强度理论计算。在Van Der Veen的厚壁筒理论[17-18]基础上，增加考虑高温影响的开裂内层混凝土软化效应，采用式(6)来计算粘结强度理论值，与试验数据进行比较，比较结果见表4。模型如图12所示。