型钢与地聚合物混凝土粘结滑移性能研究

2022-11-01胡现岳胡鹏兵

硅酸盐通报 2022年10期

孙航,陈娟,胡现岳,胡鹏兵

(长江大学城市建设学院,荆州 434023)

0 引言

随着全球变暖的加剧，节能减排已成为世界关注的重点。全球每年消耗混凝土远超过170亿t，生产硅酸盐水泥所释放的CO2占全球CO2排放量的7%[1-3]，为了减少生产水泥导致的环境污染，发展新型绿色混凝土材料迫在眉睫，地聚合物混凝土的出现为这个问题提供了解决途径。地聚合物是以含硅铝酸盐物质的天然矿物或工业固体废物为原料，在碱性条件下反应形成的无机聚合物，使用这种材料作为胶凝材料制备的地聚合物混凝土具有早强、耐高温、耐腐蚀等特点[4-6]，而且制备过程中能源消耗少，CO2排放量低[7-8]，这些优点使其替代水泥能成为一种可能。

目前有关地聚合物混凝土的研究主要集中在材料性能方面，但将它应用到结构中时，地聚合物混凝土需要和钢材结合使用，钢材和地聚合物混凝土的粘结锚固问题是地聚合物混凝土应用于实际工程需要解决的首要问题。目前已有学者研究了钢筋与地聚合物混凝土的粘结性能，如2011年，Sarker[9]研究了钢筋直径和地聚合物混凝土的抗压强度对钢筋与地聚合物混凝土粘结性能的影响。2015年，Castel等[10]对比研究了光圆钢筋和变形钢筋与地聚合物混凝土的粘结性能。2016年，张海燕等[11]研究并提出了钢筋-地聚合物混凝土的粘结-滑移本构模型。2019年，闫佳等[12]通过梁式试验研究了钢筋与地聚合物混凝土的粘结性能。2022年，赵军等[13]研究了BFRP筋与地聚合物混凝土的粘结性能。尽管学者们已经在钢筋与地聚合物混凝土的粘结性能方面取得了一些研究成果，但目前有关钢筋与地聚合物混凝土粘结性能的研究仍然较少，且尚未见到国内外学者对型钢与地聚合物混凝土粘结性能的研究报道，型钢和地聚合物混凝土之间的粘结滑移规律尚不清楚。

型钢混凝土结构因其具有承载力高、抗震性能好等特点，目前已被广泛应用在高层建筑中。将型钢和地聚合物混凝土两种材料组成绿色环保的型钢地聚合物混凝土结构，不仅可以发挥型钢混凝土结构优越的力学性能，还可以利用地聚合物混凝土早强、耐高温、耐腐蚀的特点，使型钢地聚合物混凝土结构可以应用于普通或特殊的使用环境中。为了确保型钢与地聚合物混凝土能够共同工作，研究型钢与地聚合物混凝土之间的粘结滑移规律，建立型钢-地聚合物混凝土的粘结-滑移模型至关重要。

本文设计了9个型钢地聚合物混凝土柱推出试件，以地聚合物混凝土抗压强度、型钢的保护层厚度、型钢的锚固长度和配箍率作为主要参数，分析型钢地聚合物混凝土试件的破坏形态和各设计参数对试件粘结强度的影响，建立了型钢-地聚合物混凝土粘结-滑移本构模型，研究成果可为型钢地聚合物混凝土结构的设计与应用提供参考。

1 实验

1.1 试件设计

试验共设计9个型钢地聚合物混凝土柱试件，试件的详细尺寸见图1,设计参数见表1。采用粉煤灰(fly ash, FA)、偏高岭土(metakaolin, MK)、NaOH固体和Na2SiO3溶液制备地聚合物，骨料采用中粗河砂和粒径5～20 mm均匀级配的碎石，水采用自来水，各强度等级的地聚合物混凝土均预留3个标准立方体试块。根据文献[14]中地聚合物混凝土的配合比，以FA与MK的质量比值、碱激发剂模数(溶液中Na2O和SiO2的质量比值)和水胶比作为变量，设计了11个不同的地聚合物混凝土配合比，研究不同配合比的地聚合物混凝土的力学性能和工作性能，各配合比的设计参数及标准立方体试块抗压强度值见表2，最终选择编号为3、4、11的配合比作为试验配合比，其材料用量及试块28 d抗压强度值见表3。型钢采用两个10号槽钢和两块6 mm厚钢板经环氧树脂粘结在一起组成的H型钢，纵筋采用直径14 mm的HRB335级钢，对称布置共4根，箍筋选用直径为6 mm的HPB300级钢，钢材的力学性能见表4。

图1 试件尺寸示意图Fig.1 Schematic diagram of specimen size

表1 试件设计参数Table 1 Design parameters of specimens

表2 不同配合比的地聚合物混凝土性能Table 2 Performance of geopolymer concrete with different mixture ratios

表3 地聚合物混凝土的配合比及28 d抗压强度Table 3 Mixture ratio and 28 d compressive strength of geopolymer concrete

表4 钢材的力学性能Table 4 Mechanical properties of steel

1.2 试件加载

采用推出试验研究型钢与地聚合物混凝土的粘结滑移性能。试验在5 000 kN伺服液压机上进行，加载方式采用位移加载，加载速度为0.3 mm/min，加载装置如图2所示。试件被放置在自制的钢支座上，钢支座上开有洞口，使得加载时型钢能在钢支座的孔洞中向下移动而地聚合物混凝土被固定不动。试验过程中加载平台向上移动，荷载直接作用于试件上端型钢上，型钢受力后将荷载传递至地聚合物混凝土，故试件上端为加载端，下端为自由端。试验前将加载端型钢和自由端混凝土打磨平整，确保加载时试件轴心受压。加载前在试件两端的型钢上各固定一个钢片，采用型号为YHD-50的位移传感器测量钢片的位移来获得型钢与地聚合物混凝土的相对滑移，使用水平尺确保钢片加载时处于水平状态，钢片上开有小孔，位移计指针抵在钢片的孔内并与钢片垂直，该装置能保证位移计指针在加载过程中不会滑动且始终保持竖直。试验前给予位移计一个初始示数，随着加载平台上升，加载端位移计读数增大，增大的数值即为加载端的滑移量；自由端位移计读数减小，减小的数值即为自由端的滑移量。荷载数据和位移计数据分别由液压机和应变箱采集，当荷载下降速率达到稳定时，试验结束。

图2 试验加载装置示意图Fig.2 Schematic diagram of test loading devices

2 结果与讨论

2.1 试验现象

加载初期，试件两端钢片的位移计示数无明显变化；当荷载增大至极限荷载的40%～60%时，加载端钢片的位移计示数出现较大变化，部分试件侧面出现细小的裂缝；当荷载上升至极限荷载时，自由端钢片的位移计示数出现明显变化，裂缝从加载端向自由端快速发展形成通缝，试件破坏时有明显的劈裂声；随后荷载迅速下降，试件的滑移量快速增长，裂缝宽度继续增大。试验过程中自由端混凝土出现剥落，部分试件有较大的地聚合物混凝土块与型钢一起被推出。

试件破坏模式为地聚合物混凝土劈裂破坏，有斜向劈裂裂缝、水平劈裂裂缝和垂直劈裂裂缝三种形式的裂缝产生。试件的典型破坏形态如图3所示，大部分试件的破坏形态与图3(a)中试件GC-C40-Cs60-Le540-ρ0.2类似，加载端混凝土裂缝呈现多种形态，以斜向裂缝为主，大多形成表面裂缝，较少形成通长裂缝。水平裂缝和垂直裂缝发展至地聚合物混凝土侧表面后，会沿直线由加载端向自由端发展，最后形成通长裂缝。地聚合物混凝土强度对裂缝发展的影响较明显，混凝土强度较高的试件，如图3(b)中试件GC-C50-Cs60-Le540-ρ0.2，其加载端裂缝数量相对较少且以垂直裂缝为主，裂缝发展至地聚合物混凝土侧表面后沿直线向下形成通长裂缝。

图3 试件典型破坏形态Fig.3 Typical failure mode of specimens

2.2 荷载-滑移曲线

图4(a)～(d)展示了试件加载端的荷载-滑移(P-S)曲线，观察发现试件P-S曲线的发展趋势相似，归纳后得到试件典型P-S曲线如图4(e)所示，可将其分为无滑移段(OA)、荷载上升段(AB)、荷载下降段(BC)和水平残余段(CD)四个阶段。加载初期，型钢无滑移产生，此时试件处于无滑移阶段(OA)；随着荷载增大，加载端型钢产生滑移并随荷载增加，此时试件处于荷载上升阶段(AB)；试件载荷到达极限荷载后开始迅速下降，滑移量进一步增大，此时试件处于荷载下降阶段(BC)；随着试验继续进行，试件进入水平残余阶段(CD)，此时荷载趋于稳定并维持在极限荷载的30%～50%。定义P-S曲线中初始滑移点A的荷载为初始荷载Ps，峰值点B的荷载为极限荷载Pu，残余点C的荷载值为残余荷载Pr，各试件荷载特征值见表5。由图4(a)～(c)和表5中结果可知，随着地聚合物混凝土抗压强度、型钢的保护层厚度和型钢锚固长度的提高，试件的三个特征荷载值均呈上升趋势。图4(d)显示，随着配箍率的提高，试件的极限荷载出现先减小后

图4 试件荷载-滑移曲线Fig.4 Load-slip curves of specimens

增大的现象，但初始荷载和残余荷载仍随配箍率的提高而增大，分析认为试件GC-C50-Cs60-Le540-ρ0.25存在一定的缺陷，随着配箍率提高，试件的极限荷载也应呈上升趋势。不同设计因素对试件特征荷载的影响存在差异，型钢的锚固长度对特征荷载的影响最大，配箍率对特征荷载的影响最小。

3 型钢-地聚合物混凝土粘结性能研究

3.1 特征粘结强度分析

在试验过程中，型钢与地聚合物混凝土在锚固长度方向上的粘结力的分布是不均匀的，故以平均粘结强度作为加载过程中型钢与地聚合物混凝土界面的粘结性能指标，具体计算如式(1)所示。

(1)

表5 试件特征值Table 5 Characteristic values of specimens

3.2 特征强度值影响因素分析

与型钢-普通水泥混凝土的粘结机理类似[15]，型钢与地聚合物混凝土之间的粘结力也由化学胶结力、摩擦阻力和机械咬合力三部分组成，不同设计参数对粘结强度的影响反映在对粘结力各组成部分的作用上，图5给出了特征粘结强度与各设计参数的关系。

3.2.1 地聚合物混凝土抗压强度

图5(a)展示了地聚合物混凝土抗压强度与试件特征粘结强度的关系。随着混凝土抗压强度增加，试件的各特征粘结强度均呈上升趋势。试验初期，加载端型钢未产生滑移前，型钢与地聚合物混凝土之间的粘结力主要由化学胶结力提供，混凝土抗压强度越高，型钢与地聚合物混凝土界面的化学胶结力就越高，因此随着地聚合物混凝土抗压强度的提高，试件的初始粘结强度和极限粘接强度上升趋势显著。随着荷载继续增加，在加载端型钢产生滑移后，型钢与地聚合物混凝土的粘结界面被破坏，化学胶结力开始逐渐丧失；加载后期，自由端型钢产生滑移后，化学胶结力完全丧失，残余粘结强度随地聚合物混凝土抗压强度提高而提高的幅值很小。

3.2.2 型钢的保护层厚度

图5(b)展示了型钢的相对保护层厚度(型钢的保护层厚度Cs与型钢的截面高度h之比)与试件特征粘结强度的关系。随着型钢相对保护层厚度增加，试件的各特征粘结强度均呈增加趋势。型钢的保护层厚度提高会增大地聚合物混凝土对型钢横向变形的约束作用，从而提高型钢和地聚合物混凝土粘结界面上的正应力，导致型钢和地聚合物混凝土之间的摩擦阻力增大，试件的平均粘结强度得到提高，因此随型钢相对保护层厚度的增加，试件的初始粘接强度和极限粘接强度均显著增大；加载后期，试件裂缝快速发展且宽度较大，混凝土对型钢的约束作用较差，残余粘结强度随型钢相对保护层厚度增大而提升的幅度最小。

3.2.3 型钢的锚固长度

图5(c)展示了型钢的相对锚固长度(型钢的锚固长度Le与型钢的截面高度h之比)与试件特征粘结强度的关系。随着型钢锚固长度的增加，试件的各特征粘结强度均呈增大趋势，且型钢锚固长度对试件极限粘结强度的影响最为显著。在普通型钢混凝土中，随着型钢锚固长度的增大，试件的极限承载力会提高，但平均粘结强度一般呈下降趋势，这是因为型钢的锚固长度增加，会导致型钢和混凝土粘结界面上粘结应力的分布变得更加不均匀，高应力区会变短，平均粘结强度降低[16]。由式(1)可知，特征粘结强度由特征荷载值和型钢锚固面积的比值决定，由于型钢的锚固长度增大使得荷载特征值的提高幅度大于锚固面积的增大幅度，因此在本试验中随着型钢锚固长度的增大，试件的特征粘结强度得到提高。

3.2.4 配箍率

图5(d)展示了配箍率和试件特征粘结强度的关系。随着配箍率的上升，试件的初始粘结强度和残余粘结强度都呈上升趋势，但极限粘结强度出现先下降后上升的现象，通过对特征荷载的分析，认为是试件GC-C50-Cs60-Le540-ρ0.25存在一定缺陷所导致，试件的极限粘结强度也应随配箍率的增大而上升。箍筋能延缓试件内部裂缝的发展，起到约束型钢横向变形的作用，也能提高型钢与地聚合物混凝土界面上的正应力，从而增大了型钢和地聚合物混凝土之间的摩擦阻力，达到提高平均粘结强度的作用。由于箍筋在加载初期对地聚合物混凝土的约束作用是最强的，故配箍率的提高对初始粘结强度的影响最为突出，随着试验的进行，地聚合物混凝土逐渐被破坏，箍筋的约束作用下降，极限粘结强度和残余粘结强度的增长趋势相对较小。

图5 特征粘结强度和设计参数的关系Fig.5 Relationship between bond strength and designed parameters

3.3 特征粘结强度值计算公式

根据四个设计因素与特征粘结强度的相关关系，采用统计回归得到了三个特征粘结强度值的计算公式，其数学表达式如式(2)～(4)所示。

(2)

(3)

(4)

表6 特征粘结强度计算结果与试验结果对比Table 6 Comparison of calculated characteristic bond strength and experimental results

3.4 粘结滑移本构模型研究

目前国内外已有大量学者进行了型钢与水泥混凝土粘结-滑移模型的研究[17-20]，但尚未见到有关型钢-地聚合物混凝土粘结-滑移模型方面的研究报道，本文借鉴文献[21]中型钢与再生混凝土的粘结-滑移模型，以加载端滑移值作为型钢在加载过程中的滑移指标，定义特征滑移值Su、Sr分别为特征荷载Pu、Pr对应的滑移值，采用三阶段的模型来描述型钢-地聚合物混凝土粘结-滑移关系，该模型如图6所示。