原竹保温材料界面黏结滑移性能试验研究

田黎敏， 郝际平， 寇跃峰， 许 昆， 赵秋利(.西安建筑科技大学 土木工程学院， 陕西 西安 70055；.广州固保系统建筑材料有限公司， 广东 广州 50070)

原竹-保温材料龙骨组合结构是将轻质保温材料(主要由灰浆混合料、聚苯乙烯颗粒和矿物黏合剂等组成)包裹在原竹表面形成，其具有一定的强度，并兼有良好保温、隔热及耐火性能，可以在多层结构中广泛应用[1].在原竹-保温材料龙骨组合构件中，原竹与保温材料的有效黏结是二者共同工作的基础，直接影响构件的变形和承载能力.因此，有必要对原竹-保温材料界面的黏结滑移性能进行研究.

迄今为止，国内外针对界面的黏结滑移研究主要集中在钢与混凝土界面[2-3]、钢与竹界面[4]、FRP与混凝土/木/竹材界面[5-8]及钢与保温材料界面[9]等方面，其中型钢混凝土界面黏结滑移的研究对原竹-保温材料界面黏结滑移性能研究有较大的参考价值.研究表明，影响型钢混凝土界面黏结滑移强度的主要因素有：混凝土强度、保护层厚度、型钢的锚固长度、混凝土受约束程度等.杨勇等[10]对型钢混凝土界面黏结强度、黏结滑移本构关系进行了研究，提出了平均黏结应力- 加载端滑移本构关系的数学模型.郑山锁等[11]对型钢混凝土界面黏结性能进行了拔出试验，提出了型钢混凝土局部、整体黏结破坏极限荷载的计算原理与方法.李俊华等[12]对轴力和反复水平荷载作用下型钢混凝土柱的界面黏结滑移性能进行了试验研究，得到了水平荷载-黏结滑移滞回曲线、骨架曲线和黏结应力，并提出了黏结应力退化率的计算公式.但是，有关原竹-保温材料界面黏结滑移的研究鲜有述及.本文设计了12个试件，通过拉拔试验，对原竹-保温材料界面的黏结滑移性能进行了研究，给出了界面的破坏模式、破坏机理，并对影响黏结强度的因素进行了研究，以期为原竹-保温材料龙骨组合结构的设计提供理论依据.

1 试验

1.1 试件设计与制作

竹材为浙江毛竹，分别依据JG/T 199—2007《建筑用竹材物理力学性能试验方法》和文献[13]的规定对其顺纹力学性能进行了测试，结果如表1所示.

表1 原竹的力学性能Table 1 Mechanical properties of bamboo

轻质保温材料由广州固保系统建筑材料有限公司提供，依据JGJ/T 70—2009《建筑砂浆基本性能试验方法标准》对其力学性能进行了测试，弹性模量为1860MPa，抗压强度为1.61MPa.

本文综合考虑原竹直径(d)、原竹埋置长度(le，mm)、原竹表面形式3种因素(基于构造，保温材料保护层厚度Ce和强度的影响不予考虑，固定Ce为40mm)设计了4组12个拉拔试件.其中BS-04～BS-06，BS-10～BS-12为刻槽试件，在不破坏原竹纤维束的前提下，将原竹表面刻上凹槽，其深度为2mm， 宽度为1mm，间距为20mm，如图1所示，试件参数见表2.

图1 原竹-保温材料龙骨组合结构Fig.1 Bamboo-thermal insulation material composite pull-out specimens(size:mm)

表2 试件参数Table 2 Parameters of specimens

1.2 加载方案及测试内容

拉拔试验在DDL20电子万能试验机上进行(见图2)，试件两端与加载板对中.采用程序控制分级加载，加载速率为3mm/min，每级持荷时间为180s，直至原竹被拔出.采用百分表测量原竹的拔出位移.

图2 加载装置Fig.2 Test setup

2 试验结果及分析

2.1 破坏模式及过程

试件的破坏模式为原竹拔出.开始时缓慢加载，位移计无明显变化.随着荷载增加，位移计读数不断增大，当荷载达到最大值时，位移计读数仍在增大.此后，荷载开始减小，但位移仍在增大，直至达到最大值.试验结束，原竹-保温材料界面有明显的滑移，与原竹端部黏结的保温材料被带出，如图3所示.

图3 试件破坏情况Fig.3 Failure mode of specimen

2.2 界面黏结强度

由于原竹在埋置深度方向上的界面黏结应力分布不均匀，本文以最大拔出荷载(Nu，N)对应的最大平均界面黏结应力作为试件的界面黏结强度(τ，MPa)，其值按式(1)计算，结果如表3所示.

(1)

表3 界面黏结强度试验结果Table 3 Test results of bond strength of specimens

2.3 荷载-滑移曲线

试件的荷载-滑移(N-S)曲线如图4所示.

经过分析，图4中的荷载-滑移曲线可归纳为2种典型的荷载-滑移曲线(见图5).

(1)第1种曲线具有明显峰值点.当原竹与保温材料之间没有发生相对滑移时，荷载由界面黏结力和机械咬合力共同承担，界面发生相对滑移后，荷载由摩擦力承担.当原竹-保温材料界面黏结力与机械咬合力之和大于初始摩擦力时，界面黏结破坏，摩擦力不足以平衡荷载，这时曲线将出现明显的峰值点及下降段.

(2)第2种曲线无明显峰值点.当原竹-保温材料界面黏结力与机械咬合力之和小于摩擦力时，界面黏结破坏，荷载由摩擦力承担，且呈先增大后平缓变化的趋势，故此曲线无峰值点.

2.4 界面黏结破坏机理

与钢管和混凝土界面黏结力相似，原竹-保温材料界面的黏结力由化学胶结力、机械咬合力、摩擦力3部分组成.原竹-保温材料的化学胶结力是保温材料结晶硬化时在界面上形成的化学吸附力；机械咬合力由原竹与保温材料的挤压力产生(类似带肋钢筋与混凝土的咬合力)，机械咬合力的大小取决于原竹表面的粗糙程度，当原竹表面光滑时，机械咬合作用较小，反之则较大；摩擦力的大小与接触面摩擦系数及法向压力的大小成正比，而摩擦系数与界面的粗糙度有关，法向压力由保温材料对原竹的约束作用决定.

图4 荷载-滑移曲线Fig.4 N-S curves

图5 2种典型的荷载-滑移曲线Fig.5 Two typical N-S curves

通过分析原竹-保温材料的荷载-滑移曲线，可将界面的滑移过程分为4个阶段：

(1)无滑移阶段(图5中的OA，OA′).在加载初期，原竹-保温材料界面无滑移，化学胶结力承担主要荷载.

(2)滑移阶段(图5中的AB，A′B′).当加载至极限荷载的30%时，加载端出现滑移，丧失黏结作用，荷载由原竹与保温材料之间的机械咬合力承担.随着荷载增加，滑移逐渐向自由端发展，此时荷载主要由机械咬合力和未发生滑移界面上的化学胶结力承担，直至达到极限荷载.

(3)摩擦阶段(图5中的BC，B′C′).荷载达到极值或拐点后，滑移快速增加，整个界面发生滑移，界面黏结力失效，荷载由摩擦力和残余机械咬合力承担.当界面黏结力与机械咬合力之和大于摩擦力时，荷载-滑移曲线出现较明显的峰值点并呈下降趋势.

(4)后滑移阶段(图5中的CD，C′D′).当滑移达到一定值时，荷载下降缓慢，这时荷载-滑移曲线出现缓降平台.

3 界面黏结性能影响因素分析

图6，7分别为试件的最大拔出荷载-原竹埋置深度、界面黏结强度-原竹埋置深度曲线.

由图6，7可见，随着原竹埋置深度的增加，光面试件的最大拔出荷载增大，界面黏结强度减小.这是由于沿受力方向的界面黏结强度不均匀，应力集中分布在加载端附近.当原竹埋置深度超过某一限值时，界面黏结应力趋于均匀，使界面黏结强度的减小趋缓.随着原竹埋置深度的增加，刻槽试件的最大拔出荷载也呈增大趋势，但当原竹埋置深度较小(<250mm)时，其界面黏结强度无明显变化.

图6 最大拔出荷载-原竹埋置深度曲线Fig.6 Load-embedment depth curves

图7 界面黏结强度-原竹埋置深度曲线Fig.7 Strength-embedment depth curves

当原竹埋置深度为150，250，350mm时，小直径原竹试件刻槽后的界面黏结强度较光面分别提高了22.6%，22.3%，71.7%，大直径原竹试件刻槽后的界面黏结强度较光面分别提高了22.6%，27.6%，114.7%.

此外，分析原竹直径的影响时发现，随着原竹直径的增加，试件的最大拔出荷载增大，界面黏结强度减小.通常情况下，原竹直径越大，其表面包裹的保温材料泌水现象越严重，会出现较大的空隙，对界面黏结性能有较大的影响.

4 提高界面黏结性能的措施

与文献[10]中型钢混凝土的界面黏结强度相比，原竹-保温材料的界面黏结强度较低.一方面是由于保温材料自身强度不高，另一方面，原竹表面粗糙度对其与保温材料界面的黏结性能有较大影响，当原竹表面光滑时，其与保温材料的界面黏结强度较小.

为了提高原竹-保温材料的黏结性能，可采取以下措施：(1)对原竹表面进行处理，如磨砂粗糙化或增加凹槽；(2)在满足承载力及正常使用的前提下，尽可能选用直径较小的原竹；(3)在原竹-保温材料龙骨组合结构中，用保温材料将原竹全面包裹.

5 结论

(1)原竹-保温材料试件的破坏模式为原竹被拔出，且与原竹端部黏结的保温材料被带出.

(2)原竹-保温材料界面的黏结力由化学胶结力、机械咬合力及摩擦力组成.原竹-保温材料界面的滑移过程可分为4个阶段，即无滑移阶段、滑移阶段、摩擦阶段和后滑移阶段.

(3)保温材料包裹原竹的长度越长、原竹表面越粗糙、原竹直径越小，则原竹-保温材料界面的黏结强度越大，其中原竹表面粗糙度的影响最大.因此，对原竹表面进行粗糙化处理、选用直径较小的原竹、用保温材料将原竹全面包裹是提高原竹-保温材料界面黏结性能的有效途径.

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