Experimental study on adhesion slip performance between UHPC permanent formwork with different parameters and cast-in-place concrete
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摘要:
永久模板的使用可实现混凝土结构的快速施工，缩短周期，提高整体结构的承载能力和耐久性，界面黏结抗剪性能是确保永久模板与混凝土协同工作的关键。本文设计并制作了超高性能混凝土(UHPC)-普通混凝土(NC)复合试件，通过双面剪切试验和理论分析，系统研究了UHPC模板表面处理方式(凸或凹剪力钉、横或竖式剪力槽)、模板类型(底模、侧模)等对UHPC-NC界面抗剪性能的影响。研究结果表明，试件典型破坏形态主要有3类：a类破坏，仅发生黏结面剪切破坏；b类破坏，发生黏结面剪切破坏及NC剪切破坏；c类破坏，核芯区普通混凝土发生轴心受压破坏。模板表面处理后试件承载力均有所提高，其中凸式剪力钉的构件极限承载力最高可达355kN，远高于采用凹式剪力钉和横式剪力槽的构件，处理效果最好；对于剪力槽措施来看，横式剪力槽效果要好于竖式剪力槽。其次，UHPC-NC界面黏结性能随凹式剪力钉孔深的增加而增强，UHPC永久模板用作底模时，试件的极限承载力比用作侧模的试件高122.9%，其效果要好于用作侧模；最后基于现有黏结-滑移模型分析，考虑模板表面处理方式的影响，建立了UHPC-NC界面黏结-滑移模型。
Abstract:The use of permanent formwork can realize the rapid construction of concrete structures, shorten the cycle time, and improve the overall structural load-bearing capacity and durability, and the interface bond shear performance is the key to ensure that the permanent formwork and concrete work together. In this paper, ultra-high-performance concrete (UHPC)-normal concrete (NC) composite specimens were designed and fabricated, and the effects of the formwork inner surface shear bond treatment (convex or concave shear nails, horizontal or vertical shear grooves), the formwork type (bottom molding, side molding) on the shear resistance of the UHPC-NC bonding surface were systematically investigated through double-sided shear tests and theoretical analysis. The results show that the typical damage patterns of the specimens are as follows: a type of damage, only bond surface shear damage; b type of damage, bond surface shear damage and NC shear damage; c type of damage, axial compression failure of ordinary concrete in core zone. After the surface treatment of the formwork, the bearing capacity of the specimen has been improved. Among them, the ultimate load-bearing capacity of the components with protruding shear studs can reach up to 355kN, which is far higher than that of components with recessed shear studs and transverse shear slots, the convex shear stud setting effect is the best; Moreover, for the shear groove measures, the effect of horizontal shear groove is better than that of vertical shear groove. Secondly, the bonding performance of UHPC-NC interface increases with the increase of the hole depth of concave shear studs. When UHPC permanent formwork is used as bottom formwork, the ultimate load-bearing capacity of the specimen is 122.9% higher than that of the specimen used as the side formwork, its effect is better than that of side formwork; Finally, based on the existing bond slip model analysis, considering the influence of template surface treatment, the bond slip model of UHPC-NC interface is established.
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随着电子元器件小型化、集成化和多功能化的发展，要求基础树脂能够及时传输元器件在使用过程中产生的热量，以避免热沉积引发火灾危险的问题[1-2]。环氧树脂(EP)因其优异的粘接、耐化学腐蚀和绝缘性能而被广泛用于层压电路板、电子元件封装和热界面材料的基础树脂[3-5]。但EP本身易燃并且导热系数也非常低，约0.2 W·m−1·K−1，使其应用受限[6-8]。因此，对EP进行有效阻燃和导热改性至关重要。
石墨烯具有声子传热散射小、传热效率高等优点，导热系数高达5000 W·m−1·K−1，成为复合型导热高分子材料制备的候选填料[9]，其二维层状结构具有较强的气体阻隔作用、较高的热稳定性和较大的比表面吸附能力，有利于协同阻燃[10]。石墨烯及其衍生物中，石墨烯纳米片(GNPs) 在复合材料中应用占比最大，机械剥离法比氧化还原法成本低、易制备、污染少、缺陷程度低[11-12]。报道指出[13-15]，以三聚氰胺(MN)为助剥离剂，利用
三嗪化合物MN具有良好的热稳定性，不仅用作助剥离剂，还可以作为制备绿色膨胀阻燃剂体系，如三聚氰胺磷酸盐(MP) [19]、二苯氧基磷酸三聚氰胺盐[20]、三聚氰胺氰尿酸盐[21]、羟基乙叉二磷酸四三聚氰胺盐[22]等的气源使用。其中MP价格低廉，其热稳定性和吸热作用优于聚磷酸铵基的膨胀阻燃剂。MP在热分解过程中能够产生MN和多磷酸，前者热解释放NH3吸热，后者在热分解过程中产生多磷酸，使基体脱水生成均匀致密的炭层，发挥隔热、隔氧、阻燃和抑烟作用[23]。MP与类石墨氮化碳杂化时，能够提高热稳定性和阻燃效率[24]，与SiO2杂化时，可以提高疏水性和阻燃效率[19]。
因此，本文采用MN为助剥离剂，基于其与石墨烯之间的
1. 实验材料及方法
1.1 原材料
环氧单体(E-51)，工业纯，岳阳巴陵华兴石化有限公司；4,4-二氨基二苯甲烷(DDM)，分析纯，阿拉丁试剂上海有限公司；微粉石墨 (GRA)，ADT-005，D90：8~11 µm，石家庄科鹏阻燃材料厂；三聚氰胺(MN)，分析纯，上海安耐吉试剂有限公司；三聚氰胺磷酸盐(MP)，实验室合成，粒径小于10 μm，磷与氮含量分别为13.8%和37.5%；N,N-二甲基甲酰胺(DMF)，分析纯，阿拉丁试剂上海有限公司；磷酸，分析纯，上海迈瑞尔化学技术有限公司；无水乙醇，分析纯，北京化工厂。
1.2 GMP的制备
如图1所示，将4.5 g MN和1.5 g微粉石墨加入氧化锆研磨罐，300 r/min球磨处理16 h，得到MN剥离修饰的石墨烯纳米片(MN-GNPs)。取32.0 g MN-GNPs在95℃搅拌下，溶于320 mL的去离子水中，并缓慢滴加12.7 mL磷酸进行液相反应2 h，冷却至室温后，过滤洗涤并在75℃真空环境下干燥，得到石墨烯纳米片杂化三聚氰胺磷酸盐(GMP)。将MN-GNPs溶于DMF，7000 r/min离心15 min，取上清液在0.45 μm的聚四氟乙烯滤纸上过滤，用热水洗去三聚氰胺干燥后称重计算得GNPs含量，GNPs在GMP中的占比≥1.62wt%，MP在GMP中占比84.21wt%，其他为未完全剥离微粉石墨(含有片层较薄的石墨微片)的含量。
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图 1 石墨烯纳米片杂化三聚氰胺磷酸盐(GMP)制备路线示意图Figure 1. Schematic diagram of preparation route of graphene nanoplatelets hybrid melamine phosphate (GMP)1.3 环氧树脂(EP)复合材料的制备
按表1配方将一定量GMP、MP、GRA分别分散于无水乙醇中，超声处理2 h，将分散混合物倒入E-51中，90℃加热搅拌2 h除去乙醇，根据环氧值加入定量DDM，搅拌后抽真空，浇注于预热后的聚四氟乙烯模具中，于100℃固化2 h，150℃继续固化2 h，获得复合材料GMP/EP、MP/EP和MP-GRA/EP。纯环氧树脂在相同固化条件固化，标记为EP。
表 1 复合材料的配方及阻燃性能Table 1. Formulation and flame retardancy of compositesSample E-51/wt% DDM/wt% MP/wt% GMP/wt% GRA/wt% P/wt% LOI/% EFF UL 94 (3 mm) EP 80.0 20.0 0 0 0 0 24.5 — NR GMP20/EP 64.0 16.0 0 20.0 0 2.3 27.1 1.13 V-1 GMP25/EP 60.0 15.0 0 25.0 0 2.9 28.4 1.34 V-1 GMP30/EP 56.0 14.0 0 30.0 0 3.5 30.4 1.68 V-0 MP20/EP 64.0 16.0 20.0 0 0 2.8 26.8 0.82 V-1 MP25/EP 60.0 15.0 25.0 0 0 3.5 28.5 1.14 V-0 MP30/EP 56.0 14.0 30.0 0 0 4.2 31.0 1.55 V-0 MP-GRA20/EP 64.0 16.0 16.8 0 3.2 2.3 26.9 1.04 V-1 MP-GRA25/EP 60.0 15.0 21.1 0 3.9 2.9 28.1 1.24 V-1 MP-GRA30/EP 56.0 14.0 25.3 0 4.7 3.5 30.1 1.19 V-0 Notes: EP—Epoxy resin; E-51—Epoxy monomer; DDM—4, 4-Diaminodiphenylmethane; MP—Melamine phosphate; GMP—Graphene nanoplatelets hybrid melamine phosphate; P—Phosphorus content in composite materials; LOI—Limit oxygen index; EFF—Flame retardancy efficiency and represents the LOI increment produced by each 1wt% of phosphorus in the composites; NR—No rating. 1.4 分析与表征
采用德国布鲁克公司原子力显微镜(Dimension FastScan Bio)测定GNPs的厚度和横向尺寸；采用FEI香港有限公司扫描电子显微镜(QUNATA250)观察GMP及复合材料断面的微观形貌；采用日本电子株式会社场发射透射电镜(JEM 2100)表征GNPs形貌；采用英国雷尼绍公司拉曼光谱仪(Renishaw in Via)表征GNPs层状结构；采用美国尼高力公司傅里叶变换红外光谱仪(iS10 FT-IR Spectrometer)表征GMP的化学结构；采用日本株式会社理学X射线衍射仪(MiniFlex 600)对GMP的晶格结构进行表征；采用德国耐驰公司热重分析仪(TG 209 F1)进行GMP及复合材料的热重分析；采用美国PerkinElmer公司X射线光电子能谱仪(PHI Quantera II SXM)检测GMP表面元素的变化；采用泰思泰克(苏州)检测仪器科技有限公司氧指数仪(TTech-GBT2406-2)，依据GB/T 2406.2—2009[25]测试复合材料极限氧指数(LOI)值；采用南京江宁区分析仪器厂水平垂直燃烧测定仪(CZF-3)，依据GB/T 2408—2008[26]测试复合材料垂直燃烧等级；采用英国FTT公司FTT 0007型锥形量热仪(CONE)测试复合材料的燃烧行为，依据标准ISO 5660—1[27]，热辐照通量为50 kW/m2；使用德国耐驰公司差示扫描量热仪(DSC 204 F1)测试复合材料比热容Cp；采用德国耐驰公司激光导热仪(LFA 467)测量直径12.7 mm，厚度1 mm样品的热扩散系数α；采用排水法测得样品密度ρ；由公式λ=αρCp计算得到导热系数。
2. 结果与讨论
2.1 GMP的形貌、结构、组成及热稳定性
首先，采用TEM和AFM表征了GNPs的结构，如图2所示。图2(a)和图2(b)为GNPs的TEM图像。呈现出半透明的GNPs图像，高倍观察堆叠边缘最大厚度约为4 nm(12层)。图2(c)和图2(d)为GNPs的AFM图像及分析。显示GNPs形状不规则，其厚度约2 nm(6层)，横向尺寸在微米级。由此表明，助剥离剂MN的剥离效果良好，得到的GNPs为少层石墨烯。
其次，采用SEM表征了GMP的形貌，如图3所示。可见，与MP对比，GMP的表面形貌相对粗糙，呈不规则颗粒状。这可能由于GNPs表面吸附及MN的
采用Raman、XRD、FTIR、XPS及TG手段研究了GMP结构、组成及热稳定性，结果如图4所示。图4(a)的Raman曲线峰形也证实了MN助剥离得到的是少层石墨烯[14]。与微粉石墨相比，MN-GNPs的2D带下移至2687 cm−1，D峰和G峰的强度比ID/IG增至0.27，表明由
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图 2 石墨烯纳米片(GNPs)的TEM ((a), (b))、AFM (c) 图像和截面分析 (d)Figure 2. TEM ((a), (b)), AFM (c) images and section analysis (d) of the graphene nanosheets (GNPs)![]()
图 4 (a) 微粉石墨(GRA)和三聚氰胺(MN)-GNPs的Raman光谱；(b) GRA、MN、三聚氰胺磷酸盐(MP)、MN-GNPs和GMP的XRD图谱；(c) GRA、MP、MN-GNPs和GMP的FTIR图谱；MN-GNPs (d) 和GMP (e) 的XPS N1s图谱Figure 4. (a) Raman spectra of powder graphite (GRA) and melamine (MN)-GNPs; (b) XRD patterns of GRA, MN, melamine phosphate (MP), MN-GNPs and GMP; (c) FTIR spectra of GRA, MP, MN-GNPS and GMP; XPS N1s spectra of MN-GNPs (d) and GMP (e)ID/IG—Intensity ratio of peak D to peak G图4(b)为GRA、MN、MP、MN-GNPs和GMP的XRD图谱。可以看出，MN-GNPs和GMP在2θ=26.6°(002)形成了较石墨矮而宽的衍射峰，表明GRA被明显剥离。更重要的是GMP在2θ=17°、25.5°出现了与MP相对应的两个峰，意味着GMP的形成。FTIR和XPS结果支持了GMP的形成。由图4(c)的FTIR图谱可见，相较于MN-GNPs在3000~3500 cm−1区域的—NH2和—OH吸收峰，GMP在3392 cm−1和3131 cm−1处的吸收峰明显加宽，代表着—NH2、—NH3+及P—OH的伸缩振动；1110 cm−1和984 cm−1对应于P—OH和P—O伸缩振动[19]。同样，图4(e)为MN-GNPs和GMP的XPS N1s图谱。GMP图谱中出现了400.2 eV的—NH3+拟合峰[31]，其面积近似是—NH2的二分之一，且GMP与MP的N/P质量比基本一致(表2)，进一步证实了GMP的形成。
表 2 MN-GNPs、MP和GMP的表面元素组成Table 2. Surface elemental compositions of MN-GNPs, MP and GMPSample C/wt% N/wt% O/wt% P/wt% N/P MN-GNPs 66.1 28.7 5.2 — — MP 27.6 31.9 25.5 15.1 2.1 GMP 59.2 18.4 14.2 8.3 2.2 图5为氮气气氛下GRA、MP和GMP的TGA和DTG曲线。可以看出，GRA表现出较高的热稳定性，GNPs的存在导致GMP的初始热分解温度(292.6℃，5wt%失重)较MP(263.3℃)提高了29.3℃，与EP的初始热分解温度(368.1℃)更接近，EP的初始热分解温度的测试数据见表3。且最大热失重速率降低、700℃下残渣量显著提高。GMP初始热分解温度与基材匹配性更好及残渣量的提高是获得良好凝聚相阻燃效果的重要因素。
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图 5 氮气气氛下GRA、MP和GMP的TGA (a) 和DTG (b) 曲线Figure 5. TGA (a) and DTG (b) curves of GRA, MP and GMP under N2 atmosphere表 4 EP、GMP/EP、MP/EP复合材料锥形量热仪测试数据Table 4. Combustion parameters of EP, GMP/EP, MP/EP composites from cone testSample TTI/s PHRR/(kW·m−2) THR/(MJ·m−2) PSPR/(m2·s−1) TSP/(m2·kg−1) CR/% EP 40 954.8 90.0 0.454 41.9 5.0 GMP20/EP 37 339.5 70.2 0.144 26.1 23.6 GMP30/EP 42 297.4 62.7 0.118 19.5 31.3 MP20/EP 37 285.3 77.1 0.127 22.9 24.8 MP30/EP 37 247.7 68.6 0.116 18.7 29.6 Notes: TTI—Time to ignition; PHRR—Peak heat release rate; THR—Total heat release; PSPR—Peak smoke produce rate; TSP—Total smoke production; CR—Char residues. 2.2 复合材料的阻燃性能
表1给出了复合材料的氧指数(LOI)和UL 94垂直燃烧测试结果。当GMP的用量增加至30wt%， GMP30/EP复合材料的LOI上升至难燃级(大于30%)，UL 94达到V-0级。为了进一步分析材料阻燃性能，对GMP/EP、MP/EP和MP-GRA/EP复合材料的阻燃效率(EFF)[32]进行了比较，GMP/EP的EFF最高。尽管MP添加量达25 wt%时，复合材料就可以通过V-0级，但MP/EP的EFF低于GMP/EP和MP-GRA/EP。由于GMP中MP的含量为84.21wt%，GMP/EP和MP-GRA/EP复合材料中的磷含量低于MP/EP，因此GMP/EP和MP-GRA/EP中1wt%磷产生的LOI增值更高。上述结果不仅与GMP热解吸热及热解产物多磷酸对基材的脱水交联成炭阻燃作用有关，而且与石墨微片和GNPs的阻隔机制有关。
锥形量热仪测试(CONE)是模拟真实火灾条件下材料燃烧行为的重要研究手段。图6和表4为EP和复合材料CONE燃烧测试结果，包括点燃时间(TTI)、热释放速率(HRR)及峰值HRR(PHRR)、烟释放速率(SPR)及峰值SPR(PSPR)、总热释放速率(THR)、总烟释放量(TSP)、平均有效燃烧热(Av-EHC)及残炭率(CR)。从表4可以看出，与MP对比，GMP 使TTI略有延长，与GNPs的阻隔作用有关。虽然在30wt%添加量下，GMP30/EP的PHRR、PSPR及TSP略高于MP30/EP，但与EP比较，降低幅度高达69%、74%和53%，且GMP30/EP的THR(62.7 MJ·m−2)最低。
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图 6 EP、GMP/EP、MP/EP复合材料的热释放速率(HRR) (a)、总热释放速率(THR) (b)、烟释放速率(SPR) (c) 和总烟释放量(TSP) (d) 曲线Figure 6. Heat release rate (HRR) (a), total heat release rate (THR) (b), smoke release rate (SPR) (c) and total smoke release (TSP) (d) curves of EP, GMP/EP, MP/EP composites表 3 复合材料在N2气氛下的TG和DTG数据Table 3. TG and DTG data of composites materials under N2 atmosphereSample T5%/℃ ΔT5%/℃ Tmax/℃ CR700℃/% ΔCR700℃/% Exp. Cal. Exp. Cal. EP 368.1 — — 382.9 20.1 — — GMP 292.6 — — 396.4 42.0 — — MP 263.3 — — 391.2 28.1 — — GMP20/EP 328.5 353.0 −24.5 364.0 29.7 24.2 5.5 GMP30/EP 337.8 345.4 −8.0 363.3 38.2 26.5 11.7 MP20/EP 332.8 347.1 −14.3 363.8 30.7 21.5 9.2 MP30/EP 329.5 336.7 −7.2 363.3 33.5 22.3 11.2 Notes: Exp.—Test results; Cal.—Calculated results; T5%—Temperature with mass loss of 5wt%; Tmax—Maximum decomposition temperature; CR700℃—Char residues at 700℃; ΔT5%=T5%Exp.— T5%Cal.; ΔCR700℃=CR700℃Exp.— CR700℃Cal. 另外，CR随阻燃剂含量的增大而增加，体现了稳定炭层的形成与MP促进成炭和石墨微片及GNPs阻隔作用的结合。CR的增加能够将更多的热分解产物保留在凝聚相，延缓材料燃烧过程热和烟的释放。正如图7中所示的CONE测试后残炭数码照片及相应的SEM图像，相对EP残炭，GMP20/EP的残炭表面结构完整，裂纹很少，GMP表现出了膨胀成炭效果。内嵌SEM图像显示表面致密均匀，内部以石墨微片或GNPs为骨架形成了多重网络，具有阻碍热量和物质交换的凝聚相阻燃作用，显著抑制了热和烟的释放。
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图 7 EP (a) 和GMP20/EP (b) 残炭的数码照片和插入的SEM图像Figure 7. Digital photos and inserted SEM images of EP (a) and GMP20/EP (b) char residues2.3 复合材料的热分解行为
热分解行为的研究有助于理解GMP对复合材料燃烧性能的影响规律。从图8和表3给出的TG、DTG曲线及相关数据可见，复合材料的初始分解温度(T5%，失重5wt%对应的温度)、最大热分解温度(Tmax)低于EP基材，700℃下的残炭率显著增加。GMP30/EP与MP30/EP复合材料CR增加的幅度相对较大，与上述阻燃性能提高的规律一致，反映了阻燃剂的凝聚相作用机制。值得注意的是复合材料的T5%，通过计算值T5%Cal.的分析可见，对于实验值与计算值的差值ΔT5%，GMP/EP较MP/EP降低得更多，说明除了受阻燃剂T5%偏低的影响之外，GMP促进基材热降解的作用更强。源于GNPs的催化热降解[10]与MP促进基材脱水交联作用的结合。
2.4 复合材料的导热性能及机制
图9为EP复合材料导热性能与阻燃剂添加量的关系。可见，随阻燃剂添加量的增加GMP/EP的导热系数上升最显著。30 wt%添加量下, GMP30/EP的导热系数高达2.10 W·m−1·K−1，相对于基材EP提高了708%，相对于MP30/EP和MP-GRA30/EP分别提高了239%和275%，且优于BN[33-34]、AlN[35]、Al2O3[36-37]、石墨[38]等传统导热填料(图10)，反映了石墨烯纳米片杂化阻燃剂GMP的多功能性和先进性。另外，值得注意的是GMP/EP曲线约在20wt%添加量附近呈现出导热系数变化的拐点，反映出纳米填料的逾渗现象。
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图 8 氮气气氛下EP、GMP/EP、MP/EP复合材料的TG (a) 和DTG (b) 曲线Figure 8. TG (a) and DTG (b) curves of EP, GMP/EP, MP/EP composites under N2 atmosphereGMP赋予复合材料导热性的原因主要有两方面，一是GMP含有MN非共价修饰剥离的高导热GNPs；其二是磷酸盐类化合物对环氧树脂具有良好的相容性，使GMP在基材有良好的分散性。由表5可见，复合材料的导热系数是热扩散系数、比热容、密度三者的乘积， GMP30/EP复合材料的热扩散系数最大，源于GNPs高导热的贡献。从图11复合材料的断面形貌可见，相对于图11(g)EP光滑的断面而言，复合材料的断面都显得粗糙。而图11(b)GMP30/EP中的阻燃剂与树脂界面相对模糊，说明GMP与树脂具有良好的相容性，导致GMP在基材中有良好的分散性，也使得材料具有更高的比热容Cp。相反，图11(f)的MP-GRA30/EP界面最清晰，说明MP与GRA共混的阻燃剂与树脂的相容性最差，分散性差的阻燃剂不能有效搭接形成导热网络，因此MP-GRA/EP表现出相对低的导热性能。为此，提出图11(h)~11(k)所示的导热机制，良好分散的填料使高导热石墨烯纳米片与石墨微片搭接形成热传导通道，显著降低了界面热阻，于是GMP/EP复合材料表现出相对最好的导热性能。
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图 9 EP复合材料导热系数与阻燃剂添加量的关系Figure 9. Relationship between thermal conductivity and flame retardants contents of EP composites![]()
表 5 复合材料的热扩散系数α、比热容Cp、密度ρ及导热系数λTable 5. Thermal diffusivity α, specific heat capacity Cp, density ρ and thermal conductivity λ of compositesSample GNPs/wt% GRA/wt% α/(mm2·s−1) Cp/( J·g−1·K−1) ρ/(g·cm−3) λ/(W·m−1·K−1) EP 0 0 0.163 1.428 1.103 0.26 GMP30/EP ≥0.5 ≤4.2 0.588 2.537 1.409 2.10 MP30/EP 0 0 0.197 2.483 1.274 0.62 MP-GRA30/EP 0 4.7 0.253 1.695 1.305 0.56 ![]()
图 11 GMP30/EP ((a), (b), (h))、MP30/EP ((c), (d), (i))、MP-GRA30/EP ((e), (f), (j)) 和EP ((g), (k)) 复合材料断裂表面的SEM图像及导热机制Figure 11. SEM images of fractured surfaces and heat conductive mechanism of GMP30/EP ((a), (b), (h)), MP30/EP ((c), (d), (i)), MP-GRA30/EP ((e), (f), (j)) and EP ((g), (k)) composites3. 结 论
(1) 基于三聚氰胺和石墨烯之间的
(2) 加入30wt%的GMP，环氧树脂(EP)复合材料的氧指数达到了30.4%，UL 94垂直燃烧为V-0级，峰值热释放和烟释放速率较EP分别降低了69%、74.0%。EP复合材料阻燃性能的提高与石墨微片和石墨烯纳米片良好分散、阻隔作用及三聚氰胺磷酸盐成炭作用结合有关。
(3) GMP/EP复合材料的导热系数随着GMP添加量增加而提高。当GMP含量为30 wt%时，GMP/EP复合材料的导热系数达到2.10 W·m−1·K−1，相对于EP提升了708%。
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图 4 应变片及位移计测点布置示意图(单位：mm)
Figure 4. Schematic diagram of the arrangement of strain gauges and displacement measurement points (Unit: mm)
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图 5 UHPC板“起皮脱落”现象示意图
Figure 5. Schematic diagram of the 'peeling off' phenomenon in UHPC slabs
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图 7 TD-10-30试件上各截面处荷载-应变曲线
Figure 7. Load-strain curves of different sections on No.TD-10-30 specimens
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图 8 模板表面不同处理方式对UHPC-NC黏结试件#C截面处荷载-应变曲线的影响
Figure 8. Effect of formwork surface treatment methods on load-strain curves of # C section of UHPC-NC composite specimens
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图 9 凹式剪力钉孔深对UHPC-NC黏结试件#C截面处荷载-应变曲线的影响
Figure 9. Effect of hole depth of concave shear stud on load-strain curves of # C section of UHPC-NC composite specimens
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图 10 模板类型对UHPC-NC黏结试件#C截面处荷载-应变曲线的影响
Figure 10. Effect of formwork type on load-strain curves of #C section of UHPC-NC composite specimens
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图 12 模板表面不同处理方式对UHPC-NC黏结试件#C截面处荷载-滑移曲线的影响
Figure 12. Effect of formwork surface treatment methods on load-slip curves of # C section of UHPC-NC composite specimens
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图 13 凹式剪力钉孔深对UHPC-NC黏结试件#C截面处荷载-滑移曲线的影响
Figure 13. Effect of hole depth of concave shear stud on load-slip curves of # C section
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图 14 模板类型对UHPC-NC黏结试件#C截面处荷载-滑移曲线的影响
Figure 14. Effect of formwork type on load-slip curves of #C section of UHPC-NC composite specimens
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图 15 模板表面不同处理方式下UHPC-NC黏结试件极限荷载
Figure 15. Effect of formwork surface treatment methods on ultimate bearing capacity of UHPC-NC composite specimens
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图 16 凹式剪力钉孔深对UHPC-NC黏结试件极限荷载的影响
Figure 16. Effect of hole depth of concave shear stud on ultimate bearing capacity of UHPC-NC composite specimens
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图 17 模板类型对UHPC-NC黏结试件极限承载力的影响
Figure 17. Effect of formwork type on ultimate bearing capacity of UHPC-NC composite specimens
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图 18 UHPC/NC单元体受力示意图
Figure 18. Stress diagram of UHPC/NC unit body
UHPC is the ultra-high-performance concrete; NC is the normal concrete; τx is the shear stress；Sc is the concrete slip amount；Su is the UHPC slip amount；σc is the stress on concrete; σu is the stress on UHPC
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图 19 HT-10-30试件界面黏结-滑移曲线拟合示意
Figure 19. Fitting diagram of the interface bond-slip curves for No. HT-10-30 specimens
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图 20 各UHPC-NC黏结试件#C截面处各类模板试验值与模型计算值结果对比
Figure 20. Comparison between test value and model calculated value at #C section of each UHPC-NC composite specimen
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图 21 相近应力下不同UHPC-NC黏结试件滑移量
Figure 21. Slip amount of different UHPC-NC composite specimens under similar stress
表 1 C30混凝土配合比设计
Table 1 C30 concrete mix proportioning design
Cement/mol% Water/mol% Crushed stone/mol% Fly ash/mol% Medium sand/mol% Compressive strength/MPa 0.038 0208 0.432 0.038 0.277 38.5 
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表 2 UHPC配合比设计
Table 2 UHPC proportioning design
Powder/mol% Water/mol% Water-reducing/mol% Steel fiber/mol% Compressive strength/MPa 0.492 0.392 0.00027 0.115 139.6
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表 3 超高性能混凝土(UHPC) 试件设计
Table 3 Ultra-high-performance concrete (UHPC) specimen design
Specimen number UHPC mold type UHPC mold thickness/mm Protrusion height or hole depth/mm ST-10-30 Side molding 30 10 HT-10-30 Side molding 30 10 AD-10-30-YM Bottom molding 30 10 TD-10-30 Side molding 30 10 AD-15-30 Side molding 30 15 AD-10-30 Side molding 30 10 PB-0-30 Side molding 30 0 Notes: TD stands for convex shear stud treatment, AD stands for concave shear stud treatment, HT stands for horizontal shear slot treatment, ST stands for vertical shear slot treatment, YM stands for base formwork, PB stands for smooth formwork; TD-10-30 indicates that the UHPC formwork surface is treated with convex shear studs, with a convex diameter of 10 cm and a slab thickness of 30 cm; HT-10-30 indicates that the UHPC formwork is treated with horizontal shear slots, with a slot depth of 10 cm and a slab thickness of 30 cm.
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表 4 UHPC-NC黏结试件双面剪切试验结果
Table 4 Experimental results of double-sided shear tests for UHPC-NC composite specimens
Specimen number Ultimate load Pu/kN Failure mode PB-0-30 100 a ST-10-30 216 b HT-10-30 293 b AD-10-30-YM 292 b TD-10- 30 355 c AD-15-30 152 b AD-10-30 131 b Notes: a indicates the shear failure of the UHPC-NC bonding surface, b indicates the shear failure of the UHPC-NC bonding surface and the NC shear studs (or NC shear slots), c indicates the concentric compression failure of the core normal concrete.
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表 5 UHPC-NC黏结试件黏结-滑移曲线参数
Table 5 Bond slip curve parameters
Specimen number τmax /MPa S0/mm k0 PB-0-30 2.055 0.032 0.960 ST-10- 30 3.640 0.103 1.102 HT-10- 30 5.828 0.093 1.124 AD-10- 30-YM 3.720 0.081 1.109 TD-10- 30 5.917 0.162 1.166 AD-15- 30 2.239 0.062 1.085 AD-10- 30 2.183 0.052 1.040 Notes: τmax is the maximum shear stress；S0 is the corresponding slip amount；k0 is a constant value.
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表 6 UHPC-NC黏结试件黏结-滑移综合影响系数
Table 6 Bond-slip comprehensive influence coefficient of UHPC-NC composite specimens
Specimen number τmax /MPa S0/mm φ() φ(S) PB-0-30 2.055 0.032 1.000 1.000 ST-10- 30 3.640 0.103 1.771 3.219 HT-10- 30 5.852 0.093 2.848 2.906 AD-10- 30-YM 3.720 0.081 1.810 2.531 TD-10- 30 5.917 0.162 2.879 5.063 AD-15- 30 2.239 0.062 1.090 1.938 AD-10- 30 2.183 0.052 1.062 1.625 Notes: φ() is the ratio of the maximum shear stress of UHPC specimens with surface treatment to that of UHPC specimens without surface treatment；φ(S) is the ratio of the corresponding slip amount of UHPC specimens with surface treatment to that of UHPC specimens without surface treatment.
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其他类型引用(9)
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目的
目前国内外学者开展的一系列UHPC-NC复合构件的界面抗剪性能试验主要一单剪试验为主，无法全面模拟实际工程中UHPC与NC的受力情况，没有充分发挥UHPC的性能优势，UHPC-NC复合试件抗剪性能的提升潜力有待挖掘。因此，本文分析UHPC模板类型及其表面处理方式等参数对界面黏结破坏形态、应力传递及黏结-滑移规律，以期为UHPC永久模板-混凝土界面抗剪性提供参考，完成了7组UHPC-NC复合试件的双面剪切试验。
方法基于渗透模板及混凝土转印技术的思路，在UHPC模板制作时对其内表面进行不同方式处理，并与自然光滑模板进行对比。模板处理方式分别为设置UHPC剪力钉(即在模具内预铺一层具有凹坑的衬板，浇筑后形成UHPC剪力钉，根据剪力钉的朝向分为凸式剪力钉和凹式剪力钉)，横式剪力槽以及竖式剪力槽。本文的具体做法是通过制备出不同处理方式的UHPC模板，从而最终成型不同参数的UHPC-NC复合试件进行加载试验并得到数据。根据数据总结出不同表面处理方式和不同类型UHPC模板的不同破坏形态规律、荷载-应变关系、荷载-滑移关系、界面抗剪强度以及界面极限承载力，为探究剪力钉密度和分布间距与粘结面抗剪强度之间的规律。最后通过对比分析现有UHPC-NC黏结面抗剪强度模型以及绘制所有试件的黏结滑移曲线，引入UHPC模板不同表面处理黏结-滑移影响系数，建立了UHPC-NC界面黏结滑移本构关系。
结果由试验结果我们可以明显观察到，由于UHPC模板表面处理方式的不同其破坏形式主要呈现三种情况：(a) UHPC-NC黏结面剪切破坏；(b) UHPC-NC黏结面及NC剪力钉(或NC剪力槽)剪切破坏；(c)核芯普通混凝土轴心受压破坏。在整个加载过程中，应变随荷载的增加呈线性增长；而滑移随着荷载的增加，先呈现线性增加，直至界面出现裂缝后滑移量随荷载呈非线性增长。其他条件相同时，较其它模板表面处理方式的试件，凸式剪力钉处理的试件相同荷载下位移值最小、极限荷载最大。而随着凹式剪力钉孔深的增加，试件的黏结性能随之提升。综合来看，四种处理方式中凸式剪力钉处理对界面黏结性能改善最好、凹式剪力钉处理效果最差。主要原因为表面的的粘结性能差异，凹式剪力钉破坏是由混凝土间断导致的，混凝土抗剪强度较低，试件的承载力较弱。通过引入UHPC模板不同表面处理黏结-滑移影响系数进行修正后建立的UHPC-NC界面黏结滑移本构关系具有较好的精度，可以用此模型来分析UHPC模板-NC间界面粘结性能。
结论(1)与带光滑模板的复合试件相比，模板表面进行凸式或凹式剪力钉、横式或竖式剪力槽处理后均可以提高超高性能混凝土(UHPC)-普通混凝土(NC)界面黏结性能。注意的是，模板表面处理形式对界面抗剪性能增强效果具有差异性，其效果由强到弱依次是凸式剪力钉、横式剪力槽、竖式剪力槽及凹式剪力钉处理。同时综合黏结滑移性能和极限承载力来看，采用凸式剪力钉的构件极限承载力最高可达355KN，远高于采用凹式剪力钉和横式剪力槽的构件，可见如果模板表面采用凸式剪力钉更有利于提高抗剪性能，在实际工程应用中也能更好的保护结构稳定性，尤其是对于桥梁和高层建筑的模板有重要意义。(2)对于模板表面凹式剪力钉处理来看，UHPC-NC界面黏结性能随凹式剪力钉孔深的增加而增强；此外，UHPC永久模板用作底模时，其UHPC-NC界面黏结性能要好于用作侧模的试件。(3)考虑模板表面处理方式的影响，建立了UHPC-NC界面黏结-滑移模型。通过研究UHPC-NC界面黏结-滑移模型，有利于理解在UHPC混凝土在荷载作用下各个界面的协同工作性能，提高结构整体的承载能力和延性。有助于保障结构在极端荷载下的性能和安全性。(4)在后续将要开展的试验中，将进一步研究往复荷载下UHPC-NC复合试件界面黏结性能及其构造设计；此外，从构件层面研究组合结构的受力性能，进一步分析UHPC-NC界面黏结滑移本构关系。
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超高性能混凝土(UHPC)作为近年内发展起来的一种新型水泥基复合材料，具有高密实度、高韧性、高耐久性、高强度及良好的延性。使预制超高性能混凝土(UHPC)与普通后浇混凝土(NC)在工程上大量应用成为可能，同时使用永久模板可减少施工工序，节省施工时间，降低工程造价，节约能源和保护环境。
本文以预制UHPC模板表面处理方式(凸或凹式剪力钉、横或竖式剪力槽)、模板用途(底模、侧模)为试验参数，完成了7组UHPC-NC黏结试件的双面剪切试验。由试验结果可知，对于模板表面处理形式，界面抗剪性能增强效果具有差异性，其中凸式剪力钉处理效果最佳，凹式剪力钉处理效果最差；对于模板类型来说，用作底模时界面抗剪性能增强效果优于侧模。因此，在预制UHPC上合理设置表面处理方式，可提高界面抗剪强度。此外，基于现有理论模型及试验结果拟合分析，本文建立了UHPC-NC界面黏结-滑移本构模型，可为UHPC-NC复合试件的界面设计提供参考。
模板表面不同处理方式对试件#C截面处荷载-滑移曲线的影响
Effect of formwork surface treatment methods on load-slip curves of # C section
凹式剪力钉孔深对试件#C截面处荷载-滑移曲线的影响
Effect of hole depth of concave shear stud on load-slip curves of # C section
计量
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