GFRP筋與海水海砂高摻量粉煤灰自密實(shí)混凝土的粘結(jié)性能研究

不同混凝土材料的拉拔試件界面破壞形態(tài)見(jiàn)圖5.由圖可知:三種不同混凝土材料的拉拔試件界面破壞形態(tài)較為相似,它們的界面損傷均為FRP筋的表面肋損傷.G13SWSS-50%試件的筋材表面肋被混凝土剪斷,而G13FWRS-0%和G13SWSS-0%試件的筋材表面肋由于摩擦而被削弱.相比于G13FWRS-0%和G13SWSS-0%試件,G13SWSS-50%試件的筋材表面損傷更為嚴(yán)重,其主要由SWSS-HVFA-SCC抗壓強(qiáng)度高,及HVFA-SCC與GFRP筋的強(qiáng)粘結(jié)作用造成^[8].

圖5 不同混凝土材料的拉拔試件界面破壞形態(tài)
Fig.5 Interface failure modes of pull-out specimens with different concrete material

不同筋材直徑的拉拔試件界面破壞形態(tài)見(jiàn)圖6.由圖可知:由于直徑為13 mm的GFRP筋肋較深,G13FWRS-0%試件在拉拔過(guò)程中主要以GFRP筋的樹(shù)脂層被剪斷而發(fā)生破壞.而直徑為其中19 mm的GFRP筋肋較淺,G19FWRS-0%試件在拉拔過(guò)程中主要以GFRP筋的樹(shù)脂層磨損而發(fā)生破壞.

不同筋材類(lèi)型的拉拔試件界面破壞形態(tài)見(jiàn)圖7.由圖可知:G13SWSS-50%試件的GFRP表面樹(shù)脂層被剪斷,而B(niǎo)13SWSS-50%試件的BFRP表面樹(shù)脂層發(fā)生磨損,這可能與筋材的樹(shù)脂類(lèi)型及筋材表面形式相關(guān).S12SWSS-50%試件的粘結(jié)段內(nèi)鋼筋肋間填充了混凝土,界面混凝土發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷.由于鋼筋的肋較高,且其彈性模量大,導(dǎo)致S12SWSS-50%試件的破壞形態(tài)表現(xiàn)為界面混凝土被鋼筋的肋剪碎.S12SWSS-50%試件的粘結(jié)應(yīng)力主要取決于機(jī)械咬合力.

圖6 不同筋材直徑的拉拔試件界面破壞形態(tài)
Fig.6 Interface failure modes of pull-out specimens with different diameter of bar

圖7 不同筋材類(lèi)型的拉拔試件界面破壞形態(tài)
Fig.7 Interface failure modes of pull-out specimens with different reinforcing bar

混凝土材料對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響見(jiàn)圖8,如圖8(a)所示,以淡水河砂混凝土拉拔試件(G13FWRS-0%)為基準(zhǔn)組,海水海砂高摻量粉煤灰SCC拉拔試件(G13SWSS-50%)的粘結(jié)強(qiáng)度提高15.4%,而海水海砂混凝土(G13SWSS-0%)的粘結(jié)強(qiáng)度降低15.1%.由于本次配制的三種混凝土抗壓強(qiáng)度有所差異,且ACI 440.3R-12規(guī)范表明FRP筋增強(qiáng)混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度與混凝土軸心抗壓強(qiáng)度的1/2次方成正比^[9].本文通過(guò)粘結(jié)強(qiáng)度(τ_m)與軸心抗壓強(qiáng)度的1/2次方(f_c)^1/2的比值來(lái)排除混凝土強(qiáng)度的影響,見(jiàn)圖8(b).從圖中發(fā)現(xiàn):排除混凝土強(qiáng)度的影響后,混凝土類(lèi)型對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響較小,說(shuō)明混凝土類(lèi)型對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響主要是由于混凝土強(qiáng)度差異引起的.

圖8 混凝土材料對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響
Fig.8 Influence of concrete material on bond strength

筋材直徑對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響見(jiàn)圖9,由圖可知:無(wú)論是SWSS-HVFA-SCC樣本還是FWRS-NC樣本,GFRP筋與混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度隨著筋材直徑增大基本呈線(xiàn)性降低,這主要由于筋材表面與截面中心變形不一致,從而導(dǎo)致粘結(jié)段內(nèi)的筋材截面應(yīng)力分布不均勻,即剪應(yīng)力滯后現(xiàn)象^[10].此外,也有文獻(xiàn)表明:FRP筋直徑增大導(dǎo)致筋材表面泌水更為嚴(yán)重,從而導(dǎo)致筋材與混凝土界面空隙較大,粘結(jié)強(qiáng)度減少^[11].其中,G16SWSS-50%和G19SWSS-50%拉拔試件的粘結(jié)強(qiáng)度較G13SWSS-50%的低32.78%和71.67%,G16FWRS-0%和G19FWRS-0%拉拔試件的粘結(jié)強(qiáng)度較G13FWRS-0%的低36.81%和78.98%.

圖9 筋材直徑對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響
Fig.9 Influence of reinforcement material diameter on bond strength

筋材類(lèi)型對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響見(jiàn)圖 10,由圖發(fā)現(xiàn):在本次試驗(yàn)中,GFRP筋、BFRP筋和鋼筋增強(qiáng)海水海砂HVFA-SCC的粘結(jié)強(qiáng)度基本相近,其主要?dú)w因于三種筋材的肋高差異不大.以鋼筋拉拔試件為基準(zhǔn),BFRP筋和GFRP筋拉拔試件的粘結(jié)強(qiáng)度分別降低了3.52%和3.08%,筋材類(lèi)型的改變對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響不超過(guò)5%.這表明GFRP筋和BFRP筋代替鋼筋用于海水海砂HVFA-SCC結(jié)構(gòu)中能夠提供足夠的粘結(jié)強(qiáng)度.

圖 10 筋材類(lèi)型對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響
Fig.10 Influence of reinforcement material type on bond strength

混凝土材料對(duì)粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)的影響見(jiàn)圖 11,由圖可知:混凝土基體材料對(duì)拉拔試件的粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)影響并不顯著.相比于G13SWSS-0%和 G13FWRS-0%試件,G13SWSS-50%試件自由端的粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)初始剛度較大,說(shuō)明海水海砂HVFA-SCC與GFRP筋之間具有更好的化學(xué)膠著力.

圖 11 混凝土材料對(duì)粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)的影響
Fig.11 Influence of concrete material on bond-slip curves

筋材直徑對(duì)粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)的影響見(jiàn)圖 12,由圖發(fā)現(xiàn):拉拔試件的粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)初始剛度隨著筋材直徑的增大而減少.G13SWSS-50%和G16SWSS-50%試件在拉拔過(guò)程中出現(xiàn)第二個(gè)上升段,而G19SWSS-50%試件在拉拔過(guò)程中沒(méi)有出現(xiàn)第二個(gè)上升段.由于試驗(yàn)中采用的19 mm筋材的肋高度與直徑之比(H/d=0.05)較小,而13 mm筋材(H/d=0.08)和16 mm筋材(H/d=0.10)的較大,導(dǎo)致G19SWSS-50%試件未出現(xiàn)第二次機(jī)械咬合,其殘余應(yīng)力主要取決于摩擦力.

圖 12 筋材直徑對(duì)粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)的影響
Fig.12 Influence of reinforcement material diameter on bond-slip curves

筋材類(lèi)型對(duì)粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)的影響見(jiàn)圖 13,由圖表明:在第一個(gè)上升階段,同等粘結(jié)應(yīng)力情況下,帶肋鋼筋拉拔試件具有較小的滑移量,其次是BFRP筋拉拔試件,最后是GFRP筋拉拔試件,這與三種筋材的肋高相關(guān).在第一個(gè)下降階段,帶肋鋼筋拉拔試件下降速率較BFRP筋和GFRP筋拉拔試件慢.由于BFRP筋和GFRP筋拉拔試件的失效模式主要取決于筋材的樹(shù)脂層,因此它們?cè)诶芜^(guò)程中存在下一個(gè)機(jī)械咬合時(shí)刻,即粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)第二次上升階段.粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)第一個(gè)峰值和第二個(gè)峰值所對(duì)應(yīng)的滑移量之差與FRP筋的肋間距基本相同.由于帶肋鋼筋拉拔試件的失效模式主要取決于界面周邊的混凝土被剪碎,因此其粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)不會(huì)出現(xiàn)第二個(gè)上升段.由圖 13(a)發(fā)現(xiàn):當(dāng)粘結(jié)應(yīng)力達(dá)到峰值時(shí),帶肋鋼筋拉拔試件的鋼筋已經(jīng)發(fā)生了屈服,故在加載端粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)中可以看到明顯的力保持階段.

圖 13 筋材類(lèi)型對(duì)粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)的影響
Fig.13 Influence of reinforcement material type on bond-slip curves

Malvar's模型和m-BPE模型是兩種常見(jiàn)的FRP筋混凝土粘結(jié)滑移本構(gòu)模型^[8],表達(dá)式如下.

Malvar's模型

m-BPE模型(僅列出上升段和下降段)

式中:F、G、α和p是根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果確定的參數(shù).此外,Soares等人^[12]對(duì)m-BPE模型進(jìn)行簡(jiǎn)化,提出了雙α模型,其通過(guò)α和α'確定上升段和下降段的粘結(jié)滑移曲線(xiàn)形狀.該模型的表達(dá)式如下所示.

式中:α和α'是對(duì)試驗(yàn)粘結(jié)滑移曲線(xiàn)通過(guò)最小二乘法擬合確定的參數(shù).

以G13SWSS-50%拉拔試件為例,采用上述三種本構(gòu)模型進(jìn)行分析,各模型擬合得到的粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)包絡(luò)范圍的對(duì)比見(jiàn)圖 14.

圖 14 不同模型預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比
Fig.14 Comparison between prediction results of different models and experimental results

由圖可知:Malvar's模型的預(yù)測(cè)結(jié)果較差,而m-BPE模型和雙α模型預(yù)測(cè)結(jié)果較好.由于雙α模型表達(dá)式最為簡(jiǎn)潔,且Soares等人^[12]表明該模型對(duì)FRP筋增強(qiáng)淡水/海水混凝土拉拔試件均有良好的適用性.因此,本文采用雙α模型預(yù)測(cè)FRP筋混凝土拉拔試件的粘結(jié)-滑移曲線(xiàn).

采用雙α模型對(duì)FRP筋混凝土拉拔試件的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析.所有試件都采用自由端的粘結(jié)-滑移曲線(xiàn)對(duì)雙α模型進(jìn)行參數(shù)校核.其中,α和α'的取值控制在[0, 1]之間.此外,并計(jì)算由雙α模型確定的斷裂能及試驗(yàn)曲線(xiàn)確定的平均斷裂能.每組拉拔試件樣本的α、α'及相應(yīng)斷裂能等參數(shù)見(jiàn)表5.

表5 拉拔試件的參數(shù)結(jié)果
Tab.5 Parameter results of pull-out specimens

雙α模型預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)圖 15.從圖中發(fā)現(xiàn):對(duì)于不同混凝土材料、不同筋材直徑和不同筋材類(lèi)型的拉拔試件,雙α模型均能夠準(zhǔn)確描述FRP筋-混凝土的粘結(jié)滑移過(guò)程.由雙α模型預(yù)測(cè)的粘結(jié)滑移曲線(xiàn)確定的斷裂能與試驗(yàn)獲得的粘結(jié)滑移曲線(xiàn)確定的平均斷裂能進(jìn)本相近,其最大誤差不超過(guò)15%(見(jiàn)表5).這進(jìn)一步表明采用雙α模型能夠表征FRP筋增強(qiáng)海水海砂HVFA-SCC、海水海砂NC/淡水河砂NC的粘結(jié)滑移行為.

圖 15 雙α模型預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比
Fig.15 Comparison between prediction results of double α model and experimental results