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GFRP筋與海水海砂高摻量粉煤灰自密實混凝土的粘結性能研究
隨著我國經(jīng)濟的迅速發(fā)展,混凝土需求量越來越大,從而導致淡水河砂資源匱乏.為解決淡水河砂資源短缺問題,不少學者提出采用海水海砂代替淡水河砂用于近海工程建造.已有研究表明:海水海砂混凝土的長期抗壓強度與普通混凝土基本相近[1].同時,混凝土的制備需要消耗大量的水泥,而水泥是一種高能耗產品,在其生產過程中產生的二氧化碳約占全球碳排放量的5%[2].為解決水泥高能耗問題,一種高摻量粉煤灰-自密實混凝土(HVFA-SCC)被提出,其采用粉煤灰取代50%以上的水泥制備而成[3].作者前期研究表明:HVFA-SCC材料具有良好的力學性能,其用于工程建造具有可行性[4].為同時解決淡水河砂資源短缺及水泥高能耗問題,本文采用海水海砂代替淡水河砂,粉煤灰代替50%的水泥,制備海水海砂高摻量粉煤灰-自密實混凝土(SWSS-HVFA-SCC).
海水海砂的使用容易引起鋼筋銹蝕,從而導致鋼筋混凝土結構力學性能退化、耐久性能下降、服役壽命縮短.而纖維增強復合(FRP)筋具有較高的抗拉強度和良好的耐腐蝕性.現(xiàn)有研究表明:FRP筋增強混凝土結構能夠在一定程度上代替鋼筋混凝土結構,在實際工程中開展應用[5].因此,合理采用FRP筋代替鋼筋用于工程建造能夠有效解決海水海砂使用引起的鋼筋銹蝕問題.
筋材與混凝土的界面粘結性能是影響增強混凝土結構工作性能的重要因素.同時,筋材與混凝土的粘結強度是確定錨固長度的關鍵參數(shù).肖建莊等[6]開展玻璃纖維增強復合(GFRP)筋與海水海砂再生混凝土的粘結性能試驗研究,發(fā)現(xiàn)GFRP筋與海水海砂(再生)混凝土的粘結強度與普通混凝土相近,且海水海砂的使用對粘結滑移曲線基本沒有影響.Parvizi等[7]表明海水的使用對FRP筋與混凝土的短期粘結性能沒有顯著影響.鄭等[8]研究發(fā)現(xiàn):在GFRP筋肋較低的情況下,采用HVFA-SCC代替普通混凝土(NC)能夠顯著提高GFRP筋增強混凝土試件的粘結強度.
GFRP筋是使用最為廣泛的一種FRP筋,目前關于GFRP筋與海水海砂HVFA-SCC的粘結性能的研究尚未開展.因此,本文開展GFRP筋與海水海砂HVFA-SCC的粘結性能研究,重點討論混凝土材料,筋材直徑及筋材類型對粘結滑移屬性及粘結失效機理的影響規(guī)律.研究成果將為GFRP筋與海水海砂HVFA-SCC在實際工程中的應用奠定基礎.
1 試驗概況
本次試驗中所使用的筋材包括GFRP筋(直徑為13 mm,16 mm,19 mm),BFRP筋(直徑為12 mm)及帶肋鋼筋(直徑為12 mm),見圖1.所使用GFRP筋的基體類型為不飽和聚酯樹脂.
圖1 筋材
Fig.1 The reinforcing bars
對所有筋材進行拉伸測試(見圖2),獲取筋材的力學屬性.所有筋材的物理屬性(肋高、肋間距等)及力學屬性(彈性模量、抗拉強度等)見表1.
圖2 筋材拉伸試驗
Fig.2 Tensile test of reinforcing bar
表1 筋材屬性
Tab.1 Properties of reinforcing bars
本次試驗中配制三組混凝土(海水海砂HVFA-SCC、海水海砂普通混凝土和淡水河砂普通混凝土).三種混凝土的配合比見表2.本次所使用的海水通過人工配制而成,其配合比參考文獻 References[4],主要成分是NaCl.對三種混凝土進行工作性能和力學性能測試,結果見表3.
表2 混凝土配比(1 m3)
Tab.2 Mix proportion of concrete(1 m3)
表3 混凝土材料屬性
Tab.3 Properties of concrete materials
本次試驗共制作9組拉拔試件,每組3個,共27個.9組拉拔試件分別改變筋材直徑、筋材類型及混凝土類型(見表4).所有拉拔試件尺寸為200 mm×200 mm×200 mm,錨固長度選用5倍直徑(見圖3).在試件制作時,對于FRP筋-混凝土拉拔試件,其加載端的FRP筋應嵌入鋼套筒內,鋼套筒與FRP筋之間灌注膨脹水泥,以避免拉拔試件在加載過程中FRP筋端部發(fā)生剪切破壞.拉拔試件澆筑見圖4,所有試件在澆筑后24 h脫模,并放置于室外每天澆水養(yǎng)護直至56 d.
圖3 拉拔試件的尺寸
Fig.3 Size of pull-out specimen
圖4 拉拔試件澆筑
Fig.4 Casting of pull-out specimen
表4 拉拔試件設計
Tab.4 Detail of pull-out specimens
本次試驗采用微機控制電液伺服萬能試驗機HUT106D進行加載.將拉拔試件置于反力架上,在拉拔試件的加載端和自由端分別安裝兩個位移計,并將位移計連接到TDS-530靜態(tài)采集儀上以采集滑移量數(shù)據(jù)(見圖5).荷載數(shù)據(jù)由萬能試驗機的采集箱采集.拉拔試驗加載方式為位移加載,加載速度為0.2 mm/s,以位移達到30 mm作為加載結束條件.
圖5 拉拔測試
Fig.5 Pull-out test
2 結果與分析
拉拔試件的平均粘結強度計算公式如下.
τ=P/(πdble) (1)
式中:τ代表平均粘結應力; P代表拉拔荷載,db和le分別代表筋材直徑和粘結長度.所有拉拔試件的試驗結果匯總如表5所示.
表5 試驗結果匯總
Tab.5 Summary of test results
本次試驗中絕大部分試件都發(fā)生拔出破壞,個別試件出現(xiàn)劈裂破壞,其可能由于在澆筑過程中使筋材的位置發(fā)生偏離(筋材沒有完全垂直于混凝土)造成.
不同混凝土材料的拉拔試件界面破壞形態(tài)見圖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重,其主要由SWSS-HVFA-SCC抗壓強度高,及HVFA-SCC與GFRP筋的強粘結作用造成[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%試件在拉拔過程中主要以GFRP筋的樹脂層被剪斷而發(fā)生破壞.而直徑為其中19 mm的GFRP筋肋較淺,G19FWRS-0%試件在拉拔過程中主要以GFRP筋的樹脂層磨損而發(fā)生破壞.
不同筋材類型的拉拔試件界面破壞形態(tài)見圖7.由圖可知:G13SWSS-50%試件的GFRP表面樹脂層被剪斷,而B13SWSS-50%試件的BFRP表面樹脂層發(fā)生磨損,這可能與筋材的樹脂類型及筋材表面形式相關.S12SWSS-50%試件的粘結段內鋼筋肋間填充了混凝土,界面混凝土發(fā)生嚴重損傷.由于鋼筋的肋較高,且其彈性模量大,導致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%試件的粘結應力主要取決于機械咬合力.
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
混凝土材料對粘結強度的影響見圖8,如圖8(a)所示,以淡水河砂混凝土拉拔試件(G13FWRS-0%)為基準組,海水海砂高摻量粉煤灰SCC拉拔試件(G13SWSS-50%)的粘結強度提高15.4%,而海水海砂混凝土(G13SWSS-0%)的粘結強度降低15.1%.由于本次配制的三種混凝土抗壓強度有所差異,且ACI 440.3R-12規(guī)范表明FRP筋增強混凝土的粘結強度與混凝土軸心抗壓強度的1/2次方成正比[9].本文通過粘結強度(τm)與軸心抗壓強度的1/2次方(fc)1/2的比值來排除混凝土強度的影響,見圖8(b).從圖中發(fā)現(xiàn):排除混凝土強度的影響后,混凝土類型對粘結強度的影響較小,說明混凝土類型對粘結強度的影響主要是由于混凝土強度差異引起的.
圖8 混凝土材料對粘結強度的影響
Fig.8 Influence of concrete material on bond strength
筋材直徑對粘結強度的影響見圖9,由圖可知:無論是SWSS-HVFA-SCC樣本還是FWRS-NC樣本,GFRP筋與混凝土的粘結強度隨著筋材直徑增大基本呈線性降低,這主要由于筋材表面與截面中心變形不一致,從而導致粘結段內的筋材截面應力分布不均勻,即剪應力滯后現(xiàn)象[10].此外,也有文獻表明:FRP筋直徑增大導致筋材表面泌水更為嚴重,從而導致筋材與混凝土界面空隙較大,粘結強度減少[11].其中,G16SWSS-50%和G19SWSS-50%拉拔試件的粘結強度較G13SWSS-50%的低32.78%和71.67%,G16FWRS-0%和G19FWRS-0%拉拔試件的粘結強度較G13FWRS-0%的低36.81%和78.98%.
圖9 筋材直徑對粘結強度的影響
Fig.9 Influence of reinforcement material diameter on bond strength
筋材類型對粘結強度的影響見圖 10,由圖發(fā)現(xiàn):在本次試驗中,GFRP筋、BFRP筋和鋼筋增強海水海砂HVFA-SCC的粘結強度基本相近,其主要歸因于三種筋材的肋高差異不大.以鋼筋拉拔試件為基準,BFRP筋和GFRP筋拉拔試件的粘結強度分別降低了3.52%和3.08%,筋材類型的改變對粘結強度的影響不超過5%.這表明GFRP筋和BFRP筋代替鋼筋用于海水海砂HVFA-SCC結構中能夠提供足夠的粘結強度.
圖 10 筋材類型對粘結強度的影響
Fig.10 Influence of reinforcement material type on bond strength
混凝土材料對粘結-滑移曲線的影響見圖 11,由圖可知:混凝土基體材料對拉拔試件的粘結-滑移曲線影響并不顯著.相比于G13SWSS-0%和 G13FWRS-0%試件,G13SWSS-50%試件自由端的粘結-滑移曲線初始剛度較大,說明海水海砂HVFA-SCC與GFRP筋之間具有更好的化學膠著力.
圖 11 混凝土材料對粘結-滑移曲線的影響
Fig.11 Influence of concrete material on bond-slip curves
筋材直徑對粘結-滑移曲線的影響見圖 12,由圖發(fā)現(xiàn):拉拔試件的粘結-滑移曲線初始剛度隨著筋材直徑的增大而減少.G13SWSS-50%和G16SWSS-50%試件在拉拔過程中出現(xiàn)第二個上升段,而G19SWSS-50%試件在拉拔過程中沒有出現(xiàn)第二個上升段.由于試驗中采用的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,導致G19SWSS-50%試件未出現(xiàn)第二次機械咬合,其殘余應力主要取決于摩擦力.
圖 12 筋材直徑對粘結-滑移曲線的影響
Fig.12 Influence of reinforcement material diameter on bond-slip curves
筋材類型對粘結-滑移曲線的影響見圖 13,由圖表明:在第一個上升階段,同等粘結應力情況下,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.在第一個下降階段,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脂層,因此它們在拉拔過程中存在下一個機械咬合時刻,即粘結-滑移曲線第二次上升階段.粘結-滑移曲線第一個峰值和第二個峰值所對應的滑移量之差與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-滑移曲線不會出現(xiàn)第二個上升段.由圖 13(a)發(fā)現(xiàn):當粘結應力達到峰值時,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-滑移曲線中可以看到明顯的力保持階段.
圖 13 筋材類型對粘結-滑移曲線的影響
Fig.13 Influence of reinforcement material type on bond-slip curves
3 粘結滑移本構關系
Malvar's模型和m-BPE模型是兩種常見的FRP筋混凝土粘結滑移本構模型[8],表達式如下.
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)試驗結果確定的參數(shù).此外,Soares等人[12]對m-BPE模型進行簡化,提出了雙α模型,其通過α和α'確定上升段和下降段的粘結滑移曲線形狀.該模型的表達式如下所示.
式中:α和α'是對試驗粘結滑移曲線通過最小二乘法擬合確定的參數(shù).
以G13SWSS-50%拉拔試件為例,采用上述三種本構模型進行分析,各模型擬合得到的粘結-滑移曲線與試驗數(shù)據(jù)包絡范圍的對比見圖 14.
圖 14 不同模型預測結果與試驗結果對比
Fig.14 Comparison between prediction results of different models and experimental results
由圖可知:Malvar's模型的預測結果較差,而m-BPE模型和雙α模型預測結果較好.由于雙α模型表達式最為簡潔,且Soares等人[12]表明該模型對FRP筋增強淡水/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模型預測FRP筋混凝土拉拔試件的粘結-滑移曲線.
采用雙α模型對FRP筋混凝土拉拔試件的試驗結果進行分析.所有試件都采用自由端的粘結-滑移曲線對雙α模型進行參數(shù)校核.其中,α和α'的取值控制在[0, 1]之間.此外,并計算由雙α模型確定的斷裂能及試驗曲線確定的平均斷裂能.每組拉拔試件樣本的α、α'及相應斷裂能等參數(shù)見表5.
表5 拉拔試件的參數(shù)結果
Tab.5 Parameter results of pull-out specimens
雙α模型預測結果與試驗結果對比見圖 15.從圖中發(fā)現(xiàn):對于不同混凝土材料、不同筋材直徑和不同筋材類型的拉拔試件,雙α模型均能夠準確描述FRP筋-混凝土的粘結滑移過程.由雙α模型預測的粘結滑移曲線確定的斷裂能與試驗獲得的粘結滑移曲線確定的平均斷裂能進本相近,其最大誤差不超過15%(見表5).這進一步表明采用雙α模型能夠表征FRP筋增強海水海砂HVFA-SCC、海水海砂NC/淡水河砂NC的粘結滑移行為.
圖 15 雙α模型預測結果與試驗結果對比
Fig.15 Comparison between prediction results of double α model and experimental results
4 結論
本文對GFRP筋增強海水海砂高摻量粉煤灰SCC的粘結性能開展研究.分析了混凝土類型、筋材直徑、筋材類型對破壞形態(tài)、粘結強度及粘結-滑移曲線的影響規(guī)律.探討了不同粘結滑移本構模型預測GFRP筋-SWSS-HVFA-SCC試件粘結-滑移過程的準確性.最后采用雙α模型預測拉拔試件的粘結-滑移曲線.基于以上的研究和分析,可以得出以下結論:
(1)排除混凝土強度的影響后,混凝土類型(海水海砂HVFA-SCC、海水海砂NC和淡水河砂NC)對粘結強度的影響較小.GFRP筋增強海水海砂HVFA-SCC試件的筋材表面損傷較GFRP筋增強NC的嚴重;
(2)粘結滑移曲線的初始剛度隨著筋材直徑增大而減少,粘結強度隨著筋材直徑增大基本呈線性降低.隨著筋材直徑的增加(筋材肋高的減少),GFRP筋增強混凝土試件的筋材界面損傷由樹脂層剪切破壞轉為樹脂層磨損破壞;
(3)筋材類型(GFRP筋、BFRP筋及帶肋鋼筋)對海水海砂HVFA-SCC試件的粘結強度基本無影響.但同等粘結應力下(粘結-滑移曲線處于第一個上升階段),帶肋鋼筋拉拔試件的滑移量比GFRP筋/BFRP筋拉拔試件的小.且?guī)Ю咪摻罾卧嚰慕缑嫫茐闹饕Q于界面周邊混凝土被鋼筋肋剪碎,而GFRP筋/BFRP筋拉拔試件的界面破壞主要取決于筋材表面的樹脂層被剪斷或磨損;
(4)m-BPE模型和雙α模型預測能夠準確地預測GFRP筋-海水海砂HVFA-SCC的粘結-滑移過程.基于粘結-滑移曲線的試驗結果,通過數(shù)據(jù)擬合的方法校核雙α粘結滑移本構模型參數(shù),得到了不同參數(shù)(混凝土材料、筋材直徑、筋材類型)下拉拔試件的粘結-滑移曲線表達式;
(5)采用海水海砂代替淡水河砂、高摻量粉煤灰代替水泥制備的海水海砂HVFA-SCC的后期抗壓強度和彈性模量略高于普通混凝土.同時,GFRP筋增強海水海砂HVFA-SCC試件的粘結強度略高于GFRP筋增強普通混凝土試件.這表明結合GFRP筋和海水海砂HVFA-SCC用于實際工程具有可行性.
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