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GFRP筋与海水海砂高掺量粉煤灰自密实混凝土的粘结性能研究
随着我国经济的迅速发展,混凝土需求量越来越大,从而导致淡水河砂资源匮乏.为解决淡水河砂资源短缺问题,不少学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:海水海砂混凝土的长期抗压强度与普通混凝土基本相近[1].同时,混凝土的制备需要消耗大量的水泥,而水泥是一种高能耗产品,在其生产过程中产生的二氧化碳约占全球碳排放量的5%[2].为解决水泥高能耗问题,一种高掺量粉煤灰-自密实混凝土(HVFA-SCC)被提出,其采用粉煤灰取代50%以上的水泥制备而成[3].作者前期研究表明:HVFA-SCC材料具有良好的力学性能,其用于工程建造具有可行性[4].为同时解决淡水河砂资源短缺及水泥高能耗问题,本文采用海水海砂代替淡水河砂,粉煤灰代替50%的水泥,制备海水海砂高掺量粉煤灰-自密实混凝土(SWSS-HVFA-SCC).
海水海砂的使用容易引起钢筋锈蚀,从而导致钢筋混凝土结构力学性能退化、耐久性能下降、服役寿命缩短.而纤维增强复合(FRP)筋具有较高的抗拉强度和良好的耐腐蚀性.现有研究表明:FRP筋增强混凝土结构能够在一定程度上代替钢筋混凝土结构,在实际工程中开展应用[5].因此,合理采用FRP筋代替钢筋用于工程建造能够有效解决海水海砂使用引起的钢筋锈蚀问题.
筋材与混凝土的界面粘结性能是影响增强混凝土结构工作性能的重要因素.同时,筋材与混凝土的粘结强度是确定锚固长度的关键参数.肖建庄等[6]开展玻璃纤维增强复合(GFRP)筋与海水海砂再生混凝土的粘结性能试验研究,发现GFRP筋与海水海砂(再生)混凝土的粘结强度与普通混凝土相近,且海水海砂的使用对粘结滑移曲线基本没有影响.Parvizi等[7]表明海水的使用对FRP筋与混凝土的短期粘结性能没有显著影响.郑等[8]研究发现:在GFRP筋肋较低的情况下,采用HVFA-SCC代替普通混凝土(NC)能够显著提高GFRP筋增强混凝土试件的粘结强度.
GFRP筋是使用最为广泛的一种FRP筋,目前关于GFRP筋与海水海砂HVFA-SCC的粘结性能的研究尚未开展.因此,本文开展GFRP筋与海水海砂HVFA-SCC的粘结性能研究,重点讨论混凝土材料,筋材直径及筋材类型对粘结滑移属性及粘结失效机理的影响规律.研究成果将为GFRP筋与海水海砂HVFA-SCC在实际工程中的应用奠定基础.
1 试验概况
本次试验中所使用的筋材包括GFRP筋(直径为13 mm,16 mm,19 mm),BFRP筋(直径为12 mm)及带肋钢筋(直径为12 mm),见图1.所使用GFRP筋的基体类型为不饱和聚酯树脂.
图1 筋材
Fig.1 The reinforcing bars
对所有筋材进行拉伸测试(见图2),获取筋材的力学属性.所有筋材的物理属性(肋高、肋间距等)及力学属性(弹性模量、抗拉强度等)见表1.
图2 筋材拉伸试验
Fig.2 Tensile test of reinforcing bar
表1 筋材属性
Tab.1 Properties of reinforcing bars
本次试验中配制三组混凝土(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).三种混凝土的配合比见表2.本次所使用的海水通过人工配制而成,其配合比参考文献 References[4],主要成分是NaCl.对三种混凝土进行工作性能和力学性能测试,结果见表3.
表2 混凝土配比(1 m3)
Tab.2 Mix proportion of concrete(1 m3)
表3 混凝土材料属性
Tab.3 Properties of concrete materials
本次试验共制作9组拉拔试件,每组3个,共27个.9组拉拔试件分别改变筋材直径、筋材类型及混凝土类型(见表4).所有拉拔试件尺寸为200 mm×200 mm×200 mm,锚固长度选用5倍直径(见图3).在试件制作时,对于FRP筋-混凝土拉拔试件,其加载端的FRP筋应嵌入钢套筒内,钢套筒与FRP筋之间灌注膨胀水泥,以避免拉拔试件在加载过程中FRP筋端部发生剪切破坏.拉拔试件浇筑见图4,所有试件在浇筑后24 h脱模,并放置于室外每天浇水养护直至56 d.
图3 拉拔试件的尺寸
Fig.3 Size of pull-out specimen
图4 拉拔试件浇筑
Fig.4 Casting of pull-out specimen
表4 拉拔试件设计
Tab.4 Detail of pull-out specimens
本次试验采用微机控制电液伺服万能试验机HUT106D进行加载.将拉拔试件置于反力架上,在拉拔试件的加载端和自由端分别安装两个位移计,并将位移计连接到TDS-530静态采集仪上以采集滑移量数据(见图5).荷载数据由万能试验机的采集箱采集.拉拔试验加载方式为位移加载,加载速度为0.2 mm/s,以位移达到30 mm作为加载结束条件.
图5 拉拔测试
Fig.5 Pull-out test
2 结果与分析
拉拔试件的平均粘结强度计算公式如下.
τ=P/(πdble) (1)
式中:τ代表平均粘结应力; P代表拉拔荷载,db和le分别代表筋材直径和粘结长度.所有拉拔试件的试验结果汇总如表5所示.
表5 试验结果汇总
Tab.5 Summary of test results
本次试验中绝大部分试件都发生拔出破坏,个别试件出现劈裂破坏,其可能由于在浇筑过程中使筋材的位置发生偏离(筋材没有完全垂直于混凝土)造成.
不同混凝土材料的拉拔试件界面破坏形态见图5.由图可知:三种不同混凝土材料的拉拔试件界面破坏形态较为相似,它们的界面损伤均为FRP筋的表面肋损伤.G13SWSS-50%试件的筋材表面肋被混凝土剪断,而G13FWRS-0%和G13SWSS-0%试件的筋材表面肋由于摩擦而被削弱.相比于G13FWRS-0%和G13SWSS-0%试件,G13SWSS-50%试件的筋材表面损伤更为严重,其主要由SWSS-HVFA-SCC抗压强度高,及HVFA-SCC与GFRP筋的强粘结作用造成[8].
图5 不同混凝土材料的拉拔试件界面破坏形态
Fig.5 Interface failure modes of pull-out specimens with different concrete material
不同筋材直径的拉拔试件界面破坏形态见图6.由图可知:由于直径为13 mm的GFRP筋肋较深,G13FWRS-0%试件在拉拔过程中主要以GFRP筋的树脂层被剪断而发生破坏.而直径为其中19 mm的GFRP筋肋较浅,G19FWRS-0%试件在拉拔过程中主要以GFRP筋的树脂层磨损而发生破坏.
不同筋材类型的拉拔试件界面破坏形态见图7.由图可知:G13SWSS-50%试件的GFRP表面树脂层被剪断,而B13SWSS-50%试件的BFRP表面树脂层发生磨损,这可能与筋材的树脂类型及筋材表面形式相关.S12SWSS-50%试件的粘结段内钢筋肋间填充了混凝土,界面混凝土发生严重损伤.由于钢筋的肋较高,且其弹性模量大,导致S12SWSS-50%试件的破坏形态表现为界面混凝土被钢筋的肋剪碎.S12SWSS-50%试件的粘结应力主要取决于机械咬合力.
图6 不同筋材直径的拉拔试件界面破坏形态
Fig.6 Interface failure modes of pull-out specimens with different diameter of bar
图7 不同筋材类型的拉拔试件界面破坏形态
Fig.7 Interface failure modes of pull-out specimens with different reinforcing bar
混凝土材料对粘结强度的影响见图8,如图8(a)所示,以淡水河砂混凝土拉拔试件(G13FWRS-0%)为基准组,海水海砂高掺量粉煤灰SCC拉拔试件(G13SWSS-50%)的粘结强度提高15.4%,而海水海砂混凝土(G13SWSS-0%)的粘结强度降低15.1%.由于本次配制的三种混凝土抗压强度有所差异,且ACI 440.3R-12规范表明FRP筋增强混凝土的粘结强度与混凝土轴心抗压强度的1/2次方成正比[9].本文通过粘结强度(τm)与轴心抗压强度的1/2次方(fc)1/2的比值来排除混凝土强度的影响,见图8(b).从图中发现:排除混凝土强度的影响后,混凝土类型对粘结强度的影响较小,说明混凝土类型对粘结强度的影响主要是由于混凝土强度差异引起的.
图8 混凝土材料对粘结强度的影响
Fig.8 Influence of concrete material on bond strength
筋材直径对粘结强度的影响见图9,由图可知:无论是SWSS-HVFA-SCC样本还是FWRS-NC样本,GFRP筋与混凝土的粘结强度随着筋材直径增大基本呈线性降低,这主要由于筋材表面与截面中心变形不一致,从而导致粘结段内的筋材截面应力分布不均匀,即剪应力滞后现象[10].此外,也有文献表明:FRP筋直径增大导致筋材表面泌水更为严重,从而导致筋材与混凝土界面空隙较大,粘结强度减少[11].其中,G16SWSS-50%和G19SWSS-50%拉拔试件的粘结强度较G13SWSS-50%的低32.78%和71.67%,G16FWRS-0%和G19FWRS-0%拉拔试件的粘结强度较G13FWRS-0%的低36.81%和78.98%.
图9 筋材直径对粘结强度的影响
Fig.9 Influence of reinforcement material diameter on bond strength
筋材类型对粘结强度的影响见图 10,由图发现:在本次试验中,GFRP筋、BFRP筋和钢筋增强海水海砂HVFA-SCC的粘结强度基本相近,其主要归因于三种筋材的肋高差异不大.以钢筋拉拔试件为基准,BFRP筋和GFRP筋拉拔试件的粘结强度分别降低了3.52%和3.08%,筋材类型的改变对粘结强度的影响不超过5%.这表明GFRP筋和BFRP筋代替钢筋用于海水海砂HVFA-SCC结构中能够提供足够的粘结强度.
图 10 筋材类型对粘结强度的影响
Fig.10 Influence of reinforcement material type on bond strength
混凝土材料对粘结-滑移曲线的影响见图 11,由图可知:混凝土基体材料对拉拔试件的粘结-滑移曲线影响并不显著.相比于G13SWSS-0%和 G13FWRS-0%试件,G13SWSS-50%试件自由端的粘结-滑移曲线初始刚度较大,说明海水海砂HVFA-SCC与GFRP筋之间具有更好的化学胶着力.
图 11 混凝土材料对粘结-滑移曲线的影响
Fig.11 Influence of concrete material on bond-slip curves
筋材直径对粘结-滑移曲线的影响见图 12,由图发现:拉拔试件的粘结-滑移曲线初始刚度随着筋材直径的增大而减少.G13SWSS-50%和G16SWSS-50%试件在拉拔过程中出现第二个上升段,而G19SWSS-50%试件在拉拔过程中没有出现第二个上升段.由于试验中采用的19 mm筋材的肋高度与直径之比(H/d=0.05)较小,而13 mm筋材(H/d=0.08)和16 mm筋材(H/d=0.10)的较大,导致G19SWSS-50%试件未出现第二次机械咬合,其残余应力主要取决于摩擦力.
图 12 筋材直径对粘结-滑移曲线的影响
Fig.12 Influence of reinforcement material diameter on bond-slip curves
筋材类型对粘结-滑移曲线的影响见图 13,由图表明:在第一个上升阶段,同等粘结应力情况下,带肋钢筋拉拔试件具有较小的滑移量,其次是BFRP筋拉拔试件,最后是GFRP筋拉拔试件,这与三种筋材的肋高相关.在第一个下降阶段,带肋钢筋拉拔试件下降速率较BFRP筋和GFRP筋拉拔试件慢.由于BFRP筋和GFRP筋拉拔试件的失效模式主要取决于筋材的树脂层,因此它们在拉拔过程中存在下一个机械咬合时刻,即粘结-滑移曲线第二次上升阶段.粘结-滑移曲线第一个峰值和第二个峰值所对应的滑移量之差与FRP筋的肋间距基本相同.由于带肋钢筋拉拔试件的失效模式主要取决于界面周边的混凝土被剪碎,因此其粘结-滑移曲线不会出现第二个上升段.由图 13(a)发现:当粘结应力达到峰值时,带肋钢筋拉拔试件的钢筋已经发生了屈服,故在加载端粘结-滑移曲线中可以看到明显的力保持阶段.
图 13 筋材类型对粘结-滑移曲线的影响
Fig.13 Influence of reinforcement material type on bond-slip curves
3 粘结滑移本构关系
Malvar's模型和m-BPE模型是两种常见的FRP筋混凝土粘结滑移本构模型[8],表达式如下.
Malvar's模型
m-BPE模型(仅列出上升段和下降段)
式中:F、G、α和p是根据试验结果确定的参数.此外,Soares等人[12]对m-BPE模型进行简化,提出了双α模型,其通过α和α'确定上升段和下降段的粘结滑移曲线形状.该模型的表达式如下所示.
式中:α和α'是对试验粘结滑移曲线通过最小二乘法拟合确定的参数.
以G13SWSS-50%拉拔试件为例,采用上述三种本构模型进行分析,各模型拟合得到的粘结-滑移曲线与试验数据包络范围的对比见图 14.
图 14 不同模型预测结果与试验结果对比
Fig.14 Comparison between prediction results of different models and experimental results
由图可知:Malvar's模型的预测结果较差,而m-BPE模型和双α模型预测结果较好.由于双α模型表达式最为简洁,且Soares等人[12]表明该模型对FRP筋增强淡水/海水混凝土拉拔试件均有良好的适用性.因此,本文采用双α模型预测FRP筋混凝土拉拔试件的粘结-滑移曲线.
采用双α模型对FRP筋混凝土拉拔试件的试验结果进行分析.所有试件都采用自由端的粘结-滑移曲线对双α模型进行参数校核.其中,α和α'的取值控制在[0, 1]之间.此外,并计算由双α模型确定的断裂能及试验曲线确定的平均断裂能.每组拉拔试件样本的α、α'及相应断裂能等参数见表5.
表5 拉拔试件的参数结果
Tab.5 Parameter results of pull-out specimens
双α模型预测结果与试验结果对比见图 15.从图中发现:对于不同混凝土材料、不同筋材直径和不同筋材类型的拉拔试件,双α模型均能够准确描述FRP筋-混凝土的粘结滑移过程.由双α模型预测的粘结滑移曲线确定的断裂能与试验获得的粘结滑移曲线确定的平均断裂能进本相近,其最大误差不超过15%(见表5).这进一步表明采用双α模型能够表征FRP筋增强海水海砂HVFA-SCC、海水海砂NC/淡水河砂NC的粘结滑移行为.
图 15 双α模型预测结果与试验结果对比
Fig.15 Comparison between prediction results of double α model and experimental results
4 结论
本文对GFRP筋增强海水海砂高掺量粉煤灰SCC的粘结性能开展研究.分析了混凝土类型、筋材直径、筋材类型对破坏形态、粘结强度及粘结-滑移曲线的影响规律.探讨了不同粘结滑移本构模型预测GFRP筋-SWSS-HVFA-SCC试件粘结-滑移过程的准确性.最后采用双α模型预测拉拔试件的粘结-滑移曲线.基于以上的研究和分析,可以得出以下结论:
(1)排除混凝土强度的影响后,混凝土类型(海水海砂HVFA-SCC、海水海砂NC和淡水河砂NC)对粘结强度的影响较小.GFRP筋增强海水海砂HVFA-SCC试件的筋材表面损伤较GFRP筋增强NC的严重;
(2)粘结滑移曲线的初始刚度随着筋材直径增大而减少,粘结强度随着筋材直径增大基本呈线性降低.随着筋材直径的增加(筋材肋高的减少),GFRP筋增强混凝土试件的筋材界面损伤由树脂层剪切破坏转为树脂层磨损破坏;
(3)筋材类型(GFRP筋、BFRP筋及带肋钢筋)对海水海砂HVFA-SCC试件的粘结强度基本无影响.但同等粘结应力下(粘结-滑移曲线处于第一个上升阶段),带肋钢筋拉拔试件的滑移量比GFRP筋/BFRP筋拉拔试件的小.且带肋钢筋拉拔试件的界面破坏主要取决于界面周边混凝土被钢筋肋剪碎,而GFRP筋/BFRP筋拉拔试件的界面破坏主要取决于筋材表面的树脂层被剪断或磨损;
(4)m-BPE模型和双α模型预测能够准确地预测GFRP筋-海水海砂HVFA-SCC的粘结-滑移过程.基于粘结-滑移曲线的试验结果,通过数据拟合的方法校核双α粘结滑移本构模型参数,得到了不同参数(混凝土材料、筋材直径、筋材类型)下拉拔试件的粘结-滑移曲线表达式;
(5)采用海水海砂代替淡水河砂、高掺量粉煤灰代替水泥制备的海水海砂HVFA-SCC的后期抗压强度和弹性模量略高于普通混凝土.同时,GFRP筋增强海水海砂HVFA-SCC试件的粘结强度略高于GFRP筋增强普通混凝土试件.这表明结合GFRP筋和海水海砂HVFA-SCC用于实际工程具有可行性.
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