胡克旭 孫 政 高皖揚(yáng) 張馬秀

(1.同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所,上海 200092; 2.上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院,上海 200240)

0 引 言

織物增強(qiáng)混凝土(Textile Reinforced Concrete,簡稱TRC)是一種新型復(fù)合材料,由纖維織物網(wǎng)和高性能混凝土(或聚合物砂漿)組成,通過噴射或涂抹于混凝土構(gòu)件表面來提高結(jié)構(gòu)構(gòu)件的承載力和減少構(gòu)件變形,是一種新型的加固方法。目前對(duì)TRC加固常溫下的混凝土構(gòu)件的研究比較多[1-4],對(duì)于TRC-受火損傷混凝土界面的研究尚未見報(bào)導(dǎo)。

課題組前期進(jìn)行了TRC加固受火損傷混凝土板的試驗(yàn)研究[5],本文即在課題組前期研究的基礎(chǔ)上,進(jìn)一步研究TRC與受火損傷混凝土界面的性能,包括纖維網(wǎng)格與基體(高性能混凝土或聚合物砂漿),基體與混凝土構(gòu)件界面之間的粘結(jié)-滑移性能,為后續(xù)研究提供理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)45個(gè)TRC-受火損傷混凝土的單面剪切試件,通過兩批試驗(yàn)研究了不同纖維網(wǎng)格材料(玄武巖纖維、玻璃纖維),不同纖維層數(shù)(2層、3層、4層),不同界面粘結(jié)長度(150 mm、300 mm),不同混凝土受火時(shí)間(60 min、81 min)和不同混凝土表面處理情況(深鑿、淺鑿)對(duì)界面粘結(jié)性能的影響,試驗(yàn)工況如表1所示(由于部分構(gòu)件試驗(yàn)過程中纖維網(wǎng)格拉斷或老混凝土折斷,未得到界面試驗(yàn)結(jié)果,故未列入)。其中,A為第一批試驗(yàn),采用玄武巖纖維網(wǎng)格;B為第二批試驗(yàn),采用玻璃纖維網(wǎng)格。

表1試驗(yàn)工況及試驗(yàn)結(jié)果匯總表

Table 1 The distribution specimens and testing results’ summary

注:試件編號(hào)中60,81表示受火時(shí)間,Q表示輕鑿,S表示深鑿

1.1 試驗(yàn)材料

1.1.1纖維網(wǎng)格

本試驗(yàn)采用兩種纖維網(wǎng)格材料,玄武巖纖維網(wǎng)格和玻璃纖維網(wǎng)格,見圖1。玄武巖纖維網(wǎng)格材料為東莞市俄金玄武巖纖維有限公司產(chǎn)品,其網(wǎng)格尺寸為25 mm×25 mm,網(wǎng)孔尺寸為21.2 mm×21.2 mm,面密度350 g/m2,縱向斷裂強(qiáng)度大于40 kN/m。玻璃纖維網(wǎng)格材料由泰山玻璃纖維有限公司生產(chǎn),網(wǎng)格尺寸為25 mm×25 mm,網(wǎng)孔尺寸為15 mm×15 mm,縱向斷裂強(qiáng)度為250 kN/m。

兩種纖維網(wǎng)格均采用雙組分碳纖維底膠進(jìn)行表面涂刷處理。

圖1 纖維網(wǎng)格材料Fig.1 Fiber grid material

1.1.2聚合物砂漿

本試驗(yàn)采用的高強(qiáng)聚合物砂漿是經(jīng)過高分子聚合物改性的水泥基砂漿,具有強(qiáng)度高,自密實(shí),和易性好等材料特點(diǎn),強(qiáng)度等級(jí)為C40。實(shí)測(cè)A,B兩批試驗(yàn)砂漿試塊28 d的平均強(qiáng)度分別為41 MPa和43 MPa。

1.1.3受火損傷混凝土試塊

本試驗(yàn)采用的受火損傷混凝土試塊源自于課題組前期進(jìn)行的混凝土板的受火試驗(yàn)?；炷涟搴穸葹?10 mm,受火時(shí)間分別為60 min和81 min,采用ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線對(duì)混凝土板進(jìn)行明火加熱?；炷涟逅捎玫幕炷敛牧系膹?qiáng)度等級(jí)為C30,實(shí)測(cè)其28 d抗壓強(qiáng)度為36 MPa。

1.2 試驗(yàn)試件

試驗(yàn)試件如圖2所示,受火損傷混凝土試塊尺寸為400 mm (長)×200 mm (寬)×110 mm (高),設(shè)計(jì)粘結(jié)面尺寸長為150 mm和300 mm兩種,寬度均為125 mm。試件制作前,先對(duì)受火后的混凝土板表面進(jìn)行鑿毛處理,界面粗糙度的定量評(píng)價(jià)方法采用灌砂法[6],再采用切割機(jī)進(jìn)行切割。

圖2 試驗(yàn)試件(單位:mm)Fig.2 Test specimen (Unit:mm)

纖維網(wǎng)格下料前,先用浸漬膠進(jìn)行涂刷,晾干2天后再裁剪下來。為測(cè)得試驗(yàn)過程中纖維網(wǎng)格的應(yīng)變分布,選擇每組試件中的一個(gè)試件的其中一層(從上向下數(shù)的第二層)纖維網(wǎng)格粘貼應(yīng)變片。對(duì)粘結(jié)長度150 mm的試件沿縱向布置3個(gè)應(yīng)變片,對(duì)粘結(jié)長度300 mm的試件沿縱向布置6個(gè)應(yīng)變片(圖3),制作完成后的試件如圖4所示。

圖3 應(yīng)變片布置Fig.3 Distribution of strain gauge

圖4 制作完成后的試件Fig.4 The specimen

1.3 試驗(yàn)裝置

1.3.1加載設(shè)備

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)為界面單剪試驗(yàn),為了實(shí)現(xiàn)這一加載條件,自行設(shè)計(jì)的加載裝置,見圖5,千斤頂施加推力,通過杠桿對(duì)纖維網(wǎng)格施加拉力。荷載施加采用量程100 kN的液壓千斤頂。

圖5 試驗(yàn)裝置圖(單位:mm)Fig.5 Testing device (Unit:mm)

1.3.2變形測(cè)量

第一批試驗(yàn)由于采用的玄武巖纖維網(wǎng)格布承載力較低(每層40 kN/m),原設(shè)計(jì)的150 mm和300 mm粘結(jié)長度試驗(yàn)無法達(dá)到界面破壞,所以試驗(yàn)時(shí)對(duì)原試件進(jìn)行切割,實(shí)際粘結(jié)長度在40～72.5 mm之間(表1),而且試驗(yàn)過程中也未再進(jìn)行變形測(cè)量。第二批界面試驗(yàn)采用數(shù)字圖像相關(guān)法(DIC)[7]通過對(duì)比試驗(yàn)過程中的試件變形獲取界面加載端和自由端的滑移值。另外,在試驗(yàn)過程中通過粘結(jié)在纖維網(wǎng)格上的應(yīng)變片測(cè)量沿粘結(jié)長度方向上的纖維網(wǎng)格的應(yīng)變變形。

1.3.3加載制度

試驗(yàn)過程中,采用分級(jí)加載的方式進(jìn)行加載。第一批試件的荷載等級(jí)為1 kN;第二批試件根據(jù)界面的粘結(jié)長度不同,荷載等級(jí)為2 kN或4 kN兩種。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞狀態(tài)

原設(shè)計(jì)第一批試驗(yàn)5組15個(gè)試件,去除纖維網(wǎng)格拉斷和老混凝土折斷未達(dá)到預(yù)期試驗(yàn)結(jié)果的6個(gè)試件外,其余9個(gè)試件的實(shí)際粘結(jié)長度和試驗(yàn)結(jié)果列入表1中,均發(fā)生了基體與混凝土試塊之間的界面破壞(本文稱其為Ⅰ型破壞)。

在第二批10組共30個(gè)試件中,去除試驗(yàn)中的5個(gè)試件混凝土試塊折斷未達(dá)到預(yù)期試驗(yàn)結(jié)果外,其余25個(gè)試件試驗(yàn)結(jié)果列入表1中。其中6個(gè)試件發(fā)生了上述的Ⅰ型破壞,其余19個(gè)試件均為最下層的纖維網(wǎng)格處的劈裂破壞(或稱剝離破壞,本文稱其為Ⅱ型破壞)。

通過表1試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),第一批玄武巖纖維網(wǎng)格試件由于纖維網(wǎng)格孔洞率較高,網(wǎng)格和聚合物砂漿基體之間的咬合較好,均發(fā)生Ⅰ型破壞。第二批玻璃纖維網(wǎng)格試件由于網(wǎng)格孔洞率較低,導(dǎo)致纖維網(wǎng)格和聚合物砂漿基體之間的咬合較弱,則主要發(fā)生Ⅱ型破壞。但在受火時(shí)間為81 min,混凝土表面處理情況為淺鑿時(shí),也會(huì)發(fā)生Ⅰ型破壞。

另外混凝土表面處理情況和混凝土受火時(shí)間也是影響界面破壞模式的主要因素。當(dāng)混凝土表面處理情況為深鑿時(shí),對(duì)于第二批試驗(yàn),基體與混凝土試塊之間的界面粘結(jié)性能較好,主要發(fā)生Ⅱ型破壞;受火時(shí)間為81 min且混凝土表面處理為淺鑿時(shí),基體與混凝土試塊之間的界面粘結(jié)性能較差,試件主要發(fā)生Ⅰ型破壞;而受火時(shí)間為60 min時(shí),混凝土損傷較輕,基體與混凝土界面粘結(jié)較好,此時(shí)盡管淺鑿處理,仍然發(fā)生了Ⅱ型破壞。

2.2 粘結(jié)強(qiáng)度

各試件破壞時(shí)的承載力用粘結(jié)面平均粘結(jié)強(qiáng)度表示,根據(jù)表1給出的試件破壞形態(tài)和粘結(jié)強(qiáng)度,混凝土表面處理情況和混凝土的受火時(shí)間是影響界面粘結(jié)性能的主要因素,進(jìn)而影響界面的粘結(jié)強(qiáng)度和破壞形態(tài)。

對(duì)于Ⅰ型破壞,混凝土試塊受火時(shí)間、纖維網(wǎng)格層數(shù)、粘結(jié)長度是影響基體與混凝土界面之間粘結(jié)強(qiáng)度的主要因素。對(duì)比A組與B組中發(fā)生Ⅰ型破壞的試件可以發(fā)現(xiàn),由于A組試件粘結(jié)長度較短,其界面粘結(jié)強(qiáng)度要大于B組試件;對(duì)比A2、A4與A5組試件可以發(fā)現(xiàn),在纖維網(wǎng)格層數(shù)相同的情況下,受火60 min的試件的粘結(jié)強(qiáng)度要大于受火81 min的試件,而未受火試件的粘結(jié)強(qiáng)度最高;對(duì)比B6 (B6-81Q-2)與B10組試件可以發(fā)現(xiàn),粘結(jié)長度為150 mm試件的粘結(jié)強(qiáng)度要大于粘結(jié)長度為300 mm的試件。

對(duì)于Ⅱ型破壞,承載力與纖維網(wǎng)格層數(shù)和粘結(jié)長度有關(guān)。對(duì)比B3和B4組,B8和B9組試件可以發(fā)現(xiàn),在粘結(jié)長度相同的情況下,隨著纖維網(wǎng)格層數(shù)增加,其粘結(jié)強(qiáng)度也相應(yīng)增大;對(duì)比B3和B9組試件可以發(fā)現(xiàn),在纖維網(wǎng)格層數(shù)相同的情況下,粘結(jié)長度為300 mm的 B3組試件的粘結(jié)強(qiáng)度要小于粘結(jié)長度為150 mm為 B9組試件。

2.3 TRC層滑移變形情況

本文采用DIC法對(duì)第二批試件TRC層本身變形及與受火損傷混凝土表面之間的相對(duì)滑移變形進(jìn)行了測(cè)量。

TRC層的位移在加載初期主要發(fā)生在靠近加載端附近的粘結(jié)區(qū)域。隨著荷載的增加,自由端附近開始產(chǎn)生微小位移,TRC加載端附近的位移始終大于自由端附近的位移。當(dāng)界面達(dá)到極限荷載時(shí),TRC層側(cè)面的位移為從加載端上部逐漸向自由端下部遞減的斜向條帶狀分布,圖6為部分試件測(cè)面位移分布圖(圖右側(cè)為試件加載端,左側(cè)為試件自由端)。TRC頂面的位移分布則表現(xiàn)為橫向條帶狀分布,位移不連續(xù),在裂縫處會(huì)出現(xiàn)跳躍式的變化。整個(gè)試驗(yàn)過程中加載端的位移由于TRC中的基體開裂和纖維網(wǎng)格的伸長,使得其增長速度大于自由端的增長速度。達(dá)到最終破壞荷載時(shí),TRC層頂面的加載端位移值要大于自由端頂面的位移值,圖7為部分試件頂面位移分布圖(圖右側(cè)為試件加載端,左側(cè)為試件自由端)。

圖6 TRC層側(cè)面的位移分布Fig.6 Displacement field distribution of TRC profile

圖7 TRC頂面的位移分布Fig.7 Displacement field distribution of TRC top

圖8為試驗(yàn)所示試件B2-60S-2、B3-60S-1、B4-60S-3和B8-60Q-2的加載端和自由端的荷載-滑移曲線。對(duì)于試件B3-60S-1,當(dāng)界面荷載達(dá)到6.8 kN時(shí),自由端才產(chǎn)生可見的滑移,此時(shí)加載端的滑移為0.12 mm;隨著荷載的增加,自由端和加載端的滑移持續(xù)增大,直至試件破壞時(shí),試件自由端的滑移值為0.29 mm,加載端的滑移值為0.68 mm。而對(duì)比試件B2-60S-2,B8-60Q-29(粘結(jié)長度為150 mm)和B3-60S-1,B4-60S-3(粘結(jié)長度為300 mm)的試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),粘結(jié)長度越大,加載端荷載對(duì)自由端滑移影響越小,加載端與自由端之間的滑移差值也就越大。如試件B2-60S-2粘結(jié)長度為150 mm,界面的滑移差值為0.10 mm;試件B3-60S-1粘結(jié)長度為300 mm,界面的滑移差值為0.25 mm。

圖8 加載端、自由端的荷載-滑移曲線Fig.8 The load-slip curves of loading and free end

纖維網(wǎng)格層數(shù)的增加,也會(huì)使得試件的滑移差值發(fā)生變化。試件B4-60S-3其纖維網(wǎng)格層數(shù)為4層,界面的滑移差值為0.25 mm;試件B3-60S-1的纖維網(wǎng)格層數(shù)為3層,界面的滑移差值為0.38 mm。

2.4 纖維網(wǎng)格應(yīng)變分布情況

在加固層制作過程中,沿著粘結(jié)長度在纖維網(wǎng)格的一定間隔上布置應(yīng)變片,用以測(cè)量加載過程中不同位置處的纖維應(yīng)變(如圖3所示)。

圖9為試件B2-60S-2 (Ⅰ型破壞)和試件B4-60S-1 (Ⅱ型破壞)的纖維應(yīng)變-荷載分布曲線圖。可以看出,對(duì)于試件B2-60S-2,在加載初期,靠近加載端的纖維應(yīng)變持續(xù)增大,靠近自由端的纖維應(yīng)變?cè)诤奢d小于18.7 kN時(shí)其應(yīng)變值幾乎為零;之后,靠近自由端的纖維應(yīng)變才緩慢增長。對(duì)于試件B4-60S-1,在加載初期,加載端應(yīng)變緩慢增大,靠近自由端的纖維應(yīng)變?cè)诤奢d小于37.5 kN時(shí)其應(yīng)變值幾乎為零,而當(dāng)荷載達(dá)到40 kN后,靠近自由端的纖維應(yīng)變才緩慢增長。之后,隨荷載增大,纖維應(yīng)變持續(xù)增長,但自由端附近纖維網(wǎng)格的應(yīng)變始終小于加載端附近的纖維應(yīng)變。

圖9 纖維應(yīng)變-荷載關(guān)系曲線圖Fig.9 The fiber strain-load curves

由于B4-60S-1的粘結(jié)長度(300 mm)要大于B2-60S-2的粘結(jié)長度(150 mm),在試件破壞時(shí),前者最終荷載值和加載端應(yīng)變值約為后者兩倍。而在同一荷載下,兩者自由端應(yīng)變值基本相同。在荷載小于15kN時(shí),B4-60S-1加載端應(yīng)變值和變化速率要大于B2-60S-2;荷載處于15～20 kN之間時(shí),B2-60S-2加載端應(yīng)變變化速率明顯增大;荷載大于20 kN時(shí),B4-60S-1加載端應(yīng)變值又重新大于B2-60S-2。

2.5 荷載-滑移關(guān)系

本試驗(yàn)測(cè)得的滑移變形包括TRC層本身的變形及基體與混凝土界面之間的滑移變形兩部分。而前者又包括TRC層基體的剪切變形和纖維網(wǎng)格與基體之間的滑移變形兩部分,情況比較復(fù)雜。本試驗(yàn)采用DIC技術(shù)通過圖像對(duì)比分析間接測(cè)得TRC層加載端和自由端的位移值,在忽略底部混凝土試塊本身變形的前提下,自由端和加載端的荷載-位移關(guān)系即為其荷載-滑移關(guān)系。

圖8中可以得出不同粘結(jié)長度試件的加載端和自由端的滑移差值。對(duì)比B3-60S-1(粘結(jié)長度300 mm)和B2-60S-2(粘結(jié)長度150 mm)加載端和自由端的荷載-滑移曲線可以發(fā)現(xiàn),在界面荷載小于7.4 kN時(shí),兩組試件自由端滑移值幾乎為零,加載端滑移值開始緩慢增加。當(dāng)荷載繼續(xù)增加,B2-60S-2的自由端滑移明顯大于B3-60S-1的自由端滑移,前者表現(xiàn)為TRC層基體滑移的變形趨勢(shì),而后者則主要表現(xiàn)為TRC層本身的拉伸變形。試件加載至最終破壞時(shí),B3-60S-1的兩者滑移差值0.4 mm和最大界面荷載35.1 kN都要明顯大于B2-60S-2的0.1 mm和23.3 kN。對(duì)比B4-60S-3(粘結(jié)長度300 mm)和B8-60Q-2(粘結(jié)長度150mm)也會(huì)得到與上述同樣的結(jié)論。

本文在試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上,參考戴建國曲線模型[8],對(duì)本文第二批試驗(yàn)的TRC-受火損傷混凝土界面進(jìn)行粘結(jié)-滑移模型參數(shù)的數(shù)值擬合,得到如下粘結(jié)-滑移模型:

(1)

式中:τ為界面粘結(jié)力(MPa);s為界面相對(duì)滑移(mm);τ0為界面滑移為0時(shí)的初始粘結(jié)應(yīng)力;s0為界面的最大滑移值。而A,α,β為待定參數(shù),可通過Nelder在文獻(xiàn)[9]中提出的Nelder-mead算法求得。

圖10為根據(jù)式(1)對(duì)部分試件擬合的模型曲線與試驗(yàn)所得荷載-滑移曲線對(duì)比,其擬合結(jié)果基本令人滿意。

圖10 模型擬合和試驗(yàn)荷載-滑移曲線對(duì)比圖Fig.10 The load-slip comparison diagram between modified index curve model and test

3 結(jié) 論

本文進(jìn)行了兩批TRC-受火損傷混凝土界面的單剪試驗(yàn),研究了不同纖維網(wǎng)格材料、不同纖維層數(shù)、不同界面粘結(jié)長度、不同混凝土受火時(shí)間和不同混凝土表面處理情況對(duì)界面粘結(jié)性能的影響,并初步給出了截面荷載-滑移擬合模型。主要結(jié)論如下:

(1) TRC-受火損傷混凝土界面基本有兩種破壞模式:基體與混凝土之間的界面破壞(Ⅰ型破壞)和纖維網(wǎng)格和基體之間的剝離破壞(Ⅱ型破壞)。第一批玄武巖纖維網(wǎng)格試件由于纖維網(wǎng)格孔洞率較高,網(wǎng)格和聚合物砂漿基體之間咬合較好,均發(fā)生Ⅰ型破壞。第二批玻璃纖維網(wǎng)格試件由于網(wǎng)格孔洞率較低,纖維網(wǎng)格和聚合物砂漿基體之間的咬合較弱,則主要發(fā)生Ⅱ型破壞。

(2) 混凝土表面處理方式和混凝土受火時(shí)間是影響試件破壞模式的主要因素?；炷帘砻嫣幚砬闆r為深鑿時(shí),基體與混凝土界面之間的粘結(jié)性能較好,主要發(fā)生Ⅱ型破壞,此時(shí)試件的粘結(jié)承載力主要取決于纖維網(wǎng)格和基體之間的粘結(jié)承載力。當(dāng)混凝土受火時(shí)間較長(81 min)且混凝土表面處理情況為淺鑿時(shí),基體與混凝土界面粘結(jié)性能較差,主要發(fā)生Ⅰ型破壞;而當(dāng)混凝土受火時(shí)間較短(60 min),基體與混凝土界面粘結(jié)性能較好,此時(shí)無論混凝土表面深鑿還是淺鑿,均發(fā)生Ⅱ型破壞。

(3) 對(duì)于Ⅰ型破壞,混凝土試塊受火時(shí)間、纖維網(wǎng)格層數(shù)、粘結(jié)長度是影響基體與混凝土界面之間粘結(jié)強(qiáng)度的主要因素:隨著纖維網(wǎng)格層數(shù)增加,其粘結(jié)強(qiáng)度也相應(yīng)增大;粘結(jié)長度越長,其粘結(jié)強(qiáng)度越低;受火時(shí)間越長,粘結(jié)強(qiáng)度越小。對(duì)于Ⅱ型破壞,粘結(jié)承載力與纖維網(wǎng)格層數(shù)和粘結(jié)長度有關(guān):隨著纖維網(wǎng)格層數(shù)增加,其粘結(jié)強(qiáng)度也相應(yīng)增大;粘結(jié)長度越長,其粘結(jié)強(qiáng)度越低。

(4) 試件在加載過程中,隨著荷載增加,TRC層側(cè)面會(huì)出現(xiàn)斜向裂縫,TRC頂面會(huì)出現(xiàn)橫向裂縫。直至試件加載破壞,TRC層側(cè)面的位移為從加載端上部逐漸向自由端下部遞減的斜向條帶狀分布;TRC頂面的位移分布為橫向條帶狀分布。在其他條件相同的情況下,粘結(jié)長度越長,試件破壞時(shí)界面兩端的滑移差值越大;纖維網(wǎng)格層數(shù)越多,試件破壞時(shí)界面兩端的滑移差值相對(duì)越小。

(5) 本文在試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上,初步給出了TRC-受火損傷混凝土界面的粘結(jié)-滑移模型,其模擬的結(jié)果基本令人滿意。