孫勝江，趙 磊,2，梅葵花，李航宇，邢麗麗

(1.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院, 陜西 西安 710064；2.陜西機(jī)勘工程檢測(cè)咨詢有限公司, 陜西 西安 710043)

0 引言

在傳統(tǒng)建筑材料中，因鋼筋混凝土優(yōu)良的性能在現(xiàn)代土木工程中被廣泛應(yīng)用，但由于鋼筋的耐腐蝕性差，較大程度地降低了結(jié)構(gòu)整體的耐久性。而FRP材料具有高強(qiáng)、輕質(zhì)及抗腐蝕性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，其中抗腐蝕的特性可有效彌補(bǔ)鋼筋易腐性的缺點(diǎn)。為了充分發(fā)揮鋼筋和FPR各自的優(yōu)勢(shì)，可將兩種材料復(fù)合制成耐腐蝕、高延性的新型復(fù)合材料。

在復(fù)合筋研究領(lǐng)域中，國(guó)外學(xué)者Nanni 等[1]較早提出利用雜交復(fù)合材料雙線性的特點(diǎn)提高FRP增強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)延性。Harris等[2]通過(guò)對(duì)復(fù)合材料棒表面進(jìn)行雙向編織纏繞，使得界面韌性進(jìn)一步增強(qiáng)。Ehsani等[3]通過(guò)將復(fù)合筋表面變?yōu)槁菁y肋，使筋材與混凝土之間的黏結(jié)面積增大，進(jìn)而達(dá)到抑制裂紋沿著黏結(jié)界面方向發(fā)展的目的。而國(guó)內(nèi)在復(fù)合筋方面的研究起步相對(duì)較晚，但近年來(lái)其發(fā)展迅速。楊正光等[4]對(duì)玻璃纖維混雜筋的試驗(yàn)證明了可以通過(guò)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提高FRP的延性。鄭百林等[5]對(duì)玻璃纖維混雜筋進(jìn)行了軸向拉伸破壞試驗(yàn)，并與其提出的理論曲線吻合較好。何振[6]、崔益華等[7]對(duì)多種纖維混雜筋進(jìn)行了抗拉性能試驗(yàn)研究，結(jié)果表明混雜筋具體較高的彈性模量和很好的延展性。

玄武巖纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(BFRP)具有耐腐蝕、耐疲勞、強(qiáng)度高、質(zhì)量輕、絕緣性好等特點(diǎn)，相比于其他纖維增強(qiáng)材料，其延性相對(duì)較好，經(jīng)濟(jì)環(huán)保[8-10]。但單純將BFRP筋應(yīng)用于混凝土梁時(shí)，由于BFRP筋彈性模量相對(duì)較低，結(jié)構(gòu)受到正常使用極限狀態(tài)的限制，致使BFRP的材料強(qiáng)度無(wú)法充分發(fā)揮[11]。為此，吳剛等[12-14]首次提出將鋼筋與BFRP兩種材料復(fù)合，獲得一種強(qiáng)度高、彈模高、成本低且耐腐蝕的新型結(jié)構(gòu)材料：鋼-玄武巖纖維復(fù)合筋(Steel Basalt Fiber Composite Bars，簡(jiǎn)稱SBFCB)，它的內(nèi)芯為普通鋼筋、外包覆蓋層為縱向連續(xù)玄武巖纖維。羅云標(biāo)等[15]研究了鋼-連續(xù)碳纖維復(fù)合筋和鋼-連續(xù)玄武巖纖維復(fù)合筋的生產(chǎn)制備工藝，并對(duì)其進(jìn)行了單向拉伸和疲勞往復(fù)荷載拉伸試驗(yàn)，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果提出了在往復(fù)荷載下復(fù)合筋的應(yīng)力-應(yīng)變曲線關(guān)系[16]。肖同亮等[17]對(duì)不同纖維含量鋼-玄武巖纖維復(fù)合筋進(jìn)行拉伸和壓縮試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)纖維含量對(duì)筋材強(qiáng)屈比有較大影響，并針對(duì)拉壓不對(duì)稱的特性，給出了建議的卸載模量退化系數(shù)。顧興宇等[18]對(duì)高模量的鋼絲與玄武巖纖維制作成的復(fù)合筋力學(xué)性能進(jìn)行了研究，并從理論上對(duì)鋼絲-玄武巖纖維復(fù)合筋受力機(jī)理進(jìn)行了分析，根據(jù)分析結(jié)果得到復(fù)合筋的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，發(fā)現(xiàn)該曲線具有雙折線性特征。

盡管?chē)?guó)內(nèi)外對(duì)復(fù)合筋的受力特性開(kāi)展了廣泛的研究，但是對(duì)于SBFCB的力學(xué)性能研究很少，極其缺乏相應(yīng)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論研究。研究SBFCB筋材本身的力學(xué)性能是將SBFCB應(yīng)用于混凝土結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)，相比較單一的FRP筋和普通鋼筋，SBFCB的受力狀況、破壞形態(tài)以及抗拉強(qiáng)度的影響因素更為復(fù)雜。本研究進(jìn)行SBFCB單向拉伸試驗(yàn)，并對(duì)SBFCB在單向加載下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系理論模型進(jìn)行推導(dǎo)與評(píng)價(jià)。

1 試驗(yàn)方案

本次試驗(yàn)對(duì)3種不同玄武巖纖維-鋼含量比的SBFCB進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測(cè)定其初期彈性模量、二次剛度、屈服強(qiáng)度以及極限強(qiáng)度，并觀察它們的破壞過(guò)程及特征。

1.1 試件規(guī)格

試驗(yàn)中玄武巖纖維復(fù)合筋的內(nèi)芯為8 mm的螺紋鋼筋，如圖1所示。為考慮不同的玄武巖纖維-鋼含量比對(duì)筋材力學(xué)性能的影響，使用3種不同的纖維用量試件(20束、30束、40束)，相應(yīng)的試件編號(hào)為B1，B2和B3，試件長(zhǎng)度均為1.7 m，SBFCB的型號(hào)及組成材料如表1所示，組成材料的基本性能參數(shù)如表2所示。

圖1 SBFCB構(gòu)造圖Fig.1 Structural diagram of SBFCB

表1 SBFCB試件型號(hào)Tab.1 The Type of SBFCB Specimen

表2 組成材料的基本性能Tab.2 Mechanical Properties of Component Materials

1.2 試驗(yàn)設(shè)備及方法

為保證拉伸試驗(yàn)的正常進(jìn)行，試驗(yàn)之前必須在SBFCB兩端作錨固處理。SBFCB是典型的各向異性材料，玄武巖纖維的橫、縱向強(qiáng)度比小，無(wú)法采用傳統(tǒng)的夾片式錨具，否則會(huì)因?yàn)橥獍鋷r纖維橫向強(qiáng)度較低導(dǎo)致其在錨固區(qū)提早破壞失效，故試驗(yàn)中采用專門(mén)設(shè)計(jì)的直筒黏結(jié)式錨具錨固SBFCB。試驗(yàn)之前先用除銹劑對(duì)錨具內(nèi)部進(jìn)行除銹處理，黏結(jié)介質(zhì)采用環(huán)氧樹(shù)脂膠。先對(duì)筋材一端的錨具灌膠，在灌膠過(guò)程中，通過(guò)錨具兩端的定位板確保筋材處于錨具的中心線上，當(dāng)錨具內(nèi)部被環(huán)氧樹(shù)脂膠灌滿后，將錨具養(yǎng)護(hù)7 d，待環(huán)氧樹(shù)脂完全固化后，再對(duì)筋材另一端的錨具灌膠，并將其置于相同的條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，養(yǎng)護(hù)7 d后方可進(jìn)行試驗(yàn)，最終錨固好的試件如圖2所示。

圖2 SBFCB試件Fig.2 SBFCB specimen

試驗(yàn)采用液壓穿心式千斤頂進(jìn)行加載，裝置如圖3所示。筋材的張拉力通過(guò)壓力傳感器來(lái)測(cè)定，筋材的拉伸應(yīng)變采用YB-15數(shù)顯手持式應(yīng)變儀和在筋材的中間部位粘貼電阻式應(yīng)變片兩種方法來(lái)測(cè)量并相互校核，應(yīng)變片黏貼在筋材凸起的肋處，粘貼前需要打磨平整。在筋材末端布置百分表用來(lái)測(cè)試筋材的滑移。所有的應(yīng)變片以及百分表均連接到DH3817動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)上進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 Test setup

將筋材、壓力傳感器、千斤頂、反力架等安裝完畢，一切準(zhǔn)備工作就緒后開(kāi)始加載。本次試驗(yàn)采用張拉力控制的加載方法，采用分級(jí)加載，但因千斤頂油壓手動(dòng)難以精確控制，故不是嚴(yán)格分級(jí)，加載速率約為0.5 kN/s，一直加載至外包玄武巖纖維破壞。

2 試件破壞過(guò)程及破壞形態(tài)

整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程，以內(nèi)芯鋼筋屈服和外包纖維斷裂為分界點(diǎn)，可分為3階段：加載初期，復(fù)合筋處于彈性工作狀態(tài)，此時(shí)由外包玄武巖纖維和內(nèi)芯鋼筋來(lái)共同承擔(dān)所施加的荷載；隨著荷載逐漸增大，當(dāng)復(fù)合筋的應(yīng)變約為0.002時(shí)，復(fù)合筋的內(nèi)芯鋼筋達(dá)到屈服，鋼筋應(yīng)力保持不變，由玄武巖纖維來(lái)承擔(dān)新增的荷載，表現(xiàn)為筋材的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)減緩。隨著所施加的荷載持續(xù)增大，可聽(tīng)到外包纖維由于斷裂而發(fā)出刺耳響聲；當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，伴隨著巨大的聲響，SBFCB細(xì)絲狀炸開(kāi)破壞，如圖4所示。隨后承載力迅速下降至內(nèi)芯鋼筋屈服時(shí)荷載。由于試驗(yàn)裝置的原因未能測(cè)試內(nèi)芯鋼筋斷裂的過(guò)程。此外，試驗(yàn)之前將錨具進(jìn)行端堵處理，防止筋材在破壞之前被拔出，試驗(yàn)完成后發(fā)現(xiàn)錨具孔口處沒(méi)有明顯變形和裂紋，表明此錨具對(duì)復(fù)合筋的錨固效果很好，如圖5所示。試件破壞位置基本在筋材的中間區(qū)段，靠近錨具的部位幾乎沒(méi)有發(fā)生纖維破壞，同時(shí)也沒(méi)有出現(xiàn)纖維與內(nèi)芯鋼筋剝離的現(xiàn)象。

圖4 SBFCB破壞形態(tài)Fig.4 Failure Modes of SBFCB Specimens

圖5 錨具端部狀態(tài)Fig.5 The Status of Anchorage End

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 SBFCB力學(xué)性能理論分析

試驗(yàn)結(jié)果表明，復(fù)合筋外包纖維層與內(nèi)芯鋼筋在承受荷載作用的過(guò)程中黏結(jié)完好，變形一致，直至外包纖維破壞，因此可以運(yùn)用復(fù)合法則求出鋼-玄武巖纖維復(fù)合筋的受拉特性值，該法則假設(shè)外包纖維層與內(nèi)芯鋼筋在荷載作用下變形協(xié)調(diào)，同一截面處應(yīng)變相等[15]。

采用理想彈塑性模型模擬內(nèi)芯鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線，即假設(shè)內(nèi)芯鋼筋為完全彈塑性材料；采用完全線彈性模型模擬玄武巖纖維的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，即玄武巖纖維在整個(gè)過(guò)程中為完全彈性。兩種材料復(fù)合后對(duì)理論應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行分析：復(fù)合筋應(yīng)變小于0.002時(shí)，應(yīng)力-應(yīng)變曲線為直線；隨著荷載的增加，當(dāng)復(fù)合筋應(yīng)變值為0.002時(shí)，內(nèi)芯鋼筋開(kāi)始屈服；此后，增加的荷載全部由外包玄武巖纖維來(lái)承擔(dān)，表現(xiàn)為鋼筋應(yīng)力增長(zhǎng)速度變緩。此時(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線依然成線性關(guān)系，但斜率比鋼筋屈服之前小，外包纖維應(yīng)變按照此時(shí)的速率逐漸增加，直至極限應(yīng)變而破壞。外包纖維破壞后，荷載突然降至內(nèi)芯鋼筋屈服時(shí)的量值，直至內(nèi)芯鋼筋斷裂。在加載前兩個(gè)階段，應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)出雙折線特性。

圖6為SBFCB理論應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系示意圖，從開(kāi)始加載到鋼筋屈服為第Ⅰ階段，這一階段復(fù)合筋的彈性模量記為EⅠ，拉應(yīng)力記為σⅠ，根據(jù)材料復(fù)合法則，其表達(dá)式為：

圖6 SBFCB理論應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系示意圖Fig.6 Theoretical Stress-strain Curve of SBFCB

EⅠ=(EsAs+EbAb)/A, 0≤ε≤εy,

(1)

σⅠ=εEⅠ=ε(EsAs+EbAb)/A, 0≤ε≤εy,

(2)

式中，Es，As，εy為鋼筋的彈性模量、截面積、屈服應(yīng)變，εy取0.002；Eb，Ab為外包纖維的彈性模量、截面積；ε為復(fù)合筋的應(yīng)變；A為復(fù)合筋的總面積，A=As+Ab。

自鋼筋屈服到外包玄武巖纖維斷裂失效，記為第Ⅱ階段，這一階段的彈性模量記為EⅡ，拉應(yīng)力記為σⅡ：

EⅡ=EbAb/Aεy<ε<εbu,

(3)

σⅡ=εyEⅠ+(ε-εy)EⅡ=(fyAs+εEbAb)/A,

εy<ε<εbu,

(4)

式中，fy為鋼筋的屈服強(qiáng)度；εbu為外包纖維的斷裂應(yīng)變。

自外包纖維斷裂至內(nèi)芯鋼筋斷裂，記為第Ⅲ階段，這一階段的彈性模量記為EⅢ，拉應(yīng)力記為σⅢ：

EⅢ=0,εbu<ε<εu,

(5)

σⅢ=fy,εbu<ε<εu，

(6)

式中εu為鋼筋的斷裂應(yīng)變。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證

根據(jù)材料復(fù)合法則推導(dǎo)的公式(1)～(6)，并結(jié)合表1、表2中材料的物理力學(xué)性能，可以計(jì)算出3種規(guī)格SBFCB的彈性模量、屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度等參數(shù)的理論值。利用試驗(yàn)數(shù)據(jù), 計(jì)算出參數(shù)的試驗(yàn)值，其中屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別由屈服荷載和極限荷載除以實(shí)測(cè)截面面積所得，彈性模量的試驗(yàn)值是根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果采用線性回歸所得，試驗(yàn)結(jié)果及其與理論值的比較如表3所示。

表3 試驗(yàn)結(jié)果及與理論值比較Tab.3 Test Results and Comparison with Theoretical Values

由加載值計(jì)算筋材應(yīng)力，不同型號(hào)SBFCB試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖7所示。

由表3和圖7可見(jiàn)， SBFCB的應(yīng)力-應(yīng)變曲線均呈明顯的雙折線形；鋼筋屈服前，復(fù)合筋的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與理論值非常接近。鋼筋屈服后，復(fù)合筋表現(xiàn)出明顯的二次剛度，因玄武巖纖維彈性模量小于鋼筋的彈性模量，復(fù)合筋的二次剛度要小于鋼筋屈服前的剛度。SBFCB的實(shí)測(cè)屈服應(yīng)變和屈服強(qiáng)度與理論計(jì)算值接近，說(shuō)明內(nèi)芯鋼筋與外包玄武巖纖維在鋼筋屈服之前有效黏結(jié)，兩者共同受力。SBFCB的實(shí)測(cè)極限應(yīng)變和極限強(qiáng)度略小于理論計(jì)算值，這是因?yàn)閮?nèi)芯鋼筋屈服后無(wú)法保證所有玄武巖纖維與內(nèi)芯鋼筋變形同步，少量玄武巖纖維先期達(dá)到極限應(yīng)變和極限強(qiáng)度。SBFCB中玄武巖纖維-鋼含量比越大，其初始彈性模量越小，但內(nèi)芯鋼筋屈服后復(fù)合筋的二次剛度越大，與理論計(jì)算結(jié)果相符。SBFCB的破壞屬于延性破壞，隨著荷載的增加，經(jīng)歷了明顯的應(yīng)變?cè)龃筮^(guò)程，其延性介于普通鋼筋和玄武巖纖維之間。

圖7 SBFCB試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Stress-strain Curve of SBFCB

4 結(jié)論

本研究對(duì)3種不同玄武巖纖維-鋼含量比的SBFCB進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，并依據(jù)材料的復(fù)合法則，推導(dǎo)出SBFCB單向拉伸的應(yīng)力-應(yīng)變曲線模型，將試驗(yàn)值與理論值進(jìn)行對(duì)比，得出以下結(jié)論：

(1)在拉伸試驗(yàn)過(guò)程中，隨著荷載的增大，內(nèi)芯鋼筋先發(fā)生屈服，后由外包的玄武巖纖維承受更大的荷載，當(dāng)達(dá)到外包纖維極限強(qiáng)度時(shí)，復(fù)合筋外包纖維突然炸裂破壞，屬于延性破壞且有明顯破壞預(yù)兆。

(2)鋼筋屈服前，復(fù)合筋彈性模量高于純玄武巖纖維筋，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為線性；當(dāng)內(nèi)芯鋼筋屈服以后，復(fù)合筋能繼續(xù)承受更大的荷載，表現(xiàn)出了明顯的“屈服后剛度”。試驗(yàn)中所得到的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系與理論值相符，均為雙折線本構(gòu)模型。

(3)SBFCB的實(shí)測(cè)屈服應(yīng)變和屈服強(qiáng)度與理論計(jì)算值接近，說(shuō)明內(nèi)芯鋼筋與外包玄武巖纖維在鋼筋屈服之前有效黏結(jié)，兩者共同受力。

(4)復(fù)合筋中玄武巖纖維-鋼含量比越大，其初始彈性模量越小，但它的二次剛度以及極限強(qiáng)度更大，與理論計(jì)算值相一致。

本研究通過(guò)對(duì)SBFCB進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，得出SBFCB的破壞形態(tài)和破壞性質(zhì)，證實(shí)了纖維復(fù)合筋的優(yōu)越性，并根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比理論結(jié)果，驗(yàn)證了雙折線模型的正確性，為后續(xù)SBFCB的工程應(yīng)用打下基礎(chǔ)。本研究提及了玄武巖纖維-鋼含量比對(duì)測(cè)試參數(shù)的影響，下一步還需要深入討論其適當(dāng)?shù)娜≈捣秶?/p>