周競洋,汪 昕,梁訓美,趙純鋒,沈君乾

(1.東南大學 土木工程學院,江蘇 南京 211189;2.山東路德新材料股份有限公司,山東 泰安 271000)

冬季道路積雪結冰會導致路面的靜摩擦因數(shù)和車輛的附著能力降低,進而影響車輛的制動性[1]。常用的路面融雪化冰方法有人工/機械除雪、化學融雪、地熱法和電熱法等[2-5]。人工/機械除雪對人力、物力的需求較大且存在滯后性,很難快速清除路面積雪?；瘜W融雪法會縮短道路使用壽命,并造成地下水污染。而地熱法和電熱法是通過加熱路面的方式融化冰雪,具有快速和環(huán)保的優(yōu)點。除了地熱法受地區(qū)限制較大之外,電熱法是目前研究和實際使用較多的方法。電熱法的發(fā)熱部件類別主要包括發(fā)熱線、發(fā)熱電纜、發(fā)熱筋、導電混凝土、碳纖維發(fā)熱格柵等。相比傳統(tǒng)金屬發(fā)熱材料,碳纖維發(fā)熱格柵具有發(fā)熱快、電磁輻射量極小、熱轉(zhuǎn)化率高、能耗低以及壽命長等優(yōu)點。

Zhao等[6]研究了混凝土路面中布置碳纖維發(fā)熱線的融雪化冰方法,得到了發(fā)熱線間距為0～100 mm時能夠滿足路表溫度分布均勻性的要求。Cevallos等[7]將碳纖維發(fā)熱線埋置于橋面鋪裝層之間進行融雪化冰,提出碳纖維埋置于上下面層之間和埋設間距為8～10 cm時方案合理。李炎鋒等[8]制作了面積為1 000 mm×1 000 mm、發(fā)熱功率為270 W/m2的道路發(fā)熱電纜模型,結果表明:發(fā)熱電纜的輸出功率達到250～350 W/m2時,可以滿足北京地區(qū)路面融雪化冰要求。陳龍等[9]研究了網(wǎng)格尺寸為25 mm×25 mm的內(nèi)置碳纖維/玄武巖纖維格柵混凝土薄板電熱路面模型。通過升溫試驗發(fā)現(xiàn),在環(huán)境溫度為-16 ℃左右時,電功率需在400 W/m2以上時,才能滿足升溫和節(jié)約電能的要求,并保持電阻和電功率穩(wěn)定。Dantino等[10]研究了網(wǎng)格尺寸為10 mm×10 mm的碳纖維/玻璃纖維混合編織網(wǎng)增強混凝土小板,通過小板升溫試驗發(fā)現(xiàn):在多次升溫/降溫循環(huán)中,小板的電阻率波動范圍控制在4.5%以內(nèi);30 mm×30 mm網(wǎng)格尺寸以內(nèi)的小板發(fā)熱均勻性隨網(wǎng)格尺寸的減小而提高。

綜上,基于碳纖維良好的發(fā)熱性能,碳纖維發(fā)熱元件用于路面融雪化冰具有現(xiàn)實可行性。而混雜纖維發(fā)熱格柵在一定電功率下具有穩(wěn)定的發(fā)熱能力,力學性能優(yōu)異,兼具經(jīng)濟性,滿足路面融雪化冰的要求[11-12]。然而,現(xiàn)階段對于碳纖維涂層和混雜纖維發(fā)熱格柵編織形式的研究過于單一,存在重交通荷載或較大變形下對碳纖維保護有限,格柵固化后不易盤卷等局限[13-14];同時,對于碳纖維本身力學性能及力阻效應、混雜纖維發(fā)熱格柵在不同工程材料中的力學及電阻表現(xiàn)研究較少,不利于混雜纖維發(fā)熱格柵的推廣利用[15-18]。

以混雜纖維發(fā)熱格柵為研究對象,探究其與砂漿、混凝土這兩種常用水泥基材料的界面黏結性能。分別選取砂漿薄板和混凝土板模擬格柵在建筑墻面板和路面上面層使用場景,研究混雜纖維發(fā)熱格柵對這兩種基體板件彎曲性能的影響及受力過程中電阻的變化,驗證混雜纖維發(fā)熱格柵在建筑墻面板和路面結構中應用的可行性。

1 試驗材料及方法

1.1 原材料

水泥砂漿和C30混凝土的配合比見表1,其28 d標準抗壓強度分別為53.8和32.1 MPa,水膠比分別為40%和50%。玄武巖纖維格柵由浙江石金玄武巖纖維股份有限公司提供,基本參數(shù)見表2。碳纖維束采用日本東麗公司生產(chǎn)的T700碳纖維無捻粗紗,基本參數(shù)見表3。碳纖維發(fā)熱芯為手工制備的聚氨酯樹脂有捻碳纖維浸膠紗。

表1 水泥和混凝土的配合比Table 1 Mix proportion of cement and concrete kg/m3

表2 玄武巖纖維格柵性能參數(shù)Table 2 Performance parameters of basalt fiber textile

表3 T700碳纖維性能參數(shù)Table 3 Performance parameters of T700 carbon fiber

1.2 格柵拉拔性能測試方法

試驗設計了3種變化參數(shù),分別為2種基體(砂漿和混凝土,分別以M和C表示),3種埋入深度(15、30和55 mm)和3種碳混雜率(0%、50%和100%),每種工況均制備3組試件。基體為邊長70.7 mm的立方體。格柵為300 mm×50 mm的矩形,且在基體中居中放置。碳纖維發(fā)熱芯長度為300 mm。碳混雜率是通過浸膠紗的根數(shù)定義,如50%碳混雜率格柵是將碳纖維浸膠紗固定在1支玄武巖格柵上,另1支保持原狀(圖1)。加載設備為日本島津AG.x plus萬能試驗機。試驗加載速度參考文獻[19],取1.2 mm/min?；w通過輔助工裝固定,格柵自由端采用鑄鐵片錨固。試驗終止條件為格柵拔出或拉斷。格柵與基體之間的黏結應力按照平均值計算。

圖1 碳纖維發(fā)熱芯與玄武巖纖維格柵Fig.1 Carbon fiber heating core and basalt fiber textile

1.3 格柵增強砂漿/混凝土板彎曲性能測試方法

彎曲試驗參數(shù)包括板類型(砂漿板(MP)和混凝土板(CP)),碳混雜率(0%、50%和100%)以及加載方式(靜力和往復加載)。砂漿薄板的尺寸為300 mm×100 mm×20 mm,相應的格柵尺寸、格柵截面配筋率和格柵體積配置率分別為480 mm×100 mm、0.2%和0.4%?；炷帘“宓某叽鐬?00 mm×150 mm×40 mm,相應的格柵尺寸、格柵截面配筋率和格柵體積配置率分別為480 mm×150 mm、0.1%和0.2%。格柵在兩種板內(nèi)為居中放置。值得注意的是,砂漿板和混凝土板的尺寸并不相同,這是因為砂漿板的設計用于墻體,而混凝土板的設計用于混凝土路面。圖2為砂漿板和混凝土板的加載示意圖。由圖2可知:碳纖維浸膠紗的長度與兩種格柵的長度一致。當靜力加載速度為1 mm/min時,試驗過程中出現(xiàn)以下情況認為板件發(fā)生破壞:①板中格柵被拉斷;②板件頂部受壓區(qū)基體被壓碎擠出;③板件撓度過大,不適于繼續(xù)承載;④荷載下降至極限荷載的85%以下。往復加載方案參考文獻[20],目的是測試碳纖維發(fā)熱芯在往復荷載作用下的穩(wěn)定性。對碳混雜率分別為50%和100%的玄武巖纖維格柵增強混凝土板進行往復試驗,終止次數(shù)和加載頻率分別為20 000次和1 Hz。當碳混雜率為50%時,荷載上限和下限分別為0.496fu和0.147fu,fu為板的極限拉伸強度;當碳混雜率為100%時,荷載上限和下限分別為0.493fu和0.145fu。

圖2 砂漿板和混凝土板的加載示意圖(mm)Fig.2 Loading diagram of mortar and concrete slabs (mm)

板跨中名義最大彎曲應力可按式(1)計算。

(1)

式中:σmax為板跨中名義最大彎曲應力,MPa;F為板最大荷載,N;L、b和h分別為板的跨度、寬度和厚度,mm。

板的延性系數(shù)計算方法參考文獻[21],可按式(2)計算。

(2)

式中:i為延性系數(shù);Δy為荷載-位移曲線的第1次屈服位移,由經(jīng)過最大荷載的水平線與加載段切線的交點確定,mm;Δ0.85為荷載下降到85%極限荷載時對應的跨中位移,mm。

2 試驗結果與分析

2.1 格柵界面黏結性能

2.1.1 破壞模式

圖3為3種玄武巖纖維格柵增強砂漿拉拔試件破壞模式。由圖3可知:當埋入深度為15、30和55 mm時,50%碳混雜率格柵增強砂漿拉拔試件的拔出模式均顯示為1支格柵完整拔出和另1支格柵拉斷2種拔出模式,這是由于部分節(jié)點處使用樹脂黏結碳纖維后增強了格柵的鎖嵌能力,且增大了黏結處的接觸面積,使得50%碳混雜率格柵的2支格柵受力不均。混雜碳纖維格柵的1支承受拉拔力過大,導致碳纖維發(fā)熱芯和部分格柵基材拉斷。當埋入深度為15和30 mm時,100%碳混雜率格柵增強砂漿拉拔試件的拔出模式為完整拔出。當埋入深度為55 mm時,拔出模式分為完整拔出和格柵拉斷2種拔出模式。100%碳混雜率格柵相比50%碳混雜率格柵的節(jié)點黏結強度和樹脂面積均更大,但是由于2支格柵承受拉拔力比較均勻,當埋入深度為15和30 mm時,均為完整拔出模式;當埋入深度為55 mm時,由于埋入太深,格柵和基體的界面黏結力超過了格柵的承載力,部分試件出現(xiàn)了2支均被拉斷的現(xiàn)象。

圖3 3種玄武巖纖維格柵增強砂漿拉拔試件破壞模式Fig.3 Failure modes of three types of basalt fiber textile reinforced mortar slabs

圖4為3種玄武巖纖維格柵增強混凝土拉拔試件破壞模式。由圖4可知:玄武巖纖維格柵增強混凝土與砂漿拉拔試件的拔出情況類似,均為完整拔出。對于50%碳混雜率格柵增強混凝土拉拔試件,當埋入深度為15和30 mm時,其失效模式與砂漿拉拔試件拔出模式一致,55 mm埋入深度沒有完整拔出的試件,且發(fā)生了格柵整體被拉潰的拔出現(xiàn)象。對于100%碳混雜率格柵增強混凝土拉拔試件,3種埋入深度破壞模式與50%碳混雜率格柵的破壞模式一致,55 mm埋入深度也出現(xiàn)了格柵整體被拉潰的現(xiàn)象,說明隨著基體粒徑的增大,格柵鎖嵌作用得到進一步發(fā)揮。

圖4 3種玄武巖纖維格柵增強混凝土拉拔試件破壞模式Fig.4 Failure modes of three types of basalt fiber textile reinforced concrete slabs

2.1.2 界面黏結性能

通過排水法得到緯向玄武巖纖維格柵1支的周長為10.74 mm,聚氨酯樹脂基有捻型碳纖維增強復合材料(CFRP)浸膠紗的周長為4.84 mm。在計算平均黏結應力時,忽略經(jīng)向格柵的表面積和樹脂黏結處樹脂的表面積。2種基體拉拔試件的極限荷載、破壞模式和平均黏結應力如表4所示。由表4可知:荷載隨著碳混雜率和埋入深度的增大而增大。當碳混雜率相同時,平均黏結應力總體上隨著埋入深度的增大而減小;當埋入深度相同時,黏結應力總體上隨著碳混雜率的增大而增大。

表4 拉拔試驗結果Table 4 Results of pullout experiments

圖5為2種基體的荷載-位移曲線。由圖5可知:加載前期,荷載-位移曲線均出現(xiàn)了初始剛度偏小的現(xiàn)象,這是因為試驗開始前未對試件進行預加載導致的。當碳混雜率和埋入深度相同時,2種基體拉拔試件體現(xiàn)出較為相似的變化規(guī)律?？傮w上,拉拔力隨滑移先增大后減小。當碳混雜率逐漸增大時,拉拔力-滑移曲線的變化規(guī)律會發(fā)生顯著改變,即曲線出現(xiàn)快速上升和快速下降的趨勢。

圖6為極限荷載/黏結應力與埋入深度的關系。由圖6可知:玄武巖纖維格柵增強砂漿/混凝土試塊的極限荷載-埋入深度曲線顯示了正相關的增長關系。50%和100%碳混雜率格柵增強砂漿/混凝土試塊的荷載增長率逐漸減小,同時黏結應力隨埋入深度不斷減小。50%碳混雜率格柵增強砂漿試塊曲線由于沒有收集到30和55 mm埋入深度下完全拔出模式的數(shù)據(jù),導致曲線出現(xiàn)不規(guī)律的波動;30與55 mm埋入深度下的黏結應力相近。隨著碳混雜率的提升,界面平均黏結應力整體水平提升,主要原因在于:① 拔出過程中,部分節(jié)點處固定碳纖維發(fā)熱芯的三悠環(huán)氧樹脂提高了節(jié)點強度,同時增強了格柵對基體的機械嵌鎖作用;② 有捻碳纖維發(fā)熱芯表面粗糙,且和基體黏結良好。此外,格柵與混凝土基體界面黏結應力整體高于格柵與砂漿基體界面黏結應力,這是因為混凝土內(nèi)的粗骨料粒徑大,更能充分發(fā)揮格柵的鎖嵌作用。隨著埋入深度增大,平均黏結應力整體呈下降趨勢,這是因為:① 隨著埋入深度的增大,受力后的格柵黏結應力分布越不均勻,導致平均黏結應力下降;②當埋入深度為55 mm時,混雜纖維發(fā)熱格柵試塊中有些破壞模式為拉斷破壞,此時界面黏結強度超過了格柵極限拉伸強度,導致平均黏結應力下降。

圖6 極限荷載/黏結應力與埋入深度的關系曲線Fig.6 Relationship curves between ultimate load/bonding stress and insert depth

2.2 砂漿/混凝土板的靜力彎曲性能

2.2.1 破壞模式

4種砂漿薄板的破壞模式如圖7—10所示。由圖7可知:對于素砂漿板,在加載初期,板體本身無明顯變化,位移計示數(shù)為0。當荷載達到極限荷載時,板體純彎段出現(xiàn)1條貫穿裂縫后直接破壞。由圖8可知:對于玄武巖纖維格柵增強砂漿薄板,從加載開始至開裂荷載時,荷載-位移曲線呈線性增長。當出現(xiàn)第1條裂縫后,荷載出現(xiàn)一定幅度的下降,此時由于格柵的存在,阻止了裂縫的繼續(xù)發(fā)展,荷載繼續(xù)上升。若出現(xiàn)第2條裂縫,則重復之前的過程;達到極限承載力后,位移繼續(xù)增大,荷載保持在極限荷載或在其附近波動,顯示出良好的延性。當變形達到板體變形極限后發(fā)生破壞,板體純彎段出現(xiàn)1或2條貫穿裂縫,板頂砂漿被壓碎,板底出現(xiàn)1或2條貫穿裂縫,與板頂貫穿裂縫相對應,可以通過貫穿裂縫觀測到板內(nèi)格柵沒有明顯破壞現(xiàn)象。由圖9和10可知:對于混雜纖維發(fā)熱格柵增強砂漿薄板,其加載情況與玄武巖纖維格柵增強砂漿薄板相似,加載結束后板底純彎段裂縫更多、更窄,幾乎無法通過裂縫觀測到板內(nèi)格柵,這是由于試件的裂縫寬度等于純彎段內(nèi)格柵伸長量減去基體的伸長量,當裂縫數(shù)量增加時,裂縫寬度減小。

圖7 素砂漿板的破壞模式Fig.7 Failure modes of mortar slabs

圖8 玄武巖纖維格柵增強砂漿板的破壞模式Fig.8 Failure modes of basalt fiber textile reinforced mortar slabs

圖10 100%碳混雜率格柵增強砂漿板的破壞模式Fig.10 Failure modes of mortar slabs with a carbon fiber hybrid ratio of 100%

4種混凝土板破壞模式如圖11—14所示。由圖11—14可知:格柵增強混凝土板的加載情況及破壞模式與砂漿薄板相似。與砂漿薄板相比,格柵增強混凝土板開裂次數(shù)和裂縫數(shù)量更多,跨中撓度發(fā)展較格柵增強砂漿薄板有所減弱。此外,可以通過板面貫穿裂縫觀測到板內(nèi)部分格柵斷裂。

圖11 素混凝土板的破壞模式Fig.11 Failure modes of concrete slabs

圖12 玄武巖纖維格柵增強混凝土板的破壞模式Fig.12 Failure modes of basalt fiber textile reinforced concrete slabs

圖13 50%碳混雜率格柵增強混凝土板的破壞模式Fig.13 Failure modes of concrete slabs with a carbon fiber hybrid ratio of 50%

圖14 100%碳混雜率格柵增強混凝土板的破壞模式Fig.14 Failure modes of concrete slabs with a carbon fiber hybrid ratio of 100%

2.2.2 彎曲性能分析

表5為四點彎曲靜力試驗結果。由表5可知:玄武巖纖維格柵和50%碳混雜率格柵增強薄板開裂荷載較素砂漿板分別提升了5.1%和下降了4.0%,格柵的加入并沒有影響砂漿薄板開裂前的彎曲剛度,原因在于:① 格柵截面積相比薄板截面積較小,對于砂漿的削弱效應較弱;② 薄板開裂前,整個截面參與受力,受壓區(qū)高度較大,格柵鋪設在薄板中層,對于純彎段開裂幫助較小。100%碳混雜率格柵增強薄板開裂荷載較素砂漿板下降了29.3%,這是因為碳纖維發(fā)熱芯以及粘貼碳纖維發(fā)熱芯的三悠環(huán)氧樹脂的截面積削減了部分砂漿板的面積,對基體造成了一定損傷,導致開裂荷載降低,100%與50%碳混雜率格柵增強薄板相比,這一現(xiàn)象更加明顯。玄武巖纖維、50%和100%碳混雜率格柵增強薄板較素砂漿板極限承載力分別提升了41.0%、93.9%、141.8%,相應的極限撓度分別提升了72、89和90倍,大幅提高了薄板的受彎變形能力。砂漿板的極限承載力和延性系數(shù)隨著碳混雜率的增大而增大,其中延性增大的原因在于碳纖維芯需要通過樹脂與格柵進行節(jié)點黏接,凸出的樹脂節(jié)點使得格柵不易與砂漿界面發(fā)生脫黏和滑移,從而提升了延性。

表5 四點彎曲靜力試驗結果Table 5 Results of four-point bending static experiments

玄武巖纖維、50%和100%碳混雜率格柵增強板較素混凝土板的極限承載力分別提升了47.3%、87.8%和108.5%,相應的極限撓度分別提升了31、28和23倍,大幅提高了混凝土板的受彎變形能力。然而,同種格柵材料增強混凝土板極限撓度小于砂漿薄板極限撓度,這是因為混凝土板中格柵對于提升極限承載力的效果更好。以荷載-跨中撓度曲線包絡面積表征結構能量,提升極限承載力越多,極限撓度越小。隨著碳混雜率的提升,在混凝土板中混雜纖維格柵各支強度和儲存用于變形耗散的能量并沒有得到充分發(fā)揮,導致在極限承載力上升的情況下,極限撓度下降。格柵增強混凝土板延性系數(shù)整體高于格柵增強砂漿薄板延性系數(shù),這是因為鋪設1層格柵的情況下,混凝土板與格柵之間的界面黏結強度達到了格柵的極限拉伸強度,格柵變形耗能能力殆盡,導致整體延性水平降低。與格柵增強砂漿薄板不同,隨著碳混雜率的提升,格柵增強混凝土板開裂荷載相近,極限承載力提高,極限撓度降低,延性系數(shù)不斷下降。

圖15為砂漿板和混凝土板的荷載-位移曲線。由圖15(a)可知:格柵增強砂漿板在初次開裂后,隨著變形增大,承載力逐漸提高,達到極限承載力后進入平臺段。此時跨中位移不斷增大,承載力卻沒有下降,表明格柵增強砂漿薄板具有良好的延性性能。此時格柵并沒有破壞導致荷載突然卸載,也沒有達到界面黏結力極限而出現(xiàn)滑移,充分發(fā)揮了格柵在砂漿薄板中良好的變形能力。直到部分格柵條帶在變形過程中出現(xiàn)損傷或率先達到極限變形而退出工作,荷載才開始下降,此時跨中位移保持平穩(wěn)發(fā)展,并沒有出現(xiàn)突然增大的現(xiàn)象。值得注意的是,試件M的加載剛度和開裂荷載與其他工況的結果差異較大,其主要原因在于:① 由于攪拌設備容量較小,導致每次攪拌的砂漿數(shù)量只夠一種工況使用(每種工況需要制備相同的3組試件),因此,每次攪拌的砂漿可能存在一定的性能差異;② 由于格柵表面較為光滑,易與砂漿之間發(fā)生脫黏和滑移,導致加載剛度和開裂荷載略有下降。圖15(b)與圖15(a)相比,素混凝土的加載剛度和開裂荷載顯示了較為合理的結果,這是因為混凝土內(nèi)部存在一定數(shù)量的粗骨料,而粗骨料在格柵孔眼內(nèi)起到一定的銷栓作用,使得格柵較難發(fā)生滑移。

圖15 2種板的荷載-位移曲線Fig.15 Load-displacement curves of two types of slabs

2.2.3 力阻效應分析

混雜纖維發(fā)熱格柵增強砂漿薄板的電阻-跨中位移曲線如圖16所示。由圖16可知:對于不同的板材而言,混雜纖維發(fā)熱格柵的電阻幾乎不隨跨中位移的增大而發(fā)生變化,體現(xiàn)了良好的力阻效應。

圖16 電阻-跨中位移曲線Fig.16 Electrical resistivity-midspan displacement curves

表6為格柵增強砂漿/混凝土薄板的電阻性能。由表6可知:格柵增強砂漿板6根測試碳纖維的最終電阻變化率為0.13%～3.32%,部分碳纖維發(fā)熱芯變形接近,但未到達聚氨酯樹脂有捻型CFRP浸膠紗破壞電阻變化率,表明混雜纖維發(fā)熱格柵碳纖維發(fā)熱芯可以在砂漿薄板中承擔較大的變形,并且不會在極限承載力附近破壞,可以受到有效保護,50%碳混雜率格柵增強混凝土板3根測試碳纖維全部破壞,100%碳混雜率格柵增強混凝土板3根測試碳纖維有1根破壞、2根在彈性變形范圍之內(nèi),未破壞碳纖維電阻變化率(保持在1.08%以內(nèi)),未到達聚氨酯樹脂有捻CFRP浸膠紗破壞時電阻變化率。上述結果表明:①100%碳混雜率格柵相比50%碳混雜率格柵,承載力更高的同時各支受力更加均勻;②100%碳混雜率格柵在荷載卸載、跨中位移發(fā)展較大時,碳纖維發(fā)熱芯仍保持良好的變形能力,受到有效保護。

表6 格柵增強砂漿/混凝土薄板的電阻性能Table 6 Electrical resistivity performance of textile reinforced cement/concrete thin slabs

2.3 混凝土板往復荷載下的彎曲性能

2.3.1 往復荷載作用下板的破壞模式

圖17為往復荷載下薄板的失效模式。由圖17可知:在施加往復荷載前的第1次靜載試驗中,2個測試板件均出現(xiàn)開裂現(xiàn)象,此時板件底部受彎區(qū)出現(xiàn)裂縫,位移計示數(shù)顯著增大;在卸載階段,裂縫寬度逐漸減小至接近閉合。靜力加載與卸載完成后,板件將開始承受往復荷載。在往復荷載循環(huán)中,板件裂縫高度和寬度得到發(fā)展,但發(fā)展幅度不大。在最后1次靜載試驗時加載至破壞,破壞模式與之前靜力彎曲試驗破壞模式相似。

圖17 往復荷載下薄板的失效模式Fig.17 Failure modes of thin slabs under repeated load

2.3.2 往復荷載作用下板的彎曲性能

圖18為混雜板在不同循環(huán)次數(shù)下的荷載-跨中位移曲線。由圖18可知:首次靜載試驗中,2種混凝土板均發(fā)生了開裂。加載時,在開裂前跨中撓度發(fā)展較慢,在2 500～3 000 N范圍內(nèi)混凝土開裂,跨中位移突然增大。隨著施加往復荷載的次數(shù)增加,跨中位移突然增大的現(xiàn)象會消失,增長速率逐漸放緩,并進入穩(wěn)步增長階段。50%和100%碳混雜纖維發(fā)熱格柵增強混凝土板的跨中位移分別由0增大至1.54和1.59 mm。而當卸載時,板件的跨中位移分別由1.54 mm減小至0.50 mm、1.59 mm減小至0.42 mm,這表明首次靜力加載與卸載后板件產(chǎn)生了0.50和0.42 mm的殘余位移,主要原因在于受彎段混凝土因開裂出現(xiàn)了不可恢復的變形。然而,在后續(xù)循環(huán)荷載施加過后,進行靜力加載與卸載,薄板的殘余位移發(fā)展較小,表明此時板件裂縫進入穩(wěn)定狀態(tài),此時2種混雜纖維發(fā)熱格柵增強混凝土板的跨中位移發(fā)展接近,差距較小。

圖18 混雜板在不同循環(huán)次數(shù)下的荷載-跨中位移曲線Fig.18 Load-midspan displacement curves of hybrid slabs under different cycles

圖19為50%和100%碳混雜率格柵增強混凝土板的殘余強度。由圖19可知:20 000次往復荷載循環(huán)后,板件跨中位移與5 000、10 000次時較為接近,能夠初步認為此時混雜纖維發(fā)熱格柵的變形趨于穩(wěn)定,50%和100%碳混雜纖維發(fā)熱格柵增強混凝土板的殘余強度分別為5 968和6 744 N,表明在20 000次往復荷載循環(huán)次數(shù)下仍有較高的殘余強度。

圖19 兩種混雜板的殘余強度Fig.19 Residual strength of two types of hybrid slabs

2.3.3 往復荷載作用下的力阻效應

圖20為100%碳混雜率格柵增強混凝土板在不同往復荷載循環(huán)次數(shù)下的電阻-荷載曲線。由圖20可知:碳纖維發(fā)熱格柵增強混凝土板的測試碳纖維在不同往復荷載循環(huán)次數(shù)后,其靜力加載過程中的電阻幾乎沒有變化,表明碳纖維發(fā)熱芯具有較強的抵抗疲勞荷載的能力。其余碳混雜率格柵增強混凝土板的電阻-荷載曲線變化規(guī)律類似,故不再贅述。

圖20 不同往復荷載循環(huán)次數(shù)下的電阻-荷載曲線Fig.20 Electrical resistivity-load curves under different cycles of reciprocating load

表7 不同循環(huán)次數(shù)往復荷載作用后靜力加載過程中混凝土板的電阻性能Table 7 Electrical resistance performance of concrete slab under static loading after different cycles of reciprocating load

3 結論

本文針對混雜纖維發(fā)熱格柵在建筑墻面板和路面上面層的使用場景,選用碳混雜纖維發(fā)熱格柵制作了拉拔增強板件,并進行了黏結性能和彎曲性能試驗。

1)相比砂漿基體,混凝土基體更能充分發(fā)揮格柵的鎖嵌作用,界面黏結應力水平整體高于砂漿基體。隨著碳混雜率的提升,有捻碳纖維發(fā)熱芯粗糙的表面形式以及節(jié)點黏結樹脂對格柵鎖嵌有提升作用,從而提高了界面黏結應力整體水平。隨著埋入深度的增大,黏結應力整體呈下降趨勢。

2)隨著碳混雜率的提升,基體截面受到削弱,兩種基體板件開裂彎曲應力呈下降趨勢,但是顯著提升了極限荷載、極限彎曲應力和延性。100%碳混雜率格柵增強砂漿板極限承載力和極限撓度分別提升141.8%和90倍,而100%碳混雜率格柵增強混凝土板分別提升108.5%和23倍。在靜力彎曲試驗中,砂漿增強板破壞時碳纖維發(fā)熱芯未破壞,電阻變化率保持在3.32%以內(nèi);混凝土增強板破壞時50%碳混雜率格柵碳纖維發(fā)熱芯破壞,大部分100%碳混雜率格柵碳纖維發(fā)熱芯未破壞,電阻變化率保持在1.08%以內(nèi)。

3)50%和100%碳混雜率格柵增強混凝土板在開裂后產(chǎn)生不可恢復的殘余變形。隨著循環(huán)次數(shù)的增加,板跨中位移隨荷載緩慢上升,混凝土開裂進入穩(wěn)定狀態(tài)。在施加20 000次往復荷載循環(huán)后,板件保有較高的殘余強度。50%極限荷載水平對應的混凝土增強板跨中位移和電阻變化率趨于穩(wěn)定。