聚丙烯棒在混凝土中的黏結(jié)性能試驗研究

王振清，常 哲，張 昊，尹淑君

(河南工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院, 鄭州 450001)

地下糧倉相比地上糧倉具有低溫、環(huán)保、節(jié)能節(jié)地、造價低等優(yōu)點[1],大力發(fā)展地下糧倉可以滿足國家節(jié)能環(huán)保的要求。在地下糧倉建設(shè)中,防水、防潮一直是制約其發(fā)展的一大難題。目前常用的防水措施為粘貼防水卷材及涂抹防水材料[2],但防水卷材耐久性差,與混凝土容易發(fā)生剝離,造成滲漏。除此之外工程中采用內(nèi)襯鋼板進行防水,但鋼板易腐蝕、造價高等缺陷決定鋼板不是理想的防水材料。常晨輝[3]、張淑媛[4]采用內(nèi)襯塑料板作為防水層,塑料板和混凝土之間通過聚丙烯(PP)棒連接起來。

PP棒作為連接件對于內(nèi)襯塑料板防水體系有重要作用,然而PP棒與混凝土的黏結(jié)機理研究相對較少。鋼筋與混凝土的黏結(jié)機理研究較為成熟,與PP棒有相似之處。Menzel[5]通過拉拔試驗探究了影響鋼筋與混凝土黏結(jié)的因素。Mains[6]測出了鋼筋黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長度的分布情況。滕智明等[7]提出鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)關(guān)系,并計算得出臨界點所對應(yīng)的黏結(jié)強度。Benmokrane等[8]發(fā)現(xiàn)纖維增強塑料(FRP)筋的表面幾何形狀、填充漿液的性質(zhì)和錨桿的剛度影響著FRP筋錨桿的最大黏結(jié)應(yīng)力。李揚等[9]研究了FRP筋直徑錨固長度和溫度對FRP筋與混凝土黏結(jié)性能的影響。陳爽等[10]建立了適用于FRP筋與珊瑚混凝土黏結(jié)滑移本構(gòu)模型,并得出本構(gòu)模型中上升段的黏結(jié)-滑移微分方程。張淑媛等[11]提出了一種對PP棒開槽的形式,但抗拔能力較弱,不足以抵抗地下倉設(shè)計的水壓力。綜合考慮鋼筋和FRP筋的表面形式,提出在PP棒表面進行車絲處理(簡稱螺紋型)。通過對螺紋型PP棒和光圓型PP棒進行中心抗拔試驗,提出聚丙烯在混凝土中的黏結(jié)滑移曲線且提供一種PP棒與混凝土的連接形式,以期為今后地下糧倉防水提供參考意見。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計及制作

試件由PP棒與混凝土現(xiàn)澆成一整體,如圖1所示。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標準》(GB 50152—2012)[12]中的相關(guān)規(guī)定,混凝土試塊采用150 mm×150 mm×150 mm。為避免PP棒端部的產(chǎn)生應(yīng)力集中,在端部加上聚氯乙烯(PVC)套管隔離PP棒和混凝土,PVC套管的長度為35 mm,試件的幾何尺寸及構(gòu)造如圖2所示。

圖1 PP板與混凝土連接示意圖Fig.1 Scheme of connecting PP board with concrete

圖2 試件幾何尺寸及構(gòu)造Fig.2 Geometric size and structure of the specimen

考慮了PP棒的表面形式、PP棒直徑和混凝土的強度等級為試件參數(shù)。PP棒的表面形式分為光圓型和螺紋型,如圖3所示。PP棒直徑分為25 mm與30 mm,PP彈性模量為1 430 MPa,泊松比為0.2；混凝土強度等級為C35和C55,混凝土強度平均值分別為42.2 MPa與58.9 MPa。為確保試驗的準確性,共制作16個試件,每種拉拔試件各制備4個,試件參數(shù)及主要試驗結(jié)果如表1所示。

圖3 螺紋型PP棒Fig.3 Threaded PP rod

表1 試件參數(shù)及主要試驗結(jié)果

1.2 加載裝置及材料性能

中心拉拔試驗采用的儀器為SHT46056型號的電液伺服萬能試驗機,如圖4所示。以100 N/s的加載速度對試件進行加載,加載至試件破壞,停止加載。

圖4 加載裝置Fig.4 Loading device

1.3 測點布置

為了進一步探究PP棒在加載過程中的傳力機理和分布規(guī)律,在PP棒內(nèi)部設(shè)置應(yīng)變片,應(yīng)變片布置如圖5所示。為保證加載過程中應(yīng)變片不被破壞及數(shù)據(jù)的準確性,將PP棒沿縱向分割為兩半。

圖5 應(yīng)變片測點布置Fig.5 Position arrangement of strain measuring points

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

試驗中出現(xiàn)PP棒從混凝土中拔出破壞及PP棒在混凝土中斷裂破壞兩種破壞形態(tài),如圖6所示。光圓型PP棒破壞均為拔出破壞[圖6(a)],螺紋型PP棒只有PL-30-C35-3、PL-30-C35-4發(fā)生拔出破壞,其余均為斷裂破壞,PP棒斷裂破壞如圖6(b)所示,斷裂均為正截面破壞,破壞部位均發(fā)生在靠近加載端的混凝土端部,這是由于PP棒在此處受力不均勻產(chǎn)生了應(yīng)力集中。螺紋型拔出破壞占螺紋型總破壞試件的17%,可能是由于試件在澆筑時,PP棒螺紋與混凝土之間沒有接觸密實,在螺紋表面形成滑移層,降低了PP棒與混凝土之間的黏結(jié)強度,但降低程度較小,與該種類型PP棒黏結(jié)強度平均值差率為-2.6%。

圖6 PP棒破壞形態(tài)Fig.6 The failure pattern of PP rod

2.2 黏結(jié)-滑移曲線分析

為定義PP棒與混凝土之間的黏結(jié)-滑移關(guān)系,采用錨固段上的平均黏結(jié)應(yīng)力,表達式為

(1)

式(1)中:τ為平均黏結(jié)應(yīng)力；F為外加拉力；d為PP棒直徑；la為錨固長度。

2.2.1 PP棒拔出破壞

圖7 PG-30-C35 PP棒與混凝土之間的黏結(jié)-滑移曲線Fig.7 Bond slip curve between PG-30-C35 and Concrete

如圖7所示為試件PG-30-C35 PP棒與混凝土之間黏結(jié)滑移曲線,相對滑移為加載端實際滑移量與自由端實際滑移量之間的相對滑移值。由圖7可知,試件破壞過程可以分為3個階段:第1個階段為彈性階段,平均黏結(jié)應(yīng)力隨相對滑移值呈線性增長,此時PP棒與混凝土之間滑移值很小,黏結(jié)力主要由靜摩擦力組成。彈性階段達到的平均黏結(jié)應(yīng)力值便為黏結(jié)強度峰值；第2個階段為屈服階段。PP棒與混凝土之間局部出現(xiàn)滑移并沿PP棒迅速延伸,黏結(jié)力主要由滑動摩擦力組成,平均黏結(jié)應(yīng)力在黏結(jié)強度峰值處浮動；第3個階段為下降階段。PP棒與混凝土交界面形成了滑移層,PP棒從混凝土中被迅速拔出,黏結(jié)應(yīng)力從峰值逐漸減小。

2.2.2 PP棒斷裂破壞

如圖8所示為PL-30-C35、PL-30-C55、PL-25-C55類試件斷裂的黏結(jié)滑移曲線,3條曲線變化趨勢大致相同。第一個上升段為彈性階段,PP棒與混凝土之間黏結(jié)力主要由靜摩擦力與機械咬合力組成。隨著荷載的增大,PP棒與混凝土相對滑移增大,靜摩擦力轉(zhuǎn)變?yōu)榛瑒幽Σ亮ΑＳ捎诼菁y與混凝土之間機械咬合力存在,黏結(jié)應(yīng)力進一步增大,平均黏結(jié)應(yīng)力與相對滑移的斜率逐步變小。當拉應(yīng)力達到PP棒的極限抗拉強度時,PP棒被拉斷,黏結(jié)滑移曲線進入下降階段。

圖8 PP棒被拔斷試件Fig.8 The disconnected PP rod

2.3 黏結(jié)性能影響因素分析

2.3.1 PP棒表面形式

如圖9所示為不同表面形式下平均黏結(jié)應(yīng)力-相對滑移曲線?？梢钥闯?光圓型PP棒達到平均黏結(jié)應(yīng)力峰值始終處于彈性狀態(tài),相對滑移值較小,螺紋型PP棒在達到平均黏結(jié)應(yīng)力峰值前由彈性轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄?相對滑移值較大。螺紋型PP棒與混凝土的平均黏結(jié)應(yīng)力遠大于光圓型PP棒,平均黏結(jié)應(yīng)力峰值比為12.43。螺紋型PP棒在受力過程中,塑料螺紋與混凝土的機械咬合承受主要拉力,摩擦力承受的拉力較小。在工程應(yīng)用中,建議采用螺紋型式,對黏結(jié)力提升較大。

圖9 PP棒表面形式對黏結(jié)強度的影響Fig.9 Effect of PP rod surface form on bond strength

2.3.2 PP棒直徑

如圖10所示為典型螺紋型PP棒試件在不同直徑下的平均黏結(jié)應(yīng)力-相對滑移曲線。不同直徑曲線變化趨勢相同,平均黏結(jié)應(yīng)力隨直徑增大而增大,當PP棒直徑為25 mm時,極限黏結(jié)應(yīng)力為1.75 MPa,當PP棒直徑為30 mm時,極限黏結(jié)應(yīng)力為3.41 MPa,提高了94.9%。當PP棒直徑由25 mm 改變成30 mm時,塑性變化顯著提高,PP棒相對滑移增加了35.9%。

圖10 PP棒直徑對黏結(jié)強度的影響Fig.10 Effect of the diameter of PP rod on bond strength

2.3.3 混凝土強度

改變混凝土強度等級,螺紋型PP棒試件在表面形式和直徑不變的平均滑移應(yīng)力-相對滑移曲線如圖11所示。混凝土強度等級增加時,平均黏結(jié)應(yīng)力隨之增加；當混凝土為C55時,極限黏結(jié)應(yīng)力為3.41 MPa,混凝土為C35時,極限黏結(jié)應(yīng)力為2.76 MPa,提高了23.6%；混凝土為C55時,相對滑移為7.01 mm,比C35的試件增加了193.3%。

圖11 混凝土強度對黏結(jié)強度的影響Fig.11 Effect of concrete strength on bond strength

2.4 黏結(jié)應(yīng)力分布

2.4.1 PP棒應(yīng)力

如圖12所示為PP棒在錨固長度上的應(yīng)力分布曲線。加載初期,光圓型和螺紋型PP棒變形很小,各測點應(yīng)力值相差較小。隨著加載增大,光圓型和螺紋型PP棒均為靠近加載端變形較大,與實際受力情況相符。光圓型PP棒應(yīng)力與距加載端距離近似線性關(guān)系,螺紋型PP棒由于螺紋與混凝土之間的機械咬合力,靠近加載端部位承受主要的拉力。

2.4.2 黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長度的分布

在外部拉力作用下,PP產(chǎn)生應(yīng)力,該應(yīng)力通過PP棒與混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力傳遞給混凝土,由于PP棒與混凝土的彈性模量相差較大,二者產(chǎn)生相對滑移,PP棒微段受力圖如圖13所示。由于dx足夠小,因此可以假定黏結(jié)應(yīng)力在dx范圍分布均勻。由微段平衡原理可知,微段兩端產(chǎn)生的拉力差由微段表面的黏結(jié)力提供,因此其黏結(jié)應(yīng)力與PP棒應(yīng)變的關(guān)系為

圖12 不同PP棒的應(yīng)力分布曲線Fig.12 Stress distribution curves of different PP rod

(2)

式(2)中:τ為黏結(jié)應(yīng)力；ΔF為PP微段兩端的拉力差；A為PP棒和混凝土之間的黏結(jié)面積；AP為PP棒橫截面積；D為PP棒直徑；σP, i+1、σP, i和εP, i+1、εP, i分別為i+1測點和i測點處的PP棒應(yīng)力和應(yīng)變；EP為PP彈性模量；hi為兩測點間距。

圖13 PP棒微段受力示意圖Fig.13 Scheme of micro-section force of PP rod

如圖14所示,每種試件的黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長度的分布規(guī)律基本一致。在加載初期,外部拉力較小,因此自由端的黏結(jié)應(yīng)力幾乎為0。隨著荷載的增加,拉拔力逐漸向試件的自由端傳遞,拉拔力逐漸向自由端傳遞,起到傳遞的黏結(jié)應(yīng)力逐漸增大。加載端附近的黏結(jié)應(yīng)力增長速度遠遠超過自由端附近的黏結(jié)應(yīng)力。隨著荷載級數(shù)的增加,黏結(jié)應(yīng)力的峰值逐漸增加,而自由端黏結(jié)應(yīng)力有所增長,但增幅較小,因此PP棒與混凝土之間在錨固范圍內(nèi)的黏結(jié)應(yīng)力分布不均勻性也越來越顯著。

3 結(jié)論

(1)試件在進行中心拉拔試驗時,PP棒發(fā)生拔出破壞和斷裂破壞,PP棒與混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力曲線可以分為彈性階段、局部開裂階段及下降階段。

(2)光圓型PP棒和螺紋型PP棒受外部拉力時,均為靠近加載端應(yīng)力值較大；改變PP棒的表面形式極大提升了極限黏結(jié)應(yīng)力,表面形式為螺紋型時比光圓型的極限黏結(jié)應(yīng)力提升了12.8倍；改變PP棒的直徑時,直徑30 mm的試件比直徑25 mm的極限黏結(jié)應(yīng)力增大了35.9%；改變混凝土強度等級時,C55試件比C35試件極限黏結(jié)應(yīng)力增大了23.6%。

(3)在不同級別的荷載下,試件的黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長度呈現(xiàn)由加載端向自由端逐漸減小的不均勻分布,其不均勻性與位置相關(guān)；試件自由端的黏結(jié)應(yīng)力總是小于加載端的黏結(jié)應(yīng)力,且黏結(jié)應(yīng)力峰值總出現(xiàn)在加載端附近。

(4)在工程應(yīng)用中建議改變PP棒表面形式或增大PP棒直徑來提升PP棒在混凝土中的黏結(jié)強度；且提出一種PP棒與混凝土的連接形式,為今后地下糧倉防水提供參考。