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    鋼-玄武巖纖維復(fù)合筋抗拉性能試驗(yàn)研究

    2021-08-10 08:23:06孫勝江梅葵花李航宇邢麗麗
    公路交通科技 2021年7期
    關(guān)鍵詞:內(nèi)芯筋材錨具

    孫勝江,趙 磊,2,梅葵花,李航宇,邢麗麗

    (1.長安大學(xué) 公路學(xué)院, 陜西 西安 710064;2.陜西機(jī)勘工程檢測咨詢有限公司, 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,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]通過對復(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。而國內(nèi)在復(fù)合筋方面的研究起步相對較晚,但近年來其發(fā)展迅速。楊正光等[4]對玻璃纖維混雜筋的試驗(yàn)證明了可以通過結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提高FRP的延性。鄭百林等[5]對玻璃纖維混雜筋進(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)纖維含量對筋材強(qiáng)屈比有較大影響,并針對拉壓不對稱的特性,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。

    盡管國內(nèi)外對復(fù)合筋的受力特性開展了廣泛的研究,但是對于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)與評價(jià)。

    1 試驗(yàn)方案

    本次試驗(yàn)對3種不同玄武巖纖維-鋼含量比的SBFCB進(jìn)行拉伸試驗(yàn),測定其初期彈性模量、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)的試件編號為B1,B2和B3,試件長度均為1.7 m,SBFCB的型號及組成材料如表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,無法采用傳統(tǒng)的夾片式錨具,否則會因?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)之前先用除銹劑對錨具內(nèi)部進(jìn)行除銹處理,黏結(jié)介質(zhì)采用環(huán)氧樹脂膠。先對筋材一端的錨具灌膠,在灌膠過程中,通過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)氧樹脂膠灌滿后,將錨具養(yǎng)護(hù)7 d,待環(huán)氧樹脂完全固化后,再對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。筋材的張拉力通過壓力傳感器來測定,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)變片兩種方法來測量并相互校核,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測試筋材的滑移。所有的應(yīng)變片以及百分表均連接到DH3817動靜態(tài)應(yīng)變測試系統(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)備工作就緒后開始加載。本次試驗(yàn)采用張拉力控制的加載方法,采用分級加載,但因千斤頂油壓手動難以精確控制,故不是嚴(yán)格分級,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 試件破壞過程及破壞形態(tài)

    整個(gè)試驗(yàn)過程,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,由玄武巖纖維來承擔(dān)新增的荷載,表現(xiàn)為筋材的應(yīng)變增長減緩。隨著所施加的荷載持續(xù)增大,可聽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)裝置的原因未能測試內(nèi)芯鋼筋斷裂的過程。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)錨具孔口處沒有明顯變形和裂紋,表明此錨具對復(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有發(fā)生纖維破壞,同時(shí)也沒有出現(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)過程中為完全彈性。兩種材料復(fù)合后對理論應(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)芯鋼筋開始屈服;此后,增加的荷載全部由外包玄武巖纖維來承擔(dān),表現(xiàn)為鋼筋應(yīng)力增長速度變緩。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, 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)測屈服應(yīng)變和屈服強(qiáng)度與理論計(jì)算值接近,說明內(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)變增大過程,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)行對比,得出以下結(jié)論:

    (1)在拉伸試驗(yàn)過程中,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)測屈服應(yīng)變和屈服強(qiáng)度與理論計(jì)算值接近,說明內(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。

    本研究通過對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-鋼含量比對測試參數(shù)的影響,下一步還需要深入討論其適當(dāng)?shù)娜≈捣秶?/p>

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