ECC與鋼筋黏結(jié)性能試驗(yàn)研究

翟可儀，葉 明，張耀文，姜海波，肖 杰，梅塨鏞，黃梓槺

（1. 廣東工業(yè)大學(xué) 土木與交通工程學(xué)院, 廣東 廣州 510006；2. 廣州市北二環(huán)交通科技有限公司, 廣東 廣州 510062；3. 廣東三和管樁股份有限公司, 廣東 中山 528414）

工程水泥基復(fù)合材料(Engineered Cementitious Composite, ECC)是由美國(guó)密歇根大學(xué)的LIVC教授和麻省理工大學(xué)的Leung CKY教授基于斷裂力學(xué)和微觀力學(xué)原理發(fā)明的一種具有優(yōu)異拉伸變形性能的水泥基復(fù)合材料[1]。大量研究表明，ECC具有顯著的應(yīng)變硬化特征，軸向拉伸試驗(yàn)中，測(cè)得極限拉應(yīng)變范圍為3%～8%，充分地發(fā)揮了纖維的韌性作用[2]。而且ECC還具有優(yōu)異的裂縫控制能力，將其應(yīng)用于實(shí)際工程可顯著改善結(jié)構(gòu)構(gòu)件的力學(xué)性能。

而ECC混凝土與鋼筋是否具有良好的黏結(jié)錨固性能是對(duì)兩者進(jìn)行工程應(yīng)用與設(shè)計(jì)的基本問(wèn)題之一，它對(duì)于ECC結(jié)構(gòu)中鋼筋的錨固搭接等工程問(wèn)題的解決具有十分重要的意義。另一方面，隨著有限元分析的發(fā)展，需要先對(duì)其黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行確定，才能更好地模擬ECC與鋼筋的黏結(jié)性能。然而，ECC在配置過(guò)程中缺少粗骨料，使得ECC與普通混凝土的物理力學(xué)性能具有一定的差異性，已有的關(guān)于鋼筋混凝土黏結(jié)性能方面的研究是否適用于ECC與鋼筋的研究還有待驗(yàn)證[3-5]。因此，研究鋼筋與ECC間的黏結(jié)錨固性能關(guān)系具有重要的理論與實(shí)際意義。

Deng[6]等進(jìn)行了普通鋼筋混凝土和配筋ECC黏結(jié)性能的對(duì)比分析，得出配筋ECC極限黏結(jié)強(qiáng)度為普通混凝土的1.71倍。Cai[7]等提出了一種考慮鋼筋肋高的有限元分析模型。王洪昌[8]通過(guò)梁式黏貼試驗(yàn)和拉拔試驗(yàn)的分析研究，提出了HRB335級(jí)鋼筋與ECC的錨固長(zhǎng)度建議值。本文通過(guò)拉拔試驗(yàn)來(lái)探討ECC與鋼筋間的黏結(jié)性能，揭示兩者間的黏結(jié)滑移破壞形態(tài)及相應(yīng)的滑移機(jī)理，進(jìn)而得到纖維摻量、錨固長(zhǎng)度、保護(hù)層厚度等變量對(duì)其兩者的影響規(guī)律，從而為完善ECC與鋼筋間的黏結(jié)滑移理論提供一定的實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)原材料

水泥：采用廣州市某水泥廠的石井牌P·O42.5R級(jí)普通硅酸鹽水泥；粉煤灰：Ⅰ級(jí)高鈣粉煤灰；細(xì)骨料A1：廣西某沙場(chǎng)生產(chǎn)的不同粒徑石英砂按50%比例混搭，粒徑為100目和200目；細(xì)骨料 A2：粒徑小于3 mm的精細(xì)砂；減水劑：江門市某廠生產(chǎn)的聚羧酸高效減水劑，減水率可達(dá)20%；PVA纖維：日產(chǎn)的K?Ⅱ可樂(lè)綸纖維，主要化學(xué)成分為聚乙烯醇，性能指標(biāo)如表1 所示；鋼筋：廣州東圃區(qū)聚洪鋼材加工廠的光圓鋼筋和螺紋鋼筋兩類鋼筋，鋼筋的基本力學(xué)性能如表2所示，其中R表示光圓鋼筋。

表1 PVA纖維的基本特性Table1 Basic characteristics of PVA fiber

表2 鋼筋性能指標(biāo)Table2 Rebar performance index

1.2 試件設(shè)計(jì)與制作

根據(jù)試驗(yàn)的目的，考慮4個(gè)主要參數(shù)：鋼筋的類別、纖維摻量、黏結(jié)錨固長(zhǎng)度、保護(hù)層厚度。因此本試驗(yàn)設(shè)計(jì)12組即36個(gè)立方體中心拉拔試件，試件設(shè)計(jì)如圖1所示，試件模具制作采用木模板。在試件加載端附近設(shè)置PVC管非黏結(jié)區(qū)域以防止試件加載端會(huì)局部受壓導(dǎo)致立方體試件內(nèi)鋼筋端部應(yīng)力與其附近應(yīng)力水平相差較大。試件中改變PVC管長(zhǎng)度以改變黏結(jié)長(zhǎng)度，保護(hù)層厚度通過(guò)改變?cè)嚰叽鐏?lái)實(shí)現(xiàn)。

圖1 拉拔試件Fig.1 Pull-out specimens

1.3 加載與測(cè)試

拉拔實(shí)驗(yàn)使用DDL300 噸萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)采用位移控制進(jìn)行加載，速率為0.5 mm/min。采用圖2所示的加載裝置，儀器頂部設(shè)置有偏心球鉸以避免鋼筋的偏心誤差。加載時(shí)上部框架固定，下夾具夾住鋼筋一起向下下降，直至試件達(dá)到破壞的狀態(tài)。試驗(yàn)時(shí)在試件自由端與其上表面處均放置位移計(jì)，以測(cè)量鋼筋與試件自由端的相對(duì)滑移，位移計(jì)數(shù)據(jù)通過(guò)晶明采集儀進(jìn)行采集，頻率為1 Hz。試驗(yàn)過(guò)程發(fā)生試件破壞、鋼筋屈服或鋼筋拔出，立即停止試驗(yàn)。

圖2 加載裝置Fig.2 Loading device

根據(jù)文獻(xiàn)[9]，CD段為實(shí)際錨固長(zhǎng)度；試驗(yàn)過(guò)程中，自由端DE段鋼筋不會(huì)發(fā)生太大的變形，可忽略其變形對(duì)自由端位移的影響，因此計(jì)算自由端滑移量Sf時(shí)可采用自由端位移計(jì)所量測(cè)的位移；而AC段鋼筋處于受力較大位置且鋼筋較長(zhǎng)，此區(qū)段鋼筋發(fā)生的變形不可忽略，故計(jì)算加載端滑移量Su時(shí)應(yīng)減去該段鋼筋的變形。

AC段鋼筋的變形

式中：ES和AS為鋼筋彈性模量和鋼筋截面積，LAC為AC段的長(zhǎng)度，P為拉拔力。

則加載端實(shí)際滑移量Su為

Su=SZ?SAC

式中：SZ為試驗(yàn)機(jī)測(cè)得的鋼筋實(shí)際滑移量。

從而可得出整個(gè)黏結(jié)段滑移量的計(jì)算公式為

計(jì)算鋼筋與ECC基體在黏結(jié)長(zhǎng)度范圍內(nèi)的黏結(jié)強(qiáng)度τ 的公式為

式中：d為鋼筋的直徑，la為錨固長(zhǎng)度。

2 拉拔實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

本次12組拉拔試件的破壞形式如表3所示，從表中可以看出ECC與鋼筋之間的失效模式主要是剪切破壞與鋼筋屈服。對(duì)于剪切破壞試件，當(dāng)荷載達(dá)到一定值時(shí)，試件中的鋼筋被拔出且伴隨多條貫通裂縫，光圓鋼筋全都是這類破壞形式，帶肋鋼筋的試件中部分也發(fā)生此類破壞形式。而對(duì)于鋼筋屈服破壞試件，隨著力的增加，鋼筋首先達(dá)到屈服點(diǎn)而后被拔出致使試件被剪切失效或者混凝土劈裂失效。其中表3試件編號(hào)的意義為：表中每組試件的滑移量和平均黏結(jié)應(yīng)力為此組3個(gè)試件試驗(yàn)結(jié)果的平均值，其中滑移量取自由端滑移量Sf，即采用試件自由端鋼筋處位移計(jì)測(cè)量的數(shù)據(jù)減去兩側(cè)混凝土上表面位移計(jì)測(cè)量數(shù)據(jù)的平均值。

表3 試件設(shè)計(jì)及結(jié)果Table3 Specimen design and results

2.2 PVA纖維體積摻量對(duì)黏結(jié)性能的影響

對(duì)于鋼筋直徑16 mm、錨固長(zhǎng)度80 mm、纖維體積摻量分別為1.0%、1.5%、2.0%的試件的平均黏結(jié)應(yīng)力?滑移曲線見(jiàn)圖3。從圖3可以看出，PVA纖維的體積摻量從1.0%增大到2.0%，相應(yīng)的極限黏結(jié)應(yīng)力也顯著提高。這是因?yàn)槔w維摻量較低時(shí)混凝土中PVA纖維所提供的拉拔作用較小，此時(shí)混凝土的整體抗拉能力較低，對(duì)應(yīng)黏結(jié)應(yīng)力處于較低狀態(tài)。對(duì)于P1.5?16?80試件，其對(duì)應(yīng)的黏結(jié)應(yīng)力比P1?16?80試件提高39.9%。當(dāng)纖維體積摻量為2.0%時(shí)，其對(duì)應(yīng)的黏結(jié)應(yīng)力比纖維體積摻量為1.5%的試件提高20.6%，這說(shuō)明纖維摻量的提高可以更好地發(fā)揮纖維的橋接作用，增強(qiáng)基體的整體性。

圖3 不同纖維摻量的黏結(jié)滑移曲線Fig.3 Bond-slip curves of different fibercontent

2.3 相對(duì)保護(hù)層厚度對(duì)黏結(jié)性能的影響

本試驗(yàn)通過(guò)改變相對(duì)保護(hù)層厚度c/d來(lái)測(cè)試其對(duì)黏結(jié)性能的影響。根據(jù)已有研究，本文主要考慮相對(duì)保護(hù)層厚度c/d＞5和相對(duì)保護(hù)層厚度c/d＜5兩種類型參數(shù)，故構(gòu)件尺寸大小分別為150 mm×150 mm、160 mm×160 mm和200 mm×200 mm，對(duì)應(yīng)選取直徑分別為12，16，20 mm的鋼筋，此時(shí)相對(duì)保護(hù)層厚度分別為5.75，4.5，4.5。如圖4所示。

圖4 不同保護(hù)層厚度的黏結(jié)滑移曲線Fig.4 Bond-slip curves of different cover depth

值得一提的是，本次拉拔結(jié)果均為剪切破壞，所不同的是c/d＞5的試件發(fā)生的是鋼筋屈服后的剪切破壞，c/d＜5發(fā)生的是內(nèi)部混凝土機(jī)械咬合齒被剪斷的剪切破壞。

2.4 錨固長(zhǎng)度對(duì)黏結(jié)性能的影響

本實(shí)驗(yàn)選取直徑為16 mm的光圓鋼筋和帶肋鋼筋來(lái)研究錨固長(zhǎng)度對(duì)黏結(jié)性能的影響，錨固長(zhǎng)度設(shè)置為60，80，100 mm，試件中改變PVC套管長(zhǎng)度以實(shí)現(xiàn)改變黏結(jié)錨固長(zhǎng)度。

圖5(a)為帶肋鋼筋的黏結(jié)滑移曲線，從圖中可以看出，其他條件保持一致時(shí)，增大內(nèi)部錨固長(zhǎng)度并不會(huì)使極限黏結(jié)強(qiáng)度減小，然而試件破壞模式會(huì)從剪切發(fā)展為鋼筋屈服破壞，這與其他學(xué)者得出的結(jié)論不一致[10-11]。究其原因可能是對(duì)于直徑16 mm的帶肋鋼筋，錨固長(zhǎng)度為60 mm和80 mm時(shí)，拉拔力還未達(dá)到鋼筋極限抗拉強(qiáng)度就發(fā)生內(nèi)部混凝土機(jī)械咬合齒被剪斷破壞，當(dāng)錨固長(zhǎng)度增大到100 mm，此時(shí)對(duì)應(yīng)的拉拔力使鋼筋達(dá)到屈服點(diǎn)而發(fā)生鋼筋屈服破壞。

圖5 光圓和帶肋鋼筋不同錨固長(zhǎng)度的黏結(jié)滑移曲線Fig.5 Bond-slip curves of smooth circular and ribbed steel bars with different embedment lengths

圖5(b)為光圓鋼筋在不同錨固長(zhǎng)度下的黏結(jié)滑移曲線，從圖中可以看出，不同錨固長(zhǎng)度下的滑移量基本一致，錨固長(zhǎng)度為80 mm的比錨固長(zhǎng)度為60 mm的極限黏結(jié)應(yīng)力小，這與其他學(xué)者得出的結(jié)論一致[12]。但是在100，80，60 mm 3個(gè)錨固長(zhǎng)度下的極限黏結(jié)應(yīng)力，錨固長(zhǎng)度為100 mm的極限黏結(jié)應(yīng)力最大。這可能是因?yàn)殡S著錨固長(zhǎng)度從80 mm增加到100 mm，黏結(jié)區(qū)域變大，要使界面發(fā)生破壞需要更大的拉拔力，而拉拔力的增長(zhǎng)比率遠(yuǎn)大于黏結(jié)面積的增長(zhǎng)比率，最終試件極限黏結(jié)應(yīng)力表現(xiàn)出增大的趨勢(shì)。

3 結(jié)論

(1) 隨著纖維體積摻量的增加，極限黏結(jié)應(yīng)力有顯著的提高。

(2) 相對(duì)保護(hù)層厚度c/d＞5的試件發(fā)生鋼筋屈服后的剪切破壞，c/d＜5發(fā)生的是內(nèi)部混凝土機(jī)械咬合齒被剪斷的剪切破壞。

(3) 對(duì)于光圓鋼筋，增大錨固長(zhǎng)度可能使得拉拔力的增長(zhǎng)比率大于黏結(jié)面積增長(zhǎng)比率，從而使極限黏結(jié)應(yīng)力會(huì)隨錨固長(zhǎng)度的增加而增大。對(duì)于帶肋鋼筋，增加錨固長(zhǎng)度會(huì)使得試件破壞模式從剪切破壞發(fā)展為鋼筋屈服破壞。