黏砂CFRP管與混凝土的界面黏結(jié)性能研究*

曹 廣,張永權(quán),李 晨,王大永,杜 志,張學(xué)杰,張 煜,呂 楊

(1.中鐵一局集團(tuán)有限公司,陜西 西安 712000; 2.天津城建大學(xué)土木工程學(xué)院,天津 300384; 3.天津市土木建筑結(jié)構(gòu)防護(hù)與加固重點實驗室,天津 300384)

0 引言

界面黏結(jié)性能是2種材料協(xié)同工作的基礎(chǔ),國內(nèi)外學(xué)者通過研究鋼筋、FRP筋、纖維與基體的黏結(jié)性能,確定筋類與基體之間的基本錨固長度。在筋材黏結(jié)滑移性能研究方面,國內(nèi)外學(xué)者主要開展了梁式試驗和拉拔試驗。高嘉琪[1]通過128個FRP筋-海水海砂混凝土中心拉拔試驗系統(tǒng)研究了FRP和海水海砂混凝土在多種試驗因素下的黏結(jié)性能。薛偉辰等[2-3]對GFRP筋采用繞肋、黏砂的表面處理方式,以直徑和黏結(jié)長度為變量,采用C30混凝土開展拉拔試驗,結(jié)果表明黏結(jié)長度大于5倍直徑時,GFRP筋會發(fā)生劈裂破壞,小于5倍直徑時發(fā)生拔出破壞,黏結(jié)強(qiáng)度隨直徑、長度的增加呈下降趨勢,每增加1倍直徑長度,強(qiáng)度降低18%～44%,對應(yīng)滑移值減小40%～70%,對直徑的影響相對較小;2013年在C50混凝土中進(jìn)行試驗,發(fā)現(xiàn)基體強(qiáng)度提高,黏結(jié)強(qiáng)度也提高,但黏結(jié)強(qiáng)度均比普通鋼筋低,為鋼筋的73%～84%。Achillides等[4]在不同混凝土強(qiáng)度、不同嵌入長度情況下進(jìn)行GFRP筋、CFRP筋的拉拔試驗,FRP筋的黏結(jié)強(qiáng)度與混凝土強(qiáng)度無關(guān),破壞時FRP筋發(fā)生表層剝落、樹脂粉碎。FRP筋的黏結(jié)強(qiáng)度隨嵌入長度增加而降低,方形筋因邊緣楔入效應(yīng),黏結(jié)強(qiáng)度比相同的圓形筋大25%左右。周柯第[5]認(rèn)為由于BFRP筋是各向異性材料,其強(qiáng)度與縱向纖維有關(guān),橫向強(qiáng)度受樹脂強(qiáng)度控制,泊松效應(yīng)和剪切滯后是導(dǎo)致BFRP筋直徑增加而黏結(jié)應(yīng)力降低的主要原因。

在纖維黏結(jié)性能研究方面,纖維在基體中起阻滯裂紋擴(kuò)展的作用,測定黏結(jié)強(qiáng)度并確定臨界埋置長度是保證最大限度發(fā)揮纖維強(qiáng)度的前提。目前測定黏結(jié)強(qiáng)度常用的試驗方法有纖維拔出試驗、壓頭頂出試驗、單根纖維碎斷試驗以及微脫粘法等[6]。拔出試驗最簡單且與實際基體開裂過程中纖維發(fā)揮橋接受力的狀態(tài)相似,國內(nèi)外普遍采用拔出試驗研究纖維-基體的黏結(jié)性能,但目前尚未有單根纖維的拔出試驗標(biāo)準(zhǔn)。Ali等[7]采用混凝土試件通過分層澆筑的方法插入椰子纖維,以2.5mm/min的拉拔速率加載,椰子纖維從10mm長增至30mm時,黏結(jié)強(qiáng)度增大,從30mm增至40mm時,黏結(jié)強(qiáng)度降低,以此確定臨界纖維長度為30mm。Singh等[8]將聚丙烯纖維以0.02mm/s的速率從直徑2mm、高50mm的圓柱形水泥砂漿基體中拔出,結(jié)果表明黏結(jié)強(qiáng)度在0.5MPa左右,纖維表面機(jī)械壓痕能提高黏結(jié)強(qiáng)度,最大可提高3倍。Choi等[9]使用邊長50mm的立方體試件在0.2mm/min的加載速率下發(fā)現(xiàn)隨著水泥基強(qiáng)度和單根纖維埋入長度(纖維長度的17%～50%)的增加,拔出力也隨之增大,化學(xué)黏結(jié)強(qiáng)度與纖維長徑比和水膠比無關(guān)。Lukasenoks等[10-11]用微米級直徑的24 000根細(xì)碳纖維和800根細(xì)玻璃纖維分別涂刷環(huán)氧樹脂并覆蓋細(xì)砂,制作了直徑2mm的復(fù)合纖維,黏結(jié)拔出試驗表明表面粗糙度增加的纖維被拉斷而表面光滑的纖維可被拔出。田穩(wěn)苓等[12]用B型鋼纖維(兩端彎鉤)和J型鋼纖維作對比,采用2塊不黏結(jié)的混凝土以0.4mm/min速率對拉的形式研究鋼纖維埋置角度的影響,其中0°時界面黏結(jié)強(qiáng)度最大,亂向分布的纖維會削弱增韌效果,所以定向纖維混凝土的增韌效果最好,同時,界面黏結(jié)強(qiáng)度隨基體強(qiáng)度的提高而增大。江為國等[13]設(shè)計了一種用碳纖維布提高梁柱抗彎能力的加固方法,并試驗驗證了方法的有效性。趙洪凱等[14]采用連續(xù)在線熔融浸漬技術(shù)和連續(xù)拉擠成型工藝,分別制備了熱塑性樹脂基CFRP,AFRP,HFRP片材試件,并對其進(jìn)行力學(xué)性能分析,得出熱塑性復(fù)合片材能達(dá)到現(xiàn)有加固材料指標(biāo)。

分析可知,已有試驗研究主要針對FRP筋和FRP纖維開展,但關(guān)于FRP管的試驗鮮有報道。本文開展4種規(guī)格CFRP管的靜載軸向拉伸試驗,測定CFRP管的基本力學(xué)性能。對CFRP管表面采用粘石英砂處理,采用中心拉拔試驗研究CFRP管的形狀、直徑、黏結(jié)面積及埋置長度等對黏結(jié)滑移的影響規(guī)律。

1 碳纖維管力學(xué)性能

試驗選取了4種不同規(guī)格尺寸的CFRP管,編號規(guī)則為“形狀+尺寸”,其中“C”表示圓形管,“S”表示正方形管,尺寸為“外徑+內(nèi)徑”,正方形外徑即邊長,如“S-2-1”代表外邊長為2mm的正方形管,內(nèi)部為1mm直徑的圓形管,詳細(xì)規(guī)格如表1所示,其中“圓-圓”指內(nèi)外均為圓形的圓管,“方-圓”指外形為方形、內(nèi)壁為圓形的方管。

表1 CFRP管形狀尺寸參數(shù)Table 1 Configurations of the CFRP pipes

參照ASTMD3039《聚合物基復(fù)合材料拉伸性能標(biāo)準(zhǔn)試驗方法》和GB/T 1447—2005《纖維增強(qiáng)塑料拉伸性能試驗方法》的規(guī)定,試件長為250mm,標(biāo)距為150mm,每組試件加工5個樣品。用粗砂紙將端部打磨粗糙,以增強(qiáng)摩擦力,并在管內(nèi)部填充與內(nèi)徑大小相同的50mm長鋼棒增強(qiáng)夾持端強(qiáng)度,再裁剪出50mm×70mm的粗砂紙,用AB膠粘貼在CFRP管兩端,試件樣品制備過程如圖1所示。

圖1 拉伸試件制備過程Fig.1 Manufacturing of the tensile test specimens

將試樣夾持在萬能試驗機(jī)夾頭上,采用引伸計測量試樣應(yīng)變,試驗布置和試樣破壞如圖2所示。CFRP管的彈性模量、抗拉強(qiáng)度和斷裂應(yīng)變?nèi)绫?所示,CFRP管應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如圖3所示。由表2和圖3可知,CFRP管的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為直線,其中圓形的CFRP管斷裂應(yīng)變相同,比方形CFRP管的斷裂應(yīng)變大16.2%～22.8%,C-1.5-0.8的抗拉強(qiáng)度最大。

圖2 CFRP管拉伸試驗布置Fig.2 Layout of the tensile test of the CFRP pipes

圖3 CFRP管拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain relationship of the CFRP pipes

表2 碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料管拉伸性能Table 2 Mechanic properties of the CFRP pipes

2 拉拔試驗設(shè)計

為研究CFRP管與混凝土界面的黏結(jié)性能,試驗使用普通C40混凝土,對4種規(guī)格的CFRP管在3種不同埋深(L)條件下進(jìn)行中心拉拔試驗,CFRP管垂直嵌入混凝土塊中,設(shè)定埋置深度范圍內(nèi)全部為有效黏結(jié)段,不另外設(shè)置無黏結(jié)段,即黏結(jié)長度等于埋深,因拉擠成型工藝制作的CFRP管表面太過光滑,難以與混凝土形成良好黏結(jié),所以對埋深范圍內(nèi)的CFRP管表面均進(jìn)行表面粘石英砂處理。所用石英砂為粒徑0.5～1mm的手工黏砂。用于拉拔試驗的CFRP管加載端制作方法和拉伸試驗一致,試件包括4部分,依次為50mm的加載端,30mm的預(yù)留段,30/50/70mm的黏砂錨固段及30mm的末端,制備好的試樣如圖4所示。

圖4 拉拔試件制備Fig.4 Specimens for the pullout test

混凝土試件尺寸均為100mm×100mm,高度和CFRP管的埋深一致,混凝土試塊澆筑和成型后的試件如圖5所示。試件編號規(guī)則為“形狀+尺寸+埋深”,共制作了12組48個試件。

圖5 拉拔試驗試塊制作Fig.5 Manufacturing of the specimens of pullout test

試驗布置如圖6所示,混凝土試塊通過自制的夾具固定,在CFRP管另一端施加荷載,試驗采用連續(xù)位移加載,加載速率設(shè)定為1mm/min。

圖6 拉拔試驗布置Fig.6 Set-up of the pullout test

3 試驗結(jié)果分析

3.1 破壞模式

黏砂CFRP管與混凝土的黏結(jié)應(yīng)力由化學(xué)膠著力、摩擦力和機(jī)械咬合力組成。48個拉拔試件在加載初始階段拉拔力迅速上升,荷載-位移曲線基本為直線上升狀態(tài),CFRP管幾乎沒有發(fā)生滑動,此時黏結(jié)力主要為界面間的化學(xué)膠著力;隨著荷載增大,產(chǎn)生一定的滑移,此時化學(xué)膠著力消失,黏結(jié)力主要是摩擦力和機(jī)械咬合力;繼續(xù)加載至接近極限荷載時,CFRP管與混凝土之間的滑移加快,在達(dá)到最大荷載時,伴隨一聲悶響,荷載驟降,CFRP管從混凝土中拔出。管端部周圍混凝土表面砂漿破碎,CFRP管表層石英砂全部剝離,剩下少量環(huán)氧樹脂。如圖7所示,CFRP管拔出后在混凝土試塊中心留下孔洞,CFRP管上沒有殘留的石英砂,黏結(jié)強(qiáng)度由樹脂砂層與CFRP管黏結(jié)剪切強(qiáng)度控制。所有試件CFRP管均未出現(xiàn)斷裂,混凝土未出現(xiàn)劈裂破壞。

3.2 CFRP尺寸的影響

黏砂CFRP管與混凝土界面處沿著埋置方向的剪應(yīng)力為黏結(jié)應(yīng)力。用強(qiáng)度利用率評測CFRP管的使用效率,強(qiáng)度利用率越接近1,錨固效率越高,強(qiáng)度利用率按下式計算。

(1)

式中:r為強(qiáng)度利用率;Fmax為黏結(jié)力;A為CFRP管的截面積;ft為CFRP管的抗拉強(qiáng)度。

不同埋深時,不同CFRP管拉拔力-位移曲線和平均黏結(jié)應(yīng)力-位移曲線如圖8,9所示。由圖可知,所有試樣均表現(xiàn)為黏結(jié)力直線增大到最大值后迅速下降,此后黏結(jié)力隨位移逐漸減小到0。荷載在突然驟降后出現(xiàn)回升,這是因為CFRP管的表面砂層瞬間剝落,黏砂層與混凝土之間的機(jī)械咬合力瞬間喪失,黏結(jié)力僅由摩擦力提供,在摩擦力握裹作用下,CFRP管出現(xiàn)回彈。個別試件的石英砂層不是一次剝離,此時荷載-位移曲線有多個升降段。石英砂層完全剝離后,隨著CFRP管逐漸從混凝土中拔出,CFRP管與混凝土之間的摩擦力越來越小,黏結(jié)力-位移曲線進(jìn)入穩(wěn)定下降段。試驗得到的拉拔峰值力、峰值點位移、黏結(jié)強(qiáng)度及強(qiáng)度利用率如表3所示。

表3 試驗結(jié)果Table 3 Testing results

圖8和圖9比較了相同埋置深度條件下,不同尺寸規(guī)格CFRP管的拉拔試驗結(jié)果。相同埋置深度下,4種試件在彈性上升段的黏結(jié)應(yīng)力隨滑移量的增加基本維持恒定,黏結(jié)應(yīng)力初始增長速率基本一致,但50mm埋深的C-1.5-0.8相較其他3種試件增長速率略大,可能是由于試件在制作時,黏砂CFRP管沒有垂直于混凝土正中心,出現(xiàn)輕微的角度偏移使得試驗過程中CFRP管未處于中心拉拔的狀態(tài),因此黏結(jié)應(yīng)力增長速率有略微區(qū)別。

圖9 平均黏結(jié)應(yīng)力-位移關(guān)系曲線Fig.9 Average bond stress-displacement relationship curve

相同埋深下,峰值荷載及黏結(jié)強(qiáng)度的變化規(guī)律均表現(xiàn)為S-2-1>C-2-1>C-1.5-0.8>S-1.4-0.8,埋深、形狀相同情況下,平均黏結(jié)強(qiáng)度和峰值荷載隨直徑的增大而增大。峰值點后的下降段,相同埋深下,表面黏結(jié)面積越大,摩擦力越大,截面形狀對摩擦力無明顯影響。相同埋深下,S-1.4-0.8的黏結(jié)面積略大于C-1.5-0.8,但在埋深為50mm和70mm工況下,C-1.5-0.8具有更高的黏結(jié)強(qiáng)度,表明黏砂方形管的黏結(jié)強(qiáng)度小于相同條件的圓形管,原因是方形輪廓直角邊處的樹脂不能有效與砂層黏結(jié),機(jī)械咬合作用降低,圓形管黏砂更為均勻,黏結(jié)強(qiáng)度高。

對比黏結(jié)面積最大的S-2-1和最小的C-1.5-0.8,在埋深30mm時,S-2-1相比C-1.5-0.8平均黏結(jié)強(qiáng)度大47%,峰值荷載是其2.51倍;埋深50mm時平均黏結(jié)強(qiáng)度大41%,峰值荷載是其2.4倍;70mm埋深時平均黏結(jié)強(qiáng)度大28%,峰值荷載是其2.17倍,說明與小直徑CFRP管相比,大直徑管具有更高的黏結(jié)強(qiáng)度,但隨埋深增加,大直徑管的黏結(jié)峰值荷載和平均黏結(jié)強(qiáng)度的提升幅度逐漸下降。試樣C-2-1的黏結(jié)力呈現(xiàn)相似規(guī)律,原因是CFRP管外層纖維和內(nèi)層纖維間存在變形差,導(dǎo)致縱向應(yīng)力沿著管壁厚度方向分布不均勻,外層縱向應(yīng)力最大,內(nèi)層剪切應(yīng)力為0,因此計算得到的平均黏結(jié)強(qiáng)度降低,并且直徑和埋深越大,降低越明顯。

相同埋深下,4種試件的強(qiáng)度利用率相差不大。隨埋深的增加,強(qiáng)度利用率提高,在埋深為70mm時,4種CFRP管的強(qiáng)度利用率均達(dá)到80%以上,表明表面經(jīng)黏砂處理能顯著加強(qiáng)纖維管與混凝土之間的黏結(jié)性能。

3.3 埋置長度的影響

相同截面形式不同埋深的CFRP管拔出荷載-位移關(guān)系曲線如圖10,11所示。從圖中可以看出,相同的CFRP管摩擦力隨著埋置深度的增大而增大,拔出階段摩擦力下降速率相近。隨埋置深度增加,CFRP管與混凝土之間的平均黏結(jié)應(yīng)力降低,主要原因是黏結(jié)應(yīng)力沿埋置長度分布不均,相同的CFRP管,埋深越大不均勻系數(shù)越大,黏結(jié)應(yīng)力分布越不均勻,這與周柯第[5]獲得的結(jié)論相同。

圖10 荷載-位移關(guān)系曲線Fig.10 Load-displacement relationship curve

圖11 平均黏結(jié)應(yīng)力-位移關(guān)系曲線Fig.11 Average bond stress-displacement relationship curve

埋置長度由30mm增加至50mm和70mm時,埋置長度分別增加66.6%和133.3%,試樣C-2-1的平均黏結(jié)強(qiáng)度分別降低20%和30%;試樣S-2-1的平均黏結(jié)強(qiáng)度分別降低17%和33%;試樣C-1.5-0.8的平均黏結(jié)強(qiáng)度分別降低13%和22%;試樣S-1.4-0.8的平均黏結(jié)強(qiáng)度分別降低22%和32%。試樣C-2-1和S-2-1的黏結(jié)表面積分別比C-1.5-0.8增大33%和70%,埋置長度30mm時,平均黏結(jié)應(yīng)力分別增大33%和47%,在埋置長度為50mm時增大22%和41%,在埋置長度為70mm時增大20%和28%,即增大黏結(jié)面積能提高CFRP管與混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度,但提高的速率與黏結(jié)面積不成正比。

4 理論模型

從黏砂CFRP管的荷載-位移曲線和平均黏結(jié)應(yīng)力-位移曲線可知,拉拔試驗的黏結(jié)滑移過程可簡化成圖12所示的三段線模式,即上升、下降和摩擦三段,模型的關(guān)鍵受力點包括上升段的峰值點(sp,τp)和下降段與摩擦段的拐點(sf,τf),sp表示峰值應(yīng)力對應(yīng)的黏結(jié)滑移,τp表示平均黏結(jié)強(qiáng)度,sf表示摩擦滑移開始時的滑移值,τf表示摩擦滑移初始黏結(jié)應(yīng)力,其中sp與sf之間是砂層剝離至摩擦力穩(wěn)定的滑移量,試驗過程中砂層剝離幾乎是瞬間完成的,該段滑移量很小,在模型中忽略不計,近似認(rèn)為sp=sf,簡化后模型僅需確定sp,τp和τf。

圖12 黏結(jié)滑移理論模型Fig.12 Theoretical bonding model

通過試驗數(shù)據(jù)擬合確定sp,τp和τf3個參數(shù)。以埋置長度、直徑和黏結(jié)表面積為主要影響因素,試件sp值如圖13所示,可見試件C-2-1,S-2-1,C-1.5-0.8和S-1.4-0.8的sp值相關(guān)度較高。由前述分析可知,CFRP管徑對黏砂可靠性和平均黏結(jié)強(qiáng)度影響很大,因此將4種試件直徑分成大(2mm)、小(1.4mm/1.5mm)進(jìn)行sp值的理論公式擬合。CFRP管的sp值隨埋置長度的增加近似呈線性增加,采用線性擬合的方式可得到大直徑管的擬合公式為:

圖13 sp理論公式擬合Fig.13 Fitting value of sp

sp1=0.046 88L-0.209

(2)

小直徑的擬合公式為:

sp2=0.032 5L-0.3

(3)

同理,試驗測得的τp值如圖14所示,τp值隨著埋置長度的增加近似呈線性降低,仍可按照sp同樣的分組進(jìn)行擬合,得到大直徑的擬合公式為:

圖14 τp理論公式擬合Fig.14 Fitting value of τp

τp1=-0.090 1L+14.896

(4)

小直徑擬合公式為:

τp2=-0.063L+10.82

(5)

式(2)～(4)擬合相關(guān)系數(shù)R2分別為0.921,0.97和0.904 8。上述sp和τp隨埋置長度變化的關(guān)系未考慮直徑的影響,觀察sp和τp擬合公式可以發(fā)現(xiàn),曲線的斜率和截距與直徑的倍數(shù)剛好接近,比值約為1.4倍,得到與直徑和埋置長度相關(guān)的sp和τp公式。

(6)

(7)

式中:D為CFRP管直徑;L為CFRP管與混凝土的實際黏結(jié)長度。

τf的變化受直徑尺寸影響不大,τf隨埋置長度增加而增大,在圖15中同樣以線性方式擬合得到與埋置長度相關(guān)的τf理論公式如下。

圖15 τf 理論公式擬合Fig.15 Fitting value of τf

τf=0.036 4L+4.029

(8)

5 結(jié)語

本文研究了4種規(guī)格的CFRP管拉伸力學(xué)性能,開展了表面黏砂CFRP管拉拔試驗,研究了管型、黏結(jié)長度、表面積等對黏結(jié)性能的影響規(guī)律,建立了黏結(jié)滑移理論模型,主要得到如下主要結(jié)論。

1)拉擠成型工藝制作的CFRP管拉伸破壞為脆性破壞,破壞形態(tài)有斷裂和炸裂2種,圓形管的斷裂應(yīng)變基本一致,圓形管比方形管的極限抗拉強(qiáng)度略大,斷裂應(yīng)變大16.2%～22.8%,圓形管的力學(xué)性能更優(yōu)異。

2)埋深30,50和70mm表面黏砂的CFRP管均發(fā)生拔出破壞,平均黏結(jié)強(qiáng)度受環(huán)氧樹脂砂層與CFRP管黏砂強(qiáng)度控制,所有CFRP均發(fā)生樹脂砂層脫粘破壞,黏結(jié)力主要是黏砂層與混凝土之間的機(jī)械咬合力。

3)隨著埋深增加,平均黏結(jié)強(qiáng)度降低,CFRP管強(qiáng)度利用率增加,平均黏結(jié)應(yīng)力的增加速率降低,采用表面黏砂處理對同埋深下不同規(guī)格的CFRP管強(qiáng)度利用率影響不大。黏結(jié)長度為70mm時CFRP管的強(qiáng)度利用率能達(dá)到抗拉強(qiáng)度的80%～90%。

4)黏結(jié)面積越大,平均黏結(jié)力越大,平均黏結(jié)應(yīng)力越低,CFRP管表層與內(nèi)部纖維層存在變形差,縱向應(yīng)力沿CFRP管厚度存在剪切滯后效應(yīng),直徑、黏結(jié)面積和埋深越大,滯后效應(yīng)越明顯;黏結(jié)應(yīng)力沿著埋置長度方向分布不均勻,相同直徑下圓形CFRP管比方形CFRP管黏結(jié)性能更好。