王 磊， 毛亞東， 陳 爽， 李 威， 谷文慧

(1.桂林理工大學 土木與建筑工程學院， 廣西 桂林 541004；2.廣西建筑新能源與節(jié)能重點實驗室， 廣西 桂林 541004)

相關研究和工程實踐表明，海水拌養(yǎng)珊瑚碎屑混凝土在遠海島礁建設中具有較高的應用價值.目前國內(nèi)外對珊瑚混凝土已經(jīng)開展了許多研究，美國學者Ehlert[1]討論了珊瑚混凝土的合理配合比并證明其具有較好的耐久性；印度學者Arumugam等[2]研究表明珊瑚混凝土抗壓強度隨齡期增加而增長，但在早期發(fā)展較快，后期則增長緩慢；日本學者Tehada等[3]、Wattanachai等[4]研究了珊瑚骨料中氯離子與鋼筋銹蝕的問題；王磊等[5-6]對珊瑚骨料混凝土的基礎性能及纖維增強塑料(FRP)筋應用等方面進行了分析研究.由于珊瑚混凝土含有的大量鹽分容易引發(fā)鋼筋銹蝕，使珊瑚混凝土的應用受到了較多限制.采用具有高強、輕質(zhì)、耐腐蝕等特點的FRP筋可以有效解決鋼筋銹蝕引發(fā)的耐久性問題，但FRP筋與珊瑚混凝土間黏結行為的研究缺失影響了FRP筋珊瑚混凝土結構性能的分析及工程應用.

已有FRP筋與混凝土黏結性能的理論研究和試驗驗證工作，在描述濕熱海洋環(huán)境下FRP筋與珊瑚混凝土的黏結強度、黏結滑移及劣化、破壞機理等方面存在明顯的局限性.因此，本文開展了玻璃纖維增強塑料(GFRP)筋與珊瑚混凝土黏結性能的拉拔試驗研究，對GFRP筋與珊瑚混凝土的黏結強度、黏結破壞受力過程和黏結-滑移曲線特征進行分析，并揭示保護層厚度、黏結長度和珊瑚混凝土材料特性等因素對兩者黏結強度的影響.

1 黏結滑移試驗

1.1 試驗概況

試驗筋材為浙江生產(chǎn)的帶肋GFRP筋，其直徑d分別為6,12mm，表面形式如圖1所示，力學性能見表1所示.試驗用珊瑚混凝土的擬配強度等級為C20，為實驗室配合比，采用的粗骨料為北海潿洲島上分布的普通碎石型珊瑚礁碎屑；水泥為P·O 32.5級普通硅酸鹽水泥；細骨料為普通天然河砂，含水率*本文所涉及的含水率、摻量及水灰比等均為質(zhì)量分數(shù)或質(zhì)量比.2.84%；拌和水采用人工海水，含鹽率3.5%.澆筑拉拔試件的同時，預留6個邊長為150mm的標準立方體試塊，在標準條件下養(yǎng)護28d， 用以測定珊瑚混凝土的28d抗壓強度和劈裂抗拉強度，試驗數(shù)據(jù)見表2.

表1 GFRP筋的力學性能

圖1 GFRP筋的表面形式Fig.1 GFRP bar and its surface condition

ConcretestrengthWater-cementratioCubecompressivestrengthat28d/MPaSplittingtensilestrengthat28d/MPaC200.4722.52.01

拉拔試件的保護層厚度c設計為25，30，35mm， 標準黏結試塊參照Canadian Standards Association(CSA)標準的設計規(guī)定[7]，尺寸為150mm×150mm×150mm.試驗澆筑A，B兩組共36個帶肋GFRP筋-珊瑚混凝土黏結試件，其中A組試件相對保護層厚度c/d=4.17，5.00，5.83，相對黏結長度l/d=8，12，20，用以分析相對保護層厚度和相對黏結長度對試件黏結性能的影響；B組試件相對保護層厚度c/d=2.01，2.50，2.92，相對黏結長度l/d=8，用以分析相對保護層厚度較小時試件的黏結性能.試件編號由Gd-l-c共3部分組成，其中Gd表示GFRP筋直徑，l表示黏結長度，c表示珊瑚混凝土保護層厚度.為避免加載端的混凝土應力集中，將黏結段設置在自由端，未黏結段設置在加載端，用塑料套管將GFRP筋與珊瑚混凝土隔離并調(diào)整黏結長度，如圖2所示.

圖2 拉拔試件尺寸Fig.2 Size of poll-out specimen(size:mm)

1.2 試驗裝置

本次試驗的加載拉拔輔助裝置如圖3所示.該裝置由高強螺桿、角鋼和方形鋼墊板組成，鋼板中心有對準孔，以避免試件受拉時出現(xiàn)偏心受力.加載方式參照CSA標準對試驗機的要求，試驗中分別測量GFRP筋自由端的絕對滑移值和鋼板的變形量，二者之差即為GFRP筋自由端的相對滑移值.記錄荷載、位移讀數(shù)以及試驗現(xiàn)象.當發(fā)生珊瑚混凝土劈裂、自由端滑移量超過45mm或者GFRP筋斷裂等情況時試驗結束.

圖3 拉拔試驗裝置Fig.3 Set-up of pull-out test

2 試驗結果和分析

假設黏結應力沿GFRP筋埋長均勻分布，GFRP筋的黏結強度定義為在黏結長度內(nèi)黏結應力的平均值，即拉拔力除以GFRP筋埋長部分表面積，公式為τ=P/πdl，式中：τ為平均黏結應力；P為拉拔力.

2.1 破壞形態(tài)分析

不同于中心拉拔試驗，采用不同保護層厚度設計的試件更加貼近結構實際受力狀態(tài)，其破壞模式可分為GFRP筋拔出、斷裂和混凝土劈裂3種情況，具體破壞模式主要取決于GFRP筋-混凝土的黏結應力、GFRP筋極限拉應力、混凝土強度、保護層厚度等各因素之間的極限應力大小.

(1)GFRP筋拔出破壞.相對保護層厚度c/d≥4.17的A組試件均未出現(xiàn)混凝土劈裂破壞且觀察不到裂縫產(chǎn)生.當黏結長度小于20d時，試件破壞形式主要表現(xiàn)為GFRP筋的拔出破壞.加載端GFRP筋在加載初期便發(fā)生滑移，自由端未出現(xiàn)滑移，此時化學膠著力為黏結力主要來源；荷載繼續(xù)增大后，自由端出現(xiàn)相對滑移，黏結力主要來源轉變?yōu)镚FRP筋橫肋與周圍珊瑚混凝土的機械咬合力和摩擦力；隨著拉拔力的繼續(xù)增大，GFRP筋逐漸從試塊中拔出，如圖4所示.

圖4 拔出破壞Fig.4 Pull-out failure

(2)GFRP筋斷裂破壞.黏結長度為20d的試件主要發(fā)生GFRP筋斷裂破壞.加載后期可以聽到纖維與樹脂的剝離聲，最后隨著“啪”的一聲，GFRP筋斷裂，試件破壞.加載后期自由端雖有少量滑移但未繼續(xù)發(fā)展，珊瑚混凝土中未觀察到有裂縫產(chǎn)生.發(fā)生此類破壞的原因是隨黏結長度增加，GFRP筋-珊瑚混凝土的黏結力已經(jīng)大于GFRP筋的極限拉應力，使GFRP筋斷裂破壞，如圖5所示.

圖5 斷裂破壞Fig.5 Fracture failure

(3)混凝土劈裂破壞.相對保護層厚度c/d≤2.92的B組試件，以珊瑚混凝土劈裂破壞為主.隨著荷載的增加，裂縫通常在保護層厚度較小一側產(chǎn)生，開裂后若拉拔力繼續(xù)增加，則裂縫將沿珊瑚混凝土保護層厚度較小的對稱面迅速貫穿至整個試件，珊瑚混凝土劈裂破壞，如圖6所示.對于直徑較大的GFRP筋，由于筋肋作用在混凝土周圍產(chǎn)生的環(huán)向拉應力也較大，當其超過混凝土的極限拉應力時，通常在混凝土薄弱部位最先出現(xiàn)裂縫甚至劈裂.試驗中，部分試塊裂縫并沒有出現(xiàn)在保護層相對較薄的位置，而是沿試件對角線方向或橫向產(chǎn)生裂縫.

圖6 劈裂破壞Fig.6 Splitting failure

圖7為GFRP筋拔出破壞試件斷面圖.與鋼筋-混凝土的黏結破壞存在顯著不同，在拔出的GFRP筋黏結段上，可清楚觀察到GFRP筋橫肋被嚴重磨損而變得光滑，混凝土黏結面上也有明顯的摩擦痕跡.原因主要是GFRP筋抗剪強度不高，且筋表面硬度低于珊瑚混凝土，在產(chǎn)生相對滑移時，GFRP筋橫肋易被剪切磨損，從而降低了兩者間的機械咬合力和摩擦力，而鋼筋表面的硬度和抗剪強度均遠高于混凝土，所以鋼筋-混凝土的破壞一般發(fā)生在混凝土基體中.

圖7 試件斷面圖Fig.7 Sectional view of the specimen

2.2 受力過程

試驗結果表明，GFRP筋-珊瑚混凝土拉拔試驗的受力過程及試驗現(xiàn)象與FRP筋-普通混凝土相似，其典型黏結-滑移曲線(τ-s曲線)如圖8所示.根據(jù)τ-s曲線特征，可以將其大致分為4個階段：(1)微滑移階段.在拉拔試驗的初始階段，滑移量較小，曲線接近線性，此時二者間的化學膠著力為黏結應力主要來源.(2)滑移階段.隨著荷載增加，滑移量增長加快，曲線呈現(xiàn)出非線性特征并趨于平緩，黏結應力主要來源轉變?yōu)镚FRP筋橫肋與周圍珊瑚混凝土間的機械咬合力和摩擦力.(3)下降階段.峰值過后的較短時間內(nèi)，黏結應力下降緩慢，隨著GFRP筋橫肋逐漸被磨損，楔塊效應減弱，摩擦力也逐漸減小，曲線迅速進入下降階段，滑移量大幅增加，直到滑移量接近GFRP筋的1個肋間距，這表明1個橫肋被拔出的過程.此階段黏結應力的主要來源為摩擦力和部分機械咬合力.(4)殘余階段.滑移量繼續(xù)增加，黏結應力回升，曲線呈現(xiàn)出往復上升和下降的衰減過程，應力峰值逐漸減小，直至GFRP筋被完全拔出.在殘余階段，GFRP筋橫肋不斷被剪切磨損，但殘余機械咬合力和摩擦力仍能提供一定黏結力.

圖8 拔出破壞試件的典型τ -s曲線Fig.8 Typical bond-slip curve of pull-out failure specimen

FRP筋與鋼筋、珊瑚混凝土與普通混凝土在力學性能等方面存在較大差異，導致不同類型黏結試件的τ-s曲線特征存在明顯不同，如圖9所示，其中參考文獻[8-10]的黏結試件類型分別為GFRP筋- 普通混凝土、碳纖維增強塑料(CFRP)筋-普通混凝土和鋼筋-普通混凝土.由圖9可見：(1)帶肋GFRP筋-珊瑚混凝土試件G12-12d-35的τ-s曲線特征與FRP筋-普通混凝土相似，而與鋼筋-普通混凝土有較大差異；試件G12-12d-35殘余段表現(xiàn)為不斷上升—衰減的曲線，且相鄰波峰或波谷之間的距離近似等于GFRP筋的1個肋間距，而鋼筋-普通混凝土殘余段曲線趨于平緩；(2)鋼筋-普通混凝土τ-s曲線的上升段斜率明顯較大，主要是因為鋼筋與FRP筋兩者的彈性模量相差較大，F(xiàn)RP筋的彈性模量約為鋼筋的25%～75%[11]；(3)在τ-s曲線上升段的初始階段，GFRP筋-珊瑚混凝土的曲線斜率略小于GFRP筋-普通混凝土，即對于相同的黏結強度，珊瑚混凝土對應的滑移量較大，這主要是由于珊瑚混凝土的彈性模量低于普通混凝土[5]，相同應力下珊瑚混凝土應變更大所致；(4)GFRP筋 -珊瑚混凝土的殘余黏結應力峰值約為其極限黏結應力的60%～80%，F(xiàn)RP筋-普通混凝土的殘余黏結應力峰值約為其極限黏結應力的50%～ 60%[8]，鋼筋-普通混凝土則約為20%～40%[12].

圖9 不同類型黏結試件τ -s曲線對比Fig.9 Comparison of bond-slip curves for different bonded specimens

3 黏結強度影響因素分析

3.1 珊瑚混凝土保護層厚度

相對保護層厚度對試件的破壞模式影響明顯，相對保護層厚度較小的B組試件，當GFRP筋橫肋對周圍珊瑚混凝土產(chǎn)生斜向擠壓力的徑向分力大于珊瑚混凝土的抗拉強度時，在其黏結-滑移曲線上升段會因保護層劈裂而突然破壞，對應的黏結-滑移曲線如圖10(a)所示.由圖10(a)可見，當B組試件的c/d由2.08d增加到2.92d時，其平均黏結應力由9.97MPa增加到12.52MPa，這表明適當增大保護層厚度，可以提高GFRP筋外圍珊瑚混凝土的抗劈裂能力，進而提高GFRP筋-珊瑚混凝土的黏結性能.

隨著保護層厚度的增加，試件破壞模式逐漸表現(xiàn)為GFRP筋拔出或斷裂.相對保護層厚度較大的A組試件均未出現(xiàn)劈裂破壞，其平均黏結應力隨保護層厚度變化曲線如圖10(b)～(d)所示.結果表明，增大試件的保護層厚度，可增強GFRP筋外圍珊瑚混凝土的抗劈裂能力和黏結性能；疊加外圍混凝土對GFRP筋-珊瑚混凝土界面區(qū)的約束效應，最終使試件的平均黏結應力得到不同程度的提高，且黏結長度較短時該增強效果明顯，當黏結長度或保護層厚度增加到一定程度時，該增強作用逐漸減弱.

圖10 保護層厚度對試件黏結強度的影響Fig.10 Effect of cover layer thickness on bond strength of specimens

3.2 黏結長度

圖11為黏結長度對試件黏結強度的影響.由圖11可見，與FRP筋-普通混凝土相同，GFRP筋-珊瑚混凝土的黏結應力峰值隨黏結長度增加而明顯降低，當黏結長度由8d增加到12d時，黏結應力峰值降低了15.30%；當黏結長度由8d增加到20d時，黏結應力峰值降低了30.33%.黏結應力沿GFRP筋黏結長度的分布并不均勻，當黏結長度較短時，高應力區(qū)相對較長，平均黏結應力較大；黏結長度較長時，高應力區(qū)相對較短，平均黏結應力較小[13].圖12反映了相對黏結長度l/d與筋材應力σ的關系，其中引用了參考文獻[10，14-15]中FRP筋-普通混凝土試件的試驗數(shù)據(jù).由圖12可以看出：隨著相對黏結長度的增加，GFRP筋的最大應力不斷增加，總黏結力逐漸變大，但這種趨勢在黏結長度達到一定程度后趨緩，試件破壞形式也逐漸由筋被拔出轉變?yōu)榻畈臄嗔?因此，在保證珊瑚混凝土保護層厚度的前提下，直徑較小的GFRP筋的最小黏結長度可取為20d，而直徑較大的GFRP筋因平均黏結應力較小，所以應適當增加其黏結長度.

圖11 黏結長度對試件黏結強度的影響Fig.11 Effect of bond length on bond strength of specimens

圖12 相對黏結長度與筋材應力關系Fig.12 Relationship between relative bond length and stress of FRP bars

3.3 材性

與普通鋼筋相比，F(xiàn)RP筋與混凝土的黏結強度較低，當混凝土強度等級超過一定范圍后，黏結破壞主要發(fā)生在FRP筋表面，提高混凝土強度對二者間黏結強度影響并不顯著[12].在黏結條件相近的情況下，GFRP筋-珊瑚混凝土的黏結強度低于GFRP筋-普通混凝土黏結試件[11]，且滑移量較大.此外，對于FRP筋-普通混凝土黏結試件，當相對保護層厚度c/d≤4.5時易發(fā)生劈裂破壞[9]，而本文A組中的對應試件未發(fā)生劈裂破壞，這主要是因為珊瑚骨料性能與普通碎石骨料性能存在著較大差異所致.在GFRP筋與珊瑚混凝土產(chǎn)生相對滑移后，筋橫肋與混凝土間的機械咬合力是黏結力的主要來源，具有輕質(zhì)疏松、多孔、易碎、強度和彈性模量低等特點的珊瑚骨料在受到擠壓時，肋前的珊瑚骨料混凝土易破碎變形，機械咬合力降低，造成其總黏結力低于普通混凝土，進而導致GFRP筋在珊瑚混凝土中更易被拔出，GFRP筋與珊瑚混凝土間的相對滑移也較近似條件下的GFRP筋-普通混凝土來得更早，滑移量更大.此外，需要特別提出的是，GFRP筋的肋間距、肋高等筋表面狀況對試件的黏結性能影響顯著.由于本文采用的6mm筋的肋間距相對較大，筋被拔出時，肋間混凝土應力重新分布，減緩了楔塊效應的增長速度，因此產(chǎn)生了更大的滑移量[16].

4 結論

(1)GFRP筋-珊瑚混凝土的受力過程及試驗現(xiàn)象與FRP筋-普通混凝土相似，其τ-s曲線可大致分為微滑移段、滑移段、下降段和殘余段這4個階段，其黏結強度能夠滿足一般工程需要.

(2)GFRP筋-珊瑚混凝土的平均黏結應力隨相對保護層厚度增加而相應增加，隨黏結長度增加而顯著減小.相對保護層厚度較小時，試件發(fā)生劈裂破壞；相對保護層厚度較大時，隨黏結長度增加，破壞形式逐漸由筋被拔出轉變?yōu)榻畈臄嗔?

(3)拔出破壞中，破壞特征表現(xiàn)為GFRP筋橫肋被剪切磨損而變得光滑，珊瑚混凝土黏結面有明顯摩擦痕跡.GFRP筋表面狀況以及基體的表面硬度與抗剪強度對試件的黏結強度影響較大.

(4)珊瑚混凝土與普通混凝土材料性能存在一定差異，相對于普通碎石骨料，珊瑚骨料具有輕質(zhì)疏松、多孔、易碎、強度和彈性模量低等特點，從而造成GFRP筋-珊瑚混凝土的黏結強度低于GFRP筋-普通混凝土，且滑移量較大.

參考文獻：

[1] EHLERT R A.Coral concrete at Bikini atoll[J].Concrete International,1991,13(1):19-24.

[2] ARUMUGAM R A,RAMAMURTHY K.Study of compressive strength characteristics of coral aggregate concrete[J].Magazine of Concrete Research,1996,48(176):141-148.

[3] TEHADA T,FUNAHASHI M.Cathodic protection of building reinforcing steel[M].Orlando,Florida,USA:NACE International,2005:14-18.

[4] WATTANACHAI P,OTSUKI N,SAITO T,et al.A study on chloride ion diffusivity of porous aggregate concretes and improvement method[J].Doboku Gakkai Ronbunshuu E,2009,65(1):30-44.

[5] 王磊,趙艷林,呂海波.珊瑚骨料混凝土的基礎性能及研究應用前景[J].混凝土,2012(2):99-100.

WANG Lei,ZHAO Yanlin,Lü Haibo.Prospect on the properties and application situation of coral aggregate concrete[J].Concrete,2012(2):99-100.(in Chinese)

[6] 王磊,吳翔,曾榕,等.CFRP 筋與珊瑚混凝土的黏結性能試驗研究[J].中國農(nóng)村水利水電,2016(7):127-131.

WANG Lei,WU Xiang,ZENG Rong,et al.The experimental research on bond performance between CFRP bars and the coral concrete[J].China Rural Water and Hydropower,2016(7):127-131.(in Chinese)

[7] Canadian Standard Association.CSA S806 02 Design and construction of building components with fibre reinforced polymers[S].Toronto,Canada:Canadian Standards Association International,2002.

[8] 鄭喬文.FRP 筋混凝土梁設計理論研究[D].上海:同濟大學,2006.

ZHENG Qiaowen.Studies on design theory for concrete beams reinforced with FRP rebars[D].Shanghai:Tongji University,2006.(in Chinese)

[9] 郭恒寧.FRP 筋與混凝土黏結錨固性能的試驗研究和理論分析[D].南京:東南大學,2006.

GUO Hengning.Experimental study and theoretical analysis on bond and anchorage properties of FRP tendons concrete[D].Nanjing:Southeast University,2006.(in Chinese)

[10] 吳芳.玄武巖纖維筋與混凝土黏結性能試驗研究[D].大連：大連理工大學,2009.

WU Fang.The experimental research on bond behavior between BFRP bars and the concrete[D].Dalian:Dalian University of Technology,2009.(in Chinese)

[11] 張海霞.FRP 筋與混凝土粘結滑移性能研究[D].沈陽：東北大學,2006.

ZHANG Haixia.Study on bond-slip behavior between FRP bars and concrete[D].Shenyang:Northeastern University,2006.(in Chinese)

[12] ACHILLIDES Z,PILAKOUTAS K.Bond behavior of fiber reinforced polymer bars under direct pullout conditions[J].Journal of Composites for Construction,2004,8(2):173-181.

[13] 王洪昌.超高韌性水泥基復合材料與鋼筋黏結性能的試驗研究[D].大連:大連理工大學,2008.

WANG Hongchang.Experimental study on bond behavior between ultra high toughness cementitious composites and steel bar[D].Dalian:Dalian University of Technology,2008.(in Chinese)

[14] TIGHIOUAR B,BENMOKRANE B,GAO D.Investigation of bond in concrete member with fibre reinforced polymer(FRP) bars[J].Construction and Building Materials,1998,12(8):453-462.

[15] OKELO R,YUAN R L.Bond strength of fiber reinforced polymer rebars in normal strength concrete[J].Journal of Composites for Construction,2005,9(3):203-213.

[16] 郝慶多,王言磊,侯吉林,等.GFRP 帶肋筋黏結性能試驗研究[J].工程力學,2008,25(10):158-165.

HAO Qingduo,WANG Yanlei,HOU Jilin,et al.Experimental study of bond behavior of GFRP ribbed rebars[J].Engineering Mechanics,2008,25(10):158-165.(in Chinese)