袁 方,陳夢成,周豐流

(華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330013)

混凝土拉伸脆性引起的開裂是鋼筋混凝土(RC)結(jié)構(gòu)中的主要耐久性問題，將導(dǎo)致腐蝕環(huán)境下RC結(jié)構(gòu)中出現(xiàn)嚴(yán)重的鋼筋銹蝕。解決銹蝕問題的一個(gè)潛在解決方案是用不銹蝕的纖維增強(qiáng)聚合物(FRP)筋材取代鋼筋。然而，由于FRP材料彈性模量低及延性差，F(xiàn)RP筋的廣泛使用受到一定程度的限制[1]。在鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中，由混凝土脆性引起的其他主要問題包括混凝土剝落、黏結(jié)劈裂以及鋼筋與混凝土之間復(fù)合作用的喪失，這些問題均會(huì)削弱RC結(jié)構(gòu)的延性和損傷容限能力[2-3]。

在過去的二十多年中，一種被稱為工程水泥基復(fù)合材料(ECC)的高性能纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料已經(jīng)開發(fā)并應(yīng)用于基礎(chǔ)設(shè)施工程[4-9]。ECC和混凝土的抗拉強(qiáng)度(4～6 MPa)和抗壓強(qiáng)度(30～80 MPa)相似，但在拉伸荷載下的變形性能有顯著差異。傳統(tǒng)混凝土一旦開裂，便立即發(fā)生拉伸脆性破壞。然而，ECC初裂后，應(yīng)力仍然隨著變形的增加而增加，試件表面會(huì)出現(xiàn)大量的細(xì)密裂縫，直到最終發(fā)生裂縫集中現(xiàn)象而宣告破壞。一般來說，ECC的極限拉應(yīng)變能夠達(dá)到3%～5%，極限狀態(tài)的裂縫間距為3～6 mm、裂縫寬度控制在60 μm左右[10]?，F(xiàn)有的研究結(jié)果表明，ECC材料的剪切力學(xué)性能與單軸拉伸性能類似[11]。未配箍筋的FRP筋增強(qiáng)ECC梁較合理配箍的FRP筋混凝土梁表現(xiàn)出了更好的力學(xué)性能，表明ECC還能夠起到類似箍筋的抗剪作用[12-13]。之前的研究還表明，ECC能與混凝土協(xié)調(diào)變形，從而降低了界面黏結(jié)應(yīng)力并防止了縱向劈裂裂縫的出現(xiàn)[2]。Maalej等[14]指出，與相應(yīng)的RC梁相比，在最終失效之前，在受拉側(cè)設(shè)置ECC層的鋼筋增強(qiáng)ECC-混凝土組合梁表現(xiàn)出更高的極限強(qiáng)度和寬度更小的裂縫。Chen等[15]提出將高強(qiáng)度ECC用于銹蝕鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的抗彎修復(fù)，結(jié)果表明，采用這種新技術(shù)能夠有效彌補(bǔ)構(gòu)件的抗彎強(qiáng)度，并且可以避免混凝土的大量鑿除。往復(fù)荷載下鋼筋增強(qiáng)ECC(R/ECC)受彎構(gòu)件的試驗(yàn)研究也表明，當(dāng)用ECC代替混凝土?xí)r，構(gòu)件的耗能能力及損傷容限能力均能得到顯著提升[3,16-17]。顯然，由于ECC的獨(dú)特性能，鋼筋與ECC結(jié)合使用能夠提高R/ECC受彎構(gòu)件的延性和耐久性。

以往的研究主要集中在超高性能混凝土柱構(gòu)件力學(xué)性能[18-19]和R/ECC構(gòu)件的受彎性能，很少有關(guān)于R/ECC構(gòu)件偏心受壓力學(xué)性能研究的報(bào)道，因此有必要對這一問題進(jìn)行深入研究。

本文將對6根R/ECC柱的偏心受壓力學(xué)性能進(jìn)行研究，主要研究縱筋配筋率和偏心距對R/ECC柱極限強(qiáng)度、延性和損傷容限等性能指標(biāo)的影響。為了便于比較，還將對2根鋼筋混凝土(RC)柱進(jìn)行偏壓試驗(yàn)研究。在試驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上，提出R/ECC柱荷載-變形響應(yīng)的簡化計(jì)算方法。最后，通過理論計(jì)算方法系統(tǒng)對比R/ECC柱與RC柱的承載力相關(guān)曲線。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文共設(shè)計(jì)了8根柱試件，所有試件的截面尺寸均為b×d=200 mm×250 mm，柱高L均為1 200 mm。試驗(yàn)的柱構(gòu)件可以分為兩個(gè)系列，系列Ⅰ的4根柱構(gòu)件的初始偏心距e0為40 mm，設(shè)計(jì)破壞模式為受拉鋼筋未屈服前的基體壓碎。系列Ⅱ的4根柱構(gòu)件的e0為120 mm，設(shè)計(jì)破壞模式為鋼筋受拉屈服后的基體壓碎。系列Ⅰ和系列Ⅱ?qū)?yīng)的偏心率(2e0/d)分別為0.32和0.96。每一個(gè)系列都包含了1根RC柱和3根R/ECC柱。每個(gè)柱構(gòu)件都配置了4根直徑相同的縱向鋼筋，鋼筋型號采用HRB400，直徑分為3類，分別為12、16、20 mm；箍筋采用HRB335，直徑和間距均為8、100 mm。表1列出了各試件的詳細(xì)信息并用不同的編號加以區(qū)分，首字母E和C分別代表的是R/ECC柱和RC柱，第一個(gè)連號的阿拉伯?dāng)?shù)字代表的是鋼筋的直徑，第二個(gè)連號后的阿拉伯?dāng)?shù)字則代表的是初始偏心距。例如，編號為E-16-120的構(gòu)件代表的是縱筋直徑和偏心距分別為16 mm和120 mm的R/ECC柱。

表1 試件信息表

1.2 材料性能

為了改善環(huán)境的可持續(xù)性，在ECC中采用了大量粉煤灰替代水泥，替代率高達(dá)80%。 ECC和混凝土的配合比列在表2中。為了評估ECC拉伸延性，對尺寸為350 mm×50 mm×15 mm的板件進(jìn)行了單軸拉伸試驗(yàn)，典型的ECC拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1所示。從圖1中可以看出，ECC拉伸強(qiáng)度超過了5 MPa，極限拉伸應(yīng)變接近4%，表現(xiàn)出了良好的拉伸延性。此外，還澆筑了一批尺寸為100 mm×100 mm×100 mm的ECC和混凝土立方體試塊，與構(gòu)件同齡期同環(huán)境進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，并進(jìn)行了單軸壓縮試驗(yàn)，試驗(yàn)時(shí)間與柱試驗(yàn)同步。ECC和混凝土的實(shí)測立方體抗壓強(qiáng)度分別為46.08 MPa和32.28 MPa。各直徑鋼筋的力學(xué)性能參數(shù)見表3。

表2 ECC和混凝土配合比

圖1 ECC材料單軸拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線

直徑/mm屈服強(qiáng)度fy/MPa極限強(qiáng)度fsu/MPa彈性模量Es/GPa屈服應(yīng)變83595251950.001 841 125346202030.002 631 165276212010.002 622 205066072110.002 398

1.3 加載方案

試件在5 000 kN的壓力機(jī)下進(jìn)行偏心受壓試驗(yàn)。在試驗(yàn)機(jī)兩端安裝了厚度為20 mm的刀口鉸，同時(shí)在試件兩端設(shè)置了30 mm厚的加載板。加載板上按預(yù)定偏心距設(shè)置相應(yīng)的條形凹槽，與刀口鉸(20 mm厚)的刀口相吻合，以便精確控制加載偏心距。在試件高度方向設(shè)置了三個(gè)位移傳感器以觀測柱構(gòu)件的側(cè)向撓度。在試驗(yàn)機(jī)上下加載板上分別安裝了1個(gè)位移傳感器以測量試驗(yàn)期間的縱向壓縮量。在縱向上設(shè)置了5個(gè)間距為100 mm的應(yīng)變片，同時(shí)在柱中部截面混凝土表面上設(shè)置了6個(gè)間距為50 mm的應(yīng)變片，測點(diǎn)布置見圖2。試驗(yàn)采用分級加載制度，在達(dá)到峰值荷載之前，加載間隔為預(yù)估承載力的1/15，每級荷載保持大約2 min。在達(dá)到峰值荷載之后，加載速率變緩，直到構(gòu)件發(fā)生最終破壞。試驗(yàn)過程中所有測量數(shù)據(jù)都由數(shù)據(jù)采集儀自動(dòng)采集。

圖2 試件配筋及測量信息(單位：mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)和裂縫模式

各試件的破壞形態(tài)見圖3，從圖3中可以看出，每個(gè)構(gòu)件都因受壓側(cè)基體壓碎而宣告破壞，均為受壓破壞，并且由于邊界條件的影響，ECC或混凝土的局部壓碎區(qū)域靠近構(gòu)件的上端。雖然構(gòu)件均因基體壓碎而達(dá)到極限狀態(tài)，但是R/ECC柱和RC柱的破壞形態(tài)有很大差異。RC柱破壞時(shí)刻出現(xiàn)了明顯的混凝土剝落現(xiàn)象，而R/ECC柱由于ECC的纖維之間的橋聯(lián)作用并未出現(xiàn)ECC剝落現(xiàn)象。這說明相比于混凝土，ECC能夠?yàn)榭v向鋼筋提供更有效的側(cè)向約束，從而延遲鋼筋的屈曲以及改善構(gòu)件的損傷容限能力。

圖3 試件破壞形態(tài)

各試件的最終開裂模式見圖4。對于初始偏心距為40 mm的試件，初始開裂荷載大約為峰值荷載的30%；對于初始偏心距為120 mm的試件，初始開裂荷載大約為峰值荷載的15%。初始偏心距越大，彎曲荷載就越大。彎曲裂縫首先出現(xiàn)在遠(yuǎn)離軸向力的一側(cè)，并且隨著荷載的增加不斷向靠近軸向力的一側(cè)延伸。對于偏心距為120 mm的R/ECC柱，裂縫的集中開展出現(xiàn)在峰值荷載后，而對于偏心距為40 mm的R/ECC柱，整個(gè)加載過程中均未出現(xiàn)裂縫集中現(xiàn)象。從試驗(yàn)現(xiàn)象中還可以發(fā)現(xiàn)，在極限狀態(tài)下，R/ECC柱的受拉側(cè)出現(xiàn)了近百條細(xì)密裂縫，而對于RC柱受拉側(cè)僅出現(xiàn)了不足10條的彎曲裂縫。這說明將ECC替代混凝土能夠顯著減小裂縫寬度，從而提高偶然荷載后不能即刻修復(fù)的柱構(gòu)件的耐久性。

圖4 試件最終開裂模式

偏心距為120 mm的柱構(gòu)件最大裂縫寬度隨偏心荷載(N)增加的發(fā)展曲線見圖5。對于RC柱，裂縫寬度隨著荷載的增加呈線性增長，并且峰值荷載下對應(yīng)的最大裂縫寬度達(dá)到了2 mm；相比之下，隨著荷載的增加，R/ECC柱的最大裂縫寬度先增長后基本維持在60 μm保持不變。這一顯著的裂縫寬度發(fā)展差異歸因于ECC和混凝土這兩種材料迥異的裂縫開展進(jìn)程?；炷烈坏┻_(dá)到拉伸強(qiáng)度，裂縫寬度便迅速增長。而ECC在初裂后，拉伸荷載能夠伴隨著多裂縫的開展繼續(xù)上升。每一條裂縫都開展到一定的裂縫寬度后保持穩(wěn)定，而繼續(xù)增加的變形將導(dǎo)致新的裂縫繼續(xù)出現(xiàn)，直至在裂縫寬度在一條裂縫上集中開展而達(dá)到開裂飽和狀態(tài)。

圖5 峰值荷載前最大裂縫寬度隨撓度變化曲線

2.2 荷載-撓度曲線

各試件的荷載-跨中撓度曲線見圖6。由圖6可知，在峰值荷載前，撓度隨著荷載的增加迅速增長。峰值荷載后，荷載隨著撓度的增加而下降，直至混凝土和ECC發(fā)生壓碎失效。RC柱承載力的下降幅度要大于R/ECC柱，這主要因?yàn)镋CC的極限壓應(yīng)變約為混凝土的2倍[20-21]，從而使得R/ECC受彎構(gòu)件具有更好的延性。由圖6可知，極限強(qiáng)度隨著配筋率的增加而增大，并且R/ECC柱的極限強(qiáng)度要高于同等配筋情況下的RC柱。和RC柱相比，偏心率分別為40 mm和120 mm的R/ECC柱較RC柱分別提升了35.6%和31.8%。由于ECC的抗壓強(qiáng)度要高于混凝土，因此很難判斷是否有除抗壓強(qiáng)度外的其他原因造成R/ECC柱更高的極限強(qiáng)度，將在下一節(jié)的參數(shù)分析中具體討論。

由于混凝土的彈性模量要遠(yuǎn)大于ECC，在強(qiáng)度相同的情況下，R/ECC柱峰值荷載對應(yīng)的位移應(yīng)大于RC柱。圖6中RC柱峰值荷載點(diǎn)對應(yīng)的位移接近甚至大于R/ECC柱主要是由于兩方面的原因造成的：一是混凝土的抗壓強(qiáng)度要遠(yuǎn)低于ECC，使得ECC的彈性模量大于混凝土；二是混凝土開裂后承載力立即喪失，而ECC開裂后始終能為ECC提供穩(wěn)定拉力，導(dǎo)致R/ECC柱剛度進(jìn)一步提升，剛度大則變形能力會(huì)相應(yīng)削弱，從而導(dǎo)致RC柱和R/ECC柱在峰值荷載下對應(yīng)的位移相近。

2.3 應(yīng)變分析

縱筋直徑為16 mm的柱構(gòu)件混凝土應(yīng)變沿截面高度的變化規(guī)律見圖7。由圖7可知，在整個(gè)加載過程中，混凝土應(yīng)變幾乎沿著截面高度線性分布，這說明基本符合平截面假定。在每一個(gè)荷載水平下，偏心距為40 mm的柱構(gòu)件的受壓區(qū)高度均顯著大于偏心距為120 mm的構(gòu)件。

圖6 試件荷載-跨中撓度曲線

圖7 混凝土應(yīng)變沿截面高度變化規(guī)律

各荷載水平下，構(gòu)件C-16-120和E-16-120縱筋應(yīng)變的發(fā)展規(guī)律見圖8。不難看出，RC構(gòu)件縱筋應(yīng)變的波動(dòng)要大于同等配筋下的R/ECC柱。對于試件C-16-120，混凝土一旦開裂，拉力便幾乎全由鋼筋來承擔(dān)，造成開裂截面鋼筋應(yīng)變的突然增大(跨中以上100 mm處及跨中以下200 mm截面處)。相比之下，試件E-16-120開裂后，ECC裂縫截面拉應(yīng)力仍然能由纖維繼續(xù)傳遞，使縱筋應(yīng)變分布更為均勻。

圖8 鋼筋應(yīng)變沿長度方向變化規(guī)律

3 理論分析

3.1 理論建模

由上述試驗(yàn)結(jié)果中可以得知，混凝土應(yīng)變幾乎沿截面高度線性分布，因此本理論計(jì)算采用了平截面假定。ECC的本構(gòu)模型是采用的Yuan等[22]提出的模型，見圖9(a)。在拉伸荷載下，ECC開裂后進(jìn)入拉伸硬化階段，直至集中裂縫出現(xiàn)后應(yīng)力降至0。ECC的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系由雙折線為

(1)

式中：σtc和εtc分別為ECC的初裂應(yīng)力和初裂應(yīng)變；σtu和εtu分別為ECC的極限應(yīng)力和極限應(yīng)變。在壓縮荷載作用下，ECC的應(yīng)力-應(yīng)變曲線由非線性上升段和雙折線下降段組成，可表示為

(2)

式中：E0為ECC的彈性模量，E0=1.5(σc0)0.638[21]；ε0.4為0.4倍抗壓強(qiáng)度對應(yīng)的應(yīng)變；a和b的取值分別為0.308和0.124[21]；σc0和εc0分別為ECC峰值應(yīng)力和對應(yīng)的應(yīng)變；σcu和εcu分別為ECC的極限應(yīng)力和極限應(yīng)變。

本計(jì)算中忽略了混凝土的抗拉作用。峰值應(yīng)力前混凝土的受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用的是Hognestad等[23]提出的模型，之后便線性下降直至應(yīng)力為0，見圖9(b)。完整的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可表示為

(3)

鋼筋采用的是具有拉伸硬化段的彈塑性雙折線模型，見圖9(c)，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系可表示為

(4)

式中：Es為鋼筋的彈性模量；fy和εy分別為鋼筋的屈服強(qiáng)度和屈服應(yīng)變；fsu和εsu分別為鋼筋的極限強(qiáng)度和極限應(yīng)變。

本文通過牛頓-科特斯積分方法對構(gòu)件截面的荷載-變形曲線進(jìn)行計(jì)算。使用的運(yùn)算軟件是Matlab，首先假定一個(gè)初始偏心距e0和受壓側(cè)邊緣纖維的應(yīng)變?chǔ)與，受壓區(qū)高度c便可以通過假定的材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系和截面彎矩平衡表達(dá)式來進(jìn)行計(jì)算。截面曲率可以通過εc與c的比值來獲得，而軸向力可以通過沿截面高度方向的應(yīng)力積分來獲得。由于試驗(yàn)得到的跨中撓度值遠(yuǎn)小于初始偏心距，見圖6，因此，本計(jì)算模型中忽略了因柱彎曲變形所引起的附加彎矩。通過不斷變化εc，便可計(jì)算得到構(gòu)件的彎矩(荷載)-跨中截面曲率曲線，直至εc達(dá)到材料的極限壓應(yīng)變值終止計(jì)算。從荷載-曲率曲線中可以獲取各柱構(gòu)件的峰值荷載。通過強(qiáng)度收斂性分析可以得知，當(dāng)εc的增量取為0.000 1時(shí)，構(gòu)件承載力的誤差將小于0.5%。

圖9 材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

表4 數(shù)值模擬中混凝土和ECC的材料性能參數(shù)

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的對比

為了評估計(jì)算方法和材料本構(gòu)模型的可靠性，對本文實(shí)測的8根柱構(gòu)件的承載力進(jìn)行了計(jì)算。各試件計(jì)算承載力與實(shí)測承載力的對比見圖10，由圖10可知，實(shí)測結(jié)果與計(jì)算結(jié)果吻合良好。本文還通過誤差分析對模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行了定量分析，承載力預(yù)測的誤差可通過下式進(jìn)行計(jì)算為

(5)

式中：Nue和Nuc分別為實(shí)測承載力和計(jì)算承載力。通過計(jì)算可知，通過理論模型計(jì)算得到的承載力的平均誤差、標(biāo)準(zhǔn)差和最大誤差分別為1.55%、1.28%和4.45%，再次證明了本計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。

圖10 試驗(yàn)和模擬所得到的極限強(qiáng)度對比

3.3 RC柱與R/ECC柱承載力相關(guān)曲線對比

為了全面評估R/ECC柱的承載力，對R/ECC柱的正截面受壓承載力-受彎承載力(Nu-Mu)相關(guān)曲線進(jìn)行了計(jì)算，并與RC柱進(jìn)行了對比。通過3.1節(jié)所描述的方法，不斷變換初始偏心距e0，便可得到各構(gòu)件的承載力相關(guān)曲線。所選取的基準(zhǔn)構(gòu)件的參數(shù)如下：構(gòu)件截面尺寸b×d=400 mm×400 mm，柱側(cè)邊緣距縱筋合力作用點(diǎn)的距離為40 mm；4根縱向鋼筋的直徑均為25 mm。參照ECC在單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線試驗(yàn)數(shù)據(jù)[21-24]。ECC和混凝土的材料性參數(shù)見表4。鋼筋的彈性模量、屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度和極限應(yīng)變分別取為200 Gpa、460 MPa、600 MPa和0.1。

圖11為RC柱和R/ECC柱Nu-Mu承載力相關(guān)曲線的對比。從圖中11可以看出，R/ECC柱的承載力相關(guān)曲線的變化規(guī)律與RC柱類似，受壓承載力隨著偏心距的增大不斷減小，而受彎承載力則隨著偏心距的增大先增大后減小。另外，由圖11可知，當(dāng)偏心率很小時(shí)，R/ECC柱的承載力與RC柱的承載力非常接近；而當(dāng)偏心率很大，R/ECC柱的承載力要明顯大于同等條件下的RC柱。這可以通過以下機(jī)理加以解釋。當(dāng)偏心率很小時(shí)，彎矩與軸向力的比值很小，此時(shí)大部分的截面積處于受壓狀態(tài)。因此，ECC的高延性拉伸特性對整個(gè)柱承載力的貢獻(xiàn)十分有限。當(dāng)偏心率很大時(shí)，彎矩與軸向力的比值相應(yīng)變大，此時(shí)處于受拉狀態(tài)的截面積也相應(yīng)增大。在這種情況下，ECC的超高韌性特性便能夠充分發(fā)揮出來，ECC的抗拉貢獻(xiàn)相當(dāng)于提高了縱向受拉鋼筋的配筋率。眾所周知，縱向受拉鋼筋的配筋率越大，需要平衡總拉力的基體壓力越大，從而抗彎強(qiáng)度也越大。因此，當(dāng)偏心水平很高時(shí)，R/ECC柱的承載力要顯著高于RC柱。

圖11 RC柱與R/ECC柱承載力相關(guān)曲線對比

4 結(jié)論

本文對R/ECC和RC柱在偏心受壓荷載下的力學(xué)性能進(jìn)行了研究。首先，對6根R/ECC柱和2根RC柱進(jìn)行了偏心受壓試驗(yàn)。其次，通過理論分析計(jì)算了R/ECC柱的峰值承載力，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比。最后，通過參數(shù)分析對比了R/ECC柱和RC柱的正截面受壓承載力-受彎承載力(Nu-Mu)相關(guān)曲線。主要結(jié)論如下：

(1)R/ECC柱的破壞形態(tài)與RC柱有顯著不同。雖然R/ECC柱和RC柱最終都因基體壓碎而宣告失效，然而，RC柱最終出現(xiàn)了嚴(yán)重的基體剝落現(xiàn)象；相比之下，R/ECC柱由于ECC的纖維橋梁作用，整個(gè)加載過程均未出現(xiàn)ECC剝落現(xiàn)象。

(2)R/ECC柱的裂縫控制能力要明顯優(yōu)于RC柱。RC柱的最大裂縫寬度隨著荷載的增加線性增長，并在峰值荷載前達(dá)到了2 mm。R/ECC柱的最大裂縫寬度先隨著荷載的增加而增加，隨后基本維持在60 μm保持不變。

(3)由于ECC較混凝土更大的極限壓應(yīng)變，R/ECC柱的延性要優(yōu)于同等配筋條件下的RC柱。

(4)通過Nu-Mu承載力相關(guān)曲線的參數(shù)分析可知，當(dāng)偏心水平較低時(shí)，R/ECC柱的承載力與RC柱的承載力差別不大，而在同等條件下，當(dāng)偏心水平很高時(shí)，R/ECC柱的承載力要明顯大于RC柱。