王振清，常 哲，張 昊，尹淑君

(河南工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院, 鄭州 450001)

地下糧倉(cāng)相比地上糧倉(cāng)具有低溫、環(huán)保、節(jié)能節(jié)地、造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn)[1],大力發(fā)展地下糧倉(cāng)可以滿足國(guó)家節(jié)能環(huán)保的要求。在地下糧倉(cāng)建設(shè)中,防水、防潮一直是制約其發(fā)展的一大難題。目前常用的防水措施為粘貼防水卷材及涂抹防水材料[2],但防水卷材耐久性差,與混凝土容易發(fā)生剝離,造成滲漏。除此之外工程中采用內(nèi)襯鋼板進(jìn)行防水,但鋼板易腐蝕、造價(jià)高等缺陷決定鋼板不是理想的防水材料。常晨輝[3]、張淑媛[4]采用內(nèi)襯塑料板作為防水層,塑料板和混凝土之間通過聚丙烯(PP)棒連接起來。

PP棒作為連接件對(duì)于內(nèi)襯塑料板防水體系有重要作用,然而PP棒與混凝土的黏結(jié)機(jī)理研究相對(duì)較少。鋼筋與混凝土的黏結(jié)機(jī)理研究較為成熟,與PP棒有相似之處。Menzel[5]通過拉拔試驗(yàn)探究了影響鋼筋與混凝土黏結(jié)的因素。Mains[6]測(cè)出了鋼筋黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長(zhǎng)度的分布情況。滕智明等[7]提出鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)關(guān)系,并計(jì)算得出臨界點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的黏結(jié)強(qiáng)度。Benmokrane等[8]發(fā)現(xiàn)纖維增強(qiáng)塑料(FRP)筋的表面幾何形狀、填充漿液的性質(zhì)和錨桿的剛度影響著FRP筋錨桿的最大黏結(jié)應(yīng)力。李揚(yáng)等[9]研究了FRP筋直徑錨固長(zhǎng)度和溫度對(duì)FRP筋與混凝土黏結(jié)性能的影響。陳爽等[10]建立了適用于FRP筋與珊瑚混凝土黏結(jié)滑移本構(gòu)模型,并得出本構(gòu)模型中上升段的黏結(jié)-滑移微分方程。張淑媛等[11]提出了一種對(duì)PP棒開槽的形式,但抗拔能力較弱,不足以抵抗地下倉(cāng)設(shè)計(jì)的水壓力。綜合考慮鋼筋和FRP筋的表面形式,提出在PP棒表面進(jìn)行車絲處理(簡(jiǎn)稱螺紋型)。通過對(duì)螺紋型PP棒和光圓型PP棒進(jìn)行中心抗拔試驗(yàn),提出聚丙烯在混凝土中的黏結(jié)滑移曲線且提供一種PP棒與混凝土的連接形式,以期為今后地下糧倉(cāng)防水提供參考意見。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

試件由PP棒與混凝土現(xiàn)澆成一整體,如圖1所示。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50152—2012)[12]中的相關(guān)規(guī)定,混凝土試塊采用150 mm×150 mm×150 mm。為避免PP棒端部的產(chǎn)生應(yīng)力集中,在端部加上聚氯乙烯(PVC)套管隔離PP棒和混凝土,PVC套管的長(zhǎng)度為35 mm,試件的幾何尺寸及構(gòu)造如圖2所示。

圖1 PP板與混凝土連接示意圖Fig.1 Scheme of connecting PP board with concrete

圖2 試件幾何尺寸及構(gòu)造Fig.2 Geometric size and structure of the specimen

考慮了PP棒的表面形式、PP棒直徑和混凝土的強(qiáng)度等級(jí)為試件參數(shù)。PP棒的表面形式分為光圓型和螺紋型,如圖3所示。PP棒直徑分為25 mm與30 mm,PP彈性模量為1 430 MPa,泊松比為0.2；混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C35和C55,混凝土強(qiáng)度平均值分別為42.2 MPa與58.9 MPa。為確保試驗(yàn)的準(zhǔn)確性,共制作16個(gè)試件,每種拉拔試件各制備4個(gè),試件參數(shù)及主要試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

圖3 螺紋型PP棒Fig.3 Threaded PP rod

表1 試件參數(shù)及主要試驗(yàn)結(jié)果

1.2 加載裝置及材料性能

中心拉拔試驗(yàn)采用的儀器為SHT46056型號(hào)的電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī),如圖4所示。以100 N/s的加載速度對(duì)試件進(jìn)行加載,加載至試件破壞,停止加載。

圖4 加載裝置Fig.4 Loading device

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

為了進(jìn)一步探究PP棒在加載過程中的傳力機(jī)理和分布規(guī)律,在PP棒內(nèi)部設(shè)置應(yīng)變片,應(yīng)變片布置如圖5所示。為保證加載過程中應(yīng)變片不被破壞及數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性,將PP棒沿縱向分割為兩半。

圖5 應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Position arrangement of strain measuring points

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

試驗(yàn)中出現(xiàn)PP棒從混凝土中拔出破壞及PP棒在混凝土中斷裂破壞兩種破壞形態(tài),如圖6所示。光圓型PP棒破壞均為拔出破壞[圖6(a)],螺紋型PP棒只有PL-30-C35-3、PL-30-C35-4發(fā)生拔出破壞,其余均為斷裂破壞,PP棒斷裂破壞如圖6(b)所示,斷裂均為正截面破壞,破壞部位均發(fā)生在靠近加載端的混凝土端部,這是由于PP棒在此處受力不均勻產(chǎn)生了應(yīng)力集中。螺紋型拔出破壞占螺紋型總破壞試件的17%,可能是由于試件在澆筑時(shí),PP棒螺紋與混凝土之間沒有接觸密實(shí),在螺紋表面形成滑移層,降低了PP棒與混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度,但降低程度較小,與該種類型PP棒黏結(jié)強(qiáng)度平均值差率為-2.6%。

圖6 PP棒破壞形態(tài)Fig.6 The failure pattern of PP rod

2.2 黏結(jié)-滑移曲線分析

為定義PP棒與混凝土之間的黏結(jié)-滑移關(guān)系,采用錨固段上的平均黏結(jié)應(yīng)力,表達(dá)式為

(1)

式(1)中:τ為平均黏結(jié)應(yīng)力；F為外加拉力；d為PP棒直徑；la為錨固長(zhǎng)度。

2.2.1 PP棒拔出破壞

圖7 PG-30-C35 PP棒與混凝土之間的黏結(jié)-滑移曲線Fig.7 Bond slip curve between PG-30-C35 and Concrete

如圖7所示為試件PG-30-C35 PP棒與混凝土之間黏結(jié)滑移曲線,相對(duì)滑移為加載端實(shí)際滑移量與自由端實(shí)際滑移量之間的相對(duì)滑移值。由圖7可知,試件破壞過程可以分為3個(gè)階段:第1個(gè)階段為彈性階段,平均黏結(jié)應(yīng)力隨相對(duì)滑移值呈線性增長(zhǎng),此時(shí)PP棒與混凝土之間滑移值很小,黏結(jié)力主要由靜摩擦力組成。彈性階段達(dá)到的平均黏結(jié)應(yīng)力值便為黏結(jié)強(qiáng)度峰值；第2個(gè)階段為屈服階段。PP棒與混凝土之間局部出現(xiàn)滑移并沿PP棒迅速延伸,黏結(jié)力主要由滑動(dòng)摩擦力組成,平均黏結(jié)應(yīng)力在黏結(jié)強(qiáng)度峰值處浮動(dòng)；第3個(gè)階段為下降階段。PP棒與混凝土交界面形成了滑移層,PP棒從混凝土中被迅速拔出,黏結(jié)應(yīng)力從峰值逐漸減小。

2.2.2 PP棒斷裂破壞

如圖8所示為PL-30-C35、PL-30-C55、PL-25-C55類試件斷裂的黏結(jié)滑移曲線,3條曲線變化趨勢(shì)大致相同。第一個(gè)上升段為彈性階段,PP棒與混凝土之間黏結(jié)力主要由靜摩擦力與機(jī)械咬合力組成。隨著荷載的增大,PP棒與混凝土相對(duì)滑移增大,靜摩擦力轉(zhuǎn)變?yōu)榛瑒?dòng)摩擦力。由于螺紋與混凝土之間機(jī)械咬合力存在,黏結(jié)應(yīng)力進(jìn)一步增大,平均黏結(jié)應(yīng)力與相對(duì)滑移的斜率逐步變小。當(dāng)拉應(yīng)力達(dá)到PP棒的極限抗拉強(qiáng)度時(shí),PP棒被拉斷,黏結(jié)滑移曲線進(jìn)入下降階段。

圖8 PP棒被拔斷試件Fig.8 The disconnected PP rod

2.3 黏結(jié)性能影響因素分析

2.3.1 PP棒表面形式

如圖9所示為不同表面形式下平均黏結(jié)應(yīng)力-相對(duì)滑移曲線?？梢钥闯?光圓型PP棒達(dá)到平均黏結(jié)應(yīng)力峰值始終處于彈性狀態(tài),相對(duì)滑移值較小,螺紋型PP棒在達(dá)到平均黏結(jié)應(yīng)力峰值前由彈性轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄?相對(duì)滑移值較大。螺紋型PP棒與混凝土的平均黏結(jié)應(yīng)力遠(yuǎn)大于光圓型PP棒,平均黏結(jié)應(yīng)力峰值比為12.43。螺紋型PP棒在受力過程中,塑料螺紋與混凝土的機(jī)械咬合承受主要拉力,摩擦力承受的拉力較小。在工程應(yīng)用中,建議采用螺紋型式,對(duì)黏結(jié)力提升較大。

圖9 PP棒表面形式對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.9 Effect of PP rod surface form on bond strength

2.3.2 PP棒直徑

如圖10所示為典型螺紋型PP棒試件在不同直徑下的平均黏結(jié)應(yīng)力-相對(duì)滑移曲線。不同直徑曲線變化趨勢(shì)相同,平均黏結(jié)應(yīng)力隨直徑增大而增大,當(dāng)PP棒直徑為25 mm時(shí),極限黏結(jié)應(yīng)力為1.75 MPa,當(dāng)PP棒直徑為30 mm時(shí),極限黏結(jié)應(yīng)力為3.41 MPa,提高了94.9%。當(dāng)PP棒直徑由25 mm 改變成30 mm時(shí),塑性變化顯著提高,PP棒相對(duì)滑移增加了35.9%。

圖10 PP棒直徑對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.10 Effect of the diameter of PP rod on bond strength

2.3.3 混凝土強(qiáng)度

改變混凝土強(qiáng)度等級(jí),螺紋型PP棒試件在表面形式和直徑不變的平均滑移應(yīng)力-相對(duì)滑移曲線如圖11所示?；炷翉?qiáng)度等級(jí)增加時(shí),平均黏結(jié)應(yīng)力隨之增加；當(dāng)混凝土為C55時(shí),極限黏結(jié)應(yīng)力為3.41 MPa,混凝土為C35時(shí),極限黏結(jié)應(yīng)力為2.76 MPa,提高了23.6%；混凝土為C55時(shí),相對(duì)滑移為7.01 mm,比C35的試件增加了193.3%。

圖11 混凝土強(qiáng)度對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.11 Effect of concrete strength on bond strength

2.4 黏結(jié)應(yīng)力分布

2.4.1 PP棒應(yīng)力

如圖12所示為PP棒在錨固長(zhǎng)度上的應(yīng)力分布曲線。加載初期,光圓型和螺紋型PP棒變形很小,各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力值相差較小。隨著加載增大,光圓型和螺紋型PP棒均為靠近加載端變形較大,與實(shí)際受力情況相符。光圓型PP棒應(yīng)力與距加載端距離近似線性關(guān)系,螺紋型PP棒由于螺紋與混凝土之間的機(jī)械咬合力,靠近加載端部位承受主要的拉力。

2.4.2 黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長(zhǎng)度的分布

在外部拉力作用下,PP產(chǎn)生應(yīng)力,該應(yīng)力通過PP棒與混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力傳遞給混凝土,由于PP棒與混凝土的彈性模量相差較大,二者產(chǎn)生相對(duì)滑移,PP棒微段受力圖如圖13所示。由于dx足夠小,因此可以假定黏結(jié)應(yīng)力在dx范圍分布均勻。由微段平衡原理可知,微段兩端產(chǎn)生的拉力差由微段表面的黏結(jié)力提供,因此其黏結(jié)應(yīng)力與PP棒應(yīng)變的關(guān)系為

圖12 不同PP棒的應(yīng)力分布曲線Fig.12 Stress distribution curves of different PP rod

(2)

式(2)中:τ為黏結(jié)應(yīng)力；ΔF為PP微段兩端的拉力差；A為PP棒和混凝土之間的黏結(jié)面積；AP為PP棒橫截面積；D為PP棒直徑；σP, i+1、σP, i和εP, i+1、εP, i分別為i+1測(cè)點(diǎn)和i測(cè)點(diǎn)處的PP棒應(yīng)力和應(yīng)變；EP為PP彈性模量；hi為兩測(cè)點(diǎn)間距。

圖13 PP棒微段受力示意圖Fig.13 Scheme of micro-section force of PP rod

如圖14所示,每種試件的黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長(zhǎng)度的分布規(guī)律基本一致。在加載初期,外部拉力較小,因此自由端的黏結(jié)應(yīng)力幾乎為0。隨著荷載的增加,拉拔力逐漸向試件的自由端傳遞,拉拔力逐漸向自由端傳遞,起到傳遞的黏結(jié)應(yīng)力逐漸增大。加載端附近的黏結(jié)應(yīng)力增長(zhǎng)速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過自由端附近的黏結(jié)應(yīng)力。隨著荷載級(jí)數(shù)的增加,黏結(jié)應(yīng)力的峰值逐漸增加,而自由端黏結(jié)應(yīng)力有所增長(zhǎng),但增幅較小,因此PP棒與混凝土之間在錨固范圍內(nèi)的黏結(jié)應(yīng)力分布不均勻性也越來越顯著。

3 結(jié)論

(1)試件在進(jìn)行中心拉拔試驗(yàn)時(shí),PP棒發(fā)生拔出破壞和斷裂破壞,PP棒與混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力曲線可以分為彈性階段、局部開裂階段及下降階段。

(2)光圓型PP棒和螺紋型PP棒受外部拉力時(shí),均為靠近加載端應(yīng)力值較大；改變PP棒的表面形式極大提升了極限黏結(jié)應(yīng)力,表面形式為螺紋型時(shí)比光圓型的極限黏結(jié)應(yīng)力提升了12.8倍；改變PP棒的直徑時(shí),直徑30 mm的試件比直徑25 mm的極限黏結(jié)應(yīng)力增大了35.9%；改變混凝土強(qiáng)度等級(jí)時(shí),C55試件比C35試件極限黏結(jié)應(yīng)力增大了23.6%。

(3)在不同級(jí)別的荷載下,試件的黏結(jié)應(yīng)力沿錨固長(zhǎng)度呈現(xiàn)由加載端向自由端逐漸減小的不均勻分布,其不均勻性與位置相關(guān)；試件自由端的黏結(jié)應(yīng)力總是小于加載端的黏結(jié)應(yīng)力,且黏結(jié)應(yīng)力峰值總出現(xiàn)在加載端附近。

(4)在工程應(yīng)用中建議改變PP棒表面形式或增大PP棒直徑來提升PP棒在混凝土中的黏結(jié)強(qiáng)度；且提出一種PP棒與混凝土的連接形式,為今后地下糧倉(cāng)防水提供參考。