孫勝江，趙 磊,2，梅葵花，李航宇，邢麗麗

(1.長安大學 公路學院, 陜西 西安 710064；2.陜西機勘工程檢測咨詢有限公司, 陜西 西安 710043)

0 引言

在傳統(tǒng)建筑材料中，因鋼筋混凝土優(yōu)良的性能在現(xiàn)代土木工程中被廣泛應用，但由于鋼筋的耐腐蝕性差，較大程度地降低了結(jié)構(gòu)整體的耐久性。而FRP材料具有高強、輕質(zhì)及抗腐蝕性強等優(yōu)點，其中抗腐蝕的特性可有效彌補鋼筋易腐性的缺點。為了充分發(fā)揮鋼筋和FPR各自的優(yōu)勢，可將兩種材料復合制成耐腐蝕、高延性的新型復合材料。

在復合筋研究領域中，國外學者Nanni 等[1]較早提出利用雜交復合材料雙線性的特點提高FRP增強混凝土結(jié)構(gòu)延性。Harris等[2]通過對復合材料棒表面進行雙向編織纏繞，使得界面韌性進一步增強。Ehsani等[3]通過將復合筋表面變?yōu)槁菁y肋，使筋材與混凝土之間的黏結(jié)面積增大，進而達到抑制裂紋沿著黏結(jié)界面方向發(fā)展的目的。而國內(nèi)在復合筋方面的研究起步相對較晚，但近年來其發(fā)展迅速。楊正光等[4]對玻璃纖維混雜筋的試驗證明了可以通過結(jié)構(gòu)設計提高FRP的延性。鄭百林等[5]對玻璃纖維混雜筋進行了軸向拉伸破壞試驗，并與其提出的理論曲線吻合較好。何振[6]、崔益華等[7]對多種纖維混雜筋進行了抗拉性能試驗研究，結(jié)果表明混雜筋具體較高的彈性模量和很好的延展性。

玄武巖纖維增強復合材料(BFRP)具有耐腐蝕、耐疲勞、強度高、質(zhì)量輕、絕緣性好等特點，相比于其他纖維增強材料，其延性相對較好，經(jīng)濟環(huán)保[8-10]。但單純將BFRP筋應用于混凝土梁時，由于BFRP筋彈性模量相對較低，結(jié)構(gòu)受到正常使用極限狀態(tài)的限制，致使BFRP的材料強度無法充分發(fā)揮[11]。為此，吳剛等[12-14]首次提出將鋼筋與BFRP兩種材料復合，獲得一種強度高、彈模高、成本低且耐腐蝕的新型結(jié)構(gòu)材料：鋼-玄武巖纖維復合筋(Steel Basalt Fiber Composite Bars，簡稱SBFCB)，它的內(nèi)芯為普通鋼筋、外包覆蓋層為縱向連續(xù)玄武巖纖維。羅云標等[15]研究了鋼-連續(xù)碳纖維復合筋和鋼-連續(xù)玄武巖纖維復合筋的生產(chǎn)制備工藝，并對其進行了單向拉伸和疲勞往復荷載拉伸試驗，結(jié)合試驗結(jié)果提出了在往復荷載下復合筋的應力-應變曲線關系[16]。肖同亮等[17]對不同纖維含量鋼-玄武巖纖維復合筋進行拉伸和壓縮試驗，發(fā)現(xiàn)纖維含量對筋材強屈比有較大影響，并針對拉壓不對稱的特性，給出了建議的卸載模量退化系數(shù)。顧興宇等[18]對高模量的鋼絲與玄武巖纖維制作成的復合筋力學性能進行了研究，并從理論上對鋼絲-玄武巖纖維復合筋受力機理進行了分析，根據(jù)分析結(jié)果得到復合筋的應力-應變關系曲線，發(fā)現(xiàn)該曲線具有雙折線性特征。

盡管國內(nèi)外對復合筋的受力特性開展了廣泛的研究，但是對于SBFCB的力學性能研究很少，極其缺乏相應的試驗數(shù)據(jù)與理論研究。研究SBFCB筋材本身的力學性能是將SBFCB應用于混凝土結(jié)構(gòu)的基礎，相比較單一的FRP筋和普通鋼筋，SBFCB的受力狀況、破壞形態(tài)以及抗拉強度的影響因素更為復雜。本研究進行SBFCB單向拉伸試驗，并對SBFCB在單向加載下的應力-應變關系理論模型進行推導與評價。

1 試驗方案

本次試驗對3種不同玄武巖纖維-鋼含量比的SBFCB進行拉伸試驗，測定其初期彈性模量、二次剛度、屈服強度以及極限強度，并觀察它們的破壞過程及特征。

1.1 試件規(guī)格

試驗中玄武巖纖維復合筋的內(nèi)芯為8 mm的螺紋鋼筋，如圖1所示。為考慮不同的玄武巖纖維-鋼含量比對筋材力學性能的影響，使用3種不同的纖維用量試件(20束、30束、40束)，相應的試件編號為B1，B2和B3，試件長度均為1.7 m，SBFCB的型號及組成材料如表1所示，組成材料的基本性能參數(shù)如表2所示。

圖1 SBFCB構(gòu)造圖Fig.1 Structural diagram of SBFCB

表1 SBFCB試件型號Tab.1 The Type of SBFCB Specimen

表2 組成材料的基本性能Tab.2 Mechanical Properties of Component Materials

1.2 試驗設備及方法

為保證拉伸試驗的正常進行，試驗之前必須在SBFCB兩端作錨固處理。SBFCB是典型的各向異性材料，玄武巖纖維的橫、縱向強度比小，無法采用傳統(tǒng)的夾片式錨具，否則會因為外包玄武巖纖維橫向強度較低導致其在錨固區(qū)提早破壞失效，故試驗中采用專門設計的直筒黏結(jié)式錨具錨固SBFCB。試驗之前先用除銹劑對錨具內(nèi)部進行除銹處理，黏結(jié)介質(zhì)采用環(huán)氧樹脂膠。先對筋材一端的錨具灌膠，在灌膠過程中，通過錨具兩端的定位板確保筋材處于錨具的中心線上，當錨具內(nèi)部被環(huán)氧樹脂膠灌滿后，將錨具養(yǎng)護7 d，待環(huán)氧樹脂完全固化后，再對筋材另一端的錨具灌膠，并將其置于相同的條件下進行養(yǎng)護，養(yǎng)護7 d后方可進行試驗，最終錨固好的試件如圖2所示。

圖2 SBFCB試件Fig.2 SBFCB specimen

試驗采用液壓穿心式千斤頂進行加載，裝置如圖3所示。筋材的張拉力通過壓力傳感器來測定，筋材的拉伸應變采用YB-15數(shù)顯手持式應變儀和在筋材的中間部位粘貼電阻式應變片兩種方法來測量并相互校核，應變片黏貼在筋材凸起的肋處，粘貼前需要打磨平整。在筋材末端布置百分表用來測試筋材的滑移。所有的應變片以及百分表均連接到DH3817動靜態(tài)應變測試系統(tǒng)上進行數(shù)據(jù)采集。

圖3 試驗裝置Fig.3 Test setup

將筋材、壓力傳感器、千斤頂、反力架等安裝完畢，一切準備工作就緒后開始加載。本次試驗采用張拉力控制的加載方法，采用分級加載，但因千斤頂油壓手動難以精確控制，故不是嚴格分級，加載速率約為0.5 kN/s，一直加載至外包玄武巖纖維破壞。

2 試件破壞過程及破壞形態(tài)

整個試驗過程，以內(nèi)芯鋼筋屈服和外包纖維斷裂為分界點，可分為3階段：加載初期，復合筋處于彈性工作狀態(tài)，此時由外包玄武巖纖維和內(nèi)芯鋼筋來共同承擔所施加的荷載；隨著荷載逐漸增大，當復合筋的應變約為0.002時，復合筋的內(nèi)芯鋼筋達到屈服，鋼筋應力保持不變，由玄武巖纖維來承擔新增的荷載，表現(xiàn)為筋材的應變增長減緩。隨著所施加的荷載持續(xù)增大，可聽到外包纖維由于斷裂而發(fā)出刺耳響聲；當達到極限荷載時，伴隨著巨大的聲響，SBFCB細絲狀炸開破壞，如圖4所示。隨后承載力迅速下降至內(nèi)芯鋼筋屈服時荷載。由于試驗裝置的原因未能測試內(nèi)芯鋼筋斷裂的過程。此外，試驗之前將錨具進行端堵處理，防止筋材在破壞之前被拔出，試驗完成后發(fā)現(xiàn)錨具孔口處沒有明顯變形和裂紋，表明此錨具對復合筋的錨固效果很好，如圖5所示。試件破壞位置基本在筋材的中間區(qū)段，靠近錨具的部位幾乎沒有發(fā)生纖維破壞，同時也沒有出現(xiàn)纖維與內(nèi)芯鋼筋剝離的現(xiàn)象。

圖4 SBFCB破壞形態(tài)Fig.4 Failure Modes of SBFCB Specimens

圖5 錨具端部狀態(tài)Fig.5 The Status of Anchorage End

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 SBFCB力學性能理論分析

試驗結(jié)果表明，復合筋外包纖維層與內(nèi)芯鋼筋在承受荷載作用的過程中黏結(jié)完好，變形一致，直至外包纖維破壞，因此可以運用復合法則求出鋼-玄武巖纖維復合筋的受拉特性值，該法則假設外包纖維層與內(nèi)芯鋼筋在荷載作用下變形協(xié)調(diào)，同一截面處應變相等[15]。

采用理想彈塑性模型模擬內(nèi)芯鋼筋應力-應變曲線，即假設內(nèi)芯鋼筋為完全彈塑性材料；采用完全線彈性模型模擬玄武巖纖維的應力-應變曲線，即玄武巖纖維在整個過程中為完全彈性。兩種材料復合后對理論應力-應變曲線進行分析：復合筋應變小于0.002時，應力-應變曲線為直線；隨著荷載的增加，當復合筋應變值為0.002時，內(nèi)芯鋼筋開始屈服；此后，增加的荷載全部由外包玄武巖纖維來承擔，表現(xiàn)為鋼筋應力增長速度變緩。此時應力-應變曲線依然成線性關系，但斜率比鋼筋屈服之前小，外包纖維應變按照此時的速率逐漸增加，直至極限應變而破壞。外包纖維破壞后，荷載突然降至內(nèi)芯鋼筋屈服時的量值，直至內(nèi)芯鋼筋斷裂。在加載前兩個階段，應力-應變曲線呈現(xiàn)出雙折線特性。

圖6為SBFCB理論應力-應變關系示意圖，從開始加載到鋼筋屈服為第Ⅰ階段，這一階段復合筋的彈性模量記為EⅠ，拉應力記為σⅠ，根據(jù)材料復合法則，其表達式為：

圖6 SBFCB理論應力-應變關系示意圖Fig.6 Theoretical Stress-strain Curve of SBFCB

EⅠ=(EsAs+EbAb)/A, 0≤ε≤εy,

(1)

σⅠ=εEⅠ=ε(EsAs+EbAb)/A, 0≤ε≤εy,

(2)

式中，Es，As，εy為鋼筋的彈性模量、截面積、屈服應變，εy取0.002；Eb，Ab為外包纖維的彈性模量、截面積；ε為復合筋的應變；A為復合筋的總面積，A=As+Ab。

自鋼筋屈服到外包玄武巖纖維斷裂失效，記為第Ⅱ階段，這一階段的彈性模量記為EⅡ，拉應力記為σⅡ：

EⅡ=EbAb/Aεy<ε<εbu,

(3)

σⅡ=εyEⅠ+(ε-εy)EⅡ=(fyAs+εEbAb)/A,

εy<ε<εbu,

(4)

式中，fy為鋼筋的屈服強度；εbu為外包纖維的斷裂應變。

自外包纖維斷裂至內(nèi)芯鋼筋斷裂，記為第Ⅲ階段，這一階段的彈性模量記為EⅢ，拉應力記為σⅢ：

EⅢ=0,εbu<ε<εu,

(5)

σⅢ=fy,εbu<ε<εu，

(6)

式中εu為鋼筋的斷裂應變。

3.2 試驗結(jié)果驗證

根據(jù)材料復合法則推導的公式(1)～(6)，并結(jié)合表1、表2中材料的物理力學性能，可以計算出3種規(guī)格SBFCB的彈性模量、屈服強度、極限強度等參數(shù)的理論值。利用試驗數(shù)據(jù), 計算出參數(shù)的試驗值，其中屈服強度和極限強度分別由屈服荷載和極限荷載除以實測截面面積所得，彈性模量的試驗值是根據(jù)試驗結(jié)果采用線性回歸所得，試驗結(jié)果及其與理論值的比較如表3所示。

表3 試驗結(jié)果及與理論值比較Tab.3 Test Results and Comparison with Theoretical Values

由加載值計算筋材應力，不同型號SBFCB試件的應力-應變曲線如圖7所示。

由表3和圖7可見， SBFCB的應力-應變曲線均呈明顯的雙折線形；鋼筋屈服前，復合筋的應力-應變曲線與理論值非常接近。鋼筋屈服后，復合筋表現(xiàn)出明顯的二次剛度，因玄武巖纖維彈性模量小于鋼筋的彈性模量，復合筋的二次剛度要小于鋼筋屈服前的剛度。SBFCB的實測屈服應變和屈服強度與理論計算值接近，說明內(nèi)芯鋼筋與外包玄武巖纖維在鋼筋屈服之前有效黏結(jié)，兩者共同受力。SBFCB的實測極限應變和極限強度略小于理論計算值，這是因為內(nèi)芯鋼筋屈服后無法保證所有玄武巖纖維與內(nèi)芯鋼筋變形同步，少量玄武巖纖維先期達到極限應變和極限強度。SBFCB中玄武巖纖維-鋼含量比越大，其初始彈性模量越小，但內(nèi)芯鋼筋屈服后復合筋的二次剛度越大，與理論計算結(jié)果相符。SBFCB的破壞屬于延性破壞，隨著荷載的增加，經(jīng)歷了明顯的應變增大過程，其延性介于普通鋼筋和玄武巖纖維之間。

圖7 SBFCB試件的應力-應變曲線Fig.7 Stress-strain Curve of SBFCB

4 結(jié)論

本研究對3種不同玄武巖纖維-鋼含量比的SBFCB進行拉伸試驗，并依據(jù)材料的復合法則，推導出SBFCB單向拉伸的應力-應變曲線模型，將試驗值與理論值進行對比，得出以下結(jié)論：

(1)在拉伸試驗過程中，隨著荷載的增大，內(nèi)芯鋼筋先發(fā)生屈服，后由外包的玄武巖纖維承受更大的荷載，當達到外包纖維極限強度時，復合筋外包纖維突然炸裂破壞，屬于延性破壞且有明顯破壞預兆。

(2)鋼筋屈服前，復合筋彈性模量高于純玄武巖纖維筋，應力-應變關系為線性；當內(nèi)芯鋼筋屈服以后，復合筋能繼續(xù)承受更大的荷載，表現(xiàn)出了明顯的“屈服后剛度”。試驗中所得到的應力-應變關系與理論值相符，均為雙折線本構(gòu)模型。

(3)SBFCB的實測屈服應變和屈服強度與理論計算值接近，說明內(nèi)芯鋼筋與外包玄武巖纖維在鋼筋屈服之前有效黏結(jié)，兩者共同受力。

(4)復合筋中玄武巖纖維-鋼含量比越大，其初始彈性模量越小，但它的二次剛度以及極限強度更大，與理論計算值相一致。

本研究通過對SBFCB進行單向拉伸試驗，得出SBFCB的破壞形態(tài)和破壞性質(zhì)，證實了纖維復合筋的優(yōu)越性，并根據(jù)試驗數(shù)據(jù)對比理論結(jié)果，驗證了雙折線模型的正確性，為后續(xù)SBFCB的工程應用打下基礎。本研究提及了玄武巖纖維-鋼含量比對測試參數(shù)的影響，下一步還需要深入討論其適當?shù)娜≈捣秶?/p>