周玲珠，萬鈞濤，鄭 愚，羅遠(yuǎn)彬，王曉璐，吳方宏

(1.東莞理工學(xué)院 生態(tài)環(huán)境與建筑工程學(xué)院， 廣東 東莞 523000；2.中國建筑第六工程局有限公司, 天津 300450；3.廣東德譽(yù)建筑設(shè)計(jì)有限公司，廣東 廣州 511453)

隨著我國經(jīng)濟(jì)的迅速發(fā)展，混凝土需求量越來越大，從而導(dǎo)致淡水河砂資源匱乏.為解決淡水河砂資源短缺問題，不少學(xué)者提出采用海水海砂代替淡水河砂用于近海工程建造.已有研究表明：海水海砂混凝土的長期抗壓強(qiáng)度與普通混凝土基本相近[1].同時(shí)，混凝土的制備需要消耗大量的水泥，而水泥是一種高能耗產(chǎn)品，在其生產(chǎn)過程中產(chǎn)生的二氧化碳約占全球碳排放量的5%[2].為解決水泥高能耗問題，一種高摻量粉煤灰-自密實(shí)混凝土(HVFA-SCC)被提出，其采用粉煤灰取代50%以上的水泥制備而成[3].作者前期研究表明：HVFA-SCC材料具有良好的力學(xué)性能，其用于工程建造具有可行性[4].為同時(shí)解決淡水河砂資源短缺及水泥高能耗問題，本文采用海水海砂代替淡水河砂，粉煤灰代替50%的水泥，制備海水海砂高摻量粉煤灰-自密實(shí)混凝土(SWSS-HVFA-SCC).

海水海砂的使用容易引起鋼筋銹蝕，從而導(dǎo)致鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)力學(xué)性能退化、耐久性能下降、服役壽命縮短.而纖維增強(qiáng)復(fù)合(FRP)筋具有較高的抗拉強(qiáng)度和良好的耐腐蝕性.現(xiàn)有研究表明：FRP筋增強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)能夠在一定程度上代替鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，在實(shí)際工程中開展應(yīng)用[5].因此，合理采用FRP筋代替鋼筋用于工程建造能夠有效解決海水海砂使用引起的鋼筋銹蝕問題.

筋材與混凝土的界面粘結(jié)性能是影響增強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)工作性能的重要因素.同時(shí)，筋材與混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度是確定錨固長度的關(guān)鍵參數(shù).肖建莊等[6]開展玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合(GFRP)筋與海水海砂再生混凝土的粘結(jié)性能試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)GFRP筋與海水海砂(再生)混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度與普通混凝土相近，且海水海砂的使用對(duì)粘結(jié)滑移曲線基本沒有影響.Parvizi等[7]表明海水的使用對(duì)FRP筋與混凝土的短期粘結(jié)性能沒有顯著影響.鄭等[8]研究發(fā)現(xiàn)：在GFRP筋肋較低的情況下，采用HVFA-SCC代替普通混凝土(NC)能夠顯著提高GFRP筋增強(qiáng)混凝土試件的粘結(jié)強(qiáng)度.

GFRP筋是使用最為廣泛的一種FRP筋，目前關(guān)于GFRP筋與海水海砂HVFA-SCC的粘結(jié)性能的研究尚未開展.因此，本文開展GFRP筋與海水海砂HVFA-SCC的粘結(jié)性能研究，重點(diǎn)討論混凝土材料，筋材直徑及筋材類型對(duì)粘結(jié)滑移屬性及粘結(jié)失效機(jī)理的影響規(guī)律.研究成果將為GFRP筋與海水海砂HVFA-SCC在實(shí)際工程中的應(yīng)用奠定基礎(chǔ).

1 試驗(yàn)概況

1.1 原材料

1.1.1 筋材

本次試驗(yàn)中所使用的筋材包括GFRP筋(直徑為13 mm，16 mm，19 mm)，BFRP筋(直徑為12 mm)及帶肋鋼筋(直徑為12 mm)，見圖1.所使用GFRP筋的基體類型為不飽和聚酯樹脂.

圖1 筋材Fig.1 The reinforcing bars

對(duì)所有筋材進(jìn)行拉伸測試(見圖2)，獲取筋材的力學(xué)屬性.所有筋材的物理屬性(肋高、肋間距等)及力學(xué)屬性(彈性模量、抗拉強(qiáng)度等)見表1.

圖2 筋材拉伸試驗(yàn)Fig.2 Tensile test of reinforcing bar

表1 筋材屬性Tab.1 Properties of reinforcing bars

1.1.2 混凝土材料

本次試驗(yàn)中配制三組混凝土(海水海砂HVFA-SCC、海水海砂普通混凝土和淡水河砂普通混凝土).三種混凝土的配合比見表2.本次所使用的海水通過人工配制而成，其配合比參考文獻(xiàn)[4]，主要成分是NaCl.對(duì)三種混凝土進(jìn)行工作性能和力學(xué)性能測試，結(jié)果見表3.

表2 混凝土配比 (1 m3)Tab.2 Mix proportion of concrete (1 m3)

表3 混凝土材料屬性Tab.3 Properties of concrete materials

1.2 試件的設(shè)計(jì)及制作

本次試驗(yàn)共制作9組拉拔試件，每組3個(gè)，共27個(gè).9組拉拔試件分別改變筋材直徑、筋材類型及混凝土類型(見表4).所有拉拔試件尺寸為200 mm×200 mm×200 mm，錨固長度選用5倍直徑(見圖3).在試件制作時(shí)，對(duì)于FRP筋-混凝土拉拔試件，其加載端的FRP筋應(yīng)嵌入鋼套筒內(nèi)，鋼套筒與FRP筋之間灌注膨脹水泥，以避免拉拔試件在加載過程中FRP筋端部發(fā)生剪切破壞.拉拔試件澆筑見圖4，所有試件在澆筑后24 h脫模，并放置于室外每天澆水養(yǎng)護(hù)直至56 d.

圖3 拉拔試件的尺寸Fig.3 Size of pull-out specimen

圖4 拉拔試件澆筑Fig.4 Casting of pull-out specimen

表4 拉拔試件設(shè)計(jì)Tab.4 Detail of pull-out specimens

1.3 加載設(shè)備及方案

本次試驗(yàn)采用微機(jī)控制電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)HUT106D進(jìn)行加載.將拉拔試件置于反力架上，在拉拔試件的加載端和自由端分別安裝兩個(gè)位移計(jì)，并將位移計(jì)連接到TDS-530靜態(tài)采集儀上以采集滑移量數(shù)據(jù)(見圖5).荷載數(shù)據(jù)由萬能試驗(yàn)機(jī)的采集箱采集.拉拔試驗(yàn)加載方式為位移加載，加載速度為0.2 mm/s，以位移達(dá)到30 mm作為加載結(jié)束條件.

圖5 拉拔測試Fig.5 Pull-out test

2 結(jié)果與分析

拉拔試件的平均粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式如下.

(1)

式中:τ代表平均粘結(jié)應(yīng)力；P代表拉拔荷載，db和le分別代表筋材直徑和粘結(jié)長度.所有拉拔試件的試驗(yàn)結(jié)果匯總?cè)绫?所示.

表5 試驗(yàn)結(jié)果匯總Tab.5 Summary of test results

本次試驗(yàn)中絕大部分試件都發(fā)生拔出破壞，個(gè)別試件出現(xiàn)劈裂破壞，其可能由于在澆筑過程中使筋材的位置發(fā)生偏離(筋材沒有完全垂直于混凝土)造成.

2.1 破壞形態(tài)

不同混凝土材料的拉拔試件界面破壞形態(tài)見圖5.由圖可知：三種不同混凝土材料的拉拔試件界面破壞形態(tài)較為相似，它們的界面損傷均為FRP筋的表面肋損傷.G13SWSS-50%試件的筋材表面肋被混凝土剪斷，而G13FWRS-0%和G13SWSS-0%試件的筋材表面肋由于摩擦而被削弱.相比于G13FWRS-0%和G13SWSS-0%試件，G13SWSS-50%試件的筋材表面損傷更為嚴(yán)重，其主要由SWSS-HVFA-SCC抗壓強(qiáng)度高，及HVFA-SCC與GFRP筋的強(qiáng)粘結(jié)作用造成[8].

圖5 不同混凝土材料的拉拔試件界面破壞形態(tài)Fig.5 Interface failure modes of pull-out specimens with different concrete material

不同筋材直徑的拉拔試件界面破壞形態(tài)見圖6.由圖可知：由于直徑為13 mm的GFRP筋肋較深，G13FWRS-0%試件在拉拔過程中主要以GFRP筋的樹脂層被剪斷而發(fā)生破壞.而直徑為其中19 mm的GFRP筋肋較淺，G19FWRS-0%試件在拉拔過程中主要以GFRP筋的樹脂層磨損而發(fā)生破壞.

不同筋材類型的拉拔試件界面破壞形態(tài)見圖7.由圖可知：G13SWSS-50%試件的GFRP表面樹脂層被剪斷，而B13SWSS-50%試件的BFRP表面樹脂層發(fā)生磨損，這可能與筋材的樹脂類型及筋材表面形式相關(guān).S12SWSS-50%試件的粘結(jié)段內(nèi)鋼筋肋間填充了混凝土，界面混凝土發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷.由于鋼筋的肋較高，且其彈性模量大，導(dǎo)致S12SWSS-50%試件的破壞形態(tài)表現(xiàn)為界面混凝土被鋼筋的肋剪碎.S12SWSS-50%試件的粘結(jié)應(yīng)力主要取決于機(jī)械咬合力.

圖6 不同筋材直徑的拉拔試件界面破壞形態(tài)Fig.6 Interface failure modes of pull-out specimens with different diameter of bar

圖7 不同筋材類型的拉拔試件界面破壞形態(tài)Fig.7 Interface failure modes of pull-out specimens with different reinforcing bar

2.2 粘結(jié)強(qiáng)度

混凝土材料對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響見圖8，如圖8(a)所示，以淡水河砂混凝土拉拔試件(G13FWRS-0%)為基準(zhǔn)組，海水海砂高摻量粉煤灰SCC拉拔試件(G13SWSS-50%)的粘結(jié)強(qiáng)度提高15.4%，而海水海砂混凝土(G13SWSS-0%)的粘結(jié)強(qiáng)度降低15.1%.由于本次配制的三種混凝土抗壓強(qiáng)度有所差異，且ACI 440.3R-12規(guī)范表明FRP筋增強(qiáng)混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度與混凝土軸心抗壓強(qiáng)度的1/2次方成正比[9].本文通過粘結(jié)強(qiáng)度(τm)與軸心抗壓強(qiáng)度的1/2次方(fc)1/2的比值來排除混凝土強(qiáng)度的影響，見圖8(b).從圖中發(fā)現(xiàn)：排除混凝土強(qiáng)度的影響后，混凝土類型對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響較小，說明混凝土類型對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響主要是由于混凝土強(qiáng)度差異引起的.

圖8 混凝土材料對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.8 Influence of concrete material on bond strength

筋材直徑對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響見圖9，由圖可知：無論是SWSS-HVFA-SCC樣本還是FWRS-NC樣本，GFRP筋與混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度隨著筋材直徑增大基本呈線性降低，這主要由于筋材表面與截面中心變形不一致，從而導(dǎo)致粘結(jié)段內(nèi)的筋材截面應(yīng)力分布不均勻，即剪應(yīng)力滯后現(xiàn)象[10].此外，也有文獻(xiàn)表明：FRP筋直徑增大導(dǎo)致筋材表面泌水更為嚴(yán)重，從而導(dǎo)致筋材與混凝土界面空隙較大，粘結(jié)強(qiáng)度減少[11].其中，G16SWSS-50%和G19SWSS-50%拉拔試件的粘結(jié)強(qiáng)度較G13SWSS-50%的低32.78%和71.67%，G16FWRS-0%和G19FWRS-0%拉拔試件的粘結(jié)強(qiáng)度較G13FWRS-0%的低36.81%和78.98%.

圖9 筋材直徑對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.9 Influence of reinforcement material diameter on bond strength

筋材類型對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響見圖10，由圖發(fā)現(xiàn)：在本次試驗(yàn)中，GFRP筋、BFRP筋和鋼筋增強(qiáng)海水海砂HVFA-SCC的粘結(jié)強(qiáng)度基本相近，其主要?dú)w因于三種筋材的肋高差異不大.以鋼筋拉拔試件為基準(zhǔn)，BFRP筋和GFRP筋拉拔試件的粘結(jié)強(qiáng)度分別降低了3.52%和3.08%，筋材類型的改變對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響不超過5%.這表明GFRP筋和BFRP筋代替鋼筋用于海水海砂HVFA-SCC結(jié)構(gòu)中能夠提供足夠的粘結(jié)強(qiáng)度.

圖10 筋材類型對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響Fig.10 Influence of reinforcement material type on bond strength

2.3 粘結(jié)-滑移曲線

混凝土材料對(duì)粘結(jié)-滑移曲線的影響見圖11，由圖可知：混凝土基體材料對(duì)拉拔試件的粘結(jié)-滑移曲線影響并不顯著.相比于G13SWSS-0%和 G13FWRS-0%試件，G13SWSS-50%試件自由端的粘結(jié)-滑移曲線初始剛度較大，說明海水海砂HVFA-SCC與GFRP筋之間具有更好的化學(xué)膠著力.

圖11 混凝土材料對(duì)粘結(jié)-滑移曲線的影響Fig.11 Influence of concrete material on bond-slip curves

筋材直徑對(duì)粘結(jié)-滑移曲線的影響見圖12，由圖發(fā)現(xiàn)：拉拔試件的粘結(jié)-滑移曲線初始剛度隨著筋材直徑的增大而減少.G13SWSS-50%和G16SWSS-50%試件在拉拔過程中出現(xiàn)第二個(gè)上升段，而G19SWSS-50%試件在拉拔過程中沒有出現(xiàn)第二個(gè)上升段.由于試驗(yàn)中采用的19 mm筋材的肋高度與直徑之比(H/d=0.05)較小，而13 mm筋材(H/d=0.08)和16 mm筋材(H/d=0.10)的較大，導(dǎo)致G19SWSS-50%試件未出現(xiàn)第二次機(jī)械咬合，其殘余應(yīng)力主要取決于摩擦力.

圖12 筋材直徑對(duì)粘結(jié)-滑移曲線的影響Fig.12 Influence of reinforcement material diameter on bond-slip curves

筋材類型對(duì)粘結(jié)-滑移曲線的影響見圖13，由圖表明：在第一個(gè)上升階段，同等粘結(jié)應(yīng)力情況下，帶肋鋼筋拉拔試件具有較小的滑移量，其次是BFRP筋拉拔試件，最后是GFRP筋拉拔試件，這與三種筋材的肋高相關(guān).在第一個(gè)下降階段，帶肋鋼筋拉拔試件下降速率較BFRP筋和GFRP筋拉拔試件慢.由于BFRP筋和GFRP筋拉拔試件的失效模式主要取決于筋材的樹脂層，因此它們?cè)诶芜^程中存在下一個(gè)機(jī)械咬合時(shí)刻，即粘結(jié)-滑移曲線第二次上升階段.粘結(jié)-滑移曲線第一個(gè)峰值和第二個(gè)峰值所對(duì)應(yīng)的滑移量之差與FRP筋的肋間距基本相同.由于帶肋鋼筋拉拔試件的失效模式主要取決于界面周邊的混凝土被剪碎，因此其粘結(jié)-滑移曲線不會(huì)出現(xiàn)第二個(gè)上升段.由圖13(a)發(fā)現(xiàn)：當(dāng)粘結(jié)應(yīng)力達(dá)到峰值時(shí)，帶肋鋼筋拉拔試件的鋼筋已經(jīng)發(fā)生了屈服，故在加載端粘結(jié)-滑移曲線中可以看到明顯的力保持階段.

圖13 筋材類型對(duì)粘結(jié)-滑移曲線的影響Fig.13 Influence of reinforcement material type on bond-slip curves

3 粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系

3.1 粘結(jié)滑移本構(gòu)模型

Malvar’s模型和m-BPE模型是兩種常見的FRP筋混凝土粘結(jié)滑移本構(gòu)模型[8]，表達(dá)式如下.

Malvar’s模型

(2)

m-BPE模型(僅列出上升段和下降段)

(3)

式中：F、G、α和p是根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果確定的參數(shù).此外，Soares等人[12]對(duì)m-BPE模型進(jìn)行簡化，提出了雙α模型，其通過α和α′確定上升段和下降段的粘結(jié)滑移曲線形狀.該模型的表達(dá)式如下所示.

(4)

式中：α和α′是對(duì)試驗(yàn)粘結(jié)滑移曲線通過最小二乘法擬合確定的參數(shù).

以G13SWSS-50%拉拔試件為例，采用上述三種本構(gòu)模型進(jìn)行分析，各模型擬合得到的粘結(jié)-滑移曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù)包絡(luò)范圍的對(duì)比見圖14.

圖14 不同模型預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.14 Comparison between prediction results of different models and experimental results

由圖可知：Malvar’s模型的預(yù)測結(jié)果較差，而m-BPE模型和雙α模型預(yù)測結(jié)果較好.由于雙α模型表達(dá)式最為簡潔，且Soares等人[12]表明該模型對(duì)FRP筋增強(qiáng)淡水/海水混凝土拉拔試件均有良好的適用性.因此，本文采用雙α模型預(yù)測FRP筋混凝土拉拔試件的粘結(jié)-滑移曲線.

3.2 雙α粘結(jié)滑移本構(gòu)模型參數(shù)校核

采用雙α模型對(duì)FRP筋混凝土拉拔試件的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析.所有試件都采用自由端的粘結(jié)-滑移曲線對(duì)雙α模型進(jìn)行參數(shù)校核.其中，α和α′的取值控制在[0, 1]之間.此外，并計(jì)算由雙α模型確定的斷裂能及試驗(yàn)曲線確定的平均斷裂能.每組拉拔試件樣本的α、α′及相應(yīng)斷裂能等參數(shù)見表5.

表5 拉拔試件的參數(shù)結(jié)果Tab.5 Parameter results of pull-out specimens

雙α模型預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見圖15.從圖中發(fā)現(xiàn)：對(duì)于不同混凝土材料、不同筋材直徑和不同筋材類型的拉拔試件，雙α模型均能夠準(zhǔn)確描述FRP筋-混凝土的粘結(jié)滑移過程.由雙α模型預(yù)測的粘結(jié)滑移曲線確定的斷裂能與試驗(yàn)獲得的粘結(jié)滑移曲線確定的平均斷裂能進(jìn)本相近，其最大誤差不超過15%(見表5).這進(jìn)一步表明采用雙α模型能夠表征FRP筋增強(qiáng)海水海砂HVFA-SCC、海水海砂NC/淡水河砂NC的粘結(jié)滑移行為.

圖15 雙α模型預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.15 Comparison between prediction results of double α model and experimental results

4 結(jié)論

本文對(duì)GFRP筋增強(qiáng)海水海砂高摻量粉煤灰SCC的粘結(jié)性能開展研究.分析了混凝土類型、筋材直徑、筋材類型對(duì)破壞形態(tài)、粘結(jié)強(qiáng)度及粘結(jié)-滑移曲線的影響規(guī)律.探討了不同粘結(jié)滑移本構(gòu)模型預(yù)測GFRP筋-SWSS-HVFA-SCC試件粘結(jié)-滑移過程的準(zhǔn)確性.最后采用雙α模型預(yù)測拉拔試件的粘結(jié)-滑移曲線.基于以上的研究和分析，可以得出以下結(jié)論：

(1)排除混凝土強(qiáng)度的影響后，混凝土類型(海水海砂HVFA-SCC、海水海砂NC和淡水河砂NC)對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度的影響較小.GFRP筋增強(qiáng)海水海砂HVFA-SCC試件的筋材表面損傷較GFRP筋增強(qiáng)NC的嚴(yán)重;

(2)粘結(jié)滑移曲線的初始剛度隨著筋材直徑增大而減少，粘結(jié)強(qiáng)度隨著筋材直徑增大基本呈線性降低.隨著筋材直徑的增加(筋材肋高的減少)，GFRP筋增強(qiáng)混凝土試件的筋材界面損傷由樹脂層剪切破壞轉(zhuǎn)為樹脂層磨損破壞;

(3)筋材類型(GFRP筋、BFRP筋及帶肋鋼筋)對(duì)海水海砂HVFA-SCC試件的粘結(jié)強(qiáng)度基本無影響.但同等粘結(jié)應(yīng)力下(粘結(jié)-滑移曲線處于第一個(gè)上升階段)，帶肋鋼筋拉拔試件的滑移量比GFRP筋/BFRP筋拉拔試件的小.且?guī)Ю咪摻罾卧嚰慕缑嫫茐闹饕Q于界面周邊混凝土被鋼筋肋剪碎，而GFRP筋/BFRP筋拉拔試件的界面破壞主要取決于筋材表面的樹脂層被剪斷或磨損;

(4)m-BPE模型和雙α模型預(yù)測能夠準(zhǔn)確地預(yù)測GFRP筋-海水海砂HVFA-SCC的粘結(jié)-滑移過程.基于粘結(jié)-滑移曲線的試驗(yàn)結(jié)果，通過數(shù)據(jù)擬合的方法校核雙α粘結(jié)滑移本構(gòu)模型參數(shù)，得到了不同參數(shù)(混凝土材料、筋材直徑、筋材類型)下拉拔試件的粘結(jié)-滑移曲線表達(dá)式;

(5)采用海水海砂代替淡水河砂、高摻量粉煤灰代替水泥制備的海水海砂HVFA-SCC的后期抗壓強(qiáng)度和彈性模量略高于普通混凝土.同時(shí)，GFRP筋增強(qiáng)海水海砂HVFA-SCC試件的粘結(jié)強(qiáng)度略高于GFRP筋增強(qiáng)普通混凝土試件.這表明結(jié)合GFRP筋和海水海砂HVFA-SCC用于實(shí)際工程具有可行性.