祝明橋,劉萬(wàn)里,王希望

（湖南科技大學(xué) a.土木工程學(xué)院；b.湖南省智慧建造裝配式被動(dòng)房工程技術(shù)研究中心，湖南 湘潭 411201）

纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（Fiber Reinforced Polymer，F(xiàn)RP）是一種由纖維材料與基體材料按一定比例混合后通過(guò)手糊、模壓、層壓、纏繞、拉擠、樹脂傳遞模塑成型等工藝成型的材料，具有輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕、抗疲勞等優(yōu)點(diǎn)[1-4]。目前FRP材料的應(yīng)用多為純FRP結(jié)構(gòu)，然而由于FRP材料的各向異性，其不同方向的強(qiáng)度差異較大，且全FRP結(jié)構(gòu)試件的剛度一般偏低，F(xiàn)RP材料的抗拉強(qiáng)度往往得不到充分發(fā)揮[5-6]。

為充分利用FRP材料的性能優(yōu)勢(shì)，解決全FRP結(jié)構(gòu)存在的問(wèn)題，F(xiàn)RP—混凝土組合結(jié)構(gòu)是一個(gè)很好的選擇。許多學(xué)者對(duì)FRP與鋼材、混凝土等傳統(tǒng)材料的組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，大量試驗(yàn)研究表明，相較傳統(tǒng)的鋼筋混凝土，F(xiàn)RP型材—混凝土組合結(jié)構(gòu)具有一定的優(yōu)勢(shì)[7-9]，同時(shí)也存在一些不足。學(xué)者們[10-13]在FRP型材—混凝土組合結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)研究中發(fā)現(xiàn)，組合梁的主要破壞形態(tài)為腹板處發(fā)生受剪破壞，并發(fā)現(xiàn)在GFRP中空箱形截面梁中添加UHPC和CFRP/SFRP片材可以提高混合梁的抗彎強(qiáng)度和抗彎剛度。Xu等[14]針對(duì)板寬對(duì)FRP—混凝土界面粘接力的影響作出了相應(yīng)的有限元分析，發(fā)現(xiàn)在相同應(yīng)力水平下，F(xiàn)RP板的寬度越大，F(xiàn)RP與混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度就越高，F(xiàn)RP與混凝土的整體滑移越小，但混凝土的界面延展性和FRP的利用率會(huì)下降。Zhang等[15]和高仲學(xué)等[16]基于拉壓桿模型提出了針對(duì)FRP—混凝土組合結(jié)構(gòu)受剪承載力的計(jì)算公式，能夠較好地預(yù)測(cè)一部分FRP—混凝土組合梁的受剪承載力大小。從研究現(xiàn)狀來(lái)看，F(xiàn)RP—混凝土組合結(jié)構(gòu)主要存在以下問(wèn)題：一方面，由于GFRP材料自身彈模較低，在同一應(yīng)力水平下的GFRP與混凝土界面處存在變形不協(xié)調(diào)的問(wèn)題，容易在界面處發(fā)生受剪破壞或剝離破壞；另一方面，由于FRP材料在垂直纖維方向的剪切強(qiáng)度僅為其拉伸強(qiáng)度的5%～20%，F(xiàn)RP—混凝土組合結(jié)構(gòu)存在受剪承載力不足而發(fā)生受剪破壞的問(wèn)題。目前，許多學(xué)者[17-22]也對(duì)FRP—混凝土組合結(jié)構(gòu)的界面問(wèn)題進(jìn)行了一些研究，發(fā)現(xiàn)布置一定數(shù)量的剪力鍵及設(shè)置粗糙界面能在一定程度上提高FRP—混凝土組合結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平，但未考慮在組合結(jié)構(gòu)中配置箍筋以增強(qiáng)組合結(jié)構(gòu)中各材料協(xié)同受力的能力。

為提高FRP—混凝土組合結(jié)構(gòu)的剪切承載力，充分利用FRP性能優(yōu)勢(shì)，針對(duì)其在梁板結(jié)構(gòu)、橋梁以及雙層交通中的運(yùn)用，筆者提出一種多T型肋的GFRP型材—混凝土組合結(jié)構(gòu)，以GFRP板材作為底層模板和底部縱向配筋，采用配置箍筋的構(gòu)造方式來(lái)增強(qiáng)GFRP型材與混凝土之間的協(xié)同受力。設(shè)計(jì)和制作5種多T型肋的GFRP—自密實(shí)RPC組合試件，通過(guò)開展靜力加載破壞試驗(yàn)，研究GFRP—自密實(shí)RPC組合試件的受力特征、破壞模式及GFRP應(yīng)變分布特點(diǎn)等，為帶T型肋的GFRP型材—混凝土組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供試驗(yàn)基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

1.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)

試件設(shè)計(jì)主要考慮的參數(shù)是界面處理、彎剪段箍筋配置以及剪跨比，各試件剪跨a均為600 mm，具體設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。試件中的GFRP板為工廠預(yù)制的帶T型肋GFRP型材板，成型方式為拉擠成型。參照《纖維增強(qiáng)塑料拉伸性能試驗(yàn)方法》（GB/T 1447—2016）進(jìn)行了GFRP板沿纖維方向的拉伸試驗(yàn)，測(cè)得材料的強(qiáng)度為580.8 MPa，拉伸模量為31.8 GPa，其應(yīng)力—應(yīng)變曲線如圖1所示。共設(shè)計(jì)并制作了5個(gè)帶T型肋GFRP板—自密實(shí)RPC組合試件，試件總長(zhǎng)為2 000 mm，支座間凈跨為1 800 mm，截面為矩形，寬250 mm，高度有150、250 mm兩種，試件設(shè)計(jì)詳情如圖2所示。

圖1 GFRP材料應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig. 1 Stress-strain curves of GFRP

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design properties of specimens

試件SJ2～SJ5兩側(cè)彎剪段配置6 mm的箍筋，頂部配置兩根直徑為8 mm的架立鋼筋，鋼筋型號(hào)均為HPB300，其屈服強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為295 MPa，極限抗拉強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為415 MPa。SJ2～SJ5配置箍筋，其設(shè)計(jì)如圖2（c）～（g）所示；試件SJ1為僅做截面粘砂處理的對(duì)比試件，其設(shè)計(jì)如圖2（b）所示。

圖2 試件構(gòu)造詳圖及加載裝置示意圖Fig. 2 Detail drawing of specimen structure and schematic diagram of loading device

所有試件均采用自密實(shí)活性粉末混凝土（RPC）[23]澆筑，其70.7 mm立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)平均值為78.5 MPa，150 mm立方體的劈裂抗拉強(qiáng)度實(shí)測(cè)平均值為4.4 MPa。該自密實(shí)RPC具有骨料粒徑小、強(qiáng)度較高、混凝土僅靠自身重力就能達(dá)到密實(shí)成型等優(yōu)點(diǎn)。

1.2 試件制作工藝及流程

1）裁剪及打孔。將GFRP帶肋型材板裁剪成2 000 mm長(zhǎng)，對(duì)部分需要配置箍筋的GFRP板進(jìn)行打孔處理，按100 mm或75 mm的間距對(duì)彎剪段的GFRP板T型肋進(jìn)行穿孔處理。

2）界面處理。為了增大GFRP帶肋型材板與混凝土之間的界面粘接性能，對(duì)部分試驗(yàn)板進(jìn)行GFRP板的界面處理。將GFRP板內(nèi)表面打磨平整并清理干凈，然后在內(nèi)表面涂抹環(huán)氧樹脂膠，再均勻鋪撒直徑3～5 mm的礫石。因GFRP板板肋兩側(cè)在實(shí)驗(yàn)室條件下不便于進(jìn)行粘砂處理，因此只對(duì)底面進(jìn)行粘砂處理。

3）配置箍筋。為了提高組合試件的抗剪承載能力，提出對(duì)試件配置箍筋的增強(qiáng)方法，箍筋設(shè)置步驟為：先將鋼筋冷彎成“U”型，并在兩端設(shè)置彎鉤；將長(zhǎng)為220 mm、直徑為6 mm的鋼筋水平插入GFRP板T型肋的貫穿孔；對(duì)“U”型箍筋的端部彎鉤與水平貫穿鋼筋進(jìn)行綁扎連接，處理后的試件如圖3（a）所示。

4）澆筑混凝土。對(duì)部分設(shè)置箍筋的試件，在頂部布置架立筋并與箍筋進(jìn)行綁扎，在試件側(cè)面安裝木模板，在實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行拌制及澆筑RPC，RPC在澆筑過(guò)程中無(wú)需人工振搗。澆筑完成后的試件如圖3（b）所示。

圖3 試件制作過(guò)程Fig. 3 Manufacturing process of specimen

1.3 加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

1.3.1 加載裝置 所有試件采用簡(jiǎn)支支承，通過(guò)設(shè)置分配梁來(lái)實(shí)現(xiàn)在三等分點(diǎn)處的兩點(diǎn)集中加載，試驗(yàn)加載裝置實(shí)體圖如圖4所示。試件凈跨長(zhǎng)為1 800 mm，沿跨度方向等間距布置5個(gè)百分表以測(cè)量試驗(yàn)板在荷載作用下的撓度變化。在試件兩端支座處的混凝土和GFRP板上分別布置百分表，以測(cè)量試件端部混凝土與GFRP板之間的界面相對(duì)滑移量，試驗(yàn)加載裝置示意圖如圖2（h）所示。加載與試驗(yàn)數(shù)據(jù)測(cè)量的具體過(guò)程如下：荷載采用分級(jí)加載方式，開始加載時(shí)每級(jí)為5 kN；試件出現(xiàn)裂縫后，每級(jí)加載為10 kN，每級(jí)荷載持續(xù)加載10 min，然后讀取儀表數(shù)據(jù)，觀測(cè)裂縫；當(dāng)試件撓度發(fā)生較大變化時(shí)，每級(jí)加載降為5 kN，直至試件到達(dá)峰值荷載或破壞。

圖4 試驗(yàn)加載裝置圖Fig. 4 Test loading device

1.3.2 應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置 從支座處開始，在GFRP板的板底每隔15 cm粘貼一個(gè)應(yīng)變片?；炷翍?yīng)變片布置在試驗(yàn)構(gòu)件的跨中側(cè)面和頂面，箍筋應(yīng)變片布置在加載點(diǎn)與支座連線上。應(yīng)變片具體布置如圖5所示。

圖5 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖Fig. 5 Layout of strain measuring points

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件SJ1～SJ5的混凝土裂縫分布示意圖如圖6所示，其中，裂縫旁標(biāo)注的數(shù)字分別為開裂荷載、初始裂縫寬度、破壞荷載及裂縫最大寬度，單個(gè)數(shù)字則為裂縫開展時(shí)的荷載，荷載值均是力傳感器測(cè)得的數(shù)值。隨著荷載的增加，所有試件的裂縫發(fā)展過(guò)程均經(jīng)歷了3個(gè)階段。1）試件開裂前：加載平穩(wěn)，荷載與撓度基本呈直線上升趨勢(shì)；2）試件開裂后：加載至峰值荷載10%～20%時(shí)，試件在加載點(diǎn)附近開始出現(xiàn)豎向裂縫，撓度變化開始加快，繼續(xù)穩(wěn)定加載，不斷有新的裂縫出現(xiàn)，并伴隨著細(xì)微的響聲。加載至峰值荷載60%～70%時(shí)，在彎剪段開始出現(xiàn)斜裂縫，或者豎向裂縫開始傾斜發(fā)展成斜裂縫，向加載點(diǎn)方向發(fā)展，同時(shí)裂縫寬度增加；3）破壞階段：加載至峰值荷載90%后，少數(shù)斜裂縫已向上發(fā)展至加載點(diǎn)附近，同時(shí)，少數(shù)斜裂縫向試件底部發(fā)展，GFRP板與混凝土界面處開始產(chǎn)生剝離，此階段荷載增加變慢，但撓度和裂縫寬度大幅增加，此后荷載急劇下降，繼續(xù)加載，荷載已無(wú)法有較大的升高，最終停止加載。

圖6 試件裂縫分布示意圖Fig. 6 Crack distribution diagram of specimens

各試件最終的破壞形態(tài)如圖7所示。GFRP與混凝土界面處均出現(xiàn)了不同程度的剝離，其主斜裂縫的分布形態(tài)也有所差別。1）試件SJ1：由于SJ1未配置箍筋，且自密實(shí)RPC中骨料粒徑小，無(wú)法抑制主斜裂縫的發(fā)展，致使水平撕裂裂縫的出現(xiàn)，最終導(dǎo)致裂縫上方的混凝土被掀起，GFRP板與混凝土因剝離產(chǎn)生相對(duì)滑移；2）試件SJ2～SJ5：4個(gè)試件的主斜裂縫分布形態(tài)相似，主斜裂縫發(fā)展至GFRP板界面后沿水平方向發(fā)展，導(dǎo)致GFRP板與混凝土界面產(chǎn)生剝離而破壞，但剝離程度相較于SJ1有所改善。

圖7 試件破壞形態(tài)Fig. 7 Failure modes of specimens

2.2 撓度

2.2.1 荷載—跨中撓度曲線 5個(gè)試件的荷載—跨中撓度曲線如圖8所示，可以看出，當(dāng)截面尺寸相同時(shí)，試件SJ1～SJ4的荷載—跨中撓度曲線在到達(dá)峰值荷載前基本吻合，說(shuō)明配置箍筋及架立筋對(duì)試件的整體剛度影響不大，但對(duì)試件極限剪切承載能力的貢獻(xiàn)卻很明顯；當(dāng)截面高度增加時(shí)，試件SJ5的初始剛度明顯增加。對(duì)于試件SJ1，當(dāng)荷載增加至90 kN時(shí)，試件的剛度出現(xiàn)第2次下降，是因?yàn)樵嚰诩艨缍蔚幕炷脸霈F(xiàn)了水平的撕裂裂縫，引起了試件整體剛度下降。試件SJ2～SJ4在出現(xiàn)裂縫后的加載過(guò)程中剛度變化較小，說(shuō)明設(shè)置箍筋和粘礫石的界面處理方法對(duì)增強(qiáng)GFRP板與混凝土的協(xié)同工作能力有效。

圖8 試件的荷載—跨中撓度曲線圖Fig. 8 Load-deflection curves at mid-span of specimens

2.2.2 撓度分布曲線 圖9為各試件的荷載—撓度分布曲線。以試件SJ1和SJ3為例，從圖9中可以直觀地看出，各構(gòu)件在開裂前撓度基本上沿跨中對(duì)稱分布。在混凝土開裂的影響下，荷載的撓度值有較大幅度的增長(zhǎng)，而臨近破壞時(shí)，構(gòu)件一側(cè)彎剪段的主斜裂縫發(fā)展非常迅速，一側(cè)測(cè)點(diǎn)的撓度值開始顯著大于另一側(cè)。對(duì)比試件SJ1和SJ3的撓度分布曲線可以發(fā)現(xiàn)，相鄰各級(jí)荷載下SJ3的撓度變化相對(duì)均勻，這是因?yàn)楣拷畹淖饔煤芎玫匾种屏嘶炷亮芽p的發(fā)展。

圖9 試件撓度沿跨度的分布曲線Fig. 9 The distribution curves of deflection with span of specimens

2.3 應(yīng)變

2.3.1 荷載—跨中GFRP板底應(yīng)變曲線 各試件的荷載—跨中GFRP板底應(yīng)變的關(guān)系曲線如圖10所示。從圖10中可以看出，所有試件的跨中GFRP板底應(yīng)變基本呈線性增長(zhǎng)，反映了GFRP材料具有良好線彈性的特點(diǎn)。在前期加載過(guò)程中出現(xiàn)水平段，應(yīng)變幅度突然增加，是因?yàn)榧虞d至此階段，試件混凝土開裂導(dǎo)致了應(yīng)力重分布。在相同荷載下，截面尺寸相同試件SJ1～SJ4的GFRP板底應(yīng)變相差不大，4根試件的受力狀態(tài)基本一致。在極限荷載下，試件SJ4的峰值應(yīng)變明顯大于其他試件，說(shuō)明適當(dāng)增大配箍率可提升試件協(xié)調(diào)變形能力，提高對(duì)GFRP材料的利用率。受截面尺寸的影響，雖然試件SJ5極限承載力最高，但其極限應(yīng)變水平較小，對(duì)GFRP材料的利用率也最低。

圖10 荷載一跨中GFRP板底應(yīng)變曲線Fig. 10 Strain-load curves at the bottom of mid-span GFRP

2.3.2 GFRP板底應(yīng)變分布曲線 不同荷載等級(jí)下，GFRP板底沿跨度方向的應(yīng)變分布曲線如圖11所示。以試件SJ1和SJ3為例，從圖11中可以看出，混凝土開裂之前，純彎段GFRP板的應(yīng)變基本相同；開裂后，裂縫附近的GFRP板應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)加快；隨著荷載的增加，SJ3應(yīng)變變化相對(duì)于SJ1更均勻，說(shuō)明界面處理和配置箍筋能提高GFRP和混凝土的協(xié)同工作性能，對(duì)裂縫發(fā)展起到抑制作用。

圖11 GFRP板底應(yīng)變分布曲線Fig. 11 Strain distribution curves at the bottom of GFRP

2.3.3 荷載—箍筋應(yīng)變曲線 圖12為試件的荷載—箍筋應(yīng)變曲線圖，取樣位置為最大斜裂縫處箍筋上的測(cè)點(diǎn)?？梢钥闯觯€大致可以分為4個(gè)階段。1）階段一：當(dāng)荷載較小時(shí)，試件彎剪段未出現(xiàn)裂縫，箍筋的應(yīng)變很小，基本趨于0；2）階段二：當(dāng)荷載增加，彎剪段出現(xiàn)裂縫時(shí)，箍筋的應(yīng)變有一個(gè)較小的突變；3）階段三：隨著荷載的增加，試件彎剪段混凝土的裂縫發(fā)展緩慢，箍筋的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)也較為緩慢；4）階段四：加載后期，由于斜裂縫寬度持續(xù)增加，箍筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率變大，最終屈服，試件達(dá)到破壞荷載。以上現(xiàn)象說(shuō)明，在組合試件加載過(guò)程中，箍筋與RPC的協(xié)同受力能力較高，配置箍筋對(duì)提高組合試件受剪承載力是有效的。

圖12 試件荷載—箍筋應(yīng)變曲線Fig. 12 Load-stirrup strain curves of specimens

3 結(jié)果分析與討論

5個(gè)試件的主要試驗(yàn)結(jié)果匯總于表2，其中，剪切承載能力為試件一側(cè)彎剪段內(nèi)截面所受最大剪力的換算值，由極限荷載除以2換算得到。

表2 各試件的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 2 Comparison of test results of specimens

1）開裂荷載：試件SJ1～SJ4的混凝土豎向裂縫都是最先出現(xiàn)在加載點(diǎn)截面的底部附近。試件SJ1～SJ4 4個(gè)試件的截面尺寸相同，開裂荷載基本相同，說(shuō)明箍筋的配置和GFRP—混凝土界面的處理對(duì)開裂荷載影響不明顯；與試件SJ3相比，試件SJ5的截面高度增加了2/3，開裂荷載增加約3倍，截面高度的增加明顯提升了試件的抗彎剛度。

2）受剪承載能力：5個(gè)試件最終都發(fā)生了受剪破壞，但試件的極限荷載和剪切承載能力各不相同。與試件SJ1相比，SJ3配箍率為0.23%，其受剪承載能力提升約25%；SJ4配箍率為0.30%，其受剪承載能力提升約39.4%；SJ5高度增加2/3，其受剪承載能力提升約45%。SJ4配箍率比SJ3高30%，受剪承載力提高11.5%；與試件SJ2相比，試件SJ3的GFRP板與混凝土之間采用了粘砂處理，受剪承載能力稍有增強(qiáng)。由此可以看出，在組合試件中配置箍筋可明顯提高試件的受承載能力，增加截面的高度也可以較大地提升受剪承載能力。

3）撓度：各試件的撓度與荷載曲線呈雙線性關(guān)系，取極限荷載下的撓度為最大撓度值。對(duì)比SJ1和SJ3可知，配置0.23%的箍筋可使撓度增大約45%；高度的增加提高了試件初始剛度，試件SJ5的撓度比SJ3減小約47.0%。可以看出，配置箍筋和界面粘砂處理可以在一定程度上改善GFRP與混凝土的協(xié)同工作效果，提升試件的極限變形能力。

4）斜裂縫寬度：各試件的斜裂縫最大寬度取極限荷載下斜裂縫的最大寬度值。與試件SJ1相比，試件SJ2～SJ4的裂縫寬度偏小，說(shuō)明配置箍筋可有效抑制斜裂縫的發(fā)展，提高試件的變形能力，改善破壞形態(tài)。

5）GFRP板應(yīng)變：對(duì)比試件SJ1與SJ3，在進(jìn)行界面粘砂和箍筋配置處理后，GFRP材料應(yīng)變利用率從22%提升到32%左右。對(duì)于試件SJ5，雖然增大截面高度后，極限承載力有所提高，但跨中GFRP板底峰值應(yīng)變較低，對(duì)GFRP材料的利用率稍有減小。合理配置箍筋能有效提高對(duì)GFRP材料的利用率。

6）承載力計(jì)算：因所研究的組合結(jié)構(gòu)目前沒有較為成熟的計(jì)算方法，故按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）[24]，根據(jù)式（1）對(duì)試件進(jìn)行承載力計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表3所示?？梢钥闯?，計(jì)算值與試驗(yàn)值較為接近，由于公式未考慮GFRP作用而整體偏小，更準(zhǔn)確的計(jì)算方法有待進(jìn)一步研究。

表3 試件承載力計(jì)算值和試驗(yàn)值的對(duì)比Table 3 Comparison of calculated values and experimental values of specimen bearing capacity

式中：Vcs為斜截面上混凝土和箍筋的受剪承載力設(shè)計(jì)值；αcv為受剪承載力系數(shù)；Asv為配置在同一截面內(nèi)箍筋各肢的全部截面面積；s為沿構(gòu)件長(zhǎng)度方向的箍筋間距；fyv為箍筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

4 結(jié)論

針對(duì)FRP—混凝土組合試件截面抗剪承載能力不足的缺點(diǎn)，提出對(duì)帶T型肋GFRP板與混凝土組合試件配置箍筋的方法，設(shè)計(jì)并制作了5個(gè)GFRP—自密實(shí)RPC組合試件，通過(guò)靜力加載試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：

1）配置箍筋和GFRP板的界面粘砂處理能提高GFRP板與混凝土兩者之間的協(xié)同工作性能，提高組合試件的變形能力，改善破壞形態(tài)。

2）5根試件雖然都以受剪承載力不足而破壞，但箍筋的配置改善了GFRP—混凝土組合試件的破壞形態(tài)，提升了GFRP—混凝土組合結(jié)構(gòu)的界面粘結(jié)性能和極限變形能力，增強(qiáng)了組合試件的抗剪承載能力。合理的配箍率是充分發(fā)揮兩種材料性能的關(guān)鍵因素之一，還有待更深入研究。

3）組合試件截面高度對(duì)組合結(jié)構(gòu)的承載力影響較大，其值越大，結(jié)構(gòu)初始剛度越大，截面承載能力越高，但GFRP材料的利用率會(huì)有所降低。