TRC加固受火损伤混凝土界面性能试验研究

胡克旭 孙 政 高皖扬 张马秀

(1.同济大学结构工程与防灾研究所,上海 200092; 2.上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院,上海 200240)

0 引 言

织物增强混凝土(Textile Reinforced Concrete,简称TRC)是一种新型复合材料,由纤维织物网和高性能混凝土(或聚合物砂浆)组成,通过喷射或涂抹于混凝土构件表面来提高结构构件的承载力和减少构件变形,是一种新型的加固方法。目前对TRC加固常温下的混凝土构件的研究比较多[1-4],对于TRC-受火损伤混凝土界面的研究尚未见报导。

课题组前期进行了TRC加固受火损伤混凝土板的试验研究[5],本文即在课题组前期研究的基础上,进一步研究TRC与受火损伤混凝土界面的性能,包括纤维网格与基体(高性能混凝土或聚合物砂浆),基体与混凝土构件界面之间的粘结-滑移性能,为后续研究提供理论依据。

1 试验设计

本次试验共设计45个TRC-受火损伤混凝土的单面剪切试件,通过两批试验研究了不同纤维网格材料(玄武岩纤维、玻璃纤维),不同纤维层数(2层、3层、4层),不同界面粘结长度(150 mm、300 mm),不同混凝土受火时间(60 min、81 min)和不同混凝土表面处理情况(深凿、浅凿)对界面粘结性能的影响,试验工况如表1所示(由于部分构件试验过程中纤维网格拉断或老混凝土折断,未得到界面试验结果,故未列入)。其中,A为第一批试验,采用玄武岩纤维网格;B为第二批试验,采用玻璃纤维网格。

表1试验工况及试验结果汇总表

Table 1 The distribution specimens and testing results’ summary

注:试件编号中60,81表示受火时间,Q表示轻凿,S表示深凿

1.1 试验材料

1.1.1纤维网格

本试验采用两种纤维网格材料,玄武岩纤维网格和玻璃纤维网格,见图1。玄武岩纤维网格材料为东莞市俄金玄武岩纤维有限公司产品,其网格尺寸为25 mm×25 mm,网孔尺寸为21.2 mm×21.2 mm,面密度350 g/m2,纵向断裂强度大于40 kN/m。玻璃纤维网格材料由泰山玻璃纤维有限公司生产,网格尺寸为25 mm×25 mm,网孔尺寸为15 mm×15 mm,纵向断裂强度为250 kN/m。

两种纤维网格均采用双组分碳纤维底胶进行表面涂刷处理。

图1 纤维网格材料Fig.1 Fiber grid material

1.1.2聚合物砂浆

本试验采用的高强聚合物砂浆是经过高分子聚合物改性的水泥基砂浆,具有强度高,自密实,和易性好等材料特点,强度等级为C40。实测A,B两批试验砂浆试块28 d的平均强度分别为41 MPa和43 MPa。

1.1.3受火损伤混凝土试块

本试验采用的受火损伤混凝土试块源自于课题组前期进行的混凝土板的受火试验。混凝土板厚度为110 mm,受火时间分别为60 min和81 min,采用ISO834标准升温曲线对混凝土板进行明火加热。混凝土板所采用的混凝土材料的强度等级为C30,实测其28 d抗压强度为36 MPa。

1.2 试验试件

试验试件如图2所示,受火损伤混凝土试块尺寸为400 mm (长)×200 mm (宽)×110 mm (高),设计粘结面尺寸长为150 mm和300 mm两种,宽度均为125 mm。试件制作前,先对受火后的混凝土板表面进行凿毛处理,界面粗糙度的定量评价方法采用灌砂法[6],再采用切割机进行切割。

图2 试验试件(单位:mm)Fig.2 Test specimen (Unit:mm)

纤维网格下料前,先用浸渍胶进行涂刷,晾干2天后再裁剪下来。为测得试验过程中纤维网格的应变分布,选择每组试件中的一个试件的其中一层(从上向下数的第二层)纤维网格粘贴应变片。对粘结长度150 mm的试件沿纵向布置3个应变片,对粘结长度300 mm的试件沿纵向布置6个应变片(图3),制作完成后的试件如图4所示。

图3 应变片布置Fig.3 Distribution of strain gauge

图4 制作完成后的试件Fig.4 The specimen

1.3 试验装置

1.3.1加载设备

本试验设计为界面单剪试验,为了实现这一加载条件,自行设计的加载装置,见图5,千斤顶施加推力,通过杠杆对纤维网格施加拉力。荷载施加采用量程100 kN的液压千斤顶。

图5 试验装置图(单位:mm)Fig.5 Testing device (Unit:mm)

1.3.2变形测量

第一批试验由于采用的玄武岩纤维网格布承载力较低(每层40 kN/m),原设计的150 mm和300 mm粘结长度试验无法达到界面破坏,所以试验时对原试件进行切割,实际粘结长度在40～72.5 mm之间(表1),而且试验过程中也未再进行变形测量。第二批界面试验采用数字图像相关法(DIC)[7]通过对比试验过程中的试件变形获取界面加载端和自由端的滑移值。另外,在试验过程中通过粘结在纤维网格上的应变片测量沿粘结长度方向上的纤维网格的应变变形。

1.3.3加载制度

试验过程中,采用分级加载的方式进行加载。第一批试件的荷载等级为1 kN;第二批试件根据界面的粘结长度不同,荷载等级为2 kN或4 kN两种。

2 试验结果及分析

2.1 破坏状态

原设计第一批试验5组15个试件,去除纤维网格拉断和老混凝土折断未达到预期试验结果的6个试件外,其余9个试件的实际粘结长度和试验结果列入表1中,均发生了基体与混凝土试块之间的界面破坏(本文称其为Ⅰ型破坏)。

在第二批10组共30个试件中,去除试验中的5个试件混凝土试块折断未达到预期试验结果外,其余25个试件试验结果列入表1中。其中6个试件发生了上述的Ⅰ型破坏,其余19个试件均为最下层的纤维网格处的劈裂破坏(或称剥离破坏,本文称其为Ⅱ型破坏)。

通过表1试验结果可以发现,第一批玄武岩纤维网格试件由于纤维网格孔洞率较高,网格和聚合物砂浆基体之间的咬合较好,均发生Ⅰ型破坏。第二批玻璃纤维网格试件由于网格孔洞率较低,导致纤维网格和聚合物砂浆基体之间的咬合较弱,则主要发生Ⅱ型破坏。但在受火时间为81 min,混凝土表面处理情况为浅凿时,也会发生Ⅰ型破坏。

另外混凝土表面处理情况和混凝土受火时间也是影响界面破坏模式的主要因素。当混凝土表面处理情况为深凿时,对于第二批试验,基体与混凝土试块之间的界面粘结性能较好,主要发生Ⅱ型破坏;受火时间为81 min且混凝土表面处理为浅凿时,基体与混凝土试块之间的界面粘结性能较差,试件主要发生Ⅰ型破坏;而受火时间为60 min时,混凝土损伤较轻,基体与混凝土界面粘结较好,此时尽管浅凿处理,仍然发生了Ⅱ型破坏。

2.2 粘结强度

各试件破坏时的承载力用粘结面平均粘结强度表示,根据表1给出的试件破坏形态和粘结强度,混凝土表面处理情况和混凝土的受火时间是影响界面粘结性能的主要因素,进而影响界面的粘结强度和破坏形态。

对于Ⅰ型破坏,混凝土试块受火时间、纤维网格层数、粘结长度是影响基体与混凝土界面之间粘结强度的主要因素。对比A组与B组中发生Ⅰ型破坏的试件可以发现,由于A组试件粘结长度较短,其界面粘结强度要大于B组试件;对比A2、A4与A5组试件可以发现,在纤维网格层数相同的情况下,受火60 min的试件的粘结强度要大于受火81 min的试件,而未受火试件的粘结强度最高;对比B6 (B6-81Q-2)与B10组试件可以发现,粘结长度为150 mm试件的粘结强度要大于粘结长度为300 mm的试件。

对于Ⅱ型破坏,承载力与纤维网格层数和粘结长度有关。对比B3和B4组,B8和B9组试件可以发现,在粘结长度相同的情况下,随着纤维网格层数增加,其粘结强度也相应增大;对比B3和B9组试件可以发现,在纤维网格层数相同的情况下,粘结长度为300 mm的 B3组试件的粘结强度要小于粘结长度为150 mm为 B9组试件。

2.3 TRC层滑移变形情况

本文采用DIC法对第二批试件TRC层本身变形及与受火损伤混凝土表面之间的相对滑移变形进行了测量。

TRC层的位移在加载初期主要发生在靠近加载端附近的粘结区域。随着荷载的增加,自由端附近开始产生微小位移,TRC加载端附近的位移始终大于自由端附近的位移。当界面达到极限荷载时,TRC层侧面的位移为从加载端上部逐渐向自由端下部递减的斜向条带状分布,图6为部分试件测面位移分布图(图右侧为试件加载端,左侧为试件自由端)。TRC顶面的位移分布则表现为横向条带状分布,位移不连续,在裂缝处会出现跳跃式的变化。整个试验过程中加载端的位移由于TRC中的基体开裂和纤维网格的伸长,使得其增长速度大于自由端的增长速度。达到最终破坏荷载时,TRC层顶面的加载端位移值要大于自由端顶面的位移值,图7为部分试件顶面位移分布图(图右侧为试件加载端,左侧为试件自由端)。

图6 TRC层侧面的位移分布Fig.6 Displacement field distribution of TRC profile

图7 TRC顶面的位移分布Fig.7 Displacement field distribution of TRC top

图8为试验所示试件B2-60S-2、B3-60S-1、B4-60S-3和B8-60Q-2的加载端和自由端的荷载-滑移曲线。对于试件B3-60S-1,当界面荷载达到6.8 kN时,自由端才产生可见的滑移,此时加载端的滑移为0.12 mm;随着荷载的增加,自由端和加载端的滑移持续增大,直至试件破坏时,试件自由端的滑移值为0.29 mm,加载端的滑移值为0.68 mm。而对比试件B2-60S-2,B8-60Q-29(粘结长度为150 mm)和B3-60S-1,B4-60S-3(粘结长度为300 mm)的试验结果可以发现,粘结长度越大,加载端荷载对自由端滑移影响越小,加载端与自由端之间的滑移差值也就越大。如试件B2-60S-2粘结长度为150 mm,界面的滑移差值为0.10 mm;试件B3-60S-1粘结长度为300 mm,界面的滑移差值为0.25 mm。

图8 加载端、自由端的荷载-滑移曲线Fig.8 The load-slip curves of loading and free end

纤维网格层数的增加,也会使得试件的滑移差值发生变化。试件B4-60S-3其纤维网格层数为4层,界面的滑移差值为0.25 mm;试件B3-60S-1的纤维网格层数为3层,界面的滑移差值为0.38 mm。

2.4 纤维网格应变分布情况

在加固层制作过程中,沿着粘结长度在纤维网格的一定间隔上布置应变片,用以测量加载过程中不同位置处的纤维应变(如图3所示)。

图9为试件B2-60S-2 (Ⅰ型破坏)和试件B4-60S-1 (Ⅱ型破坏)的纤维应变-荷载分布曲线图。可以看出,对于试件B2-60S-2,在加载初期,靠近加载端的纤维应变持续增大,靠近自由端的纤维应变在荷载小于18.7 kN时其应变值几乎为零;之后,靠近自由端的纤维应变才缓慢增长。对于试件B4-60S-1,在加载初期,加载端应变缓慢增大,靠近自由端的纤维应变在荷载小于37.5 kN时其应变值几乎为零,而当荷载达到40 kN后,靠近自由端的纤维应变才缓慢增长。之后,随荷载增大,纤维应变持续增长,但自由端附近纤维网格的应变始终小于加载端附近的纤维应变。

图9 纤维应变-荷载关系曲线图Fig.9 The fiber strain-load curves

由于B4-60S-1的粘结长度(300 mm)要大于B2-60S-2的粘结长度(150 mm),在试件破坏时,前者最终荷载值和加载端应变值约为后者两倍。而在同一荷载下,两者自由端应变值基本相同。在荷载小于15kN时,B4-60S-1加载端应变值和变化速率要大于B2-60S-2;荷载处于15～20 kN之间时,B2-60S-2加载端应变变化速率明显增大;荷载大于20 kN时,B4-60S-1加载端应变值又重新大于B2-60S-2。

2.5 荷载-滑移关系

本试验测得的滑移变形包括TRC层本身的变形及基体与混凝土界面之间的滑移变形两部分。而前者又包括TRC层基体的剪切变形和纤维网格与基体之间的滑移变形两部分,情况比较复杂。本试验采用DIC技术通过图像对比分析间接测得TRC层加载端和自由端的位移值,在忽略底部混凝土试块本身变形的前提下,自由端和加载端的荷载-位移关系即为其荷载-滑移关系。

图8中可以得出不同粘结长度试件的加载端和自由端的滑移差值。对比B3-60S-1(粘结长度300 mm)和B2-60S-2(粘结长度150 mm)加载端和自由端的荷载-滑移曲线可以发现,在界面荷载小于7.4 kN时,两组试件自由端滑移值几乎为零,加载端滑移值开始缓慢增加。当荷载继续增加,B2-60S-2的自由端滑移明显大于B3-60S-1的自由端滑移,前者表现为TRC层基体滑移的变形趋势,而后者则主要表现为TRC层本身的拉伸变形。试件加载至最终破坏时,B3-60S-1的两者滑移差值0.4 mm和最大界面荷载35.1 kN都要明显大于B2-60S-2的0.1 mm和23.3 kN。对比B4-60S-3(粘结长度300 mm)和B8-60Q-2(粘结长度150mm)也会得到与上述同样的结论。

本文在试验研究基础上,参考戴建国曲线模型[8],对本文第二批试验的TRC-受火损伤混凝土界面进行粘结-滑移模型参数的数值拟合,得到如下粘结-滑移模型:

(1)

式中:τ为界面粘结力(MPa);s为界面相对滑移(mm);τ0为界面滑移为0时的初始粘结应力;s0为界面的最大滑移值。而A,α,β为待定参数,可通过Nelder在文献[9]中提出的Nelder-mead算法求得。

图10为根据式(1)对部分试件拟合的模型曲线与试验所得荷载-滑移曲线对比,其拟合结果基本令人满意。

图10 模型拟合和试验荷载-滑移曲线对比图Fig.10 The load-slip comparison diagram between modified index curve model and test

3 结 论

本文进行了两批TRC-受火损伤混凝土界面的单剪试验,研究了不同纤维网格材料、不同纤维层数、不同界面粘结长度、不同混凝土受火时间和不同混凝土表面处理情况对界面粘结性能的影响,并初步给出了截面荷载-滑移拟合模型。主要结论如下:

(1) TRC-受火损伤混凝土界面基本有两种破坏模式:基体与混凝土之间的界面破坏(Ⅰ型破坏)和纤维网格和基体之间的剥离破坏(Ⅱ型破坏)。第一批玄武岩纤维网格试件由于纤维网格孔洞率较高,网格和聚合物砂浆基体之间咬合较好,均发生Ⅰ型破坏。第二批玻璃纤维网格试件由于网格孔洞率较低,纤维网格和聚合物砂浆基体之间的咬合较弱,则主要发生Ⅱ型破坏。

(2) 混凝土表面处理方式和混凝土受火时间是影响试件破坏模式的主要因素。混凝土表面处理情况为深凿时,基体与混凝土界面之间的粘结性能较好,主要发生Ⅱ型破坏,此时试件的粘结承载力主要取决于纤维网格和基体之间的粘结承载力。当混凝土受火时间较长(81 min)且混凝土表面处理情况为浅凿时,基体与混凝土界面粘结性能较差,主要发生Ⅰ型破坏;而当混凝土受火时间较短(60 min),基体与混凝土界面粘结性能较好,此时无论混凝土表面深凿还是浅凿,均发生Ⅱ型破坏。

(3) 对于Ⅰ型破坏,混凝土试块受火时间、纤维网格层数、粘结长度是影响基体与混凝土界面之间粘结强度的主要因素:随着纤维网格层数增加,其粘结强度也相应增大;粘结长度越长,其粘结强度越低;受火时间越长,粘结强度越小。对于Ⅱ型破坏,粘结承载力与纤维网格层数和粘结长度有关:随着纤维网格层数增加,其粘结强度也相应增大;粘结长度越长,其粘结强度越低。

(4) 试件在加载过程中,随着荷载增加,TRC层侧面会出现斜向裂缝,TRC顶面会出现横向裂缝。直至试件加载破坏,TRC层侧面的位移为从加载端上部逐渐向自由端下部递减的斜向条带状分布;TRC顶面的位移分布为横向条带状分布。在其他条件相同的情况下,粘结长度越长,试件破坏时界面两端的滑移差值越大;纤维网格层数越多,试件破坏时界面两端的滑移差值相对越小。

(5) 本文在试验研究基础上,初步给出了TRC-受火损伤混凝土界面的粘结-滑移模型,其模拟的结果基本令人满意。