聚丙烯棒在混凝土中的黏结性能试验研究

王振清，常 哲，张 昊，尹淑君

(河南工业大学土木工程学院, 郑州 450001)

地下粮仓相比地上粮仓具有低温、环保、节能节地、造价低等优点[1],大力发展地下粮仓可以满足国家节能环保的要求。在地下粮仓建设中,防水、防潮一直是制约其发展的一大难题。目前常用的防水措施为粘贴防水卷材及涂抹防水材料[2],但防水卷材耐久性差,与混凝土容易发生剥离,造成渗漏。除此之外工程中采用内衬钢板进行防水,但钢板易腐蚀、造价高等缺陷决定钢板不是理想的防水材料。常晨辉[3]、张淑媛[4]采用内衬塑料板作为防水层,塑料板和混凝土之间通过聚丙烯(PP)棒连接起来。

PP棒作为连接件对于内衬塑料板防水体系有重要作用,然而PP棒与混凝土的黏结机理研究相对较少。钢筋与混凝土的黏结机理研究较为成熟,与PP棒有相似之处。Menzel[5]通过拉拔试验探究了影响钢筋与混凝土黏结的因素。Mains[6]测出了钢筋黏结应力沿锚固长度的分布情况。滕智明等[7]提出钢筋与混凝土之间的黏结关系,并计算得出临界点所对应的黏结强度。Benmokrane等[8]发现纤维增强塑料(FRP)筋的表面几何形状、填充浆液的性质和锚杆的刚度影响着FRP筋锚杆的最大黏结应力。李扬等[9]研究了FRP筋直径锚固长度和温度对FRP筋与混凝土黏结性能的影响。陈爽等[10]建立了适用于FRP筋与珊瑚混凝土黏结滑移本构模型,并得出本构模型中上升段的黏结-滑移微分方程。张淑媛等[11]提出了一种对PP棒开槽的形式,但抗拔能力较弱,不足以抵抗地下仓设计的水压力。综合考虑钢筋和FRP筋的表面形式,提出在PP棒表面进行车丝处理(简称螺纹型)。通过对螺纹型PP棒和光圆型PP棒进行中心抗拔试验,提出聚丙烯在混凝土中的黏结滑移曲线且提供一种PP棒与混凝土的连接形式,以期为今后地下粮仓防水提供参考意见。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

试件由PP棒与混凝土现浇成一整体,如图1所示。根据《混凝土结构试验方法标准》(GB 50152—2012)[12]中的相关规定,混凝土试块采用150 mm×150 mm×150 mm。为避免PP棒端部的产生应力集中,在端部加上聚氯乙烯(PVC)套管隔离PP棒和混凝土,PVC套管的长度为35 mm,试件的几何尺寸及构造如图2所示。

图1 PP板与混凝土连接示意图Fig.1 Scheme of connecting PP board with concrete

图2 试件几何尺寸及构造Fig.2 Geometric size and structure of the specimen

考虑了PP棒的表面形式、PP棒直径和混凝土的强度等级为试件参数。PP棒的表面形式分为光圆型和螺纹型,如图3所示。PP棒直径分为25 mm与30 mm,PP弹性模量为1 430 MPa,泊松比为0.2；混凝土强度等级为C35和C55,混凝土强度平均值分别为42.2 MPa与58.9 MPa。为确保试验的准确性,共制作16个试件,每种拉拔试件各制备4个,试件参数及主要试验结果如表1所示。

图3 螺纹型PP棒Fig.3 Threaded PP rod

表1 试件参数及主要试验结果

1.2 加载装置及材料性能

中心拉拔试验采用的仪器为SHT46056型号的电液伺服万能试验机,如图4所示。以100 N/s的加载速度对试件进行加载,加载至试件破坏,停止加载。

图4 加载装置Fig.4 Loading device

1.3 测点布置

为了进一步探究PP棒在加载过程中的传力机理和分布规律,在PP棒内部设置应变片,应变片布置如图5所示。为保证加载过程中应变片不被破坏及数据的准确性,将PP棒沿纵向分割为两半。

图5 应变片测点布置Fig.5 Position arrangement of strain measuring points

2 试验结果及分析

2.1 破坏形态

试验中出现PP棒从混凝土中拔出破坏及PP棒在混凝土中断裂破坏两种破坏形态,如图6所示。光圆型PP棒破坏均为拔出破坏[图6(a)],螺纹型PP棒只有PL-30-C35-3、PL-30-C35-4发生拔出破坏,其余均为断裂破坏,PP棒断裂破坏如图6(b)所示,断裂均为正截面破坏,破坏部位均发生在靠近加载端的混凝土端部,这是由于PP棒在此处受力不均匀产生了应力集中。螺纹型拔出破坏占螺纹型总破坏试件的17%,可能是由于试件在浇筑时,PP棒螺纹与混凝土之间没有接触密实,在螺纹表面形成滑移层,降低了PP棒与混凝土之间的黏结强度,但降低程度较小,与该种类型PP棒黏结强度平均值差率为-2.6%。

图6 PP棒破坏形态Fig.6 The failure pattern of PP rod

2.2 黏结-滑移曲线分析

为定义PP棒与混凝土之间的黏结-滑移关系,采用锚固段上的平均黏结应力,表达式为

(1)

式(1)中:τ为平均黏结应力；F为外加拉力；d为PP棒直径；la为锚固长度。

2.2.1 PP棒拔出破坏

图7 PG-30-C35 PP棒与混凝土之间的黏结-滑移曲线Fig.7 Bond slip curve between PG-30-C35 and Concrete

如图7所示为试件PG-30-C35 PP棒与混凝土之间黏结滑移曲线,相对滑移为加载端实际滑移量与自由端实际滑移量之间的相对滑移值。由图7可知,试件破坏过程可以分为3个阶段:第1个阶段为弹性阶段,平均黏结应力随相对滑移值呈线性增长,此时PP棒与混凝土之间滑移值很小,黏结力主要由静摩擦力组成。弹性阶段达到的平均黏结应力值便为黏结强度峰值；第2个阶段为屈服阶段。PP棒与混凝土之间局部出现滑移并沿PP棒迅速延伸,黏结力主要由滑动摩擦力组成,平均黏结应力在黏结强度峰值处浮动；第3个阶段为下降阶段。PP棒与混凝土交界面形成了滑移层,PP棒从混凝土中被迅速拔出,黏结应力从峰值逐渐减小。

2.2.2 PP棒断裂破坏

如图8所示为PL-30-C35、PL-30-C55、PL-25-C55类试件断裂的黏结滑移曲线,3条曲线变化趋势大致相同。第一个上升段为弹性阶段,PP棒与混凝土之间黏结力主要由静摩擦力与机械咬合力组成。随着荷载的增大,PP棒与混凝土相对滑移增大,静摩擦力转变为滑动摩擦力。由于螺纹与混凝土之间机械咬合力存在,黏结应力进一步增大,平均黏结应力与相对滑移的斜率逐步变小。当拉应力达到PP棒的极限抗拉强度时,PP棒被拉断,黏结滑移曲线进入下降阶段。

图8 PP棒被拔断试件Fig.8 The disconnected PP rod

2.3 黏结性能影响因素分析

2.3.1 PP棒表面形式

如图9所示为不同表面形式下平均黏结应力-相对滑移曲线。可以看出,光圆型PP棒达到平均黏结应力峰值始终处于弹性状态,相对滑移值较小,螺纹型PP棒在达到平均黏结应力峰值前由弹性转变为塑性,相对滑移值较大。螺纹型PP棒与混凝土的平均黏结应力远大于光圆型PP棒,平均黏结应力峰值比为12.43。螺纹型PP棒在受力过程中,塑料螺纹与混凝土的机械咬合承受主要拉力,摩擦力承受的拉力较小。在工程应用中,建议采用螺纹型式,对黏结力提升较大。

图9 PP棒表面形式对黏结强度的影响Fig.9 Effect of PP rod surface form on bond strength

2.3.2 PP棒直径

如图10所示为典型螺纹型PP棒试件在不同直径下的平均黏结应力-相对滑移曲线。不同直径曲线变化趋势相同,平均黏结应力随直径增大而增大,当PP棒直径为25 mm时,极限黏结应力为1.75 MPa,当PP棒直径为30 mm时,极限黏结应力为3.41 MPa,提高了94.9%。当PP棒直径由25 mm 改变成30 mm时,塑性变化显著提高,PP棒相对滑移增加了35.9%。

图10 PP棒直径对黏结强度的影响Fig.10 Effect of the diameter of PP rod on bond strength

2.3.3 混凝土强度

改变混凝土强度等级,螺纹型PP棒试件在表面形式和直径不变的平均滑移应力-相对滑移曲线如图11所示。混凝土强度等级增加时,平均黏结应力随之增加；当混凝土为C55时,极限黏结应力为3.41 MPa,混凝土为C35时,极限黏结应力为2.76 MPa,提高了23.6%；混凝土为C55时,相对滑移为7.01 mm,比C35的试件增加了193.3%。

图11 混凝土强度对黏结强度的影响Fig.11 Effect of concrete strength on bond strength

2.4 黏结应力分布

2.4.1 PP棒应力

如图12所示为PP棒在锚固长度上的应力分布曲线。加载初期,光圆型和螺纹型PP棒变形很小,各测点应力值相差较小。随着加载增大,光圆型和螺纹型PP棒均为靠近加载端变形较大,与实际受力情况相符。光圆型PP棒应力与距加载端距离近似线性关系,螺纹型PP棒由于螺纹与混凝土之间的机械咬合力,靠近加载端部位承受主要的拉力。

2.4.2 黏结应力沿锚固长度的分布

在外部拉力作用下,PP产生应力,该应力通过PP棒与混凝土之间的黏结应力传递给混凝土,由于PP棒与混凝土的弹性模量相差较大,二者产生相对滑移,PP棒微段受力图如图13所示。由于dx足够小,因此可以假定黏结应力在dx范围分布均匀。由微段平衡原理可知,微段两端产生的拉力差由微段表面的黏结力提供,因此其黏结应力与PP棒应变的关系为

图12 不同PP棒的应力分布曲线Fig.12 Stress distribution curves of different PP rod

(2)

式(2)中:τ为黏结应力；ΔF为PP微段两端的拉力差；A为PP棒和混凝土之间的黏结面积；AP为PP棒横截面积；D为PP棒直径；σP, i+1、σP, i和εP, i+1、εP, i分别为i+1测点和i测点处的PP棒应力和应变；EP为PP弹性模量；hi为两测点间距。

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

如图14所示,每种试件的黏结应力沿锚固长度的分布规律基本一致。在加载初期,外部拉力较小,因此自由端的黏结应力几乎为0。随着荷载的增加,拉拔力逐渐向试件的自由端传递,拉拔力逐渐向自由端传递,起到传递的黏结应力逐渐增大。加载端附近的黏结应力增长速度远远超过自由端附近的黏结应力。随着荷载级数的增加,黏结应力的峰值逐渐增加,而自由端黏结应力有所增长,但增幅较小,因此PP棒与混凝土之间在锚固范围内的黏结应力分布不均匀性也越来越显著。

3 结论

(1)试件在进行中心拉拔试验时,PP棒发生拔出破坏和断裂破坏,PP棒与混凝土之间的黏结应力曲线可以分为弹性阶段、局部开裂阶段及下降阶段。

(2)光圆型PP棒和螺纹型PP棒受外部拉力时,均为靠近加载端应力值较大；改变PP棒的表面形式极大提升了极限黏结应力,表面形式为螺纹型时比光圆型的极限黏结应力提升了12.8倍；改变PP棒的直径时,直径30 mm的试件比直径25 mm的极限黏结应力增大了35.9%；改变混凝土强度等级时,C55试件比C35试件极限黏结应力增大了23.6%。

(3)在不同级别的荷载下,试件的黏结应力沿锚固长度呈现由加载端向自由端逐渐减小的不均匀分布,其不均匀性与位置相关；试件自由端的黏结应力总是小于加载端的黏结应力,且黏结应力峰值总出现在加载端附近。

(4)在工程应用中建议改变PP棒表面形式或增大PP棒直径来提升PP棒在混凝土中的黏结强度；且提出一种PP棒与混凝土的连接形式,为今后地下粮仓防水提供参考。