海水环境下GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结行为演化规律

2022-12-23金清平胡岩磊

中国塑料 2022年12期

金清平，周典，胡岩磊

（武汉科技大学城市建设学院，武汉 430081）

0 前言

随着国家海洋强国战略与“一带一路”倡议的不断推进，需要使用大量混凝土开展海洋基础设施建设，传统混凝土需要从内陆运输大量河砂和淡水，一方面浪费人力物力，另一方面河砂和淡水资源日益紧缺，因此由海洋提供的天然材料——海水海砂受到学者们关注，诸多学者对海水海砂混凝土开展了相关研究[1⁃4]。研究表明，采用合适的配合比时，海水海砂混凝土有较好的力学性能，海水和海砂中的化学离子对混凝土早期抗压强度的形成有促进作用[5⁃7]。海水海砂中富含的氯离子会导致钢筋锈蚀，造成结构性能快速退化，甚至结构的过早破坏，因此需要耐锈蚀的筋材作为海水海砂混凝土的增强筋。

纤维增强复合材料（FRP）是以纤维为增强体，树脂为基体形成的。研究表明，FRP具有轻质高强、耐腐蚀等特点，用FRP筋代替钢筋，可以有效解决腐蚀环境中钢筋锈蚀问题，且FRP筋与混凝土有较好的工作协调性，可以作为受力筋应用到混凝土构件中[8]。Altal⁃mas等[9]研究了常温下清水和海水浸泡下的FRP筋与混凝土黏结性能，结果表明水分子是导致黏结强度降低的主要因素，海水中的盐离子（Cl⁃和SO42⁃）对黏结强度影响较小。Yan和Lin[10]研究了浸泡在不同温度（50℃和70℃）氯化钠溶液中的GFRP筋与混凝土的黏结性能，研究表明，黏结强度随着暴露时间的增加而降低，且70℃的黏结强度退化率高于50℃。高婧和范凌云[11]通过中心拉拔试验并结合多种理论模型，研究了CFRP筋与海水海砂混凝土的黏结⁃滑移曲线，最终得到不同条件下CFRP筋与海水海砂混凝土的黏结⁃滑移本构关系表达式。Zhou等[12]使用基于Arrhenius退化模型的TSF（time shift factor）法对GFRP筋与混凝土的黏结性能进行了预测，得到GFRP筋与混凝土在34年后的黏结强度保留率，Dong等[13⁃15]、Chang等[16]也使用TSF法成功预测了FRP筋⁃混凝土的黏结性能。综上所述，FRP筋与混凝土在不同环境中的黏结耐久性一直备受关注；且基于Arrhenius退化模型的寿命预测方法已应用于FRP筋与混凝土的黏结强度预测。随着海洋经济的发展，开展GFRP筋海水海砂混凝土在海水环境下的黏结行为研究及寿命预测具有现实意义。

本文为探究海水浸泡下GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结性能的退化情况，开展54个GFRP筋⁃海水海砂混凝土拉拔试验，研究不同温度下清水环境和海水环境腐蚀后试件黏结强度的变化，并使用多种理论模型对黏结滑移曲线上升段进行分析，最后利用TSF寿命预测法对试件的长期黏结强度进行预测，为GFRP筋在海水海砂混凝土中的运用提供参考。

1 实验部分

1.1 主要原料

GFRP筋，由乙烯基树脂和玻璃纤维组成，GFRP筋表面为缠绕式，肋高为直径的6%，肋间距为40 mm，直径为20 mm，山西诚鑫达矿山设备有限公司；

水泥，P.O 42.5普通硅酸盐水泥，华新水泥股份有限公司；

海砂，天然海砂；

海水，使用海水晶盐人工配置海水，盐分含量参照ASTM D1141⁃98（2021）[17]，如表1所示，浙江蓝海星盐制品有限公司。

1.2 主要设备及仪器

万能试验机，WAW⁃1000，济南新时代试金仪器有限公司；

动态应变仪，UT7808，武汉优泰电子技术有限公司。

1.3 样品制备

试验采用C40海水海砂混凝土，混凝土配合比为水泥∶海水∶碎石∶海砂=1∶0.4∶0.92∶2.15；经过强度试验测得海水海砂混凝土28天抗压强度平均值达到41.89 MPa；试验中用钢管内添植筋胶的方式对GFRP筋的端部进行锚固，防止拉力机夹具使GFRP的端部剪切破坏；拉拔试件为边长200 mm的GFRP筋⁃海水海砂混凝土立方体试块，黏结长度为5d（d为筋体直径），黏结部位位于试件的末端，非黏结部位采用PVC管脱黏，以减小拉拔过程中加载端混凝土产生的挤压应力对试验结果的影响，试件如图1所示。

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图1 拉拔试件示意图（尺寸单位：mm）Fig.1 Schematic diagram of a pull⁃out specimen（dimension units：mm）

1.4 性能测试与结构表征

参照规范 ACI 440.1R-15[18]，根据不同影响因素设计了18组中心拉拔试件；试件按腐蚀周期分为3组（3.65、18、36.5 d），按腐蚀环境分为两组（清水和海水环境），按环境温度分为3组（10、40、60℃），每组3个试件，共54个试件；同批多浇筑5个试件作为空白对照组，与试验试件在相同环境下养护28 d后进行一次拔出试验，测其极限拉拔力，求出其极限黏结强度，作为基准强度；

拉拔试验在WAW⁃1000微机控制电液伺服万能试验机上进行，最大荷载为1 000 kN，采用位移加载，加载速率为0.5 mm/min；试验每隔3 kN记录一次拉拔力和滑移量，直至满足如下3个条件中的其中一个试验结束：（1）GFRP 筋被拉断；（2）混凝土劈裂破坏；（3）GFRP筋被拔出。

2 结果与讨论

本文共进行了54个GFRP筋海水海砂混凝土试件在不同腐蚀环境下的拉拔试验，试验结果表明，同种腐蚀环境和温度下，随着腐蚀周期的增加，试件的黏结强度会持续退化；环境温度越高，试件的黏结强度退化越快；海水环境对试件黏结强度的影响略大于清水环境。

2.1 试验结果

假定黏结应力沿GFRP筋均匀分布，并且将GFRP筋与海水海砂混凝土的平均黏结强度作为沿GFRP筋埋长范围内的最大黏结应力。试验中考虑了不同腐蚀环境、环境温度、腐蚀时间对GFRP筋海水海砂混凝土黏结性能的影响，试验结果见表2。由试验数据可知，同种腐蚀温度和腐蚀周期下，海水环境下试件的黏结强度低于清水环境；同种腐蚀环境和腐蚀周期下，GFRP筋与海水海砂混凝土的黏结强度随腐蚀温度的升高而不断减小；同种腐蚀环境和环境温度下，随着腐蚀周期的增加，试件的黏结强度会持续退化。

表2 GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结性能试验结果Tab.2 Bond test results of all the GFRP⁃seawater sea sand con⁃crete specimens

2.2 黏结破坏模式与强度构成分析

带肋GFRP筋与海水海砂混凝土之间的黏结力主要由3个部分组成：混凝土中水泥胶体与GFRP筋表面的化学胶着力；GFRP筋与混凝土接触面上的摩擦力；GFRP筋表面粗糙不平产生的机械咬合力。其中，化学胶着力占比很小，一旦GFRP筋与混凝土交界面发生滑移，化学胶着力随之丧失；发生相对滑移后，GFRP筋与混凝土之间的黏结力主要由摩擦力和机械咬合力提供。

试件中GFRP筋受力如图2所示，其中斜肋上沿GFRP筋轴向的分力f1为黏结应力主要组成部分，垂直于GFRP筋的竖向力f2为环向扩张力，在混凝土中产生环向拉应力。拉拔试件的破坏分为拔出破坏、劈裂破坏和筋体拉断破坏。当轴向分力f1大于GFRP筋与混凝土的极限黏结强度τu，且竖向分力f2小于混凝土极限抗拉强度ft时，发生拔出破坏。当轴向分力f1小于GFRP筋与混凝土的极限黏结强度τu，且竖向分力f2大于混凝土极限抗拉强度ft时，发生劈裂破坏。当拉拔力F大于GFRP筋极限抗拉强度Fu时，发生筋体拉断破坏，破坏模式和破坏条件如表3所示。

图2 试件受力示意图Fig.2 Schematic diagram of the force on the specimen

表3 试件破坏模式与破坏条件Tab.3 Failure modes and conditions of all the specimens

本次试验试件的黏结破坏形式主要是劈裂破坏，见图3，即轴向分力小于极限黏结强度，且竖向分力大于混凝土极限抗拉强度。在拔出过程中，混凝土承受由GFRP筋和混凝土之间的摩擦力和机械咬合力引起的斜向挤压力。斜向挤压力的竖直分量在混凝土上产生环向拉应力，当环向拉力大于混凝土的开裂荷载，试件产生劈裂裂纹。因此，失效模式与环向拉力和混凝土的开裂荷载有关，Davalos[19]通过 FRP 筋⁃混凝土黏结耐久性试验提出，FRP筋和混凝土之间的黏结性能退化主要由FRP筋退化引起，与混凝土关系不大。因此，GFRP筋的退化是影响黏结强度及破坏模式的主要因素。

图3 试件破坏形态Tab.3 Specimen failure form

2.3 黏结强度影响因素

下面采用试件的黏结强度保留率来分析在不同腐蚀环境、不同温度、不同腐蚀周期作用下，试件黏结强度的变化规律。

图4绘制了不同温度作用下清水环境和海水环境中GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结强度保留率⁃腐蚀温度曲线。在清水环境中，环境温度越高，试件的黏结强度衰减越大。在10℃环境下，随着腐蚀周期的增加，黏结强度衰减速率较慢，腐蚀3.65、18、36.5 d后试件的黏结强度保留率分别为99.27%、98.21%和96.64%，黏结强度保留率相差不大。而在40℃和60℃，试件的黏结强度衰减明显加快。在60℃环境下，腐蚀3.65、18、36.5 d后试件的黏结强度保留率分别为96.49%、91.34%和82.56%。清水腐蚀36.5 d时，60℃的黏结强度保留率相较于10℃降低了14.08%。在海水环境中，试件黏结强度衰减规律与清水环境相似，随着温度的升高，试件的黏结强度衰减逐渐增大。在海水环境下腐蚀36.5 d时，60℃的黏结强度保留率相较于10℃降低了15.58%。

比较不同环境温度下GFRP筋与海水海砂混凝土的黏结强度可知，环境温度越高，试件黏结强度的衰减越快。在同种腐蚀环境中，环境温度越高，溶液中的离子和分子运动越剧烈，溶液透过混凝土向黏结界面渗入速度更快。同时，环境温度升高同样加快了筋体表面纤维和树脂与水分子之间的反应速率，导致试件黏结强度衰减加快。

图4 不同温度下试件的黏结强度保留率Fig.4 Retention rate of bond strength of specimens at different temperature

2.3.2 腐蚀环境对黏结性能的影响

图5为清水和海水环境下，腐蚀3.65、18、36.5 d后GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结强度保留率⁃腐蚀周期曲线。通过对比图6中清水和海水环境中试件的黏结强度保留率曲线可知：同种环境温度和腐蚀周期下，海水环境中试件的黏结强度衰减略大于清水环境中，但区别不大。在10℃环境下腐蚀36.5 d后，清水和海水环境中试件的黏结强度保留率分别为99.27%和99.05%，仅相差0.23%。在40℃环境下腐蚀36.5 d后，清水和海水环境中试件的黏结强度保留率分别为88.21%和85.99%，相差2.21%。在60℃环境下腐蚀36.5 d后，清水和海水环境中试件的黏结强度保留率分别为82.56%和81.18%，相差1.37%。

图5 不同腐蚀环境下试件的黏结强度保留率Fig.5 Retention rate of bond strength of specimens at different conditions

比较不同腐蚀环境对GFRP筋与海水海砂混凝土的黏结强度的影响可知，海水环境对于试件黏结强度的影响略大于清水环境的影响，说明水分子和羟基离子是导致黏结强度下降的主要因素，海水中的盐离子对黏结性能影响较小。如图6所示，GFRP筋在潮湿环境下会与水分子（即H2O）和羟基离子（即OH-）发生反应，水分子和羟基离子通过渗透和毛细作用进入GFRP筋内部，导致树脂水解[20]。由于海水渗透和水泥水化作用，海水海砂混凝土孔溶液中含有大量游离水分子和羟基离子。此外，由于树脂的溶胀[21⁃22]，为溶液流动提供了通道，因此微裂纹逐渐产生并发展。随着树脂逐渐降解，纤维与树脂的界面处发生脱黏[23]。在没有树脂保护的情况下，裸露的玻璃纤维在浸出的过程中溶解在溶液中。同时玻璃纤维的Si-O-Si键被羟基离子破坏，这也可能导致GFRP筋发生损伤（如裂纹和脆化[24]），甚至最终导致纤维断裂。而且GFRP筋在制造过程中，微裂纹和空洞是不可避免的，这些缺陷进一步加速了GFRP筋的退化。而GFRP筋和混凝土之间的黏结性能退化主要由GFRP筋退化引起，与混凝土关系不大[19]。因此水分子和羟基离子是导致GFRP筋与海水海砂混凝土的黏结强度下降的主要因素。

图6 GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结性能退化机理Fig.6 Degradation mechanism of GFRP bar⁃seawater⁃sea sand concrete bond performance

3 黏结滑移本构模型

混凝土与FRP筋黏结性能是考量FRP筋是否能够替代钢筋混凝土中普通钢筋的关键参数。目前，国内外学者通过大量试验研究提出了多种分析模型来描述FRP筋的黏结⁃滑移本构关系（见表4），其中BPE模型[25]是基于钢筋混凝土的黏结性能提出的黏结滑移全过程曲线；mBPE模型[26]是对BPE模型的水平段和软化段进行了改进；Malvar模型[27]是基于FRP与混凝土拉拔试验提出的一种适用于FRP筋与混凝土之间黏结滑移本构模型，考虑了3种不同类型的FRP筋、箍筋约束和FRP筋肋高度对黏结强度的影响；CMR模型[28]是基于FRP筋混凝土的黏结性能提出的，对黏结滑移曲线的上升段进行了较为精确地模拟。

表4 常见黏结滑移本构模型Tab.4 Common bond⁃slip constitutive model

由于大部分混凝土构件或结构计算时只需要用到黏结滑移本构的上升段，因此，本文对黏结滑移曲线上升段进行分析。图7和图8分别绘制了采用BPE模型、CMR模型和Malvar模型对清水和海水环境下腐蚀36.5 d后的黏结滑移曲线上升段进行计算的理论值与试验实测黏结滑移曲线对比。

图7 清水36.5 d拟合曲线Fig.7 36.5 d fitting curve of clear water

图8 海水36.5 d拟合曲线Fig.8 36.5 d fitting curve of seawater

为了验证常用的黏结滑移模型的精确性，采用相关系数（R2）反映不同黏结滑移模型和试验结果的拟合程度。R2越接近1，则拟合出的黏结滑移曲线和试验结果相关性越好。

图9展示了各工况下不同拟合曲线的相关系数，绝大部分拟合曲线的相关系数都大于0.95。表5为BPE模型、CMR模型和Malvar模型的相关系数离散程度分析，其中BPE模型的相关系数均值为0.984，变异系数为0.012 1；CMR模型的相关系数均值为0.978，变异系数为0.009 77；Malvar模型的相关系数均值为0.994 59，变异系数为0.003 15。因此相较而言，Malvar模型的上升段方程更适用于描述GFRP筋与海水海砂混凝土的黏结滑移本构关系。

图9 拟合相关系数Fig.9 Mean value of correlation coefficient

表5 拟合曲线相关系数离散性分析Tab.5 Dispersion analysis of the correlation coefficient of the fit⁃ted curve

4 黏结强度退化模型

本文采用基于Arrhenius退化模型的TSF法[29]对清水环境和海水环境中GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结强度长期性能进行预测。Arrhenius退化模型是运用最广的一种FRP材料寿命预测退化模型，其本质为基于Arrhenius方程建立温度变化与化学反应速率的方程，如下式所示：

式中k——Arrhenius退化速率

Ea——反应活化能，eV

R——玻尔兹曼常数，8.617×10-5eV/℃

A——与材料和腐蚀过程相关的系数

T——热力学温度

TSF寿命预测法是基于Arrhenius方程建立的耐久性预测方法。该方法认为退化程度与退化速率的倒数成线性关系，TSF为不同温度下达到相同腐蚀程度所需时间的比值：

根据Fib bulletin 40[30]采用TSF法预测 GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结强度之前需验证黏结强度试验值是否具有较好的线性关系，各工况下GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结强度保留率对数拟合曲线如图10所示，所有工况下的黏结强度保留率⁃腐蚀周期双对数拟合曲线相关系数均小于-0.8，可以采用TSF法进行寿命预测。

图10 黏结强度保留率⁃腐蚀周期双对数拟合曲线Fig.10 Bond strength retention⁃corrosion cycle double logarithmic fitting curves

根据图10中的拟合曲线分别计算出40、60℃清水和海水环境中达到80%强度保留率所需时间，以40℃为参考温度，求得40℃下的转换系数TSF，不同环境中的转换系数TSF如表6所示。

表6 清水和海水环境不同温度下GFRP筋⁃海水海砂混凝土预测服役时间Tab.6 Predicted service time of GFRP reinforcement⁃seawater marine sand concrete under different temperatures in clear water and seawater environment

以40℃为参考温度，将时间转换因子TSF代入式（2）中，求出60℃下清水和海水环境中的分别为7 505.66和9 611.19。以年平均气温为20℃为例，对20℃清水和海水环境下GFRP筋⁃海水海砂混凝土寿命进行预测，利用式（2）计算出20℃清水和海水环境下的转换因子分别为21.63和51.24。

利用上述清水和海水环境中的转换因子对20℃清水和海水环境中腐蚀1、2、5、10、20、50、100年后GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结强度进行预测，预测结果如图11所示。结果表明，采用TSF法对20℃清水环境和海水环境下GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结强度进行预测所得预测结果规律与试验所得规律相似，相同腐蚀周期下海水环境中黏结强度保留率要略小于清水环境中。在海水环境下，GFRP筋与海水海砂混凝土前20年黏结强度退化速率为1.38%/年，20～50年的黏结强度退化速率为0.13%/年，50～100年的黏结强度退化速率为0.057%/年。在腐蚀初期黏结强度变化较快，在腐蚀50年后GFRP筋与海水海砂混凝土的黏结强度随腐蚀周期的增加变化较小并趋于稳定，腐蚀时间为100年时，20℃的海水环境下，GFRP筋与海水海砂混凝土黏结强度保留率为65.58%。

图11 清水和海水环境下GFRP筋⁃海水海砂混凝土黏结强度预测Fig.11 Prediction of bond strength of GFRP reinforcement⁃seawater marine sand concrete under clear water and seawater environment