预制键槽UHPC-混凝土界面黏结性能研究

赵明海,周建国,田 砾,李春雨,王鹏刚*

(1.青岛理工大学 土木工程学院,山东 青岛 266033;2.山东路桥青岛分公司,山东 青岛 266000;3. 胶州市交通运输局,山东 青岛 266300)

预制永久性模板具有施工方便、现场施工时间短等优点,在满足新型结构的耐久性要求和模板技术发展要求的同时,成为传统模板体系极具吸引力的替代方案。而超高性能混凝土(Ultra-High Performance Concrete, UHPC)-后浇混凝土(Normal Concrete, NC)的界面黏结性能是其协同工作的基础,许多学者对其进行了研究[1-4]。Feng等[5]研究结果表明直接拉伸试验无法准确反映粗糙度参数对黏结性能的影响。Tayeh等[6]通过定量研究不同粗糙度基体表面UHPC-NC的黏结能力,发现在界面龄期不超过28天时劈拉强度显著增加。Ganesh等[7]评价了不同表面处理(开槽和钻孔)方式的NC基底与UHPC覆盖层间界面黏结性能,其中开槽试件强度最高。Al-Osta等[8]研究表明劈拉试验比三点弯曲试验更适于评估不同养护条件下的界面黏结强度。Beushausen等[9]研究表明,基体混凝土的水分饱和并不会积极地影响黏结强度;在标准养护条件下,基体表面的黏结强度反而显著降低。Huang等[10]通过试验得出较高的养护温度对新旧混凝土的黏结拉性能有很大影响。总结得出,界面粗糙度、NC强度和养护条件对UHPC-NC复合试件界面抗拉强度有显著影响[11-13]。ASTM C496最初用于获得整体混凝土试样的抗拉强度,但也适用于计算不同混凝土的界面抗拉强度[14]。Hussein等[15-16]研究了不同界面粗糙度下UHPC-NC界面的摩擦和黏附作用,得到黏结界面的劈拉强度和摩擦系数μ。以上学者重点研究了NC基底-UHPC覆盖层之间的界面黏结性能,而对预制UHPC-后浇NC的黏结性能研究尚少见报道。针对这一问题,本文研究了不同键槽类型、后浇NC强度和养护条件对预制UHPC永久性模板-后浇NC界面拉伸性能的影响,并运用DIC分析界面应变场,了解试验中界面开裂过程,以评价UHPC-NC界面的黏结性能。

1 试验方案

1.1 UHPC与混凝土配合比

UHPC配合比如表1所示,采用符合《超高性能混凝土技术要求》(T/CECS 10107—2020)的原材料:P·Ⅱ 52.5硅酸盐水泥;粒径小于1 mm石英砂;长度13 mm,直径0.2 mm的长直镀铜钢纤维[17];减水率为30%的聚羧酸高效减水剂。首先,将水泥、硅灰、粉煤灰加入强制性搅拌机,干拌2 min;然后加入石英砂,干拌2 min;再加入水与减水剂,搅拌4 min;加一半钢纤维,搅拌4 min;加入另一半钢纤维,搅拌4 min。UHPC在60 ℃蒸养箱中养护48 h后的28 d抗压强度为143.7 MPa,弹性模量为41.2 GPa。

表1 UHPC配合比和材料性能Tab.1 Mix proportion and mechanical property of UHPC

混凝土配合比如表2所示。采用P·O 42.5普通硅酸盐水泥;河砂粒径小于5 mm;大石粒径为10～20 mm玄武岩;小石粒径为5～10 mm玄武岩。

表2 普通混凝土配合比和材料性能Tab.2 Mix proportion and mechanical property of normal concrete

1.2 劈裂拉伸试件设计与制备

预制UHPC永久性模板键槽类型与参数如图1所示。A、B型模板的键槽密度为0.04,槽间距分别为30 mm和20 mm,C型模板的键槽密度和键槽间距分别为0.036和16 mm。键槽密度ρ计算公式如式(1)所示:

图1 永久性模板键槽参数(单位:mm)Fig.1 Keyway parameters of UHPC permanent template (unit: mm)

(1)

式中:n—黏结面的槽数;ω—槽的宽度,mm;a—黏结面的长度,mm,代表切槽方向;b—黏结面的宽度,mm;Δd—槽深,mm(黏结面混凝土最大粗骨料粒径的1/4～1/2);本文采用的石子Dmax=20 mm,所以Δd=5～10 mm,槽深Δd取10 mm。

考虑键槽类型、NC强度和养护条件等因素,设计了3组对比试验和10组复合试件,如表3所示。“U”表示先浇筑的UHPC部分,“N3,N4,N5”表示后浇筑的C30,C40,C50混凝土,“A,B,C”表示三种不同键槽类型,“Z”表示60 ℃蒸汽养护1 d,未标注“Z”的试件采用标准养护。

表3 劈裂拉伸试件编号Tab.3 Numbers of splitting tensile specimen

劈裂拉伸复合试件分为UHPC和NC两部分。浇筑UHPC前,立方体模具中放置键槽隔离模具,如图2所示。试件制作过程具体如下:(1)先浇筑UHPC试件(图2),表面覆盖薄膜并常温养护2 d后脱模;再进行60 ℃蒸汽养护2 d,结束后继续标准养护至第7 d。(2)UHPC试件重新装入模具,如图3所示。(3)正常浇筑NC部分,1 d后脱模,继续标准养护至第28 d;编号9试件脱模后再60 ℃蒸汽养护1 d,取出后继续养护至目标时间。

图2 浇筑A型键槽UHPC示意图Fig.2 UHPC diagram of pouring type A keyway

图3 浇筑NC示意图Fig.3 Pouring NC diagram

1.3 劈裂拉伸试验方案

劈裂拉伸试验参照《混凝土物理力学性能试验方法标准》(GB/T 50081—2019)[18],如图4所示。采用量程为1 000 kN的SANS压缩试验机进行加载,加载速率为0.05 MPa/s。通过数字图像处理技术(DIC)采集。

图4 劈裂抗拉试验示意图Fig.4 Diagram of splitting tensile tests

界面区域的应变场[19],使用Point Grey Fly Cap图像相关软件,以1 Hz的频率从连续拍摄的图像中得出数据。

2 结果分析与数据讨论

2.1 劈拉试件破坏模式

T-N3、T-N4和T-N5立方体整体试件破坏形态如图5所示,表面混凝土出现不同程度的缺失。初始裂纹通常出现在试件加载中心轴线上,并随着荷载增大裂纹逐渐向试件两端扩展,形成贯通的Ⅰ字形裂缝,直接穿过粗骨料并导致其断裂(图5中红色标记)。随着NC强度等级的增加,裂缝路径趋于直线,水泥石-骨料咬合机制对界面抗拉强度贡献越大。

图5 整体试件劈裂拉伸破坏模式:NC强度等级的影响Fig.5 Splitting tensile failure pattern of concrete specimens: effect of NC strength

UHPC-NC劈裂拉伸试件破坏图如图6和图7所示。通过观察断口,复合试件形成与整体试件相似的Ⅰ字形裂缝,贯通劈裂试件并使其分离成两半。可以观察到嵌入UHPC键槽内部的NC基体,在破坏时残留在键槽内部。图6(a)中约40%的混凝土留在单键槽内,且UHPC部分发生破坏。对比双键槽(键槽宽度为20 mm)和三键槽(键槽宽度为12 mm)试件,可以看出前者键槽界面处存在较多的粗骨料,导致界面劈裂抗拉强度高于后者。

图6 UHPC-NC劈裂拉伸破坏模式:键槽参数的影响Fig.6 Splitting tensile failure pattern of UHPC-NC specimen: effects of keyway parameters

图7 UHPC-NC劈裂拉伸破坏模式:NC强度的影响Fig.7 Splitting tensile failure pattern of UHPC-NC specimen: effects of NC strength

对比图6中的(b)和(d)可以看出,T-UN5-BZ-28试件NC部分出现缺失,这主要是因为蒸汽养护促进了水泥水化,但水化产物较脆,在基体与骨料的过渡区积累了较多的氢氧化钙。蒸养试件表面失水量较多,混凝土内外产生湿度梯度,变形不均匀导致界面应力集中。

对比图6(b)和图7,可以看出随着后浇NC强度提高,次裂纹相对减少,且粗骨料的脱落也较少,键槽与骨料之间的互锁机制也增强了。这是因为低等级混凝土的水灰比高,胶凝材料强度较低,且界面过渡区的宽度较大,容易导致骨料出现脱离现象。

综上所述,键槽可以提高UHPC-NC界面黏结强度,其中机械联锁作用占比较高。机械联锁作用是由预制UHPC与后浇NC在键槽界面上形成的咬合力,它可以增加界面黏结强度[20]。此外,键槽还可以增加预制UHPC与后浇NC间的接触面积,从而在一定程度上增加化学结合力。黏附理论认为,范德华力是由分子间力相互作用形成的,是界面黏结强度的基础之一。当拉应力增大导致界面开裂时,化学黏结力和范德华力会消失。UHPC-NC试件的劈裂抗拉强度与NC基体的强度密切相关。

2.2 劈拉试件应变分布

DIC分析的基本原理是匹配试样表面散斑,通过计算获得试样表面散斑的运动轨迹,可以大范围获取任意时刻的整体应变场。由图8可见,50%极限荷载下的T-N5试件受压区域变小,受拉区域变大,界面处应变集中现象更为明显;100%极限荷载下,加载中心轴线处出现一条竖长受拉区域,表明界面中心轴线的应变大于两侧的应变。DIC捕捉到的界面裂缝张开度突然增大,界面裂缝是从水平拉应变开始向压应变区域扩张的。

图8 不同极限荷载下T-N5试件应变图Fig.8 Strain diagram of T-N5 specimen under different ultimate loads

不同键槽参数对UHPC-NC劈裂拉伸试件水平应变演化的影响如图9所示。可以观察到,加载前期试件受压区域逐渐扩展,随着荷载增加,试件内部出现受拉应变并形成应变集中区域。100%荷载时应变集中区域迅速扩展,试件内部出现了失稳现象。试件失效时,上下中心面偏离一定距离的位置均出现了由外向内的应变集中区域,这些区域在失效时演化为宏观裂缝。与整体试件不同,复合试件裂缝并未从两端向内发展,而是由一端延伸至另一端。这可能与键槽的存在有一定的关系。

图9 UHPC-NC劈裂拉伸试件水平向应变云图:键槽参数的影响Fig.9 Horizontal strain diagram of UHPC-NC splitting tensile specimen: effect of keyway parameters

图10为UN5-BZ-28劈裂拉伸试件水平向应变云图。与UN5-B-28相比,该试件的应力集中区域范围更大。这是由于蒸汽养护促进了水泥水化,提高了混凝土基体的水化程度,从而促进其形成紧密的结构。但由于初始收缩变形较大,应力集中区域比标准养护试件更大。

2.3 劈裂抗拉强度计算

劈裂抗拉强度按式(2)计算,其计算平均值、标准差和变异系数如表4所示:

表4 劈裂抗拉强度计算值Tab.4 Calculated values of splitting tensile strength

(2)

式中:fts—混凝土劈裂抗拉黏结强度(MPa),计算结果应精确0.01 MPa;F—劈裂拉伸试验的极限荷载(kN);A—试件劈裂黏结面面积(mm2)。浇筑试件为100 mm立方体试件,劈裂抗拉强度应乘以折减系数0.85。

根据表4可以看出,整体试件的劈拉强度约为立方体抗压强度的1/10,其标准差和变异系数在可取范围内。T-N3和T-N4试件劈拉强度普遍低于同等级复合试件,因为UHPC中的钢纤维与混凝土能够使得基体的拉应力重新分布[21],从而有效提高界面黏结抗拉强度。但T-N5试件则恰恰相反,文献[22]指出整体试件养护龄期达到28 d时界面过渡区的厚度约为55～75 μm,整体试件缺陷较小,键槽对提高复合试样的劈拉强度贡献相对较小。B型键槽试件劈拉强度高于A型和C型,并随着后浇NC强度的提高显著增加,可以得出B型键槽试件的劈拉强度更为优秀。UN5-BZ-28与UN5-B-28相比,劈裂抗拉强度低35.3%,说明蒸养条件对黏结抗拉强度有不利影响。

文献[23]指出界面黏结的劈裂抗拉强度与混凝土立方体抗压强度之间存在显著线性关系,因此可以根据混凝土的立方体抗压强度计算界面劈裂抗拉强度。FIB 8给出根据界面粗糙度值和后浇混凝土的立方体抗压强度来计算界面黏结抗拉强度的公式[10],如式(3):

(3)

式中:fctm—混凝土劈裂抗拉强度平均值(MPa);c—拟合参数;fck—后浇混凝土的立方体抗压强度(MPa);ρ0—界面粗糙度值,与键槽密度关系为ρ0=100ρ。

通过对表4测得劈裂抗拉强度值和立方体抗拉强度进行拟合,如图11所示。得出拟合参数c=1.114(R2=0.976)。

图11 混凝土立方体抗拉强度与劈裂抗拉强度拟合图Fig.11 Fitting diagram of concrete cube tensile strength and splitting tensile strength

3 结论

1)劈拉试件初始裂纹由加载中心轴线向试件两端水平扩展,形成贯通的Ⅰ字形裂缝。裂缝遇到粗骨料时直接穿过粗骨料并导致其断裂。机械联锁作用是界面劈裂抗拉强度的主要组成部分,键槽增加了UHPC和NC的接触表面积,一定程度上增加了化学结合力。劈裂拉伸试件界面中心轴线的应变大于两侧的应变,界面裂缝从水平拉应变开始向压应变区域扩展。由于键槽影响,复合试件的裂缝在混凝土内部由一端延伸至另一端,不会从两端向内扩展。

2)键槽密度为0.04的黏结试件的劈拉强度表现优异。随着后浇混凝土的抗压强度提高,界面的劈拉强度增幅降低。蒸养试件的劈拉强度比标准养护低35.3%,表明蒸汽养护对黏结抗拉强度有不利影响。复合试件界面劈拉强度可以通过混凝土立方体抗压强度和拟合参数c计算得出。