考慮橫向鋼絞線影響的鋼絞線網/工程水泥基復合材料黏結性能試驗研究*

朱俊濤 李 燚 王新玲

(鄭州大學土木工程學院，鄭州 450001)

20世紀90年代，美國密歇根大學的 Li等［1-2］先后利用聚乙烯(PE)、聚乙烯醇(PVA)纖維研制了工程水泥基復合材料(ECC)。隨后，國內外眾多學者對ECC的研制及相關力學性能進行了深入研究。一致認為：由于纖維的橋聯作用，ECC在受拉時呈現出多縫開裂和應變硬化特征，能有效彌補水泥基材料準脆性破壞的缺陷［3-5］。為了使其優越性在工程中得以廣泛應用，國內外研究人員在ECC中加入鋼筋網、纖維編織網等研制出鋼筋網、纖維編織網增強ECC等增強復合材料，并對其進行了相關性能試驗研究。結果表明：此類增強復合材料可以明顯提高結構或構件的極限承載力及延性。但由于鋼筋強度較低，而纖維編織網價格昂貴等諸多因素的影響，延緩甚至限制了ECC及其復合類材料工程應用的進程［6-9］。

另一方面，高強不銹鋼絞線具有強度高且運輸施工方便等優點，其與砂漿組合而成的高強不銹鋼絞線網增強滲透聚合物砂漿已成功應用于國內外的建筑結構加固［10］。然而，由于滲透聚合物砂漿極易開裂，引起應力集中現象，不利于高強不銹鋼絞線高強特性的發揮。

綜上所述，鑒于兩種材料(ECC和高強不銹鋼絞線)的優越性能及其增強復合材料的工程應用局限，課題組提出了采用高強不銹鋼絞線網增強ECC這一新的增強復合材料，既充分發揮了ECC和高強不銹鋼絞線的優點，又克服了增強復合材料的缺點。本文基于課題組前期進行的單根高強不銹鋼絞線/ECC黏結錨固試驗，對高強不銹鋼絞線網與ECC的黏結性能進行拉拔試驗，探究橫向鋼絞線及其間距對高強不銹鋼絞線網/ECC黏結錨固性能的影響。

1 試驗方案設計

1.1 試件設計

試驗設計了4組共24個單邊拉拔試件，其參數如表1所示。其中：配方1為水泥、砂、粉煤灰、纖維、硅粉、減水劑等摻合料;配方2為專利產品，主要成分為水泥、砂、粉煤灰、纖維等材料。考慮ECC強度、橫向鋼絞線及其間距三個參數，研究上述影響因素對高強不銹鋼絞線網在ECC中的黏結性能。試件尺寸為150 mm×150 mm×50 mm(已考慮保護層厚度的影響)，錨固長度 la=15 d，如圖1所示，近似取為68 mm。在非錨固段纏繞保鮮膜并套入聚氯乙烯管中，避免水泥漿體滲入，影響試驗結果。

表1 構件設計參數Table 1 Design parameters of specimens

圖1 試件詳圖Fig.1 Schematic of specimens

1.2 量測方案

試驗加載裝置及數據量測方案如圖2所示。圖中，BC段為高強不銹鋼絞線網在ECC中的實際錨固長度;AB段為自由端，試驗過程中不考慮其變形對滑移量的影響。因此可以利用A點的位移來代替B點的滑移;對于C點的滑移，采用D點位移代替。但由于CD段受力較大且長度較長，需要考慮鋼絞線變形對滑移量的影響。

圖2 加載裝置及示意Fig.2 Schematic diagram of set-up

試驗過程中CD段的變形可以表示為：

式中：F為外荷載，即拉拔力;lCD為 CD段的長度;ES、AS分別為高強不銹鋼絞線的彈性模量、實際截面面積。

從而可以得到加載端的實際滑移Sl：

式中：SD為D點的滑移量。

進而，其實際滑移量(平均滑移量)S：

由式(4)可得到平均黏結強度τ：

式中：d為鋼絞線的公稱直徑;la為錨固長度。

1.3 材性試驗結果

試驗采用的高強不銹鋼絞線公稱直徑為4.5 mm，由7×7根鋼絲捻制而成，實際截面面積為9.62 mm2。高強不銹鋼絞線材料性能拉伸試驗結果，如圖3所示。試驗測得該鋼絞線的抗拉強度約為1 572 MPa，彈性模量為109 GPa。

圖3 鋼絞線材性試驗Fig.3 Material property test for stainless steel wire

本次試驗采用的ECC中聚乙烯醇纖維的體積摻量為2%，C組和 D組(表 1中配方 2)試件的ECC配方是在A、B組(配方1)所用配方的基礎上加入微量增稠劑。對上述兩種配方的ECC進行材料性能試驗，以測得其基本材料性能指標。試驗測試裝置如圖4所示。ECC抗壓性能試驗試件尺寸為：70.7 mm ×70.7 mm ×70.7 mm。標準養護 28 d后，測其立方體抗壓強度;抗拉強度ft通過40 mm×15 mm×280 mm長條薄板拉伸試驗測得，兩種配方的ECC強度指標列于表2。

圖4 ECC材性試驗裝置Fig.4 Material property test set-up for ECC

表2 ECC材性試驗結果Table 2 Test results of ECC material properties

2 試驗現象及結果分析

2.1 試驗現象分析

對設計制作的試件進行單邊拉拔試驗，采用位移加載，加載速度為0.2 mm/min。基于課題前期所做的單根鋼絞線黏結性能試驗，本試驗保護層厚度均大于上述試驗的最小保護層厚度，即不考慮保護層厚度的影響。因此，通過試驗可以發現：所有試件的破壞形式均為鋼絞線的拔出破壞，而未發生劈裂破壞。圖5為加載中、卸載后的試件，試驗觀察到，加載過程中鋼絞線沿束的纏繞方向發生明顯轉動，且鋼絞線被拔出后，其肋間有大量的ECC粉末。

2.2 試驗結果分析

將上述各組試件進行單邊拉拔試驗，其拔出力、平均滑移量(由式(3)計算)及破壞模式列于表3。

由表3數據可知：所有試件均為拔出破壞。其中，配方1(A、B組)試件的拔出力遠遠大于配方2試件(C、D組)。這說明鋼絞線與ECC的黏結力主要受ECC強度影響;對于配方1，A組試件的拔出力較B組試件大，而B組試件拔出力基本接近。這說明橫向鋼絞線的設置使拔出力有所降低，其黏結力與橫向鋼絞線間距關系不大。對各試件的滑移量而言，總體上拔出力所對應的平均滑移量隨橫向絞線間距的減小而減小，這說明橫向鋼絞線的設置雖然削弱了其黏結作用，但限制了兩者的相對滑移。對于配方2，由于ECC強度較低，各試件的拔出力較為接近，且所對應的平均滑移量非常小。

圖5 試驗過程及結果Fig.5 Test process and results

表3 試驗結果Table 3 Test results

圖6為高強鋼絞線網在兩種ECC配方中的相對強度-滑移曲線。其中，τ為平均黏結強度，由式(4)計算得出;ft為EEC抗拉強度。從圖中可以看出，曲線總體趨勢形狀基本類似，大致可分為上升段、下降段和殘余強化段三個階段。對于配方1的試件(B34組)，其曲線中，從0加載至 a點，曲線呈線性發展，此階段相對滑移非常小。二者間的黏結力主要由化學膠結力提供;從a點到b點，曲線呈現為明顯的非線性，此時鋼絞線網與ECC之間開始脫黏，摩擦力承擔主要作用，直至荷載達到峰值;b點至c點(下降段)，由于鋼絞線網與ECC之間相對滑移量增大，二者之間的咬合齒發生破壞，摩擦力與機械咬合力逐漸減小，表現為拉拔力逐漸下降;c點至d點(殘余強化段)，與鋼絞線在ECC中的黏結不同(殘余段為平直段)，該階段殘余黏結力有上升趨勢，這說明橫向鋼絞線的設置有效延緩了縱向鋼絞線的滑移，從而提高了殘余階段ECC與縱向鋼絞線之間的摩阻力。對于配方2的試件(D34組)，其上升段呈現出明顯的線性特征，并無非線性發展段;下降段短且陡，這由于鋼絞線網與ECC之間脫黏后，摩擦力和機械咬力較小(增稠劑的添加使ECC內氣泡增多，鋼絞線和 ECC之間的咬合齒發生破壞較快);殘余強化段較長，這說明橫向鋼絞線對殘余段的貢獻更為明顯。此外，從圖中曲線可以看出：鋼絞線網在兩種ECC配方中的脫黏強度接近(τ/ft)，這表明初期黏結力取決于ECC的抗拉強度。

圖6 鋼絞線網/ECC典型相對強度-滑移關系曲線Fig.6 The typical relative strength-slip curves of stainless steel wire mesh/ECC

3 鋼絞線網/ECC黏結性能影響分析

3.1 橫向鋼絞線的影響分析

圖7為A組和B44組(配方1)及C組和D44組(配方2)試件的黏結強度-滑移試驗曲線。從圖中可以看出，與單根鋼絞線相比，橫向鋼絞線的設置，明顯提高了鋼絞線網在 ECC中的殘余黏結強度。對于配方1，橫向鋼絞線的設置，使高強不銹鋼絞線網在ECC中的最大黏結強度降低20%左右。分析原因：試驗采用專用卡扣對縱、橫鋼絞線進行固定進而形成高強不銹鋼絞線編織網，但其交接處的卡扣寬度較大，如圖8所示。卡扣的存在對鋼絞線的錨固長度有一定削弱，故而降低了其與ECC的黏結力。對于配方2(添加增稠劑)，其最大黏結強度與單根基本接近。分析原因：從曲線趨勢可知，ECC強度較低時，上升段幾乎全為線性發展，即此階段黏結力幾乎全部由化學膠結力提供，卡扣未對其黏結造成過大損失，故此階段黏結強度接近。

圖7 有無橫向鋼絞線試件的黏結-滑移曲線Fig.7 Influence of horizontal stainless steel wire on bonding strength of specimens

圖8 試件模板及接頭處理Fig.8 Specimen template and joints processing

此外，從圖7中可知：設置橫向鋼絞線后，雖然其最大黏結強度有所降低(錨固長度相同)，但達到最大黏結強度時的滑移量減小(添加增稠劑使ECC內部氣泡增多，故D組構件初始加載時滑移相對較大)，且鋼絞線網在ECC中的黏結滑移曲線更加平緩，其殘余黏結強度高于未設置橫向鋼絞線的。上述結果表明，橫向鋼絞線的設置有效承擔了縱向鋼絞線周圍ECC產生的環向拉應力。因而可以延緩縱向鋼絞線的滑移，限制徑向裂縫的產生與發展，進而提高殘余階段ECC與縱向鋼絞線間的摩阻力。

3.2 ECC強度的影響分析

由表2數據可知：A組和B組試件ECC的強度(抗壓強度和抗拉強度)均高于C組和D組(添加增稠劑改性)，但后者的極限拉應變(可達2.8%)卻高于前者。為了分析ECC強度對高強不銹鋼絞線網在ECC中黏結性能的影響，將橫向鋼絞線間距均為20 mm的不同配方試件進行拉拔試驗，試件測試所得的黏結強度-滑移曲線如圖9所示。

圖9 不同ECC強度試件的黏結-滑移曲線Fig.9 Influence of ECC strength on bonding strength of specinens

由圖9中兩組試件曲線可知：D24組試件的峰值黏結強度比B24組試件的低約40%。這表明：ECC強度對高強不銹鋼絞線網與ECC黏結強度影響較大，ECC抗拉強度越高，二者的黏結強度亦越高。此外，從A組與C組試件曲線可以看出：增稠劑的加入雖然使ECC強度降低(增稠劑的添加導致ECC內部引入了大量的微小氣泡，這使ECC的表觀密度降低了5%左右。從而導致ECC內部缺陷增多，抗拉強度降低)，但其極限拉應變卻相對增加。這表明增稠劑的添加使PVA纖維的分散度更好，這對限制內部微裂縫起到了較好的作用，由此其黏結強度-滑移曲線表現為更加平緩。

圖10為不同橫向鋼絞線間距下，ECC抗拉強度對鋼絞線網與ECC的黏結強度影響關系曲線。從圖中可以看出：橫向鋼絞線間距不同時，ECC的強度對其黏結強度(峰值黏結強度 τu)影響程度不同。無橫向鋼絞線時，其曲線斜率較大，這表明鋼絞線網/ECC黏結強度受ECC抗拉強度影響較大。此外，隨著橫向鋼絞線間距的減小，ECC抗拉強度對鋼絞線網/ECC黏結強度的影響亦逐漸減小。

圖10 橫向鋼絞線間距不同時黏結強度與ECC強度關系Fig.10 Relationship of bonding strength ECC strength for specimens with different horizontal stainless steel wire spacings

圖11 不同橫向鋼絞線間距下黏結-滑移曲線Fig.11 The bonding-slip curves of specimens with different horizontal stainless steel wire spacings

3.3 橫向鋼絞線間距的影響分析

上述分析表明：橫向鋼絞線的設置有效承擔了縱向鋼絞線周圍ECC產生的環向拉應力，增加了拔出破壞時的延性。然而橫向鋼絞線間距等因素對鋼絞線網/ECC黏結性能的影響規律尚不明確。因此對設置不同橫向鋼絞線間距構件的黏結性能進行分析。圖11為不同ECC配方構件(橫向鋼絞線間距為20，30，40 mm)的黏結-滑移試驗曲線。

圖11a為配方1構件的黏結-滑移曲線。從圖中可以看出：橫向鋼絞線間距為30和40 mm試件的峰值較為接近，而略高于間距為20 mm的試件，但其殘余黏結強度則低于間距為20 mm的試件。究其原因：橫向鋼絞線間距為20 mm的試件，在錨固長度內布置了3根橫向鋼絞線，這對錨固長度的削弱均大于間距為30，40 mm的試件(后者錨固長度內均布置兩根橫向鋼絞線);而在殘余階段，其殘余應力主要由摩阻力構成，卡扣削弱了縱向鋼絞線與ECC之間的化學膠結力、機械咬合力，但是提高了摩阻力，且該削弱程度大于其對縱向鋼絞線與ECC之間摩阻力的提升。

圖11b為配方2構件的黏結-滑移曲線。從圖中可以看出，設置橫向鋼絞線后，其峰值黏結強度基本不變。此外，在峰值黏結強度后，已無較長下滑段;尤其是橫向鋼絞線間距為20 mm的構件，其滑移曲線出現轉折后，仍呈上升趨勢;并且殘余黏結強度均高于峰值黏結強度。隨著鋼絞線間距的增大，殘余黏結強度減小。這表明橫向鋼絞線間距對鋼絞線網在抗拉強度較低的ECC中的峰值黏結強度影響不大，但隨著間距的減小，橫向鋼絞線可以更有效地分擔縱向鋼絞線周圍 ECC的環向拉應力，阻止ECC劈裂破壞。

圖12 橫向鋼絞線間距與/τu的關系Fig.12 The relationship between horizontal spacing and steel wireτu

4 結束語

通過4組24個試件進行拉拔試驗，分析了ECC抗拉強度、橫向鋼絞線及其間距對高強不銹鋼絞線網在ECC中黏結性能的影響規律。得出以下結論：

1)增稠劑的添加降低了高強不銹鋼絞線網與ECC的黏結強度，但可提高黏結破壞時的延性。

2)橫向鋼絞線的設置，使高強不銹鋼絞線/ECC的最大黏結強度有所降低，但在黏結破壞殘余階段的延性更好;且隨橫向鋼絞線間距的減小，其黏結強度隨之降低，但殘余黏結強度卻有所增加。

3)橫向鋼絞線間距越大，ECC強度對高強不銹鋼絞線/ECC的黏結性能影響越大。在一定范圍內(20～40 mm)，適當減小橫向鋼絞線間距、ECC強度可以增加其黏結破壞時的延性。