持續荷載作用對GFRP筋-海工混凝土黏結性能的影響

趙濰越,商懷帥,*,楊加興,聶志超

(1.青島理工大學 土木工程學院,青島 266525;2.青島海陸通工程質量檢測有限公司,青島 266033)

海洋環境條件惡劣,氯離子侵蝕、海浪沖刷等因素會導致海工混凝土結構中鋼筋銹蝕,從而對海工混凝土結構性能產生較大影響,而鋼筋的銹蝕產物體積膨脹也會導致混凝土產生銹脹裂縫,影響鋼筋與混凝土間的黏結性能[1-2]。目前,鋼筋銹蝕被認為是影響混凝土結構耐久性的主要因素[3],不僅造成了巨大的經濟損失,還帶來許多安全隱患,受到從業人員和研究人員的廣泛關注。纖維增強塑料筋(Fiber Reinforced Polymer,簡稱FRP)是一種非金屬加固筋材,因其強度高、質量輕、耐腐蝕以及施工方便等優點[4-7]被人們應用于海洋工程中,以此來解決鋼筋銹蝕帶來的混凝土結構耐久性問題。其中GFRP筋(Glass-FRP,玻璃纖維復合材料)因其較高的性價比,已被廣泛應用于實際工程中。

FRP筋與混凝土之間的黏結力主要由化學膠結力、摩擦力和機械咬合力三部分組成[8-10],其黏結性能受混凝土強度、FRP筋直徑、筋材表面形式、服役環境(溫度、濕度、干濕循環等)等因素影響[11-15]。目前,國內外學者針對FRP筋與混凝土間的黏結性能開展了大量試驗研究。YAN等[16]通過拉拔試驗得到當黏結長度小于GFRP筋直徑的6倍時,試件將會發生拔出破壞。DONG等[17]對海水浸泡環境下BFRP筋、CFRP筋、GFRP筋與混凝土間的黏結強度展開了研究,試驗得出BFRP筋和GFRP筋黏結強度降低,而CFRP筋的黏結強度略有增大。單波等[18]對比研究CFRP筋與海水海沙混凝土、普通混凝土間的黏結強度,發現CFRP筋-海水海砂混凝土的黏結強度是CFRP筋普通混凝土黏結強度的0.87～0.91倍。薛偉辰等[19]研究了不同環境介質之間的黏結性能,得出FRP筋的黏結強度略低于鋼筋的黏結強度。KATZ[20]通過試驗研究得出疲勞加載后FRP筋-混凝土試件的黏結強度相較于靜力黏結強度有明顯的下降。胡成超[21]研究了往復荷載作用下GFRP筋-混凝土的黏結強度,得出:在達到峰值滑移前往復荷載不會引起黏結強度的退化,而達到峰值滑移后隨著循環位移加載幅值的增加,GFRP筋的黏結性能退化明顯。

由此可見,對于FRP筋與混凝土間黏結性能的研究多集中在環境影響或荷載類型上,而對長期荷載作用下FRP筋與混凝土黏結性能的研究較少,因此,本文通過對梁式試件施加120 d持續荷載,研究持續荷載作用下GFRP筋與海工混凝土間黏結性能的變化,從而為GFRP筋-海工混凝土間黏結強度的研究提供試驗依據和理論指導。

1 試驗概況

1.1 試件材料

本試驗采用混凝土強度等級為C40,抗凍等級為F300的海工混凝土。水泥采用P·O42.5普通硅酸鹽水泥,粗骨料采用5～25 mm連續級配的石灰石碎石,細骨料采用細度模數為2.8的Ⅱ區中砂,水采用自來水,此外還添加了礦粉、引氣劑、聚羧酸高性能緩凝減水劑。具體配合比見表1。試件澆筑完畢后放入標準養護室養護28 d,混凝土立方體抗壓強度平均值為48.9 MPa。受拉區筋材采用表面纏繞纖維股的GFRP筋,直徑為14 mm。

表1 混凝土配合比

1.2 試件設計

本試驗制作了16個GFRP筋-海工混凝土梁式試件,試件尺寸為100 mm×150 mm×550 mm,底部保護層厚度為40 mm。試件分為左右兩個半梁,通過梁底的GFRP筋及頂部的鋼鉸相連。黏結段長度為5d(d為GFRP筋直徑),為使黏結應力均勻分布保證試驗的準確性,在非黏結段采用直徑略大于GFRP筋直徑的PVC管套住,并將兩端利用泡沫雙面膠封住,以防止混凝土倒灌。梁式試件底部縱筋采用直徑為14 mm的GFRP筋,長度約為750 mm,橫截面積為153.9 mm2。試件兩側各配置3個箍筋,采用直徑為6 mm的GFRP筋,間距為60 mm。梁式試件構造如圖1所示。

圖1 梁式試件構造(單位:mm)

1.3 試驗分組

本試驗共設計4個不同的持載等級,每組設置4個試件,試驗編號及分組見表2。

表2 試件分組

1.4 持續荷載的施加方式

通過彎曲黏結試驗測得梁式試件的極限承載力(Pu)為42.53 kN,因此所施加的25%Pu,45%Pu及65%Pu持續荷載值分別為10.63,19.14及27.46 kN。采用圖2所示的加載裝置,兩個持載等級相同的梁式試件為一組,對稱固定于加載架上,使其互為反力架。頂部通過千斤頂對梁式試件施加荷載,每次增加2 kN,至施加到目標值時停止施加荷載并立即擰緊螺母。

圖2 持續荷載加載

2 試驗結果與分析

2.1 持續荷載試驗結果

2.1.1 瞬時滑移分析

試驗初期,對各組試件施加持續荷載時產生的滑移量,稱為GFRP筋與海工混凝土間的瞬時滑移量(S0)。表3為各組平行試件的瞬時滑移量均值。

表3 瞬時滑移量 mm

由表3可知,試件G-45,G-65的自由端(加載端)瞬時滑移量是G-25的1.583(1.738)倍、3.450(2.898)倍。試件G-25,G-45,G-65的加載端瞬時滑移量分別是自由端瞬時滑移量的2.450倍、2.689倍、2.058倍。試驗數據表明:隨著持續荷載等級的提高,試件自由端和加載端的瞬時滑移量增大,這是因為施加荷載后GFRP筋與混凝土間的界面遭到破壞,GFRP筋與混凝土間的化學附著力喪失,且所施加的荷載越大效果越明顯[22-23];荷載等級一致時,加載端滑移量遠大于自由端,這是因為黏結應力在向自由端傳遞過程中的應力損失和黏結應力沿傳遞方向上分布不均導致的[12,24]。

文獻[25]通過同樣的試驗方法研究了鋼筋混凝土梁式試件在持續荷載作用下的黏結性能,表4為各組試件的瞬時滑移量均值。

表4 文獻[25]瞬時滑移量 mm

對比表3、表4可知,在相同的持載等級下,GFRP筋與混凝土間的滑移量遠大于鋼筋與混凝土間的滑移量,這主要是因為鋼筋與GFRP筋的表面形態不同導致其黏結機制不同,表面纏繞纖維股的GFRP是以摩擦力為主要黏結機制,而帶肋鋼筋則以摩擦力和機械咬合力為主[26]。

2.1.2 時變滑移分析

長期持續荷載作用下GFRP筋與海工混凝土間隨時間變化的滑移量稱為時變滑移量(ΔS),持續荷載作用下GFRP筋與海工混凝土間每天產生的滑移量稱為時變滑移率。圖3為不同荷載等級作用下試件的時變滑移量曲線及時變滑移率曲線。

圖3 持續荷載作用下滑移量與時間的關系

從圖3中可以看出,GFRP筋與混凝土間的時變滑移曲線和鋼筋與混凝土間的時變滑移曲線有著相似的變化趨勢,均為在試驗初期增長較快,隨后增長速度逐漸減小,試驗后期趨于穩定。此外,各組時變滑移在60 d時均有明顯的增長,這是因試驗周期較長,持載裝置發生松弛,會造成持續荷載降低,為提高試驗精確度,在60 d時對試件進行一次補載所致。

表5為GFRP筋與海工混凝土持續加載第30天(ΔS30)、60天(ΔS60)、90天(ΔS90)、120天(ΔS120)時的時變滑移量。表6為鋼筋與混凝土持續加載第30天(ΔS30)、60天(ΔS60)、90天(ΔS90)、120天(ΔS120)時的時變滑移量。由表5可知,G-25組梁式試件在30,60,90 d時自由端(加載端)的時變滑移量是120 d的70.10%(83.33%),81.73%(86.51%),95.35%(95.67%);G-45組梁式試件在30,60,90 d時自由端(加載端)的時變滑移量是120 d的74.52%(80.76%),80.42%(84.04%),93.41%(97.04%);G-65組梁式試件在30,60,90 d時自由端(加載端)的時變滑移量是120 d的82.43%(82.59%),84.62%(86.10%),95.70%(97.83%)。由此可見,滑移的增長主要發生在持載初期,梁式試件在受持續荷載的前30 d內,滑移量可達到最終滑移量的80%左右。

表5 GFRP筋與海工混凝土間的時變滑移量 mm

表6 文獻[25]鋼筋與混凝土間的時變滑移量 mm

從表6中可以看出,鋼筋與混凝土間時變滑移的增長主要發生在試驗前期。對比表5、表6可以看出,無論是自由端還是加載端,鋼筋與混凝土間的時變滑移量均遠小于GFRP筋與海工混凝土間的時變滑移量。

2.1.3 總滑移分析

GFRP筋與海工混凝土間的總滑移(S)由初期施加持續荷載時產生的瞬時滑移量(S0)和長期持續荷載所引起的時變滑移量(ΔS)兩部分組成,即:總滑移(S)=瞬時滑移(S0)+時變滑移(ΔS)。

從表3、表5中可以看出,GFRP筋與海工混凝土間的總滑移隨著荷載等級的提高而增大。在30,60,90,120 d時,G-45自由端(加載端)總滑移量是G-25自由端(加載端)總滑移量的1.873(1.344)倍、1.787(1.341)倍、1.791(1.366)倍、1.822(1.349)倍;在30,60,90,120 d時,G-65自由端(加載端)總滑移量是G-25自由端(加載端)總滑移量的3.079(2.062)倍、2.904(2.057)倍、2.805(2.066)倍、4.318(2.028)倍。這是因為在持續荷載作用下GFRP筋與海工混凝土間會產生徐變,且持載等級越大產生的滑移越大。

此外,從表3、表5中還可以看出,試件的加載端總滑移始終遠大于自由端的總滑移。G-25,G-45,G-65組梁式試件在60 d(120 d)時加載端總滑移是自由端總滑移的2.661(2.565)倍,1.997(1.896)倍,1.885(1.854)倍。這是因為黏結應力在向自由端傳遞過程中的應力損失以及黏結應力沿傳遞方向上分布不均導致的[12,24]。

從表4、表6中可以看出,鋼筋與混凝土間的總滑移隨著荷載等級的提高而增大,且加載端的總滑移始終大于自由端的總滑移,這和GFRP筋與海工混凝土間的總滑移變化規律相似。

2.2 時變滑移模型

FRANKE[27]通過長期拉拔試驗得出持續荷載作用下鋼筋與混凝土間滑移與時間之間的關系式:

Δt=Δ0[1+φ(t)]

(1)

φ(t)=(1+10t)0.08

(2)

式中:Δt為第t天鋼筋與混凝土間的時變滑移;Δ0為由短期荷載所產生的滑移;t為持載時間;φ(t)為徐變系數。

本試驗在式(1)(2)的基礎上,考慮GFRP筋與鋼筋的差異,得出如式(3)所示持續荷載作用下GFRP筋-海工混凝土間的時變滑移(自由端)模型:

St=a·(1+10t)b

(3)

式中:St為時變滑移量,mm;t為時間,d;a,b為通過數據擬合得到的常數,見表7。

表7 擬合結果

持續荷載作用下GFRP筋-海工混凝土梁式試件自由端時變滑移擬合曲線如圖4所示。由表7及圖4可知,擬合結果較好,式(3)可以用來表征持續荷載作用下GFRP筋與海工混凝土間滑移量與持載時間的關系。

3 結論

1) 隨著持續荷載的增大,GFRP筋與海工混凝土間的瞬時滑移增大,加載端的瞬時滑移遠大于自由端的瞬時滑移。

2) GFRP筋與海工混凝土間的時變滑移隨時間呈非線性增長。持載初期總滑移增長較快,15 d后增長緩慢并逐漸趨于穩定值。持續荷載等級越高,總滑移越大,且加載端的總滑移遠大于自由端的總滑移。

3) 不同持載等級下試驗值與本文所提出的時變滑移模型擬合程度較好,可為今后持續荷載作用下GFRP筋與海工混凝土間時變滑移的計算提供參考依據。