Effect of shear key arrangement on the bonding properties of prefabricated UHPC-NC interface
-
摘要:
为了研究预制超高性能混凝土(UHPC)与普通混凝土(NC)界面的黏结滑移性能，以预制UHPC表面剪力钉的密度和分布间距为试验参数，完成了12组UHPC-NC复合试件的双面剪切试验。结果表明，设置剪力钉构造措施的试件其破坏形态主要有3种，分别为：(a) UHPC-NC黏结面与UHPC剪力钉均发生剪切破坏；(b) UHPC-NC黏结面剪切破坏、UHPC剪力钉同时发生剪切和剥离破坏；(c) UHPC-NC黏结面剪切破坏、NC基体轴压破坏。剪力钉密度与分布间距对UHPC-NC试件的黏结面抗剪强度有显著影响；尤其是剪力钉密度，黏结面抗剪强度随着剪力钉密度呈抛物线增长关系。在相同剪力钉密度下，剪力钉分布间距较大试件的黏结面抗剪强度比间距较小试件提高了19.04%~41.74%。基于现有模型及试验结果，建立了考虑黏结面破坏形态及抗剪试验方法的预制UHPC-NC黏结面抗剪强度的计算公式，其计算值与试验值吻合度较高，可为UHPC-NC复合试件的界面设计提供参考。
-
关键词:
- UHPC-NC复合试件 /
- 抗剪强度 /
- 破坏形态 /
- 剪力钉密度 /
- 分布间距
Abstract:In order to study the bond-slip behavior of the interface between prefabricated ultra-high performance concrete (UHPC) and normal concrete (NC), 12 sets of UHPC-NC bond specimens were tested using double-sided shear tests with the density and spacing of shear studs on the prefabricated UHPC surface as the experimental parameters. The results show that, after the shear studs being installed on the formwork, there are three main failure modes of the specimens, namely: (a) Shear failure of UHPC-NC bond surface and UHPC shear studs; (b) Shear failure of UHPC-NC bond surface and simultaneous shear and peeling failure of UHPC shear studs; and (c) Shear failure of UHPC-NC bond surface and axial compression failure of NC matrix. The density and distribution interval of shear studs have a significant impact on the shear strength of UHPC-NC bond surface, especially the shear stud density. The shear strength on the bond surface increases parabolically with the density of shear studs. Under the same density of shear stud, the specimens with larger distribution interval of shear stud have a 19.04%-41.74% increase in shear strength on the bond surface, compared to the specimens with smaller distribution interval. On the basis of existing models and experimental results, a calculation formula for the shear strength of prefabricated UHPC-NC bond surface is established. It considers the failure modes of bond surface and the shear testing methods. The calculated results are in good agreement with the experimental values. This can provide a reference for the interface design of UHPC-NC composite specimens.
-
土木建筑结构因需承受各种结构性和环境性作用而导致服役能力逐年衰减，结构安全性下降。因此，为了确保结构可靠地工作，实时监测结构状态并为其潜在的风险提供早期预警是很有必要的。传统的损伤检测方法常会造成既有结构损伤，而无损检测技术如声发射法[1]、超声检测法[2]、射线检测法[3]、红外热成像法[4]等，大多存在操作程序复杂、精度受很多因素影响，且难以实现长期监测的缺点。近年来，众多学者基于分布式光纤传感技术，对桥梁钢拉索[5]、纤维增强聚合物基复合材料(FRP)加固混凝土构件[6-7]及结构[8-9]进行了结构健康监测的研究与实践。该法在结构长距离监测中具有灵敏度高、测量范围广、精度高等显著优势，但其复杂的安装过程及较高成本限制了其工程应用。
另一方面，碳纤维增强聚合物基复合材料(CFRP)具有耐腐蚀、比强度高、抗疲劳性能好等性能优势，在工程结构尤其是加固结构中得以广泛应用[10-11]。同时，研究者发现，CFRP的电阻随应变变化[12-14]，即具有正向或者负向的“压阻效应”[15]。故而，CFRP结构构件能根据自身的电信号变化，感知结构自身在静、动力荷载作用下产生的应变和变形，进而诊断出结构可能出现的弹性变形、断裂、疲劳损伤、分层和脱粘等损伤[16-18]。这种方法既不损伤原结构，也不需额外附加传感器和大型监测设备，施工简便，且可监测包括弹性阶段、裂纹萌生乃至损伤扩展全过程的结构状态。Fouad等[19]在役结构的FRP加固层中编入长标距碳纤维线性传感器，形成新型混杂纤维复合材料智能系统，可根据碳纤维上的电阻变化监测开裂荷载和FRP板与混凝土面层的初始脱粘。Feng和Ou[20] 通过集成压电陶瓷传感器与常用混凝土增强材料，提出了一种自感知碳纤维复合材料系统，以提高混凝土结构加固后的承载能力并监测裂缝萌生和发展。Abry等[21]和Weber等[22]通过测量电阻法监测CFRP板弯曲加载中的结构损伤。Goldfeld等[23]开展了系列基于碳纤维的织物增强混凝土梁的智能监测，研究了不同加载条件下电学和力学响应的关联性及结构自监测能力，分析了不同开裂程度下内部碳纤维束电学响应对水渗漏的敏感性[24]。Saleh等[25]和Han等[26]探索了不同偏轴角三维机织复合材料在拉伸和弯曲载荷下的电阻响应规律。石荣荣等[27]建立了三维编织复合材料碳纤维含量与电阻率的关系。薛有松等[28]通过准静态与疲劳试验探究了三维角联锁机织复合材料在弯曲下的力阻效应。
迄今，相关研究仍很不全面，且主要集中在拉伸和弯曲加载中CFRP构件自身的智能特性方面，利用碳纤维智能特性对受压结构开展监测的相关研究鲜见报道。鉴于此，本文拟通过室内试验研究采用CFRP传感元件监测受压高延性混凝土柱实时状态的压阻特性，进而将之应用于某高延性混凝土加固砌体结构的施工期监测中，旨在为在役结构实现智能监测提供便利、有效的方法。
1. CFRP智能带自感知性能试验
1.1 原材料
采用C50高延性混凝土(HDC-120-II，西安五和新材料科技集团股份有限公司)制备混凝土柱(100 mm×100 mm×300 mm)，标准养护28 d后模拟被监测结构构件；以课题组自主研发的1 mm厚树脂基预应力碳纤维智能带(含碳量65%，抗拉强度
2244 MPa，极限伸长率1.8%)对混凝土柱在单轴压缩加载条件下的结构状态进行监测。1.2 试件准备与加载方法
为分析结构状态与CFRP智能带电响应的相互关系，在柱侧面中心处沿轴向布置电阻应变片各1个，同时在其附近沿不同角度β(竖向：β=0°、斜向：β=45°、水平：β=90°)各布置平行的CFRP智能带2个。智能带各组详情见表1。
表 1 碳纤维增强聚合物基复合材料(CFRP)智能带分组详情Table 1. Details of smart carbon fiber reinforced polymer (CFRP) stripsGroup Number Dimension/mm3 Angle/(°) G1 G11 90×10×1 0 G12 90×10×1 0 G2 G21 90×10×1 45 G22 90×10×1 45 G3 G31 90×10×1 90 G32 90×10×1 90 采用电液伺服长柱压力试验机(济南鑫光试验机制造有限公司)进行准静态单轴压缩试验及循环加载试验，如图1所示。参考GB/T 50081—2019标准[29]对高延性混凝土柱预压数次后，进行单调压缩加载，试验中加载/卸载速率为±0.5 mm/min，循环加载的最大位移为2.9 mm。实时荷载及对应位移数据由试验机自动采集记录，CFRP智能传感带的实时电阻通过多路电阻测试仪(CXT2518-16，常州欣阳电子科技有限公司)采集，采集频率为0.5 Hz；应变测试结果由静态应变仪(uT7116Y，武汉优泰电子技术有限公司)采集，采集频率1 Hz。
![]()
图 1 CFRP智能带布置与试件加载：(a)智能带布置图(单位：mm)；(b)试件加载图Figure 1. CFRP strips arrangement and specimen loading: (a) Strips layout (Unit: mm); (b) Specimen loading2. 结果与分析
2.1 准静态压缩全过程的电阻响应
随着压缩荷载逐渐增大，延性混凝土柱从初始的弹塑性状态进入裂纹萌生与发展阶段，直至结构完全破坏，失效后CFRP智能带及所在基体的结构状态见图2。加载与卸载期间不同智能带的实时电阻Rt、电阻变化率ΔR/R以及混凝土柱中部的压缩应变ε见图3。其中，智能带G12加载中部分剥离，故未能获得其全过程电阻变化，其他智能带的电阻变化率(ΔR/R)根据下式计算确定：
![]()
图 2 柱失效后的智能带及所在混凝土基体状态Figure 2. States of sensing strips and their substrate after column failure![]()
图 3 单调压缩作用下的全过程监测结果：(a) G11；(b) G12；(c) G21；(d) G22；(e) G31Figure 3. Full-range monitoring results under monotonic compressive loading: (a) G11; (b) G12; (c) G21; (d) G22; (e) G31ε—Compressive strain of concrete columns; ∆R/R—Resistance change rate of CFRP smart strip; Rt—Real-time resistance of CFRP smart stripΔRR=Rt−RR×100% (1) 其中：R为CFRP智能带的初始电阻；Rt为加载中智能带的实时电阻；ΔR为电阻变化。
由图3可以看出，随混凝土柱状态的阶段性变化，全过程电阻按3个阶段呈现不同的变化趋势：(1)阶段I—弹塑性阶段。此阶段中混凝土柱处于弹塑性状态，轴向应变和横向应变随荷载逐渐增大；所有智能带的电阻在经历初始的不稳定变化后，保持较平缓的变化；(2)阶段II—损伤破坏阶段。混凝土中裂纹萌生并随荷载增大而扩展，直至裂纹贯通、结构完全失效；该阶段的智能带电阻变化明显增快；当荷载达到极限压缩荷载时，电阻出现急剧变化；(3)阶段III—失效后阶段。该阶段中荷载迅速减少到零，混凝土柱中的弹性变形随之恢复，但塑性变形和损伤不能恢复；与之相应的，CFRP智能带仍结构完好(除G12部分剥离外)，电阻部分恢复，最终电阻相对变化较小。
此外，对比第I、II阶段的电阻响应规律，可发现偏轴角β对智能带的压阻效应具有重要影响：G1(β=0°)的电阻和电阻变化率随应变增大出现明显下降，当结构失效时，G1对应的电阻和电阻变化出现突然反向大幅变化，即呈现典型的“负压阻效应”；相反，G3 (β=90°)的电阻随着应变增大而增大，直到结构失效时应变急剧下降，电阻和电阻变化率都随之迅速下降，体现了明显的“正压阻效应”； G2 (β=45°)的电阻随应变增大而下降，且下降速率不断增大；但结构失效时应变急速下降，而对应电阻和电阻变化率急剧减小，说明该智能带出现了由负压阻效应向正压阻效应的转变。以上差异体现了偏轴角对力阻效应的显著影响。尽管如此，这些智能带的电阻变化都与结构内部损伤具有较好的相关性，说明采用上述方法可有效地对结构的无损伤阶段、带损伤阶段和失效阶段等全过程进行监测。
同时，对比3组CFRP智能带的电阻变化率可以看出，结构损伤在G1中引起的电阻相对变化远大于G3的电阻变化，说明正轴布置方式比偏轴布置方式对监测结构内部裂纹扩展和重要损伤更有效。
2.2 循环压缩载荷下的电阻响应
周期性荷载作用下，结构应变呈现周期性变化，电阻也随之呈现显著的周期性变化规律，各智能带的实时电阻变化及混凝土柱在该处的同向应变如图4所示。
![]()
图 4 循环荷载作用下的监测结果：(a) G11；(b) G12；(c) G21；(d) G22；(e) G31；(f) G32Figure 4. Monitoring results under cyclic loading: (a) G11; (b) G12; (c) G21; (d) G22; (e) G31; (f) G32由图4可知，智能带G1(β=0°)的电阻随着结构应变的增大而减小，随其减小而增大，呈现“负压阻效应”。这一现象与上文中单调缩中观察到的电阻变化结果一致，也与Todoroki等[30]在压缩单向板时观察到的“沿厚度方向和轴向的电阻同时下降”的规律相似，其原因主要是压缩导致了CFRP内部垂直于加载方向的碳纤维接触点增多，这一方面引起该方向的电阻下降，另一方面导致了CFRP材料内部缺陷周围的环绕电路增多，降低了沿纤维方向的电阻。
与之不同的是，智能带G3组(β=90°)的电阻在整个载期间均呈现出与应变变化相同的趋势，即“正压阻效应”，且其电阻变化率小于G1组。这归因于两个方面的因素：一方面，混凝土基体上的轴向压应力会引起CFRP智能带的横向压缩，从而导致纤维横向接触增多，纤维方向与水平方向的电阻都随之下降；另一方面，泊松效应下，压缩荷载会引起混凝土基体向外膨胀，CFRP智能带内产生轴向拉应力，轴向电阻增大。这两方面对电阻产生相反的影响，实时电阻变化是这两者共同作用的结果。
尽管45°方向的智能带(G2组)的初值电阻与其他两组电阻初值相当，但其在加载期间的电阻变化幅度却很小，这是由竖向方向与水平方向引起的不同电阻响应在该方向的叠加所导致的。不同偏轴角的CFRP 带的电学响应变化规律和幅值均不同，说明CFRP智能带的电学特性具有显著各向异性，该现象与众多学者对复合材料压阻效应各向异性的描述是一致的[12, 30]。
观察加载前后CFRP智能带的内部微观结构，可发现压缩加载会不同程度地改变CFRP智能带的微观结构，从而引起电阻变化。以G11为例(图5)，循环加载后平行排列的碳纤维间距有所增大、且出现了纤维损伤和断裂现象，故而造成不可逆的电阻变化。对比多次循环中的电阻和内部结构可发现，不可逆电阻主要产生于首次加载中，在此后的数次加载中电阻变化几乎完全恢复。因此，总体上看，智能带具有良好的重复性。
![]()
图 5 加载前后CFRP智能带的电镜扫描图：(a) 加载前；(b) 加载后Figure 5. SEM images of CFRP strip before and after loading: (a) Before loading; (b) After loading需要说明的是，部分CFRP智能带的电阻变化相对于应变变化存在滞后现象。这与试验中的不同数据采集频率以及结构应变在界面上的传递效率有关：(1)电阻与应变由不同仪器采集，且两者固定的采集频率不同，故在数据处理中可能引起时差；(2)循环荷载下，混凝土柱与CFRP智能传感带之间的粘结界面上的微观损伤累计到一定程度时，会影响结构应变通过该界面传递到CFRP传感带的效率，从而导致电阻响应的滞后现象。
而且，电阻滞后效应还可能受到CFRP传感带的微观结构变化的重要影响。CFRP的电阻变化主要受纤维和树脂基体的形变、纤维间的接触情况以及内部微观裂纹等因素的影响。在循环荷载下，CFRP内部不可逆的微观结构变化(如纤维断裂和裂纹扩展等)发生累积效应，导致这些不可逆的微观结构变化产生了时间效应，从而使被监测结构的应变变化曲线与CFRP传感带的电阻变化曲线出现时差。在文献[12]中(图6)也可以观察到这种滞后现象：前3次循环中电阻率响应和应力变化的一致性较好，但自第4个循环开始，电阻率开始出现了滞后。每个循环下的电阻率各不相同，这表明CFRP内部发生了不可逆的微观结构变化。因部分不可逆的微观结构变化需通过累积效应才会引起可测的电阻率变化，故电阻变化曲线随之出现滞后现象。
![]()
3. 工程应用
某四层砖混结构，原墙体均为部分风化的砖砌体结构，按照T/CECS 997—2022标准[31]采用高延性混凝土(HDC-120-II，西安五和新材料科技集团股份有限公司)对墙体进行双面加固。为监测施工过程及加固效果，按设计院建议取⑦轴上的横墙和C轴②~⑦之间的纵墙作为监测范围(图7)，在两面墙的高延性混凝土嵌缝(水平向智能带)和混凝土外表面上(竖向智能带)布置监测点，如图8所示。
![]()
图 7 底层墙体监测区域Figure 7. Ground floor wall monitoring areaXZGZ—New high ductility concrete-masonry composite structural column; BZJG—High ductility concrete jacketed reinforced wall column; WTJG—High ductility concrete jacketed reinforced window wall以嵌缝监测点A1~A4和混凝土表面监测点B1~B4为例，绘制电阻变化率实时监测结果，见图9和图10。由图9中可以看出，横墙嵌缝中CFRP智能带的电阻变化率曲线呈现了相似的变化趋势：延性混凝土结构层施工期，电阻经历了短暂的震荡后保持持续增长的趋势，施工完成后电阻趋于稳定。这说明随着施工推进，新黏附的延性混凝土逐渐增大的附加荷载被有效传递到了原墙体，从而引起了嵌缝内CFRP带的电阻在此期间不断增大；因加固层施工结束后无新的附加荷载产生，故电阻在结束后达到新的稳定阶段。
![]()
图 9 嵌缝中CFRP带的电阻变化：(a)监测点A1(横墙)；(b)监测点A2(横墙)；(c)监测点A3(纵墙)；(d)监测点A4(纵墙)Figure 9. Fractional change in electrical resistance of CFRP strips in caulked joints: (a) Monitoring point A1 (transverse wall); (b) Monitoring point A2 (transverse wall); (c) Monitoring point A3 (longitudinal wall); (d) Monitoring point A4 (longitudinal wall)![]()
图 10 延性混凝土表面CFRP带的电阻变化：(a)监测点B1(横墙)；(b)监测点B2(横墙)；(c)监测点B3(纵墙)；(d)监测点B4(纵墙)Figure 10. Fractional change in electrical resistance of CFRP strips on concrete substrate: (a) Monitoring point B1 (transverse wall); (b) Monitoring point B2 (transverse wall); (c) Monitoring point B3 (longitudinal wall); (d) Monitoring point B4 (longitudinal wall)图10反映了黏贴于延性混凝土加固层表面的CFRP带的电阻在装饰层施工前后的变化。可以看出，在装饰层施工前，电阻基本稳定；随着横墙和纵墙上先后涂装装饰层，新的附加荷载先后引起了两面墙上的CFRP带的荷载变化，电阻在此期间不断增长；装饰层施工完成后，电阻变化率又趋于稳定，未见急剧或者大幅度变化，意味着新形成的复合结构进入稳定状态。
4. 结 论
本文研究采用碳纤维增强聚合物基复合材料(CFRP)智能带实现结构健康监测的新方法，以高延性混凝土柱模拟结构构件，对其进行准静态压缩和循环加载试验，分析不同黏贴方式下CFRP智能带的电学响应规律，通过工程实践检验本文方法的工程适用性。主要结论如下：
(1) CFRP智能带的电阻随结构状态的不同呈现阶段性变化规律。当轴压构件处于弹塑性状态时，CFRP智能带的电阻经历短期的不稳定震荡后，趋于较稳定变化；随着结构构件中损伤产生和扩展，电阻变化也相应加快，直至构件失效时实时电阻对应地出现突变；
(2)偏轴角β对智能带的压阻效应具有重要影响。β=0°时智能带表现为负压阻效应，β=90°时智能带表现为正压阻效应，而β=45°时，智能带在不同阶段具有不同的压阻效应，且电阻变化率相对较小。这意味着采用CFRP智能带对受压结构进行实时监测时，采用β=0°的布置方式比沿其他布置方式具有更高的敏感性；
(3)尽管循环作用会引起CFRP智能带的微观结构变化，但其不可恢复电阻主要产生于首次循环加载中，整个循环加载过程中的电阻变化大部分可以恢复，从而使CFRP带具有较好的重复性；
(4)工程实践结果验证了本文提出的以β=0°和β=90°的智能带进行结构实时监测的可行性和有效性。
-
![]()
图 2 UHPC-NC复合试件制作工艺流程图
Figure 2. Process flow diagram of UHPC-NC composite specimen production
![]()
图 4 UHPC-NC试件上应变片及位移计测点布置示意图(单位：mm)
Figure 4. Schematic diagram of the arrangement of strain gauges and displacement measurement points on the specimen (Unit: mm)
#A, #B, #C—Sections A, B, and C, respectively; ①, ②, ③, ④, ⑤, ⑥, ⑦, ⑧, ⑨, ⑩—The locations and numbers of displacement sensors, respectively
![]()
图 6 各级荷载作用下UHPC-NC试件的荷载-应变曲线
Figure 6. Load-strain curves of UHPC-NC specimens under loads at all levels
U1-U5—UHPC strain value near the bonding surface of #1-#5 sections, respectively; C1-C5—NC strain value near the bonding surface of #1-#5 sections, respectively
![]()
图 7 试件N8K的滑移曲线
Figure 7. Slip curve mode of N8K sample
CA, CB, CC—NC displacement value of #A section, #B section, and #C section, respectively; UB, UC—UHPC upper displacement value of #B section and #C section
![]()
图 8 不同参数下UHPC-NC试件的荷载-滑移演化规律
Figure 8. Slip evolution rule of UHPC-NC specimens under the influence of different parameters
ρ—Shear nail density
![]()
图 10 UHPC-NC黏结抗剪强度
Figure 10. Bonding shear strength of UHPC-NC
τu—Interfacial bond shear strength of UHPC-NC specimens
表 1 超高性能混凝土-普通混凝土(UHPC-NC)试件设计
Table 1 Ultra-high performance concrete-normal concrete (UHPC-NC) specimen design
Specimen number Perimeter diameter of
the shear nail/mmShear nail
height/mmNumber of shear
nails/pieceShear nail
densityN0 0 0 0 0 N1 50 30 1 0.533 N2 50 30 2 1.067 N3 50 30 3 1.6 N4K 50 30 4 2.133 N6K 50 30 6 3.2 N8K 50 30 8 4.267 N12K 50 30 12 6.4 N18H 50 30 18 9.6 N4M 50 30 4 2.133 N4K 50 30 4 2.133 N8M 50 30 8 4.267 N8M 50 30 8 4.267 N12M 50 30 12 6.4 Notes: In N1, N represents shear nails, and 1 represents the number of shear nails; K represents a large distribution interval of shear nails; M represents a small spacing between shear nails. 
下载: 导出CSV
表 2 UHPC-NC界面抗剪试验结果
Table 2 UHPC-NC interface shear test results
Specimen
numberUltimate load
Pu/kNShear stress/
MPaFailure mode N0 100.2 1.67 Shear failure of the
adhesive surfaceN1 130.2 2.17 a N2 149.4 2.49 a N3 185.8 3.10 a N4K 205.99 3.43 b N6K 273.2 4.55 b N8K 288 4.8 b N12K 356.53 5.94 c N18K 393.6 6.56 c N4M 145.1 2.42 b N8M 206 3.43 b N12M 299.6 4.99 b Notes: a—Shear failure of UHPC-NC bond surface and UHPC shear studs; b—Shear failure of UHPC-NC bond surface and simultaneous shear and peeling failure of UHPC shear studs; c—Shear failure of UHPC-NC bond surface and axial compression failure of NC matrix.
下载: 导出CSV
表 3 单个剪力钉的黏结抗剪强度
Table 3 Shear strength of a single shear bond
Specimen number Shear nail density Shear stress/MPa Shear stress after deduction/MPa Shear strength of a single nail/MPa N0 0 1.67 1.67 – N1 0.53 2.17 0.55 0.55 N2 1.07 2.49 0.93 0.47 N3 1.6 3.10 1.59 0.53 N4K 2.13 3.43 1.98 0.50 N6K 3.20 4.55 3.21 0.54 N8K 4.27 4.8 3.57 0.45 N12K 6.40 5.94 4.93 0.41 N18K 9.60 6.56 5.87 0.33
下载: 导出CSV
表 4 UHPC-NC复合试件试验结果
Table 4 Experimental results of UHPC-NC composite specimen
Specimen number Test values
τu/MPaBS EN
1992-1-1
τ1/MPaACI 318M—05
τ2/MPaAASHTO
LRFDUS—2004
τ3/MPaGB 50010—2010
τ4/MPaτu/τ1 τu/τ2 τu/τ3 τu/τ4 N0 1.67 0.822 0.55 0.7 0.4 2.032 3.306 2.385 4.175 N1 2.17 1.057 0.55 0.7 0.4 2.053 3.945 3.1 5.425 N2 2.49 1.057 0.55 0.7 0.4 2.356 4.527 3.557 6.225 N3 3.10 1.057 0.55 0.7 0.4 2.933 5.636 4.429 7.75 N4K 3.43 1.057 0.55 0.7 0.4 3.245 6.236 4.9 8.575 N6K 4.55 1.057 0.55 0.7 0.4 4.305 8.273 6.5 11.375 N8K 4.8 1.057 0.55 0.7 0.4 4.541 8.727 6.857 12 N12K 5.94 1.057 0.55 0.7 0.4 5.620 10.8 8.486 14.85 N18K 6.56 1.057 0.55 0.7 0.4 6.206 11.927 9.371 16.4 N4M 2.42 1.057 0.55 0.7 0.4 2.289 4.4 3.457 6.05 N8M 3.43 1.057 0.55 0.7 0.4 3.245 6.236 4.9 8.575 N12M 4.99 1.057 0.55 0.7 0.4 4.721 9.073 7.129 12.475 Notes: τ1 is the value according to the formula in the BS EN 1992-1-1 specification; τ2 is the value according to the formula in ACI 318M—05 specification; τ3 is the value according to the formula in AASHTO LRFDUS—2004 specification; τ4 is the value according to the formula in GB 50010—2010 specification.
下载: 导出CSV
表 5 UHPC-NC试件黏结面抗剪强度修正模型计算值与试验值(单位：MPa)
Table 5 Calculated values of corrected model and experimental values for shear strength of UHPC-NC specimens (Unit: MPa)
Specimen
numberCalculated value/MPa
(Test value/calculated
value)Literature [11]
specimen
numberCalculated value/MPa
(Test value/calculated
value)Literature [21]
specimen
numberCalculated value/MPa
(Test value/calculated
value)N0 1.589(1.051) SB3 2.822(0.456) ZJ-Z-1-1 2.622(0.793) N1 2.111(1.028) SB4 3.355(0.554) ZJ-Z-1-2 3.645(0.850) N2 2.606(0.955) SB5 3.693(0.553) ZJ-Z-1-3 4.467(0.698) N3 3.070(1.010) SC3 3.892(0.789) ZJ-Z-2-2 3.645(0.859) N4K 3.505(0.979) SC4 4.626(0.618) ZJ-Z-2-3 4.467(0.960) N6K 4.289(1.061) SC5 5.094(0.601) – – N8K 4.956(0.969) SD3 4.772(0.642) – – N12K 5.940(1.000) SD4 5.673(0.627) – – N18K 6.544(1.002) SD5 6.246(0.603) – –
下载: 导出CSV
表 6 引入参数后UHPC-NC试件黏结面抗剪强度修正模型计算值与试验值(单位：MPa)
Table 6 Calculated and experimental values of the modified model of shear strength of bonded surface of UHPC-NC specimens after the introduction of parameters (Unit: MPa)
Specimen number of this document Calculated value/MPa
(Test value/calculated value)Literature [11]
specimen numberCalculated value/MPa
(Test value/calculated value)Literature [21]
specimen numberCalculated value/MPa
(Test value/calculated value)N0 1.589(1.051) SB3 1.648(0.781) ZJ-Z-1-1 2.181(0.954) N1 2.111(1.028) SB4 1.959(0.948) ZJ-Z-1-2 3.033(1.022) N2 2.606(0.955) SB5 2.157(0.946) ZJ-Z-1-3 3.717(0.839) N3 3.070(1.010) SC3 2.273(1.068) ZJ-Z-2-2 3.033(1.032) N4K 3.505(0.979) SC4 2.702(1.058) ZJ-Z-2-3 3.717(1.154) N6K 4.289(1.061) SC5 2.975(1.028) – – N8K 4.956(0.969) SD3 2.787(1.100) – – N12K 5.940(1.000) SD4 3.313(1.074) – – N18K 6.544(1.002) SD5 3.648(1.033) – –
下载: 导出CSV
-
[1] 王鹏刚, 赵明海, 田砾, 等. 预制键槽式UHPC与后浇混凝土界面粘结抗剪性能[J]. 复合材料学报, 2024, 41(5): 2633-2644. WANG Penggang, ZHAO Minghai, TIAN Li, et al. Shear performance of interface bonding between prefabricated keyway UHPC and post-cast concrete [J][J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2024, 41(5): 2633-2644(in Chinese).
[2] 邵旭东, 邱明红, 晏班夫, 等. 超高性能混凝土在国内外桥梁工程中的研究与应用进展[J]. 材料导报, 2017, 31(23): 33-43. DOI: 10.11896/j.issn.1005-023X.2017.023.004 SHAO Xudong, QIU Minghong, YAN Banfu, et al. A review on the research and application of ultra-high performance concrete in bridge engineering around the world[J]. Materials Reports, 2017, 31(23): 33-43(in Chinese). DOI: 10.11896/j.issn.1005-023X.2017.023.004
[3] 李庆华, 徐世烺. 超高韧性水泥基复合材料基本性能和结构应用研究进展[J]. 工程力学, 2009, 26(增刊2): 23-67. LI Qinghua, XU Shilang. Performance and application of ultra high toughness cementitious composite[J]. Engineering Mechanics, 2009, 26(Suppl.2): 23-67(in Chinese).
[4] 邓明科, 卜新星, 潘姣姣, 等. 型钢高延性混凝土短 柱抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2017, 34(1): 163-170. DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2015.06.0484 DENG Mingke, BU Xinxing, PAN Jiaojiao, et al. Experimental study on seismic behavior of steel reinforced high ductile concrete short columns[J]. Engineering Mechanics, 2017, 34(1): 163-170(in Chinese). DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2015.06.0484
[5] 邓明科, 姚昕, 张阳玺, 等. 基于梁式试验的UHPC-高强钢筋搭接黏结性能[J]. 复合材料学报, 2024, 41(10): 5527-5539. DENG Mingke, YAO Xin, ZHANG Yangxi, et al. Lap bonding properties of UHPC-high-strength steel bars based on beam test [J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2024, 41(10): 5527-5539(in Chinese).
[6] MUÑOZ M A C, HARRIS D K, AHLBORN T M, et al. Bond performance between ultrahigh-performance concrete and normal-strength concrete[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2014, 26(8): 04014031. DOI: 10.1061/(ASCE)MT.1943-5533.0000890
[7] BASSAM A T, ABU B H B, MEGAT M A, et al. Microstructural analysis of the adhesion mechanism between old concrete substrate and UHPFC[J]. Journal of Adhesion Science and Technology, 2014, 28(18): 1846-1864. DOI: 10.1080/01694243.2014.925386
[8] 王兴旺. UHPC与普通钢筋混凝土结构界面抗剪性能研究[D]. 长沙: 湖南大学, 2016. WANG Xingwang. Study on interfacial shear resistance between UHPC and ordinary reinforced concrete structures [D]. Changsha: Hunan University, 2016(in Chinese).
[9] HUSAM H H, KENNETH K W, SHAD M S, et al. Interfacial properties of ultrahigh-performance concrete and high-strength concrete bridge connections[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2016, 28(5): 04015208. DOI: 10.1061/(ASCE)MT.1943-5533.0001456
[10] 张锐, 胡棚, 李晰, 等. U形UHPC永久模板RC无腹筋组合梁抗剪性能试验[J]. 中国公路学报, 2021, 34(8): 145-156. DOI: 10.3969/j.issn.1001-7372.2021.08.013 ZHANG Rui, HU Peng, LI Xi, et al. Shear behavior of reinforced concrete composite beams without stirrups using U-shaped UHPC permanent formwork[J]. China Journal of Highway and Transport, 2021, 34(8): 145-156(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1001-7372.2021.08.013
[11] 王德弘, 沈彤, 鞠彦忠, 等. 后浇普通混凝土与预制UHPC的黏结受剪性能研究[J]. 建筑结构学报, 2020, 41(S2): 411-419. WANG Dehong, SHEN Tong, JU Yanzhong, et al. Study on bonding shear properties of post-poured ordinary concrete and prefabricated UHPC[J]. Journal of Building Structures, 2020, 41(S2): 411-419(in Chinese).
[12] 杨俊, 周建庭, 张中亚, 等. UHPC-NC键槽界面抗剪性能研究[J]. 中国公路学报, 2021, 34(8): 132-144. DOI: 10.3969/j.issn.1001-7372.2021.08.012 YANG Jun, ZHOU Jianting, ZHANG Zhongya, et al. Study on interfacial shear performance of UHPC-NC keyway[J]. China Journal of Highway and Transport, 2021, 34(8): 132-144(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1001-7372.2021.08.012
[13] 柴敏, 罗素蓉. 自密实混凝土与老混凝土黏结抗剪性能试验研究[J]. 福州大学学报(自然科学版), 2013, 41(5): 922-927. CHAI Min, LUO Surong. Experimental study on shear performance of self-compacting concrete and old concrete[J]. Journal of Fuzhou University (Natural Science Edition), 2013, 41(5): 922-927(in Chinese).
[14] 李平先, 赵国藩, 张雷顺. 环氧砂改善新老混凝土黏结强度试验研究[J]. 大连理工大学学报, 2005(2): 255-259. DOI: 10.3321/j.issn:1000-8608.2005.02.021 LI Pingxian, ZHAO Guofan, ZHANG Leishun. Experimental study on epoxy sand to improve the bond strength of new and old concrete[J]. Journal of Dalian University of Technology, 2005(2): 255-259(in Chinese). DOI: 10.3321/j.issn:1000-8608.2005.02.021
[15] 刘传奇. 新旧混凝土界面粘贴机理试验研究[D]. 西安: 长安大学, 2014. LIU Chuanqi. Experimental study of old and new concrete interface mechanism of paste[D]. Xi'an: Chang'an University, 2014(in Chinese).
[16] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 混凝土结构设计规范: GB60010—2010[S] 北京: 中国建筑工业出版社, 2010. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China. Code for design of concrete structures: GB 50010—2010[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2010(in Chinese).
[17] British Standards Institution. Eurocode 2: Design of concrete structures—Part 1-1: General rules and rules for buildings: BS EN 1992-1-1[S]. London: British Standards Institution, 2004.
[18] ACI 318 Committee. Building code requirements for structural concrete and commentary: ACI 318M—05[S]. Farmington Hills, MI: American Concrete Institute, 2005.
[19] American Association of State Highway and Transportation Officials. AASHTO LRFD bridge design specification: AASHTO LRFDUS—2004[S]. Washington, D.C.: American Association of State Highway and Transportation Officials, 2005.
[20] 东南大学. 混凝土结构(上册)—混凝土结构设计原理[M] 北京: 中国建筑工业出版社, 2015: 8-32. Southeast University. Concrete structure (the first volume)—Design theory for concrete structure[M]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2015: 8-32(in Chinese).
[21] 周建庭, 胡天祥, 杨俊, 等. 键槽构造UHPC-NC界面黏结性能试验研究[J]. 材料导报, 2021, 35(16): 16050-16057. DOI: 10.11896/cldb.20070033 ZHOU Jianting, HU Tianxiang, YANG Jun, et al. Experimental study on adhesion properties of UHPC-NC interface of keyway structure[J]. Materials Reports, 2021, 35(16): 16050-16057(in Chinese). DOI: 10.11896/cldb.20070033
[22] 杨冠宇. 不同试验条件下锚索剪切力学行为及失效特征研究[D]. 北京: 中国矿业大学, 2018. YANG Guanyu. Study on the behaviors and failure characteristics of cable bolt under various shearing loading experimental environment[D]. Beijing: China University of Mining and Technology, 2018(in Chinese).
-
其他相关附件
-
目的
目前国内外学者开展的一系列UHPC-NC复合构件的界面抗剪性能试验的破坏形态主要为嵌入凹坑/键槽内的普通混凝土剪切破坏，并没有充分发挥UHPC的性能优势，UHPC-NC复合试件抗剪性能的提升潜力有待挖掘。因此，本文以探究预制超高性能混凝土UHPC与普通混凝土(NC)界面的黏结滑移性能为目的，完成了12组UHPC-NC复合试件的双面剪切试验。
方法基于渗透模板及混凝土转印技术的思路，提出UHPC剪力钉构造设置(即在模具内预铺一层具有凹坑的衬板，浇筑后形成UHPC剪力钉)，以发挥UHPC的高强力学性能特点、提高UHPC模板-NC内芯复合试件的界面黏结性能，使得复合试件由以往的NC受剪破坏转变为UHPC受剪破坏。本文的具体做法是通过制备出不同剪力钉密度及间距的UHPC模板，从而最终成型不同参数的UHPC-NC复合试件进行加载试验并得到数据。根据数据总结出设置不同密度剪力钉构造和不同分布间距后的不同破坏形态规律、荷载-应变关系、荷载-滑移关系、界面抗剪强度以及单个剪力钉抗剪强度等，以探究剪力钉密度和分布间距与粘结面抗剪强度之间的规律。最后通过对比分析现有UHPC-NC黏结面抗剪强度模型以及黏结面破坏形态，引入黏结面破坏形态参数与剪切试验系数，根据试验结果拟合新参数与剪力钉密度之间的定量关系，建立了预制UHPC-NC黏结面抗剪强度的计算公式。
结果由试验结果我们可以明显观察到UHPC模板表面设置不同密度的剪力钉构造后，其破坏形式呈现三种情况：(a) UHPC-NC黏结面及UHPC剪力钉剪切破坏；(b) UHPC-NC黏结面剪切破坏、UHPC剪力钉发生剪切和剥离破坏；(c) UHPC-NC黏结面剪切破坏、NC基体轴压破坏。在整个加载过程中，应变随荷载的增加呈线性增长；而滑移随着荷载的增加，先呈现线性增加，直至界面出现裂缝后滑移量随荷载呈非线性增长。分布间距相同时，试件的极限承载力随剪力钉密度的增大而上升；剪力钉密度相同时，试件的极限承载力随分布间距的增大而上升。界面粘结抗剪强度随着剪力钉密度和分布间距的增大而增大。随着剪力钉密度的增大，单钉抗剪强度逐渐减小。通过引入相关参数进行修正后建立的UHPC-NC黏结抗剪强度计算公式具有较好的精度，可评估UHPC-NC复合试件的黏结面抗剪强度。
结论(1)UHPC模板未设置剪力钉时，UHPC-NC复合试件发生黏结面剪切破坏，断面光滑平整。当模板设置剪力钉构造后，其破坏形式呈现三种情况：(a) UHPC-NC黏结面与UHPC剪力钉剪切破坏；(b) UHPC-NC黏结面剪切破坏、UHPC剪力钉发生剪切和剥离破坏；(c) UHPC-NC黏结面剪切破坏、NC基体轴压破坏。当剪力钉密度ρ<2.133时，试件发生a类破坏；当2.133≤ρ<6.4时，试件由a类破坏转变为a类破坏；当ρ≥6.4时，试件破坏转变为c类破坏。(2)预制UHPC-NC黏结面抗剪强度为1.67-6.56MPa，剪力钉单钉抗剪强度为0.635MPa，其来源为机械咬合力和化学黏结作用。在UHPC-NC黏结面上合理布置剪力钉，可充分发挥剪力钉对黏结面强度的贡献，大幅度提升黏结面的抗剪强度。(3)UHPC剪力钉密度与分布间距对UHPC-NC黏结面抗剪强度具有显著影响，尤其是剪力钉密度。剪力钉密度(0-9.6范围)越大， UHPC-NC黏结面的抗剪强度越大。结合整体抗剪强度、单钉抗剪强度和界面破坏形态，UHPC模板上剪力钉密度建议值为4.27~6.4。在剪力钉密度相同条件下，剪力钉分布间距较大试件的黏结面抗剪强度,比剪力钉分布间距较小试件提高了19.04%-41.74%。(4)对比分析现有UHPC-NC黏结面抗剪强度模型以及黏结面破坏形态，引入黏结面破坏形态参数与剪切试验系数，建立了预制UHPC-NC黏结面抗剪强度的计算公式，其计算结果与试验值较为吻合，可为UHPC-NC复合试件界面设计提供参考。
-
超高性能混凝土(UHPC)作为近年内发展起来的一种新型水泥基复合材料，具有高密实度、高韧性、高耐久性、高强度及良好的延性。使预制超高性能混凝土(UHPC)与普通后浇混凝土(NC)在工程上大量应用成为可能，同时使用永久模板可减少施工工序，节省施工时间，降低工程造价，节约能源和保护环境。
本文以预制UHPC表面剪力钉的密度和分布间距为试验参数，完成了12组UHPC-NC黏结试件的双面剪切试验。由试验结果可知，剪力钉密度在0-9.6之间，随着剪力钉的密度增加，黏结面抗剪强度也随之增加，其增加幅度为29.94%-292.81%。剪力钉排布宽度越宽，黏结面抗剪强度也越大，其增大幅度在19.04%-41.74%之间。因此，在预制UHPC上合理设置剪力钉密度与分布间距，可提高界面抗剪强度。此外，基于现有理论模型及试验结果分析，本文建立了考虑剪力钉密度、黏结面破坏形态与抗剪试验方法的UHPC-NC黏结面抗剪强度计算公式，其计算结果与试验数据吻合度较高，可为UHPC-NC复合试件的界面设计提供参考。
不同参数下荷载-滑移演化规律
Slip evolution rule under the influence of different parameters
计量
- 文章访问数: 179
- HTML全文浏览量: 96
- PDF下载量: 16
