Effect of BFRP mesh cloth on bonding properties of ultra-high performance concrete
-
摘要: 为分析玄武岩纤维增强树脂复合材料(BFRP)网格布对超高性能混凝土(UHPC)粘结性能的影响，以干/湿粘结类型、BFRP网格布锚固深度和网格布厚度3个参数，分别开展BFRP-UHPC界面正拉粘结试验(48块)和切向剪切试验(21块)，研究了BFRP网格布对其与UHPC界面破坏模态、粘结性能、剪应力-滑移曲线、拉伸比和韧性的影响，同时利用SEM，揭示BFRP-UHPC界面破坏机制。结果表明：锚固深度直接决定BFRP-UHPC界面破坏模式；法向粘结应力和切向粘结应力在界面变化规律上具有正向相关性；BFRP-UHPC界面湿粘结强度高于干粘结工艺水平；随着BFRP厚度和锚固深度逐渐增加，BFRP与UHPC界面粘结应力均呈现逐渐减小的规律；钢纤维对BFRP-UHPC界面增韧效果显著，其端勾构造使UHPC损伤后仍具有残余刚度和强度；当BFRP锚固深度为5 mm时，此时界面粘结应力达到最大，正拉粘结试验中粘结应力最大提升幅度达到74%，拉伸强度比高达1.74。Abstract: In order to analyze the influence of basalt fiber reinforced polymer (BFRP) mesh on the bonding performance of ultra-high performance concrete (UHPC), the BFRP-UHPC interface pull-out bonding test (48 pieces) and shear test (21 pieces) were carried out respectively with three parameters of dry/wet bonding type, BFRP mesh anchorage depth and mesh thickness. The effects of BFRP mesh on the failure mode, bonding performance, shear stress slip curve, tensile ratio and toughness were studied. At the same time, the failure mechanism of BFRP-UHPC interface was revealed by SEM. The results show that the anchoring depth directly determines the failure mode of BFRP-UHPC interface. There is a positive correlation between tangential bonding stress and normal bonding stress. The wet bonding strength of BFRP-UHPC interface is higher than that of dry bonding process. With the increase of BFRP thickness and anchorage depth, the interfacial bonding stress between BFRP and UHPC shows a decreasing trend. Steel fiber has remarkable toughening effect on BFRP-UHPC interface, its end hook structure makes UHPC still have residual stiffness and strength after damage. When the anchoring depth of BFRP is 5 mm, the interface bonding stress reaches the maximum, the maximum increase of interface in the pull out bonding stress reaches 74%, and the tensile strength ratio is 1.74.
-
Keywords:
- ultra-high performance concrete /
- BFRP /
- wet bonding /
- dry bonding /
- pull-out test /
- shear test /
- interface
-
湿粘结界面是BFRP-混凝土组合梁中经常采用的界面形式[1-3]。湿粘结界面是指先在BFRP片材表面上刷一层粘结剂，在粘结剂开始发黏但是尚未固化时浇筑混凝土形成的界面[4-6]。湿粘结法由于其界面粘结强度不高，仅为干粘结法的1/2~2/3[5,7-8]，由于BFRP-混凝土界面粘结能力直接决定了混凝土梁加固效果，因此限制了其深入发展。国内外土木结构中有大量的新建组合结构，且水工、海工混凝土结构众多，虽然湿粘结对于加固界面粘结性能提高值不及干粘结法，但是由于湿粘结对于新建组合结构的实际使用和施工中无需对原基体界面做处理，较大程度的保护了界面完整性，是目前最实用的界面粘结方式[9-11]。当前基于国内外工程建设需要，迫切发展湿粘结技术已具现实意义。
Ddskovic等[4]创新设计了湿粘结加固方式，同时发现湿粘结界面易发生剥离破坏； Canning等[12]通过对纤维增强复合材料(FRP)型材-混凝土组合梁受弯试验比较了6种界面粘结效果，发现采用环氧树脂的湿粘结界面效果略差于干粘结；张普等[5]通过进行FRP板的湿粘结剪切试验发现，湿粘结界面粘结强度约为干粘结强度的1/2~2/3；Hulatt等[6]发现湿粘结技术是最实用的技术之一，并分析了混凝土和胶体同时发生固化过程中化学变化规律；Choi等[13]通过人为制造粗糙化的环氧树脂胶，开展了FRP-混凝土单剪试验，获得了粘结强度和断裂能等界面力学指标；Huang等[14]和Zhu等[15]通过开展混凝土-FRP单剪试验，发现胶体的种类和FRP外贴至混凝土现浇梁表面龄期，是影响界面粘结应力的两个重要因素；Wu等[16]应用了FRP板的湿粘结工艺加固混凝土梁，得到了较理想的加固效果，并指出湿粘结是目前新建组合结构外加固的主要粘结形式；Zhang等[17]研究了FRP板粘结树脂类型、板宽度和板厚度对湿粘结界面黏性能的影响，并开展了有限元模拟计算分析。结果表明干、湿粘结界面的粘结强度和失效模式均有所不同，有限元模型的结果与湿粘结界面的试验结果吻合较好。殷雨时等[18-19]完成了C30~C50混凝土的碳纤维增强复合材料(CFRP)-混凝土试件切向剪切试验，试验发现胶层破坏为主要破坏形式，几种界面的粘结滑移曲线均以不同斜率下降，最终以0.04~0.35 mm的滑移值剥离破坏。
通过开展BFRP-超高性能混凝土(UHPC)界面(以下简称界面)正拉、切向剪切试验，以干/湿粘结类型、锚固深度和BFRP厚度3个参数，考察其对界面粘结性能影响规律。同时通过SEM微观检测方法，进一步揭示界面破坏机制。以上工作以期为UHPC工况下，BFRP湿粘结加固工程设计和施工提供理论依据和试验基础。
1. 试验方案
1.1 原材料及特性
采用含有小颗粒粗骨料的UHPC，其由水泥、硅粉、钢纤维、河砂、石子、减水剂和水组成，UHPC配合比见表1所示。UHPC拌和养生28天后开展基本力学性能检测，其性能指标见表2所示；钢纤维采用滕州思达施密丝金属制品有限公司生产的端勾型单丝钢纤维，长度13 mm，长径比65，抗拉强度2850 MPa；BFRP采用宜兴市瑞邦高性能纤维制品公司生产的高温层压制品工艺的BFRP网格布，其网眼尺寸为5 mm×5 mm，见图1所示，厚度分别制成0.85 mm、1.16 mm和1.45 mm；网格布和UHPC界面粘结采用该厂生产的环氧树脂AB胶，按照质量比2∶1配制粘结树脂；BFRP网格布和粘钢块之间采用上海智攀实业有限公司生产的粘钢胶进行粘结。所有材料其他性能见表3。
表 1 超高性能混凝土(UHPC)配合比(相对质量比)Table 1. Ultra-high performance concrete (UHPC) mix proportion (Relative mass ratio)Portland cement Silica fume Water Water reducer Steel fiber Fine sand Crushed stone W/C 1 0.225 0.225 0.017 0.177 0.900 0.225 0.184 Notes: W—Water; C—Cement. 表 2 UHPC力学性能Table 2. Mechanical properties of UHPCItem Compressive strength
/MPaElastic modulus
/GPaInitial crack strength/MPa UHPC 136 40.2 8.3 ![]()
图 1 玄武岩纤维增强树脂复合材料(BFRP)网格布Figure 1. Basalt fiber reinforced polymer (BFRP) mesh cloth1.2 BFRP单筋轴拉试验方案
为了明晰BFRP网格抗拉性能，为了防止整体拉伸状态下横向纤维丝对拉伸方向纤维丝的“锚固”效应，因此用剪刀将网格布裁剪形成单筋形式，开展单筋抗拉性能测试，来分析BFRP网格布一维方向的受拉性能。
由于网格布纤维束具有多丝状，因此为了防止裁剪过程中玄武岩纤维束多丝分散，在裁剪前要做环氧树脂胶涂胶预处理。具体做法如下：采用宜兴市瑞邦高性能纤维制品公司生产环氧树脂AB胶，按照2∶1配制粘结树脂，用小刷轻涂在BFRP网格布表面，涂胶过程中尽量控制胶层厚度均匀，以形成薄薄一层为质量控制；完全固化7天后，用剪刀进行裁剪便可。值得注意的是，由于固化后的网格布整体性较好且不抗扭，因此裁剪过程中，要防止网格布扭曲和褶皱现象。
表 3 其他材料性能参数Table 3. Performance parameters of other materialsDesignation Tensile strength/MPa Thickness
t1, t2, t3/mmMass/
(g·m−2)Mesh size
/mmElastic modulus
/MPaElongation
/%BFRP 1848, 2887, 5377 0.85, 1.16, 1.45 200/372/582 5×5 81500, 82300, 83100 2.76, 2.88, 2.97 Colloid 38 — — — 2.4×103 — Steel colloid 30 — — — 1.2×104 — 1.3 BFRP-UHPC正拉粘结试验方案
1.3.1 湿粘结试件制作及张拉试验
为了分析BFRP-UHPC界面湿粘结性能，按照《碳纤维片材加固混凝土结构技术规程》(CECS146: 2003)[20]BFRP-HUPC试件浇筑成70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm尺寸48块，将预制完成的40 mm×40 mm网格布涂胶(未固化)布置到相应锚固深度(5 mm、15 mm、20 mm)，其示意见图2。试验中为了最大程度弱化UHPC分散性影响，试验中创新性的采用了“一体四面同做”的试验方法，即同一个参数指标下通过UHPC浇筑入模中在试件水平上下、竖向左右相对两面同时埋入一定锚固深度的BFRP网格布，因此一个BFPP-UHPC试件同时内部布设4片BFRP网格布，不仅减少试件上试验机工作量，且较大程度的解决了多试件制作过程中离散性问题。
湿粘结锚固深度操作采用在浇筑UHPC过程中，严格控制浇筑高度，当达到浇筑预定位置时，立即铺设涂环氧树脂胶(未固化)的BFRP网格布，同时用手轻按BFRP网格布，使之与UHPC水泥基材充分平整接触，见图3，后继续浇筑完成试件。
![]()
图 3 湿粘结BFRP网格锚固深度(上：一侧锚固深度T为20 mm；下：另一侧锚固深度T为20 mm)Figure 3. Anchoring depth of wet bonded BFRP mesh (Up: 20 mm anchoring depth T on one side; Down: 20 mm anchoring depth T on the other side)BFRP-UHPC试件28天固化后，通过外贴粘钢块开展湿粘结正拉试验，见图4~图5。试验中按照CECS 146: 2003[20]进行张拉，所有试件均在yE-200 A 2000 kN液压式压力试验机上进行，采用位移控制，加载速率为0.02 mm/s。
1.3.2 干粘结试件制作及张拉试验
需要说明的是，干粘结试验并未开展锚固深度参数对比，只是单从湿、干粘结试验类型、BFRP网格布厚度对比分析，这是由于干粘结固有施工方式决定的。具体操作如下：养生28天后，从养护室中取出试件，并用干毛巾擦干UHPC试件表面水分，待表面水分完全蒸发后，用角磨机将UHPC表面再次打磨平整，用墨线勾勒出粘结区域，并按照墨线切缝，具体切缝细部操作见参考文献[20]，并将事先预制好的BFRP网格布通过环氧树脂胶固定至粘结范围内，后在BFRP外表面粘贴粘钢胶，同时外贴粘钢块开展干粘结正拉试验。
1.4 BFRP-UHPC切向粘结试验方案
为了考察BFRP-UHPC界面切向粘结性能，以3个试件为一组，试验中设置尺寸为80 mm×80 mm×200 mm试件21块，分别为考察干、湿粘结工艺及固定锚固深度下的12块试件和考察网格布厚度的9块试件，UHPC试件尺寸见图6。
试件类型解释如下：考察干湿粘结工艺参数12块试件为网格布厚度为0.85 mm的干粘结与锚固深度分别为5 mm、15 mm和20 mm的湿粘结切向粘结性能做对比；考察网格布厚度的9块试件为锚固深度为15 mm且网格布厚度为0.85 mm、1.16 mm和1.45 mm的湿粘结试件。
为了考察粘结区间内BFRP-UHPC界面不同位置粘结剪应力，针对干、湿粘结工艺下通过外贴应变片来测定应变变化，并通过公式转换来分析相应测试点位的粘结应力水平。湿粘结工艺下，BFRP网格布埋入UHPC内，应变片贴至UHPC表面；而干粘结工艺下，应变片贴至BFRP表面，由于网格布具有中孔，因此以贴至网格上纵线为标准。切向剪切试件、网格布粘贴区域及应变片布置见图7~图8。
BFRP-UHPC切向剪切试件在yE-200 A 2000 kN液压式压力试验机上开展。为了防止张拉过程中产生偏心现象，试验设备中通过球铰结构来解决该问题，同时配合纤维布夹片结构(图中Clamp)，来实现网格布切向稳定张拉，见图9。
![]()
图 9 切向剪切试验图Figure 9. Single shear experimental setupLVDT—Linear variable differential transformer1.5 试验数据处理原则
1.5.1 正拉粘结试验数据处理
BFRP-UHPC界面正拉粘结试验，以6次试验结果为一组开展平行试验。若6个粘结强度值中有一个超过平均值±10%的，应剔除后以剩下的5个值的算术平均值作为最后结果。若5个值中再有超过平均值±10%的，则此组试件无效。
1.5.2 切向剪切试验应变片数据处理
BFRP-UHPC界面切向剪切试验中，为了降低粘结区域界面形貌(湿粘结)、BFRP网格表面工艺离散性(干粘结)和试验过程中导致的数据离散，文中创新性的提出了“平行取中”贴片方法，即在粘结区域同一纵向位置上，平行布置2片应变片，见图8所示，以采集到的2处应变平均值作为最后取用值。
1.6 SEM试验方法
为观察UHPC及环氧树脂胶微观形貌变化，按照SEM取样要求[21]，采集10 mm×10 mm×10 mm的试件破坏后的样本，对样本进行固定、漂洗、脱水、置换、干燥及镀膜处理，利用日本岛津扫描电子显微镜SS-550对处理好的样本进行SEM点扫描，得到样本的高清SEM图像。
2. 试验结果与讨论
2.1 BFRP-UHPC试件破坏形态
2.1.1 干粘结正拉试验破坏模态
通过加载机对BFRP-UHPC进行正拉粘结试验，见图5。试验中利用拉力试验机采集到破坏时间，总体来说，干粘结较湿粘结破坏时间短。破坏后观察BFRP-UHPC界面破坏状态，如图10所示。可以看到，UHPC界面基本没有损伤，界面破坏均为胶层处被拉断，以致BFRP从UHPC表面剥离开来。随着BFRP网格厚度增加，胶体粘结下来体积率逐渐增多，而破坏过程愈发困难，破坏时间从67 s逐渐延长至82 s。
![]()
图 10 BFRP-UHPC正拉试验干粘结破坏形态Figure 10. Failure mode of dry bond in pull-out test of BFRP-UHPCti (i=1,2,3)—Thicknesses of BFRP mesh cloth t1—0.85 mm; t2—1.16 mm; t3—1.45 mm2.1.2 湿粘结正拉试验破坏模态
湿粘结工艺下，BFRP-UHPC试件正拉破坏后，破坏形态见图11。BFRP网格锚固深度为20 mm时，破坏形式表现为粘钢块和UHPC表面平整剥离或带有极少量砂浆，粘钢胶和UHPC表层界面粘结效果不好；BFRP网格锚固深度为5 mm或者15 mm时，破坏形式表现为粘钢块会从UHPC表面撕扯下一定厚度的砂浆层或混凝土块，粘结效果较好。以上原因在于，BFRP网格布锚固较深时，此时粘钢胶与UHPC表层直接作用，应力传递深度小于BFRP锚固深度，即随着锚固深度逐渐增加，UHPC表层粘结破坏越不明显；另外随着BFRP网格厚度逐渐增加，UHPC表层破坏程度由十分显著过渡至轻微破坏。综上可认为在BFRP湿粘结加固中，BFRP厚度和锚固深度，直接决定界面破坏模式。
![]()
图 11 BFRP-UHPC湿粘结界面破坏形态Figure 11. Wet bonding interface destroyed performance of BFRP-UHPCa-b at the bottom left of the figure: a—BFRP mesh cloth has three thicknesses (1—0.85 mm; 2—1.16 mm; 3—1.45 mm); b—Three anchoring depths of BFRP mesh cloth (5—5 mm; 15—15 mm; 20—20 mm)2.1.3 干粘结切向剪切试验破坏模态
加载初期，BFRP自由端网格布紧绷；随着加载进行，当荷载达到破坏荷载60%左右时，试件出现“咯咯”的声响，同时可观察到BFRP网格布自由端的UHPC出现斜裂纹；当荷载达到破坏荷载85%时，裂纹较明显且逐渐粗大；当荷载达到破坏荷载时，“砰”的巨大声响，试件破坏导致试验终止。
观察干粘结破坏形态，仅出现两种破坏模式，见图12。两种破坏模式分别对应UHPC浅层处被拉断Ⅰ和BFRP网格布拉断Ⅱ，其中BFRP拉断是非理想破坏，是由于试验机夹头产生了应力集中，将BFRP网格布夹断所致，因此分析中不予考虑。
![]()
图 12 BFRP-UHPC切向剪切试验破坏模式(干粘结)Figure 12. Tangential shear test failure mode of BFRP-UHPC (Dry bonding)干粘结切向剪切试验中，采用统一网格布厚度为0.85 mm，产生UHPC浅层处被拉断的破坏现象出现两次，BFRP网格布被拉断出现1次。由于后者为非理想破坏，因此可以判断，对于BFRP-UHPC干粘结界面破坏，仍以UHPC浅层被拉断为主，产生以上原因在于UHPC非普通混凝土，具有极高的抗拉性能，但由于UHPC抗拉强度仍低于胶层抗拉强度，因此UHPC浅层处首先被拉断。
2.1.4 湿粘结切向剪切试验破坏模态
湿粘结破坏过程较干粘结相对较长，破坏过程征兆和干粘结类似。观察界面破坏形态，分别为锚固深度处UHPC层被拉断，对应破坏模式Ⅰ和Ⅱ。当锚固深度为5 mm时，出现破坏模式Ⅱ，当锚固深度为15 mm和20 mm时，出现破坏模式Ⅰ；另外，湿粘结切向剪应力张拉试验中，同样出现小概率的BFRP网格布被拉断(破坏模式Ⅲ)情况，为非理想破坏，同样分析中不予考虑，见图13。
![]()
图 13 BFRP-UHPC切向剪切试验破坏模式(湿粘结)Figure 13. Tangential shear test failure mode of BFRP-UHPC (Wet bonding)产生以上原因在于，当网格布内置于UHPC内表层后，环氧树脂胶与UHPC基体同时固化，且由于钢纤维的作用，产生较高的切向粘结性能。当锚固深度为5 mm时，此时切向粘结应力最大，且在粘结区域内随着固定端向自由端移动过程中，界面粘结性能逐渐增大，产生较高的切向粘结应力，因此附带出自由端附近UHPC产生斜裂缝；同理，随着锚固深度增加，界面切向粘结应力减小，因此剥离界面上移，且未出现自由端UHPC出现斜裂缝的情况。
2.2 BFRP单筋轴向拉伸强度
由于不同厚度的BFRP网格布拉伸过程和强度分析具有相似性，因此以厚度为1.45 mm的网格布为例进行分析说明。图14和图15为BFRP加载过程中单筋应变-荷载关系曲线，可见BFRP破坏荷载从6.315~7.524 kN不等。
通过图15可以看到，BFRP单筋严格符合弹性变形特点，在加载过程中无断裂征兆，随着加载逐渐增加，其应变线性增加。当拉伸荷载达到其破坏荷载时，单筋突然断裂，其断裂位置普遍在单筋长度1/2~1/3范围内，具有一定离散性，这与BFRP网格布制作工艺均匀性有关；另外，由于试样在制作过程中尽可能轻涂均匀薄薄一层环氧树脂胶，但是由于工艺控制有限，未能做到胶层厚度完全均匀一致，以上两点原因是产生开展6条单筋抗拉性能测试中，试验数据微动的原因，尤其以后者因素为主要原因。
2.3 BFRP-UHPC界面正拉粘结强度
图16为干粘结工艺下BFRP-UHPC界面粘结强度随网格厚度变化。可以看到，在干粘结工艺下，随着BFRP网格厚度的增加，BFRP-UHPC界面粘结强度从4.156 MPa提升至4.862 MPa，提升幅度达16.97%。这是由于当法向正应力传至UHPC内，随着BFRP网格厚度增加，BFRP弹性模量加大，BFRP自身贡献的力学抗拉强度提高，因而界面粘结应力提升。
![]()
图 16 干粘结工艺下BFRP-UHPC界面粘结强度随网格厚度变化Figure 16. Variation of interface bond strength with mesh thickness of BFRP-UHPC under dry bond process在湿粘结工艺下，随着BFRP网格厚度增加，界面粘结强度均有不同程度的下降，降低幅度分别为41.2%、48.1%和38.4%，见图17。总体上，湿粘结界面粘结强度均高于干粘结，当湿粘结锚固深度为5 mm时，此时加固效果最明显，高于干粘结界面粘结强度1.08倍。造成以上结果的原因在于当锚固深度较大时，正拉粘结应力传递深度小于锚固深度，此时正拉应力仅靠UHPC表层抗拉强度提供，而UHPC抗拉强度小于UHPC-BFRP复合材料的抗拉强度，因此界面过早破坏，反映在粘结应力数值偏小。
![]()
图 17 BFRP-UHPC干、湿粘结工艺下界面粘结强度对比Figure 17. Comparison of interfacial bond strength of BFRP-UHPC under dry and wet bond process2.4 BFRP-UHPC界面切向粘结强度
2.4.1 剥离承载力对比分析
为了考察干、湿粘结类型和湿粘结工况下随着锚固深度增加，BFRP-UHPC界面粘结性能的变化规律，开展切向剪切试验，采集应变和网格布滑移量并分析得到如下数据，见表4所示。可以看到，同一网格布厚度，湿粘结界面切向粘结性能显著高于干粘结，且在锚固深度逐渐增加过程中，界面剥离承载力呈现逐渐降低的趋势。在锚固深度为5 mm处，界面剥离承载力最大，为16.65 kN，分别高于干粘结和其他锚固深度界面104%、19%和42%；另外，随着锚固深度增加，界面剥离承载力呈非线性变化，越远离UHPC表层，界面剥离承载力损失较大，损失增长率65.62%。这是由于在锚固深度逐渐增加的过程中，BFRP-UHPC界面切向粘结剪应力，随着剪应力从BFRP自由端向着固定端传递过程中，应力逐渐增大，导致UHPC内首先产生界面微裂纹开裂。
表 4 BFRP-UHPC切向剪切试验数据值Table 4. Shear test values of BFRP-UHPCDesignation Series pu/kN τu/MPa su/mm DB 9.81 7.02 1.48 t=0.85 mm WB-5 19.88 14.23 3.00 WB-15 16.65 12.00 2.60 WB-20 14.00 11.02 2.20 h=15 mm WB0.85 16.65 12.00 2.60 WB1.16 15.35 11.06 2.40 WB1.45 16.22 11.69 2.53 Notes: pu—Interface ultimate load; τu—Interfacial adhesion strength; su—Local maximum slip value of the interface; DB—Adhesion; WB—Wet bonding; WB-a—Anchorage depth of mesh cloth under wet bonding condition; WBb—Thickness of mesh cloth under wet bonding condition; h—Anchorage depth. 湿粘结工艺同一锚固深度，随着BFRP网格布厚度增加，界面剥离承载力变化幅度总体在3%~6%，可近视认为无变化。这是由于无论哪种厚度BFRP网格布，其抗拉性能远高于UHPC基材，UHPC内部切向拉伸破坏中，UHPC为主要破坏阈值物质，因此首先产生UHPC拉断的现象，因此网格布厚度对切向粘结应力影响较小。
2.4.2 粘结区域内应变规律对比
为分析湿粘结工况下，粘结区间(0~140 mm)范围内，不同位置应变变化规律，采用了“平行取中”贴片方法。即以两片应变片数据平均值作为取用值，基于25%界面极限载荷(Pu)、60%Pu、75%Pu和95%Pu程级，采集了相应应变值，并绘制粘结区域应变分布规律图，见图18。可见，干粘结状态下切向剪应力小于湿粘结；总体上，干粘结响应较慢，湿粘结界面受力较显著；随着远离锚固端，粘结区间上应变呈现逐渐减小的变化规律，且随着锚固深度逐渐增加，切向剪应力逐渐减小，最大切向剪应力出现在锚固深度为5 mm处。因此，切向剪应力和法向拉应力在界面力学变化规律上具有正向相关性，也和上文正拉粘结试验数据变化规律相吻合。
2.4.3 粘结区域剪应力分布
考察粘结区间0~120 mm范围内剪应力分布情况，绘制不同荷载程级下，剪应力变化规律曲线图，如图19所示。
![]()
图 19 BFRP-UHPC粘结区域剪应力变化Figure 19. Shear stress change in bonding area of BFRP-UHPCP—Interface loadBFRP-UHPC粘结滑移关系是决定界面粘结性能的重要属性之一。基于切向剪切试验得到的粘结区间点位应变分布数据，通过残差计算，得到本试验的粘结滑移关系。
第
i 个应变片位置局部粘结应力τi 为τi=Eftf(εi−εi−1)Δx (1) 设应变片间距为
Δx ，则第i 个应变片处滑移值为si=Δx2(ε0+2i−1∑jεj+εi) (2) 式中：
ε0 为粘结区靠近加载端的第一个点位应变片的应变值，由于第一个位置处平行放置2个应变片，这里取2个应变片的平均值；εj(j=1,⋯,i) 为沿BFRP粘结长度方向第j 个应变片的应变值；Ef 和tf 分别为BFRP的弹性模量(MPa)和厚度(mm)；τi 为第i 个应变片位置处的BFRP-UHPC界面粘结应力(MPa)；si 为第i 个应变片位置处BFRP-UHPC之间的局部滑移量(mm)，得到干、湿粘结工况下剪应力-滑移关系曲线，见图20。![]()
图 20 BFRP-UHPC剪应力-滑移量关系曲线Figure 20. Slip-shear stress relationship curves of BFRP-UHPC从图19~图20可以看到，随着距加载端距离逐渐增大，界面粘结剪应力逐渐减小，且剪应力最大值亦随着锚固深度逐渐增加而减小。锚固深度为5 mm的界面剪应力最大值为14.23 MPa，高于锚固深度20 mm的界面剪应力29.13%；另外，从锚固深度为5 mm的剪应力分布曲线可以看到，在距加载端粘结区间起点处，当加载机仅提供10%破坏荷载时，应变片迅速发生反应，这与上文应变片变化分析结果是一致的。
同样可以发现，5 mm锚固深度对应的界面切向剪应力最大，20 mm锚固深度界面切向剪应力最小。5 mm锚固深度处产生的界面切向滑移量为3 mm，高于20 mm锚固深度36.36%，因此说明5 mm锚固深度对于预防界面较早切向剥离破坏，增强界面韧性是有利的。
2.5 BFRP-UHPC复合材料拉伸强度比
为了反映BFRP对UHPC基材的贡献，采用拉伸强度比来考察埋入BFRP网格前后，UHPC法向正拉粘结应力变化规律。拉伸强度比是复合材料较重要的参数之一[22-24]，采用下式进行计算：
ξ = fct,2fct,1 (3) 式中：
ξ 为拉伸强度比，无量纲；fct,2 为湿粘结BFRP-UHPC界面抗拉强度(MPa)；fct,1 为干粘结BFRP-UHPC界面抗拉强度(MPa)。图21为BFRP-UHPC界面拉伸强度及拉伸强度比。可知，干粘结UHPC界面粘结强度相对偏低。以干粘结外贴BFRP网格厚度最大1.45 mm的试验情况做比较，干粘结界面抗拉强度为4.862 MPa，而埋入BFRP网格的UHPC复合材料，其粘结性能均有较大的提升，最大提升幅度达到74%，拉伸强度比高达1.74，出现在锚固深度为5 mm的工况下；当BFRP网格厚度变化时，总体来说，湿粘结界面粘结强度均高于干粘结最大拉伸强度。
![]()
图 21 BFRP-UHPC界面拉伸强度及拉伸强度比Figure 21. Interfacial tensile strength and tensile-strength ratio of interface between BFRP and UHPC3. BFRP-UHPC湿粘结破坏微观机制
图22为玄武岩纤维丝在胶体中形貌。图23为玄武岩纤维丝在胶体中脱粘。可以看到，环氧树脂胶对于玄武岩纤维束的整体刚度影响显著。反映在BFRP单筋试验和BFPP-UHPC界面正拉粘结试验中，当试件施加轴向/竖向荷载后，胶体作为抗拉单元之一，首先对于基材具有保护作用，当胶体被拉断后，基材内纤维束分散，整体性受到严重破坏，轴向拉伸性能/界面正拉粘结性能加剧降低，以上分析结果对于切向剪应力试验是同样适用的；可以清楚看到，胶体与玄武岩纤维丝脱离，且胶体也遭到不同程度的拉伸破坏，导致整体性降低，以上均是造成界面粘结性能降低的主要原因之一。
钢纤维对UHPC增韧效果提升明显。尤以切向剪切试验中，当界面剥离破坏后，依然保持一定延性。图24为钢纤维丝在UHPC中形貌。可以看到，UHPC基体与钢纤维界面出现微空隙，此时界面粘结性能开始逐渐降低，当外荷载作用后内部拉应力超过UHPC抗拉强度时，如图25所示，此时UHPC基体沿着切向方向被拉断，但由于钢纤维仍具有一定锚固长度，使UHPC仍具有残余刚度和强度[25]；另外，由于试验中采用的端勾型单丝钢纤维，其抗拉强度远高于UHPC抗拉强度，UHPC破坏过程中钢纤维始终不发生断裂，且纤维端构造会与UHPC产生机械咬合力，这也是使UHPC仍具有残余刚度和强度的原因之一。
4. 结 论
为了分析玄武岩纤维增强树脂复合材料(BFRP)网格布对超高性能混凝土(UHPC)界面粘结性能影响，通过对BFRP单筋、BFRP-UHPC分别开展轴向拉伸、正拉粘结和切向剪切试验，基于BFRP干/湿粘结类型、BFRP网格厚度和BFRP锚固深度3个参数，考察了以上参数对UHPC粘结性能影响，并结合SEM微观检测方法，揭示了BFRP-UHPC界面粘结失效机制，得到以下几点结论：
(1) 锚固深度直接决定BFRP-UHPC界面破坏模式。切向粘结应力和法向粘结应力在界面变化规律上具有正向相关性。BFRP-UHPC界面湿粘结强度高于干粘结工艺水平；
(2) 随着BFRP网格布厚度逐渐增加，干、湿粘结与UHPC界面粘结应力分别呈现逐步提升和下降的相反趋势。平面层间界面是BFRP的薄弱环节，当胶体被拉断后，基材内纤维束分散后，界面粘结性能逐渐降低；
(3) 随着BFRP网格布锚固深度的增加，粘结应力呈现逐步降低的趋势。当湿粘结工艺下BFRP锚固深度为5 mm时，此时界面粘结性能最好，在界面法向和切向方向粘结应力最大值分别为1.74 MPa和14.23 MPa；
(4) 钢纤维对BFRP-UHPC界面增韧效果显著，在切向剪切试验中尤为明显。钢纤维端勾构造使UHPC损伤后仍具有残余刚度和强度。
-
![]()
图 1 玄武岩纤维增强树脂复合材料(BFRP)网格布
Figure 1. Basalt fiber reinforced polymer (BFRP) mesh cloth
![]()
图 3 湿粘结BFRP网格锚固深度(上：一侧锚固深度T为20 mm；下：另一侧锚固深度T为20 mm)
Figure 3. Anchoring depth of wet bonded BFRP mesh (Up: 20 mm anchoring depth T on one side; Down: 20 mm anchoring depth T on the other side)
![]()
图 9 切向剪切试验图
Figure 9. Single shear experimental setup
LVDT—Linear variable differential transformer
![]()
图 10 BFRP-UHPC正拉试验干粘结破坏形态
Figure 10. Failure mode of dry bond in pull-out test of BFRP-UHPC
ti (i=1,2,3)—Thicknesses of BFRP mesh cloth t1—0.85 mm; t2—1.16 mm; t3—1.45 mm
![]()
图 11 BFRP-UHPC湿粘结界面破坏形态
Figure 11. Wet bonding interface destroyed performance of BFRP-UHPC
a-b at the bottom left of the figure: a—BFRP mesh cloth has three thicknesses (1—0.85 mm; 2—1.16 mm; 3—1.45 mm); b—Three anchoring depths of BFRP mesh cloth (5—5 mm; 15—15 mm; 20—20 mm)
![]()
图 12 BFRP-UHPC切向剪切试验破坏模式(干粘结)
Figure 12. Tangential shear test failure mode of BFRP-UHPC (Dry bonding)
![]()
图 13 BFRP-UHPC切向剪切试验破坏模式(湿粘结)
Figure 13. Tangential shear test failure mode of BFRP-UHPC (Wet bonding)
![]()
图 16 干粘结工艺下BFRP-UHPC界面粘结强度随网格厚度变化
Figure 16. Variation of interface bond strength with mesh thickness of BFRP-UHPC under dry bond process
![]()
图 17 BFRP-UHPC干、湿粘结工艺下界面粘结强度对比
Figure 17. Comparison of interfacial bond strength of BFRP-UHPC under dry and wet bond process
![]()
图 19 BFRP-UHPC粘结区域剪应力变化
Figure 19. Shear stress change in bonding area of BFRP-UHPC
P—Interface load
![]()
图 20 BFRP-UHPC剪应力-滑移量关系曲线
Figure 20. Slip-shear stress relationship curves of BFRP-UHPC
![]()
图 21 BFRP-UHPC界面拉伸强度及拉伸强度比
Figure 21. Interfacial tensile strength and tensile-strength ratio of interface between BFRP and UHPC
表 1 超高性能混凝土(UHPC)配合比(相对质量比)
Table 1 Ultra-high performance concrete (UHPC) mix proportion (Relative mass ratio)
Portland cement Silica fume Water Water reducer Steel fiber Fine sand Crushed stone W/C 1 0.225 0.225 0.017 0.177 0.900 0.225 0.184 Notes: W—Water; C—Cement. 
下载: 导出CSV
表 2 UHPC力学性能
Table 2 Mechanical properties of UHPC
Item Compressive strength
/MPaElastic modulus
/GPaInitial crack strength/MPa UHPC 136 40.2 8.3
下载: 导出CSV
表 3 其他材料性能参数
Table 3 Performance parameters of other materials
Designation Tensile strength/MPa Thickness
t1, t2, t3/mmMass/
(g·m−2)Mesh size
/mmElastic modulus
/MPaElongation
/%BFRP 1848, 2887, 5377 0.85, 1.16, 1.45 200/372/582 5×5 81500, 82300, 83100 2.76, 2.88, 2.97 Colloid 38 — — — 2.4×103 — Steel colloid 30 — — — 1.2×104 —
下载: 导出CSV
表 4 BFRP-UHPC切向剪切试验数据值
Table 4 Shear test values of BFRP-UHPC
Designation Series pu/kN τu/MPa su/mm DB 9.81 7.02 1.48 t=0.85 mm WB-5 19.88 14.23 3.00 WB-15 16.65 12.00 2.60 WB-20 14.00 11.02 2.20 h=15 mm WB0.85 16.65 12.00 2.60 WB1.16 15.35 11.06 2.40 WB1.45 16.22 11.69 2.53 Notes: pu—Interface ultimate load; τu—Interfacial adhesion strength; su—Local maximum slip value of the interface; DB—Adhesion; WB—Wet bonding; WB-a—Anchorage depth of mesh cloth under wet bonding condition; WBb—Thickness of mesh cloth under wet bonding condition; h—Anchorage depth.
下载: 导出CSV
-
[1] 周傲, 李烁, 刘铁军, 等. 疏水改性玄武岩纤维增强树脂复合材料筋的力学性能及耐久性[J]. 复合材料学报, 2022, 39(11): 5228-5238. ZHOU Ao, LI Shuo, LIU Tiejun, et al. Mechanical properties and durability of hydrophobically modified basalt fiber reinforced polymer bars[J]. Acta Materiae Compositae Sinica Materials, 2022, 39(11): 5228-5238(in Chinese).
[2] 潘毅, 刘茜, 任宇, 等. 基于不同黏结材的CFRP链-混凝土界面黏结性能试验研究[J]. 土木工程学报, 2021, 54 (1): 26-37, 96. PAN Yi, LIU Qian, REN Yu, et al. Experimental study on bonding performance of CFRP chain concrete interface based on different bonding materials[J]. Journal of Civil Engineering, 2021, 54 (1): 26-37, 96(in Chinese).
[3] 连德攀, 郭广磊, 梅迎军, 等. 材料特征对新浇筑混凝土与基体混凝土界面黏结性能的影响[J]. 公路, 2022, 67(3):306-311. LIAN Depan, GUO Guanglei, MEI Yingjun, et al. Effect of material characteristics on the interfacial adhesion between newly poured concrete and matrix concrete[J]. Highway,2022,67(3):306-311(in Chinese).
[4] DESKOVIC N, TRIANTAFILLOU T, MEIER U. Innovative design of FRP combined with concrete: Short-term behavior[J]. Journal of Structural Engineering,1995,121(7):1069-1078. DOI: 10.1061/(ASCE)0733-9445(1995)121:7(1069)
[5] 张普, 高丹盈, 朱虹. FRP板-混凝土湿黏结界面性能的试验研究与数值模拟[J]. 土木工程学报, 2013, 46(2):108-113. ZHANG Pu, GAO Danying, ZHU Hong. Experimental study and numerical simulation of wet bonding interface between FRP plate and concrete[J]. Journal of Civil Engi-neering,2013,46(2):108-113(in Chinese).
[6] HULATT J, HOLLAWAY L, THORNE A. Short term testing of hybrid beam made of new material[J]. Journal of Compo-sites for Construction,2003,7(2):133-144.
[7] ZHANG P, WU G, ZHU H, et al. Mechanical performance of the wet-bond interface between FRP plates and cast-in-place concrete[J]. Journal of Composites for Construction,2014,18(6):1121-1137.
[8] ZHANG P, LIU H N, GAO D Y, et al. Shear-bond behavior of the interface between FRP profiles and concrete by the double-lap push shear method[J]. Journal of Composites for Construction,2017,21(4):963-978.
[9] 任翔, 王怡, 余兴, 等. 冻融/干湿环境影响下CFRP板-钢界面黏结性能试验[J]. 中国公路学报, 2022, 35(2): 247-258. REN Xiang, WANG Yi, YU Xing, et al. Experimental study on interfacial bonding performance of CFRP plate steel under freeze-thaw/dry wet environment[J]. Chinese Jour-nal of Highway, 2022, 35(2): 247-258(in Chinese).
[10] 张普, 朱虹, 孟少平. 混杂FRP-混凝土T形组合梁受弯性能试验研究[J]. 东南大学学报(自然科学版), 2010, 40(3): 548-553. ZHANG Pu, ZHU Hong, MENG Shaoping. Experimental study on flexural behavior of hybrid FRP concrete T-shaped composite beams[J]. Journal of Southeast University (Natural Science Edition), 2010, 40 (3): 548-553(in Chinese).
[11] 吕国栋. 桥梁湿接缝施工工艺对混凝土界面黏结力的影响研究[J]. 公路, 2020, 65(9):113-118. LYU Guodong. Study on the influence of bridge wet joint construction technology on concrete interface adhesion[J]. Highway,2020,65(9):113-118(in Chinese).
[12] CANNING L, HOLLAWAY L, THORNE A M. Aninvestigation of the composite action of an FRP/concrete prismatic beam[J]. Construction and Building Materials,1999,13(8):417-426. DOI: 10.1016/S0950-0618(99)00050-1
[13] CHOI S, GARTNER A L, ETTEN N V, et al. Durability of concrete beams externally reinforced with CFRP composites exposed to various environments[J]. Journal of Compo-sites for Construction,2012,10(10):61-71.
[14] HUANG H, WANG W, ZHAO F. Experimental study on thebond behavior at the GFRP-concrete interface under wet bonding technique[J]. Industry Construction,2013,43:192-195.
[15] ZHU H T, ZHANG Q M, TIAN X Y, et al. Analysis on effective bonding length between hybrid fiber reinforced plastics and casting-in-place concrete[C]//Proceedings of the Tenth International Symposium on Structural Engineering for Young Experts. Changsha: Hunan University Press, 2008: 766-775.
[16] WU Z, LI W, SAKUMA N. Innovative externally bonded FRP/concrete hybrid flexural members[J]. Composite Structures,2006,72(3):289-300. DOI: 10.1016/j.compstruct.2004.12.002
[17] ZHANG P, ZHU H, WU G, et al. Flexural performance of HFRP-RC composite T-beams with different interfaces[J]. Journal of Composites for Construction,2017,21(3):1956-1977.
[18] 殷雨时, 范颖芳, 徐义洪. 粗糙度对CFRP-混凝土界面剪切黏结性能的影响[J]. 建筑材料学报, 2018, 21(2):202-207. DOI: 10.3969/j.issn.1007-9629.2018.02.005 YIN Yushi, FAN Yingfang, XU Yihong. Effect of roughness on shear bond properties of CFRP concrete interface[J]. Journal of Building Materials,2018,21(2):202-207(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1007-9629.2018.02.005
[19] 殷雨时, 范颖芳, 郭馨艳. 粗糙度对FRP-混凝土界面黏结性能的影响[J]. 华南理工大学学报(自然科学版), 2019, 47(5):130-138. YIN Yushi, FAN Yingfang, GUO Xinyan. Effect of roughness on FRP concrete interface bonding performance[J]. Journal of South China University of Technology (Natural Science Edition),2019,47(5):130-138(in Chinese).
[20] 中华人民共和国交通运输部. 碳纤维片材加固混凝土结构技术规程: CECS 146: 2003[S]. 北京: 人民交通出版社, 2002. Ministry of Transport of the People's Republic of China. Technical specification for strengthening concrete structures with carbon fiber sheets: CECS 146: 2003[S]. Beijing: People's Communications Press, 2002(in Chinese).
[21] 任小明. 扫描电镜/能谱原理及特殊分析技术[M]. 北京: 化学工业出版社, 2020. REN Xiaoming. Scanning electron microscope/energy spectrum principle and special analysis technology[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2020(in Chinese).
[22] 马莹, 高磊, 张峰. 钢筋混凝土T梁HU-FRP抗剪加固试验和数值模拟[J]. 建筑材料学报, 2021, 24(5):1073-1081. MA Ying, GAO Lei, ZHANG Feng. Test and numerical simulation of shear strengthening of reinforced concrete T-beam with HU-FRP[J]. Journal of Building Materials,2021,24(5):1073-1081(in Chinese).
[23] 李晓林, 樊新波, 王建锋. 加工芳纶纳米纤维/聚乙烯醇水凝胶制备高强度复合薄膜[J]. 复合材料学报, 2021, 38(12):3986-3995. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20210205.001 LI Xiaolin, FAN Xinbo, WANG Jianfeng. Preparation of high strength composite films by processing aramid nanofibers/polyvinyl alcohol hydrogels[J]. Acta Materiae Compositae Sinica Materials,2021,38(12):3986-3995(in Chinese). DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20210205.001
[24] 江培成, 郎利辉, 邱超斌, 等. 拉伸比对2 A16铝合金板材双向拉伸性能的影响[J]. 塑性工程学报, 2022, 29(1):126-132. DOI: 10.3969/j.issn.1007-2012.2022.01.018 JIANG Peicheng, LANG Lihui, QIU Chaobin, et al. Effect of tensile ratio on biaxial tensile properties of 2 A16 aluminum alloy sheet[J]. Journal of Plastic Engineering,2022,29(1):126-132(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1007-2012.2022.01.018
[25] 刘加平, 汤金辉, 韩方玉. 现代混凝土增韧防裂原理及应用[J]. 土木工程学报, 2021, 54(10):47-54, 63. LIU Jiaping, TANG Jinhui, HAN Fangyu. Toughening and crack prevention of modern concrete: Mechanisms and applications[J]. China Civil Engineering Journal,2021,54(10):47-54, 63(in Chinese).
-
期刊类型引用(3)
1. 宋小软，李欣昊，徐宋兵，李博涵，段中剑. 尺寸效应对FRP增强水泥板与混凝土界面的粘结性能影响. 北方工业大学学报. 2025(01): 13-21 . 
百度学术
2. 柴松华，杜红秀，吴凯，黄锐，周驰词. 玄武岩纤维增强聚合物筋混凝土循环拉拔试验及预测模型. 中国塑料. 2024(04): 47-53 . 百度学术
3. 刘海燕，牛永康，刘强，李莹，贺贤玫. 不同胶粘面积钢板加气混凝土砌块粘结性能试验. 农业工程学报. 2023(23): 285-290 . 百度学术
其他类型引用(2)
-
计量
- 文章访问数: 859
- HTML全文浏览量: 498
- PDF下载量: 64
- 被引次数: 5
