混凝土界面（共8篇）
混凝土界面 篇1
摘要：从混凝土界面形成机理、结构特征着手,通过了解再生混凝土界面的复杂性,探求其作用机理及改善措施,介绍了降低水灰比、掺加活性掺合料、改善搅拌工艺等措施,以期更好地改善界面粘结性能。
关键词：再生混凝土,再生骨料,界面过渡区,改善措施
0 引言
再生混凝土技术,作为对废弃混凝土循环利用的方式,能部分或全部恢复其原有性能,形成新的建材产品。如此不但可解决部分环保问题,而且可最大限度的利用资源,符合建筑业可持续发展战略,是发展绿色生态混凝土的重要措施之一。
与天然骨料相比,再生混凝土骨料不仅棱角多,且表面往往包裹着一层砂浆,使得再生混凝土内部骨料—浆体结构更为复杂,界面数量更多,因而再生混凝土的耐久性问题相对普通混凝土更是倍加突出。
1 再生混凝土的界面结构特征
对于再生骨料混凝土,由于其骨料吸水率高,吸水速度快,表观密度、堆积密度小,压碎指针大等特点,决定了再生混凝土具有抗冻融性差,抗渗透性能差,干缩率大,抗侵蚀能力弱和抗磨抗滑性差的性质。
如果将混凝土看作粗骨料分散于砂浆连续相中形成的复合材料,则再生混凝土内部至少包括骨料—老砂浆界面和新砂浆—老砂浆界面两种界面。天然骨料和新、老砂浆以及此处所列的两种界面共同影响再生混凝土的物理力学性能和耐久性能。
1.1 普通混凝土骨料—水泥石界面过渡区的形成机理及结构特征
研究表明,骨料—水泥石界面区域存在一个充水多孔性区域,即所谓界面过渡区。界面过渡区的特征为富集着界面上定向排列的Ca(OH)2(以下简写为CH)粗大结晶。由于骨料界面处所覆盖的取向性很强、尺寸较大的CH晶体表面能低,因此与骨料表面的粘结效果很差。而表面能很高的C-S-H凝胶的数量又很少,致使界面粘结很弱。此外,由于界面过渡区为多孔区,其密实度很低,由此共同决定了骨料界面过渡区为混凝土内部的薄弱结构,直接影响混凝土的力学性能以及混凝土的耐久性等。
对界面过渡区,通常将其划为4个区,见表1。
由界面过渡区形成机理分析可知,作为混凝土的内部结构,界面过渡区主要具有以下特征:1)水泥水化产生的CH和钙矾石在界面处有取向性,且晶体比水泥浆体中的粗大。2)具有更大、更多的孔隙,且结构疏松。3)水泥浆体泌水性大,浆体中的水分向上部迁移,遇骨料后受阻,在其下部形成水膜,削弱了界面的粘结,形成过渡区的微裂缝。
1.2 再生混凝土的界面结构特征
再生粗骨料混凝土与普通混凝土相比,由于组分复杂,存在两种浆体和两种界面(见图1)。骨料与新老水泥浆体之间的界面结合的状态将直接关系到新混凝土的微观结构和耐久性能,因而其力学性能受更多种因素的影响。一方面,再生粗骨料混凝土拌合物中,再生粗骨料由于部分或全部被已硬化的“老”水泥砂浆所包裹,被认为部分可溶。再生骨料溶解释放的粒子其最大密度集中在骨料的表面,溶出的离子应该可以参与水泥的水化反应。由于靠近再生粗骨料表面的液相浓度最大,所生成的水化产物将填充在界面区毛细孔隙内,对提高界面粘结强度有利。另一方面,由于再生混凝土中新砂浆与老砂浆之间的界面过渡区存在CH晶体的富集与取向排列现象,因而为再生混凝土的最薄弱环节,直接影响到再生混凝土的物理力学性能及混凝土的耐久性。
2 改善界面过渡区措施
目前已有多种改善界面过渡区的方法,如在保证施工前提下,尽可能降低水灰比,减少用水量,提高水泥用量;掺加活性掺合料;选择合适骨料;改善搅拌工艺;预热骨料工艺等等。
2.1 降低水灰比
骨料表面附近区域吸水率大、水灰比高是过渡区薄弱的一个重要原因。混凝土的水灰比越低,界面处水灰比就越低,孔隙率也越低。而且水灰比的降低可以提高硬化水泥石的强度和弹性模量,使水泥石和骨料间弹性模量的差异减小,从而使界面处水膜厚度减小,CH晶体生长的自由空间减小。因此,降低水灰比是抑制界面过渡层形成和改善其结构的有效途径。
2.2 掺加活性掺合料
混凝土拌合物中的活性矿物掺合料(如FA,Slag,SF等)能在混凝土内部,尤其是富集的骨料和砂浆的界面过渡区与水泥水化生成的CH作用,生成C-S-H和钙矾石。如此在消耗CH的同时又产生了更多对强度和耐久性有贡献的产物(如C-S-H),有利于界面过渡区结构的优化和改善。
2.3 选用性质合适的骨料
不同性质的骨料制作的混凝土界面过渡区会有不同的性质。采用性质优良的骨料对混凝土界面过渡区结构和性能的改善也有重要意义。如果骨料吸水,则可以降低骨料周围浆体的水灰比,并因此而减小界面的不利因素。例如采用陶粒作为粗骨料制作的混凝土强度可以远高于陶粒本身的强度,就是利用了陶粒吸水的原理。有水硬活性或潜在水硬活性的骨料可在界面处参与水化反应而改善界面。
2.4 改善搅拌工艺
利用改善搅拌工艺,改善界面过渡区,从而提高混凝土的强度和耐久性,目前也已有多种方法。如,采用水泥裹砂工艺改善骨料与水泥石界面粘结强度,从而提高混凝土强度,其工艺过程是先将砂子的表面含水率调整至适当的范围,然后将砂与按配合比设计的全部水泥加入搅拌机共同搅拌,最后加入粗骨料,其余的水及减水剂搅拌成拌合物,水泥裹砂混凝土28 d抗压强度提高0%～30%。
3 结语
改善再生骨料与新浆体之间的界面粘结成为提高再生混凝土强度和耐久性的必要有效措施。可以在保证施工前提下,尽可能降低水灰比,或通过掺加活性掺合料,选择合适骨料的措施,以抑制界面薄弱层形成,改善界面过渡区结构。
改善搅拌工艺也是改善界面过渡区,提高耐久性的一种行之有效的方法。其中低水灰比净浆包裹骨料工艺和掺合料裹骨料工艺对提高界面的粘结强度有良好效应。
参考文献
[1]水中和,潘智生,朱文琪.再生骨料混凝土的微观结构特征[J].武汉理工大学学报,2003,28(12):99-102.
[2]万惠文,徐金龙,水中和,等.再生混凝土ITZ结构与性质的研究[J].武汉理工大学学报,2004,26(11):29-32.
[3]陈云钢,孙振平,肖建庄.再生混凝土界面结构特点及其改善措施[J].混凝土,2004,172(2):10-13.
[4]毛添钿,熊国繁,肖慧莎.再生混凝土的耐久性能研究[J].山西建筑,2009,35(9):164-166.
混凝土界面 篇2
老板终于怒了。
抓来设计主管：“你们是干什么吃的，为什么设计的东西这么差？！”，“商品搜索的列表页那么多信息，太乱了，根本没法看”，“商品管理页面的顶上怎么那么长的说明文字，差不多占了一整屏”。
设计主管很委屈。想哭。
(以上故事由现实篡改，下面是我跟设计主管的谈话篡改。)
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1、首先，是不是我们的设计师能力不够？
如果是，我们可以裁人，可以招更好的。设计能力一定不会成为不可解决的问题。
我完全相信绝大部分设计师的能力，只要能讲清楚需求，给他们时间并让他们真正的发挥，他们都能设计出好的东西。
(狭隘的)“设计本身”对于绝大部分设计师来说并没有什么大难度，更多的问题在于对产品和需求的理解，“如何诠释需求”要比“如何设计”更加重要。那些“国内设计师实力差，没有国外好”的说法，有点无稽。
也许很多公司都应该反省：为什么设计师自己的个人网站，很多都比他们在公司设计的东西漂亮好用？除了“商业影响”还有什么原因？就算是“商业影响”，难道就真的不能避免或者缓解吗？
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2、在产品管理者或者老板对于设计要求很“主观”的时候，我们有没有据理力争？
设计是一个有些主观的东西，无法完全定性评估。很多产品管理者或者老板对于设计有点主观， 这个一个非常正常的现象。
比如，他们可能会要求一定用他们喜欢的颜色，一定要他们喜欢的交互习惯，一定要把设置项放在页面端而不要侧边，等等。（某博客网站的老板就要求“首页一定超过8屏”，人送外号*8屏。据说最近升级了，要求必须超过10屏。）
我们需要用“好”的设计，和合理的方式方法去说服他们，而不是完全按照他们的主观喜好做设计。我相信好老板会愿意接受设计师合理合适的力争，就算不愿意改变，起码也不会反感力争的做法。（如果合理合适的力争一直会被老板反感，那这个老板不值得跟。）
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3、我们是不是在设计上真的花心思了？
咱们现在只有两个图形设计师，每个月要做近百个“专题”。对于网站本身产品的设计时间不多，往往有新功能需要设计，都是“任务来了赶紧完成，那边还有好几个专题没做呢”。而且“专题”总是比新功能需要的更紧急，因为专题一般是“甲方”在等着。
这样只把设计当成一种任务是不行的。必须提前并深入了解需求，如果只是迅速按照市场或者产品部门的要求“完成任务”，那么我们并没有做“设计”而只是“制作”。我们干脆不要叫“界面设计部”，叫“界面制作部”好了。
如果专题的需求量确实很大，我建议咱们申请招人。把“专题”的任务交给一两个专门的设计师，并慢慢形成专题模板。要有专门的人做网站界面的设计，他们不再去管“专题”得专心做网站，偶尔网站的任务没有那么多，就去做一些深入的研究，不要再抽调他们去做“专题”。
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4、只保证做出来好的“设计图”不行。还要保证好“执行”，做好“监督”。
现在这个问题对我们似乎很严重，我们设计好了一个产品，可经常最终上线的版本和我们设计的不一样。
可能产品管理者在交给工程师之前，发现了他们认为设计不合理的地方，根据自己的想法改动了；可能工程师在实现的时候，发现了技术不能解决的或者他们认为不合理的地方，直接按照他们的想法给改了… （这些改动有些可能是好的，但也有不少是有问题的。至少如果改动了需要通知我们一下，让我们知道，如果我们认为有问题可以要求改回来，或者换一个新的合理的方式。）
比如，咱们管理产品的说明，本来我们设计的是三段不超过30字，结果产品经理认为不能说清楚，改成了一百多字。没跟我们说，就上线了。
比如，有些页面前端这边做好了，交给工程师后他们在实现的时候要调整，但他们不熟悉DIV改成了用TABLE。没跟我们说，就上线了。
当然，这种情况有其他同事的问题。但我们一样有责任。
一个设计做出来之后一定要不停的跟踪，不停的PUSH。很多时候后期保证设计的完整实现比前期设计更艰难，因为牵扯到很多设计师并不擅长的沟通等问题。“设计之外”的事情往往比设计本身要花更多的精力。
也许在很多公司我们没法去有效跟踪，也根本PUSH不动。因为设计师的职位和话语权往往很低。哪怕是对于“设计”的话语权。
但，我们不能因为这个就不去做了，实在不行我们可以去和老板谈谈，请他帮忙。往往自上而下的推动会更加有效。或者如果有条件的话可以请第三方帮忙推动，比如咱们的这个事情我会找你们老板谈，既然他请我做顾问，我应该能说进去一些话。
往往都是我们认为自己“太卑微”，认为“老板根本不听我的”，就不去找他们谈这些事情。实际不是这样的，更多时候好的老板愿意听到这样的话，也愿意听取这样的意见。因为他们也不想看到好好的设计最后变成一个烂东西。
如果不去做，将来的界面有问题老板当然责怪的是我们，谁让我们是负责界面的呢。
哪怕只是名义上的“负责”，我们也没有资格告诉老板“是界面烂，不是我们的界面设计烂”。老板才不管你呢。
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5、 界面是我们的地盘，不能设计完了就不去管他。守江山比打江山更难。
很多时候产品或者市场那边可能会随时对界面有新的小需求，刚开始他们可能会认为这点小东西不应该麻烦我们设计，直接去找工程师做改动。
这个时候我们必须要告诉他们：界面是我们的地盘，改动任何地方都得经过我们，我们不怕麻烦。 退一万步说，就算很着急或者很小改动的时候不经过我们，改动的同时也要通知我们。如果我们发现有问题会提出来更好的方案。
比如，咱们的“商品搜索的列表页”最早的时候设计挺好，也原样上线了，每一项结果只有四五条信息。可后来，市场部有新需求，产品部也有新需求，运营又有新需求。他们都直接找产品经理或者让工程师去加。现在那个列表一项都快十几条信息了。用户在结果列表根本看不了那么多信息，也不需要那么多。
这样的改动我们根本都不知道，但老板看到后责怪的依然会是我们。因为这个时候一定会被认定“那是我们的地盘”。
我们需要在公司建立这样的机制，界面的改动都得经过我们，或者至少通知我们。 这种问题我们可能推动不了，但我们必须也有责任去找老板要“权利”，甚至请老板帮我们下达一些“规矩”。
不给也得要。不然我们就准备好一辈子背黑锅吧。
对于老板、同事、同行、业界的人来说，“界面烂就是界面设计烂，就是设计师烂”。
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6、除了被动“接受任务”，我们还需要主动的做一些自己的“项目”，站在设计的角度对产品和界面进行一些优化。
如果只被动的接受一些任务，我们可能永远都只是一个附属的支持部门，无法为产品真正灌输UCD思想。如果只被动的接受任务，我们的产品可能永远不会真正有设计基因。
我们需要花一些时间来立一些设计项目，站在设计的角度对产品进行优化。也可以是站在不影响产品策略的角度上。这样既可以让产品的体验得到更好的提升，也能更好的向其他同事展示设计的价值，让他们对我们更加认可。
这些事情目前可能都“没有时间没有精力”去做，但一定得挤。也可以在展示了自己能做好“任务”的同时，尝试向老板要这样的机会和时间。
不然我们可能永远都是“工具”，被动的工具。对部门不利，对产品不利，对公司不利。
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7、 当然，设计管理上我们也需要加强。每个设计师对于自身业务的了解，和对于需求的迅速理解能力，是设计的基础。如果设计师不能深入使用我们的产品，这肯定是不合格的。
可以组织设计师去参加一些产品和市场的会议，跟他们学习。 也可以请市场和产品的同时来给我们设计师做一些培训，给我们讲讲市场和业务。
这些不做，我们的思维可能总是跟不上“战略”，理解需求也是会慢半拍。甚至总是会被认为“空设计”，被认为“设计能力很差”。
那样他们就不会信任我们，很多问题也不愿意交给我们，很多事情懒得或者不屑跟我们商量，直接侵占我们的“地盘”。
谁让在大局上他们比我们更有话语权呢。
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待续…
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ps，
百度IM出来了， 有人在博客上提到了这样一些“愚蠢的设计”：
1、白鸦已经在和柴静打开聊天窗口对聊了，但只要柴静说话在好友列表上柴静的头像仍然一直在闪动。（闪动表示对方有新消息过来）
你说这是交互设计师的问题吗？ 不是。再差的设计师也不会做出这样的设计。也可以说是，设计师有责任在设计的时候说明这个交互，并跟踪实现。
2、截屏发给对方的时候，先出来一个缩略图，然后加载完成才出来大图。被很多人误会为“百度IM不能发大图”，因为加载过程有点慢，用户等不到大图就下判断了。而且本来是个缩略图突然变大了，用户也感觉不舒服，
你说这是交互设计师的问题吗？不是。因为设计师设计了缩略图上有一个“沙漏”，表示正在加载，可工程师实现不了，没管它也没告诉设计师。也可以说是，设计师有责任监督检查这个问题，如果技术真的实现不了可以给出新的改进方案。
网友评论
喝小酒的网摘- 08/03/30 8:34 AM
因为设计师设计了缩略图上有一个“沙漏”，表示正在加载，可工程师实现不了，没管它也没告诉设计师。也可以说是，设计师有责任监督检查这个问题，如果技术真的实现不了可以给出新的改进方案。
哈哈,这样的问题都有?倒是很强.
蓝带鱼- 08/03/30 9:07 AM
白Y说的我大部分同意。但出现这种情况的原因我觉得是设计师或者设计工作并没有真正融入到整个团队中去，UI设计并不仅仅是界面的美化工作，应该贯彻到整个项目当中去，相应提高设计师的地位，而不仅仅把他当作美工来使用。
正像你前面的文章所提到，截屏问题，很显然这是工作中的沟通不畅所导致，交互设计师的意图并没有真正为工程设计师所理解，要做到这一点就得让工程师明白，在交互过程中每一个细节对用户都是有意义的，当然交互设计师在进行设计师也必须遵循这个理念。如果出现程序无法实现的问题，必须经过与交互设计师的磋商才能解决。
花儿- 08/03/30 9:25 AM
开会开会。
适当增加开会的时间。
沟通到位了还会有这些问题么？！
想酷就要勤- 08/03/30 9:57 AM
下面ps所举的例子肯定是跟工程师有关系，但是也不能否认其他让人感觉不好的设计都跟工程师有关系，比如我感觉个性签名（自己的那个，显示在昵称下面）的那个颜色就不太好，跟背景有点混在一起。
raybit- 08/03/30 11:53 AM
这篇看来会比较长呀，这刚是（1）…
我觉得整体上看，就是到现阶段为止，除了少数拥有较优秀的设计类型部门的公司外，大多数公司在对于设计师、美工等等相近名次角色所应担负的职责认识的仍旧非常模糊，招的时候就模糊，用的使用也模糊。于是这样的一批人经常就只能生存在夹缝中…
对设计师的“责任”、“权利”与“义务”如果给不出好的定义，那公司、老板又何从评价设计师的功过呢？界面烂、界面设计烂，不见得就是设计师烂，至少现在的问题决对没那么简单。
白鸦提到的内容归总下就是：
1 首要的，责任上：
职责范畴定义清晰了么，是专司一职的，还是可能被众人抓来用的；
是只负责当时设计，不管最终效果的么；
2 次之的，权利上：
设计中的主导权、话语权，抑或只是建言权，是否都下放到位，让产品组内对此达成共识了
3 在此之上的，义务里：
a 是否要求应该花足够的时间明确的了解需求，并业务使用场景有足够的理
b 执行任务中，在职责范围内权限范围内的变被动为主动
c 设计构思人员对最终实现效果的跟进和监督
Raymond- 08/03/30 1:57 PM
说的好，吼出了UI设计师们的心声！
Raymond- 08/03/30 2:08 PM
有很多好的设计不得不因为程序而妥协，并不是idea不行，也不是设计能力不行，而是无法实现。
通常是A设计了一稿后，B说:这个确实实现不了，你把设计改简单点吧
于是一个很丑但可以用的设计稿诞生了……然后连设计师也被自己的设计QJ了
（A：设计师，B:程序员）
我觉得这其中有一定产品经理的责任，他是程序员和设计师的纽带和桥梁，再做交互设计之前，就应该问清除到底这个能不能实现？及早想出解决方案，而不是等出了漏子后 再亡羊补牢。
Raymond- 08/03/30 2:11 PM
产品经理或项目经理只需要多问程序员一句话： 这个东西设计出来后能实现么？
ok！
1.能，就设计！
2.不能，就别浪费大伙的时间和热情！
3.找更牛的人实现，总有牛人会实现的！
jerry- 08/03/30 2:19 PM
这篇文章真的说到我心里去了。很多问题的都真实的出现在我的公司。我想不仅是我的公司，整个个行业都存在以上谈到的七个问题。
要解决这七个问题，可能要通过公司自上而下的“革命”。老板或者其它部门该怎么做我这里不谈。就说说设计师应该怎么做：
设计师必须积极的面对与自己接口的上下游部门，说得更白了就是你要善于问，当需求方给到需求时，不应该拿到需求就开始设计。无论是口头的或是书面的，信息的传递总会出现不对称的现象。所以作为一个积极的设计，你通过与需求方的沟通透过表像了解这个项目的真正需求：这个项目的用户是谁？用户可以从这个项目得到什么？公司又从项目中得到什么？只有通过完全理解这个项目的设计意图，才能使设计师的的设计有的放矢。不要怪自己的公司制度上有缺陷，说设计没有话语权。如果你每次只是拿到需求不管不问，完成设计，等出了问题再拿到修改需求这样反复循环的话，设计就真的没有话语权了。如果你对每个项目都表现出积极的态度，投入更多的关注的话，需求方有设计需求时会主动第一时间与你进行沟通。
这里可能一些朋友说，我只是设计，对于每个项目都保持这么高的关注度，我不要累死了？我想说，既然是设计，就应该做到这点。如果你做不到，那就去做美工吧。
和风- 08/03/30 3:11 PM
说到底，这个问题是产品策划的问题
设计依据什么来做？
单凭设计一个人想，肯定不行
顶多，设计出几种方案
这样的情况，最好有头脑风暴来形成
蓝带鱼- 08/03/30 4:13 PM
下午没事逐条点评
1、首先，是不是我们的设计师能力不够？
我想设计师的能力是不够的，分析需求到框架设计再到界面设计最后到美术设计页面实现，拿到需求只是项目刚刚开始。我想以大部分设计师能够做好的能力是有限的，漂亮容易但是好用就难了。在框架设计中就需要web设计师程序设计一同配合搞定。
2、在产品管理者或者老板对于设计要求很“主观”的时候，我们有没有据理力争？
像界面颜色之类的与交互类的问题本着用户至上的原则，本就不应该由某个人来下定义。用户分析与可用性测试也需要图形设计师的参与。得出的结论是应该建立在数据上的，而非主观判断
3、我们是不是在设计上真的花心思了？
好设计不是赶出来的。赶出来的设计通常不是好设计。
4、只保证做出来好的“设计图”不行。还要保证好“执行”，做好“监督”。
设计最终实现的功能性测试时，设计师应该参与，并且形成表单格式的测试项目，这样才能保证每个设计细节并发现细微的问题。
5、 界面是我们的地盘，不能设计完了就不去管他。守江山比打江山更难。
牵一发而动全身，有时简单的改动会牵扯到整个流程的被颠覆，交互样式的混乱，做事要谋定而后动。这是团队中要强调的事情，不能到整个项目面目全非的时候再找责任。
6、除了被动“接受任务”，我们还需要主动的做一些自己的“项目”
这个对设计师的要求比较高，多个设计师组成的团队可以一试
7、 当然，设计管理上我们也需要加强
真正好的商业设计师关心的不仅仅是设计本身~
XXX- 08/03/30 7:48 PM
看了以后觉得说，不是有你吗？不是有交互设计顾问吗？出现各部门随意改动产品的问题，是为什么？
如果交互设计师做足了功课，拿出用户研究报告和交互设计策略，按流程走，怎么会出现这样的情况呢？
怎么感觉你像是完全不明白交互设计顾问该做什么工作一样啊？
或许你是在教界面设计师该怎么做？
产品做的这么糟糕是因为那时候你并没有去做顾问吗？
交互设计师是干什么的？正是因为各部门都坚持自己的想法，都考虑的不周全，才叫交互顾问来用科学的方法评测一套合理的方案的。
你让设计师站起来争取自己的利益，其他部门也都是这样做，那公司不是打起来了吗？
难道你觉得界面设计师的方案就是最好的？他们是学设计的。不是学用户研究和交互的！！！
合理的方案，应该出自交互设计师之手，而不是让其他各个部门都跳起来，找老板去说理。
真不理解，你居然还做了交互顾问这么久。
XXX- 08/03/30 8:08 PM
你纯粹站在“界面设计师的方案是最好的”这个立场上，这简直太不可思意了！！！
高层BOSS，市场运营，技术支持，界面设计，等等任何一方对产品的意见都是不全面的。
而交互设计师要根据这四方面的意见，和用户研究实验，利用科学的方法，去寻找出合理的方案。
请不要再高谈什么“界面设计师都站起来反抗”的论调，在这里忽悠人了。
许多人都把你的意见当主要参考思想，这太可怕了！
如果你指的是一个没有交互设计师的公司，那么你应该建议的是：去请个交互设计师来。而不是在公司内部发生战争。
来自：uicom.net/blog/?p=729
★ Android4.0界面设计原则交互设计
★ 交互设计面试自我介绍
★ 可用性经验准则交互设计
★ 研究技术VS研究设计交互设计
★ 思考：如何提高交互设计水平？交互设计
★ 平台建设浅谈产品设计交互设计
★ 什么时候开始界面规范交互设计
★ 关于“照片打分“的游戏设计交互设计
★ 体验也讲究拒绝交互设计
FRP-混凝土界面的剥离分析 篇3
纤维增强复合材料(FRP)片材，由于其优异的力学性能和施工的便捷性而受到国内外土木建筑领域的高度关注，并得到了迅速的推广和应用。外贴FRP加固技术以其施工简单、迅速、方便;附加重量小、强度高;不减少结构净空等诸多优点而倍加引人注目[1]。FRP加固结构通过FRP与混凝土界面间的粘结应力，实现FRP与混凝土之间的荷载传递，从而使这两种材料组合在一起共同工作。众多试验研究表明大量的FRP加固混凝土构件往往由于界面剥离而发生破坏，因此FRP与混凝土之间具有良好的粘结是保证FRP与混凝土共同受力变形的基本前提，是外粘FRP加固成功的保证。界面剥离破坏属于脆性破坏，破坏前没有明显的预兆，破坏时FRP的应变还处于较低水平，FRP的强度没有得到充分的发挥，不但造成了材料的浪费，更严重的是使加固的可靠性大大降低。为此，各国学者都对FRP-混凝土界面剥离破坏进行了大量的研究和分析。
1 FRP-混凝土界面剥离破坏的类型
界面剥离破坏，以脆性破坏和承载力低为主要特征，国内外学者根据剥离发生的位置，将其分为三种类型:张开型断裂模式(Ⅰ型剥离模式);滑开型断裂模式(Ⅱ型剥离模式)和Ⅰ-Ⅱ复合型断裂模式(Ⅰ-Ⅱ复合型剥离模式)。
张开型断裂模式(Ⅰ型剥离破坏):拉应力与裂纹扩展面垂直，裂缝沿着作用力方向张开，沿着裂纹面的方向往前扩展。片端剥离破坏，裂缝始于FRP片端，在FRP-混凝土界面处，裂缝两侧存在竖向相对位移，导致界面的断裂剥离破坏，类似于张开型断裂模式，故属于Ⅰ型剥离破坏。
滑开型断裂模式(Ⅱ型剥离破坏):在切应力的作用下，裂纹开始扩展，切应力方向与裂纹面平行，与裂纹线垂直，裂纹沿着裂纹面的方向平行滑开扩展。梁的弯曲主裂缝在跨中加载点附近，此裂缝两侧只有水平相对位移，没有竖向相对位移，梁纯弯段的剥离破坏，剥离裂缝开始于弯曲主裂缝处，向片端方向水平扩展，与滑开型断裂模式类似，故属于Ⅱ型剥离破坏。
Ⅰ-Ⅱ复合型断裂模式(Ⅰ-Ⅱ复合型剥离破坏):在竖向拉应力和水平切应力的共同作用下，裂纹向靠近片端的一侧水平扩展，既有竖向的张开作用，又有水平的错动趋势。跨中弯剪裂缝，既有水平相对位移，又有竖向相对位移，裂缝在水平荷载和竖向荷载的共同作用下，向靠近片端的一侧水平扩展，故跨中弯剪段的玻璃破坏，与Ⅰ-Ⅱ复合型断裂模式类似，属于Ⅰ-Ⅱ复合型剥离破坏。
2 FRP混凝土界面玻璃破坏的影响因素
2.1 FRP粘结长度的影响
采用文献[4]中的实验装置，测量梁段x=L处的位移，不仅包括了由于FRP-混凝土界面滑移导致的位移，还考虑了FRP板未剥离部分弹性变形对位移的影响。其中LP1、LP2、LP3、LP4代表不同的FRP片材胶结长度，分别为100 mm,145 mm,190 mm,240 mm[3～5]。图1表示了实验研究得出的荷载与x=L处的胶结滑移的关系曲线。
首先，对任意一根实验梁，例如LP4的剥离过程进行分析，可以看出:起初，随着荷载的增加，滑移量接近线性增加;当荷载达到3.5 k N时，微裂纹出现，初始剥离开始;随着荷载的继续增加，滑移量出现明显增加趋势;当荷载达到4.9 k N时，荷载-滑移曲线出现一个平台，此时荷载基本保持不变，滑移量持续增加，直至最终发生剥离破坏。同时，对比LP1、LP2、LP3、LP4梁的剥离过程可以发现，当荷载达到3.6 k N左右时，初始剥离开始，当荷载达到5.5kN左右时，平台出现，且平台出现时，x=L处的位移在0.2 mm左右。
对比实验研究和理论分析[2]的结果，可以发现，实验研究的破坏过程和理论分析中得出的结果基本吻合。同时，实验研究反映了不同胶结长度对剥离过程的影响，初始阶段，不同曲线的斜率类似，初始剥离发生后，滑移量都明显增加，所有曲线在极限破坏前都会出现一个平台，但平台长度随着胶结长度的增加而增加。因此，FRP片材的胶结长度是影响极限承载力的一个重要因素。
2.2 粘结层厚度的影响
选择不同的粘结层厚度来分析粘结层厚度对FRP-混凝土界面性能的影响。在相同荷载P=4.0kN作用下，FRP-混凝土界面的三种不同粘结层厚度的剪应力分布如图2所示。由图2可以看出，FRP-混凝土间粘结层厚度在界面剪应力分布和剥离扩展过程中起着重要的作用。当粘结层处于最小厚度(h0=1.00mm)时，会产生一个完整的软化区。当粘结层厚度h0=2.5mm，在FRP-混凝土界面上会出现一个局部软化区(81 mm)。当粘结层厚度增加到h0=4.0mm，出现一个更小的软化区(74 mm)。图2表明，发生初始剥离后，随着粘结层厚度的增加，右端的软化区将逐渐增大，这意味着FRP-混凝土界面承载能力与粘结层厚度有关。
3 结论
本文首先对FRP-混凝土界面剥离破坏的常见类型进行了系统分析，接着探讨了FRP粘结长度对界面承载力的影响，最后又探讨了粘结层厚度对FRP-混凝土界面性能的影响。结果表明:随着胶结长度和粘结层厚度的增加，软化区长度都将增加，FRP-混凝土界面的承载能力提高。
摘要：本文简单介绍了FRP及其在土木工程中的应用,重点分析了FRP-混凝土界面的剥离现象,首先回顾了剥离破坏的几种常见类型,接着分析了界面的受力情况和剥离破坏的原因,最后探讨了FRP粘结长度和粘结层厚度对剥离破坏的影响。
关键词：FRP,界面剥离分析,粘结长度,粘结层厚度
参考文献
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新老混凝土界面粘结性能评价方法 篇4
关键词：新老混凝土,界面粗糙度法,力学试验方法,断裂试验方法,耐久性试验方法,微观分析法
传统的钢筋混凝土结构经过长期的运行, 随着人为和环境的作用, 往往发生碳化、碱-集料反应、冻融破坏和侵蚀破坏, 以及设计缺陷和使用功能改变导致的钢筋锈蚀、混凝土开裂和变形过大等问题, 严重影响了建筑物的正常使用。对老混凝土结构修补加固质量的好坏决定着混凝土结构的正常使用和安全, 而新老混凝土之间的界面粘结性能是影响新老混凝土工作性能的关键, 因此需要通过准确、有效的方法对新老混凝土的界面粘结性能进行评价。
1 界面粗糙度评定方法
老混凝土表面状况是影响新老混凝土粘结效果的重要因素, 新老混凝土结合前需要对老混凝土表面进行粗糙处理, 对老混凝土表面的粗糙程度进行评定是评估新老混凝土界面粘结性能的有效方法。对老混凝土表面粗糙度的评定方法有灌砂法、硅粉堆落法、触针法、分数维法以及外露骨料的百分数法[1]。
灌砂法是通过测量灌砂平均深度评估粘结面粗糙度的方法。先将老混凝土粘结面围起, 然后用标准砂填充处理过的凸凹面, 以凸起的最高点为标准砂填充最高点, 然后用量筒测量砂的体积, 计算其灌砂深度。灌砂深度反映老混凝土粘结面的粗糙程度, 灌砂深度值越大, 表明粘结面的粗糙程度越大。
硅粉堆落法是通过将硅粉颗粒自然堆落于老混凝土粘结面上, 粘结面上堆落的圆形半径称为粗糙度指数, 粗糙度指数越高, 则粘结面越光滑。
触针法是将粗糙度测定仪沿粘结面边长方向走出一组凸凹曲线, 通过每条凸凹上最高点的直线与凸凹曲线形成面积Ai, Ai与凸凹线间距ai相乘, 得到体积
分数维法是几何分形理论在粘结面粗糙度评定中的具体应用。分数维法是采用分维仪沿表面某方向移动测得若干条平行的垂直剖面迹线, 然后利用分数维理论得到线分维值, 可用分数维值定量描述粘结面的粗糙度, 是近年来岩石和混凝土研究中较先进的一种评定粗糙度方法。
外露骨料的百分数法是根据老混凝土粘结面粗骨料外露的百分比评定老混凝土粘结面粗糙度的方法。粗骨料外露的百分比越大, 表明粘结面的粗糙度越大。
2 力学试验方法
新老混凝土界面粘结性能的力学试验方法主要有界面粘结抗拉性能试验方法、界面粘结抗剪性能试验方法、界面粘结抗折性能试验方法。
2.1 界面粘结抗拉性能试验方法
界面粘结抗拉强度的大小是直接影响新老混凝土界面强弱的关键。评定抗拉强度最直接的方法为直接拉伸试验方法, 但直接拉伸试验对试验精确度要求较高, 一点的偏差会造成很大的离散[2], 因此常采用劈拉试验方法和直接拉拔试验方法。
新老混凝土界面粘结劈拉试验方法与普通混凝土劈拉试验方法相同, 可采用普通混凝土的劈裂抗拉强度计算公式[3], 即
式中, ft, a为新老混凝土界面劈裂抗拉强度;P为试件劈裂破坏荷载;A为试件劈裂面积。
拉拔试验方法采用倒T型试件[4], 如图1所示, 该方法是直接拉伸方法的改进, 使应力集中和对中偏差的影响降低到最小[5,6], 其轴心抗拉强度按式 (2) 计算:
式中, ft为界面的抗拉强度;P为破坏荷载;A为试件横截面积。
2.2 界面粘结抗剪性能试验
剪切滑移破坏是新老混凝土界面主要的破坏形式之一, 测量新老混凝土界面剪应力的试件形式如图2所示, 包括L型试件、Z型试件以及双剪试件等[7,8,9]。界面粘结抗剪强度按式 (3) 计算:
式中, fs为界面粘结抗剪强度;P为破坏荷载;A为试件的粘结面面积。对于双剪试件, A为两个粘结面面积之和。
2.3 界面粘结抗折性能试验
在主要承受弯拉应力的混凝土修补结构中, 新老混凝土的界面粘结抗折性能起着极其重要的作用。新老混凝土粘结抗折性能可依据普通混凝土抗折试验方法计算[3], 界面粘结抗折强度按式 (4) 计算:
式中, ff为界面粘结抗折强度;P为破坏荷载;l为支座间距;b为试件截面宽度;h为试件截面高度。
3 断裂试验方法
新老混凝土之间的粘结面是结构的薄弱环节, 其上的微裂缝发展和失稳已成为结构安全性和耐久性的主要控制参数。混凝土断裂力学方法可以有效地监控粘结面裂纹的起裂和失稳全过程, 是揭示新老混凝土粘结机理和监控裂缝失稳的有力判据。
3.1 T型切口复合梁试验
T型切口复合梁试验, 最早是由美国加州大学的Charalambides等人[10]提出的, 该方法考虑无缝层间的应变能, 忽略复合梁切口处的能量, 建立了双层复合梁的应变能解析式。台湾大学的C. H. Hsueh等学者[11]提出了四点弯曲T型切口复合梁能量释放率的闭合解析公式:
式中, M为复合梁跨中弯矩;b是梁的宽度;ti为第i层材料的厚度;Ei为第i层材料的弹性模量;n为总层数;m为修复材料的层数。注意的是图3中层1被假设为线弹性材料, 如果修补层材料开裂后, 系统逐渐进入塑性阶段, 式 (5) ～式 (8) 将不能用来计算界面的能量释放率。此时, 可采用T型切口梁的峰值荷载前P-δ曲线面积来评价该系统的耗能能力。
3.2 带切口的双面直剪试验
高丹盈等人[1]采用带切口的双面直剪试验评价新老混凝土粘结面的II型断裂机理, 试件型式如图4所示, II型断裂韧度采用式 (9) 计算:
式中, Q为最大剪力;W为试件断面高度;B为试件厚度;a为裂缝切口深度。
4 耐久性试验方法
新老混凝土耐久性试验方法可采用普通混凝土耐久性试验方法[12], 包括抗冻试验、抗水渗透试验、抗氯离子渗透试验、收缩试验、早期抗裂试验、碳化试验、疲劳试验、抗硫酸盐侵蚀试验等。
5 微观分析法
新老混凝土粘结的成败取决于新老混凝土界面的微观结构和力学特性, 可通过微观分析法研究其界面微观结构和粘结机理。微观分析法从微观角度能有效地揭示粘结面的微观本质, 更科学合理地预测界面粘结力的作用机制。微观分析方法有电测法、扫描电镜法、能谱分析、扫描电子显微镜、电子散斑干涉法、光弹贴片法等。可根据研究目的、工程应用选用适合的微观分析方法。
6 结论
混凝土界面 篇5
从工程应用的角度上讲, 阻尼是描述工程结构如何将广义振动的能量转换成可以耗损的能量的术语, 是振动结构能量耗散的各种因素的总称。混凝土是一种弹塑性材料, 其基本组成为胶凝材料 (如水泥) 、水、砂子和石子, 另外还常加入适量的掺合料和外加剂, 它至少包含7个相, 即粗骨料、细骨料、未水化水泥颗粒、水泥凝胶、凝胶孔、毛细管孔和引进的气孔。当混凝土材料受到振动时, 内部质点之间, 甚至相之间产生摩擦和振动, 振动能与内部孔壁发生摩擦等, 使振动能被衰减, 这些都是混凝土产生阻尼的原因。
混凝土材料是土木工程中的主要材料, 良好减振性能 (高阻尼) 的混凝土, 可较好地缓解偶然荷载、风载、海浪、地震等对建筑物引起的危害, 可增强建筑结构的可靠性和舒适性[1], 近年来它的研究内容正在发生重大转变, 新型高阻尼、高强度混凝土材料的研究是当前功能材料领域的一个热点课题[2,3]。
2 混凝土界面与界面弱化的提出
众所周知, 混凝土的物理力学性能及其耐久性主要取决于水泥石、骨料及二者的界面结合性能, 而水泥石与骨料之间的界面粘结区域是混凝土的薄弱环节, 界面的结合情况对混凝土的性能有着重要影响。1962年, J Lyubimove等人[4]首先在细观级上对界面进行深入研究, 提出界面过渡区的概念。他们用显微硬度测试技术发现在靠近骨料表面处, 硬度最小, 向基体方向移动, 硬度逐渐增加, 呈梯度变化, 到100μm以后达到常数。界面过渡区内从骨料表面到水泥浆本体, 孔隙率由大到小、晶体粒子由多到少及择优性逐渐变弱等不利的梯度分布现象的叠加构成了界面薄弱区。可以推断, 骨料-水泥界面同样是影响混凝土阻尼性能的重要因素之一, 本文现就曾有试验数据的基础上对混凝土界面因素的影响机理做出一定分析。
目前主要界面研究文献主要旨于提高混凝土强度性能和耐久性能, 所以改善这一界面的组成、结构与性能, 即界面强化, 是大量研究文献的研究内容。目前改善界面区微观结构的方法主要有两种[5]:一是掺入矿物掺合料;二是从集料表面入手改变这一薄弱的区域。比如用酸碱溶液对集料表面进行处理, 用有机偶合剂或环氧树脂涂抹在集料的表面, 用矿渣作为集料。
如果减弱骨料-水泥石界面的粘结强度, 混凝土抗压强度将降低, 同时增加相之间的摩擦和振动机会, 混凝土消耗能量的能力增加, 则对提高阻尼性能有利。所以, 在不改变普通混凝土的组成成分的条件下, 笔者曾通过试验从骨料界面入手, 提出界面弱化的思想, 以期为配制高阻尼混凝土打下基础, 并研究界面粘结强度与阻尼比的关系。
3 不同类型骨料界面对阻尼比的影响机理
3.1 不同抗压强度的骨料界面机理
混凝土内各相之间的振动和摩擦是产生阻尼的主要原因之一, 骨料与水泥石之间的界面粘结区域是混凝土的薄弱环节, 骨料与水泥石的接触界面越大, 之间振动和摩擦的机会越多, 混凝土阻尼比就越大。
随着混凝土抗压强度的降低, 混凝土试件中的细骨料用量增加, 水泥用量减少, 所以混凝土的密实度降低, 骨料界面的粘结面积增大, 在外界激励下, 混凝土内产生阻尼的机会增加。试验测试结果[6]证明, 混凝土阻尼比值随抗压强度的提高而降低。
注:第*组表示在不同响应频率条件下 (即试件尺寸不同) , 以下同。
3.2 骨料表面特征的影响
界面的粘结强度很大程度上取决于骨料表面的粗糙程度, 表面越粗糙, 水泥石与骨料在界面的剪切强度越大, 同时粘结区面积越大, 当骨料从规则的几何体到毫无规则的几何体时, 界面粘结强度约提高了3倍[7]。
我们以常见的3种粗骨料:碎石、卵石和轻骨料来分析, 其中卵石的表面相对最光滑, 且呈惰性, 混凝土拌合过程中, 骨料表面易形成水膜, 阻碍水泥砂浆在骨料表面的附着, 所以界面粘结强度相对最小;碎石经过破碎加工, 其表面有新鲜的缺陷、扭折和错位以及由于“断健”而存在表面剩余键力, 有利于与水泥浆体进行化学反应形成强粘结的界面;而轻骨料粒径相对最小, 则总粘结表面积最大, 且轻骨料本身多孔, 在新拌混凝土中具有吸水和供水作用, 吸水作用使得轻集料附近处于局部低水灰比状态, 因此减少或避免了集料下部由于内分层作用而形成的“水囊”, 避免了界面处Ca (OH) 2的富集和定向排列, 提高了集料与水泥的界面粘结力, 有试验研究发现[44]:普通高强水泥混凝土界面过渡区板状Ca (OH) 2晶体量多于水泥石基体, 界面区存在Ca (OH) 2富集现象, 界面区存在较多的裂纹和孔洞;而轻集料混凝土界面区水泥水化产物的组成与基体基本相同, 不存在Ca (OH) 2晶体富集和定向排列现象, 界面区基本没有裂纹, 水泥水化产物嵌入轻集料内, 形成了水泥与轻集料“嵌套”在一起的整体结构。所以, 轻骨料与水泥石的粘结强度较前两种骨料高。界面粘结模型如图2所示。
同样, 试验数据[6]证明:在抗压强度相近的条件下, 卵石混凝土阻尼比>碎石混凝土阻尼比>轻骨料混凝土阻尼比。所以, 界面粘结强度对混凝土阻尼比有重要的影响, 阻尼比随骨料粘结强度的减小而提高, 进一步设想, 如果对各骨料的表面进行弱化处理, 阻尼比应该提高。
3.3 骨料表面涂油对阻尼比的影响机理
对粗骨料表面进行弱化处理有多种方法, 从经济角度出发, 可尝试采用在骨料表面涂抹普通机油的方法。对粗骨料涂油, 至少产生两个方面的影响:第一, 机油包裹骨料表面形成油膜, 阻碍了骨料的吸水作用, 使骨料表面更容易生成水膜, 从而阻碍了骨料与水泥石之间化合作用, 使骨料与水泥石之间的化学结合层变薄、变弱;第二, 涂油后的骨料表面变光滑, 与水泥石的机械啮合力减小。随着界面粘结强度的减小, 涂油后混凝土抗压强度下降, 骨料与水泥石之间的滑动摩擦和振动增加, 提高了混凝土消耗能量的能力。
从试验测得的数据[8]得出, 在配合比不变的情况下, 对粗骨料 (以卵石为例) 涂油后, 混凝土试件抗压强度下降, 而阻尼比明显提高, 结果验证, 界面弱化后阻尼比提高的理论是正确的。
然而弱化界面导致混凝土力学性能下降, 这与提高阻尼比形成一对矛盾, 混凝土作为土木工程中承重结构材料, 研究混凝土阻尼特性时, 必须兼顾其抗压强度和弹性模量等力学性能。试验[6]也曾选取强度相近的混凝土试件做比较, 其中粗骨料涂油试件阻尼比略高于普通试件阻尼比, 这体现了高阻尼混凝土的一定优势, 但还不够理想、明显。所以, 如何通过改变骨料界面来配制高阻尼高性能的混凝土, 将是混凝土阻尼研究以后的目标, 比如对骨料表面进行涂抹环氧树脂、沥青、固化剂、羧基丁苯胶乳等高分子材料。
4 结语
混凝土作为主要的承重结构材料, 广泛应用于各种土木工程中, 高阻尼混凝土对建筑物的防震减灾, 以及降低城市噪声污染和桥梁风振危害等方面有重要意义, 另外随着高新技术飞速发展, 在航空航天、核技术工程和高精密机床等设备安装方面, 建造有良好减振性能的混凝土基础和构件, 减少外界干扰的影响, 确保安装在混凝土上的仪器设备高精度运行, 亦具有极其重要的作用。
高阻尼混凝土材料的研究是从材料的角度出发, 通过提高结构材料的阻尼提高结构自身阻尼, 达到改善结构物的动力性能的目的, 从而有效地抵抗地震等外部冲击。骨料-水泥界面同样是影响混凝土阻尼性能的重要因素之一, 当前, 从各种角度探寻高阻尼混凝土的研究已悄然兴起, 可以相信, 这将成为未来混凝土的一个重要发展方向。
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混凝土界面 篇6
加气混凝土制品是以硅、钙为原材料,以铝粉 ( 膏) 为发气剂,经过高压蒸汽养护而成的高性能、多气孔混凝土,它具有质量轻、保温好、易加工、不燃烧等优点,可广泛用于工业与民用建筑中的墙体、楼板和屋面板[1]。针对加气混凝土制品多孔、吸水性强的特点,在进行抹灰工程之前,需要对加气混凝土墙面进行预处理,以阻止抹灰砂浆中的水分被墙面快速吸收,避免出现砂浆粘结力下降、空鼓开裂等情况[2]。
目前,针对以上情况,一些生产厂家和科研院所进行了一些研究。黄乌燕[3]通过正交试验研究了粉煤灰掺量、水胶比、浆体厚度对界面剂力学性能的影响,研制出一种加气混凝土界面剂; 福建省建科院从原材料选择和施工方法等方面入手,对加气混凝土界面剂进行了深入研究,并取得了一些成果[4,5]。鉴于现有文献对加气混凝土界面剂防水性能的研究极少,本文结合四川地区的环境气候特点,不仅对加气混凝土界面剂的力学性能和施工性能进行了深入研究,而且研究了固体憎水剂对界面剂防水性能的影响,研制出一种防水型加气混凝土界面剂。
1 试验
1. 1 原材料
( 1) 水泥: 重庆拉法基水泥厂生产的P·C 32. 5R水泥。
( 2) 粉煤灰: Ⅰ级。
( 3) 砂子: 细度为0.212 ~0.106 mm( 70 ~140目) 。
( 4) 外加剂: 由EVA、HPMC和硬脂酸钙( 粉末) 按一定比例混合而成。
1. 2 配制方法
试验时,先将各种干粉原材料称量准确,倒入水泥胶砂搅拌锅中,搅拌机慢搅1 min拌制均匀成干粉砂浆,然后再将水加入到搅拌锅中,先慢后快,均搅拌2 min,制成砂浆拌合物。
1. 3 试验方法
本试验中,界面剂的压剪粘结强度、拉伸粘结强度等性能,均参考DB51 /T 5071—2011《蒸压加气混凝土砌块墙体自保温工程技术规程》中的规定进行试验; 吸水性测试参考JC /T 1004—2006《陶瓷墙地砖填缝剂》中的试验方法进行试验。
2 试验结果及讨论
以下试验中原材料掺量均为1 t干料中该种原材料的含量,特殊说明除外。
2. 1 水泥
水泥是界面剂中主要的胶凝材料,对界面剂的力学性能指标有重要影响。在相同条件下,测试了不同水泥掺量对界面剂抗压强度和压剪粘结强度的影响,试验结果如图1和图2所示。
从图1可以看出,随着水泥掺量的增加,界面剂的抗压强度逐渐增大,水泥掺量为450 kg时,抗压强度 > 16 MPa,考虑到加气混凝土板的抗压强度为5 MPa左右,所以界面剂的抗压强度也不宜过高。
从图2可以看出,随着水泥掺量的增加,界面剂的压剪粘结强度呈增大趋势,当水泥掺量为350 kg时,界面剂7 d压剪粘结强度为0. 91 MPa,14 d则为1. 25 MPa,可满足规范要求。
综合分析图1和图2得知,界面剂中水泥掺量不宜过高,否则界面剂的抗压强度远大于加气混凝土的强度,会增加加气混凝土墙体开裂的风险,并且使界面剂成本增加。水泥掺量为300 ~ 350 kg时, 界面剂的力学性能可满足规范要求。
2. 2 EVA
EVA是界面剂中的主要外加剂之一。在界面剂中掺入适量EVA,可以改善界面剂的粘结性能、流动性和保水性等性能指标。在相同条件下,测试了不同EVA掺量对界面剂压剪粘结强度和拉伸粘结强度的影响,试验结果如图3所示。
从图3可以看出,随着EVA掺量的增加,界面剂压剪粘结强度和拉伸粘结强度均有不同程度的提高; 相比较而言,EVA掺量在5 ~ 10 kg时,界面剂粘结性能有较大程度的提高; 而掺量在10 ~ 20 kg时, 线型趋于平缓,粘结性能提高幅度较小。当EVA掺量为10 kg时,压剪粘结强度7 d和14 d分别为0. 85 MPa和1. 16 MPa,拉伸粘结强度7 d和14 d分别为0. 56 MPa和0. 81 MPa,均满足规范要求。
2. 3 HPMC
HPMC是增稠剂,可以提高砂浆的保水性。测试了不同HPMC掺量对界面剂保水性的影响,如表1所示。为了防止HPMC对砂浆的力学性能产生劣化作用,测试了HPMC对界面剂力学性能的影响,如图4和图5所示。
从表1可以看出,随着HPMC掺量的增加,界面剂的保水性逐渐趋于100% ,当HPMC掺量仅为0. 5 kg时,界面剂的保水性已有较大程度的提高,可达到92% ,超过规范中保水性 > 88% 的规定; 当掺量为1 kg时,保水性已经接近100% 。当掺量 > 1 kg时,保水性增加幅度极小,说明在掺量较小的情况下,界面剂保水性对HPMC掺量比较敏感; 掺量较大时,对界面剂保水性的影响可忽略不计。
从图4可以看出,随着HPMC掺量的增加,界面剂的抗压强度逐渐减小,当掺量为2 kg时的抗压强度为9. 1 MPa,比不掺HPMC时下降了15. 4% 。图5中,随着HPMC掺量的增加,掺量在1 kg以内时,界面剂压剪粘结强度有较大的提高,在掺量1 ~ 2 kg范围内,压剪粘结强度有所下降; 拉伸粘结强度变化范围较小,规律性不明显,但掺量在1 kg以内时,拉伸粘结强度略有提高。
由此可见,HPMC掺量在0. 5 ~ 1 kg范围内对界面剂的粘结强度有一定的提高作用,对抗压强度有一定劣化作用,但在可控范围之内。结合HPMC对界面剂保水性和力学性能影响的分析,可以确定HPMC的掺量为1 kg。
2. 4 硬脂酸钙
为了使界面剂具有良好的防水性能,在界面剂中掺入了一定量的硬脂酸钙。在相同条件下,测试了不同硬脂酸钙掺量对界面剂240 min吸水量的影响,试验结果如表2所示。
从表2可以看出,随着硬脂酸钙掺量的增加,界面剂吸水量逐渐减小,当掺量为20 kg时,240 min吸水量仅有0. 5g,基本不吸水,远低于规范要求。
界面剂上墙喷水5 min后的效果如图6和图7所示。从图6与图7的对比可以看出,防水界面剂表面喷水后,水滴在表面呈现很强的流动性,说明界面剂表面具有较强的憎水性; 而普通界面剂表面喷水后,水滴基本没有流动,很快被界面剂吸收。由此可见,防水界面剂的防水效果明显优于普通界面剂。
为了考察硬脂酸钙对界面剂的力学性能是否有劣化影响,研究了硬脂酸钙掺量对界面剂力学性能的影响,试验结果如图8和图9所示。
从图8和图9可以看出,随着硬脂酸钙掺量的增加,图中曲线变化较平缓,界面剂的粘结强度和抗压强度均无大的变化,说明硬脂酸钙在一定掺量范围内对界面剂的力学性能影响不大。通过以上分析可以确定,在一般防水要求的情况下,硬脂酸钙的适宜掺量范围为5 ~ 10 kg; 在防水要求极严的情况下, 硬脂酸钙的适宜掺量范围为15 ~ 20 kg。
3 防水界面剂配方与耐久性能
通过以上试验,得到界面剂的优化配方如表3所示。
kg/t
按照DB51 /T 5071—2011《蒸压加气混凝土砌块墙体自保温工程技术规程》规定的性能指标和试验方法,对界面剂的耐久性能进行了测试,并与规范进行了对比,试验结果如表4所示。
从表4可以看出,界面剂浸水处理后的拉伸粘结强度比未处理14 d提高了10. 6% ,界面剂经热处理、冻融循环和碱处理后的拉伸粘结强度均有一定劣化,但均高于规范规定。经第三方检测机构检测, 该界面剂各项性能指标均优于DB51 /T 5071—2011《蒸压加气混凝土砌块墙体自保温工程技术规程》中的规定,满足使用要求。
4 工程应用
4. 1 施工方法
( 1) 清除加气混凝土墙面的浮灰等杂物。
( 2) 检查砌筑灰缝是否饱满,不饱满处必须填补平整后再涂刷界面剂。
( 3) 使用手持式搅拌机拌制界面剂浆体,控制水料比为1∶4,以达到适当稠度。
( 4) 配好的浆料必须在3 h内用完,已干结的砂浆禁止使用。
( 5) 涂刷厚度较大时宜分层进行,每层涂刷1 ~ 2 mm。
( 6) 抹灰工程须在界面层涂刷24 h后进行。
4. 2 工程案例
加气混凝土防水界面剂研制成功以来,已经在华西集团职工食堂、雅安芦山龙门山庄、成都大悦城等项目中成功应用。在项目施工期间,经过跟踪调查和测试,该界面剂使用方便,现场只需加水搅拌, 无二次污染,拌合物具有良好的保水性,并且有较好的粘结性能,上墙效果优良,可以有效提高基体的抗渗性,抹灰工程质量较好,墙面无空鼓、开裂现象。
5 结论
5. 1加气混凝土专用防水界面剂施工操作简便,具有良好的保水性和力学性能,满足加气混凝土墙体的施工要求。
混凝土界面 篇7
关键词：端锚系统,碳纤维布,应变,加固,剥离
0前言
自然灾害、材料老化诸多因素都会影响建筑结构的长期使用,面临承载能力逐渐丧失或耐久性满足不了要求等问题。碳纤维布材料由于具有使用范围广、施工质量易保证、轻质高强、耐久性及弹性性能良好等优点,于20世纪80年代初期在德国和瑞士[1,2]率先用于桥梁加固并取得较好的效果后,在国际社会受到了广泛关注并大量用于结构加固中。碳纤维布加固技术在我国的研究较晚,1997年才开始,但发展相当迅速。国内外在对碳纤维布的研究及使用过程中发现,碳纤维布破坏的原因大都是早期剥离破坏[3,4,5,6],由于早期剥离破坏,碳纤维布的高强优势无法充分发挥出来。
解决碳纤维布与混凝土之间早期剥离破坏问题成为工程界和学术界致力要解决的问题。在研究过程中,学者们提出了诸多解决早期剥离破坏的方案,如对截面宽度较小的梁而言,在抗弯加固用纵向纤维条带端部附加U形纤维布是最常规的做法,该方法具有一定效果[7],但由于U形条带本身也可能剥离,这将使得剥离荷载计算变得更加复杂;钉板式锚固技术[8],即用成对的螺丝锚固沿纤维片材长度方向安装若干个压板,该方法对防止中部剥离有一定效果;波形夹具锚固技术[9],该方法用一种波形齿夹具锚固FRP片材,由于该系统的可靠锚固,能较充分地利用FRP片材的强度,但由于其锚板的特殊形状,FRP片材的抗拉强度受到了一定程度的影响;文献[10]等利用螺杆将缠绕着经环氧树脂浸润后的CFRP布的铁片锚固在混凝土构件上,该方法可延缓CFRP布的剥离,CFRP布的破坏模式为拉断,有效提高了CFRP的利用率;文献[11]提出了复合加固的方法,即在碳纤维布与混凝土黏结的基础上,再采用机械锚固(即通过射钉将碳纤维布与混凝土连接在一起)。
本文采用一种自锁式碳纤维锚固装置,即在CFRP端部采用一种特制锚板,然后将CFRP布穿过锚具上预留的孔洞,通过自锁使CFRP布与锚板协同工作,再通过化学植筋将锚具植入混凝土构件中,锚板示意图如图1(a)所示。由于锚板与混凝土的接触只有很少的孔洞,因此,对混凝土不会造成损伤,且可以避开钢筋的位置。在设计锚板时,为避免荷载作用时损伤CFRP布的碳纤维细丝,将锚板上与CFRP接触部位做成圆弧状。为实现自锁,布在锚板上的缠绕方式如图1(b)、(c)、(d)所示。本试验采用端锚加黏结相结合的形式,旨在探寻端锚对CFRP早期剥离所做的贡献,以及如CFRP剥离后,端锚能起什么样的作用。一旦确定端锚系统对CFRP加固所做贡献,即可将其用于实际工程中。
1 试验方案
1.1 试验材料
试件由混凝土、纤维片材、黏结剂及植筋组成。
混凝土:32.5级普通硅酸盐水泥;粗骨料为级配良好的河石,粒径5~31.5mm;细骨料为天然砂;水为自来水。混凝土设计强度等级为C25,水灰比0.47,砂率32%,具体配合比见表1;混凝土强度通过标准立方体试块抗压试验确定,4组试件平均实测强度为21.05MPa。
kg/m3
CFRP布:力学性能见表2。
JN-C3P结构胶:力学性能见表3。
1.2 试件设计及制作
试件均为人工搅拌混凝土浇筑完成,本试验采用受力相对较简单的双剪试验。由于传统的试验方法(在两个对称试件中间用千斤顶顶推)在加载过程中很难保证力的方向与纤维布保持平行,为改善这一问题,用预埋螺杆方式加载。即在混凝土的浇筑过程中预先在混凝土的中心位置埋设螺杆,在混凝土达到强度后,通过螺杆来加载。
考虑到锚板的要求,并参考相关混凝土试块制作要求[12],每个试件由两个尺寸为500mm×240mm×240mm的试块组成,具体见图2(a)所示。在试件设计过程中,锚板用两根直径为18mm的HRB400螺纹钢筋植入混凝土中,锚板的具体尺寸见图2(b)。在试件设计过程中,以布拉断作为控制因素,锚板及植筋本身不会发生剪坏或拉坏。
布拉断时极限承载力为:
端锚设计荷载即为布拉断时的极限荷载,忽略布与混凝土之间剪切应力及摩擦力的影响,同时考虑植筋及锚栓都仅受剪力作用,忽略由布偏心带来的弯矩。根据JGJ 145—2013《混凝土结构后锚固技术规程》,植筋剪切破坏时有VRk,s=0.5Asfstk,将植筋强度代入,则有:VRk,s=0.5Asfstk=0.5×3.14×182×540/4=68.67k N。因为是素混凝土试验,试验的目的是验算端锚所做贡献,因此,其重要性系数均取1.00,植筋的深度取120mm。锚板采用Q345钢,厚度5mm,用最小剪切面进行验算,Vban=2fνAν=2×180×35×5=63k N,其承载力也大于布拉断时提供的拉力,因此,布拉断前不会发生植筋和锚板的破坏。在试验过程中发现,布拉断时其极限应变为8000με左右,此时布上拉力为30k N左右,在这样的荷载作用下,端锚和植筋没有损耗,端锚甚至可以重复利用。
1.3 试验加载装置及测试系统
本试验采用BX120-3AA型应变片,其基本力学性能见表4,应变片在试件中的布置情况见图3。采用CML-1H型静态多功能应变仪采集各测点的相关应变及对应的荷载值,加载装置见图4。
试验过程中的加载速度和大小通过螺帽快慢及圈数控制,加载速度控制在0.1k N/s,为防止钢筋从混凝土中拔出,极限荷载控制在50k N;加载方式为分级加载,一级加载由第一根钢梁处的螺帽施加,当一级加载无法完成全部加载过程时,采用二级加载,由第二根钢梁处的螺帽施加,具体施加点如图4所示。采用CML-1H型静态多功能应变仪实时读取相应应变数据并通过电脑输出。为了研究端锚系统对整个加固系统所做的贡献,试件分为两大组,A组为无端锚试验,B组为有端锚试验。为便于试验研究,两侧混凝土上所粘布的长度及宽度有所变化,具体参数见表5。
2 试验结果及分析
2.1 试验现象及破坏特征
在加载初期阶段,两组试件的受力过程基本相似,纤维应变随荷载的施加而逐步增加,能读到应变读数的应变片较少;随着荷载的增加,CFRP的应变继续增长,测量到应变值的应变片数量增多,传力区域逐渐向自由端方向延伸,期间伴随间歇的声响。当荷载加至极限荷载的90%~95%时,有很大一声脆响,接着CFRP发生剥离。对A组试件,无论其黏结长度多少,破坏模式均为剥离;对B组试件,CFRP剥离后,构件还可继续承载,直至CFRP布断裂,其剥离荷载相较A组试件也有不同程度的提高。但由于在试件制作及加载过程中存在人为因素,B-1组试件在荷载很小时碳纤维布发生了断裂,但碳纤维布并没有剥离。产生该现象的主要原因是在试件制作过程中,由于螺杆的不对中及两侧试件并不位于同一水平面内,因此,在加载时空隙位置的纤维布上由于附加弯矩产生了很大的拉应力,从而造成试件的过早破坏。试件破坏均为脆性破坏,相对于无端锚试件而言,端锚试件的延性稍有增强。试件极限承载力及破坏特征见表5及图5。
2.2 各级荷载下CFRP的应变分布规律
通过在CFRP布上连续布置的应变片,可测得CFRP布沿黏结长度方向的应变分布规律,测试结果见图6。
将试验结果与同类试验比较发现[13],无端锚试件的应变有相似的规律,但文献[13]所测得的应变均大于本文试验结果,这可能和各自的加载方式及在试验中影响因素较多所致。但比较本试验数据发现,无端锚试件的应变远低于有端锚试件的应变。
对于无端锚试件,选取了黏结长度为100mm、150mm、200mm的三组试件进行试验,试件的破坏具有随机性,有的试件是黏结长度为150mm的破坏先于100mm,同时也有黏结长度为200mm的先于150mm的。根据公式1[14]:
本试验中的无端锚试件的黏结长度应为:
由于所选试件的长度均大于黏结长度,因此其破坏并无规律性,仅与黏布质量等有一定的关联,间接验证了黏结长度的大小。
对于有端锚的试件,选取三组试件进行试验,黏结长度分别为0、100mm、150mm,试件的破坏并无机即性,黏结长度为0的试件由于没有通过胶层与混凝土之间黏结,仅仅通过端锚与混凝土相联系,最终由于CFRP的撕裂发生破坏,破坏时CFRP有较大的应变。对于黏结长度为100mm及150mm的试件,黏结长度为100mm的试件先于黏结长度为150mm的试件发生剥离破坏,并未像无端锚试件样具有随机性。从图6可以看出,端锚的加入增大了CFRP布的传力区域,对无端锚的试件,距端部20mm时,CFRP的应变即达到高峰,而有端锚的试件,距加载端40~60mm才会达到高峰。换而言之,由于端锚的作用,CFRP的黏结长度也相应增加,不能采用传统的公式去定义带端锚系统的黏结长度。同时,黏结长度的增加,剥离荷载随之增加,对于粘结长度为100mm的试件,带端锚系统的试件发生剥离破坏是荷载为42k N,而无端锚的试件仅为31k N,黏结长度为150mm的试件即使荷载增加到42k N也未发生剥离,而无端锚的试件破坏时的荷载仅为30k N左右。发生剥离后,带端锚系统的试件可以继续承担荷载,一直到CFRP断裂。
从图6同样可以观察到,荷载较小时,端锚的贡献基本可以忽略,带端锚试件的应变与应力分布与无端锚试件基本相同,但当荷载继续增加时,具有端锚的构件应变分布长度明显长于无端锚试件,也即黏结长度有所增加。随着荷载的继续增加,无端锚的试件剥离,整个试件宣告破坏,而带端锚的试件发生剥离破坏后可以继续承担荷载,此时布上的应变趋于均匀。黏结长度为0的带端锚试件应变分布情况与黏结长度为100mm的试件剥离后相当,都比较均匀。从数值上看,带端锚试件应变破坏时的应变普遍高于无端锚试件,即端锚的加入提高了CFRP布的利用率。
图7是离加载端距离为60mm及80mm时,两种加固方式下的应变分布规律曲线。从图7可以看出,有端锚试件与无端锚试件某点的荷载-应变关系曲线基本类似,即端锚的存在并不会改变某点的应变特性,也即端锚是在不影响黏结发挥作用的情况下给CFRP的发挥提供了更大的空间。
3 结论
(1)端锚能改变试件的破坏模式,仅粘贴CFRP布的破坏模式为布的剥离,而带端锚系统的CFRP布的破坏模式为布拉断,大大提高了布的利用率,同时,端锚的加入也能提高加固试件本身的极限承载力,使试件的受力性能得到改善。
(2)端锚的加入并不改变构件某点的受力特征,无论是带端锚构件的破坏还是无端锚构件,黏结界面的破坏大多发生在界面下2~5mm的混凝土内,CFRP布上附带有一层薄混凝土,加载端部时常附带三角柱状混凝土。
(3)端锚使试件在界面黏结失效后还能继续承担荷载,直到试件发生CFRP布断裂的脆性破坏。
混凝土界面 篇8
通过试验研究,可以分析脱粘机理并定量研究影响粘结强度的几何与物理变量[3—6],也通过界面相对滑移的测试来建立粘结滑移本构关系[7,8],为加固结构计算和设计奠定基础。利用断裂力学进行分析,可以确定界面断裂能等关键的失效控制参数[4]。国外,有少量的研究对已有的模型进行评估[9,10],通过评估可以了解各模型的接近程度和误差。另外就是对界面强度或有效粘接长度进行评估[11],目前有些强度模型依赖于有效粘结长度,而另外有些强度模型不依赖与有效粘结长度。文献[11]的研究表明,各种研究对有效粘结长度在数值上还存在很大差异,因此目前对粘结强度模型在机理上仍缺乏统一认识。
对现有的5 个粘结强度模型,利用文献中的355 组单剪试验数据进行评估,同时对其中原考虑柔性胶层特性的Dai模型进行修正,再利用两种非线性回归方法对数据库给出的数据进行回归分析,对所有的模型进行分析和讨论。
1 现有部分FRP-混凝土粘结强度分析模型
现有的粘结强度模型有不下20 个,其中有些模型考虑了有效粘结长度的影响,有些模型则没有考虑这一长度。下面的评估分析中主要考虑了Cheng-Teng[12],Wu-Zhou[13]模型、Seracino[14]及Dai[15]模型对整理出的文献中的实验结果进行评估。基于完整性考虑、下面给出相应的强度模型及简单分析相关的理论依据。
1. 1 Cheng-Teng模型
Cheng-Teng[12]模型也是建立在有效粘接长度的基础上,脱粘荷载( 粘结强度) 以及FRP有效粘接长度可以由下式给出
式中,P、Lf及Le分别是脱粘荷载、FRP粘结长度和有效粘结长度,bf、tf及Ef分别是FRP的宽度、厚度与弹性模量,Fc是混凝土的棱柱压缩强度,α是考虑裂缝倾斜的缩减因子,近似取0.9。
1. 2 Wu-Zhou模型
Wu-Zhou等[13]给出了层板结构基础上的基于断裂力学理论的脱粘荷载模型,该模型不涉及有效粘结长度。给出的理论结果为
式(2)中βw与式(1b)相同,而λ'=td/tf,td=3.5mm,Σ=Ef/Ec,Gcf取0.17 N/mm。
Seracino等人[14]模型给出的脱粘荷载与FRP有效粘结长度由式(3)给出。
这里,Af是FRP横截面面积,df是垂直于混凝土表面的失效平面的厚度,对外贴( EB) 情况,取1 mm,LPe是失效平面的长度,对外贴情况取2df+ bf,$f与 δf是峰值应力和相应的滑移的估算式。
1. 4 Dai等人模型
Dai等[15]模型由式( 4) 给出脱粘荷载,以下表达式隐含了假定FRP足够长,后来尽管他们给出了有效粘结长度的表达式,但文献中仍较少采用,因此可认为与有效粘结长度无关的强度模型。
1. 5 Wu ZS等模型
Wu ZS等[16]在分析非线性断裂力学的粘接强度Holzenkmpfer[17]理论公式
并利用早期的311 组实验数据的拟合提出了如下的三参数粘结强度模型:
式中kb采用的是Lu等[8]的修正系数
2 提出模型及对已有模型的修正
2. 1 多变量非线性回归模型
通过上面几个强度模型可见,决定粘结强度的影响因素是粘结系统所涉及的几何参量包括粘贴材料FRP的宽度、厚度与粘贴长度及混凝土柱体的宽度,而界面材料的力学参数包括混凝土的压缩( 拉伸) 强度以及FRP的拉伸弹性模量。而主要参量是混凝土的压缩强度及FRP的弹性模量或单位宽度的抗拉刚度( Etf) ,主要理论依据是粘结强度的理论公式( 5a) ,而其他参数都作为次要变量对该表达式进行修正。其中一个几何参数是FRP的粘贴长度对界面强度的影响,大部分模型都是通过给出有效粘结长度的表达式来对强度模型进行修正,但是由于有效粘结长度难以测量,现有的少量实验数据也存在较大的差异,且有的甚至有相差一倍以上,具体可见文献[9]与文献[11],因此可以说对有效粘结长度无论从理论上还是实验研究方面都还没有获得统一的认识。
另外上述各模型可见,粘结强度主要影响变量之间的关系都是非线性的,且为幂指数乘积的关系,受次启发,本文根据实验结果采用非线性回归方法来拟合。其原理如下。设因变量为Y受m个独立变量X1,X2,…,Xm的影响,则它们之间非线性关系可以写成如下方程
对方程( 6) 两边取对数,可以得到如下的线性方程
对上面的可以利用已有的实验数据进行非线性回归拟合,下面给出了两种拟合方法。
2. 2 七参数回归模型
将所有的几何与材料特性参量都作为独立变量,而粘结强度的实验结果作为目标变量( 因变量) 。即将剪切试验中的参数bc,fc,bf,tf,Ef,Lf都作为独立变量,而将粘结强度P作为目标变量。拟合后可得如下的非线性关系
这里各变量保持原数据库中的单位不变,即几何量的单位为mm,fc的单位为MPa,Ef的单位为GPa,P的单位为k N。
2. 3 五参数回归方法
受经典的基于Taljsten给出的断裂力学原理给出结果的启发,将Eftf作为增强板( 布) 的刚度整体为一独立变量,并将 λ1= bf/ bc及 λ2= 2Lf/ bc及fc作为另外三个独立,仍按上述方法进行非线性拟合,得到如下的回归方程
这里,把 λ10.69和 λ20.10分别称为FRP的宽度效应系数与长度效应系数。下文将讨论这两个无量纲系数的含义及分析以上两种非线性拟合的精度。
2. 4 本文修正的模型
通过计算发现( 具体结果后面给出) ,Dai模型与其他4 个模型不同,用该模型估算的粘结强度平均值约大33% ,即界面断裂能理论值偏大,因此作者最近的工作[18]中对其进行了修正,修正后的模型只要对界面断裂能的系数修正为0. 25,且不必在强度模型前加经验系数7. 4,这样便得到( 10b) 所示的强度表达式。在本文中,利用上述长度系数再进行进一步了修正,修正后的强度表达式见( 10c) 。即修正后的界面断裂能和粘接强度模型如下
另外,对Wu-Zhou[13]模型也在其粘结强度表达式中同时乘以长度系数对其进行修正,从后面的分析中我们来看粘结强度的统计变化及修正的意义。
3 实验数据来源
在本文中收集到的试验数据来自参考文献[7,19—25]。文献[7]中应用的是原文作者Ko等的实验得出17 组数据以及文献Carlo等人的14 组数据。参考文献[19]整理了共有150 组数据,由于篇幅所限没有将原作者详细列出。其他51 组数据来自文献[19—25]。另外123 组数据来自文献[26],同时为了保持数据的有效性,将该文献中的立方体压缩强度换算成了棱柱体的抗压强度fc,即将原强度乘以0. 78后所得结果编入数据库中。这里要强调的是本文所用数据大部分与文献[16]是不同的,本文所用数据大部分来自近年来资料。由于数据库数据占据篇幅较多,下面只给出数据库的概要,见表1。
4 强度模型及修正模型的评估方法
每一个强度模型的精确性依赖于模型估算值与实验值的比较。为了描述整体的精确程度,这里借助于数学中随机变量的描述方法,将单个实验值与对应的理论预测值用变量xi来表示:
式( 11) 中Pexp,i与Pth,i分别表示粘结强度的试验值与理论值,变量xi表示它们的比值。简化分析中可认为它是一随机变量,当它的均值接近于1,标准差与变异系数越小,表示该模型的准确程度越高; 当均值大于1 表示实验值总体大于理论值,是保守的估算,而当均值小于1 表示实验值整体上要小于理论值,因此估算值偏于不安全。另外,还可进行实验值与理论值的相关性评估,相关系数越大表明总体趋势上物理变量之间线性关系也好,理论预测与实验结果相关性越强。
5 结果和讨论
5. 1 粘结强度预测统计结果
利用前面所列的粘结强度评估算法,利用matlab编程可以计算355 组数据的试验值与各个模型的预测结果及统计分析结果。利用方程式( 1 ~ 5)及式( 8) ~ 式( 10) 给出的各模型界面强度实验值与预测值的平均值、方差、变异系数列于表2,几个模型的理论值与试验值的对比还可以见图2( a) ~ 2( h) ,其中的相关系数也已在图中标出。为了便于比较,在图2( b) 中将Wu-Zhou模型与本文修正的模型的预测值和试验值的关系画在同一张图中,从图可见各点更加贴近对角线,而从表2 同样可见均值更接近与1,方差变得更小,相关系数由原理的0. 76 变成了现在的0. 83; 另外将Dai等人模型及是按方程( 10b) 给出修正模型1 计算的粘结强度由图2( d) 给出,而修正模型2 即按方程( 10c) 给出的预测值与修正模型1 的对比可以通过图2( e) 及表中的计算结果来反映,从图与表2 可见本文修正后的模型平均值更接近与1,而方差变得更小,相关系数也增大了。另外,从图2( g) 和表2 可见本文给出的七参数模型具有最好的精度。
5. 2 结果分析
从以上计算可见,在目前给出的实验数据范围内,也即较准确的模型需要同时考虑将所涉及的几何( 除混凝土柱体长度外) 与相关材料的力学参数6个作为独立变量来分析,这与文献[19]神经网络建模方法是一致的,但与之不同的是这里给出的是明确的定量关系,而神经网络模型预测不能给出明确的解析关系。另外,将本文给出的五参数模型也与实验值吻合较好,同时本文给出的FRP宽度效应系数与其他文献给出的宽度效应不同、但都可以作为考虑宽度对粘结强度的影响; 而这里给出的长度效应系数可以取代已有模型中考虑有效粘结长度情况对短粘结长度情况下的强度修正,这一点从对Wu-Zhou模型的修正及Dai模型的修正2都可以反映出来,经乘以长度效应系数 λ20.10后模型预测强度与实验值更加接近,而方差、变异系数减小,而相关系数增大,而这里不需要重新定义或者说不依赖有效粘结长度。可见这一系数尽管只是通过数据拟合得到的,但在定量计算界面粘结强度时有明确意义。
6 结论
本文利用文献中的实验数据对现有的FRP/混凝土界面几个粘结强度的5 个模型进行了评估的基础上,利用非线性回归的方法得到了七参数模型与五参数模型,引进了长度效应系数和宽度效应系数概念,对Dai模型与Wu-Zhou模型进行了修正,试验结果的统计分析可以得到一下结论:
( 1) 各模型都是根据自己的试验结果与前期的一些试验结果分析主要相关变量得出的近似结果,数据都有一定的分散性,因此仍需要更精确的模型来揭示其机理;
( 2) 本文给出的七参数非线性模型具有最高的精度,可以反映FRP粘贴长度对粘结强度的影响;
( 3) 本文给出的五参数非线性模型中给出的长度效应系数可以反映FRP粘贴长度对界面粘结强度的影响,而无需借助于有效粘结长度的概念;
( 4) 论文给出的长度效应系数可以用来修正不考虑有效粘结长度影响其他近似模型。
摘要：采用文献中的FRP-混凝土粘结单剪试验的355组试验数据,对5个界面粘结强度模型进行了分析评估;对其中的两个界面粘结强度模型进行了修正和重新评估。以剪切试验中的几何参数与粘结材料的力学性能作为自变量,以试验中得到的界面粘结强度为因变量,提出了两种不同参数为独立变量方法回归模型,得到了非线性方程,提出了长度效应系数与宽度效应系数的概念。对实验数据结果及粘结强度模型计算分析表明:理论预测与试验值有不同程度的精确性;FRP粘结长度是影响粘结强度的一个独立变量,给出的非线性模型不仅有更高的精度,且无需另外定义有效粘结长度。长度效应系数可以用来修正未考虑粘贴长度影响的近似解析模型。