新老混凝土界面粘结

新老混凝土界面粘结（通用4篇）

新老混凝土界面粘结 篇1

摘要：新老混凝土界面粘结性能是影响修补加固后新老混凝土工作性能的关键。通过介绍新老混凝土界面粘结性能的评价方法, 包括界面粗糙度法、力学试验方法、断裂试验方法、耐久性试验方法、微观分析法, 为既有混凝土结构的加固修复工程提供设计依据和理论参考。

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$\text{V}={\displaystyle \sum _{\text{i}=1}^{\text{n}}\text{A}}{}_{\text{i}}\text{a}{}_{\text{i}}$, 从而计算出粘结面凹陷平均深度表示的粘结面粗糙度为$\text{d}=\frac{\text{V}}{\text{A}}=\frac{{\displaystyle \sum _{\text{i}=1}^{\text{n}}\text{A}}{}_{\text{i}}\text{a}{}_{\text{i}}}{\text{a}\text{b}}$, 其中a、b为粘结面的长度与宽度, 利用凹陷平均深度来定量描述粘结面的粗糙度。

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

$\text{f}{}_{\text{t},\text{a}}=\frac{2\text{Ρ}}{\text{π}\text{A}}=0.637\frac{\text{Ρ}}{\text{A}}(1)$

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:

$\text{f}{}_{\text{t}}=\frac{\text{Ρ}}{\text{A}}(2)$

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:

$\text{f}{}_{\text{s}}=\frac{\text{Ρ}}{\text{A}}(3)$

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:

$\text{f}{}_{\text{f}}=\frac{\text{Ρ}\text{l}}{\text{b}\text{h}{}^2}(4)$

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:

$\text{G}=\frac{3\text{Μ}{}^2}{\text{b}{}^2}\{\frac{1}{{\displaystyle {\sum }_{\text{i}=1}^{\text{m}}\text{E}}{}_{\text{i}}\text{t}{}_{\text{i}}[6\text{h}{}_{\text{i}-1}^2+6\text{h}{}_{\text{i}-1}\text{t}{}_{\text{i}}+2\text{t}{}_{\text{i}}^2-3\text{z}{}_{\text{m}}(2\text{h}{}_{\text{i}-1}+\text{t}{}_{\text{i}})]}-\frac{1}{{\displaystyle {\sum }_{\text{i}=1}^{\text{n}}\text{E}}{}_{\text{i}}\text{t}{}_{\text{i}}[6\text{h}{}_{\text{i}-1}^2+6\text{h}{}_{\text{i}-1}\text{t}{}_{\text{i}}+2\text{t}{}_{\text{i}}^2-3\text{z}{}_{\text{n}}(\text{h}{}_{\text{i}-1}+\text{t}{}_{\text{i}})]}\}(5)$

$\begin{array}{l}\text{z}{}_{\text{n}}={\displaystyle \sum _{\text{i}=1}^{\text{n}}\text{E}}{}_{\text{i}}\text{t}{}_{\text{i}}(2\text{h}{}_{\text{i}-1}+\text{t})/2{\displaystyle \sum _{\text{i}=1}^{\text{n}}\text{E}}{}_{\text{i}}\text{t}{}_{\text{i}}(6)\\ \text{z}{}_{\text{m}}={\displaystyle \sum _{\text{i}=1}^{\text{n}}\text{E}}{}_{\text{i}}\text{t}{}_{\text{i}}(2\text{h}{}_{\text{i}-1}+\text{t})/2{\displaystyle \sum _{\text{i}=1}^{\text{m}}\text{E}}{}_{\text{i}}\text{t}{}_{\text{i}}(7)\\ \text{h}={\displaystyle \sum _{\text{j}=1}^{\text{i}}\text{t}}{}_{\text{j}}(\text{i}=1,\cdots ,\text{n})(8)\end{array}$

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:

$\begin{array}{l}\text{Κ}{}_{\mathrm{Ⅱ}\text{C}}=\frac{\text{Q}}{\text{B}\text{W}{}^{\frac{1}{2}}}\text{f}(\frac{\text{a}}{\text{w}})(9)\\ \text{f}(\frac{\text{a}}{\text{w}})=2.138-5.2(\frac{\text{a}}{\text{W}})+6.674(\frac{\text{a}}{\text{W}}){}^2-3.331(\frac{\text{a}}{\text{W}}){}^3\sqrt{1-\frac{\text{a}}{\text{w}}}(10)\end{array}$

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

本文介绍了多种评价新老混凝土界面粘结性能的方法, 包括界面粗糙度法、力学试验方法、断裂试验方法、耐久性试验方法、微观分析法, 为新老混凝土界面粘结性能的研究提供了多种评估方法, 为工程中混凝土结构补强加固提供科学的设计依据和理论参考。

新老混凝土粘结施工探讨 篇2

关于新旧混凝土的粘结机理, 具有代表性的观点是:新旧混凝土的粘结模型分为渗透层、反应层和渐变层。渗透层在老混凝土一侧, 是由老混凝土以及由界面长入老混凝土的晶体组成;反应层是物理化学变化最复杂的区域, 主要由界面剂的水化产物以及界面剂与新旧混凝土的化学反应产物组成, 该层的晶体较大, 孔洞较多, 为界面强度的决定因素;渐变层是由反应层向新混凝土的过渡层, 主要由新混凝土的水化产物组成, 但该层的晶体较新混凝土本体大, 孔洞也较多。如何有效地控制好每个透层之间的关系, 是处理好新老混凝土界面的关键。

2 旧混凝土的结合面薄弱原因分析

渗透层存在旧混凝土一侧, 由于旧混凝土的亲水性, 修补时会在旧混凝土表面形成水膜, 使结合面处新混凝土局部水灰比高于体系水灰比, 导致界面处钙矾石和氢氧化钙晶体数量增多, 形态变大, 降低了界面强度。

由于旧混凝土的阻碍, 新混凝土中的泌水和气泡积聚在旧混凝土表面, 进行物理化学变化。由于旧混凝土上有水, 使得新混凝土局部水灰比较高, 气孔和微裂缝在该区富集, 因此降低界面强度。这是物质结构化学方面的原因, 是影响新旧混凝土结合本质的内因。

界面处露出的石子、水泥石和新混凝土的界面接触与整浇混凝土中骨料与水泥浆界面接触有差别。在新混凝土中的骨料经过充分搅拌、振捣被水泥浆包裹, 新旧混凝土界面处新混凝土中的骨料经过振捣可能挤压在界面处, 使骨料与界面突出的石子、水泥石形成“点接触”, 骨料堆积在旧混凝土表面的阻塞了一部分旧混凝土表面的孔隙和凹凸不平部分, 使具有粘结性的水泥浆不能完全渗入孔隙中去, 形成“缺浆”现象, 界面处水泥浆不能充分浸润骨料和水泥石, 而新混凝土失去一部分水泥浆, 这样使得粘结界面处的新混凝土中出现空隙, 影响了新旧混凝土的粘结强度。

修补材料与旧混凝土之间存在物理化学性质差异, 由于冷热交替、冻融循环作用及新混凝土的收缩而在结合面处引起附加压力, 诱发“先天”裂缝。

通过以上原因分析知道新旧混凝土的结合面要比其他的材料界面薄弱。因此, 在新老混凝土界面修补时, 材料的选择至关重要。

3 老混凝土粘结性及处理

3.1 粗糙度处理方法

新旧混凝土结合面在不损伤骨料与旧混凝土粘结的前提下经过适当的粗糙处理, 主要是为了保证粘结面的质量和提高粘结面的强度。常用的处理方法有:人工随机凿毛法、切槽法、高压水射法、喷砂法、喷气法等。人工随机凿毛法是工程中常用的一种方法;切槽法是对新老混凝土粘结面进行粗糙度处理的一种新方法, 其优点是易于控制施工质量, 使粘结面上的粗糙度均匀性好。

3.2 处理要求

第一:除去油污灰尘等杂物;

第二:增大结合面面积, 增大机械咬合作用;

第三:加强施工质量, 结合面处的混凝土要加强振捣, 使其密实, 减少孔隙, 避免泌水和气泡的不利影响, 同时避免大骨料堆积在旧混凝土表面形成“点接触”, 也能使水泥浆更好地渗透到旧混凝土中去。

第四:加强养护以利于水泥的充分水化。

3.3 加强材料分类

常用的补强材料有水泥基材料、聚合物基材料及聚合物改性水泥基复合材料。

水泥基材料包括:主要有普通混凝土、普通砂浆、纤维增强混凝土、水泥稀浆、小坍落度密实混凝土、磷酸盐混凝土和砂浆、预置骨料混凝土、速凝水泥、喷射混凝土、收缩补偿混凝土、硅灰混凝土等。

树脂基质材料就是主要以高分子树脂材料作为胶粘剂的复合粘结材料。主要有树脂混凝土 (PC) , 有机胶粘剂等。树脂混凝土 (PC) 主要由有机胶结料, 填料和粗骨料几部分组成。

聚合物改性水泥基材料是将聚合物乳液或水溶性聚合物粉末掺入新拌水泥基材料中, 必要时另加其他各种添加剂, 可使水泥基材料的性能得到明显的改善, 简称PMC。由于多数PMC与老混凝土粘结性能好, 常常被作为老混凝土表面粘结材料。

3.4 补强材料的选择和使用

经过粗糙度处理的老混凝土表面涂刷界面剂可改善老混凝土的粘结微观结构, 提高粘结性能, 提高的幅度随界面剂种类的不同而异, 一般可达8%~60%。常用的界面剂有水泥净浆、水泥砂浆、快硬铁铝酸盐水泥浆、水泥膨浆及聚合物类界面剂等, 而水泥净浆具有经济实用的优点, 且其提高新老混凝土粘结断裂韧度效果较好, 界面剂厚度一般不超过3mm, 以0.5mm~1.5mm为宜。

3.5 施工的一般步骤

表面处理。表面处理是清除掉老混凝土结合面上所有损坏的、松动的和附着的骨料、砂浆和杂质杂物, 并使坚固的部分骨料露出表面, 构成粗糙面以提高粘结性。表面处理的方法在表面处理里面已经有详细叙述。人工凿毛法是目前我国工程中最常用的方法, 它具有施工方便、简单、快捷, 不需要任何机械设备, 易于操作, 费用较低等优点, 但是也存在对原混凝土表面产生扰动, 可能产生附加微裂缝, 不便于大面积机械化施工, 粘结力较差等缺点。在施工过程中一定要做到力度适中, 精心施工。

补材料的选择和应用。新老混凝土界面粘结材料必须是一种低收缩材料, 否则在界面层出现拉应力。其热膨胀系数及弹性模量、横向变形系数与老混凝土应尽可能地保持一致, 在温差变化及应力作用下, 材料界面不会出现应力集中, 保证界面的良好结合。混凝土界面粘结材料指能将新老混凝土接触面粘结起来, 形成统一整体的胶凝材料。常用的有水泥基材料、聚合物基材料及聚合物改性水泥基复合材料。施工中要根据工程实际情况选者合适的材料。

合料的浇筑。在混合料浇筑前, 应检查模板、支架、钢筋的正确性, 并进行验收。浇筑时, 如果是现场搅拌混合料要注意随时检验混合料均匀性和密实性, 并要取样做试块, 进行强度试验。混凝土浇筑振捣过程中, 严禁以振捣代替平仓。振捣时间以混凝土粗骨料不再显著下沉, 并开始泛浆为准, 应避免欠振或过振。注意混凝土构件的保护层厚度, 一旦发现构件钢筋、构件保护层有走位及偏差, 要及时调整。

新补混凝土的养护条件。在混凝土浇捣后, 混凝土之所以能逐渐凝结硬化, 主要是因为水泥水化作用的结果, 而水化作用则需要适当的温度和湿度条件, 因此为了保证混凝土有适宜的硬化条件, 使其强度不断增长, 必须对混凝土进行养护。其目的一是创造各种条件使水泥充分水化, 加速混凝土的硬化;二是防止混凝土成型后因暴晒、风吹、寒冷等条件而出现的不正常收缩、裂缝等破损现象。

结束语

综上所述, 新老混凝土界面的粘结施工, 一定要从影响粘结因素抓起, 在材料的选择上一定要根据建筑工程的实际情况选择最理想的材料进行施工, 从而确保新老混凝土界面达到整体效果。施工过程中严格遵照施工技术标准要求, 避免因施工不当, 造成新老混凝土结合面“先裂”等病害。

参考文献

[1]高作平.新旧砼界面连接技术.水利水运科学研究, 1998, (9) .

[2]高剑平.不同界面剂对新旧砼粘结强度影响的试验研究.哈尔滨:哈尔滨建筑大学, 1999.

新老混凝土界面粘结 篇3

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Holzenkmpfer[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。

新老混凝土界面粘结 篇4

1 试验材料

试验采用的原材料包括:1) 水泥:P.O52.5普通硅酸盐水泥;2) 细集料:细度模数2.80中砂;3) 掺合料:Ⅰ级粉煤灰;4) 正交碳/玻璃纤维编织网 (见图1, 主要参数指标见表1) ;5) 外加剂:超塑化剂FM38;6) 悬浮硅灰m硅灰∶m水=1∶1;7) 水:自来水。

试验所采用细骨料混凝土的稠度应根据实际情况进行配合比调整, 对纤维编织网增强混凝土配比时应考虑混凝土应具有早期强度高、低收缩性、与纤维编织网有较高的粘结力等方面的一些要求。试验用混凝土质量配合比见表2。

2 试验方法

2.1 预应力张拉试验装置

为了满足试验对纤维编织网施加预应力的需要, 与柳州欧维姆公司合作研制出预应力张拉设备 (见图2) , 该套预应力张拉设备包括张拉台座和张拉泵站两部分, 通过张拉泵站提供油压对反力台架上纤维编织网施加预应力, 再在工作平台上浇筑混凝土, 通过安装、调试和初次使用, 满足试验要求。

2.2 试件制作

为测试预应力纤维编织网增强混凝土薄板界面粘结性能, 按照表2中混凝土质量配合比制作了三块试验薄板, 薄板试件采用的纤维编织网布置方案如下:薄板S1:板厚20 mm, 薄板中间铺设未施加预应力未浸胶正交碳/玻璃纤维编织网, 测试经向碳纤维与混凝土粘结性能。薄板S2:板厚20 mm, 薄板中间铺设浸胶后正交碳/玻璃纤维编织网, 测试浸胶碳纤维与混凝土粘结性能。薄板S3:板厚20 mm, 薄板中间铺设未浸胶正交碳/玻璃纤维编织网, 对经向碳纤维施加2 k N预应力, 测试预应力碳纤维与混凝土粘结性能。预应力纤维编织网增强混凝土薄板制作完成后24 h拆模, 放在温度为20℃的水中养护28 d, 将其切割成140 mm×40 mm×20 mm的试件。

2.3 试验方法

传统测试材料界面粘结性能的方法是做拔出试验, 但对纤维编织网与混凝土基体间界面粘结测试, 这种直接拔出试验有几点难于控制的问题:1) 难于对纤维编织施加预应力;2) 易对露出基体的编织网的根部产生界面微观损伤;3) 与测试纤维方向垂直方向的纤维束对界面粘结的影响难于测定。为了能较真实测定纤维编织网与混凝土基体之间影响粘结性能的因素, 借鉴斯图加特大学采用从薄板试件中切取小单元的方法[2], 将增强混凝土薄板切割成140 mm×40 mm×20 mm的试件, 根据端头露出碳纤维粗纱位置, 在薄板大约中间位置切割成一个1 cm×3 mm的“颈”, 保证“颈”部有碳纤维粗纱存在[3]。切割后测试试件形状尺寸见图3。

3 试验过程与试验结果

3.1 试验过程

界面粘结试验在液压传动的万能试验机上进行, 为避免试件在夹具片间滑移, 先在测试试件上夹持部位涂上胶, 再安上夹具, 使胶上压出夹具片的内齿齿痕, 当胶体硬化后, 将试件安装在试验机上, 试验的主要参数是:试件净距离100 mm;加载速度0.3 mm/min;纤维编织网与混凝土基体间的滑移以及相应荷载的大小通过计算机采集数据。

3.2 试验结果

试验测得试件S1和S2粘结滑移对比曲线见图4;试件S1和S3粘结滑移对比曲线见图5。

4 试验分析

4.1 浸胶对界面粘结性能的影响

由图4可知, 对纤维编织网浸渍环氧树脂后, 测试试件最大抗拉负荷为1 160 N, 而未浸渍环氧树脂试件最大抗拉负荷为575 N, 浸胶后试件纤维编织网与混凝土基体间界面粘结性能好于未浸胶纤维编织网与混凝土基体间界面粘结性能。

纤维编织网与混凝土基体间的界面粘结力包括:1) 纤维编织网与混凝土基体间的化学胶结力;2) 纤维编织网与混凝土基体间的摩阻力;3) 纤维编织网与混凝土基体间的机械咬合力。纤维编织网是由一根根很细的纤维丝组成的, 未浸渍环氧树脂纤维丝中存在断头缺陷, 当承受荷载时, 外层纤维丝不能有效地把荷载传到内层核心部位纤维丝上, 从而使内外层纤维丝受力不均[4];对纤维编织网浸渍环氧树脂后, 每根纤维丝紧紧结合在一起, 提高了纤维束协同受力能力。

4.2 预应力对界面粘结性能的影响

由图5可知, 对纤维编织网施加预应力后, 测试试件最大抗拉负荷为1 105 N, 而未施加预应力试件最大抗拉负荷为730 N, 对碳纤维施加预应力后试件纤维编织网与混凝土基体间界面粘结性能好于未施加预应力纤维编织网与混凝土基体间界面粘结性能。

对非预应力试件在测试时发现, 测试试件的位移不断增加, 而所增加的荷载却较小, 纤维编织网在混凝土基体中发生拔出现象, 说明纤维编织网与混凝土基体间的粘结力不够, 对纤维编织网施加适当的预应力, 能增大纤维束内部纤维丝与混凝土基体间的接触面积, 增大两者之间的粘结力;同时对纤维编织网施加预应力后, 使混凝土基体纵向产生压缩, 其横向按泊松比发生膨胀, 对纤维编织网就会产生压应力, 从而提高了纤维编织网与混凝土基体间的界面摩阻力[5]。

4.3 简化的粘结滑移本构模型

试验发现, 在一定范围内埋长越大, 纤维编织网与混凝土基体之间的界面粘结性能越好, 越不容易发生纤维束从基体内拔出破坏, 但易在测试试件的“颈”部发生纤维束的受拉破坏, 为防止这种情况发生, 试验时纤维束与混凝土基体间的埋入长度不宜过大, 从测试试验情况可知, 纤维束埋入混凝土基体长度为2 cm~4 cm时可保证纤维束从混凝土基体中拔出。图6为对纤维编织网浸渍环氧树脂后, 对碳纤维施加2 k N预应力, 埋入长度取为4 cm的试件粘结滑移曲线。

从图6中可以看出, 纤维编织网与混凝土基体间的界面粘结滑移曲线具有的特点有:1) 粘结滑移曲线主要由上升段和下降段组成, 当粘结滑移很大时, 两者之间的界面粘结力趋向于零;2) 在承受荷载作用时, 由于纤维编织网与混凝土基体间有变形差异, 沿纤维束的表面将产生剪力, 同时在纤维束周围存在界面粘结薄弱区, 随着荷载的加大, 在界面粘结薄弱区的一定范围内会形成连续的微细裂缝, 纤维编织网与混凝土界面开始脱粘, 相应荷载称为脱粘荷载, 在此之前荷载—位移基本上呈弹性变化[6,7];3) 随着荷载和滑移的增大, 纤维编织网与混凝土界面之间会出现大量微细裂缝, 使截面刚度降低, 小于初始截面刚度。

根据试验得到的粘结滑移曲线及其特点, 可采用如图7所示简化的三线段粘结滑移的本构模型。在荷载达到峰值Pmax以前, 荷载与滑移之间为线性增长关系, Pmax对应的滑移为S0;当荷载达到峰值Pmax以后, 荷载与滑移之间为线性降低关系;当粘结滑移超过某一值S1后, 纤维编织网与混凝土粘结界面上仅有摩阻力存在, 此时剪应力值为常量, 相应荷载P0为脱粘荷载。

基于纤维编织网与混凝土基体之间粘结滑移三线段模型, 可以采取分段式方程来描述两者之间的界面粘结滑移关系:

其中, K1, K2均为直线斜率, 确定了Pmax, P0, S0和S1这4个参数就可以确定纤维编织网与混凝土基体之间粘结滑移本构方程。

5 结语

采用从大薄板中切取小单元的方法进行纤维编织网与混凝土基体界面粘结性能试验, 能较真实地反映构件在受荷过程中纤维编织网和混凝土基体之间的粘结情况。试验表明, 同未浸胶纤维编织网增强混凝土薄板相比, 对纤维编织网浸胶后, 纤维编织网和混凝土基体之间的界面粘结性能明显提高。对纤维编织网施加预应力也可提高和改善界面粘结性能。要使纤维编织网从混凝土基体中拔出而不发生拉断破坏, 需设计适当的纤维埋入长度 (2 cm~4 cm) 。根据实测粘结滑移曲线, 并结合界面粘结性能分析, 提出的简化三线段粘结滑移本构模型, 可供相关人员参考。

摘要：为研究纤维编织网与混凝土基体界面粘结性能, 配制了与纤维编织网性能相适应的高性能混凝土, 并采用德国斯图加特大学提出的拉拔试验方法, 对纤维编织网增强混凝土薄板中纤维束与混凝土进行粘结性能试验, 试验表明, 对纤维编织网浸胶和对纤维束施加预应力后, 能明显改善混凝土与纤维编织网之间的界面粘结性能, 同时根据试验结果, 提出了简化的粘结滑移三线段本构模型。

关键词：预应力,纤维编织网,混凝土,性能

参考文献