高溫后CFRP-MOC-混凝土界面粘結特性研究

趙少偉,呂 冉,郭 蓉,王 佳

(河北工業大學土木與交通學院,天津 300401)

碳纖維增強復合材料(Carbon Fiber Reinforced Plastic,CFRP)具有施工方便、強度高、自重輕、耐久性好等優點,已被廣泛應用于建筑結構加固領域[1-2],目前該加固技術最常見的配套膠黏劑為環氧樹脂膠,其熱穩定性以及長期化學穩定性低于無機膠凝材料,玻璃化溫度Tg較低(一般在50～80 ℃)[3],當溫度達到玻璃化溫度后,其宏觀力學性能會急劇下降,出現粘結失效的現象,因而在露天室內高溫環境或者火災高溫輻射環境中不適宜用環氧樹脂膠做界面膠黏劑,極大地限制了CFRP加固技術的應用。

氯氧鎂無機膠凝材料(Magnesium Oxychloride Cement,MOC)具有快硬高強、耐高溫性能好的優點,與環氧樹脂膠相比,更適合高溫環境加固。為了研究高溫條件下MOC作為膠黏劑用于CFRP加固混凝土系統的可靠性,眾多學者進行了大量研究:陳忠范[4]進行了高溫下MOC粘貼CFRP布加固混凝土梁的抗彎性能試驗,結果表明,MOC具有良好的耐高溫性能,但當溫度達到300 ℃時,由于水分喪失,MOC表面會有大量裂紋產生;張國強[5]通過進行MOC粘貼CFRP布加固混凝土板高溫性能試驗發現,采取有效的防火措施可以很大程度上減少高溫時MOC強度的降低,適當增加防火涂料的厚度能夠很好地提高加固構件的抗火性能;徐明[6]進行了MOC粘貼CFRP板高溫后拉伸性能試驗研究,試驗結果表明,25 ℃時,MOC粘貼CFRP板的抗拉強度與環氧樹脂膠粘貼CFRP板相當,當溫度到達300 ℃時,MOC粘貼CFRP板的抗拉強度仍可以達到25 ℃時抗拉強度的70%左右。以上研究證明了高溫環境下采用MOC作為膠黏劑用于CFRP加固混凝土系統是可行的?？傮w來看,有關MOC作膠黏劑的研究多集中在高溫下加固構件承載能力方面,并沒有從界面的粘結性能方面進行深入研究,不利于MOC在加固技術上的進一步推廣,因此亟需開展以MOC為膠黏劑的CFRP-混凝土界面高溫粘結性能研究。

基于上述分析,筆者通過采用自主研發的改性MOC作為膠黏劑,對CFRP加固混凝土試件在高溫后進行了一系列單面剪切試驗;通過對高溫后CFRP-MOC-混凝土界面粘結性能演化規律分析,得到界面極限承載力、有效粘結長度隨溫度升高的變化規律;進一步建立高溫后CFRP-MOC-混凝土界面有效粘結長度模型、界面承載力模型,有效地預測高溫環境下CFRP-MOC-混凝土界面承載力,研究成果能為高溫環境下采用MOC進行CFRP加固設計提供重要的理論指導。

1 試 驗

1.1 試驗材料

試驗選用C30強度等級的混凝土,配合比見表1。該混凝土28 d立方體抗壓強度實測值為33.1 MPa。試驗所用碳纖維布為天津卡本科技集團股份有限公司生產,其相關力學性能如表2所示。

表1 混凝土配合比Table 1 The mix ratio of concrete kg/m3

表2 CFRP布力學性能Table 2 The mechanical properties of CFRP cloth

試驗采用本課題組自主研制的改性MOC,即各組分的物質的量比為nMgO∶nMgCl2∶nH2O=9∶1∶10.85,羥基乙酸摻量2%、硼酸鎂晶須摻量2%。圖1為不同溫度處理后MOC的力學性能變化曲線。當溫度低于300 ℃時,MOC力學性能保持較好,當溫度達到400 ℃時,MOC強度及模量快速下降,說明經過高溫作用后,MOC內部主要強度相發生轉變,同時MOC中的水化結晶相受到高溫作用開始脫水分解,晶體結構遭到破壞,這一現象是不可逆的,從而使得MOC的相關力學性能下降越來越快。

圖1 不同溫度處理后MOC力學性能Fig.1 The mechanical properties of MOC under different temperatures

1.2 試件設計

試驗采用單面剪切試件,混凝土試塊長寬高均為150 mm×150 mm×300 mm。CFRP布粘結區長度為200 mm,在混凝土試塊靠近加載端處預留40 mm的非粘結區,防止靠近加載端處的混凝土發生劈裂,試件示意如圖2所示。

圖2 單剪試件示意圖Fig.2 The schematic diagram of single shear specimen

相關研究[4,7-9]表明,當溫度達到500 ℃時,MOC膠體已基本失效,混凝土強度顯著下降,因此本次單剪試驗設定的升溫范圍為100～500 ℃,升溫速度為3 ℃/min,到達目標溫度后恒溫3 h。為防止混凝土試塊因含水率過高在高溫爐中發生爆炸,在試塊進行高溫處理前,先將其放置于烘箱中105 ℃烘干24 h。單剪試件在25 ℃條件下放置3 d,進行CFRP布-混凝土界面單面剪切試驗。

試驗設計共考慮兩個影響因子:溫度分別為25 ℃(室溫)、100 ℃、200 ℃、300 ℃、400 ℃和500 ℃;CFRP布寬度分別為50 mm、75 mm、100 mm。單剪試驗設計分組如表3所示,分為8組,每組3個平行試塊。

表3 單剪試驗方案設計Table 3 The design scheme of single shear test

1.3 加載裝置及測量方案

加載裝置如圖3所示。采用三思UTM4204型電子萬能試驗機進行位移控制的加載,加載速度為5 mm/min。通過設計的固定裝置,用上下兩塊鋼板夾緊固定試塊,通過下底板的連接件將裝置與試驗機固定。

圖3 加載裝置Fig.3 The loading device

為了測得CFRP應變,在CFRP表面每間隔30 mm粘貼一電阻應變片(規格為5 mm×3 mm),應變片位置如圖2所示。應變片在試件高溫處理后靜置至25 ℃條件下粘貼。采用YWD-100型位移傳感器測量CFRP布與混凝土的相對滑移,在混凝土試塊表面和上夾具之間放置型號為BHR-4的壓力傳感器,用于測量荷載數據。所有數據均采用DH3816N靜態應變測試儀進行采集。

2 試驗結果與分析

2.1 荷載-滑移曲線

通過拉拔端位移傳感器與壓力傳感器分別采集各剪切試件在加荷過程中的界面滑移與荷載數據,得到在溫度、CFRP布寬度影響下CFRP-混凝土界面荷載-滑移曲線,如圖4所示。

圖4 不同參數影響下加載端荷載-滑移關系曲線Fig.4 The load-slip relationship curves of loading end under different parameters

由圖4(a)可知,試件在CFRP布寬度為50 mm時,隨著溫度的升高,曲線的初始斜率和峰值荷載均減小,說明試件的整體界面剛度和極限承載力均隨處理溫度的升高而降低。這是由于高溫處理后,MOC內部主要強度相發生轉變,強度大幅降低。由圖4(b)可知,在處理溫度為100 ℃時,隨著CFRP布寬度的增加,曲線的斜率和峰值荷載均增大,即試件的界面整體剛度和極限承載力均有所提高。這是因為隨著CFRP布寬度的增加,粘貼面積也在不斷增大,因此CFRP加固混凝土的極限承載力也在增大。

2.2 應變分布規律

通過CFRP布表面粘貼的應變片與拉拔端壓力傳感器分別采集各剪切試件在加荷過程中的CFRP布應變與荷載數據,得到各級荷載下CFRP布的應變分布情況如圖5所示。

圖5 各級荷載下CFRP布的應變分布Fig.5 The strain distributions of CFRP cloth under various loads

由圖5(a)～(f)對比可知,隨著溫度的增加,CFRP最大應變不斷減小。一方面是由于隨著溫度的增加,應力傳遞區域的長度變短,能夠承受荷載的面積減少,使得試件界面承載力降低,CFRP最大應變減少;另一方面,界面膠體的強度隨溫度升高逐漸降低,同樣長度的界面承受的荷載降低了,CFRP最大應變也就降低了。

由圖5(b)、(g)、(h)對比可知,隨著CFRP布寬度的增加,CFRP最大應變不斷增大。這主要是由于CFRP布寬度的增加使得界面粘結面積增大,界面能夠提供的承載能力增強,CFRP最大應變隨之增大;但是當CFRP布寬度發生變化時,應力傳遞區域的長度基本保持不變。

3 高溫后CFRP-MOC-混凝土界面有效粘結長度模型

3.1 有效粘結長度

為了更好地分析高溫處理后有效粘結長度的變化規律,采用M.Mali-Ahmadl等[11]提出的退化公式(1)對應變分布曲線進行擬合。

(1)

式中:ε(x)為距加載端x處的應變值;ε0、x0、A、B為擬合相關參數。

取圖5中界面最大應變對應曲線進行擬合,此時應力傳遞區域已經趨于穩定。參考劉生瑋[12]對有效粘結長度的取值定義,取應變分布曲線上最大應變的2%～98%時的粘結長度作為有效粘結長度。通過對各試件有效粘結長度值進行整理,可得到界面有效粘結長度隨溫度、CFRP布寬度的變化規律,如圖6所示。

圖6 溫度、CFRP布寬度對有效粘結長度的影響Fig.6 The influence of temperature and CFRP width on the effective bond length

由圖6(a)可以看出,隨著溫度的升高,有效粘結長度不斷減小。這是因為隨著溫度的升高,作為膠黏劑的MOC性能發生劣化,抗拉強度和剪切強度逐漸減小。由圖6(b)可以看出,隨著CFRP布寬度的變化,有效粘結長度值的浮動很小,可認為CFRP布的寬度不會引起有效粘結長度的變化。

3.2 高溫后的有效粘結長度模型

由于本試驗的界面破壞形式與CFRP-鋼的相同,界面失效多發生在強度略顯薄弱的粘結膠層,界面粘結長度的影響因素及變化規律相同,因此選擇以《纖維增強復合材料加固修復鋼結構技術規程》[13]中的有效粘結長度模型為基礎對高溫后的有效粘結長度模型進行修正,《纖維增強復合材料加固修復鋼結構技術規程》(YB/T 4558—2016)中模型如式(2)所示。

(2)

式中:ft,a為膠體的抗拉強度;Ea為膠體的彈性模量;Ef為CFRP布的彈性模量;tf為CFRP布的厚度;ta為膠層厚度。

由于本試驗與基礎模型之間存在著膠體和界面材性的差異,需要引入修正系數A來消除這種影響。筆者以25 ℃時CFRP寬度為50 mm的試件S-50對應的有效粘結長度作為研究膠體和界面材性差異對有效粘結長度影響的基準值。將基準試塊的參數代入計算模型中可以得到修正系數A=0.399,則式(2)可以改寫為

(3)

考慮高溫處理對于有效粘結長度的影響,引入溫度劣化系數αT對有效粘結長度模型進行修正,如式(4)所示。

(4)

由式(4)可得:

(5)

選取不同溫度作用后的試件,將試驗數據代入式(5),可得溫度T與αT值關系。

以溫度為自變量,αT值為因變量,對試件進行非線性擬合得到αT與溫度T的函數曲線,如圖7所示。

圖7 溫度修正系數αT擬合曲線Fig.7 The fitting curve of temperature correction coefficient αT

可得αT值擬合公式:

αT=1.003-0.000 5T-7.058×10-7T2.

(6)

將式(6)代入式(4)中可得到高溫處理后,CFRP-MOC-混凝土界面有效粘結長度表達式:

Le=(7.604-0.003 8T-5.351×10-6T2)×

(7)

4 高溫后CFRP-MOC-混凝土界面承載力模型

4.1 界面承載力模型的選取

關于界面承載力,國內外學者給出了眾多不同的數學模型[14-18],通過研究可以發現,文獻[14]中模型考慮的影響因素較全面,所以筆者在該模型的基礎上對高溫后的界面承載力模型進行擬合,文獻[14]中模型如下:

(8)

(9)

式中:Pu為界面承載力;βl為粘結長度系數;bf為FRP片材的寬度;Ef為FRP片材彈性模量;tf為FRP片材厚度;L為粘結長度,Le為有效粘結長度;Gf為界面斷裂能。

4.2 高溫后的界面承載力模型

高溫后各試件的極限承載力如表4所示。

表4 高溫后試件極限承載力Table 4 The interfacial bearing capacity of specimens after high temperature kN

考慮高溫處理對于界面承載力的影響,引入溫度劣化系數βT對界面承載力模型進行修正,則式(8)可改寫為

(10)

由式(10)可得:

(11)

選取不同溫度處理后的加固試件,將試驗數據代入式(11)可得T值與βT值之間的關系。

以溫度為自變量,βT值為因變量,進行數據擬合可得βT與溫度T的函數關系,如圖8所示。

圖8 溫度修正系數βT擬合曲線Fig.8 The fitting curve of temperature correction coefficient βT

可得βT值擬合公式為

(12)

將式(12)代入式(10)可獲得高溫后,CFRP-MOC-混凝土試件界面承載力表達式:

(13)

5 結 論

(1)CFRP-MOC-混凝土試件在6個不同溫度下處理后,界面破壞模式不同;極限承載力、界面整體剛度、CFRP最大應變、界面峰值剪應力以及界面斷裂能會隨著溫度的升高而減小,隨著CFRP布寬度的增加而增大。

(2)在已有模型的基礎上,引入溫度修正系數,建立高溫后CFRP-MOC-混凝土界面有效粘結長度模型和承載力計算模型,彌補了之前眾多模型沒有考慮溫度的這一缺失,可以較好地預測高溫環境下CFRP-MOC-混凝土的界面承載力,為高溫環境下CFRP加固設計提供了依據。