混凝土-環(huán)氧砂漿界面Ⅰ-Ⅱ型斷裂性能試驗(yàn)研究*

杭振園 喻 瑩

(1.浙江交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院 路橋?qū)W院, 杭州 311112; 2.汕頭大學(xué)土木與環(huán)境工程系, 廣東汕頭 515000)

0 引 言

在組合結(jié)構(gòu)建造過程中,常采用環(huán)氧砂漿實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)部件之間的緊密接觸,起到良好的密封和防脫空作用[1],并可以有效提高混凝土組合構(gòu)件的承載力[2-4]、延性[2]和剛度[4]。在復(fù)雜應(yīng)力場作用下,由于混凝土表面存在大量的初始缺陷,薄弱的混凝土-環(huán)氧砂漿界面處極易發(fā)生開裂。在斷裂力學(xué)理論中,通常根據(jù)結(jié)構(gòu)的受力特性將裂紋分為張開型裂紋(Ⅰ型)、滑移型裂紋(Ⅱ型)、撕開型裂紋(Ⅲ型),如圖1所示。在實(shí)際工程中,較為常見的是Ⅰ-Ⅱ型復(fù)合裂紋,該種裂紋的起裂荷載、斷裂荷載和斷裂能等斷裂參數(shù)以及相關(guān)影響因素仍是當(dāng)前學(xué)者們關(guān)注的主要問題[5-6]。

為改善薄弱界面的力學(xué)性能,通常采用提高材料強(qiáng)度、粗糙工藝和預(yù)涂層技術(shù)等方法對界面進(jìn)行增韌。胡少偉等[7]、張新慧[8]通過試驗(yàn)研究了材料強(qiáng)度對混凝土梁斷裂性能的影響,試驗(yàn)結(jié)果表明斷裂韌度、抗裂承載力與混凝土強(qiáng)度的增加呈線性關(guān)系。Dong等[9]和榮華等[10]對材料表面進(jìn)行刻槽處理,獲得了不同粗糙度的界面,并通過試驗(yàn)研究了粗糙度對Ⅰ-Ⅱ型界面斷裂性能的影響,結(jié)果表明粗糙處理工藝可以大幅提高界面的斷裂性能。王曉偉等[11]通過試驗(yàn)研究了定向和亂向鋼纖維水泥基試件的Ⅰ-Ⅱ型斷裂性能,研究結(jié)果表明,較亂向鋼纖維水泥材料,定向纖維水泥材料可以大幅提高試件界面的抗裂性能。Zhao等[12]采用環(huán)氧樹脂-丙酮溶液對混凝土表面進(jìn)行預(yù)處理,修復(fù)混凝土表面缺陷,通過四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)研究了預(yù)涂層技術(shù)對混凝土-環(huán)氧砂漿復(fù)合界面Ⅰ型斷裂性能的影響,試驗(yàn)結(jié)果表明預(yù)涂層技術(shù)可有效改善混凝土表面缺陷,增強(qiáng)界面變形能力和斷裂性能。

目前,針對混凝土-環(huán)氧砂漿界面斷裂性能的研究較少,主要集中在Ⅰ型裂縫斷裂性能及影響因素方面[12-13]。蔣宇翔[13]通過對混凝土-環(huán)氧砂漿界面進(jìn)行Ⅰ-Ⅱ型斷裂試驗(yàn),僅從試驗(yàn)層面簡單分析了加載方式、縫高比對界面抗裂承載力的影響。目前,尚未見與混凝土強(qiáng)度、界面粗糙工藝等增韌方法對混凝土-環(huán)氧砂漿組合界面斷裂性能影響的理論研究相關(guān)的報(bào)道。

a—Ⅰ型; b—Ⅱ型; c—Ⅲ型。圖1 三種類型的斷裂裂紋Fig.1 Three types of fracture cracks

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

制作試件的材料包括混凝土和環(huán)氧砂漿。根據(jù)JGJ 55—2011《普通混凝土配合比設(shè)計(jì)規(guī)程》[14]要求設(shè)計(jì)了C45、C55和C65三種混凝土的配合比,每立方米混凝土的配合比如表1所示?；炷恋牟牧狭W(xué)性能如表2所示。黏結(jié)材料采用西卡(中國)有限公司生產(chǎn)的Sikadur-31雙組分觸變性環(huán)氧砂漿,由A部分和B部分組成,質(zhì)量配合比為2∶1。根據(jù)DL/T 5193—2021《環(huán)氧樹脂砂漿技術(shù)規(guī)程》[15]進(jìn)行環(huán)氧樹脂砂漿的材料試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

表1 混凝土配合比 Table 1 Mix proportions of concrete

表2 材料學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of materials

1.2 試件制備

試件制備過程如圖2所示,包括四個(gè)步驟:1)準(zhǔn)備48個(gè)300 mm×100 mm×100 mm模具,在其中6個(gè)模具內(nèi)的一端設(shè)置止?jié){帶(粗糙處理),澆筑混凝土,標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d;2)采用酒精溶液清洗混凝土黏結(jié)面,消除脫模劑對混凝土與環(huán)氧砂漿之間黏結(jié)性能的影響,通過在混凝土表面設(shè)置泡沫膠和硅膠墊,獲得精確尺寸的預(yù)制切口和砂漿厚度;3)采用20%環(huán)氧丙酮溶液對混凝土黏結(jié)面進(jìn)行預(yù)處理[13],再采用環(huán)氧砂漿將兩塊混凝土長方體粘結(jié)成整體,人工振動(dòng)15 min,常溫下養(yǎng)護(hù)7 d;4)在試件表面計(jì)算區(qū)域(AOI)上涂刷白色啞光漆,隨后噴涂墨水,獲得均勻、隨機(jī)的黑色散斑。

如圖3所示,試件尺寸均為600 mm×100 mm×100 mm (l×h×t,l為試件的長度,h為試件截面高度,t為試件截面的寬度)。環(huán)氧砂漿層厚度tp為2 mm,預(yù)制切口高度a為20 mm。根據(jù)加載方式、混凝土強(qiáng)度和表面粗糙度,分為PB45、PB55、PB65、PS45、PS55、PS65、PS65D和PS65S八組試件,每組包含3個(gè)試件。試件的命名原則:PB表示四點(diǎn)彎曲試驗(yàn),PS表示四點(diǎn)剪切試驗(yàn),數(shù)字表示混凝土牌號(hào),S和D表示混凝土黏結(jié)表面不同的粗糙度。

圖2 試件制備過程Fig.2 Preparation process of the specimen

圖3 試件尺寸Fig.3 Specimen sizes

(1)

式中:V為灌砂體積,mm3;As為試件橫截面面積,mm2。

1.3 試驗(yàn)裝置

圖4為試驗(yàn)裝置具體布置情況和試件內(nèi)力分布狀態(tài)。圖中,以荷載P作用線為對稱軸,通過1 000 kN電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)(MTS)對試件梁施加反對稱荷載,采用位移加載,加載速度為0.3 mm/min,直至試件失效。加載支座之間和約束支座之間的間距均為240 mm;荷載P作用線距離較近的加載支座和約束支座均為20 mm,距環(huán)氧砂漿層豎向中心線20 mm。在距離試件表面1.0 m處,垂直放置分辨率為2 440×1 720像素的高速數(shù)碼相機(jī),快門速度設(shè)為1/30 s,用于捕獲和記錄AOI的圖像。在試件的兩側(cè)設(shè)置2盞LED燈,以提供足夠的光源。

a—試驗(yàn)裝置實(shí)物; b—試件內(nèi)力分布。圖4 試驗(yàn)裝置布置和試件內(nèi)力分布Fig.4 Test set-up arrangement and internal force distribution

1.4 位移和應(yīng)變的測量方法

采用數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)(DIC)對試件AOI的位移場和應(yīng)變場進(jìn)行評價(jià),可以精確獲得試件的撓度(D)、預(yù)制切口尖端的張開位移(DCTOD)和滑移位移(DCTSD)。

如圖5所示,在荷載P正下方,試件表面上部確定B1點(diǎn),采用DIC技術(shù)獲得B1點(diǎn)的豎向撓度D;在預(yù)制切口尖端的兩側(cè)標(biāo)記A1點(diǎn)和A2點(diǎn),用于跟蹤和計(jì)算DCTOD和DCTSD。

圖5 DIC測量的測點(diǎn)布置Fig.5 Arrangements of measuring points for DIC

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試件破壞形態(tài)

圖6為各試件的破壞形態(tài),圖7為試件裂縫開展包絡(luò)圖,圖中X表示距離預(yù)制切口的水平長度(左為負(fù),右為正),Y表示距離試件底面的高度。如圖6和圖7所示,試件發(fā)生Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型破壞,即在預(yù)制切口尖端形成一條延伸至較近加載點(diǎn)附近的貫通裂縫,裂縫發(fā)展方向逐漸平行于荷載方向,呈半拋物線狀。

a—PS45; b—PS55; c—PS65; d—PS65D; e—PS65S。圖6 試件的破壞形態(tài)Fig.6 Failure modes of specimens

裂縫起裂角是分析界面Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型斷裂的重要指標(biāo)之一,但由于測量方法不盡相同,各學(xué)者所測得的起裂角差異較大。因此,本文采用Jeng等[17]提出的最終破壞角測試方式,即測量預(yù)制切口尖端起裂點(diǎn)和裂縫擴(kuò)展終點(diǎn)之間連線與垂線的夾角。各試件的測量結(jié)果如圖7所示,PS45、PS55、PS65組試件的平均破壞角分別為14.3°、14.7°和14.3°,說明混凝土強(qiáng)度對試件破壞角影響較小。然而,PS65D和PS65S組試件的平均破壞角分別為16.0°和19.7°,較PS65組試件,破壞角分別增大了11.9%和37.8%。這說明粗糙處理會(huì)改變試件界面的破壞形態(tài),粗糙度越大,斷裂角越飽滿,裂縫中Ⅱ型應(yīng)力(剪切型)的比重越大。

圖7 試件裂縫開展包絡(luò)圖Fig.7 Crack envelope diagram for specimens

2.2 荷載-位移曲線

圖8為各試件的荷載-位移曲線,包括P-D、P-DCTOD和P-DCTSD曲線?？芍?各荷載-位移曲線的變化趨勢一致,沒有明顯的下降段,這是由于界面處剪力較大,彎矩較小(圖4),裂縫張開的過程很快,屬于明顯的準(zhǔn)脆性破壞模式。P-D曲線上的軟化段并不明顯,然而,預(yù)制切口尖端處的DCTOD和DCTSD增長迅速,直至試件斷裂。

圖8 荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves

圖9為典型的P-DCTOD曲線,曲線可分為彈性階段(OA段)、軟化階段(AB段)、穩(wěn)定損傷階段(BC段)和破壞階段(C點(diǎn)之后),A、B、C和D點(diǎn)分別表示為起裂點(diǎn)、荷載極值點(diǎn)、破壞點(diǎn)以及AB段荷載增幅中點(diǎn)。

圖9 典型荷載-張開位移曲線Fig.9 Typical load-opening displacement curve

表3列出了四點(diǎn)剪切試驗(yàn)的主要結(jié)果。表中,kini為試件的初始剛度,即P-D曲線彈性段的斜率。圖10描繪了混凝土強(qiáng)度、黏結(jié)面粗糙度對主要試驗(yàn)結(jié)果的影響規(guī)律。

如表3和圖10所示,混凝土強(qiáng)度和黏結(jié)面粗糙度對試件的初始剛度、起裂荷載、極限荷載以及預(yù)制切口尖端的位移影響較大,分析結(jié)果如下:

表3 試驗(yàn)主要結(jié)果Table 3 Main test results

3)kini、DCTODini、DCTSDini隨混凝土強(qiáng)度的提高呈增長趨勢。這是由于混凝土彈性模量與混凝土強(qiáng)度成正比,而環(huán)氧砂漿層厚度不變,因此,隨著混凝土強(qiáng)度的增加,試件的剛度和預(yù)制切口尖端的位移均會(huì)增大。kini、DCTODini隨粗糙度的增大呈下降趨勢,但DCTSDini呈爆炸式增長趨勢。較PS65組的DCTODini/DCTSDini,PS65D和PS65S組分別下降了52.2%和71.2%。這說明粗糙處理工藝會(huì)改變界面預(yù)制切口尖端處的張開位移和滑移的比重。

2.3 應(yīng)變場分析

以PS65-3和PS65S-2試件為例,采用數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)技術(shù)對兩個(gè)試件AOI區(qū)域進(jìn)行計(jì)算和分析,并繪制應(yīng)變場圖像。圖11描繪了PS65-3和PS65S-2試件界面處應(yīng)變場的演變過程。如圖9和圖11所示:在彈性階段(OA段),試件預(yù)制切口尖端處均未出現(xiàn)明顯的裂縫;在軟化階段(AB段),裂紋開始穩(wěn)定發(fā)展,外荷載增長幅度減緩,但裂縫和DCTOD發(fā)展速度逐漸加快,PS65S-2試件界面處的裂縫與水平線之間的夾角(起裂角)明顯大于PS65-3試件。在損傷累積階段(BC段),裂紋進(jìn)入不穩(wěn)定發(fā)展階段,裂縫發(fā)展方向基本不變,外荷載開始緩慢下降,但裂縫和DCTOD的發(fā)展速度進(jìn)一步加快。荷載達(dá)到破壞點(diǎn)(C點(diǎn))時(shí),試件突然發(fā)生斷裂,裂縫發(fā)展方向逐漸平行于荷載方向。

a—試驗(yàn)荷載變化; b—試驗(yàn)位移變化。圖10 混凝土強(qiáng)度和粗糙度對試驗(yàn)結(jié)果的影響Fig.10 Effects of the concrete strength and roughness on test results

a—A點(diǎn); b—B點(diǎn); c—C點(diǎn); d—D點(diǎn)。圖11 在不同階段PS65-3(右圖)和PS65S-2(左圖)試件的水平應(yīng)變場Fig.11 Horizontal strain fields of specimen PS65-3 and PS65S-2 at different loading points

3 混凝土強(qiáng)度和粗糙度的影響

3.1 斷裂應(yīng)力強(qiáng)度因子計(jì)算與分析

復(fù)合型裂紋的各型應(yīng)力強(qiáng)度因子是把內(nèi)力分解后各型裂紋問題的應(yīng)力強(qiáng)度因子[19]。本文中,試件界面出現(xiàn)的裂縫屬于復(fù)合型裂縫,包含Ⅰ型和Ⅱ型應(yīng)力強(qiáng)度因子。其中,單邊裂縫四點(diǎn)剪切試件裂縫起裂時(shí),Ⅱ型強(qiáng)度因子KII按式(2)計(jì)算[20]。

(2)

F1(α)=[1.442-5.08(α-0.507)2]×

(3)

(4)

(5)

F2(a/h)=1.22-1.40α+7.33α2-

13.08α3+14.0α4

(6)

根據(jù)式(2)～(6)和試驗(yàn)結(jié)果,計(jì)算得到各組試件的斷裂應(yīng)力強(qiáng)度因子,如表4所示。圖12為各組試件平均斷裂應(yīng)力強(qiáng)度因子的柱狀圖。分析表4和圖12可知:

表4 斷裂應(yīng)力強(qiáng)度因子和斷裂能量Table 4 Fracture stress intensity factors and fracture energy

a—各組試件應(yīng)力強(qiáng)度因子情況; b—混凝土fc和與應(yīng)力強(qiáng)度因子的關(guān)系。圖12 四點(diǎn)剪切試件的斷裂應(yīng)力強(qiáng)度因子Fig.12 Initiation stress intensity factors of specimens in four-point shear tests

3.2 斷裂能量與變形系數(shù)

為研究混凝土強(qiáng)度、粗糙度對Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型裂縫擴(kuò)展的影響,對各組試件的斷裂能和變形系數(shù)[23]進(jìn)行了對比分析。

斷裂能主要用于抵抗裂縫黏聚力的作用[12],可以按式(7)計(jì)算。

Gu=W/A

(7)

其中W=W1+W2

A=t(h-a)

式中:W為荷載斷裂時(shí)的總耗能;W1為P-D曲線(圖8)與坐標(biāo)軸所圍成的面積;W2為試件自重所做的功,因其遠(yuǎn)小于W1,可以忽略;A為試件韌帶長度;t為試件截面寬度;h為試件截面高度;a為預(yù)制切口高度。

變形系數(shù)反映了試件抵抗變形的能力,可按式(8)計(jì)算。

(8)

各組試件的平均W、Gu和Nu計(jì)算結(jié)果如表4所示。圖13為各組試件平均總耗能、斷裂能、抗變形系數(shù)的柱狀圖。如表4和圖13所示:混凝土強(qiáng)度越大,黏結(jié)面越粗糙,試件斷裂能Gu越大,說明組合界面抵抗黏聚裂縫開展的能力越強(qiáng),抗裂性能越好;較PS45組試件,PS55和PS65試件的Gu分別提高了27.2%、44.7%;較PS65組試件,PS65D和PS65S試件的Gu分別提高了16.1%、66.9%;對混凝土粘結(jié)表面進(jìn)行粗糙處理可以大幅提高試件的變形系數(shù)Nu,增強(qiáng)組合界面抵抗變形的能力;較PS65組試件,PS65D和PS65S試件的Nu分別提高了5.4%、27.6%。然而,混凝土強(qiáng)度對試件的變形能力影響很小。

a—各組試件斷裂能量和變形能力情況; b—混凝土fc和對斷裂能量和變形能力的影響。圖13 各組試件斷裂能量和變形能力參數(shù)Fig.13 Fracture energy and deformation capacity of specimens

4 結(jié) 論

本文通過對混凝土-環(huán)氧砂漿組合試件進(jìn)行四點(diǎn)剪切試驗(yàn),采用DIC技術(shù)和線彈性斷裂力學(xué)研究了混凝土強(qiáng)度、粗糙度對界面裂縫斷裂形態(tài)和Ⅰ-Ⅱ型復(fù)合斷裂性能的影響,得到了以下結(jié)論:

1)試件均在界面處發(fā)生Ⅰ-Ⅱ復(fù)合型斷裂破壞,試件的起裂荷載和極限荷載較為接近,兩者比值達(dá)到了80%以上,屬于準(zhǔn)脆性破壞?；炷翉?qiáng)度對裂縫形態(tài)影響較小;對界面粗糙處理會(huì)改變裂縫擴(kuò)展方向,粗糙度越大,裂縫的飽滿度和斷裂角越大。

2)試件的斷裂能與混凝土強(qiáng)度呈線性增長關(guān)系,提高混凝土強(qiáng)度可以有效增強(qiáng)界面抵抗黏聚性裂縫開展的能力?；炷翉?qiáng)度對裂縫尖端處各型應(yīng)力強(qiáng)度因子比重的影響較小。

3)在粗糙界面處,環(huán)氧砂漿和混凝土之間存在較強(qiáng)的機(jī)械咬合作用,增大了預(yù)制切口尖端處Ⅱ型強(qiáng)度因子的比重、試件的斷裂能和變形系數(shù)等斷裂參數(shù),有效提高了界面抵抗黏聚性裂縫開展和變形的能力。斷裂參數(shù)與界面粗糙度呈線性增長關(guān)系。