王 偉, 蒙朝美, 蔡良才, 張羅利

(1.空軍工程大學(xué)航空工程學(xué)院， 西安， 710038； 2.空軍第二后勤訓(xùn)練基地， 山東泰安， 271000； 3.空軍后勤部工程代建辦公室， 北京， 100030)

無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的錨固區(qū)具有傳遞和分散應(yīng)力的作用，從而實現(xiàn)混凝土內(nèi)部預(yù)應(yīng)力的均勻分布，同時錨固區(qū)的應(yīng)力復(fù)雜，存在較大的壓應(yīng)力、劈裂應(yīng)力和剝落應(yīng)力。對于無黏結(jié)斜向預(yù)應(yīng)力混凝土道(路)面而言，由于斜向布置預(yù)應(yīng)力筋，預(yù)應(yīng)力筋的作用在錨固區(qū)存在縱向分力，從而增大了錨固區(qū)的拉應(yīng)力。纖維混凝土可顯著提高混凝土的抗拉能力和韌性，改善錨固區(qū)的受力性能，避免錨固區(qū)的破壞；然而目前針對纖維混凝土局部抗壓承載力的研究較少。

隨著材料科學(xué)的發(fā)展，高強混凝土和高性能混凝土在工程中大量使用，高性能混凝土優(yōu)異的抗拉強度和抗壓強度，可顯著改善錨固區(qū)的承載力和抗裂性能，高強混凝土[1-3]和超高性能混凝土也逐步應(yīng)用于錨固區(qū)。趙勇等[4]開展了局部承壓試件的單調(diào)加載和循環(huán)加載試驗，研究結(jié)果表明提高混凝土強度、加大錨墊板面積可有效提高錨固區(qū)極限承載力。周威等[5]開展了高強螺旋筋約束活性粉末混凝土局部承壓試驗研究，分析了局部承壓比和配筋率對局部承載力的影響效應(yīng)，表明試件初裂強度較小，但是開裂后表面裂縫發(fā)展緩慢、變形大。Choi等[6]開展了螺旋式塑料纖維增強混凝土的局部承載力研究，表明螺旋式塑料纖維可以顯著提高混凝土在局部荷載作用下的極限承載力和變形性能。Haroon等[7]采用試驗的方法分析了端勾型鋼纖維代替錨固區(qū)螺旋鋼筋和表層鋼筋的有效性，表明摻加鋼纖維可減少錨固區(qū)螺旋鋼筋和表層鋼筋的數(shù)量，當(dāng)端勾型鋼纖維摻量超過1%時錨固區(qū)可不設(shè)構(gòu)造鋼筋。Zhou等[8]開展了預(yù)留孔道纖維活性粉末混凝土棱柱體試件局部抗壓承載力試驗，表明纖維活性粉末混凝土試件的開裂強度與破壞強度相當(dāng)，預(yù)留孔道影響纖維活性粉末混凝土的局部承壓強度。李立峰等[9]開展了纖維增強活性粉末混凝土的局部承載力研究，表明在活性粉末混凝土中添加纖維可明顯提高其局部承載力，但隨著纖維摻量的增大，提高效果減弱。

綜上所述，針對纖維混凝土局部抗壓性能的研究主要集中在纖維的增韌效果，關(guān)于纖維摻量和支撐條件的影響研究較少。因此，本文通過開展預(yù)留孔道纖維混凝土試件局部抗壓強度試驗，討論纖維摻量和支撐條件對其局部抗壓承載力的影響效應(yīng)，借助拉-壓桿模型和摩爾庫倫準(zhǔn)則導(dǎo)出纖維混凝土局部抗壓承載力提高系數(shù)。

1 局部受壓試驗方案

1.1 混凝土配合比

為了得到較好的抗裂性能，參考C50混凝土配合比，水灰比取0.3，通過調(diào)節(jié)砂率和減水劑的摻量保證混凝土的和易性，水泥采用P.O 42.5，細骨料采用河沙，細度模數(shù)為2.58，粗骨料采用石灰?guī)r，最大粒徑為20 mm，纖維采用端勾型鋼纖維，長度為35 mm、直徑為0.75 mm，減水劑采用高效聚羧酸液態(tài)減水劑?；炷恋奶涠瓤刂圃?0～70 mm。纖維體積摻量分別取0.8%、1.0%、1.2%和1.4%，并設(shè)置了相同配合比的普通混凝土作為對照組，各摻量下的配合比見表1。

1.2 試件支撐條件

當(dāng)斜向預(yù)應(yīng)力混凝土道面錨固區(qū)采用預(yù)制結(jié)構(gòu)時，預(yù)制模塊裝配通過企口連接，企口縫可能存在縫隙，縫隙的存在將降低預(yù)制模塊的承載力。因此，局部受壓試件的支撐條件分全支撐和部分弱支撐兩種工況，如圖1所示，其中部分弱支撐試件的支撐端采用階梯形式，階梯高度為1～2 mm、寬度為試件寬度的一半，用于模擬企口縫弱支撐狀態(tài)。

圖1 試件支撐狀態(tài)

2 試驗結(jié)果與分析

根據(jù)纖維摻量和底部支撐狀態(tài)共分10組，每組澆筑3個混凝土試件，共澆筑了30個試件，每組纖維摻量的混凝土同時澆筑3個立方體試件。試件室溫灑水養(yǎng)護28 d后進行局部抗壓試驗，試驗參照《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》執(zhí)行，加載速率取5～8 kN/s。

2.1 試驗結(jié)果

纖維混凝土試件的局部強度通過圓形錨墊板施加，如圖2所示，壓力機直接作用于錨墊板上，從而實現(xiàn)局部荷載的施加，錨墊板的直徑為100 mm、厚度為10 mm、中心開孔直徑為20 mm。在局部強度作用下的試驗結(jié)果如表2所示，其中開裂強度是指試件側(cè)面開始出現(xiàn)可見裂紋時所對應(yīng)的局部抗壓強度，F(xiàn)系列試件代表試件底部處于全支撐狀態(tài)，P系列試件代表試件底部處于部分弱支撐狀態(tài)。試件破壞后的典型破壞形態(tài)如圖3所示。

圖2 錨墊板位置及形狀

表2 底部不同支撐條件局部抗壓試驗結(jié)果 MPa

圖3 試件受壓面典型破壞模式

2.2 結(jié)果分析與討論

圖4給出了不同纖維摻量條件下混凝土試件的極限抗壓強度與開裂強度，由圖可知隨著纖維摻量的增大極限抗壓強度和開裂強度均增大，但纖維摻量對強度的增長速度的影響存在一定差異。

2.2.1 纖維摻量的影響

由圖4可知，對于F(底部處于全支撐狀態(tài))系列試件，隨著鋼纖維摻量的增大，開裂強度和極限抗壓強度均增大，鋼纖維摻量為1.2%的試件開裂強度和極限抗壓強度較基準(zhǔn)組(未摻加鋼纖維)分別提高了35.4%和17.5%；但當(dāng)鋼纖維摻量超過1.2%時，開裂強度和極限抗壓強度增長速度明顯減小。對于P(底部處于半支撐狀態(tài))系列試件，開裂強度和極限抗壓強度也是隨著鋼纖維摻量的增大而增大，鋼纖維摻量為1.2%的試件開裂強度和極限抗壓強度較基準(zhǔn)組分別提高了91.7%和91.9%。結(jié)果表明：對于F系列試件，鋼纖維摻量對開裂強度的影響更為顯著，其原因是鋼纖維主要改善了混凝土的抗拉和抗裂性能，因而主要影響混凝土的開裂強度；對于P系列試件，鋼纖維摻量的增加，試件的開裂強度和極限抗壓強度均顯著增大，其原因是P系列試件處于部分支撐狀態(tài)，在臺階處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，在混凝土中加入纖維可以顯著改善混凝土的變形性能，而部分支撐的臺階高度較小，當(dāng)混凝土變形增大時試件的支撐狀態(tài)轉(zhuǎn)化為全支撐，因而對于P系列試件，摻加纖維也可顯著提高混凝土試件的極限強度。

圖4 纖維摻量對強度的影響

2.2.2 支撐狀體的影響

由圖4可知，混凝土試件底部支撐狀體顯著影響其局部抗壓能力，試件底部部分弱支撐時，開裂強度和極限抗壓強度均顯著低于處于完全支撐狀體的試件。

由表2可知，當(dāng)纖維摻量分別為0、0.8%、1.0%、1.2%和1.4%時，試件底部部分弱支撐時的極限抗壓強度為底部完全支撐時的56.5%、73.5%、77.2%、80.1%和80.1%，開裂強度分別為55.8%、77.4%、84.7%、91.2%、92.6%；隨著纖維摻量的增加，試件底部支撐狀態(tài)對試件的局部承載力影響減小，當(dāng)纖維摻量大于1.2%時，底部支撐狀態(tài)影響的減弱。其原因是在混凝土中引入抗拉強度高的端勾型鋼纖維，混凝土與鋼纖維具有良好的黏結(jié)強度，顯著提高了混凝土的抗拉強度和變形性能，因而當(dāng)纖維摻量較大時，開裂強度和極限抗壓強度受底部支撐狀態(tài)的影響較小，而對于對比組(未摻纖維)，開裂強度與極限抗壓強度均受支撐狀態(tài)的影響較大。

2.2.3 典型破壞模式分析

圖3中試件的破壞形態(tài)表明，對于相同的支撐狀態(tài)，隨著纖維摻量的增大，試件破壞時，裂紋數(shù)量增多，但裂紋寬度減小。其原因是混凝土在局部受壓荷載作用下發(fā)生剪切破壞[10]，破壞面基本處于骨料與水泥漿體的界面處，如圖5(a)所示，隨著破壞面的貫穿，混凝土試件達到極限承載力；當(dāng)向混凝土中引入亂向分布的鋼纖維后，亂向分布的鋼纖維增強了混凝土骨料界面的薄弱環(huán)節(jié)，從而提高了混凝土在局部受壓荷載作用下的開裂強度，當(dāng)混凝土內(nèi)部產(chǎn)生剪切破壞面后，無數(shù)鋼纖維貫穿剪切破壞面，如圖5(b)所示，具有橋接和約束作用，從而限制了裂紋的發(fā)展速度，混凝土的變形性能增強。

圖5 試件開裂截面

對比分析F系列和P系列試件的裂紋分布情況，P系列試件的裂紋數(shù)量明顯少于F系列試件，但裂紋寬度卻明顯大于F系列試件，表明P系列試件在局部受壓荷載作用時存在明顯的應(yīng)力不均勻現(xiàn)象。此外，在試驗過程中能觀察到裂紋的發(fā)展規(guī)律，對于F系列試件，裂紋首先出現(xiàn)在局部受壓區(qū)(錨墊板)周圍，隨著強度增大，裂紋逐漸向外擴散，試件側(cè)面裂紋從受壓面逐漸向支撐面擴散；而對于P系列試件，裂紋側(cè)面裂紋從支撐面快速向受壓面擴展，且裂紋少而寬；由此表明試件的支撐方式顯著影響其破壞模式和承載能力，因此在預(yù)制模塊的裝配過程中應(yīng)避免明顯接縫的存在。

2.3 破壞機理分析

對纖維混凝土試件進行破壞加載試驗，得到混凝土的破壞面，如圖5所示，可見混凝土在承壓板下會形成一個圓錐形破壞面，但纖維混凝土試件破壞角(破壞面與豎直方向的夾角)更大，其形成機理可用楔劈理論進行解釋[10]，如圖6所示。

圖6 拉拱與楔劈模型示意圖

在局部受壓荷載作用下，壓力拱承受和傳遞縱向應(yīng)力，承壓板下核心混凝土還承受側(cè)向壓力，處于三向受壓狀態(tài)，故其承載力增大；拉桿承受水平拉力，如圖6(a)所示。隨著承壓板壓力增大，受拉區(qū)的橫向拉應(yīng)力超過混凝土的抗拉強度，從而出現(xiàn)縱向裂紋；緊鄰承壓板的核心區(qū)混凝土在剪應(yīng)力作用下，破壞面貫穿試件形成楔形錐面，如圖6(b)所示，試件達到極限承載力狀態(tài)。

為了進一步分析帶孔纖維混凝土在偏心荷載作用下的局部受壓破壞機理，圖7給出了纖維混凝土局部受壓的數(shù)值模擬結(jié)果(等效應(yīng)力云圖)。由圖可知，在局部荷載作用下，承壓板周圍有顯著的應(yīng)力梯度，從而導(dǎo)致混凝土產(chǎn)生剪切破壞，隨著破壞面沿圓周連通，承壓板的壓力全部轉(zhuǎn)移到楔劈頂部，導(dǎo)致有效應(yīng)力梯度顯著向遠離承壓板移動，從而加速楔劈的形成，如圖7(b)所示，且隨著破壞面的增大，縱向荷載減小，但由于纖維混凝土的韌性得到較明顯改善，試件的變形性能增大，如圖7(b)所示。

圖7 局部抗壓試件等效應(yīng)力云圖

上述分析表明混凝土在承壓板作用下發(fā)生剪切破壞，承載力極限狀態(tài)以破壞面貫穿作為標(biāo)志，利用摩爾庫侖強度準(zhǔn)則，可以得到混凝土局部抗壓承載力提高系數(shù)。

2.4 承載力提高系數(shù)

假定在極限破壞狀態(tài)下，圓形承壓板下部楔形錐體高度范圍內(nèi)的混凝土處于三向受壓狀態(tài)，縱向壓應(yīng)力為第一主應(yīng)力(σ1)，側(cè)向壓應(yīng)力分別為第二和第三主應(yīng)力(σ2和σ3)，根據(jù)摩爾庫倫強度準(zhǔn)則，忽略中間主應(yīng)力的影響，由此可得圖8所示模型示意圖。極限承載力狀態(tài)下，其潛在破壞面上的抗剪強度可用摩爾庫倫強度準(zhǔn)則描述，即：

圖8 楔錐力學(xué)模型

τ=C+σtanφ

(1)

式中：τ潛在破壞面上的抗剪應(yīng)力；C為材料的黏聚力；σ為破壞面上的正壓應(yīng)力；φ為材料內(nèi)摩擦角。

混凝土材料試驗結(jié)果表明：混凝土的內(nèi)摩擦角不僅與其材料的性質(zhì)有關(guān)，而且還與剪切面上的正壓力的大小有關(guān)，其值介于30°～50°，呂西林等[11]按均值原則推薦取40°。

利用摩爾應(yīng)力圓，如圖9所示，可導(dǎo)出材料內(nèi)摩擦角與主應(yīng)力間的關(guān)系。

圖9 不同局壓面積比下的承載力提高系數(shù)

σ1(1-sinφ)-σ3(1+sinφ)=2Ccosφ

(2)

σ1=kσ3+RC

(3)

由破壞角α與內(nèi)摩擦角間的關(guān)系可得系數(shù)k與α的表達式：

(4)

在極限狀態(tài)下，楔形錐體的平均側(cè)壓應(yīng)力為：

(5)

當(dāng)試件處于完全支撐狀態(tài)時，根據(jù)平衡條件可得壓力NC的表達式：

(6)

式中：eN和eF分別為合力中心與對稱面的距離；KCh為內(nèi)力偶臂，臨近破壞時參考實驗結(jié)果，取KC大小為0.55。

其中eF的表達式為：

(7)

同理可得eF的表達式：

(8)

聯(lián)立式(5)、式(6)、式(7)和式(8)可得：

(9)

聯(lián)立式(3)和式(9)可得：

(10)

假設(shè)施加在承壓板上的壓應(yīng)力為p，則有：

F=π(R12-R22)p

(11)

記纖維混凝土無側(cè)限抗壓強度為fC，則有σ1=fC、σ3=0，則根據(jù)摩爾應(yīng)力圓有：

(12)

聯(lián)立式(4)、式(10)、式(11)和式(12)可得：

(13)

令p=λfC，λ為局部抗壓承載力提高系數(shù)。

(14)

式(14)表明，局部抗壓承載力提高系數(shù)不僅與承壓板的面積有關(guān)，還與底面支撐面積和孔道尺寸有關(guān)，圖10給出了局部抗壓承載力提高系數(shù)隨局壓面積比值的關(guān)系，其中r=10 mm，KC=0.55。

圖10 不同局壓面積比下的承載力提高系數(shù)

由圖10和式(14)可知，對于相同的內(nèi)摩擦角(破壞角相同)，隨著局壓面積比值的增大，局部承載力系數(shù)減小。而對于相同的局壓面積比，材料內(nèi)摩擦角越大，局部承載力提高系數(shù)越?。粚τ诶w維混凝土而言，由于鋼纖維增強了混凝土的黏聚力，使得纖維混凝土在剪切破壞瞬間摩擦效應(yīng)變小，纖維混凝土的內(nèi)摩擦角較普通混凝土小[12]；因而局部承載力系數(shù)增大；此外，在混凝土中引入鋼纖維，能夠增大楔形錐體的側(cè)壓力從而使鋼纖維混凝土的抗裂強度和韌性明顯提高，因而，纖維增強混凝土局部抗壓能力明顯優(yōu)于普通混凝土。

3 結(jié)論

針對錨固區(qū)混凝土的受壓性能，進行了不同纖維摻量和支撐條件下纖維混凝土的局部抗壓承載力試驗，對比分析了纖維混凝土在局部荷載作用下的典型破壞形式和承載力及其影響因素，揭示了纖維混凝土在局部荷載作用下的破壞機理，構(gòu)建了混凝土承載力提高系數(shù)預(yù)測模型，得出以下結(jié)論：

1)隨著鋼纖維摻量的增加，試件的極限抗壓強度和開裂強度都得到明顯提高，尤其鋼纖維的摻入使得P系列試件的開裂強度和極限抗壓強度得到大幅度提高。

2)當(dāng)鋼纖維摻量相同時，F(xiàn)系列試件的開裂強度和極限抗壓強度均大于P系列試件；在混凝土中引入端勾型鋼纖維可顯著改善不完全支撐條件下混凝土的受力性能。

3)從典型破壞形式來看，鋼纖維能顯著提高混凝土的變形性能，并有效延緩裂紋的擴展速率；試件的支撐方式顯著影響其受壓條件下的破壞模式和承載能力。

4)纖維混凝土局部承載力提高系數(shù)預(yù)測模型表明；承載力提高系數(shù)隨著局壓面積的增大而減小，摻入鋼纖維減小了混凝土的內(nèi)摩擦角，增大了混凝土的黏聚力，且混凝土破壞面的正壓力增大，從而提高了混凝土的抗裂和承載能力，局部承載力提高系數(shù)增大。