胡克旭， 藍(lán) 玥， 李 峣

（同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092）

纖維編織網(wǎng)增強(qiáng)混凝土（textile reinforced concrete，TRC）是一種纖維網(wǎng)格增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料，作為一種新型加固材料用于混凝土結(jié)構(gòu)加固，對(duì)原結(jié)構(gòu)自重和截面尺寸影響較小，具有施工簡(jiǎn)便、適用面廣、耐久性好等特點(diǎn)［1］。由于用于加固結(jié)構(gòu)中的TRC復(fù)合材往往處于受拉狀態(tài)，對(duì)其力學(xué)性能的研究因而主要集中于抗拉性能研究。

目前針對(duì)TRC 復(fù)合材的力學(xué)性能的研究主要是對(duì)纖維網(wǎng)格中單股纖維的拉伸性能和對(duì)單層纖維網(wǎng)格增強(qiáng)的混凝土復(fù)合材試件的拉伸性能研究［2-7］，缺乏系統(tǒng)性地考慮其中纖維股數(shù)、網(wǎng)格層數(shù)對(duì)纖維網(wǎng)格和TRC 復(fù)合材受力性能的影響，以及對(duì)TRC與被加固結(jié)構(gòu)的混凝土間黏結(jié)性能的影響。而實(shí)際工程中，纖維網(wǎng)格在TRC復(fù)合材中均為多股甚至多層，因此，只針對(duì)單股纖維、單層網(wǎng)格的TRC 的試驗(yàn)，忽視了不同股數(shù)纖維和不同層數(shù)網(wǎng)格間的工作不協(xié)調(diào)性，從而高估了實(shí)際網(wǎng)格的承載能力。由于TRC 復(fù)合材中的網(wǎng)格在基體混凝土中不同纖維股間共同工作性能相對(duì)純網(wǎng)格好，致使純纖維網(wǎng)格的拉伸性能和TRC 中網(wǎng)格的拉伸性能明顯不同。另外，國(guó)內(nèi)外目前針對(duì)TRC復(fù)合材和混凝土間黏結(jié)滑移性能的研究發(fā)現(xiàn)［8-11］，TRC復(fù)合材中的纖維網(wǎng)格層數(shù)對(duì)其與混凝土間的黏結(jié)滑移有明顯影響，但缺乏針對(duì)工程中常用加固層數(shù)進(jìn)行系統(tǒng)、完整的試驗(yàn)研究。因此，研究不同股數(shù)、不同層數(shù)纖維網(wǎng)格和TRC的受拉性能，以及TRC與被加固的混凝土間的黏結(jié)性能非常必要。

為此，本文結(jié)合實(shí)際工程中的應(yīng)用情況，進(jìn)行了不同纖維股數(shù)（1、3、5、8、10股，受試驗(yàn)條件限制未能進(jìn)行更多股數(shù)的試驗(yàn)）和不同網(wǎng)格層數(shù)（1、2、3、4層）的純纖維網(wǎng)格和TRC復(fù)合材的拉伸性能試驗(yàn)研究，以及不同網(wǎng)格層數(shù)（1、2、3、4層）TRC與混凝土間的黏結(jié)滑移性能試驗(yàn)研究，建立了隨纖維股數(shù)和網(wǎng)格層數(shù)變化的純纖維網(wǎng)格拉伸本構(gòu)模型、TRC復(fù)合材拉伸本構(gòu)模型和TRC-混凝土界面黏結(jié)滑移本構(gòu)模型，為后續(xù)研究和工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 纖維網(wǎng)格拉伸性能試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)試件

試驗(yàn)采用的纖維網(wǎng)格是目前工程中常用的天津卡本復(fù)合材料有限公司生產(chǎn)的CFN 200/200雙向碳纖維網(wǎng)格，網(wǎng)格間距雙向20 mm，每股纖維理論截面積0.88 mm2，彈性模量240 GPa（廠家提供數(shù)據(jù)）。網(wǎng)格在生產(chǎn)過(guò)程中在其表面通過(guò)了浸膠處理以提高碳纖維絲間的共同工作性能。

參考碳纖維復(fù)絲的試驗(yàn)方法［13］和國(guó)內(nèi)外有關(guān)研究文獻(xiàn)，試驗(yàn)纖維網(wǎng)格試件的試驗(yàn)段標(biāo)距長(zhǎng)度為100 mm。為便于試驗(yàn)時(shí)對(duì)試件的夾持，在纖維網(wǎng)格兩端澆筑相應(yīng)寬度的TRC薄板（試驗(yàn)時(shí)夾持長(zhǎng)度為200 mm）。網(wǎng)格兩端的TRC薄板厚度根據(jù)網(wǎng)格層數(shù)不同，網(wǎng)格層間距和保護(hù)層厚度均為5 mm。試驗(yàn)試件尺寸如圖1 所示。寬度有60 mm、100 mm、160 mm 和200 mm4 種，長(zhǎng)度均為800 mm。試件制作如圖2 所示 ，共8 組，每組3個(gè)，分別進(jìn)行單股單層、3股單層、5股單層、8股單層、10股單層和5股2、3、4層的拉伸試驗(yàn)。

圖1 纖維網(wǎng)格拉伸試驗(yàn)試件Fig.1 Fiber mesh tensile test specimen

圖2 纖維網(wǎng)格試件制作Fig.2 Pouring of fiber mesh specimens

1.2 試驗(yàn)裝置與加載測(cè)試

試驗(yàn)裝置如圖3 所示。試驗(yàn)專門設(shè)計(jì)了兩套鋼板夾具以?shī)A持不同尺寸的試件，采用額定拉力為10 t的液壓式拉壓千斤頂進(jìn)行加載。試驗(yàn)過(guò)程分別通過(guò)安裝在千斤頂加載端的電子壓力傳感器和測(cè)點(diǎn)位于標(biāo)段端頭的位移計(jì)對(duì)所加荷載和試件的伸長(zhǎng)變形進(jìn)行采集。電子壓力傳感器的采集精度為0.069 kN，位移計(jì)采集的精度為0.000 5 mm。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 The test device

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

網(wǎng)格試件的典型破壞形態(tài)如圖4 所示，斷裂位置基本位于測(cè)試段中部。拉伸過(guò)程中隨著荷載不斷增大，部分纖維絲先被拉斷，隨后更多纖維絲被陸續(xù)拉斷，纖維股伸長(zhǎng)，直至完全被拉斷。

圖4 網(wǎng)格試件破壞形態(tài)Fig.4 Failure mode of TRC specimen

網(wǎng)格拉伸試驗(yàn)所得抗拉強(qiáng)度、彈性模量和極限應(yīng)變結(jié)果如表 1 所示。實(shí)測(cè)不同股數(shù)的單層網(wǎng)格試件應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖5 所示，不同層數(shù)的5 股網(wǎng)格試件應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖6 所示。圖5 和圖6 均顯示：應(yīng)力和應(yīng)變間基本呈線性關(guān)系。

表1 纖維網(wǎng)格拉伸結(jié)果一覽表Tab.1 List of tensile results of fiber mesh

圖5 不同股數(shù)纖維網(wǎng)格應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curve of fiber mesh with different strands

圖6 五股試件不同層數(shù)纖維網(wǎng)格應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.6 Stress-strain curve of 5-strands fiber mesh with different layers

圖7 為纖維網(wǎng)格抗拉強(qiáng)度和極限應(yīng)變隨股數(shù)變化的情況。隨著股數(shù)的增多，網(wǎng)格的抗拉強(qiáng)度和極限應(yīng)變均呈持續(xù)下降的趨勢(shì)；當(dāng)網(wǎng)格股數(shù)為10 股時(shí)，其抗拉強(qiáng)度和極限應(yīng)變分別降低了29.6 %和27.6 %。這主要是因?yàn)樵嚰谱鲿r(shí)不能保證不同纖維股的張緊程度完全一致，以及纖維網(wǎng)格生產(chǎn)時(shí)也不能確保不同纖維股內(nèi)的纖維絲狀態(tài)完全一致，隨著網(wǎng)格股數(shù)增多，其受力均勻性變差，纖維股之間的共同工作狀態(tài)也變差所致，這也正是本文研究的主要目的。

圖7 纖維網(wǎng)格力學(xué)參數(shù)隨股數(shù)變化關(guān)系Fig.7 The relationship between the mechanical parameters of the fiber mesh and the number of strands

圖8 為纖維網(wǎng)格抗拉強(qiáng)度和極限應(yīng)變隨層數(shù)變化情況。隨著層數(shù)的增多，網(wǎng)格的抗拉強(qiáng)度也呈現(xiàn)持續(xù)下降的趨勢(shì)，4 層網(wǎng)格較單層網(wǎng)格最大下降約18.3 %。原因也是因?yàn)椴煌W(wǎng)格層的張緊程度不完全一致，隨層數(shù)增多，不同網(wǎng)格層間共同工作性能變差所致。而不同層數(shù)網(wǎng)格的極限應(yīng)變隨網(wǎng)格層數(shù)增多略有波動(dòng)，總體變化趨勢(shì)并不明顯。

圖8 纖維網(wǎng)格力學(xué)參數(shù)隨層數(shù)變化關(guān)系Fig.8 The relationship between the mechanical parameters of the fiber mesh and the number of layers

1.4 纖維網(wǎng)格拉伸性能本構(gòu)模型

根據(jù)不同股數(shù)和不同層數(shù)纖維網(wǎng)格拉伸試驗(yàn)所得應(yīng)力應(yīng)變曲線，令m為股數(shù)、n為層數(shù)，以單股單層網(wǎng)格的抗拉強(qiáng)度σfu1、極限應(yīng)變?chǔ)舊u1為基準(zhǔn)，考慮到纖維股數(shù)間和網(wǎng)格層數(shù)間共同工作性能對(duì)抗拉強(qiáng)度和極限應(yīng)變的影響，引入抗拉強(qiáng)度、極限應(yīng)變受股數(shù)影響系數(shù)α1、α2，以及受層數(shù)影響系數(shù)β1、β2，經(jīng)擬合整理后得［16］

式（5）即為纖維網(wǎng)格拉伸本構(gòu)模型，其中σf和εf分別為纖維網(wǎng)格拉伸應(yīng)力和拉伸應(yīng)變。使用該模型對(duì)不同股數(shù)和不同層數(shù)纖維網(wǎng)格試驗(yàn)結(jié)果的擬合直線分別示于圖5 和圖6 中，可見，擬合效果良好，基本符合試驗(yàn)情況。

2 TRC復(fù)合材拉伸性能試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)試件

本試驗(yàn)采用的基體混凝土材料為上海環(huán)宇建筑工程材料有限公司生產(chǎn)的秀樸-PM40F聚合物砂漿，實(shí)測(cè)在自然環(huán)境下養(yǎng)護(hù)28 d的立方體抗壓強(qiáng)度平均值為34.1 MPa，TRC復(fù)合材拉伸試驗(yàn)時(shí)（齡期98 d）的立方體抗壓強(qiáng)度平均值為38.4 MPa［14］。

TRC 復(fù)合材拉伸試驗(yàn)試件如圖9 所示，試件長(zhǎng)均為800 mm，中間試驗(yàn)段長(zhǎng)400 mm（兩端為夾持端），試件寬度和厚度隨纖維網(wǎng)格股數(shù)和層數(shù)而變化。網(wǎng)格層間距和保護(hù)層厚度均為5 mm，故單層試件總厚10 mm，2 層、3 層、4 層試件總厚分別為15 mm、20 mm、25 mm。試件制作如圖10 ，共8 組，每組3個(gè)，分別進(jìn)行單股單層、3股單層、5股單層、8股單層、10股單層和5股2、3、4層的拉伸試驗(yàn)。

圖9 TRC復(fù)合材拉伸試件Fig.9 TRC composite tensile test specimen

圖10 TRC試件制作過(guò)程Fig.10 The pouring process of TRC specimen

2.2 試驗(yàn)裝置與加載測(cè)試

試驗(yàn)裝置與加載制度同前文。試驗(yàn)過(guò)程中采用位移計(jì)測(cè)試TRC試件應(yīng)變隨荷載的變化，測(cè)試段長(zhǎng)200 mm，位移計(jì)布置如圖11a、11b。

圖11 TRC試件拉伸破壞過(guò)程Fig.11 Tensile failure process of TRC specimen

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

圖11 為TRC 薄板試件不同受力階段的破壞形態(tài)。初裂裂縫一般發(fā)生在試件中段（圖11a ），隨著荷載繼續(xù)增大，試件進(jìn)入多裂縫開展階段（圖11b ）；繼續(xù)加載，裂縫寬度不斷增大，裂縫處伴隨出現(xiàn)基體剝離現(xiàn)象（圖11c ）；隨后，基體剝離范圍沿長(zhǎng)度方向不斷發(fā)展，最后網(wǎng)格被拉斷（圖11d ）。

表2 為TRC薄板試件拉伸試驗(yàn)所得開裂應(yīng)力、抗拉強(qiáng)度和極限應(yīng)變結(jié)果匯總。其中“開裂應(yīng)力”和“TRC 抗拉強(qiáng)度”為相應(yīng)荷載除以TRC 薄板截面積所得，是TRC復(fù)合材的名義應(yīng)力和抗拉強(qiáng)度；而“網(wǎng)格抗拉強(qiáng)度”為極限荷載除以網(wǎng)格截面積所得，由于達(dá)到極限承載力時(shí)基體材料早已開裂并退出工作，TRC 復(fù)合材的抗拉強(qiáng)度實(shí)際上就是網(wǎng)格的抗拉強(qiáng)度。對(duì)比表2 和表1 可以看出，TRC中的網(wǎng)格抗拉強(qiáng)度明顯高于相同條件下（股數(shù)、層數(shù)）純網(wǎng)格的抗拉強(qiáng)度，這主要是由于TRC中的砂漿基體為網(wǎng)格提供了較好的共同工作基礎(chǔ)，使TRC中的不同纖維股之間能更好地協(xié)調(diào)受力。

表2 TRC試件拉伸結(jié)果一覽表Tab.2 List of tensile results of TRC specimens

試驗(yàn)所得單層不同網(wǎng)格股數(shù)的TRC試件應(yīng)力應(yīng)變曲線見圖12，5股不同網(wǎng)格層數(shù)的TRC試件應(yīng)力應(yīng)變曲線見圖13。如圖12～圖13所示，隨著應(yīng)力增加，應(yīng)變不斷增大，二者之間不再呈線性關(guān)系。

圖12 不同股數(shù)TRC應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.12 Stress-strain curve of TRC with different strands

圖13 5股試件不同層數(shù)纖維網(wǎng)格應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.13 Stress-strain curve of 5- strands TRC with different layers

圖14 為TRC抗拉強(qiáng)度和極限應(yīng)變隨纖維股數(shù)變化的情況。隨著股數(shù)的增多，TRC抗拉強(qiáng)度呈下降趨勢(shì)；當(dāng)網(wǎng)格股數(shù)為8股時(shí)，其抗拉強(qiáng)度較單股時(shí)下降了19.77 %；但與圖7a 相比，下降幅度明顯減小。前者是因?yàn)殡S著股數(shù)增多，其受力均勻性變差，纖維股的共同工作狀態(tài)也變差所致，后者則是因?yàn)門RC 中的砂漿基體為網(wǎng)格提供了一定的共同工作基礎(chǔ)，使TRC中的不同纖維股之間較純網(wǎng)格能更好地協(xié)調(diào)受力。根據(jù)圖14b ，隨著股數(shù)的增多，TRC的極限應(yīng)變基本保持在1.2 %～1.5 %之間，無(wú)明顯變化趨勢(shì)。

圖14 TRC拉伸力學(xué)參數(shù)隨股數(shù)變化關(guān)系Fig.14 TRC tensile mechanical parameters change with the number of strands

圖15 為TRC抗拉強(qiáng)度、TRC中纖維網(wǎng)格抗拉強(qiáng)度和TRC極限應(yīng)變隨網(wǎng)格層數(shù)的變化情況。隨著層數(shù)不斷增多，TRC抗拉強(qiáng)度呈上升趨勢(shì)，4層網(wǎng)格的TRC較單層時(shí)約增大23.29 %；TRC中網(wǎng)格的抗拉強(qiáng)度呈下降趨勢(shì)，4層網(wǎng)格較單層時(shí)約下降18.52 %。前者是因?yàn)殡S著網(wǎng)格增多，增大了TRC的含筋率，使其抗拉強(qiáng)度提高；后者則是因?yàn)榫W(wǎng)格層數(shù)越多，網(wǎng)格層間的共同工作性能越差，導(dǎo)致其抗拉強(qiáng)度越低。但相比于圖8a 的純網(wǎng)格情況，網(wǎng)格層數(shù)對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響幅度基本相同，說(shuō)明TRC中的基體砂漿對(duì)不同網(wǎng)格層間提供的共同工作性能不明顯。

圖15 TRC拉伸力學(xué)參數(shù)隨層數(shù)變化關(guān)系Fig.15 TRC tensile mechanical parameters change with the number of layers

根據(jù)圖15c ，隨著網(wǎng)格層數(shù)的增多，TRC的極限應(yīng)變先是下降，超過(guò)3 層后則是增大。極限應(yīng)變反映了TRC達(dá)到極限承載力時(shí)的變形大小，隨著網(wǎng)格層數(shù)增多，TRC 的含筋率增大，TRC 受拉時(shí)網(wǎng)格的貢獻(xiàn)也增大，而由于纖維網(wǎng)格的受拉彈性模型明顯高于基體砂漿材料，因此，其極限應(yīng)變也隨之下降；至于大于3 層后TRC 極限應(yīng)變反而增大，主要是由于隨著網(wǎng)格層數(shù)增多，網(wǎng)格間共同工作性能更差，導(dǎo)致受力時(shí)網(wǎng)格纖維拉斷過(guò)程變長(zhǎng)，應(yīng)變?cè)龃蟆?/p>

2.4 TRC拉伸本構(gòu)模型

基于ACK 理論（Aveston-Cooper-Kelly）模擬脆性復(fù)合材料的多裂縫特征已經(jīng)相當(dāng)成熟［6］，本文使用ACK 理論推導(dǎo)TRC 拉伸本構(gòu)模型，并做以下假定：①拉伸過(guò)程中TRC 截面滿足平截面假定；②基體與纖維束之間的平均黏結(jié)應(yīng)力為常數(shù)；③纖維束僅受外荷載方向的力，不考慮其橫向收縮變形?；诖耍珹CK 理論可將TRC 單軸拉伸應(yīng)力—應(yīng)變曲線簡(jiǎn)化為三段直線，如圖16 所示。

圖16 中σtu1和εtu1分別為第一折點(diǎn)應(yīng)力和應(yīng)變，即開裂應(yīng)力和開裂應(yīng)變；Etu1為TRC 薄板試件第一階段的彈性模量；εtu2為第二階段結(jié)束時(shí)的應(yīng)變，這一階段假定為水平段，試件的應(yīng)力無(wú)變化；σtu，u為極限應(yīng)力，εtu，u為極限應(yīng)變，Etu3為TRC 薄板試件第三階段的彈性模量，即穩(wěn)定裂縫階段的彈性模量。

根據(jù)ACK 理論，TRC 復(fù)合材拉伸試件第一階段符合復(fù)合材料混合定律，此時(shí)復(fù)合材料的剛度與纖維和基體的彈性模量及體積率有關(guān)［16］，即

式中：Etu1為TRC 復(fù)合材料的彈性模量，Em和Vm分別是基體材料的彈性模量和體積率，Ef和Vf分別為纖維網(wǎng)格的彈性模量和體積率。

第一階段結(jié)束后，試件會(huì)達(dá)到開裂應(yīng)力σtu1，其主要受基材的極限抗拉強(qiáng)度σmu控制：

當(dāng)基體混凝土開裂后，未開裂部分通過(guò)纖維網(wǎng)格與基體材料間的黏結(jié)力將荷載由纖維網(wǎng)格傳遞給基體材料，其有效黏結(jié)長(zhǎng)度δ可根據(jù)應(yīng)力平衡得到，即

式中：Am為基體體積；Cf為單股徑向纖維周長(zhǎng)；n為纖維總股數(shù)；τ為纖維束和基體混凝土之間的平均黏結(jié)應(yīng)力。在多裂縫階段，裂縫的間距在δ和2δ之間。根據(jù)文獻(xiàn)［7］，裂縫間距的平均值可取為1.337倍的δ，因此，第二階段結(jié)束時(shí)的應(yīng)變?chǔ)舤u2為

當(dāng)試件應(yīng)變達(dá)到εtu2時(shí)，多裂縫階段結(jié)束，試件開始進(jìn)入第三階段即穩(wěn)定裂縫階段，在此階段主要由纖維束承擔(dān)應(yīng)力，試件的剛度計(jì)算如下：

當(dāng)纖維網(wǎng)格完全斷裂時(shí)，TRC 復(fù)合材的極限應(yīng)變?nèi)Q于纖維網(wǎng)格材料力學(xué)性能，其表達(dá)式如下：

所以，TRC復(fù)合材拉伸本構(gòu)模型表達(dá)式如下：

式（12）的模型中，纖維網(wǎng)格相關(guān)力學(xué)參數(shù)按纖維網(wǎng)格拉伸試驗(yàn)中結(jié)果采用，基體混凝土彈性模量Em參考課題組先前試驗(yàn)結(jié)果［12］取25.3 GPa，基體混凝土抗拉強(qiáng)度σmu根據(jù)文獻(xiàn)［15］，可通過(guò)抗壓立方體抗壓強(qiáng)度進(jìn)行換算，取

式（12）對(duì)不同股數(shù)試件和不同層數(shù)試件進(jìn)行擬合的結(jié)果見圖12 和圖13 ，各工況下擬合情況基本良好。

3 TRC-混凝土黏結(jié)滑移性能試驗(yàn)研究

3.1 試驗(yàn)試件

試驗(yàn)采用的基體材料和碳纖維網(wǎng)格同前述試驗(yàn)。為研究TRC復(fù)合材與被加固的混凝土構(gòu)件表面間的黏結(jié)滑移性能，本文采用圖17a 所示中心穿有同一根Ф 20鋼筋的成對(duì)混凝土試塊（整體澆筑后再切開）進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn)?；炷猎噳K尺寸300×150×150 mm，實(shí)測(cè)28 d標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊的抗壓強(qiáng)度平均值為36.5 MPa，黏結(jié)滑移試驗(yàn)時(shí)（齡期440 d）立方體試塊抗壓強(qiáng)度平均值為41.1 MPa。TRC施工前先對(duì)混凝土試塊表面進(jìn)行鑿毛處理（圖17c ），實(shí)測(cè)平均鑿毛深度為3.68 mm，經(jīng)對(duì)試塊周邊進(jìn)行保護(hù)處理，有效黏結(jié)范圍為126×128 mm（圖17d ）。為確保試驗(yàn)時(shí)發(fā)生黏結(jié)面破壞（而不是網(wǎng)格被拉斷），試驗(yàn)前經(jīng)切割后預(yù)留的每側(cè)有效黏結(jié)長(zhǎng)度為30 mm。TRC內(nèi)網(wǎng)格層間距和保護(hù)層厚度均為5 mm，試件制作情況如圖18 所示，為防止TRC層產(chǎn)生收縮裂縫，基體砂漿中摻加了一定量的膨脹劑和一定比例的短纖維。試驗(yàn)試件共4組，每組3個(gè)，分別進(jìn)行單層、2層、3層、4層網(wǎng)格的TRC與混凝土黏結(jié)滑移試驗(yàn)。

圖18 TRC-混凝土黏結(jié)滑移試件制作過(guò)程Fig.18 The process of making TRC-concrete bondslip specimens

3.2 試驗(yàn)裝置與加載測(cè)試

試驗(yàn)裝置與加載同前文，位移測(cè)量采數(shù)字圖像相關(guān)法（digital image correlation，簡(jiǎn)稱DIC 技術(shù)），通過(guò)定時(shí)拍照并處理照片中同一個(gè)點(diǎn)相對(duì)位置的變化來(lái)計(jì)算位移變化，如圖19 所示。同時(shí)，還在試件上、下兩端安裝了位移計(jì)以測(cè)量試件總變形量。

圖19 TRC-混凝土黏結(jié)滑移試件位移測(cè)試Fig.19 Displacement measurement of TRC-concrete bond-slip specimens

3.3 試驗(yàn)結(jié)果

TRC與混凝土間的黏結(jié)滑移試件在外荷載作用下主要產(chǎn)生了3種破壞形態(tài)：基體與纖維網(wǎng)格之間的剝離破壞（I型）、TRC與混凝土間黏結(jié)面破壞（IIa型）和黏結(jié)面處混凝土破壞（IIb型），如圖20 所示。表 3 為TRC-混凝土黏結(jié)滑移試驗(yàn)結(jié)果匯總，試驗(yàn)所得不同加固層數(shù)的各試件黏結(jié)滑移曲線如圖21 所示，二者基本呈線性關(guān)系。單層和2層網(wǎng)格時(shí)，破壞形態(tài)以I型為主，3層及以上時(shí)則主要發(fā)生IIa和IIb型破壞，說(shuō)明隨著網(wǎng)格層數(shù)增加，TRC本身抗拉強(qiáng)度提高，相對(duì)而言TRC與混凝土間的黏結(jié)面變?nèi)酢?/p>

圖20 TRC-混凝土黏結(jié)滑移破壞形態(tài)Fig.20 TRC-Concrete bond-slip failure mode

表3 TRC-混凝土黏結(jié)滑移試驗(yàn)結(jié)果一覽表Tab.3 List of TRC-concrete bond-slip test results

圖21 不同加固層數(shù)TRC-混凝土黏結(jié)滑移曲線Fig.21 TRC-concrete bond-slip curve for different reinforcement layers

圖22 為TRC-混凝土黏結(jié)強(qiáng)度和極限滑移量隨網(wǎng)格層數(shù)的變化情況。隨著網(wǎng)格層數(shù)增多，黏結(jié)強(qiáng)度和極限滑移量均呈上升趨勢(shì)，4層網(wǎng)格時(shí)的黏結(jié)強(qiáng)度相較于單層網(wǎng)格增長(zhǎng)了63 %，極限滑移量增長(zhǎng)了71 %。TRC-混凝土間的黏結(jié)滑移包括兩部分：一是TRC內(nèi)部纖維網(wǎng)格與基體材料間的黏結(jié)滑移；二是TRC與混凝土界面間的黏結(jié)滑移。其中黏結(jié)強(qiáng)度受二者中較弱者控制，隨著網(wǎng)格層數(shù)增多，TRC抗拉強(qiáng)度不斷提高，TRC中網(wǎng)格與基體間的抗剝離能力也相應(yīng)提高，界面行為則表現(xiàn)為由Ⅰ型向Ⅱ型轉(zhuǎn)化。理論上，TRC與混凝土界面的黏結(jié)強(qiáng)度主要與基體材料和混凝土材料強(qiáng)度及界面粗糙度有關(guān)，因此可以預(yù)測(cè)，網(wǎng)格層數(shù)達(dá)到一定值后，界面黏結(jié)強(qiáng)度應(yīng)該趨于穩(wěn)定，但本文試驗(yàn)工況有限，未獲得這一網(wǎng)格層數(shù)值，有待后續(xù)進(jìn)一步研究。而TRC-混凝土間的極限滑移量是由纖維網(wǎng)格與基體材料間的滑移量和TRC與混凝土間的滑移量?jī)刹糠纸M成的，其中前者的貢獻(xiàn)更大，因此，隨著網(wǎng)格層數(shù)增多，網(wǎng)格與基體材料間的滑移量增大，表現(xiàn)為圖22b 所示的TRC-混凝土間的極限滑移量也不斷增大。

圖22 黏結(jié)強(qiáng)度和滑移量隨加固層數(shù)變化關(guān)系Fig.22 The relationship between bond-slip parameters and the number of reinforcement layers

3.4 TRC-混凝土黏結(jié)滑移本構(gòu)模型

根據(jù)不同層數(shù)纖維網(wǎng)格試件黏結(jié)滑移試驗(yàn)所得黏結(jié)應(yīng)力-相對(duì)滑移量曲線（見圖21 ），令n為層數(shù)，以單層網(wǎng)格時(shí)的黏結(jié)強(qiáng)度τm1、極限滑移量sm1為基準(zhǔn)進(jìn)行無(wú)量綱化，同時(shí)考慮到網(wǎng)格層數(shù)對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度和極限滑移量的影響，引入黏結(jié)強(qiáng)度、極限滑移量受層數(shù)影響系數(shù)b1、b2可得［16］

式（16）即為TRC-混凝土黏結(jié)滑移本構(gòu)模型，用其對(duì)不同網(wǎng)格層數(shù)的TRC進(jìn)行擬合的結(jié)果示于圖21中，可以看出擬合曲線與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

4 結(jié)論

本文通過(guò)不同股數(shù)和不同層數(shù)纖維網(wǎng)格拉伸試驗(yàn)、不同股數(shù)和不同層數(shù)纖維網(wǎng)格的TRC復(fù)合材拉伸試驗(yàn)、不同層數(shù)纖維網(wǎng)格的TRC-混凝土黏結(jié)滑移試驗(yàn)，研究了纖維股數(shù)和網(wǎng)格層數(shù)對(duì)抗拉性能和界面黏結(jié)性能的影響，主要結(jié)論和成果如下：

（1）隨著纖維股數(shù)和網(wǎng)格層數(shù)的增多，纖維網(wǎng)格的抗拉強(qiáng)度均呈持續(xù)下降的趨勢(shì)，主要是因?yàn)椴煌w維股和不同網(wǎng)格層間不能很好的共同工作所致，而且纖維股數(shù)和網(wǎng)格層數(shù)越多，共同工作性能越差。同樣，隨著纖維股數(shù)和網(wǎng)格層數(shù)的增多，TRC復(fù)合材的抗拉強(qiáng)度也呈持續(xù)下降的趨勢(shì)，但由于基體砂漿材料的存在，不同纖維股和不同網(wǎng)格層間的共同工作性能得到改善，表現(xiàn)為TRC抗拉強(qiáng)度的下降幅度明顯低于纖維網(wǎng)格，TRC中纖維網(wǎng)格的抗拉強(qiáng)度也明顯高于純網(wǎng)格。

（2）隨著網(wǎng)格層數(shù)增多，TRC-混凝土黏結(jié)強(qiáng)度和極限滑移量均呈明顯上升趨勢(shì)，4層網(wǎng)格時(shí)黏結(jié)強(qiáng)度和極限滑移量相較于單層網(wǎng)格分別增長(zhǎng)了63 %和71 %。TRC-混凝土黏結(jié)破壞形態(tài)基本有兩種：TRC內(nèi)部基體與纖維網(wǎng)格之間的剝離破壞（I型）和TRC與混凝土間的黏結(jié)面破壞（Ⅱ型），隨著網(wǎng)格層數(shù)增多，TRC中網(wǎng)格與基體間的抗剝離能力相應(yīng)提高，界面行為表現(xiàn)為由Ⅰ型向Ⅱ型轉(zhuǎn)化，極限滑移量也相應(yīng)增大。

（3）通過(guò)試驗(yàn)研究，建立了隨纖維股數(shù)和網(wǎng)格層數(shù)變化的纖維網(wǎng)格拉伸本構(gòu)模型、TRC復(fù)合材受拉本構(gòu)模型和TRC-混凝土黏結(jié)滑移本構(gòu)模型，為后續(xù)研究和工程應(yīng)用提供了理論依據(jù)。

作者貢獻(xiàn)聲明：

胡克旭：制定研究計(jì)劃，試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)、參與試驗(yàn)過(guò)程和試驗(yàn)結(jié)果分析；

藍(lán)玥：參與試驗(yàn)過(guò)程，試驗(yàn)結(jié)果分析及論文撰寫；

李峣：試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)與制作，負(fù)責(zé)試驗(yàn)和試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理、試驗(yàn)結(jié)果分析及理論分析。