考虑横向钢绞线影响的钢绞线网/工程水泥基复合材料黏结性能试验研究*

朱俊涛 李 燚 王新玲

(郑州大学土木工程学院，郑州 450001)

20世纪90年代，美国密歇根大学的 Li等［1-2］先后利用聚乙烯(PE)、聚乙烯醇(PVA)纤维研制了工程水泥基复合材料(ECC)。随后，国内外众多学者对ECC的研制及相关力学性能进行了深入研究。一致认为：由于纤维的桥联作用，ECC在受拉时呈现出多缝开裂和应变硬化特征，能有效弥补水泥基材料准脆性破坏的缺陷［3-5］。为了使其优越性在工程中得以广泛应用，国内外研究人员在ECC中加入钢筋网、纤维编织网等研制出钢筋网、纤维编织网增强ECC等增强复合材料，并对其进行了相关性能试验研究。结果表明：此类增强复合材料可以明显提高结构或构件的极限承载力及延性。但由于钢筋强度较低，而纤维编织网价格昂贵等诸多因素的影响，延缓甚至限制了ECC及其复合类材料工程应用的进程［6-9］。

另一方面，高强不锈钢绞线具有强度高且运输施工方便等优点，其与砂浆组合而成的高强不锈钢绞线网增强渗透聚合物砂浆已成功应用于国内外的建筑结构加固［10］。然而，由于渗透聚合物砂浆极易开裂，引起应力集中现象，不利于高强不锈钢绞线高强特性的发挥。

综上所述，鉴于两种材料(ECC和高强不锈钢绞线)的优越性能及其增强复合材料的工程应用局限，课题组提出了采用高强不锈钢绞线网增强ECC这一新的增强复合材料，既充分发挥了ECC和高强不锈钢绞线的优点，又克服了增强复合材料的缺点。本文基于课题组前期进行的单根高强不锈钢绞线/ECC黏结锚固试验，对高强不锈钢绞线网与ECC的黏结性能进行拉拔试验，探究横向钢绞线及其间距对高强不锈钢绞线网/ECC黏结锚固性能的影响。

1 试验方案设计

1.1 试件设计

试验设计了4组共24个单边拉拔试件，其参数如表1所示。其中：配方1为水泥、砂、粉煤灰、纤维、硅粉、减水剂等掺合料;配方2为专利产品，主要成分为水泥、砂、粉煤灰、纤维等材料。考虑ECC强度、横向钢绞线及其间距三个参数，研究上述影响因素对高强不锈钢绞线网在ECC中的黏结性能。试件尺寸为150 mm×150 mm×50 mm(已考虑保护层厚度的影响)，锚固长度 la=15 d，如图1所示，近似取为68 mm。在非锚固段缠绕保鲜膜并套入聚氯乙烯管中，避免水泥浆体渗入，影响试验结果。

表1 构件设计参数Table 1 Design parameters of specimens

图1 试件详图Fig.1 Schematic of specimens

1.2 量测方案

试验加载装置及数据量测方案如图2所示。图中，BC段为高强不锈钢绞线网在ECC中的实际锚固长度;AB段为自由端，试验过程中不考虑其变形对滑移量的影响。因此可以利用A点的位移来代替B点的滑移;对于C点的滑移，采用D点位移代替。但由于CD段受力较大且长度较长，需要考虑钢绞线变形对滑移量的影响。

图2 加载装置及示意Fig.2 Schematic diagram of set-up

试验过程中CD段的变形可以表示为：

式中：F为外荷载，即拉拔力;lCD为 CD段的长度;ES、AS分别为高强不锈钢绞线的弹性模量、实际截面面积。

从而可以得到加载端的实际滑移Sl：

式中：SD为D点的滑移量。

进而，其实际滑移量(平均滑移量)S：

由式(4)可得到平均黏结强度τ：

式中：d为钢绞线的公称直径;la为锚固长度。

1.3 材性试验结果

试验采用的高强不锈钢绞线公称直径为4.5 mm，由7×7根钢丝捻制而成，实际截面面积为9.62 mm2。高强不锈钢绞线材料性能拉伸试验结果，如图3所示。试验测得该钢绞线的抗拉强度约为1 572 MPa，弹性模量为109 GPa。

图3 钢绞线材性试验Fig.3 Material property test for stainless steel wire

本次试验采用的ECC中聚乙烯醇纤维的体积掺量为2%，C组和 D组(表 1中配方 2)试件的ECC配方是在A、B组(配方1)所用配方的基础上加入微量增稠剂。对上述两种配方的ECC进行材料性能试验，以测得其基本材料性能指标。试验测试装置如图4所示。ECC抗压性能试验试件尺寸为：70.7 mm ×70.7 mm ×70.7 mm。标准养护 28 d后，测其立方体抗压强度;抗拉强度ft通过40 mm×15 mm×280 mm长条薄板拉伸试验测得，两种配方的ECC强度指标列于表2。

图4 ECC材性试验装置Fig.4 Material property test set-up for ECC

表2 ECC材性试验结果Table 2 Test results of ECC material properties

2 试验现象及结果分析

2.1 试验现象分析

对设计制作的试件进行单边拉拔试验，采用位移加载，加载速度为0.2 mm/min。基于课题前期所做的单根钢绞线黏结性能试验，本试验保护层厚度均大于上述试验的最小保护层厚度，即不考虑保护层厚度的影响。因此，通过试验可以发现：所有试件的破坏形式均为钢绞线的拔出破坏，而未发生劈裂破坏。图5为加载中、卸载后的试件，试验观察到，加载过程中钢绞线沿束的缠绕方向发生明显转动，且钢绞线被拔出后，其肋间有大量的ECC粉末。

2.2 试验结果分析

将上述各组试件进行单边拉拔试验，其拔出力、平均滑移量(由式(3)计算)及破坏模式列于表3。

由表3数据可知：所有试件均为拔出破坏。其中，配方1(A、B组)试件的拔出力远远大于配方2试件(C、D组)。这说明钢绞线与ECC的黏结力主要受ECC强度影响;对于配方1，A组试件的拔出力较B组试件大，而B组试件拔出力基本接近。这说明横向钢绞线的设置使拔出力有所降低，其黏结力与横向钢绞线间距关系不大。对各试件的滑移量而言，总体上拔出力所对应的平均滑移量随横向绞线间距的减小而减小，这说明横向钢绞线的设置虽然削弱了其黏结作用，但限制了两者的相对滑移。对于配方2，由于ECC强度较低，各试件的拔出力较为接近，且所对应的平均滑移量非常小。

图5 试验过程及结果Fig.5 Test process and results

表3 试验结果Table 3 Test results

图6为高强钢绞线网在两种ECC配方中的相对强度-滑移曲线。其中，τ为平均黏结强度，由式(4)计算得出;ft为EEC抗拉强度。从图中可以看出，曲线总体趋势形状基本类似，大致可分为上升段、下降段和残余强化段三个阶段。对于配方1的试件(B34组)，其曲线中，从0加载至 a点，曲线呈线性发展，此阶段相对滑移非常小。二者间的黏结力主要由化学胶结力提供;从a点到b点，曲线呈现为明显的非线性，此时钢绞线网与ECC之间开始脱黏，摩擦力承担主要作用，直至荷载达到峰值;b点至c点(下降段)，由于钢绞线网与ECC之间相对滑移量增大，二者之间的咬合齿发生破坏，摩擦力与机械咬合力逐渐减小，表现为拉拔力逐渐下降;c点至d点(残余强化段)，与钢绞线在ECC中的黏结不同(残余段为平直段)，该阶段残余黏结力有上升趋势，这说明横向钢绞线的设置有效延缓了纵向钢绞线的滑移，从而提高了残余阶段ECC与纵向钢绞线之间的摩阻力。对于配方2的试件(D34组)，其上升段呈现出明显的线性特征，并无非线性发展段;下降段短且陡，这由于钢绞线网与ECC之间脱黏后，摩擦力和机械咬力较小(增稠剂的添加使ECC内气泡增多，钢绞线和 ECC之间的咬合齿发生破坏较快);残余强化段较长，这说明横向钢绞线对残余段的贡献更为明显。此外，从图中曲线可以看出：钢绞线网在两种ECC配方中的脱黏强度接近(τ/ft)，这表明初期黏结力取决于ECC的抗拉强度。

图6 钢绞线网/ECC典型相对强度-滑移关系曲线Fig.6 The typical relative strength-slip curves of stainless steel wire mesh/ECC

3 钢绞线网/ECC黏结性能影响分析

3.1 横向钢绞线的影响分析

图7为A组和B44组(配方1)及C组和D44组(配方2)试件的黏结强度-滑移试验曲线。从图中可以看出，与单根钢绞线相比，横向钢绞线的设置，明显提高了钢绞线网在 ECC中的残余黏结强度。对于配方1，横向钢绞线的设置，使高强不锈钢绞线网在ECC中的最大黏结强度降低20%左右。分析原因：试验采用专用卡扣对纵、横钢绞线进行固定进而形成高强不锈钢绞线编织网，但其交接处的卡扣宽度较大，如图8所示。卡扣的存在对钢绞线的锚固长度有一定削弱，故而降低了其与ECC的黏结力。对于配方2(添加增稠剂)，其最大黏结强度与单根基本接近。分析原因：从曲线趋势可知，ECC强度较低时，上升段几乎全为线性发展，即此阶段黏结力几乎全部由化学胶结力提供，卡扣未对其黏结造成过大损失，故此阶段黏结强度接近。

图7 有无横向钢绞线试件的黏结-滑移曲线Fig.7 Influence of horizontal stainless steel wire on bonding strength of specimens

图8 试件模板及接头处理Fig.8 Specimen template and joints processing

此外，从图7中可知：设置横向钢绞线后，虽然其最大黏结强度有所降低(锚固长度相同)，但达到最大黏结强度时的滑移量减小(添加增稠剂使ECC内部气泡增多，故D组构件初始加载时滑移相对较大)，且钢绞线网在ECC中的黏结滑移曲线更加平缓，其残余黏结强度高于未设置横向钢绞线的。上述结果表明，横向钢绞线的设置有效承担了纵向钢绞线周围ECC产生的环向拉应力。因而可以延缓纵向钢绞线的滑移，限制径向裂缝的产生与发展，进而提高残余阶段ECC与纵向钢绞线间的摩阻力。

3.2 ECC强度的影响分析

由表2数据可知：A组和B组试件ECC的强度(抗压强度和抗拉强度)均高于C组和D组(添加增稠剂改性)，但后者的极限拉应变(可达2.8%)却高于前者。为了分析ECC强度对高强不锈钢绞线网在ECC中黏结性能的影响，将横向钢绞线间距均为20 mm的不同配方试件进行拉拔试验，试件测试所得的黏结强度-滑移曲线如图9所示。

图9 不同ECC强度试件的黏结-滑移曲线Fig.9 Influence of ECC strength on bonding strength of specinens

由图9中两组试件曲线可知：D24组试件的峰值黏结强度比B24组试件的低约40%。这表明：ECC强度对高强不锈钢绞线网与ECC黏结强度影响较大，ECC抗拉强度越高，二者的黏结强度亦越高。此外，从A组与C组试件曲线可以看出：增稠剂的加入虽然使ECC强度降低(增稠剂的添加导致ECC内部引入了大量的微小气泡，这使ECC的表观密度降低了5%左右。从而导致ECC内部缺陷增多，抗拉强度降低)，但其极限拉应变却相对增加。这表明增稠剂的添加使PVA纤维的分散度更好，这对限制内部微裂缝起到了较好的作用，由此其黏结强度-滑移曲线表现为更加平缓。

图10为不同横向钢绞线间距下，ECC抗拉强度对钢绞线网与ECC的黏结强度影响关系曲线。从图中可以看出：横向钢绞线间距不同时，ECC的强度对其黏结强度(峰值黏结强度 τu)影响程度不同。无横向钢绞线时，其曲线斜率较大，这表明钢绞线网/ECC黏结强度受ECC抗拉强度影响较大。此外，随着横向钢绞线间距的减小，ECC抗拉强度对钢绞线网/ECC黏结强度的影响亦逐渐减小。

图10 横向钢绞线间距不同时黏结强度与ECC强度关系Fig.10 Relationship of bonding strength ECC strength for specimens with different horizontal stainless steel wire spacings

图11 不同横向钢绞线间距下黏结-滑移曲线Fig.11 The bonding-slip curves of specimens with different horizontal stainless steel wire spacings

3.3 横向钢绞线间距的影响分析

上述分析表明：横向钢绞线的设置有效承担了纵向钢绞线周围ECC产生的环向拉应力，增加了拔出破坏时的延性。然而横向钢绞线间距等因素对钢绞线网/ECC黏结性能的影响规律尚不明确。因此对设置不同横向钢绞线间距构件的黏结性能进行分析。图11为不同ECC配方构件(横向钢绞线间距为20，30，40 mm)的黏结-滑移试验曲线。

图11a为配方1构件的黏结-滑移曲线。从图中可以看出：横向钢绞线间距为30和40 mm试件的峰值较为接近，而略高于间距为20 mm的试件，但其残余黏结强度则低于间距为20 mm的试件。究其原因：横向钢绞线间距为20 mm的试件，在锚固长度内布置了3根横向钢绞线，这对锚固长度的削弱均大于间距为30，40 mm的试件(后者锚固长度内均布置两根横向钢绞线);而在残余阶段，其残余应力主要由摩阻力构成，卡扣削弱了纵向钢绞线与ECC之间的化学胶结力、机械咬合力，但是提高了摩阻力，且该削弱程度大于其对纵向钢绞线与ECC之间摩阻力的提升。

图11b为配方2构件的黏结-滑移曲线。从图中可以看出，设置横向钢绞线后，其峰值黏结强度基本不变。此外，在峰值黏结强度后，已无较长下滑段;尤其是横向钢绞线间距为20 mm的构件，其滑移曲线出现转折后，仍呈上升趋势;并且残余黏结强度均高于峰值黏结强度。随着钢绞线间距的增大，残余黏结强度减小。这表明横向钢绞线间距对钢绞线网在抗拉强度较低的ECC中的峰值黏结强度影响不大，但随着间距的减小，横向钢绞线可以更有效地分担纵向钢绞线周围 ECC的环向拉应力，阻止ECC劈裂破坏。

图12 横向钢绞线间距与/τu的关系Fig.12 The relationship between horizontal spacing and steel wireτu

4 结束语

通过4组24个试件进行拉拔试验，分析了ECC抗拉强度、横向钢绞线及其间距对高强不锈钢绞线网在ECC中黏结性能的影响规律。得出以下结论：

1)增稠剂的添加降低了高强不锈钢绞线网与ECC的黏结强度，但可提高黏结破坏时的延性。

2)横向钢绞线的设置，使高强不锈钢绞线/ECC的最大黏结强度有所降低，但在黏结破坏残余阶段的延性更好;且随横向钢绞线间距的减小，其黏结强度随之降低，但残余黏结强度却有所增加。

3)横向钢绞线间距越大，ECC强度对高强不锈钢绞线/ECC的黏结性能影响越大。在一定范围内(20～40 mm)，适当减小横向钢绞线间距、ECC强度可以增加其黏结破坏时的延性。