纤维编织网与自应力混凝土黏结性能试验研究 72页

纤维编织网与自应力混凝土黏结性能试验研究ExperimentalStudyonBondBehaviorbetweenTextileandSelf-stressingConcrete作者姓名：金贺楠专业名称：结构工程指导教师：邱建慧教授王伯昕副教授学位类别：工学硕士答辩日期：2015年5月30日 摘要摘要纤维编织网增强自应力混凝土（TextileReinforcedSelf-stressingConcrete，简称TRSSC）结构中，纤维编织网的粗纱能够沿自应力混凝土的应力主方向布置，能够大大提高纤维编织网对自应力混凝土的增强效率，纤维编织网与自应力混凝土能否更好的协调工作取决于两者之间的黏结性能。自应力混凝土基体的自膨胀行为在硬化过程中受到纤维编织网的约束将产生自压力，能够极大地提高混凝土基体的抗裂性能。同时限制膨胀将使混凝土基体结构更加致密从而对纤维束产生强大的握裹力，能够显著提高纤维束与基体的黏结性能。本文依托国家自然科学基金“自应力混凝土的自应力值的定量控制机理研究”（51108207）和吉林省青年科学基金“自应力混凝土桥面铺装在连续桥梁中的结构潜能研究”（201201057）对纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能进行了以下的试验和理论研究工作：1、通过纤维束从自应力混凝土基体中的拉拔试验，研究纤维束的埋置长度、混凝土基体类型对纤维编织网与混凝土黏结性能的影响，并基于Tepfers受均匀内压作用的厚壁圆筒力学模型，建立了纤维编织网与自应力混凝土基体黏结强度的理论计算公式。通过微观电镜试验分析了纤维与混凝土基体间界相的微观形貌。2、利用四折线段的黏结本构模型对纤维粗纱从自应力混凝土基体中的拉拔行为进行解析分析，研究了纤维编织网与自应力混凝土基体脱黏破坏的力学过程。3、对纤维编织网增强自应力混凝土薄板进行了四点弯曲试验，探讨了混凝土基体类型、纤维编织网的配网率、混凝土保护层厚度对纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的影响。4、对纤维编织网增强自应力混凝土薄板的受弯承载能力进行了计算分析，提出了纤维编织网增强自应力混凝土薄板开裂弯矩的计算公式。关键词：纤维编织网，自应力混凝土，黏结性能，薄板弯曲I AbstractAbstractTextileReinforcedSelf-stressingConcrete(TRSSC,forshort)couldmakeagreatlyreinforcementeffectivenessforself-stressingconcrete,becausethefiberbundlecanbearrangedalongwiththemaindirectionofstress.Whethertextileandself-stressingconcretecancoordinatewitheachotherbetterisrelatedtothebondbehavior.Theself-expansionbehaviorisrestrainedbytextilesinthehardeningprocessandproducesself-pressure,whichcansignificantlyimprovethecrackingload.Therestrainedmatrixwillexertastronggripping,whichgreatlyimprovesthebondingproperties.Aseriesofexperimentalandtheoreticalresearchworkaboutthebondbehaviorbetweentextileandself-stressingconcretehavebeencompletedinthepaperbasedontheNationalNaturalScienceFoundationofChina“StudyonQuantitiveControlMechanismofSelf-stressinSelf-stressingConcrete”（51108207）andScienceandTechnologyDevelopmentPlanningSupportProjectofJilinProvince“StructuralPotentialityofSelf-stressingConcreteBridgeDeckPavementUsinginContinuousBridge”（201201057）.1.Theinfluencebetweeninitialbondlengthoffiberbundleandmatrixonthebondbehaviorisinvestigatedbypull-outtests.Thecalculationformulaofthebondstrengthbetweentextileandself-stressingconcreteisestablishedinthispaperbasedonTepfers’partlycrackedthick-walledcylindermodel.Meanwhilethemicro-morphologyofthebondinterfacebetweenthetextileandself-stressingconcreteisobservedthroughascanningelectronmicroscopytest.2.Thepull-outmechanismbetweenfiberbundleandself-stressingconcreteisanalyzedbasedonthefourfoldlinemodel,whichstudiesthemechanicalprocessofdebondingfailure.3.ThisstudyteststhebendingpropertiesofaTRSSCone-waysheetunderfour-pointloading.Thefactorsonbendingpropertiesincludematrixtype,distributiontextilerateandcoverthickness.4.ThebendingmechanicalbehaviorofTRSSCone-waysheetiscalculatedandanalyzed.Thecalculationformulaoftextilereinforcedself-stressingconcretesheetcrackingmomentisproposed.KeyWords:Textile,Self-stressingconcrete,Bondbehavior,SheetsbendII 目录目录第1章绪论...............................................................................................11.1论文的研究背景及意义................................................................11.2自应力混凝土的研究现状...........................................................31.2.1自应力混凝土的国外研究现状...........................................31.2.2自应力混凝土的国内研究现状...........................................31.3纤维编织网增强混凝土的研究现状............................................41.3.1纤维编织网增强混凝土的国外研究现状...........................41.3.2纤维编织网增强混凝土的国内研究现状...........................51.4本论文主要研究内容...................................................................6第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究..............................82.1概述................................................................................................82.2试验方案.......................................................................................82.2.1自应力混凝土基体配合比优化..........................................82.2.2试验用纤维编织网..............................................................92.2.3试件制作及加载方案........................................................142.3拉拔试验结果与分析.................................................................162.3.1纤维束埋置长度对黏结性能的影响.................................162.3.2基体类型对极限拉拔力、初裂荷载和耗能能力的影响.172.4纤维束与自应力混凝土黏结强度的理论计算模型..................192.5电镜试验结果与分析.................................................................22I 目录2.5.1基体的微观形貌................................................................222.5.2纤维束的微观形貌.............................................................232.5.3纤维束与混凝土基体间界面的微观形貌.........................242.6本章小结.....................................................................................26第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析............273.1概述..............................................................................................273.2纤维编织网增强自应力混凝土的黏结机理和黏结本构模型.273.2.1TRSSC的黏结机理............................................................273.2.2黏结本构模型....................................................................283.3四折线段模型的拔出分析.........................................................303.3.1基本假定............................................................................303.3.2纤维编织网拔出分析.........................................................313.4计算分析结果.............................................................................363.5本章小结.....................................................................................38第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究....394.1概述..............................................................................................394.2试验方案......................................................................................394.2.1试验材料.............................................................................394.2.2试件制作及加载方案.........................................................404.3试验结果与分析..........................................................................414.3.1基体类型对薄板弯曲性能的影响....................................414.3.2配网率对薄板弯曲性能的影响........................................45II 目录4.3.3混凝土保护层厚度对薄板弯曲性能的影响....................464.4本章小结.....................................................................................47第5章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的理论分析....485.1概述..............................................................................................485.2TRSSC薄板受弯承载能力计算分析.........................................485.2.1薄板弯曲力学性能分析.....................................................485.2.2TRSSC薄板受弯承载力计算分析....................................495.3TRSSC薄板截面抗裂性能计算分析.........................................535.4本章小结.....................................................................................54第6章结论与展望................................................................................556.1本文工作的总结.........................................................................556.2研究前景与展望.........................................................................56参考文献...................................................................................................58攻读硕士期间发表的学术论文及取得的科研成果..............................63致谢...........................................................................................................64III 第1章绪论第1章绪论1.1论文的研究背景及意义混凝土材料不仅制作工艺简便、价格低廉，而且还具有较好的抗压性能和耐久性能，可通过调整其配合比得到不同的物理力学性能，满足不同的工程要求；[1-2]混凝土可以浇筑成不同形状、不同规模的整体结构构件或预制构件。但混凝土的缺点如自重大、抗拉强度和抗折强度低、韧性差、易于开裂等严重制约了混凝土的扩大应用。钢筋混凝土(ReinforcedConcrete，简称RC)的出现解决了混凝土的抗拉性能差的缺点。钢筋混凝土是将混凝土优良的抗压性能和钢筋优良的抗拉性能相结合。当钢筋埋入混凝土后，钢筋的易腐蚀、不耐火等缺点，因混凝土[3]保护层厚度有所改善。但钢筋混凝土并没有解决混凝土构件抗裂性能差的缺点。由于普通混凝土的抗拉强度和极限拉应变值都很低，这使得钢筋混凝土受拉与受弯等构件在使用荷载作用下，通常是带裂缝工作的。钢筋表面的钝化膜会因为有害物质（如硫酸盐、氯离子等）通过裂缝渗透到混凝土内部而发生破坏，钢筋就会发生腐蚀。同时混凝土保护层的纵向裂缝宽度因钢筋锈蚀物体积的膨胀而加大，最终将引起混凝土的保护层的严重剥落，导致钢筋混凝土结构的严重破坏[4]，如图1.1所示。图1.1钢筋混凝土结构的锈蚀裂缝由于纤维增强混凝土不需要保护层厚度的混凝土，可以采用短纤维增强混凝[5-6]土材料生产具有良好耐久性的薄壁、轻质的构件。混凝土的抗裂性能和延性1 第1章绪论[7]由于短纤维对混凝土的分散配筋作用而大大提高。由于混凝土中的短纤维处于三维乱向分布，导致短纤维的受力方向不明确，增强效率大大降低。目前，短纤维增强水泥基材料已经取得广泛的研究和应用，但常用的纤维掺量一般较低。为了提高其增强能力，加大纤维的体积掺量需要特殊的施工工艺，这些无非增加其应用的复杂性和造价。纤维编织网增强混凝土（TextileReinforcedConcrete，TRC）可以克服短纤维[5-6,8]三维乱向分布导致增强效率低的缺点，且具有较好的裂缝控制能力。如图1.2所示，与短切纤维三维乱向分布相比，纤维编织网可以沿应力主方向布置，纤维网的增强效率得到大大提高。但当混凝土基体开裂时，但由于纤维编织网与混凝土基体的黏结力不足，导致黏结面易出现脱黏现象。此时纤维编织网的极限强度并没有充分利用，且随着荷载的增大，多条裂缝逐渐开展。[9]图1.2不同混凝土增强材料作为膨胀混凝土的一种，自应力混凝土（Self-StressingConcrete,SSC）是通过自应力水泥中的膨胀组分发生水化作用实现体积膨胀。与普通混凝土的体积收缩和开裂相比，由于自应力混凝土的水化产物中包含大量的钙矾石，将导致混凝[10]土基体产生膨胀。在限制膨胀的条件下，自应力混凝土的膨胀能够产生一定数值的自应力，这样可以大幅度提高混凝土的抗裂能力。本文依托国家自然科学基金项目“自应力混凝土的自应力值的定量控制机理研究”（51108207）和吉林省青年科学基金“自应力混凝土桥面铺装在连续桥梁中的结构潜能研究”（201201057），采用纤维编织网与自应力混凝土相结合。由于自应力混凝土基体的自膨胀行为受到纤维编织网的限制将产生自压应力，会大2 第1章绪论大提高构件的开裂能力。纤维编织网与自应力混凝土之间的黏结强度的强弱决定了限制条件下自应力混凝土产生的自压应力值的大小。本文对纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能进行了试验研究和理论分析。1.2自应力混凝土的研究现状1.2.1自应力混凝土的国外研究现状从法国的H.Lossier在1936年发明了膨胀水泥开始，人类开始对膨胀混凝土的性能开始了不断的研究。在50年代中期，前苏联在地铁预制拱环的接缝和防[10]渗等地下工程中开始使用膨胀混凝土。美国ACI223-R-90和ASTM845-90推[11]荐的膨胀水泥有三种：K型（包含4CaO.3Al2O3和游离的CaO），S型（包含CA和C12A7），M型（包含过量的C3A）。到70年代末，K型水泥的应用出现了停滞现象。从上世纪60-70年代开始，日本将K型水泥改进为CSA（无水硫铝酸盐）膨胀剂。日本将CSA膨胀剂掺入到混凝土拌合料中作为补偿收缩混凝土和自应力混凝土（Self-stressingconcrete，SSC）。日本在自应力混凝土的很多方面也都取得了很大成果，如限制变形条件对膨胀混凝土性能的影响、温度、冻[12]融条件对膨胀混凝土力学性能的影响作用等。美国近年来对骨料与膨胀水泥的黏结过渡区微观组成、混凝土组分对膨胀性能的影响等微观理论研究进行的比[13]较深入。1.2.2自应力混凝土的国内研究现状硅酸盐膨胀混凝土、硫铝酸盐膨胀混凝土等10多种以上膨胀剂和自应力混凝土从1957年硅酸盐自应力水泥（M型水泥）被研制成功开始，先后被发明并推广使用。在限制条件下，自应力混凝土的自膨胀行为受到限制后将产生自应力，能够大大提高混凝土的抗裂能力。自应力混凝土压力管构件的制作正是根据此原[11]理，如图1.3所示。目前，在市政输水、输气管线工程、工业用排灰排水管等[13]工程中，金属管材逐渐被自应力混凝土压力管构件代替。但自应力混凝土的应用和发展由于其应用领域有限以及自身存在的一些局限性，包括膨胀量的控制较难、与机械预应力相比预应力值低等很多原因大大受限。近些年来，国内学者3 第1章绪论[14-15][16][17]对钢纤维自应力混凝土的力学特性、自应力计算理论、增强机理等进行了深入的探讨和研究。图1.3自应力混凝土压力管1.3纤维编织网增强混凝土的研究现状1.3.1纤维编织网增强混凝土的国外研究现状采用纤维编织网作为水泥基增强材料的研究出现最早出现在20世纪80年代初，但发展进程相当的缓慢。随着2002年“欧美纤维编织网增强混凝土协会”的成立，标志着对纤维编织网增强混凝土（TextileReinforcedConcrete,TRC）的[18]研究在欧美等国家将正式展开。德国同时对TRC新材料、纤维编织网增强和修复钢混结构和木结构等方面进行了相关研究。[19]对纤维编织网增强混凝土的研究，国外的研究组织主要分以下4个层面：1、纤维编织网增强混凝土基体的工作性能和力学性能的研究；2、纤维编织网与混凝土基体的黏结性能的试验研究；3、纤维编织网增强混凝土薄板或梁等构件的力学性能研究；4、纤维编织网增强混凝土构件组成的复杂结构类型构件的力学性能研究。关于纤维束与混凝土黏结界面性能的研究，上世纪90年代末到21世纪初期PeledA和BenturA等学者对纤维束和混凝土界面性能的试验研究做了大量的探[20-23]索工作。还研究了纤维束的初始张拉对界面黏结性能的影响，在试验的基础上建立了纤维束屈曲的波峰及波长和拉拔力之间的关系。此外2007年PeledA研4 第1章绪论究了在制作TRC构件时对纤维编织网施加预张拉荷载对TRC的弯曲性能及纤维[24]束和基体界面特性的影响。2008年文献[6]的研究表明，对于未浸渍处理的同样织造方式的纤维编织网，碳纤维虽然比玻璃纤维具有更高的抗拉强度，但由于其与混凝土较差的界面性能，导致其增强效率远远低于耐碱玻璃纤维。21世纪初期，对TRC构件力学性能的研究较多。2006年SchieseM等采用[25]聚合物改性精细混凝土对TRC承载能力和裂缝形式的改善进行研究。2006年HeggeJ等学者对TRC薄板拉伸试验进行研究。HeggeJ还对TRC力学性能的影响因素包括双轴荷载、纤维的种类和是否被涂层处理，纤维束及其构成编织物的[26]几何特性，纤维的增强率和增强方向等进行了研究。2008年文献[9]指出影响TRC构件的力学性能的主要因素有配网率，生产运输过程中导致纤维丝、纤维束及纤维网的损伤，纤维编织网与混凝土的界面黏结性能和纤维束在混凝土基体中的主要增强方向等。2008年文献[27]掺加高弹模的短切纤维改性精细混凝土。试验表明，短切纤维大大提高了TRC构件的承载性能和极限应变，大大改善了TRC开裂后的裂缝形式，使裂缝分布更加细密均匀。1.3.2纤维编织网增强混凝土的国内研究现状国内关于TRC构件的研究目前主要包括纤维束和混凝土界面黏结性能及TRC薄板构件力学性能两个方面，且相关研究都处于初步阶段。关于纤维束和混凝土基体界面性能研究，2003年~2005年期间俞巧珍等进行了纺织物与水泥基体材料界面性能的研究，结果显示：织物所用的纤维的性质对[28-29]织物与水泥基体间的界面黏结性能有很大的影响。2005年~2008年期间盐[30-32]城工学院的荀勇等在这方面也进行了大量的研究，他们的研究成果表明：提高纤维织物与混凝土基体间的界面黏结性能包括对纤维织物浸胶和对纤维织物浸胶后施加预应力两种方法。2006年~2012年期间浙江大学的徐世烺团队分别对碳纤维束、玻璃纤维束、芳族聚酸胺纤维束与混凝土的黏结试验进行了相关的试验研究。其研究成果表明：纤维编织网与混凝土的黏结强度、摩擦黏结强度因纤维编织网经环氧树脂胶浸渍都得到了较大提高，大大改善了纤维编织网和混凝土基体的界面黏结性能。除此，纤维编织网经环氧浸渍后在其表面喷砂也能进一步改善其与混凝土基体之5 第1章绪论间的黏结力。纤维束表面黏砂能够产生了一种机械咬合效应，显著提高纤维束与基体间的摩擦力；进一步提高混凝土强度、改善混凝土的工作性能对提高纤维束与混凝土之间的黏结性能都有利。[33]有关TRC薄板力学弯曲性能的研究，1999年姚立宁等采用较大骨料的混凝土研究了纤维格栅增强混凝土梁的性能。试验结果表明：作为混凝土承弯结构中的增强材料，纤维织物具有取代钢筋的可能性。2005年文献[34]研究了织物的铺层铺设方式对水泥基复合材料的影响。2005年~2009年期间荀勇等也是采用[35-37]5mm厚的纤维编织网保护层厚度研究了TRC薄板的弯曲性能。2007年~2008[18,68]年期间徐世烺教授等采用固定的纤维编织网保护层厚度研究了纤维编织网表面黏砂处理、施加预应力和与超高性能水泥基材料结合等对TRC力学性能和使用性能的影响。1.4本论文主要研究内容自应力混凝土的自膨胀行为在硬化过程中受到纤维编织网的约束将产生自压应力，能够极大地提高混凝土基体与纤维编织网之间的黏结作用。由于自应力混凝土基体的自膨胀现象和自压应力值的产生，使得纤维编织网与自应力混凝土基体之间的黏结机理与纤维编织网与普通混凝土基体之间的黏结机理有很大差异。目前国内与国外关于纤维编织网与自应力混凝土黏结性能均无相关研究。由于纤维编织网增强自应力混凝土主要应用于混凝土结构构件的加固，且纤维编织网的限制膨胀作用有一定的影响半径，所以将纤维编织网增强自应力混凝土薄板作为主要研究对象。本文依托国家自然科学基金的资助课题“自应力混凝土的自应力值的定量控制机理研究”（51108207）和吉林省青年科学基金“自应力混凝土桥面铺装在连续桥梁中的结构潜能研究”（201201057），主要进行了以下的研究工作：（1）通过自应力混凝土拌和物的工作性能试验，设计出工作性能满足试验要求的自应力混凝土配合比，对自应力混凝土配合比进行优化设计。（2）进行了纤维束从自应力混凝土中拔出的黏结试验，探讨了改善纤维编织网与自应力混凝土黏结性能的方法。（3）建立纤维束与自应力混凝土黏结强度的理论计算模型，并给出摩擦系6 第1章绪论数的计算值。（4）通过电镜实验，分析纤维束、混凝土基体、纤维编织网与混凝土基体黏结界面的微观形貌。（5）利用黏结本构关系的四折线段模型，对纤维束从自应力混凝土基体中拔出的力学行为进行了解析分析。在建立纤维束各点的剪应力、滑移和拉力的响应方程的基础上，绘制出拉拔力和加载点滑移之间的曲线。（6）对纤维编织网增强自应力混凝土薄板进行了四点弯曲试验。分别探讨了混凝土基体类型、纤维编织网配网率、混凝土保护层厚度对TRSSC薄板开裂荷载、开裂挠度和极限荷载的影响。（7）对纤维编织网增强自应力混凝土薄板正截面抗弯能力进行研究，给出了TRSSC薄板开裂弯矩计算分析的方法。7 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究2.1概述目前对纤维编织网增强混凝土的纤维编织网与混凝土基体黏结性能的研究[18,30,38-41]中，国外和国内的学者的混凝土基体优化设计采用的原材料都是普通硅酸盐水泥，构件性能的改善全部来自于研究混凝土基体与纤维网的黏结性能。如果将基体材料换为自应力混凝土，由于基体的自膨胀行为在硬化过程中受到纤维编织网的约束将产生自压应力，能够极大地提高混凝土基体与纤维编织网之间的黏结作用。二者之间的黏结作用越强，TRC的抗裂性能和抗拉性能就越优良。但由于SSC基体的自膨胀现象和自压应力的产生，使得纤维编织网与SSC基体之间的黏结机理与普通混凝土基体有很大差异。本章通过直接拉拔试验研究纤维束埋置长度、不同基体类型对纤维编织网与自应力混凝土之间黏结性能的影响。建立了基于Tepfers受均匀内压作用的厚壁圆筒力学模型的纤维编织网与自应力混凝土之间黏结强度的理论计算公式。最后通过扫描电镜试验分别分析了纤维、混凝土、纤维与混凝土基体间界相的微观形貌，验证了以上结论的正确性，进而为纤维编织网增强自应力混凝土的工程应用提供设计参考。2.2试验方案2.2.1自应力混凝土基体配合比优化为使纤维编织网与自应力混凝土能够有良好的黏结性能，必须对传统的自应力混凝土的配合比进行优化设计。为保证自应力混凝土能够充分渗透并包裹纤维编织网，要求SSC基体具有较好的流动性且不离析。基体配合比优化采用的原材料为：（1）水泥：4.0级安全型自应力硫铝酸盐水泥。（2）细集料：选用优质河砂，筛分析情况见图2.1(a)，中砂。（3）粗集料：公称粒径5-16mm，其筛分析情况见图2.1(b)。（4）超塑化剂：使用第三代聚羧酸盐混凝土高性能超塑化剂。8 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究(a)细集料筛分曲线(b)粗集料筛分曲线图2.1集料筛分曲线按照SL352—2006《水工混凝土试验规程》要求进行自应力混凝土拌合物坍落度试验。本试验配制了满足上述工作性能的SSC基体，其配合比见表2.1。3表2.1自应力混凝土的配合比kg/m组分胶凝材料水细集料粗集料外加剂优质河砂，中石灰岩碎石，性能4.0级安全型自应力Viscocrete3301MH纯净水砂，细度模数公称粒径要求硫铝酸盐水泥高性能超塑化剂为2.5095mm-16mm配合比6632397965301.193表2.1中自应力硫铝酸盐水泥的单位用量较大（超过了550kg/m），这是因为自应力混凝土的配合比设计是以建立较大自应力值作为设计目标的，是基于基体膨胀性能与拌和物工作性能综合考虑的取值。试验设计同时包括了基体材料为普通混凝土的试件，其水泥采用P.O42.5水泥代替自应力水泥，其他组分配合比与表2.1相同。2.2.2试验用纤维编织网2.2.2.1纤维编织网的材料简介表2.2为几种纤维材料与HPB300钢筋、钢绞线的物理力学性能对比列表。9 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究[42-43]表2.2几种材料的物理力学性能表纤维类型拉伸强度/GPa弹性模量/GPa极限应变/%温度膨胀系数高抗拉碳纤维3.0-5.0200-2501.75-1.91轴向：-0.1到-1.3耐碱玻璃纤维3.0-3.571-742.0-4.34.8芳族聚酸胺纤维2.8583.3轴向：-2HPB300钢筋0.372702212钢绞线1×71.861953.512碳纤维和玻璃纤维是目前用来制作纤维编织网比较广泛的纤维材料。其中碳纤维的物理化学性能较稳定，其抗拉强度和弹性模量较大，但由于较高的造价制约了碳纤维的应用，碳纤维一般用于结构加固方面，如图2.2所示。玻璃纤维抗拉强度和弹性模量较低，同时会受到混凝土中游离碱离子的侵蚀而导致性能下降，但是造价较低。耐碱玻璃纤维由于表面附有耐碱物质氧化锆（ZrO），虽然抗拉强度和弹性模量较碳纤维低，但造价较碳纤维低廉很多，因此耐碱玻璃纤维较碳纤维在新建建筑中的显得更有应用前景。图2.2碳纤维布加固结构2.2.2.2纤维编织网的编织方法纤维单丝组成纤维束。再将若干纤维束组成的至少经纬两向连续纤维束编织成平面或者立体的结构，即纤维编织网。图2.3为常见的几种纤维单丝组成纤维束的方式。10 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究[44-45]图2.3纱线的结构形式目前纤维编织网的编织方法主要采用平织编织方法和针织编织方法。针织方式如图2.4（a）所示。图2.4（b）表示的是平织编织方式。（a）针织（b）平织[46]图2.4纤维编织网的编织方式2.2.2.3纤维编织网的应用前景由于构成纤维编织网的材料具有轻质、高抗拉强度、耐腐蚀性强等特点，纤[18]维编织网增强混凝土结构可在下列领域得到应用：（1）具有防磁化要求的结构。（2）海口、港口和水工建筑物的恶劣腐蚀环境以及修复和防锈加固环保混凝土建筑结构的相关工程。（3）由于纤维编织网的混凝土保护层厚度只需满足纤维编织网的黏结要求，因此可构成许多大跨度拱、穹顶和壳等薄壁轻质的复杂结构。（4）受力构件、建筑物装饰构件和混凝土的永久免拆模板。11 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究2.2.2.4试验用纤维编织网试验采用耐碱玻璃纤维编织网，采用平织的编织方法。耐碱玻璃纤维连续粗纱由于氧化锆（ZrO）的存在，耐碱性得到很大的提高，能够有效抵抗水泥中高碱性物质的侵蚀，且造价较低廉，如图2.5所示。为提高纤维束的协同受力能力，将其表面用环氧树脂胶浸渍，固化剂与稀释剂的比例选用5:1。在环氧树脂胶涂刷的过程中，要保证胶能浸渍到纤维束内部的粗纱之间，使粗纱之间充分黏结，待环氧树脂固化后，实现纤维粗纱黏结成一体，大大提高纤维编织网协同受力能[47-49]力。图2.6为耐碱玻璃纤维编织网的结构图。图2.5耐碱玻璃纤维连续粗纱（a）试验用纤维网（b）环氧树脂浸渍后的纤维网图2.6耐碱玻璃纤维编织网的结构图由于生产和使用的过程中，纤维粗纱可能会受到损伤，因此试验前需要测定环氧树脂胶浸渍的纤维编织网的力学性能。根据《定向纤维增强塑料拉伸性能试验方法》GB/T3354-1999中介绍的试验12 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究方法，确定试验的试件形状、尺寸和方法，对环氧树脂浸渍的纤维束的抗拉强度进行测量。试件的形状见图2.7。试件各部分尺寸的取值见表2.3。为了防止夹具的应力集中引起纤维束的提前破坏，试验前在纤维束的两端用纤维片材作为加固垫片，并将垫片和纤维束用环氧树脂胶固定。纤维束抗拉强度测量试验装置见图2.8。图2.7纤维束拉伸试件的形式表2.3纤维束拉伸试件各部分允许取值/mm名称总长（L）宽度（B）夹具与垫片长度（A）工作段长度（D）厚度（E）取值260505016020图2.8纤维束抗拉强度测量试验装置由于纤维编织网经环氧树脂胶浸渍后，纤维束的断面形状难以确定。纤维束的截面面积近似用下式估算：−5Tex270010×22A==×10=0.975mm（2-1）fD2.77f2其中：Af——纤维束的截面面积（mm）；13 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究Tex——连续纤维粗纱单位长度的质量（g/1000m）；3Df——纤维粗纱的密度（g/cm）。由试验测得纤维束的极限拉力平均值为1580N，其抗拉强度为1620MPa，本章近似取为1600MPa。经过环氧树脂胶浸渍的纤维束的力学性能见表2.4，其中弹性模量和极限应变取值参考纤维生产厂家提供的数据。表2.4纤维束的力学性能纤维拉伸强度弹性模量单位长度极限理论面积纤维类型根数2MPaGPa质量Tex应变mmkARC13-2700H9.216007627000.0210.9752.2.3试件制作及加载方案首先分别制作尺寸为800mm×400mm×20mm和800mm×400mm×15mm的模具。制作试件时，先制作保护层厚度的模具，然后将纤维网固定在上面，最后安装剩余部分的模具，如图2.9（a）所示。浇筑混凝土并轻微振捣，覆盖塑料薄膜喷水养护24h后拆模，如图2.9（b）。在标准养护条件下静置28天后，用石材切割机从中切出200mm×80mm的标准拉拔试件。试件分组情况见表2.5。为了消除夹具夹持试件部分对黏结性能试验结果的影响，将夹具夹持试件部分设计为素混凝土，试件素混凝土部分长度为50mm，一组试件5个。在拉拔试件上切割诱导缝，使试验中每个拉拔试件切缝处内仅保留一根纤维束，保证最后试验现象为单根纤维束的拔出或拉断。拉拔试验装置见图2.10。（a）试件模具（b）浇筑后的试件图2.9试件制作过程14 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究表2.5试件分组情况基体类型试件板厚/mm纤维埋长/mm保护层厚度/mm20730715407507自应力混凝土20103010204010501020730715407507普通混凝土201030102040105010(a)拉拔装置(b)拉拔试件及尺寸图2.10拉拔试验装置黏结性能试验采用电子万能试验机进行，加载速率取为1.0mm/min，荷载-位移全曲线由德国imc动态测试系统采集，如图2.11所示。15 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究图2.11imc动态采集仪2.3拉拔试验结果与分析2.3.1纤维束埋置长度对黏结性能的影响如图2.12是纤维束埋长对纤维编织网与自应力混凝土黏结性能的影响的试验结果。图中L代表纤维束埋长。从图中可以看出，随纤维束埋长增长，其极限拉拔力增加。这是由于纤维束埋长越长，黏结接触面积越大，纤维束和自应力混凝土基体之间的摩擦阻力越大。当纤维束埋长小于40mm时，纤维束可以缓慢地从试件中拔出，如图2.13（a）所示。当纤维束埋长增长到50mm时，曲线出现陡降现象，说明达到极限荷载后纤维束内部部分纤维丝已经断裂，不能继续承担荷载，试验过程中出现明显的部分纤维丝被拉断的清脆声音，如图2.13（b）所示。对比两组不同板厚试件的拉拔试验结果，当纤维束埋置长度为40mm时，极限拉拔力较高，峰值过后，曲线延性较好，可以保证在较大的拉拔力下，纤维束被缓慢的拔出，构件吸收能量的能力较好。16 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究(a)板厚15mm(b)板厚20mm图2.12纤维束埋长对纤维网与自应力混凝土黏结性能的影响（a）纤维束被拔出（b）纤维束被拉断图2.13纤维束拉拔试验结果2.3.2基体类型对极限拉拔力、初裂荷载和耗能能力的影响图2.14是纤维编织网与普通混凝土及自应力混凝土黏结性能的对比试验结果。从图中可以看出，当定向纤维束埋长一定时，自应力混凝土基体的试件的极限拉拔力明显大于普通混凝土基体的试件。图2.14给出了纤维束埋长为20mm和30mm的曲线对比图。其中SSC代表自应力混凝土基体；C代表普通混凝土基体。具体极限拉拔力试验结果对比见表2.6。图2.14曲线的开裂能力和耗能能力试验结果对比见表2.7。表2.6中D为混凝土薄板的厚度；la为纤维束的埋置17 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究长度；FSSC,M为SSC试件的极限拉拔力；FC,M为C试件的极限拉拔力。表2.7中FSSC为SSC试件的初裂荷载，它是拉拔过程中定向纤维束与混凝土黏结界面出现第一条裂缝时的荷载。FC为C试件的初裂荷载；SSSC为SSC试件的荷载-位移曲线下的面积；SC为C试件的荷载-位移曲线下的面积。从表2.6中可以看出，当定向纤维束埋长一定时，自应力混凝土试件的极限拉拔力较普通混凝土试件的极限拉拔力提高了9%~27%。从表2.7中可以看出，当定向纤维束埋长一定时，自应力混凝土试件的黏结界面的初裂荷载较普通混凝土试件的黏结界面的初裂荷载提高10%~40%，自应力混凝土试件的耗能能力较普通混凝土试件的耗能能力提高16%~48%。这是由于自应力混凝土在膨胀的过程中受到纤维束的限制作用产生自应力，同时混凝土基体的膨胀对纤维束产生径向压应力，增加了纤维束和混凝土基体间的初始黏结强度，提高了纤维束与混凝土基体间的摩阻力，最终提高了试件的极限拉拔力、初裂荷载和耗能能力，纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能优于纤维编织网与普通混凝土的黏结性能。(a)板厚15mm(b)板厚20mm图2.14基体类型对纤维网与混凝土黏结性能的影响18 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究表2.6极限拉拔力试验结果对比试验参数试验结果试件板厚/mmla/mmFSSC,MFC,MFSSC,M/FC,M201127.74888.521.27301287.051087.011.18D=15401399.161281.551.09501490.01326.501.12201053.28911.571.16301383.131106.901.25D=20401435.811209.501.19501488.041314.311.13注：FSSC,M、FC,M的单位均为N。表2.7初裂荷载和耗能能力试验结果对比试件试验试验结果板厚参数/mmla/mmFSSCFCFSSC/FCSSSCSCSSSC/SC201014.55846.611.207876.445376.761.46D=15301098.40996.181.109651.936521.691.48201031.27735.551.406684.155744.541.16D=20301218.62909.881.345583.204763.541.17注：1、FSSC、FC的单位均为N。2、SSSC、SC的单位均为N.mm。2.4纤维束与自应力混凝土黏结强度的理论计算模型以往有关钢筋混凝土黏结强度的计算表达式基本上都是从试验数据回归得[50-51]到的。因为试验设计大多数是针对一种特定的混凝土材料，这些特定材料的表达式能在一定程度上反映自身的黏结强度，但应用范围十分有限。本文基于[52-53]Tepfers受均匀内压作用的厚壁圆筒力学模型，并考虑定向纤维束与自应力混凝土之间的摩擦效应，建立了定向纤维束与自应力混凝土之间黏结强度的理论分析模式。采用弹性力学的分析方法，将拉拔试件的受力分析看作受均匀分布压力作用的厚壁圆筒受力模型。取拉拔构件单位长度纤维束范围内的自应力混凝土为分析单元，其受力图见图2.15。其中P为纤维束对自应力混凝土的约束力。µP为纤维束与自应力混凝土间的摩擦效应（µ为摩擦系数）。径向合力即为自应力混凝土环受到的定向纤维束均匀内压力P1，纵向合力即为定向纤维束与自应力混凝土19 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究间的黏结强度τ。即：τ=µP，P=P(2-2)1图2.15自应力混凝土受力单元图2.16混凝土部分开裂的力学模型采用部分开裂厚壁圆筒的弹性力学模型对轴拉构件进行受力分析，见图2.16。其中P2为自应力混凝土的未开裂部分所受到的压应力。则根据弹性力学知：Pdπ=2bPπ（2-3）12式中：d——定向纤维束直径（mm）；b——定向纤维束中心到开裂混凝土边缘的距离（mm）。将自应力混凝土的未开裂部分当作一个受均匀内压P2作用的厚壁圆筒模[54]型。由弹性力学知，未开裂部分的自应力混凝土受到的环向拉应力为：22bP(cd+/2)2σ=[1+]（2-4）θ222(cd+/2)−br式中：c——定向纤维束的保护层厚度（mm）；r——试件中心到试件任一点的距离（mm）。设混凝土开裂部分圆环的外半径为b，混凝土开裂部分圆环的内半径为d/2，20 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究则混凝土的未开裂部分所受的最大环向拉应力σθmax应位于r=b处。当r=b代入式（2-4），并由式（2-2）、（2-3）经简化得：22Pdcd(+/2)+bσ=（2-5）θmax222(bcd+/2)−b环向拉应力σθmax能够达到的最大值为自应力混凝土的开裂强度fcr，即有σ=f（2-6）θmaxcr式（2-6）代入式（2-5）得：22p2(bcd+/2)−b=（2-7）22fdcd(+/2)+bcr由式（2-7）解得混凝土的最大开裂半径b为：b=0.486(cd+/2)（2-8）max将式（2-8）代入式（2-7）将得到P的最大值为：cd+/2p=f（2-9）cr1.664d将式（2-9）代入式（2-2）得黏结强度的公式：cd+/2τ=µf（2-10）cr1.664d此黏结强度的计算公式主要考虑了自应力混凝土的开裂强度fcr和定向纤维束与自应力混凝土的黏结界面的摩擦系数µ。其中fcr与自应力混凝土的限制膨胀量有关，µ是个待定常数。拉拔试验结果说明了纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能明显优于其与普通混凝土的黏结性能。因此µ不仅与环氧树脂浸渍的纤维束表面粗糙程度有关，还与自应力混凝土对定向纤维束紧密包裹的程度有关。由于影响摩擦系数的因素有很多，通过试验来直接测得定向纤维束与自应力混凝土摩擦系数难度很大。本文通过试验数据统计分析，并结合式（2-10）得出定向纤维束与自应力混凝土的黏结界面的摩擦系数µ值为0.93，纤维束与普通混凝土的黏结界面的摩擦系数µ值为0.88。21 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究2.5电镜试验结果与分析2.5.1基体的微观形貌试验采用JSM-6700场发射扫描电镜观测基体的微观形貌。图2.17是自应力混凝土基体的SEM照片。图2.18是普通混凝土基体的SEM照片。从图2.17和图2.18可以看到，硫铝酸盐膨胀水泥的主要水化矿物是钙矾石（AFt），水化氧化铝凝胶（Al2O3⋅3H2O）和水化硅酸钙凝胶(C-S-H)。硫铝酸盐膨胀的根本原因在于AFt的形成，它是一种针状或者柱状的六方晶体，会产生明显的体积膨胀，起[55]到密实水泥石内部结构的作用。在硫铝酸盐膨胀水泥的水化硬化过程中，膨胀变形产生的结晶压力在纤维编织网的限制条件下转化为水泥石的自应力。膨胀水泥的主要水化物与普通水泥的主要水化产物没有本质的差别，但由于膨胀水泥石的膨胀产生于AFt晶体的结晶压力，因此膨胀水泥石中的AFt晶体成分比普通水泥石多很多。如图2.17中柱状的AFt晶体较多，而图2.18中很难找到针状或柱状的AFt晶体，成纤维状和网络状的C-S-H较多。在同种纤维束增强的情况下，正是由于AFt晶体在形成过程中受到定向纤维网的约束，产生径向内压力P，使自应力混凝土基体结构致密，对定向纤维束紧密包裹程度远大于普通混凝土，导致µ值提高从而使纤维束与混凝土基体的黏结作用得到极大的增强。同时由于自应力混凝土膨胀变形在纤维网限制条件下转化为水泥石的自压应力，导致自应力混凝土的fcr值大于普通混凝土的fcr值。图2.17自应力混凝土基体的SEM照片22 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究图2.18普通混凝土基体的SEM照片2.5.2纤维束的微观形貌图2.19是试验前定向纤维束表面的SEM照片。从图中看出纤维束的表面没有破损，纤维束很好的被环氧树脂包裹。图2.20是试验后定向纤维束表面的SEM照片。从图中看出纤维束外部的部分纤维单丝被拉断。这是因为在纤维束被缓慢拔出的过程中，由于自应力混凝土与纤维束外部的纤维丝黏结紧密，导致拔出时纤维束外部表面破损严重，部分纤维单丝达到极限强度被拉断。同时纤维单丝被拉断的位置明显不同，这说明虽然经过环氧树脂浸渍，但同一根定向纤维束中的纤维单丝协同受力程度仍不尽相同，与自应力混凝土基体黏结紧密的纤维束外部最先受力。从纤维单丝局部放大的SEM照片中看出虽然纤维单丝之间受力程度不同，但自应力混凝土基体对纤维单丝表面磨损并不严重，破坏由拉应力超过纤维单丝抗拉强度引起，断口平齐。23 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究图2.19试验前纤维束表面的SEM照片图2.20试验后纤维束表面的SEM照片2.5.3纤维束与混凝土基体间界面的微观形貌如图2.21是定向纤维束拔出后纤维束与自应力混凝土黏结界面的SEM照片。从图中可以观测到纤维束拔出后自应力混凝土基体黏结界面的破损较严重，脱离纤维束表面的环氧树脂颗粒较小且分布较分散。从图2.21中可以看出，经过环氧树脂浸渍的纤维束表面凹凸不平，存在很多细小的孔穴。在自应力混凝土水化硬化过程中，膨胀应力迫使水化产物向纤维束表面上的这些细小的孔穴中渗透，使水化产物与纤维束表面黏结得更为致密。细小的孔穴中充满了水化物，从而使纤维束与混凝土黏结面上的机械咬合力得到大大的提高，导致摩擦系数µ值提高，从而使纤维束与混凝土基体的黏结作用得到极大的增强。正是由于存在较24 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究大的机械咬合力，导致纤维束在拔出的过程中对原本致密的基体产生了较大的破坏。图2.22是定向纤维束拔出后纤维束与普通混凝土黏结界面的SEM照片。从图中可以看出，纤维束拔出后黏结界面普通混凝土基体的破损较小，脱离纤维束表面的环氧树脂颗粒较大且分布较集中。这是因为在纤维束拔出过程中，由于只存在较小的机械咬合力，对原本致密的基体破坏较小。故纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能明显优于其与普通混凝土的黏结性能。图2.21纤维束与自应力混凝土黏结界面的SEM照片图2.22纤维束与普通混凝土黏结界面的SEM照片以上分别对混凝土基体、定向纤维束、黏结界面微观形貌进行了试验分析，从微观的角度说明了由于自应力混凝土水化矿物AFt的大量存在，在定向纤维束限制条件下将产生自应力，自应力混凝土的fcr值大于普通混凝土的fcr值。同时25 第2章纤维编织网与自应力混凝土拉拔试验研究水化过程中产生的体积膨胀将对定向纤维束的包裹更为致密，导致定向纤维束与自应力混凝土基体黏结界面的摩擦系数µ值较普通混凝土大。此时定向纤维束从自应力混凝土中拔出或拉断所需的极限荷载更大，纤维束与自应力混凝土界面黏结强度明显大于纤维束与普通混凝土的界面黏结强度，与试验结果吻合。2.6本章小结（1）通过定向纤维束从自应力混凝土薄板中的拔出试验，分析了纤维束埋置长度、不同基体类型对纤维编织网与混凝土黏结性能的影响。试验结果表明随纤维束埋入自应力混凝土中的长度的增长，试件的极限拉拔荷载逐渐提高。当定向纤维束埋长一定时，纤维编织网与自应力混凝土的黏结界面的初裂荷载和耗能能力较纤维编织网与普通混凝土的黏结界面的初裂荷载和耗能能力分别最多提高40%和48%。纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能明显优于纤维编织网与普通混凝土的黏结性能。（2）基于Tepfers受均匀内压作用的厚壁圆筒力学模型，建立了纤维编织网与自应力混凝土黏结强度的理论计算公式。（3）通过微观电镜实验，分析了纤维束、混凝土基体、纤维编织网与混凝土基体黏结界面的微观形貌。电镜试验结果从微观层面证明了纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能明显优于纤维编织网与普通混凝土的黏结性能。26 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析3.1概述纤维编织网增强混凝土构件受力时，黏结力通过纤维网与混凝土之间的黏结面传递，纤维网的增强效率取决于黏结面的性能。纤维编织网能否和自应力混凝土具有良好的协同受力能力，能否充分发挥两种材料的优良性能，取决于纤维编织网和自应力混凝土之间的黏结性能。本章结合上一章，在对拉拔试验结果进行分析的基础上，介绍了纤维编织网在自应力混凝土中脱黏破坏的机理。在已有的几种黏结本构模型分析的基础上，提出黏结本构关系的四折线段模型。利用虚拟裂缝的四折线段模型对纤维束从自应力混凝土中的拉拔行为进行解析分析。建立了纤维编织网与自应力混凝土黏结面纤维束上各点的剪应力、滑移和拉力的响应方程，为以后的印证黏结参数和进行黏结试验的数值模拟提供了参考。3.2纤维编织网增强自应力混凝土的黏结机理和黏结本构模型3.2.1TRSSC的黏结机理化学黏结力、摩阻力和机械咬合力组成了纤维束与自应力混凝土之间的黏结力。纤维束在拔出的初始阶段，化学黏结起主要的抗拔作用。在黏结滑移曲线的上升段承担抗拉作用的力主要由摩阻力和机械咬合力组成。根据拉拔结果分析，在曲线的上升段的初期，曲线斜率较大。当滑移增加到一定值时，曲线斜率稍微减小，并不减小到0。这是由于自应力混凝土在膨胀的过程中受到定向纤维束的限制作用产生自压应力，同时自应力混凝土基体的膨胀对定向纤维束产生径向压应力，增加了定向纤维束和自应力混凝土基体间的初始黏结强度，提高了定向纤维束与自应力混凝土基体间的摩阻力。在曲线的下降段，此时黏结力主要是残余的摩阻力。由于埋入混凝土中的纤维束的截面形状难以确定，并且自应力混凝土基体的力学性能和膨胀性能、试验加载形式及加载速率、纤维束表面处理方法等都对纤27 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析维编织网与自应力混凝土之间的黏结性能有一定的影响。因此纤维编织网与自应[56-57]力混凝土的黏结机理很复杂。根据虚拟裂缝理论，纤维束与混凝土的脱黏区域的前一方开始于一个长度可达几个纤维直径的模糊区域。在这个区域（虚拟裂缝区域）内，纤维束和混凝土部分脱黏，真实裂缝区域发生在虚拟裂缝区域后。试件内部由于制作原因在荷载加载前就随机分布了一些微小裂缝和空穴，这些空穴大多数彼此独立并没有贯通。荷载加载后，新出现的裂缝和空穴与原本存在的微小裂缝和空穴贯通起来，形成了一个随着荷载的增加逐渐向试件内部延伸的新的裂缝发展区域。随着外部荷载的持续作用，黏结面的脱黏破坏不断向试件的内部发展。当试件的固定端处的纤维束与混凝土黏结界面脱黏后，脱黏区域扩展于整个黏结面，纤维束因为整体脱黏被缓慢的拔出。图3.1为拔出材料的材料反应区域分布图。图3.1拔出材料的材料反应区域分布图3.2.2黏结本构模型[57]黏结本构模型是对黏结面上剪应力和滑移的关系的精确描述。黏结本构模型按照对脱黏现象的理解不同，可以分为两种。第一种是在虚拟裂缝区域内，黏结面某点的剪应力是滑移的函数，称为黏结滑移模型。另一种模型的脱黏是在黏结面上某点的黏结力达到最大的时候发生，称为黏结脱黏模型。目前学者对黏结本构模型的研究比较多，且每一种黏结本构模型都有各自的特点和不足。对钢[58-61]筋混凝土的黏结本构模型的研究相对较早且比较完善。文献[62-63]提出了纤维增强塑料筋混凝土的连续曲线本构关系模型。适用于纤维束和混凝土的黏结本构模型主要有以下三种：（1）连续曲线模型：物理概念明确，光滑连续，需要确定4个参数，如图3.2所示。28 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析[63]图3.2连续曲线模型连续曲线模型的本构方程为：τss=2−,0≤≤ss0τss000（3-1）22（s−s)(2ss+−3)s(ss−)(3s−2ss−)ττ=uu0+τ0u0,s≤≤ss03u30u(s−s)(s−s)u0u0式中：τ0——曲线峰值点的剪应力（MPa）；s0——曲线峰值点的滑移（mm）；τu——残余剪切强度（MPa）；su——剪应力达到残余剪切强度时的滑移（mm）。（2）三线段模型：由3段直线段组成。初期剪应力随滑移线性增长，当剪应力达到τm后，线性下降。当滑移增长超过sb后，黏结面上的剪应力仅残余摩阻力，黏结力降为常数τb，黏结面上的点进入脱黏区域。需要4个参数就可以确定三线段模型的本构方程，如图3.3所示。[56]图3.3三线段模型29 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析（3）四线段模型：由两段平直线和两段斜直线组成。黏结面上的剪应力随滑移的增加线性增长，当剪应力达到τm时，黏结面有一个短暂的塑性流动。随着滑移的继续增加，黏结面的剪应力开始线性下降。当滑移超过sc后，黏结面上的摩阻力降为τc，黏结面上的相应点进入脱黏区域。如图3.4所示，确定四线段模型的本构方程总共需要5个参数。[57]图3.4四线段模型文献[57,64]采用四线段双平行线模型进行有限元分析，结果能较准确的反映纤维束和混凝土的黏结情况。连续曲线模型下降段的本构方程形式繁琐，不便于数学计算。基于拉拔试验曲线结果分析和数学分析的方便性，本文采用四折线段模型（如图3.7）对定向纤维束从自应力混凝土中的拉拔现象进行解析分析。3.3四折线段模型的拔出分析3.3.1基本假定对定向纤维束及其从自应力混凝土中的拉拔过程进行如下假定：（1）定向纤维束是各向同性且均质的线弹性圆柱体；（2）试验拉拔力是缓慢施加的；（3）计算定向纤维束滑移的时候，不考虑自应力混凝土基体的变形；（4）不考虑泊松效应和纤维束端部正应力对黏结的影响；（5）纤维束的黏结长度能够满足试件的加载端的纤维束进入摩擦阶段前，试件的自由端的纤维束没有产生滑移。在拉拔力的作用下，自应力混凝土内定向纤维束某段的受力情况如图3.5。30 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析图3.5拉拔力学模型3.3.2纤维编织网拔出分析记剪切面上滑移、黏结力、应变、应力及拉力都是x的函数，分别记为s（x）、τ（x）、ε（x）、σ（x）、f（x）。se、τe、εe、σe、fe分别为其在自由端的值。黏结面上剪应力分布、本构关系模型分别如图3.6、3.7所示。图3.6接触面上剪应力分布图3.7四折线段模型31 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析文献[65]提出了著名的剪应力和滑移的微分关系方程：ds2Cf=τ()s（3-2）2dxEAff式中：Cf——纤维束截面的周长（mm）；2Af——纤维束截面的面积（mm）；2Ef——纤维束的弹性模量（N/mm）。外力作的虚功为：sx()xsx()W=[τ()]sdsdΩ=C[τ()sdsdx]（3-3）外力∫∫f∫∫Ω000内力作的虚功：ε()xxε()xxAf22W=[σε()ddVε]=A[Eεεddx]=[σ()x−σ]dx（3-4）内力∫∫f∫∫f∫e2EVεe0εef0由虚功原理W外力=W内力得：xsx()xAf22C[τ()]sdsdx=[σ()x−σ]dx（3-5）f∫∫∫e2E00f0sx()Af22即Cτ()sds−[σ()x−σ]0=（3-6）f∫e2E0f由f（x）=Afσ（x）得：sx()22f()x−f=2EACτ()sds（3-7）efff∫03.3.2.1自由端没有产生滑移时的拔出分析因自由端没有滑移，所以EAfff=σA=fx()=αfx()（3-8）eefEA+EAffccEAff即α=（3-9）EA+EAffcc当x=L时，将式（3-8）带入式（3-7）中，整理得：sx()sx()2ECAffffs()=τ()sds=β2τ()sds（3-10）2∫∫(1−α)00其中ECAfffβ=（3-11）2(1−α)32 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析经过计算求得：τaβs,0<≤ssasaβτs+ks(2−s2)2(+bss−),s<≤ssaa1a1aam(3-12)Fs()=2222βτs+ks(−s)+2(bs−s)+ks(−s)2(+bss−),s<≤ssaa1ma1ma2m2mmbβτ(s−s)+s(τ−τ)+τ(2ss−),>ssmbamabbbbτ−ττ−ττs−τsτs−τsmabmammambbm其中k=，k=，b=，b=。1212s−ss−ss−ss−smabmmabm四线段的左端点处正截面的力为f1、f2、f3、f4。其中f=αF（3-13）1f=βτs（3-14）2aaf=βτ(s−s)+τs（3-15）3mmaamf=βs(τ−τ)+τ(s−s)+τs（3-16）4mabmbabbτa对于本构方程OA段，将τ=s，将其带入式（3-2）得：sad2Cττaf2=τ()s=rτ()s（3-17）21dxsEAaff通过求解微分方程得：τ()x=f1τa(erx11−e−rx11)（3-18）112EArsff1a同理对本构方程的AB段：1rfrx1rf−rxτ()x=(τ+22)e22+(τ−22)e22（3-19）22aa2C2Cff本构方程的BC段：r3τ()x=τcos(rx)−fsin(rx)（3-20）33m33333Cf本构方程的CD段：33 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析τ()x=τ（3-21）44b2τaCf2Cf2Cf其中r=；r=k；r=k。12132sEAEAEAaffffff当x1=l1时，τ()x=τ，由式（3-18）得11a1122l=ln(τC+(τC)+(rf))（3-22）1afaf11rrf111当x2=l2时，τ()x=τ，由式（3-19）得22m11222l=ln(τC+(τC)+(rf)−(τC))（3-23）2mfmf22afrτC+rf2af22当x3=l3时，τ()x=τ，由式（3-20）得33b22221τ[(τ−τ)C+(rf)]−rfτmmbf3333bl=arcsin[C]（3-24）3f22r(rf)+(τC)333mfF−f4l=（3-25）4τCbf在l1内有：frx−rxsx()=1(e11−e11)（3-26）112rEA1ff在l2内有：(τ+rfCe)rx22+(τ−rfCe)−rx22−2ba22fa22f1sx()=（3-27）222k1在l3内有：τcos(rx)−rfCsin(rx)−bm3333f332sx()=（3-28）33k2在l4内有：F−f4sx()=s+l（3-29）44b4EAff3.3.2.2自由端开始产生滑移时的拔出分析当试验的拉拔力继续增大，纤维束的自由端开始产生相对滑移。由虚功原理得：34 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析sx()fs()=2ECAτ()sds（3-30）fff∫se整理得到τa222222(sa−se)+ks1(m−sa)2(+bs1m−sa)+ks2(b−sm)2(+bs2b−sm)+τb(ss−b),0sb时，全截面进入摩擦，f1=f2=f3=0，l1=l2=l3=0，τ4（x）同式（3-21）。Fl=（3-46）4Cτfb3.4计算分析结果2有一根耐碱玻璃纤维束2700Tex，截面面积0.975mm，弹性模量72GPa，埋入混凝土中的长度为20mm。用MATLAB编程计算以上拉拔力与滑移的关系公[66-67]式，分别绘出自由端没有滑移时的荷载-加载端滑移的拉拔曲线和自由端开始产出滑移时的荷载-自由端滑移的拉拔曲线，分别见图3.8和图3.9。36 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析图3.8荷载-加载端位移的拉拔曲线图3.9荷载-自由端位移的拉拔曲线图3.8的各段意义说明如下：O-A段：拉拔力和加载端位移按线性规律增长。曲线增长到A点时，试件加载端的拔出位移达到sa，黏结面上的剪应力增加到τa。A-B段：拉拔力和加载端位移按线性规律增长。曲线增长到B点时，试件加载端的拔出位移达到sm，黏结面上的剪应力增加到τm。B-C段：拉拔力和加载端位移按曲线规律增长。曲线增长到C点时，试件加载端拔出位移达到sb，黏结面上的剪应力增加到τb。37 第3章纤维编织网增强自应力混凝土的黏结性能理论分析C点之后，拉拔力随着加载端位移的增加而增大。当达到一定位移后，接触面仅残留有摩阻力，纤维单丝缓慢的被拔出。图3.9的各段意义说明如下：D-E段：纤维自由端开始产生位移，即se≥0。拉拔力随着自由端位移增加按曲线规律增长。到E点，自由端拔出位移达到sa，拉拔力达到最大。整个接触面开始进入脱黏阶段。E-F段：拉拔力和自由端位移按曲线规律下降。到F点，自由端拔出位移达到sm，拉拔力有所降低。F-G段：拉拔力和自由端位移按曲线规律下降。到G点，自由端拔出位移达到sb，拉拔力陡降。G点之后，拉拔力等于摩阻力。随着自由端位移的增加，摩阻力和拉拔力均有所降低。3.5本章小结单向连续纤维束从自应力混凝土中的拔出试验的黏结性能分析和脱黏破坏本质的研究仍然是非常复杂、影响因素众多的问题。（1）本文应用虚拟裂缝理论，介绍了拉拔试验过程中纤维编织网与自应力混凝土之间的黏结机理。（2）提出了黏结的四折线段本构模型，并对黏结拔出的试验进行了解析分析。（3）建立了黏结面上纤维束各点的剪应力、滑移和拉力的响应方程，并利用MATLAB编程计算，绘制拉拔试验的荷载-位移曲线。38 第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究4.1概述如何有效地控制水工混凝土裂缝的产生和扩展是目前解决水工混凝土结构耐久性问题的关键之一。纤维增强混凝土能够使钢筋混凝土的抗裂性、变形、延性得到很大提高。纤维编织网增强混凝土比纤维增强混凝土具有更高的增强效率。在混凝土基体中，与短纤维的三维乱向分布相比，将纤维编织网沿主要受力方向布置，将明显提高增强效率。再加上TRC材料具有耐腐蚀、防磁化、重量轻等特点，可用于防腐蚀、防磁化、薄壁轻质等结构。但TRC混凝土开裂瞬间对应的承载力下降偏大，开裂处基体不再传递荷载，裂缝附近的纤维编织网与基[68]体界面因应力集中易出现脱黏现象，不利于发挥纤维编织网的极限承载能力。TRC构件的裂缝行为取决于纤维束与混凝土的黏结性能。为了提高纤维编织网与混凝土基体之间的黏结性能，本文采用具有自膨胀行为的自应力混凝土。由于自应力混凝土的自膨胀行为在硬化过程中受到纤维编织网的约束将产生自压力，能够显著提高构件的开裂荷载。同时基体约束膨胀将对纤维束产生强大的握裹力，能够极大地提高纤维束与基体的黏结性能。由于自应力混凝土基体的自膨胀行为，导致纤维编织网增强自应力混凝土的增强机理与TRC有较大的不同。本文通过对TRSSC薄板的四点弯曲性能试验，探讨了不同混凝土基体类型、不同纤维编织网的配网率、不同的混凝土保护层厚度对TRSSC薄板的极限承载能力、变形能力和开裂能力的影响。4.2试验方案4.2.1试验材料4.2.1.1纤维编织网为提高纤维束的协同受力能力，将其表面用环氧树脂胶浸渍。经过浸渍的纤维束成为一个整体，提高了纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能。纤维编织网的网格尺寸分别为20mm×20mm和40mm×40mm。表4.1为经过环氧树脂胶浸渍39 第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究的耐碱玻璃纤维束的基本力学性能。表4.1耐碱玻璃纤维束的基本力学性能纤维类型纤维根数拉伸强度弹性模量单位长度质量极限应变理论面积2kMPaGPaTexmmARC13-2700H9.216007627000.0210.9754.2.1.2自应力混凝土为了研究不同自由膨胀率的自应力混凝土配合比对TRSSC薄板弯曲性能的影响，并与TRC薄板试件形成对比，根据自应力混凝土的基体优化试验，并考虑本章的研究内容，表4.2给出三种混凝土配合比。其中包括两组自应力混凝土配合比SSC1和SSC2，一组用于对比试验的普通混凝土配比C。表4.3给出了三种基体的物理力学性能。3表4.2试验用混凝土配合比kg/m混凝土配合比水泥水细集料粗集料超塑化剂SSC16632397965301.19SSC26252815007500.93C6632397965301.19表4.3基体的力学性能-6抗压强度抗折强度自由膨胀率/10基体类型28d/MPa28d/MPa7d21d28dSSC1338.46114351385614201SSC2357.83619876207733C475.281125250-875注：由于普通混凝土水化过程中先膨胀后收缩，所以28d后的自由膨胀率为负值。4.2.2试件制作及加载方案首先制作尺寸为480mm×400mm×20mm的模具。制作试件时，先制作保护层厚度的模具，然后将纤维网固定在上面，最后安装剩余部分的模具。浇筑混凝土并轻微振捣，24h后拆模，在标准养护条件下静置28天后，用石材切割机从中切出长400mm，宽120mm，厚20mm的单向薄板。弯曲试验共测试了9组试件，每组试件设计有4个试样，试件分组见表4.4。40 第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究按照图4.1所示布置试件装置进行四点弯曲试验。荷载和跨中挠度分别由荷载传感器和位移传感器测定，荷载-挠度全曲线由德国IMC动态测试系统采集。加载方式为位移控制，加载速率为0.3mm/min。当试验出现下列任一现象时，即判定试验结束，停止加载：（1）经过峰值后曲线出现明显下降；（2）第一根纤维束断裂且伴随脆裂的响声；（3）第一批纤维束断裂且伴随脆裂的响声。表4.4试件列表基体类型试件编号保护层厚度纤维根数网格尺寸SSC1S1-3-A3mm18.4K×18.4K40mm×40mmSSC2S2-3-A3mm18.4K×18.4K40mm×40mmSSC1S1-3-B3mm9.2K×9.2K40mm×40mmSSC2S2-3-B3mm9.2K×9.2K40mm×40mmSSC1S1-3-C3mm9.2K×9.2K20mm×20mmSSC2S2-3-C3mm9.2K×9.2K20mm×20mmCC-3-A3mm18.4K×18.4K40mm×40mmSSC1S1-8-A8mm18.4K×18.4K40mm×40mmSSC2S2-8-A8mm18.4K×18.4K40mm×40mm图4.1四点弯曲试验装置图4.3试验结果与分析4.3.1基体类型对薄板弯曲性能的影响从图4.2和表4.5中看出，TRSSC薄板试件的开裂荷载均明显大于TRC薄板试件的开裂荷载。开裂荷载取荷载—挠度曲线上升段第一个斜率明显下降点的41 第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究荷载值。TRSSC薄板试件的开裂荷载最大可达到1.93kN，而TRC薄板试件的开裂强度只有0.95kN。这是由于自应力混凝土水化产物中大量钙矾石晶体的存在，在水化过程中钙矾石晶体的体积膨胀受到纤维束的限制作用产生预压应力，提高了弯曲薄板试件的开裂荷载。且限制膨胀作用越强，对混凝土基体产生的自压应力值就越大，试件的开裂荷载就越高。从表4.5中可以看出，相同的限制条件下，SSC1配合比的试件的自应力值大于SSC2配合比的试件的自应力值，SSC1配合比的试件的开裂荷载大于SSC2配合比的试件的开裂荷载。这是因为SSC1配合比中自应力水泥的用量大于SSC2配合比，所以SSC1配合比水化产物中的钙矾石晶体更多。在相同的限制条件下，SSC1配合比的试件限制膨胀率更大，产生的自应力值越大，试件的开裂荷载也就越大。由于自应力混凝土的保护层较薄，纤维网更靠近试件底部，所以限制膨胀作用并不均匀，造成自应力混凝土试件产生内拱，且自由膨胀量越大，内拱效应越明显。在加载的初期，自应力混凝土薄板试件要先抵消內拱效应，因此TRSSC薄板试件的开裂挠度大于TRC薄板试件的开裂挠度。图4.2中三组试件的极限荷载值相差不大，这是因为自应力混凝土试件产生的预压应力并不能提高试件的极限承载力。图4.2基体类型对薄板受弯性能的影响42 第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究表4.5弯曲试验结果试件编号开裂挠度开裂荷载极限荷载限制膨胀率自应力值-6δc/mmFcr/kNFu/kN10σssc/MPaS1-3-A0.421.922.3160751.07S2-3-A0.511.442.2353250.89S1-3-B0.281.501.6177500.67S2-3-B0.211.461.5266250.58S1-3-C0.431.933.3245250.81S2-3-C0.351.803.6440750.71C-3-A0.160.952.30--S1-8-A0.351.711.8455250.98S2-8-A0.321.341.70548250.85表4.5中的限制膨胀率由限制膨胀试验得出。限制膨胀试验的试验材料与弯曲试验的试验材料相同。试件分组见表4.6。限制膨胀试验的试件尺寸为550mm×150mm×150mm。限制膨胀试件制作时，为了保证膨胀均匀，纤维编织网置于试件中部。为了准确测量膨胀变形，在模具的两端加以钢板限制，再浇筑自应力混凝土，并用塑料薄膜覆盖喷水养护24h。表4.6限制膨胀试件列表基体类型试件编号纤维根数网格尺寸SSC1S1-A18.4K×18.4K40mm×40mmSSC2S2-A18.4K×18.4K40mm×40mmSSC1S1-B9.2K×9.2K40mm×40mmSSC2S2-B9.2K×9.2K40mm×40mmSSC1S1-C9.2K×9.2K20mm×20mmSSC2S2-C9.2K×9.2K20mm×20mm限制膨胀量的测试装置主要由限制膨胀变形的钢架、位移百分表和固定装置组成，如图4.3和4.4所示。为了保证自应力混凝土的水化环境，限制膨胀试件用塑料薄膜包裹，每天记录膨胀数据并喷水养护，如图4.5所示。图4.3限制膨胀钢架43 第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究图4.4位移百分表和固定装置图4.5限制膨胀测量装置记录60天的限制膨胀量，将最后统计结果转换成限制膨胀率。限制膨胀量和自应力值的计算结果见表4.5。表4.5中自应力值的计算以试件S1-3-A为例，具体计算过程如下：考虑纤维编织增强自应力混凝土60天限制膨胀，并假定纤维束与自应力混-3凝土黏结紧密，纤维束和自应力混凝土同时发生膨胀应变ε=6.075×10，纤维束的预拉应力为εN=×f（4-1）ffuεfu式中：ffu——纤维束的极限拉力（N）。其中试件S1-3-A的纤维根数为18.4k，所以ffu近似取值为3000N。则由式5-14得Nf=867.9N。释放纤维束的预拉力，在整个自应力混凝土界面相当于受到压应力σssc。σssc计算公式如下：44 第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究Nfσ=（4-2）sscAssc经过计算得σssc=1.07MPa。4.3.2配网率对薄板弯曲性能的影响图4.6和图4.7分别从纤维根数、网格尺寸探讨了纤维网配网率对TRSSC薄板弯曲性能的影响。从图4.6、图4.7和表4.5中可以看出，无论是SSC1配合比或SSC2配合比，提高配网率，TRSSC薄板试件的自应力的开裂挠度、开裂荷载和极限荷载都有大幅提高。增加纤维根数或者减小网格尺寸都提高了薄板试件的配网率，且配网率越大，对自应力混凝土限制膨胀作用越强，基体产生的自应力值越大，内拱效应越明显，开裂挠度和开裂荷载就越大。同时增大配网率，可以提高薄板试件的极限荷载。例如对比S1-3-B的薄板试件，S1-3-A的薄板试件的配网率提高了一倍，自应力值提高了37%，开裂挠度、开裂荷载和极限荷载分别提高了33%、22%和30%。图4.6纤维根数对薄板受弯性能的影响45 第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究图4.7网格尺寸对薄板受弯性能的影响4.3.3混凝土保护层厚度对薄板弯曲性能的影响从图4.8和表4.5可以看出，保护层厚度越小，试件的开裂挠度、开裂荷载和极限荷载越大。如试件编号为S2-3-A的薄板试件较S2-8-A的薄板试件的开裂挠度、开裂荷载和极限荷载分别提高了37%、13%和24%。这是由于纤维编织网不是均匀布置于混凝土中，它需要一定的基体保护层厚度。在薄板试件的限制膨胀的过程中，纤维网只对纤维束周围一定半径之内的混凝土有较强的限制作用。随着保护层厚度的增加，这种限制作用逐渐减弱，开裂挠度和开裂荷载随之降低。同时保护层厚度越小，截面有效高度越大，薄板试件的极限荷载就越大。图4.8保护层厚度对薄板受弯性能的影响46 第4章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的试验研究4.4本章小结本文采用四点弯曲试验，研究了混凝土基体类型、配网率、混凝土保护层厚度对纤维编织网增强混凝土薄板的弯曲性能的影响。(1)与TRC薄板相比，TRSSC薄板的开裂荷载大幅提高，最多提高51%。在相同限制条件下，随着自由膨胀量的增大，TRSSC薄板的开裂荷载增大，最多提高25%。(2)提高纤维编织网的配网率可提高TRSSC薄板试件的开裂挠度、开裂荷载和极限荷载，更好的限制基体的开裂。开裂挠度、开裂荷载和极限荷载分别最多提高59%、22%和58%。且配网率越大，对自应力混凝土限制膨胀作用越强，基体产生的自应力值越大，内拱效应越明显。(3)随着保护层厚度的增大，纤维网对纤维束一定半径之内的混凝土的限制作用减弱，TRSSC薄板试件开裂挠度和开裂荷载分别降低37%和7%。同时保护层厚度越大，截面有效高度就越小，薄板试件的极限荷载降低24%。总之，纤维编织网增强自应力混凝土薄板材料结合了纤维编织网与自应力混凝土两者的优势，明显增强了纤维编织网与混凝土的黏结作用，提高了材料的开裂能力。47 第5章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的理论分析第5章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的理论分析5.1概述由于自应力混凝土基体的自膨胀行为在硬化过程中受到纤维编织网的约束将产生自压力，能够极大地提高混凝土基体的抗裂性能和抗拉性能。再加上纤维编织网本身轻质、高韧、抗拉的优异性能，能够充分发挥两者的各自优势。纤维编织网对基体的限制膨胀作用越强，自应力混凝土能够建立的预压应力越大，其抗裂性能和抗拉性能越优良。因此TRSSC薄板正截面弯曲承载性能与TRC薄板正截面弯曲承载性能也有较大的不同。5.2TRSSC薄板受弯承载能力计算分析5.2.1薄板弯曲力学性能分析试件薄板的长宽比为3.3，属于单向板。A类和B类TRSSC薄板可视为三根横截面40mm×20mm的梁并联，若不考虑梁与梁之间的相互影响，三根梁的合力即为薄板所受力。将C类TRSSC薄板看作横截面为20mm×20mm的六根梁并联，它们的合力即为薄板所受力。由于平衡破坏发生的概率非常小，TRSSC梁的破坏主要为混凝土的压坏和纤维编织网的拉断，且都是脆性破坏。TRSSC梁的受力过程不同于TRC梁，但与TRC部分预应力梁的破坏相似，梁的整个受力过程可以分为以下两个阶段，如图5.1所示。阶段Ⅰ-从施加荷载开始到裂缝即将出现的阶段，即AE段。AE段又分为上边缘混凝土的消拉阶段AB、消反拱度阶段BC、下边缘混凝土的消压阶段CD和截面开裂阶段DE。阶段Ⅱ-由截面开裂到纤维编织网拉断或者混凝土压碎为止，即EF段。48 第5章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的理论分析图5.1TRSSC梁的荷载-挠度曲线5.2.2TRSSC薄板受弯承载力计算分析假定板的截面变形仍符合平截面假定，计算TRC梁正截面承载力时仍可以[69]参考现行的钢筋混凝土梁正截面承载力的计算原理。但TRSSC构件不仅包含了TRC构件受力的基本过程，又包含很多自应力的自身特性。TRSSC梁弯曲承载力的计算要同时考虑力和弯矩的平衡方程和断面变形的几何方程，计算过程比较复杂。由于试验破坏都是纤维网的突然拉断，受压区混凝土并无压碎现象。所以本文仅考虑TRSSC梁中纤维网的拉断先于基体压碎的情况。此时截面受压区的自应力混凝土的压应变没有达到极限压应变，等效系数α、β不能直接按照规范选[69-70]取。具体计算方法如下：基本假定（1）截面应变呈直线分布；（2）纤维束的σ—ε关系呈直线关系；（3）不考虑拉区混凝土的作用。纤维束的应力-应变关系取为：σ=Eε0≤ε≤ε（5-1）ffffu式中：Ef——纤维编织网经向纤维束的抗拉弹性模量（MPa）；εfu——纤维编织网经向纤维束的极限拉应变。[18]自应力混凝土的受压应力应变关系取为：49 第5章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的理论分析εsscεssc2f[2−()],0≤ε≤εcssc0εε00σ=（5-2）cf,ε≤ε≤εc0ssccu式中：fssc——自应力混凝土的轴心抗压强度（MPa）；εssc——自应力混凝土的压应变；ε0——自应力混凝土应力峰值对应的压应变；εcu——自应力混凝土的极限压应变。对式（5-2）进行分布积分，计算自应力混凝土压应力合力Cssc为：2εεsscssc(−)fbx,0≤ε≤ε2ssc0ssc0ε3ε00C=kfbx=（5-3）sscssc0ε−0≤≤(1)fbx,εεεssc00ssccu3εssc式中：b——TRSSC梁宽（mm）；x0——受压区理论高度（mm）。合力作用点到受压区边缘的面积距S表示为：24εεssc0−εssc2fbx,0≤ε≤ε2ssc0ssc012ε0S=（5-4）226εssc−4εεssc0+ε02≤≤fbx,εεε2ssc00ssccu12εssc合力作用点到受压区边缘的距离yssc为：4ε−ε0sscx,0≤ε≤ε0ssc012ε−4ε0sscSy==（5-5）sscCssc226ε−ε(1−ssc0),xε≤ε≤ε200ssccu12ε−4εεsscssc0根据合力作用点的位置相同原则：βx0=y（5-6）ssc2则等效系数β为：50 第5章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的理论分析4ε−ε0ssc,0<ε≤εssc06ε−2ε0sscβ=（5-7）226ε−ε2−ssc0,ε<ε≤ε20ssccu6ε−2εεsscssc0根据合力大小相等的原则：C=αfβxb（5-8）sscssc0由式（5-3）和式（5-8）求得等效系数α为：2εε1sscssc(−),0<ε≤ε2ssc0ε3εβ00α=（5-9）ε1−0<≤(1),εεε0ssccu3εsscβ表5.1为不同受压区边缘的自应力混凝土压应变的α、β值。表5.1自应力混凝土受压边缘不同压应变εssc对应的α、β值自应力混凝土压应变0.00050.00060.00070.00080.00090.00100.00110.0012εsscα0.2750.3240.3710.4160.4600.5010.5400.577β0.6790.6810.6840.6870.6890.6920.6950.698自应力混凝土压应变0.00130.00140.00150.00160.00170.00180.00190.002εsscα0.6130.6460.6780.7070.7350.7610.7850.807β0.7020.7050.7080.7120.7160.7190.7230.727自应力混凝土压应变0.00210.00220.00230.00240.00250.00260.00270.0028εsscα0.8270.8450.8620.8760.8890.9000.9090.918β0.7310.7360.7400.7450.7500.7550.7600.765自应力混凝土压应变0.00290.0030.00310.00320.0033εsscα0.9250.9310.9370.9420.946β0.7710.7760.7810.7850.790先由表5.1选取自应力混凝土受压边缘的压应变εssc的两个极值，再由表5.1查出相应的等效系数α、β。此时受压区高度x0先由平截面假定确定的几何方程[18]求出：51 第5章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的理论分析εsscx=h（5-10）0"0ε+εsscfu式中：h0——受拉纤维束合力作用点到截面受压边缘的距离（mm）；"εfu——纤维编织网经向纤维束的拉应变。当自应力混凝土基体膨胀时，由于纤维束与自应力混凝土的黏结作用，使纤维束提前拉长了ε，ε值为限制膨胀量。即从加载到纤维束拉断，纤维束的实际拉长为："ε=ε−ε（5-11）fufu式中：εfu——纤维编织网经向纤维束的极限拉应变。选取隔离体进行受力分析，如图5.2所示，由力的平衡方程得到："nEεAffufx=（5-12）0αfbβssc式中：n——纤维编织网经向纤维束的根数；Ef——经向纤维束的抗拉弹性模量（MPa）；2Af——纤维编织网经向单根纤维束理论截面面积（mm）；fssc——自应力混凝土基体的抗压强度（MPa）；b——梁的截面宽度（mm）；α、β——等效系数。αfc0βx0hhMu0ebT=nEfεfu"Af（a）截面（b）截面等效应力图图5.2TRSSC梁截面受弯应力分布图将式（5-10）和（5-12）求出的x0比较，如果不等，采用二分法重新调整εssc，[71]直到近似相等。求出x0后，根据《混凝土结构设计规范》（GB/50010-2010），按照下式确定TRSSC梁的极限承载力Mu：M=αfβxbh(−βx/2)（5-13）ussc000最后将极限弯矩值转换成极限荷载值。极限荷载的计算值与试验值的对比见52 第5章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的理论分析表5.2。表5.2开裂荷载和极限荷载的计算结果和试验结果的比较开裂荷载极限荷载试件编号计算值试验值js计算值试验值jsjsFcr/FcrjsFu/FuFcr/KNFcr/KNFu/KNFu/KNS1-3-A1.881.920.982.822.311.22S2-3-A1.691.441.172.872.231.28S1-3-B1.681.501.121.481.610.91S2-3-B1.541.461.051.461.520.96S1-3-C1.681.930.872.883.320.87S2-3-C1.611.800.892.903.640.79C-3-A0.850.950.892.952.301.28S1-8-A1.631.710.941.471.840.79S2-8-A1.471.341.101.381.700.815.3TRSSC薄板截面抗裂性能计算分析TRSSC薄板的开裂弯矩Mcr为："M=M+M（5-14）cr1cr式中：M1——消压弯矩（N.mm）；’Mcr——非自应力混凝土薄板的开裂弯矩（N.mm）。其中消压弯矩M1的表达式为：fεfuM=(1+eW)（5-15）10εAfuc式中：ffu——纤维束的极限荷载（N）；2Ac——薄板的截面面积（mm）；e0——偏心距（mm）；3W——截面抵抗矩（mm）。将计算得到的开裂弯矩转化为相应的开裂荷载，计算结果与试验结果对比见表5.2。从表5.2中可以看出，开裂荷载的理论计算值与试验值相比，误差范围在2%~17%以内，极限荷载的理论计算值与试验值相比，误差范围在9%~28%以内。总体上开裂荷载的计算值比极限荷载的计算值更接近于试验值。这是因为从混凝土开裂至达到极限状态，平截面假定已经不成立，且板中纤维束并不是同时破坏，造成极限荷载的计算值与试验值对比有时相差较大。53 第5章纤维编织网增强自应力混凝土薄板弯曲性能的理论分析5.4本章小结TRSSC薄板开裂荷载和极限荷载的计算需同时考虑力的平衡方程和变形的几何方程。TRSSC薄板正截面承载力的计算首先要调整自应力混凝土边缘压应变的取值，使得截面受压区高度同时满足平衡方程和几何方程，再根据承载力公式求得极限承载力。（1）本文通过计算出自应力混凝土受压区不同压应变的等效系数α、β，计算了TRSSC薄板正截面承载能力，计算值与试验值吻合较好。极限荷载的理论计算值与试验值相比，误差范围在9%~28%以内。（2）本文提出了TRSSC薄板开裂弯矩的计算公式，计算值与试验值吻合较好。开裂荷载的理论计算值与试验值相比，误差范围在2%~17%以内。54 第6章结论与展望第6章结论与展望由于短切纤维对混凝土的分散配筋作用，短纤维增强混凝土能够大大提高混凝土的抗裂性能，增加了混凝土的延性。它的缺陷在于纤维处于三维乱向分布，增强效率很低。由于纤维编织网可以沿混凝土的应力主向布置，连续纤维的增强效率要远大于三维乱向分布的短切纤维。但由于纤维编织网与普通混凝土的黏结作用不强，导致混凝土开裂后，TRC试件对应的承载力突然下降。由于应力集中，纤维编织网与普通混凝土基体黏结界面易出现脱黏现象，纤维编织网的极限承载能力和复合材料的协同工作能力并没有对得到充分发挥。由于自应力混凝土基体的自膨胀行为受到纤维编织网的限制将产生自压应力，会大大提高构件的开裂能力。本文依托国家自然科学基金项目“自应力混凝土的自应力值的定量控制机理研究”（51108207）和吉林省青年科学基金“自应力混凝土桥面铺装在连续桥梁中的结构潜能研究”（201201057），通过纤维编织网增强自应力混凝土薄板的力学性能试验，对纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能进行了试验研究和理论分析。6.1本文工作的总结（1）本文首先通过自应力混凝土基体优化试验，找到一种工作性能最满足试验要求的自应力混凝土基体配合比。同时测定了经过环氧树脂胶浸渍的纤维编织网的抗拉强度，为接下来的试验分析打下基础。（2）纤维编织网与自应力混凝土能够良好的协同工作取决于两者的黏结性能。纤维束从自应力混凝土中的拔出试验能够较真实的反映受力状况下黏结面上的应力分布。本文通过拉拔试验，研究纤维束埋置长度、混凝土基体类型对黏结性能的影响。试验结果表明：随纤维束埋入自应力混凝土中的长度的增长，试件的极限拉拔荷载逐渐提高。纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能明显优于纤维编织网与普通混凝土的黏结性能。（3）本文基于厚壁圆筒力学模型，并考虑了纤维束与自应力混凝土之间的摩擦效应，建立了纤维束与自应力混凝土黏结强度的理论计算公式。55 第6章结论与展望（4）本文通过SEM试验，分别观察了自应力混凝土基体和普通混凝土基体的微观晶体组成、纤维束和纤维单丝的微观形貌、纤维束与自应力混凝土基体间界面微观形貌和纤维束与普通混凝土基体间界面微观形貌。试验结果分析表明：虽然经过环氧树脂浸渍，但同一根定向纤维束中的纤维单丝协同受力程度不同，与自应力混凝土基体黏结紧密的纤维束外部最先受力。纤维单丝表面磨损并不严重，破坏由拉应力超过纤维单丝抗拉强度引起。自应力混凝土水化产物的AFt晶体较普通混凝土水化产物的AFt晶体多，自应力混凝土试件的开裂强度fcr较普通混凝土试件的开裂强度fcr大，定向纤维束与自应力混凝土黏结界面的摩擦系数µ值较定向纤维束与普通混凝土黏结界面的摩擦系数µ值大，自应力混凝土黏结界面微观形貌破坏较普通混凝土黏结界面的微观形貌破坏更严重。（5）本文利用四折线段的黏结本构模型对纤维束从自应力混凝土基体拔出的试验现象进行解析分析，理解脱黏现象的本质。建立了黏结面上纤维束各点的剪应力、滑移和拉力的响应方程，为以后的印证黏结参数和数值模拟提供了参考。（6）TRSSC薄板力学性能的研究是TRSSC其他形式构件性能研究的基础。本文通过四点弯曲试验，对TRSSC薄板进行了弯曲性能的研究。研究结果表明：与TRC薄板相比，TRSSC薄板的开裂荷载大幅提高。在相同限制条件下，随着自由膨胀量的增大，TRSSC薄板的开裂荷载增大。提高纤维编织网的配网率可显著提高TRSSC薄板试件的开裂挠度、开裂荷载和极限荷载，更好的限制基体的开裂。配网率越大，对自应力混凝土限制膨胀作用越强，基体产生的自应力值越大，内拱效应越明显。随着混凝土保护层厚度的增大，TRSSC薄板试件的开裂挠度、开裂荷载和极限荷载都随之降低。（7）本文对纤维编织网增强自应力混凝土薄板正截面受弯承载力进行了计算分析。通过计算自应力混凝土受压区不同压应变的等效系数α、β，计算了TRSSC薄板正截面承载能力，提出了TRSSC梁开裂弯矩的计算公式，计算值与试验值吻合较好。6.2研究前景与展望将纤维编织网与自应力混凝土两种材料联合使用是一个新的研究方向。本文主要对纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能进行了试验研究和理论分析，因此56 第6章结论与展望还需要在很多方面对这种新的复合材料进行研究：（1）本文仅研究一种纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能，而不同种类的纤维网（如纤维材料、网格尺寸、编织方法等）、纤维编织网表面不同处理方法（如黏砂等）对黏结性能的影响需要进一步的研究。（2）由于耐碱玻璃纤维的耐碱性，纤维编织网增强自应力混凝土构件的保护层厚度很薄。因此在高温条件下，纤维编织网的力学性能会受到严重影响，TRSSC构件的耐火性得不到保障。目前对纤维网增强混凝土的耐火性的研究很少，没有给出具体可行的耐火方案。因此纤维编织网增强自应力混凝土耐火性是一个非常有意义的课题。（3）短切玻璃纤维具有很好的分散配筋能力。将ECC与TRSSC相结合，在短切纤维增强自应力混凝土中铺设纤维编织网，不仅会提高构件的开裂能力，而且会大大提高构件的裂缝控制能力，是裂缝开展更加细密均匀。（4）由于只有外部的纤维细能与混凝土基体形成良好的黏结，内部纤维丝通过摩擦传力，因此内外纤维丝并不能协同受力，存在变形差异。这种变形差异的测量普通应变计不能满足需要，需要利用光纤技术实现测量纤维丝的应变。因此光纤技术在TRSSC结构中的应用具有重要的研究价值和意义。（5）本文通过四折线段黏结本构模型对拉拔试验的现象进行解析分析，并通过MATLAB编程计算，得出荷载-加载端滑移的拉拔曲线和自荷载-自由端滑移的拉拔曲线。下一步应该对纤维编织网与自应力混凝土的黏结性能进行数值模拟，为验证黏结参数和分析拉拔力作用下的结构响应提供了一种方法。57 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致谢致谢首先衷心感谢我的导师邱建慧教授。无论是学习上您对我的谆谆教诲，还是生活上您对我的关怀，学生都铭记于心。您严谨的治学精神和乐观的生活态度都让学生受益匪浅。今后的工作和生活中，我一定会铭记您的教诲，踏实做事，真诚待人。其次要衷心感谢王伯昕副教授。从本科阶段的创新试验到研究生阶段的试验，您严谨的学术态度、活跃的创新思维和高超的科学素养都对我产生了很大的影响。从毕业论文的选题、收集资料，到设计试验、数据分析以及撰写论文，您都倾入了大量的心血和汗水。在学习和科研方面，王老师也给予我莫大的支持和帮助。感谢王老师在我科研遇到困难，想要退缩时的鼓励和信任，您的这些教导必将成为我今后人生的重要财富。在这里还要真诚的感谢这些年对我一直给予帮助和教诲的老师们。他们分别是王庆华教授、胡忠君副教授、朱珊副教授、周林聪副教授、于莉教授、暴伟老师、许晓慧老师、金开鑫老师等。同时还要感谢我的同窗和好友们，感谢这些年有你们的帮助和陪伴，才让我能顺利地完成学业。他们分别是满腾、刘家钦、李婷婷、洪嘉琳、佟世蒙、封叶、杜青、王荣晖、宋梓宁、赵建宇、王国超、甘艳朋、禹虹机等。最后，深深的感谢我的父母和家人，感谢你们对我的关怀和鼓励，你们一直是我避风的港湾和坚强的后盾。感谢母校吉林大学对我的教育和培养，感谢所有关心我的人。金贺楠2015年4月64