HB-FRP加固混凝土結構組合界面黏結特性

高 磊， 張 峰

(山東大學 巖土與結構工程研究中心， 山東 濟南 250061)

HB-FRP(hybrid bonded fiber reinforced polymer)加固技術是FRP加固領域的一項重要技術突破，該技術結合FRP外貼法和機械錨固法，解決了FRP粘貼的關鍵技術問題.加固試驗和理論研究顯示，HB-FRP界面黏結強度比傳統外貼FRP黏結強度高6～7倍[1].

常用FRP加固混凝土結構的黏結-滑移模型有雙線性模型[2-3]、精確簡化模型[4]和指數型模型[5].基于上述各模型均能得到較為準確的剝離荷載.研究人員開展了FRP加固鋼材研究，發現FRP加固鋼材的剝離強度取決于膠層的強度[6-8]，提出了FRP-黏鋼界面黏結-滑移模型[9-11].He等[12]提出的黏鋼模型考慮了黏結強度、初始滑移量和界面斷裂能等因素，該界面黏結強度高于混凝土的剝離強度，約為25MPa.Wu等[13-15]首次提出HB-FRP加固技術，并把加固機理闡釋為界面黏結、銷栓力和摩擦3方面因素的疊合.但HB-FRP加固混凝土結構組合界面作用機制復雜、協同效應不明，有必要開展進一步研究.

1 HB-FRP加固混凝土結構組合界面作用機制

圖1為HB-FRP加固混凝土結構組合界面作用機制示意圖.由圖1(a)可見，FRP黏結混凝土界面為界面Ⅰ，側壓力(螺栓對鋼板的預緊力)下的FRP黏結混凝土界面為界面Ⅱ，FRP黏結鋼板界面為界面Ⅲ.因栓釘只通過錨固鋼板限制FRP滑移，未直接對FRP起作用，故銷栓作用[16]并沒有被列入分析，這是與已有研究[16]的關鍵區別.因此，組合界面作用機制可以概括為側壓力下的FRP黏結混凝土作用和FRP黏結鋼板作用兩者的疊合.

圖1 組合界面作用機制示意圖及界面黏結-滑移關系曲線Fig.1 Schematic of composite interfacial mechanism and curves of interfacial bond-slip relation

側壓力會在FRP黏結混凝土界面剝離后產生恒定的界面摩擦應力[17-18].根據有無側壓力，得到用指數型函數曲線表示的不同界面黏結-滑移(τ-s)關系(見圖1(b)).由圖1(b)可見：界面 Ⅱ，Ⅲ 組合或單獨界面 Ⅱ 作用的黏結-滑移曲線最后均趨于摩擦應力；界面 Ⅱ，Ⅲ 的組合作用與界面 Ⅰ，Ⅲ 的組合作用差值即為側壓力；FRP黏結混凝土與FRP黏結鋼板的曲線類似，僅黏結強度不同.

2 模型試驗

2.1 試驗概述

為驗證組合界面作用機制，將組合作用拆分，設計了5組試驗：(1)全組合作用(HB)，包括FRP黏結混凝土作用(EB)、側壓力作用(P)和FRP黏結鋼板作用(SB)；(2)側壓力下FRP黏結混凝土作用(P&EB)；(3)FRP黏結鋼板作用(SB)，黏結長度與HB試件鋼板位置的黏結長度(6mm)一致；(4)FRP黏結混凝土與黏鋼組合作用(S&EB)，黏鋼長度與HB試件一致，此模式僅在上表面黏結鋼板而不通過其施加側壓力；(5)FRP黏結混凝土作用(EB).

值得一提的是，單獨側壓力、側壓力下FRP黏結鋼板2種類型并未列入對比研究.這是因為側壓力不能單獨作用，也不能改變FRP黏結鋼板的膠層斷裂強度.

2.2 試件

5組試驗共10個試件，試件尺寸均為500mm×250mm×150mm.試件編號、試驗模式及承載力等見表1.FRP板的寬度和厚度分別為50.0，1.4mm.鋼板尺寸為80mm×60mm×8mm，其長度方向兩端各預留1個螺栓孔，用于穿過化學螺栓[13].膠層厚度為 2mm[19]，化學螺栓直徑為 8mm，植入梁體內 50mm，以保證充分錨固.

混凝土和鋼板的力學性能通過試驗獲得，FRP板、膠層和化學螺栓按照說明使用.混凝土立方體抗壓強度40MPa；FRP板抗拉強度1700MPa，彈性模量72GPa；膠層抗拉強度45MPa，彈性模量 3500MPa；螺栓錨固強度84MPa.

圖2，3為試驗裝置、試驗模式及試驗構造.由圖2(a)可見，單剪試驗在水平拉伸系統上進行，該系統由張拉機構和錨固機構組成，同步量測張拉力和滑移量變化.由圖2(b)～(d)可見：試件有3種構造模式，其中A模式包括HB，P&EB和S&EB試件.為獲得側壓力下方的黏結應力發展，P&EB試件分別在橫向兩側均勻布置1排螺母傳遞壓力，在螺母接觸面上涂抹黃油以消除摩擦力，中間區域粘貼應變片(見圖3(a))；B模式代表SB試件(見圖3(b))，為與HB試件保持一致，先將鋼板粘貼在試件上(中間與FRP等寬范圍內不粘貼)，再施加相同的扭矩，將鋼板上表面粘貼于FRP板上；C模式代表EB試件.所有試件均沿縱向等間距布置應變測點.

涂膠后需要在鋼板表面施加一定壓力以保證膠層的均勻接觸，螺栓錨固在膠層硬化后進行.BF Ⅰ和BF Ⅱ試件對螺栓施加15N·m的扭矩，扭矩標定試驗(見圖3(c))的線性擬合結果顯示側壓力為9.5kN.

表1 試件編號、試驗模式及承載力

Note:ⅰ—Concrete debonding；ⅱ—Adhesive failure.

圖2 試驗裝置及試驗模式Fig.2 Test system and mode

圖3 試驗構造Fig.3 Test arrangement

3 試驗結果及分析

3.1 荷載-滑移曲線及破壞形態

不同類型試件的荷載-滑移曲線如圖4所示.由圖4可見：同一類型試件的曲線具有較好的一致性，BFⅠ和BFⅡ試件的荷載-滑移曲線持續上升，其剝離承載力(見表1)分別約為普通FRP黏結的3.7倍和1.9倍；BFⅠ-1和BFⅠ-2試件曲線在增加階段具有較好的一致性，但在達到荷載強度附近出現差異，這是FRP粘貼及鋼板錨固等試驗操作導致的；BFⅢ，BFⅣ和BFⅤ試件荷載到達峰值后趨于穩定，其中BFⅢ-1和BFⅢ-2試件由于黏結長度不足，未出現荷載平臺，代入試件物理參數后求得FRP與鋼板的有效黏結長度約為80mm[11]，故將BFⅢ-3試件的鋼板寬度調整為80mm，試驗得到其張拉承載力是原 60mm 寬鋼板試件的1.7倍；BFⅣ試件的張拉承載力為BFⅢ和BFⅤ試件的疊加，是后兩者的1.8倍和2.2倍左右；BFⅤ試件荷載-滑移曲線符合FRP黏結混凝土的發展模式.

圖5為各試件的破壞形態.由圖5可見：BFⅠ，BFⅡ，BFⅣ和BFⅤ試件均發生了混凝土層剝離破壞；BFⅢ試件發生了膠層破壞.

3.2 應變分布

不同荷載狀態下的FRP應變分布如圖6所示.除BF Ⅲ 試件選取黏結長度為60mm和80mm各1個試件外，其他組試件僅選取1個試件進行分析.由圖6可見：BF Ⅰ，BF Ⅱ 和BF Ⅳ 試件的應變分布類似，FRP板的利用效率依次為76.3%，43.5%和55.1%，遠高于BF Ⅲ-1和BF Ⅴ-1試件(FRP板的利用效率約21%)；荷載后期，有組合界面的試件自加載端至鋼板位置完全剝離，在鋼板兩端出現較大的應變差，表明此處積聚了較高能量；隨著荷載的增加，自由端附近開始出現變形并逐步增大；當 BF Ⅲ 試件的黏結長度從60mm增加至 80mm 時，FRP利用率顯著提高并開始出現表征剝離的應變平臺.

圖4 荷載-滑移曲線Fig.4 Load-slip curves

圖5 破壞形態Fig.5 Failure mode

圖6 應變分布Fig.6 Strain distribution

4 組合界面黏結特性

4.1 側壓力下FRP黏結混凝土與FRP黏結鋼板組合

各試件的黏結-滑移(τ-s)曲線如圖7所示.圖8為鋼板縱向滑移示意圖.圖9為BFⅠ和BFⅡ試件界面剝離后的摩擦應力(BF-res)測試.

圖7(a)中的BFⅢ-cal為FRP黏結鋼板應力計算值，由BFⅠ試件的組合應力減去BFⅡ試件側壓力下FRP黏結混凝土應力得到.由圖7(a)對比發現，計算曲線與試驗曲線的滑移量不同.這是因為鋼板與混凝土的黏結強度較低而首先剝離，且鋼板預留孔與栓釘存在間隙，拉伸過程中栓釘發生彈性變形，導致鋼板發生縱向滑移sm(見圖8)，其與理論分析認為的鋼板固定有明顯區別，造成計算滑移值偏大.為解決這一問題，試驗同時測量了加載過程中鋼板的縱向滑移，得到考慮鋼板滑移的黏結-滑移關系修正曲線(BFⅢ-cal’，見圖7(b))，修正結果與試驗結果吻合，從而證明了前述黏鋼作用計算結果的有效性.BFⅢ-3試件可達到更高的黏結強度.

圖7 各試件的黏結-滑移曲線Fig.7 Curves of bond-slip of specimens

圖8 鋼板縱向滑移Fig.8 Longitudinal slip of steel plate

由圖7(a)還可見：BFⅡ試件黏結應力與BFⅠ試件同步增加，但在12MPa左右即達到黏結強度并開始下降，直至剝離；BFⅠ試件黏結應力繼續增長至18MPa后，與BFⅡ試件同趨勢下降；黏鋼作用曲線緩慢增加，在FRP與混凝土界面全部剝離后才達到峰值，表明FRP板下表面混凝土發生剝離的時間早于FRP上表面與黏鋼發生剝離的時間，后期試件的張拉荷載主要由黏鋼界面承擔.

圖9證明了剝離面存在摩擦應力(BF-res，見圖7(a)).

圖9 界面剝離后的摩擦應力測試Fig.9 Frictional stress test after interface debonding

4.2 側壓力下的摩擦應力發展

BF Ⅱ 和BF Ⅴ 試件的黏結-滑移曲線如圖7(c)所示，其中BFⅤ，50～BFⅤ，250分別為BFⅤ試件距自由端50～250mm測點的測試結果.由圖7(c)可見，側壓力下BFⅡ試件的黏結應力較普通FRP試件提高約1倍，但滑移量相差不大；側壓力下的摩擦應力(BFⅡ-cal-pre)為BFⅡ和BFⅤ試驗結果的差值，其與上述兩類試件曲線同步達到黏結強度；峰后各試件的滑移量繼續發展，但黏結應力保持相對穩定，曲線形式與圖 1(b) 中側壓力下的摩擦應力產生、發展模式吻合.

4.3 無側壓力的FRP黏結混凝土與FRP黏結鋼板組合

BFⅠ，BFⅣ和BFⅤ試件的黏結-滑移曲線如圖7(d)所示.由圖7(d)可見，FRP黏結混凝土的強度τEB等于BFⅣ試件的峰后下降段，下降后的黏結應力與計算得到的FRP黏結鋼板應力τST吻合，而此時相同滑移量的普通FRP黏結混凝土界面已剝離，進一步證明了下表面混凝土的剝離早于上表面與鋼板的剝離.

BFⅠ試件側壓力下的摩擦應力(BFⅠ-cal-pre)由其組合曲線與BFⅣ試件曲線作差得到，與BFⅡ試件對比發現，兩者僅應力值一致，滑移量有較大差別，這是由前述HB試驗中鋼板的縱向滑移引起的.

4.4 黏結強度分析

統計各類型試驗得到的黏結強度如表2所示.由表2可見，不能通過各界面應力強度疊加得到組合界面的黏結強度.結合前述試驗中黏結應力的發展規律可以得出：組合界面的應力發展具有不同步性，所以各界面在不同時刻達到應力強度，相加結果高于組合界面黏結強度.

表2 不同試件黏結強度

5 黏結滑移統一模型和黏結荷載

HB-FRP加固混凝土結構組合界面作用機制分析及試驗研究表明，側壓力下的剝離界面存在摩擦應力.基于FRP黏結混凝土梁的黏結-滑移關系[14]，提出HB-FRP加固混凝土結構組合界面黏 結- 滑移統一模型：

(1)

式中：Ef和tf為FRP板的彈性模量和厚度；α和β為影響曲線形狀和幅度的系數；τres為界面摩擦應力.

由式(1)可見，函數表達式的前半部分與已有FRP黏結混凝土或FRP黏結鋼板形式一致，后半部分采用以摩擦應力為系數的指數函數，函數線形與圖1(b)吻合.

基于BFⅠ試件試驗結果擬合得到組合界面黏結-滑移統一模型(圖10)中的控制參數α和β分別為0.685和33.288.

圖10 模型結果和試驗結果比較Fig.10 Comparing of proposed model results with test results

類似FRP黏結混凝土，HB加固界面黏結荷載P可以表示為：

(2)

圖4(a)中模型計算結果(proposed model)與試驗結果吻合，表明可用式(2)計算HB-FRP加固混凝土結構組合界面的黏結荷載，進一步驗證了黏結-滑移統一模型(式(1))的可靠性.

6 結論

(1)HB-FRP加固混凝土結構組合作用包括FRP黏結混凝土、側壓力和FRP黏結鋼板作用.

(2)組合界面的黏結應力發展不同步，FRP板下表面混凝土的剝離早于上表面黏鋼界面，疊合工作時序不同，不能簡單地將各部分應力強度疊加得到組合界面的黏結強度.

(3)側壓力產生的摩擦應力從組合界面有黏結應力時即開始增加并發展至應力強度，隨后保持穩定.

(4)組合界面的黏結-滑移統一模型和黏結荷載表達式計算結果與試驗結果具有較好的一致性.