膠結層含石英砂的黏鋼加固混凝土界面黏結滑移本構關系研究

程海根，劉宇根，胡 晨，姜 勇，胡鈞劍

(1.華東交通大學土木建筑學院，江西 南昌，330013；2.華東交通大學土木工程國家實驗教學示范中心，江西 南昌，330013)

利用鋼板加固鋼筋混凝土結構時，常選用建筑結構膠或環氧樹脂膠將鋼板與混凝土粘貼，結構經加固后，其承載力主要取決于鋼板-混凝土界面的黏結性能[1]。目前，針對鋼板-混凝土界面黏結性能的研究大多基于黏結強度和黏結滑移這2種模型[2]，但根據黏結強度模型僅能確定結構的極限破壞承載力[3]，不能反映局部黏結界面的剝離破壞過程，而利用黏結滑移模型則能推導出整個界面剝離過程中的黏結應力與滑移量[4-8]。因此，黏結滑移本構關系不僅是有關鋼板-混凝土界面研究的核心問題，也是建立相應有限元模型的基礎。

石英砂是一種重要的工業礦物原料，作為礦物摻和料摻入后能在一定程度上提高基體材料的性能[9-12]。有鑒于此，本文將石英砂摻入結構膠中制備黏鋼加固混凝土試件，借助雙面剪切試驗研究了鋼板-混凝土界面的黏結滑移本構關系，并根據試驗數據對已有黏結滑移模型進行修正。

1 試驗

1.1 試驗材料

混凝土設計強度等級為C40，實測其抗壓強度為42.3 MPa；鋼板為Q235熱軋鋼板，其抗拉強度為210 MPa、彈性模量為206 GPa、泊松比為0.25；黏結劑為杭州固安科技有限公司生產的JGN型建筑結構膠，其力學性能參數見表1；石英砂由新沂市宏潤石英硅微粉有限公司提供，其粒度為45 μm、密度為2.65 g/cm3，主要化學成分見表2。

表1 JGN結構膠力學性能參數

表2 石英砂的化學成分(wB/%)

1.2 試驗設計

設計7組鋼板加固混凝土結構的試件，每組試件均包含2塊150 mm×150 mm×300 mm的混凝土和2塊900 mm×80 mm×4 mm的鋼板，鋼板、混凝土間的膠結層由JGN型建筑結構膠摻入不同量的石英砂均勻混合而成，7組試件膠結層的厚度以及其中石英砂與結構膠的體積比α列于表3。利用液壓千斤頂及變形傳感裝置對試件的鋼板-混凝土界面進行雙剪切試驗[13-14]，試件加載裝置示意圖及測試現場照片如圖1所示。由圖1可見，1組鋼板加固混凝土結構試件中存在4個黏結面即剪切面，借助變形傳感器測量2塊混凝土間的相對滑移，以鋼板加載端為起始位置，在中線沿加載方向距加載端5、25、45、75、115、165 mm處依次使用3 mm×2 mm規格的紙基電阻式應變片(電阻值為120±0.1 Ω)布置測點以記錄黏結界面上鋼板的應變分布，測點布置方案見圖2。

(a)試件加載裝置示意圖

(b)現場照片

Fig.1 Schematic diagram of specimen loading device and test site photo

圖2 測點布置方案(單位:mm)

2 試驗結果

2.1 試件的破壞形式

經雙剪切試驗后，各組試件破壞情況及其破壞極限荷載見表4，部分試件遭破壞后發生完全剝離的黏結面照片如圖3所示。從圖3(a)可見，SJ1試件中發生完全剝離的黏結面表現為鋼板與膠結層剝離破壞，鋼板剝離后膠結層仍然完整地黏貼在混凝土表面上，而SJ4試件是因混凝土從內部剝離而形成完全剝離的黏結面(圖3(b))，至于SJ5試件發生完全剝離的黏結面，膠結層與鋼板、混凝土間均發生剝離，部分與混凝土剝離但仍黏貼鋼板的膠結層上還殘留一些被其帶離的表層混凝土(圖3(c))。分析所有試件的破壞形式表明，大部分試件主要發生了鋼板與膠結層的剝離，并且破壞部位表現為脆性破壞，這應歸因于鋼板表面過于光滑，對鋼板進行鑿毛處理后再黏貼混凝土即可避免這種脆性破壞；同時，少部分試件還存在混凝土內部剝離破壞。

2.2 鋼板表面應變分布分析

基于雙剪切試驗所測數據，獲取各試件在不同荷載作用下其黏結面處鋼板表面的應變分布情況。因為同一組試件的4個黏結面在發生剝離破壞前鋼板表面應變分布趨勢相似，故僅需考察試件發生完全剝離的黏結面，在此以膠結層中石英砂與結構膠體積比α分別為0.17、0.33的SJ2試件和SJ4試件為例進行分析，其中SJ2試件完全剝離黏結面上膠結層與鋼板、混凝土間均發生剝離，而SJ4試件相應位置上則為膠結層與混凝土之間發生剝離，SJ2、SJ4試件黏結面處鋼板應變分布曲線如圖4所示。從圖4(a)中可見，當荷載達到19.0 kN時，在SJ2試件鋼板上距加載端25 mm處的應變值已超過距加載端5 mm處的相應值，表明該試件黏結面在此位置附近開始發生剝離；當荷載增至21.0 kN時，剝離位置轉移到距加載端45 mm處；當荷載為24.0 kN時，黏結面已經剝離到距加載端75 mm處，而此時鋼板加載端附近的應變也明顯增大，這是因為鋼板與膠結層幾乎完全剝離，荷載主要由鋼板承受所致；當荷載增至28.0 kN時，黏結面發生完全剝離破壞。對比不含石英砂的 SJ1試件(極限荷載為31.0 kN)，石英砂的少量摻入雖降低了SJ2試件中黏結面剝離的極限荷載，但同時也增大了鋼板與膠結層之間的摩擦，有效延長了黏結面剝離的趨勢，避免了黏結面在剝離開始初期就迅速發生完全剝離破壞。由圖4(b)可知，SJ4試件黏結面在荷載為22.0 kN時開始發生剝離，此時鋼板上距加載端25 mm處的應變值明顯高于距加載端5 mm處的相應值，并且后者相較低荷載時急劇下降且為負值，此外，當荷載增大到24.0 kN時，鋼板上距加載端45 mm處的應變也為負值，這可能是因為鋼板本身有部分彎曲，彎曲部位與混凝土粘貼后存在初始應變，當黏結面發生剝離時該應變得到釋放，從而導致鋼板相關位置應變值突降為負值；隨著荷載的不斷增大，鋼板上不同測點處的應變呈現階段性突變趨勢，表明試件黏結面沿著加載方向從加載端向自由端持續剝離。7組試件中，SJ4試件的極限荷載值最高，其黏結面的剝離形態為膠結層與混凝土間的剝離破壞且剝離持續過程較長，表明該試件膠結層摻入的石英砂含量適中，能明顯增強鋼板-混凝土界面的抗破壞能力。

表4 試驗結果

(a) SJ1 (b) SJ4

(c) SJ5

圖3 部分試件破壞圖

Fig.3 Failure of some specimens

(b)SJ4

3 鋼板-混凝土界面黏結滑移本構關系

3.1 剪應力與滑移量

在鋼板-混凝土界面黏結滑移本構關系中，黏結界面上任意一點的剪應力及對應的滑移量是兩個重要參數。基于差分法原理，剪應力與相應剪應變的關系式為

(1)

式中，τ為微段平均剪應力，MPa；tb為鋼板的厚度，mm；dσ為微段應力差，MPa；dx為微段長度，mm；Eb為鋼板的彈性模量，MPa；dε為微段應變差。假設鋼板自由端處不產生滑移，則相應的局部滑移量表達式為

(2)

式中，s為測點所對應的滑移量，mm；xi為測點與自由端處水平距離，mm；εf表示測點與自由端之間任意位置的應變值。

3.2 界面黏結滑移曲線分析與模型修正

根據雙剪切試驗所測數據，利用公式(1)、(2)分別計算出在一定荷載作用下試件黏結面附近任意一點的剪應力及滑移量，進而繪制該點的黏結滑移曲線。以SJ4試件中加載端發生剝離的黏結面為例，該處鋼板上靠近加載端附近的3個測點的黏結滑移曲線如圖5所示。從圖5中可以看出，3個測點的黏結滑移曲線具有類拋物線特征，在加載初期，測點剪應力隨滑移量增大而近似線性增加；隨著荷載的不斷增大，這種增加趨勢變緩直至剪應力達到最大值τmax，此時對應的滑移量為s0；當剪應力達到最大值τmax時黏結界面將出現損傷，之后剪應力開始下降而滑移量持續增大直至黏結界面發生剝離，此時滑移量達到極限值su。此外，通過比較3個測點的黏結滑移曲線可以看出，距離鋼板加載端最近處(5 mm)測點的黏結滑移曲線能夠更精確地反映整個加載過程中鋼板-混凝土黏結界面的剝離過程，同時，該曲線與圖6所示Nakaba模型[15]的黏結滑移曲線形式相似，且均以剪應力峰值τmax、剪應力峰值所對應的滑移量s0以及極限滑移量su作為界面黏結滑移關系的關鍵控制參數，因此可采用此處測量數據來分析相關界面的黏結滑移本構關系。

圖5 SJ4試件的黏結滑移曲線

圖6 Nakaba模型的黏結滑移曲線

為了使Nakaba黏結滑移模型更適合膠結層含石英砂的鋼板-混凝土界面，利用試驗數據對該模型參數進行檢驗和修正，Nakaba模型方程為

(3)

式中n為回歸系數。在Nakaba模型中，τmax與混凝土抗拉強度有關，s0取為固定值，而在Neubauer模型[16]、Monti模型[17]及陸新征等提出的模型[18]中，τmax不僅與混凝土抗壓強度有關，還與外貼板材、混凝土構件寬度比有關。再則，混合黏結膠層在混凝土層表面固化產生的化學膠結力以及二者之間的摩擦力都有助于增強界面黏結性能，而這些因素又受膠結層中石英砂含量影響，故修正模型時需綜合考慮上述因素。另外需要指出的是，雖然7組試件大多為膠結層剝離破壞，黏結面極限承載力和極限滑移量su偏小，但試件加載前期的最大剪應力τmax及其對應的滑移量s0與之關系不大，所以不會對修正模型造成明顯影響。對Nakaba模型進行修正的過程為：首先，由試件中鋼板與混凝土塊的寬度bp和bc求得寬度影響系數βw，計算公式為

(4)

其次，根據試件雙剪切試驗結果，結合Nakaba模型，在引入βw、混凝土抗拉強度ft、常數因子θ(θ值為1，mm·MPa-1)的基礎上獲得τmax、s0等黏結滑移參數與α的關系式

τmax=βwft(-740.01α5+1678α4-1365α3+

456.79α2-49.543α+1.9354)

(5)

s0=βwftθ(-3.2418α5+6.9731α4-5.3369α3+

1.6693α2-0.1678α+0.0049)

(6)

相應關系曲線如圖7所示。由圖7可見，在考慮βw、ft等因素后，隨α的不斷增加，τmax、s0均呈現出先減小再增大最后又減小的趨勢。最后，獲得膠結層含石英砂的鋼板-混凝土界面黏結滑移修正模型：界面剪切力與相應滑移量的關系仍采用Nakaba模型(式(3))，但其中τmax、s0的計算方程

(a)τmax

(b) s0

Fig.7 Curves of relationship between bond-slip parameters andα

分別采用式(5)和式(6)，回歸系數n取試驗擬合平均值6.1005。

根據試驗結果對修正模型進行驗證，以膠結層中石英砂含量不同的SJ4、SJ5試件為例，其雙剪切試驗結果與相應的黏結滑移修正模型擬合曲線如圖8所示。從圖8中可以看出，在黏結界面切應力達到最大值以前的階段，試驗結果與修正模型吻合度較高；在界面切應力達到最大值后又開始下降的階段，發生混凝土剝離破壞的SJ4試件試驗值與修正模型依然吻合，但發生膠層剝離破壞的SJ5試件試驗值與修正模型擬合度較差，不過二者整體變化趨勢基本一致。總體來說，本研究在Nakaba模型基礎上進行修正所得模型能較好地反映膠結層含石英砂的黏鋼-混凝土界面黏結滑移本構關系。

(a)SJ4試件

(b)SJ5試件

4 結語

本文設計了不同石英砂摻入量的黏鋼加固混凝土結構件進行鋼板-混凝土黏結界面雙剪切試驗，結果表明，在鋼板黏結施工質量良好的前提下，鋼板-混凝土界面的破壞形式主要為鋼板與膠結層的剝離破壞，故實際工程中對鋼板表面進行鑿毛或錨固處理很有必要。當荷載較小未造成黏結面剝離時，隨著與加載端距離的不斷增加，鋼板表面應變明顯降低直至接近于零。當荷載較大造成黏結面發生剝離時，鋼板表面應變峰值位置從加載端處沿加載方向往自由端轉移，表明加載端處界面發生了剝離并導致附近區域應變下降，同時遠離加載端處應變增大，這種剝離趨勢逐漸向自由端發展。試件黏結滑移曲線主要由上升段與下降段組成，最大黏結剪應力τmax和其所對應的滑移量s0均隨著膠結層中石英砂含量的增加而呈現出先減小后增大再減小的趨勢，在本研究試驗條件下，當石英砂與結構膠的體積比為1∶3時，黏結加固效果最好。考慮鋼板、混凝土構件寬度比以及混凝土抗拉強度等因素，對Nakaba黏結滑移模型進行修正后所得模型與試驗結果吻合度較高，更適用于膠結層含石英砂的鋼板-混凝土界面黏結滑移本構關系分析。