HB-FRP加固混凝土结构组合界面黏结特性

高 磊， 张 峰

(山东大学 岩土与结构工程研究中心， 山东 济南 250061)

HB-FRP(hybrid bonded fiber reinforced polymer)加固技术是FRP加固领域的一项重要技术突破，该技术结合FRP外贴法和机械锚固法，解决了FRP粘贴的关键技术问题.加固试验和理论研究显示，HB-FRP界面黏结强度比传统外贴FRP黏结强度高6～7倍[1].

常用FRP加固混凝土结构的黏结-滑移模型有双线性模型[2-3]、精确简化模型[4]和指数型模型[5].基于上述各模型均能得到较为准确的剥离荷载.研究人员开展了FRP加固钢材研究，发现FRP加固钢材的剥离强度取决于胶层的强度[6-8]，提出了FRP-黏钢界面黏结-滑移模型[9-11].He等[12]提出的黏钢模型考虑了黏结强度、初始滑移量和界面断裂能等因素，该界面黏结强度高于混凝土的剥离强度，约为25MPa.Wu等[13-15]首次提出HB-FRP加固技术，并把加固机理阐释为界面黏结、销栓力和摩擦3方面因素的叠合.但HB-FRP加固混凝土结构组合界面作用机制复杂、协同效应不明，有必要开展进一步研究.

1 HB-FRP加固混凝土结构组合界面作用机制

图1为HB-FRP加固混凝土结构组合界面作用机制示意图.由图1(a)可见，FRP黏结混凝土界面为界面Ⅰ，侧压力(螺栓对钢板的预紧力)下的FRP黏结混凝土界面为界面Ⅱ，FRP黏结钢板界面为界面Ⅲ.因栓钉只通过锚固钢板限制FRP滑移，未直接对FRP起作用，故销栓作用[16]并没有被列入分析，这是与已有研究[16]的关键区别.因此，组合界面作用机制可以概括为侧压力下的FRP黏结混凝土作用和FRP黏结钢板作用两者的叠合.

图1 组合界面作用机制示意图及界面黏结-滑移关系曲线Fig.1 Schematic of composite interfacial mechanism and curves of interfacial bond-slip relation

侧压力会在FRP黏结混凝土界面剥离后产生恒定的界面摩擦应力[17-18].根据有无侧压力，得到用指数型函数曲线表示的不同界面黏结-滑移(τ-s)关系(见图1(b)).由图1(b)可见：界面 Ⅱ，Ⅲ 组合或单独界面 Ⅱ 作用的黏结-滑移曲线最后均趋于摩擦应力；界面 Ⅱ，Ⅲ 的组合作用与界面 Ⅰ，Ⅲ 的组合作用差值即为侧压力；FRP黏结混凝土与FRP黏结钢板的曲线类似，仅黏结强度不同.

2 模型试验

2.1 试验概述

为验证组合界面作用机制，将组合作用拆分，设计了5组试验：(1)全组合作用(HB)，包括FRP黏结混凝土作用(EB)、侧压力作用(P)和FRP黏结钢板作用(SB)；(2)侧压力下FRP黏结混凝土作用(P&EB)；(3)FRP黏结钢板作用(SB)，黏结长度与HB试件钢板位置的黏结长度(6mm)一致；(4)FRP黏结混凝土与黏钢组合作用(S&EB)，黏钢长度与HB试件一致，此模式仅在上表面黏结钢板而不通过其施加侧压力；(5)FRP黏结混凝土作用(EB).

值得一提的是，单独侧压力、侧压力下FRP黏结钢板2种类型并未列入对比研究.这是因为侧压力不能单独作用，也不能改变FRP黏结钢板的胶层断裂强度.

2.2 试件

5组试验共10个试件，试件尺寸均为500mm×250mm×150mm.试件编号、试验模式及承载力等见表1.FRP板的宽度和厚度分别为50.0，1.4mm.钢板尺寸为80mm×60mm×8mm，其长度方向两端各预留1个螺栓孔，用于穿过化学螺栓[13].胶层厚度为 2mm[19]，化学螺栓直径为 8mm，植入梁体内 50mm，以保证充分锚固.

混凝土和钢板的力学性能通过试验获得，FRP板、胶层和化学螺栓按照说明使用.混凝土立方体抗压强度40MPa；FRP板抗拉强度1700MPa，弹性模量72GPa；胶层抗拉强度45MPa，弹性模量 3500MPa；螺栓锚固强度84MPa.

图2，3为试验装置、试验模式及试验构造.由图2(a)可见，单剪试验在水平拉伸系统上进行，该系统由张拉机构和锚固机构组成，同步量测张拉力和滑移量变化.由图2(b)～(d)可见：试件有3种构造模式，其中A模式包括HB，P&EB和S&EB试件.为获得侧压力下方的黏结应力发展，P&EB试件分别在横向两侧均匀布置1排螺母传递压力，在螺母接触面上涂抹黄油以消除摩擦力，中间区域粘贴应变片(见图3(a))；B模式代表SB试件(见图3(b))，为与HB试件保持一致，先将钢板粘贴在试件上(中间与FRP等宽范围内不粘贴)，再施加相同的扭矩，将钢板上表面粘贴于FRP板上；C模式代表EB试件.所有试件均沿纵向等间距布置应变测点.

涂胶后需要在钢板表面施加一定压力以保证胶层的均匀接触，螺栓锚固在胶层硬化后进行.BF Ⅰ和BF Ⅱ试件对螺栓施加15N·m的扭矩，扭矩标定试验(见图3(c))的线性拟合结果显示侧压力为9.5kN.

表1 试件编号、试验模式及承载力

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

图2 试验装置及试验模式Fig.2 Test system and mode

图3 试验构造Fig.3 Test arrangement

3 试验结果及分析

3.1 荷载-滑移曲线及破坏形态

不同类型试件的荷载-滑移曲线如图4所示.由图4可见：同一类型试件的曲线具有较好的一致性，BFⅠ和BFⅡ试件的荷载-滑移曲线持续上升，其剥离承载力(见表1)分别约为普通FRP黏结的3.7倍和1.9倍；BFⅠ-1和BFⅠ-2试件曲线在增加阶段具有较好的一致性，但在达到荷载强度附近出现差异，这是FRP粘贴及钢板锚固等试验操作导致的；BFⅢ，BFⅣ和BFⅤ试件荷载到达峰值后趋于稳定，其中BFⅢ-1和BFⅢ-2试件由于黏结长度不足，未出现荷载平台，代入试件物理参数后求得FRP与钢板的有效黏结长度约为80mm[11]，故将BFⅢ-3试件的钢板宽度调整为80mm，试验得到其张拉承载力是原 60mm 宽钢板试件的1.7倍；BFⅣ试件的张拉承载力为BFⅢ和BFⅤ试件的叠加，是后两者的1.8倍和2.2倍左右；BFⅤ试件荷载-滑移曲线符合FRP黏结混凝土的发展模式.

图5为各试件的破坏形态.由图5可见：BFⅠ，BFⅡ，BFⅣ和BFⅤ试件均发生了混凝土层剥离破坏；BFⅢ试件发生了胶层破坏.

3.2 应变分布

不同荷载状态下的FRP应变分布如图6所示.除BF Ⅲ 试件选取黏结长度为60mm和80mm各1个试件外，其他组试件仅选取1个试件进行分析.由图6可见：BF Ⅰ，BF Ⅱ 和BF Ⅳ 试件的应变分布类似，FRP板的利用效率依次为76.3%，43.5%和55.1%，远高于BF Ⅲ-1和BF Ⅴ-1试件(FRP板的利用效率约21%)；荷载后期，有组合界面的试件自加载端至钢板位置完全剥离，在钢板两端出现较大的应变差，表明此处积聚了较高能量；随着荷载的增加，自由端附近开始出现变形并逐步增大；当 BF Ⅲ 试件的黏结长度从60mm增加至 80mm 时，FRP利用率显著提高并开始出现表征剥离的应变平台.

图4 荷载-滑移曲线Fig.4 Load-slip curves

图5 破坏形态Fig.5 Failure mode

图6 应变分布Fig.6 Strain distribution

4 组合界面黏结特性

4.1 侧压力下FRP黏结混凝土与FRP黏结钢板组合

各试件的黏结-滑移(τ-s)曲线如图7所示.图8为钢板纵向滑移示意图.图9为BFⅠ和BFⅡ试件界面剥离后的摩擦应力(BF-res)测试.

图7(a)中的BFⅢ-cal为FRP黏结钢板应力计算值，由BFⅠ试件的组合应力减去BFⅡ试件侧压力下FRP黏结混凝土应力得到.由图7(a)对比发现，计算曲线与试验曲线的滑移量不同.这是因为钢板与混凝土的黏结强度较低而首先剥离，且钢板预留孔与栓钉存在间隙，拉伸过程中栓钉发生弹性变形，导致钢板发生纵向滑移sm(见图8)，其与理论分析认为的钢板固定有明显区别，造成计算滑移值偏大.为解决这一问题，试验同时测量了加载过程中钢板的纵向滑移，得到考虑钢板滑移的黏结-滑移关系修正曲线(BFⅢ-cal’，见图7(b))，修正结果与试验结果吻合，从而证明了前述黏钢作用计算结果的有效性.BFⅢ-3试件可达到更高的黏结强度.

图7 各试件的黏结-滑移曲线Fig.7 Curves of bond-slip of specimens

图8 钢板纵向滑移Fig.8 Longitudinal slip of steel plate

由图7(a)还可见：BFⅡ试件黏结应力与BFⅠ试件同步增加，但在12MPa左右即达到黏结强度并开始下降，直至剥离；BFⅠ试件黏结应力继续增长至18MPa后，与BFⅡ试件同趋势下降；黏钢作用曲线缓慢增加，在FRP与混凝土界面全部剥离后才达到峰值，表明FRP板下表面混凝土发生剥离的时间早于FRP上表面与黏钢发生剥离的时间，后期试件的张拉荷载主要由黏钢界面承担.

图9证明了剥离面存在摩擦应力(BF-res，见图7(a)).

图9 界面剥离后的摩擦应力测试Fig.9 Frictional stress test after interface debonding

4.2 侧压力下的摩擦应力发展

BF Ⅱ 和BF Ⅴ 试件的黏结-滑移曲线如图7(c)所示，其中BFⅤ，50～BFⅤ，250分别为BFⅤ试件距自由端50～250mm测点的测试结果.由图7(c)可见，侧压力下BFⅡ试件的黏结应力较普通FRP试件提高约1倍，但滑移量相差不大；侧压力下的摩擦应力(BFⅡ-cal-pre)为BFⅡ和BFⅤ试验结果的差值，其与上述两类试件曲线同步达到黏结强度；峰后各试件的滑移量继续发展，但黏结应力保持相对稳定，曲线形式与图 1(b) 中侧压力下的摩擦应力产生、发展模式吻合.

4.3 无侧压力的FRP黏结混凝土与FRP黏结钢板组合

BFⅠ，BFⅣ和BFⅤ试件的黏结-滑移曲线如图7(d)所示.由图7(d)可见，FRP黏结混凝土的强度τEB等于BFⅣ试件的峰后下降段，下降后的黏结应力与计算得到的FRP黏结钢板应力τST吻合，而此时相同滑移量的普通FRP黏结混凝土界面已剥离，进一步证明了下表面混凝土的剥离早于上表面与钢板的剥离.

BFⅠ试件侧压力下的摩擦应力(BFⅠ-cal-pre)由其组合曲线与BFⅣ试件曲线作差得到，与BFⅡ试件对比发现，两者仅应力值一致，滑移量有较大差别，这是由前述HB试验中钢板的纵向滑移引起的.

4.4 黏结强度分析

统计各类型试验得到的黏结强度如表2所示.由表2可见，不能通过各界面应力强度叠加得到组合界面的黏结强度.结合前述试验中黏结应力的发展规律可以得出：组合界面的应力发展具有不同步性，所以各界面在不同时刻达到应力强度，相加结果高于组合界面黏结强度.

表2 不同试件黏结强度

5 黏结滑移统一模型和黏结荷载

HB-FRP加固混凝土结构组合界面作用机制分析及试验研究表明，侧压力下的剥离界面存在摩擦应力.基于FRP黏结混凝土梁的黏结-滑移关系[14]，提出HB-FRP加固混凝土结构组合界面黏 结- 滑移统一模型：

(1)

式中：Ef和tf为FRP板的弹性模量和厚度；α和β为影响曲线形状和幅度的系数；τres为界面摩擦应力.

由式(1)可见，函数表达式的前半部分与已有FRP黏结混凝土或FRP黏结钢板形式一致，后半部分采用以摩擦应力为系数的指数函数，函数线形与图1(b)吻合.

基于BFⅠ试件试验结果拟合得到组合界面黏结-滑移统一模型(图10)中的控制参数α和β分别为0.685和33.288.

图10 模型结果和试验结果比较Fig.10 Comparing of proposed model results with test results

类似FRP黏结混凝土，HB加固界面黏结荷载P可以表示为：

(2)

图4(a)中模型计算结果(proposed model)与试验结果吻合，表明可用式(2)计算HB-FRP加固混凝土结构组合界面的黏结荷载，进一步验证了黏结-滑移统一模型(式(1))的可靠性.

6 结论

(1)HB-FRP加固混凝土结构组合作用包括FRP黏结混凝土、侧压力和FRP黏结钢板作用.

(2)组合界面的黏结应力发展不同步，FRP板下表面混凝土的剥离早于上表面黏钢界面，叠合工作时序不同，不能简单地将各部分应力强度叠加得到组合界面的黏结强度.

(3)侧压力产生的摩擦应力从组合界面有黏结应力时即开始增加并发展至应力强度，随后保持稳定.

(4)组合界面的黏结-滑移统一模型和黏结荷载表达式计算结果与试验结果具有较好的一致性.