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(tǒng)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(shù)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(fā)現(xiàn)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(xié)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，F(xiàn)RP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，F(xiàn)RP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(qū)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(chǎn)生恒定的界面摩擦應力[17-18].根據(jù)有無側壓力，得到用指數(shù)型函數(shù)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(nèi) 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，F(xiàn)RP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(tǒng)上進行，該系統(tǒng)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(fā)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(qū)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(nèi)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(tài)

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(xù)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(xiàn)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(wěn)定，其中BFⅢ-1和BFⅢ-2試件由于黏結長度不足，未出現(xiàn)荷載平臺，代入試件物理參數(shù)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(diào)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(fā)展模式.

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

3.2 應變分布

不同荷載狀態(tài)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，F(xiàn)RP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(xiàn)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(xiàn)變形并逐步增大；當 BF Ⅲ 試件的黏結長度從60mm增加至 80mm 時，F(xiàn)RP利用率顯著提高并開始出現(xiàn)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(tài)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(fā)現(xiàn)，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(fā)生彈性變形，導致鋼板發(fā)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(qū)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(xù)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(fā)生剝離的時間早于FRP上表面與黏鋼發(fā)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(fā)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(xù)發(fā)展，但黏結應力保持相對穩(wěn)定，曲線形式與圖 1(b) 中側壓力下的摩擦應力產(chǎn)生、發(fā)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，F(xiàn)RP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(fā)現(xiàn)，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(tǒng)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(fā)展規(guī)律可以得出：組合界面的應力發(fā)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(tǒng)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(tǒng)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(shù)；τres為界面摩擦應力.

由式(1)可見，函數(shù)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(shù)的指數(shù)函數(shù)，函數(shù)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(tǒng)一模型(圖10)中的控制參數(shù)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(tǒng)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(fā)展不同步，F(xiàn)RP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(chǎn)生的摩擦應力從組合界面有黏結應力時即開始增加并發(fā)展至應力強度，隨后保持穩(wěn)定.

(4)組合界面的黏結-滑移統(tǒng)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.