袁嬌嬌 苑溦 侯新宇 林軍

摘要：纖維增強聚合物（FRP）加固鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的性能依賴于FRP片材與混凝土之間的有效粘結(jié)。盡管已有大量實驗對FRP-混凝土界面性能進行了研究，但是研究主要集中在靜態(tài)荷載，對動態(tài)荷載下的FRP-混凝土界面性能研究較少。通過模擬地震荷載，對往復(fù)荷載下芳綸纖維增強聚合物（AFRP）片材與混凝土界面的動態(tài)界面性能進行了試驗研究。試驗結(jié)果表明：在往復(fù)荷載作用下，AFRP-混凝土界面剝離承載力、延性及最大粘結(jié)剪應(yīng)力降低，AFRP-混凝土界面有效粘結(jié)長度增大。試件加卸載剛度隨著往復(fù)加卸載次數(shù)的增加而退化。

關(guān) 鍵 詞：

FRP; 芳綸纖維增強聚合物; 界面性能; 往復(fù)荷載; 有效粘結(jié)長度; 剝離承載力

中圖法分類號： TU528.572

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2021.05.028

隨著我國國民經(jīng)濟的不斷發(fā)展，基礎(chǔ)設(shè)施數(shù)量不斷增加。大量基礎(chǔ)設(shè)施由于材料老化和使用環(huán)境惡化，已經(jīng)不再符合安全適用耐久等設(shè)計要求[1-2]。使用外部粘結(jié)纖維增強聚合物（FRP）復(fù)合材料加固鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)可以提高原有損傷結(jié)構(gòu)力學(xué)性能，提高原有損傷結(jié)構(gòu)使用壽命，較大限度地減少拆除原有結(jié)構(gòu)，降低經(jīng)濟損失[3-5]。

目前已有許多分析模型預(yù)測FRP-混凝土界面最大局部粘結(jié)應(yīng)力[6-7]、剝離承載力[8-9]以及有效粘結(jié)長度[10-11]等。大多數(shù)現(xiàn)有模型與試驗結(jié)果相符合，但是都是采用的靜態(tài)荷載，忽略了動荷載對界面性能的影響。工程結(jié)構(gòu)在使用過程中受到爆炸、沖擊、地震等動荷載作用，動荷載下的承載力值高于相應(yīng)的靜荷載下的承載力值[12]。

在地震作用下，動態(tài)最大局部粘結(jié)應(yīng)力、動態(tài)剝離承載力、動態(tài)有效粘結(jié)長度的確定是保證外貼FRP結(jié)構(gòu)加固技術(shù)可靠性的基礎(chǔ)。為了模擬地震荷載，本文設(shè)計制作了3組雙面剪切試件，對芳綸纖維（AFRP）混凝土界面進行往復(fù)荷載下界面性能試驗研究。

1 試驗方法

1.1 試件設(shè)計與制作

本試驗混凝土設(shè)計強度為C30，混凝土配合比為：水164 kg/m3，水泥260 kg/m3，石1 088 kg/m3，砂725 kg/m3，粉煤灰41 kg/m3，礦粉72 kg/m3，外加劑9.7 kg/m3。纖維布在加載端長度為230 mm。試件設(shè)計制作參考文獻[13]，如圖1所示。試件有3組，1組編號為S200-1、S200-2、S200-3;2組編號為A200-1、A200-2、A200-3;3組編號為C200-1、C200-2、C200-3。S代表靜態(tài)加載，A代表芳綸纖維布往復(fù)加載，C代表碳纖維布往復(fù)加載。 纖維片材長度為200 mm，寬度為50 mm。在試件加載端纖維表面布置應(yīng)變片，間距為20 mm。

1.2 材料力學(xué)性能

混凝土試塊尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，與雙面剪切試件養(yǎng)護條件相同，測得抗壓強度為32.1 MPa。AFRP出廠力學(xué)性能試驗報告為：h=0.180 mm，δ=1.709%，Ef=118.8 GPa，σ=1 905 MPa。CFRP出廠力學(xué)性能試驗報告為：h=0.167 mm，δ=2.101%，Ef=230.0 GPa，σ=4 900 MPa，其中：h為纖維片材厚度，δ為延伸率，Ef為彈性模量，σ為抗伸強度。

1.3 試驗過程

3組試件均用MTS動靜萬能試驗機進行加載，如圖2所示。靜態(tài)加載采用位移控制，速率為0.2 mm/min。纖維布能承受拉力不能承受壓力。為了模擬地震荷載，動態(tài)加卸載制度設(shè)計參考文獻[14]，具體加載如圖3所示。具體的加載方式為：由靜態(tài)加載得到S200的加載端極限位移2.674 mm和剝離承載力13.28 kN;先采用力控制加載到4.0 kN后卸載到零;再加載到8.0 kN后卸載到零;然后采用位移控制，加載到加載端位移為0.200 mm后卸載到荷載為零，再加載到加載端位移為0.400 mm后卸載到荷載為零，以此類推循環(huán)下去，直至試件破壞。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試件破壞特征

對于靜態(tài)荷載試件，試件在荷載達到13.3 kN時，迅速剝離，屬于脆性破壞，如圖4（a）所示。

對于往復(fù)荷載試件A200-1，在荷載控制循環(huán)的過程中在木隔板附近膠層表面出現(xiàn)微裂紋。之后采用位移控制循環(huán)，在位移0.800 mm的循環(huán)中，當(dāng)荷載達到8.6 kN時，距木隔板2 cm左右處出現(xiàn)第一道斜裂縫。在位移為1.000 mm的循環(huán)中，當(dāng)荷載達到9.7 kN時，距木隔板3 cm左右處出現(xiàn)第二道斜裂縫。在位移為1.600 mm的循環(huán)中，纖維布開始剝離發(fā)展，從混凝土界面上剝離下的長度為8 cm左右，如圖4（b）所示。在下一個循環(huán)也是最后一個循環(huán)，纖維布從混凝土上被完全剝離下來。在整個往復(fù)加載過程中，試件是逐步剝離的，剝離時間比靜態(tài)試件S200延長很多。

對于往復(fù)荷載試件C200-1，在荷載控制循環(huán)的過程中，在木隔板附近膠層表面出現(xiàn)微裂紋。之后采用位移控制循環(huán)，在位移0.400 mm的循環(huán)中，當(dāng)荷載達到12.9 kN時，距木隔板3 cm左右處出現(xiàn)第一道斜裂縫。在位移為0.600 mm的循環(huán)中，當(dāng)荷載達到13.6 kN時，距木隔板4 cm左右處出現(xiàn)第二道斜裂縫。在位移為0.800 mm的循環(huán)中，纖維布開始剝離發(fā)展，從混凝土界面上剝離下的長度為4 cm左右，如圖4（c）所示。在下一個循環(huán)也是最后一個循環(huán)，纖維布從混凝土上被完全剝離下來。

2.2 荷載-位移滯回曲線分析

圖5為A200-1的荷載-位移滯回曲線，該位移值是由布置在試件兩側(cè)的位移計所測得的平均結(jié)果。每組試件僅取一個試件作為代表，其他兩個試件曲線規(guī)律類似。

由圖5可知：在最后3個位移循環(huán)加載下，試件的最大荷載值基本保持不變，表明此荷載即為往復(fù)荷載作用下AFRP-混凝土界面的剝離承載力。比較各級加載曲線，后次曲線的斜率比前次曲線的斜率小，說明往復(fù)荷載下試件的加載剛度退化。每次卸載，試件都有一定的殘余變形。卸載曲線的斜率隨著往復(fù)加載卸載次數(shù)的增加而減小，說明卸載剛度退化。

由圖5還可知：往復(fù)荷載作用下，與試件C200-1相較，A200-1試件加卸載剛度較小，延性較好。

將荷載-位移滯回曲線每級荷載下的荷載峰值點繪于同一圖中，即得荷載-位移骨架曲線，如圖6所示。

從骨架曲線中能更加明顯地看到試件的強度、剛度以及延性性能。為了與靜態(tài)加載下的試件做比較，圖6繪出了靜態(tài)加載下S200-1的荷載-加載端位移曲線。

由圖6可知：靜態(tài)荷載下試件S200-1剝離承載力為13.28 kN，加載端極限位移為2.674 mm。往復(fù)荷載下試件A200-1剝離承載力為9.53 kN，加載端極限位移為1.928 mm。與靜態(tài)加載下AFRP-混凝土界面的剝離承載力和加載端位移相比，在往復(fù)荷載的作用下，剝離承載力降低了28.2%，加載端位移降低27.9%。這是由于重復(fù)加載卸載作用，使得粘結(jié)界面的微孔隙或微裂紋逐漸形成并逐步累積，并開始相互貫通，導(dǎo)致界面剝離承載力降低。因此，在往復(fù)荷載作用下，AFRP-混凝土界面剝離承載力降低且延性下降。

由圖6可知：往復(fù)荷載下試件C200-1剝離承載力為16.20 kN，加載端極限位移為1.021 mm。與往復(fù)加載下C200-1試件的剝離承載力相比，A200-1試件剝離承載力降低了41.2%;與往復(fù)加載下C200-1試件加載端位移相比，A200-1試件加載端位移提高了88.8%。因此，在往復(fù)荷載作用下，A200-1試件界面剝離承載力雖然不如C200-1，但是A200-1試件界面延性優(yōu)于C200-1。這表明在遭遇地震荷載時，AFRP延性更好，更有利于耗散地震能量。

2.3 粘結(jié)剪應(yīng)力分析

由圖7可知，往復(fù)荷載下界面粘結(jié)剪應(yīng)力分布規(guī)律與靜態(tài)加載相似。在加載較小時，首先是靠近木隔板處纖維布受力，粘結(jié)剪應(yīng)力只存在靠近木隔板的區(qū)域。隨著荷載增大，此區(qū)域粘結(jié)剪應(yīng)力不斷增大，直至靠近木隔板區(qū)域的纖維發(fā)生剝離。剝離處不存在混凝土與纖維粘結(jié)，因此粘結(jié)剪應(yīng)力為零。此后加載過程中，荷載不再增大，最大粘結(jié)剪應(yīng)力向著遠離木隔板的位置移動。

往復(fù)加載下，AFRP-混凝土界面最大粘結(jié)剪應(yīng)力為2.27 MPa;靜態(tài)加載下，AFRP-混凝土界面最大粘結(jié)剪應(yīng)力為2.78 MPa。相較于靜態(tài)荷載下的試件S200-1，往復(fù)荷載下的試件A200-1的界面最大粘結(jié)剪應(yīng)力降低了18.3%。因此，在往復(fù)荷載作用下，AFRP-混凝土界面粘結(jié)粘結(jié)剪應(yīng)力下降。

往復(fù)加載下，AFRP-混凝土界面最大粘結(jié)剪應(yīng)力為2.27 MPa;CFRP-混凝土界面最大粘結(jié)剪應(yīng)力為3.21 MPa。往復(fù)荷載下，相較于CFRP-混凝土界面試件C200-1，AFRP-混凝土界面最大粘結(jié)剪應(yīng)力降低了41.4%。

文獻[15]中提出采用剪應(yīng)力-加載端距離關(guān)系曲線計算有效粘結(jié)長度的結(jié)果如下：往復(fù)加載下，AFRP-混凝土界面有效粘結(jié)長度為80 mm左右;靜態(tài)加載下，AFRP-混凝土界面有效粘結(jié)長度為60 mm左右。試驗結(jié)果表明：與靜態(tài)加載相比，在往復(fù)荷載作用下，AFRP-混凝土界面有效粘結(jié)長度增大。對于碳纖維布，往復(fù)加載下，有效粘結(jié)長度為90 mm左右。試驗結(jié)果表明：在往復(fù)荷載作用下，芳綸纖維布試件A200-1有效粘結(jié)長度小于碳纖維布試件C200-1有效粘結(jié)長度。

3 結(jié) 論

（1） 在往復(fù)荷載作用下，試件加卸載剛度隨著往復(fù)加卸載次數(shù)的增加而退化。

（2） S200-1、A200-1和C200-1的剝離承載力分別為13.28，9.53 kN和16.20 kN。S200-1、A200-1和C200-1的加載端極限位移分別為2.674，1.928 mm和1.021 mm。與S200-1相比，A200-1剝離承載力降低了28.2%，加載端位移降低27.9%。與靜態(tài)加載相比，在往復(fù)荷載作用下，AFRP-混凝土界面剝離承載力降低且延性下降。與C200-1相比，A200-1界面剝離承載力降低了41.2%，加載端位移提高了88.8%。這表明相較于碳纖維布，使用芳綸纖維布的試件，在往復(fù)荷載作用下雖然剝離承載力較小，但是延性得到很大提高。

（3） S200-1、A200-1和C200-1的最大粘結(jié)剪應(yīng)力分別為2.78，2.27 MPa和3.21 MPa。相較于試件S200-1，A200-1最大粘結(jié)剪應(yīng)力降低了18.3%。與靜態(tài)加載相比，在往復(fù)荷載作用下，AFRP-混凝土界面粘結(jié)性能下降。相較于試件C200-1，A200-1最大粘結(jié)剪應(yīng)力降低了41.4%。

（4） S200-1、A200-1和C200-1的有效粘結(jié)長度分別為60，80 mm和90 mm左右。與靜態(tài)加載相比，在往復(fù)荷載作用下，AFRP-混凝土界面有效粘結(jié)長度增大。在往復(fù)荷載作用下，芳綸纖維布試件有效粘結(jié)長度小于碳纖維布試件有效粘結(jié)長度。

參考文獻：

[1] 董志強，吳剛.FRP筋增強混凝土結(jié)構(gòu)耐久性能研究進展[J].土木工程學(xué)報，2019，52（10）：1-29.

[2] 張學(xué)勤.鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)加固改造及工程應(yīng)用[D].廣州：廣州大學(xué)，2019.

[3] 潘軍.芳綸纖維布加固地鐵盾構(gòu)隧道承載性能數(shù)值研究[D].廣州：華南理工大學(xué)，2016.

[4] 伍凱，陳峰，徐方媛，等.型鋼與鋼纖維混凝土界面黏結(jié)性能及損傷耗能試驗研究[J].土木工程學(xué)報，2019，52（3）：1-11.

[5] 陳愛玖，韓小燕，楊粉，等.預(yù)應(yīng)力碳纖維布加固鋼筋再生混凝土梁受彎承載力研究[J].土木工程學(xué)報，2018，51（11）：104-111

[6] 楊勇新，岳清瑞，胡云昌.碳纖維布與混凝土粘結(jié)性能的試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2001（3）：36-42.

[7] HIROYUKI Y，WU Z.Analysis of debonding fracture properties of CFS strengthened member subject to tension[C]∥Proc.3rd International Symposium on Non-Metallic （FRP）Reinforcement for Concrete Structures，Vol.1，Sapporo，1997：284-294.

[8] MAEDA T，ASANO Y，SATO Y，et al.A study on bond mechanism of carbon fiber sheet[C]∥Proc.3rd International Symposium on Non-Metallic （FRP），Reinforcement for Concrete Structures，Vol.1.Sapporo，1997：279-285.

[9] KHALIFA A，GOLD W J，NANNI A，et al.Contribution of externally bonded FRP to shear capacity of RC flexural members[J].J Compos. Constr，1998，2（4）：195-202.

[10] ACI 440.2R-08.Guide for the design and construction of externally bonded FRP systems for strengthening concrete structures[M].Michigan：Farmington Hills，2008.

[11] Canadian Standards Association.Design and construction of building components with fiber-reinforced polymers （CAN/CSA-S806-02）[Z].Toronto，Ontario，Canada，2002.

[12] 李富齋.往復(fù)荷載作用后銹蝕鋼筋混凝土梁承載力研究[D].鞍山：遼寧工程技術(shù)大學(xué)，2014.

[13] 袁嬌嬌，火映霞，侯新宇.CFRP和GFRP混雜后與混凝土界面性能試驗研究[J].建筑科學(xué)，2015，31（11）：62-67.

[14] HUNEBUM K，YUICHI S.Bond Stress-slip Relationship between FRP Sheet and Concrete under Cyclic Load[J].Journal of Composites for Construction，ASCE，2007，11（4）：419-426.

[15] KASUMASSA N，TOSHIYUKI K，TOMOKI F，et al.Bond Behavior between Fiber-reinforced polymer laminates and concrete[J].ACI Structural Journal，2001，98（3）：350-367.

（編輯：鄭 毅）