朱俊濤，張 凱，王新玲，李 可

(1. 鄭州大學(xué)土木工程學(xué)院，鄭州 450001；2. 中南大學(xué)土木工程學(xué)院，長沙 410075)

由于荷載長期作用、超載使用及環(huán)境腐蝕等原因，當前許多混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件均出現(xiàn)不同程度的損傷。為此，國內(nèi)外學(xué)者針對鋼筋混凝土(Reinforced concrete, 簡稱RC)構(gòu)件修復(fù)及性能提升開展了深入研究。但修復(fù)后的RC 構(gòu)件仍普遍存在耐久性不足、經(jīng)濟性較差等問題，故仍需從材料層面對RC 構(gòu)件加固方法進行更為深入的研究。國內(nèi)外研究表明，工程用水泥基復(fù)合材料(Engineered cementitious composite，簡稱ECC)具有優(yōu)異的應(yīng)變硬化和裂縫分散性能[1-3]。但其作為水泥基材料，仍存在強度低的缺點。高強鋼絞線網(wǎng)(High-strength steel wire mesh，簡稱HSSWM)具有抗拉強度高、耐腐蝕性好等優(yōu)點[4-5]，可將其用于增強ECC 形成新型復(fù)合材料。研究表明：高強鋼絞線網(wǎng)增強ECC(縮寫為HSSWM-ECC)這一新型復(fù)合材料可充分發(fā)揮ECC 和高強鋼絞線兩者優(yōu)異的力學(xué)性能，進而用于RC 結(jié)構(gòu)加固[6-8]。

HSSWM-ECC 與混凝土的界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型是該復(fù)合材料與混凝土界面黏結(jié)性能的綜合反映。構(gòu)建HSSWM-ECC 與混凝土間的界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型，是對其用于加固RC 構(gòu)件受力分析、設(shè)計計算，具有重要的理論意義和工程應(yīng)用價值。

目前，國內(nèi)外學(xué)者針對纖維復(fù)合材料與混凝土[9-13]、鋼絞線網(wǎng)/聚合物砂漿[14-16]與混凝土及水泥基復(fù)合材料與混凝土[17-20]的界面黏結(jié)性能進行相關(guān)研究。而HSSWM-ECC 與其它加固材料在力學(xué)性能等方面存在差異，已有界面黏結(jié)滑移關(guān)系模型是否適用于HSSWM-ECC 與混凝土尚未可知。因此，本文基于梁鉸式試驗，對HSSWMECC 與混凝土界面黏結(jié)滑移性能進行試驗研究與理論分析。探討不同設(shè)計參數(shù)對其界面黏結(jié)性能的影響規(guī)律，構(gòu)建其界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型，為HSSWM-ECC 用于RC 結(jié)構(gòu)加固設(shè)計提供理論依據(jù)。

1 試驗設(shè)計

1.1 試件設(shè)計

為探究HSSWM-ECC 與混凝土的界面黏結(jié)性能，設(shè)計并進行了界面黏結(jié)性能的梁式試驗。試驗選用直徑為2.4 mm 的鋼絞線，以混凝土抗壓強度(C30、C40 和C50)、界面黏結(jié)長度(120 mm、180 mm 和240 mm)、界面黏結(jié)寬度(60 mm、75 mm和90 mm)和界面處理方式(刻槽、高壓水沖和鑿毛)為參數(shù)(見表1)，設(shè)計制作了9 組27 個試件，其詳細尺寸如圖1 所示。其中，le和we分別為界面黏結(jié)長度和寬度。本次試驗用混凝土及ECC 配合比見表2 和表3 所示。

表1 試件參數(shù)及界面粗糙度Table 1 The parameters of specimens and interfacial roughness

表2 混凝土配合比Table 2 Mix proportion of concrete

表3 水泥基材料(ECC)配合比Table 3 Mix proportion of ECC

圖1 界面試驗試件示意圖 /mmFig. 1 The schematics of interfacial test specimens

試件制作時，首先澆筑基層混凝土，待混凝土養(yǎng)護至設(shè)計強度后，對其底面進行界面處理，基于灌砂法確定各試件界面粗糙度，其粗糙度值見表1。然后，固定縱向鋼絞線并綁扎橫向鋼絞線。其中，橫向鋼絞線布置于內(nèi)側(cè)，即靠近混凝土一側(cè)。此外，為保證鋼絞線網(wǎng)與基層混凝土可靠連接，用角鋼將鋼絞線固定，其固定及連接方式如圖2 所示。鋼絞線網(wǎng)綁扎完成后，將模板固定于混凝土試塊表面，并填涂結(jié)構(gòu)膠以避免漏漿。最后，將試件置于養(yǎng)護室內(nèi)靜置48 h 后澆筑ECC，并將澆筑好的試件置于標準養(yǎng)護條件下養(yǎng)護28 d。

圖2 高強鋼絞線網(wǎng)固定及綁扎方式Fig. 2 The method of fixing and binding the steel wire meshes

澆筑混凝土及ECC 時分別預(yù)留伴隨試塊。C30、C40、C50 的混凝土立方體抗壓強度實測值分別為35.31 MPa、46.03 MPa 和56.17 MPa。ECC預(yù)留試塊(抗壓試件尺寸為70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm，抗拉試件尺寸為280 mm×40 mm×15 mm)的抗壓強度為38.43 MPa，開裂強度為1.83 MPa，極限抗拉強度為3.07 MPa，極限拉應(yīng)變?yōu)?.96%。高強鋼絞線實測面積為2.85 mm2，彈性模量為112.01 GPa，極限抗拉強度為1587.72 MPa，極限拉應(yīng)變?yōu)?.19%。

1.2 測點布置及加載方案

試驗在鄭州大學(xué)土木工程學(xué)院結(jié)構(gòu)試驗室進行，界面黏結(jié)的梁鉸式加載裝置如圖3 所示。其中，試件左側(cè)為黏結(jié)非測量端，為防止該側(cè)發(fā)生界面剝離，使用角鋼將黏結(jié)非測量端固定；右側(cè)為黏結(jié)測量端，界面黏結(jié)受力特征參數(shù)及試驗數(shù)據(jù)均基于該側(cè)確定。試驗選用100 kN 液壓千斤頂進行加載，采用荷載控制加載方法進行加載，加載速率為10 N/s。當加載至承載力開始急劇下降、界面發(fā)生剝離或鋼絞線受拉斷裂即停止加載，即試件發(fā)生破壞。編號為A2-I 和C1-I 的試件，其應(yīng)變測點在加載端1/2Le范圍內(nèi)分布較密(4 個測點)，剩余長度分布較疏(2 個測點)，測點布置方案如圖4 所示。其余試件，應(yīng)變測點均位于兩根橫向鋼絞線之間。其中，靠近界面?zhèn)菶CC 表面應(yīng)變片粘貼較密(橫向鋼絞線間布置兩個測點)；ECC 外側(cè)應(yīng)變測點減半。

圖3 界面黏結(jié)試驗加載裝置Fig. 3 The interfacial bonding test loading setup

圖4 測點布置方案Fig. 4 The arrangement of measuring points

2 試驗研究

2.1 試驗結(jié)果

依據(jù)試驗結(jié)果，將反映界面黏結(jié)性能的主要指標及其破壞模式列于表4。其中，le為界面黏結(jié)長度，τe,n為M=Mmax時的名義剪應(yīng)力值。對于A2-I-2 試件，由于其剝離破壞發(fā)生于黏結(jié)非測量端，其各指標特征值取極限荷載對應(yīng)的黏結(jié)測量端參數(shù)計算量。此外，對于發(fā)生鋼絞線斷裂破壞和混凝土拉剪破壞的試件，其名義峰值剪應(yīng)力和峰值滑移為極限荷載對應(yīng)的計算量。

表4 HSSWM-ECC 與混凝土的界面黏結(jié)性能Table 4 The interfacial bonding performance between HSSWM-ECC and concrete

由表4 和圖5 可知，隨著混凝土抗壓強度增大，HSSWM-ECC 與混凝土界面極限承載力隨之增大，表明材料間的界面黏結(jié)性能與結(jié)合材料的力學(xué)性能具有較大相關(guān)性。此外，黏結(jié)界面極限承載力隨黏結(jié)界面寬度的增減變化較小，但名義峰值剪應(yīng)力變化較大；同時，在一定黏結(jié)長度范圍內(nèi)，增加黏結(jié)長度可提高界面極限承載力，但當黏結(jié)長度大于某一值后，隨著黏結(jié)長度的增加，界面承載力無明顯提高。這說明界面剪應(yīng)力并非均勻分布，且材料間的界面黏結(jié)性能與黏結(jié)界面幾何特性有較大關(guān)系。另外，不同界面處理方式下，各組試件的極限承載力及其破壞模式并非一致。上述現(xiàn)象表明界面處理方式對界面黏結(jié)性能亦有較大影響。

圖5 界面黏結(jié)性能與不同影響參數(shù)關(guān)系曲線Fig. 5 The Phenetic relationships between the bonding performance and the various influencing factors

2.2 界面破壞特征

由表4 試驗結(jié)果可知，各試件的界面黏結(jié)破壞模式主要有三種：層間剝離破壞、鋼絞線受拉斷裂破壞及混凝土拉剪破壞，如圖6 所示。

圖6 試件破壞模式Fig. 6 The failure modes of specimens

層間剝離破壞：此類破壞模式多發(fā)生于人工鑿毛界面處理方式的試件。究其原因：鑿毛試件的界面粗糙度較低，導(dǎo)致其界面承載力低，由此加固層率先出現(xiàn)剝離破壞。當黏結(jié)長度小于180 mm時，試件發(fā)生脆性的一次剝離破壞；當黏結(jié)長度大于240 mm 時，試件發(fā)生剝離破壞時將表現(xiàn)出一定的延性破壞特征。此外，試件發(fā)生剝離時，HSSWM-ECC 表面附著有1 mm～3 mm 厚的砂漿。

鋼絞線斷裂破壞：該類破壞模式多發(fā)生于界面處理方式為高壓水沖及刻槽的試件。此類試件，在較高應(yīng)力水平下，界面仍保持可靠黏結(jié)，但鋼絞線正應(yīng)力逐漸達到其抗拉強度而發(fā)生受拉斷裂破壞。破壞原因：對于界面粗糙度較大的試件，界面承載力較高，故在較高荷載水平下，鋼絞線率先發(fā)生受拉斷裂破壞。

混凝土拉剪破壞：此類破壞模式多發(fā)生于界面處理方式為刻槽的試件。試件發(fā)生拉剪破壞前，HSSWM-ECC 與混凝土始終保持可靠黏結(jié)。破壞原因：刻槽導(dǎo)致基體混凝土沿開槽方向產(chǎn)生損傷面，因而在較高應(yīng)力水平下，基體混凝土沿損傷面發(fā)生脆性拉剪破壞。

3 HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移模型

3.1 界面黏結(jié)-滑移基本理論

在黏結(jié)性能試驗試件的黏結(jié)測量端，取一微元段進行分析，如圖7 所示。則由平衡條件可得：

圖7 界面試驗試件微段受力圖Fig. 7 Micro-segment force diagram of interfacial test specimen

式(6)～式(8)中，假設(shè)應(yīng)力沿加固層材料表面均勻分布，則基于試驗結(jié)果，確定加固層及混凝土表面應(yīng)變分布規(guī)律，如圖8 所示。

圖8 界面試驗試件應(yīng)變分布規(guī)律圖Fig. 8 Strain distribution diagram of interfacial test specimen

試驗結(jié)果表明：加固層自由端處在發(fā)生剝離破壞前始終無相對滑移產(chǎn)生，即發(fā)生剝離破壞前自由端滑移為0。則距自由端x處滑移量S可采用式(9)計算：

式中，εex、εcx分別為換算所得界面處距自由端為x的加固層和混凝土的應(yīng)變。

3.2 界面黏結(jié)機理分析

HSSWM-ECC 與混凝土間微觀黏結(jié)受力機理，對加固層與基層混凝土共同工作的宏觀力學(xué)性能有較大影響。因此，探明HSSWM-ECC 與混凝土界面間的黏結(jié)力學(xué)行為，需要對其界面間的黏結(jié)受力機理進行分析。結(jié)合HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)性能試驗結(jié)果及界面破壞特征分析，HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)力由以下四部分組成：化學(xué)吸附力、機械咬合力、范德華力和摩擦力。

化學(xué)吸附力：由澆筑ECC 與基體混凝土所產(chǎn)生，僅存在于界面未產(chǎn)生相對滑移前。界面一旦產(chǎn)生相對滑移，即喪失化學(xué)吸附作用；其值受ECC 和基體混凝土水泥的力學(xué)性能及黏結(jié)面積影響較大?；瘜W(xué)吸附力主要來源有：1) ECC 中的膠凝材料與混凝土水化產(chǎn)物反應(yīng)后產(chǎn)生的吸附作用；2) ECC 中的膠凝材料與混凝土中未水化部分反應(yīng)后產(chǎn)生的吸附作用；3) ECC 與基體混凝土中的膠凝材料與界面劑反應(yīng)后產(chǎn)生的吸附作用。

機械咬合力：在荷載作用下，ECC 與相鄰槽內(nèi)混凝土產(chǎn)生咬合齒，使ECC 與其槽間混凝土產(chǎn)生機械咬合作用。由于混凝土極限抗拉強度低于ECC，故HSSWM-ECC 與混凝土界面間的機械咬合力受混凝土抗拉強度和界面粗糙程度影響較大。

摩阻力：由于混凝土及ECC 黏結(jié)界面較為粗糙，當試件產(chǎn)生相對滑移后，界面處將產(chǎn)生摩擦力。界面摩擦力受界面粗糙程度和混凝土抗拉強度影響較大。

范德華力：HSSWM-ECC 與混凝土界面處范德華力來源于水泥水化后產(chǎn)生的晶體與晶體間的相互作用及水化產(chǎn)生的晶體與混凝土中的集料、骨料間的分子相互作用，其作用對界面錨固貢獻較小。范德華力主要包括誘導(dǎo)力、色散力和取向力(電子力)等，其中，對于水泥類材料，色散力和取向力占比較大。

3.3 界面黏結(jié)-滑移受力過程分析

圖9 為本次試驗所得HSSWM-ECC 與混凝土間的典型界面黏結(jié)-滑移曲線。由圖9 可知，HSSWMECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移曲線可歸納為兩個階段：上升段和下降段。此外，當界面荷載水平較高時，加載端黏結(jié)界面區(qū)將產(chǎn)生微裂縫并不斷發(fā)展至自由端，裂縫的出現(xiàn)將導(dǎo)致ECC 表面應(yīng)變片讀數(shù)出現(xiàn)較大突變，而基于差分法所得的黏結(jié)-滑移曲線與實際情況的吻合程度將顯著降低。故本文僅針對應(yīng)變片讀數(shù)發(fā)生突變前的試驗數(shù)據(jù)進行分析。

圖9 HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移曲線Fig. 9 The interfacial bond-slip curves between HSSWMECC and concrete

1)非線性上升段：加載初期，界面應(yīng)力水平較低，HSSWM-ECC 加固層與基層混凝土界面區(qū)尚無微裂縫出現(xiàn)，即界面處無損傷產(chǎn)生，黏結(jié)界面處于彈性工作狀態(tài)。此時，界面處剪應(yīng)力主要由化學(xué)吸附力和范德華力承擔。隨著荷載增加，HSSWM-ECC 與混凝土界面逐漸產(chǎn)生裂縫，HSSWM-ECC 加固層與混凝土間產(chǎn)生相對滑移，界面黏結(jié)-滑移曲線逐漸呈現(xiàn)非線性。至此，界面處化學(xué)吸附力完全消失，界面剪應(yīng)力主要由機械咬合力承擔。且隨著滑移量的增加，HSSWM-ECC與相鄰槽內(nèi)混凝土咬合齒的楔塊效應(yīng)，使得加固層與基層間的黏結(jié)應(yīng)力出現(xiàn)較大幅度提高；但由于界面區(qū)周圍裂縫的不斷發(fā)展，黏結(jié)應(yīng)力增長速率隨應(yīng)力水平的升高而逐漸趨緩。

2)下降段：當界面相對滑移達到峰值黏結(jié)應(yīng)力對應(yīng)的滑移量后，曲線進入下降段。此階段，界面區(qū)裂縫不斷發(fā)展并逐步貫通，界面出現(xiàn)損傷且損傷程度隨滑移量的增大不斷增加。下降段初期界面剪應(yīng)力由機械咬合力和摩擦力承擔。隨著外荷載的增大，HSSWM 肋間混凝土不斷被剪斷，機械咬合效應(yīng)逐漸喪失，界面剪應(yīng)力逐漸由摩擦力承擔。最終，當荷載達到極限荷載時，界面發(fā)生剝離破壞。

3.4 界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型分析

當前，國內(nèi)外學(xué)者已針對不同加固材料與混凝土間的界面黏結(jié)性能開展了大量研究，并給出多種不同界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型[10,12,13]；但有關(guān)HSSWM-ECC 與混凝土間的界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型的研究還未見報道，而HSSWM-ECC 與其它加固材料在表觀形態(tài)和力學(xué)性能等方面差異較大；已有界面黏結(jié)-滑移模型是否可用于描述HSSWMECC 與混凝土間的界面黏結(jié)-滑移受力特征尚不可知。

基于梁鉸式界面黏結(jié)性能試驗結(jié)果，參考已有研究成果，建立HSSWM-ECC 與混凝土間的界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型，如圖10 所示。由圖10 可知，HSSWM-ECC 與混凝土間的界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型可分為兩個階段：非線性上升段和下降段。其中，A點為非線性上升段和下降段間的關(guān)鍵點，OA段為曲線非線性上升段，AB段為曲線下降段。

圖10 HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移模型Fig. 10 The interfacial bond-slip model between HSSWMECC and concrete

對于HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型，為保證曲線物理意義明確且與實際受力特征吻合良好，模型曲線應(yīng)滿足以下控制條件：

1)當S= 0 時，界面黏結(jié)應(yīng)力τ= 0；

2)當S=Su時，界面黏結(jié)應(yīng)力τ=τu；

3.5 界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型參數(shù)分析

研究結(jié)果表明：混凝土抗壓強度、界面黏結(jié)寬度和界面處理方式對界面黏結(jié)-滑移模型曲線中關(guān)鍵點的各參數(shù)特征值影響較大。故主要考慮混凝土抗壓強度fcu、界面黏結(jié)寬度we和界面處理方式等因素，引入加固層寬度影響系數(shù)βw和界面處理方式影響系數(shù)βa。選取編號為A1-I、A2-I、B1-I和C1-I 的試件作為擬合組，其余試件作為驗證組對模型參數(shù)進行驗證分析。

式中：βa為界面處理方式影響系數(shù)，其取值方法同式(11)；為保證參數(shù)計算表達式左右兩側(cè)量綱一致，故引入帶量綱的參數(shù)fcu1和l1，其中，fcu1=35 MPa，l1=1 mm。

對于曲線下降段，主要控制參數(shù)有系數(shù)α，其值受界面破壞能Ge影響較大。在荷載水平較高時，試件測點處應(yīng)變片讀數(shù)出現(xiàn)較大突變，計算所得黏結(jié)-滑移曲線出現(xiàn)突變，無法獲得黏結(jié)-滑移全過程曲線，故無法基于試驗結(jié)果確定有效界面破壞能Ge特征值。為準確確定界面破壞能特征值，基于界面黏結(jié)-滑移基本理論(圖7 和圖8)，提出微段分析方法，即將HSSWM-ECC 與混凝土錨固段以le/8(le為錨固長度)為微段長度將其分為8 段，通過代入不同的Ge，反復(fù)迭代并與試驗結(jié)果對比分析。當界面峰值剪切力試驗值與理論計算值誤差小于5%時，迭代終止，并認為此時Ge的值即為界面破壞能參數(shù)特征值。計算過程中，由于各微段長度較小，認為同一微段內(nèi)界面相對滑移量一致，因而該微段內(nèi)HSSWM-ECC 與混凝土的黏結(jié)應(yīng)力亦相同，其值可通過式(10)求得。迭代步驟如下所示：

1)以自由端為開始端，認為距離自由端最近的微段即為第一微段。定義第一微段平均滑移量為Sfre，則基于式(10)可求得該微段內(nèi)界面平均黏結(jié)應(yīng)力τ1。

2)第一微段界面黏結(jié)力為：T(1)=τ1l1we，其中，l1為微段長度，we為界面黏結(jié)寬度；

3)第一微段HSSWM-ECC 所受拉力為：P(1)=T(1)；

4)第一微段內(nèi)ECC 拉伸應(yīng)變?yōu)椋害舉1=P(1)/EeAe，混凝土壓縮應(yīng)變?yōu)椋害舠1=P(1)/EcAc，其中，Ee、Ae、Ec、Ac分別為ECC 及混凝土的彈性模量和橫截面積；

表5 迭代分析計算結(jié)果Table 5 Iterative calculation results

4 界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型驗證分析

4.1 模型參數(shù)分析

基于式(11)～式(13)確定各試件黏結(jié)-滑移關(guān)系曲線的關(guān)鍵點特征參數(shù)計算值，將計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比分析，以驗證所給參數(shù)表達式的適用性。表6 為驗證組試件的界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型特征參數(shù)計算結(jié)果。由表6 可知：τu和Su基于參數(shù)擬合表達式所得的計算結(jié)果與試驗結(jié)果比值的均值分別為0.963 和1.04，標準差為0.037 和0.094，變異系數(shù)為0.038 和0.091。其中，峰值黏結(jié)應(yīng)力擬合結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，但其對應(yīng)滑移量離散程度較大。分析原因：試件在進行界面處理時，各試件界面粗糙度略有差異，進而導(dǎo)致試件力學(xué)性能不盡相同，故不同試件峰值黏結(jié)應(yīng)力對應(yīng)滑移量較為離散。綜上所述，所給參數(shù)表達式可用于表征HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型特征參數(shù)，且具有良好適用性。

4.2 模型驗證

基于本文建立的HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型及模型參數(shù)計算表達式，對驗證組試件進行驗證分析；模型計算所得荷載-端部滑移曲線與試驗荷載-端部滑移曲線，如圖11 和圖12 所示。

圖12 驗證組試件荷載-端部滑移對比曲線Fig. 12 The comparison of load-end slip curves of specimens in verification group

圖11 為驗證組試件界面黏結(jié)-滑移試驗曲線與模型關(guān)系曲線對比圖。從圖11 中可以看出：模型計算曲線與試驗曲線整體吻合較好，但部分試件模型曲線與試驗曲線略有差異。分析原因：對于錨固長度較長的試件(C2-I)，由于養(yǎng)護期內(nèi)該組試件收縮量大于其他試件，初始缺陷較高，導(dǎo)致模型曲線與試驗曲線存在一定差異。此外，各組試件在加載后期界面相對滑移較大的情況下，加固層槽間混凝土大部分被剪碎，界面黏結(jié)應(yīng)力主要由摩擦力承擔，且各試件界面粗糙度并非完全一致，故導(dǎo)致誤差產(chǎn)生。

圖11 驗證組試件界面黏結(jié)-滑移對比曲線Fig. 11 The comparison of interfacial bond-slip curves of specimens in verification group

圖12 為驗證組試件基于所提界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型經(jīng)微段分析迭代計算所得荷載-加載端滑移曲線與試驗曲線對比圖。由圖12 可知，基于所提模型及其參數(shù)表達式計算所得曲線與試驗曲線整體趨勢基本吻合；各試件剝離承載力及其對應(yīng)加載端滑移計算值與試驗值整體誤差較小。但部分試件荷載-端部滑移曲線與試驗曲線出現(xiàn)一定偏差。偏差原因分析：試件制作時不同錨固深度處界面粗糙度并非一致，而存在一定差異。迭代分析計算中，假定不同錨固深度處界面粗糙度特征值均為固定值，故基于界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型計算所得荷載-端部滑移曲線與試驗曲線略有差異。同時，受施工工藝影響，ECC 澆筑時纖維分散并非均勻，并導(dǎo)致不同試件HSSWM-ECC 力學(xué)性能略有差異，進而致使進試驗誤差增大。綜上所述，文中所提出的HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型與試驗結(jié)果整體吻合良好，可用于描述其界面黏結(jié)-滑移力學(xué)行為；且給出的微段分析法可用于錨固段內(nèi)各點局部黏結(jié)-滑移關(guān)系計算。理論分析結(jié)果可為HSSWM-ECC 加固RC 構(gòu)件剝離承載力計算提供理論依據(jù)。

5 結(jié)論

通過9 組27 個梁鉸式試件界面黏結(jié)性能試驗，探究了混凝土抗壓強度、界面黏結(jié)長度、界面黏結(jié)寬度和界面處理方式等參數(shù)對HSSWMECC 與混凝土間的界面黏結(jié)性能的影響及規(guī)律，并對其界面黏結(jié)-滑移關(guān)系進行理論分析，得出以下主要結(jié)論：

(1) HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)破壞模式主要有三種，分別為：界面剝離破壞、鋼絞線受拉斷裂破壞和混凝土拉剪破壞。

(2) HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移試驗曲線呈現(xiàn)兩明顯受力階段，即：非線性上升段和下降段。

(3) HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移曲線關(guān)鍵點特征參數(shù)有峰值黏結(jié)應(yīng)力τu、峰值黏結(jié)應(yīng)力對應(yīng)滑移量Su和界面破壞能Ge等。各參數(shù)特征值均隨著混凝土抗壓強度提高、界面黏結(jié)寬度降低而增大。

(4)基于試驗結(jié)果，采用微段分析方法，建立了HSSWM-ECC 與混凝土界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型。經(jīng)模型特征參數(shù)計算及與相關(guān)模型對比分析，本文所建立的界面黏結(jié)-滑移關(guān)系模型可較好表征HSSWM-ECC 與混凝土界面的黏結(jié)-滑移受力過程。