姜紹飛,臧榮彬,宋華霖,崔二江

(1.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院,福州 350108;2.福建省土木工程多災(zāi)害防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,福州 350108;3.湖南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南 湘潭 411201)

長(zhǎng)期處于惡劣環(huán)境和超載影響下的鋼筋混凝土(reinforced concrete,RC)結(jié)構(gòu)會(huì)出現(xiàn)耐久性損傷及退化,為保障其安全運(yùn)營(yíng),進(jìn)行加固、補(bǔ)強(qiáng)尤為重要。近年來(lái),纖維增強(qiáng)聚合物(fiber reinforced polymer, FRP)因其抗拉強(qiáng)度高、重量輕、綠色環(huán)保已成為修復(fù)或加固RC結(jié)構(gòu)的可靠選擇[1]。表面黏結(jié)加固(externally bonded reinforcement, EBR)是最常用的FRP加固既有RC結(jié)構(gòu)的一種技術(shù)[2-3]。研究表明,EBR加固RC結(jié)構(gòu)界面失效模式具有多樣性,如圖1所示,其中,Ⅱ類剝離破壞為加固RC結(jié)構(gòu)主要失效模式[4],FRP的利用率僅為20%～25%[6]。圖中破壞界面線條顏色與右側(cè)文字顏色一一對(duì)應(yīng),表示不同失效模式的破壞特征。因此,限制FRP的剝離以及提高其利用率愈發(fā)迫切和重要[7]。

圖1 典型失效模式

為解決上述問(wèn)題,很多措施和方法用來(lái)提升EBR技術(shù)的性能、減輕過(guò)早剝離失效的風(fēng)險(xiǎn),如U形箍錨固、機(jī)械錨固、FRP嵌入式錨固。U形箍錨固雖然可以延緩FRP端部早期剝離,但U形箍會(huì)隨著剪切滑移量的增大被剪斷[8-9]。為明晰機(jī)械錨固FRP-混凝土界面抗剪性能,文獻(xiàn)[10]研究了純外貼錨固、普通混合錨固和機(jī)械混合錨固3種不同端部錨固對(duì)FRP-混凝土界面抗剪性能的影響,發(fā)現(xiàn)機(jī)械混合錨固抗剪性能較純外貼錨固、普通混合錨固顯著提高,失效模式均表現(xiàn)為Ⅵ類斷裂失效。而在FRP嵌入式錨固方面,文獻(xiàn)[11]提出了一種由單束纖維制作的端部扇形錨固方法,該方法是將扇形錨固系統(tǒng)插入預(yù)鉆混凝土孔洞,并均勻向外擴(kuò)展纖維絲末端以錨固FRP片材。該方法在一定設(shè)計(jì)條件下可使FRP拉伸強(qiáng)度利用率超60%。上述錨固方法表明可減輕/消除過(guò)早剝離失效的風(fēng)險(xiǎn),但其加固效果極大地依賴于施工程度和細(xì)節(jié)。因此,文獻(xiàn)[12]提出表面開(kāi)槽法(groove reinforcement,GR),對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)表面開(kāi)槽,填充底層樹(shù)脂,并用浸漬樹(shù)脂將FRP條帶直接黏附到凹槽表面。該方法加固RC梁抗彎試驗(yàn)表明,GR技術(shù)可以有效地抑制FRP條帶的脫黏,提高FRP與混凝土界面的加固效率。較常規(guī)EBR加固,GR加固后抗彎強(qiáng)度提高80%[13]。為了推動(dòng)GR技術(shù)的應(yīng)用,開(kāi)展了不同矩形溝槽尺寸試件單剪試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)溝槽尺寸對(duì)界面黏結(jié)強(qiáng)度有較大影響[14]。上述研究表明,GR可以較好地改善FRP-混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度,同時(shí),矩形開(kāi)槽方法操作簡(jiǎn)單、快速。隨著研究的深入,發(fā)現(xiàn)黏結(jié)界面開(kāi)槽的形狀、尺寸嚴(yán)重影響?zhàn)そY(jié)界面失效模式和整體工作性能,而開(kāi)展溝槽形狀、尺寸作用機(jī)制和界面黏結(jié)強(qiáng)度影響因素研究,對(duì)建立開(kāi)槽相關(guān)設(shè)計(jì)理論十分必要。

通過(guò)表面開(kāi)槽法CFRP-混凝土單剪試驗(yàn),重點(diǎn)研究了失效模式、斷裂能、平均剪應(yīng)力等指標(biāo),剖析了槽寬深比和不同溝槽形狀具體的作用機(jī)制,并提出了表面開(kāi)槽黏結(jié)界面抗剪設(shè)計(jì)方法。

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

研究表明[15],單搭接拉伸剪切試驗(yàn)可較合理地模擬實(shí)際CFRP-混凝土界面黏結(jié)特性,因此,采用該方法進(jìn)行界面抗剪性能試驗(yàn)。共設(shè)計(jì)3組試驗(yàn),其中,EBR組為對(duì)照組,GR組以槽寬深比為變量,GT組以溝槽形狀為變量[16],每個(gè)試件編號(hào)均有3個(gè)平行試件。CFRP-混凝土單剪試件尺寸為300 mm×100 mm×100 mm,CFRP布總長(zhǎng)350 mm,寬50 mm,并設(shè)置30 mm非黏結(jié)區(qū),防止加載端出現(xiàn)應(yīng)力集中導(dǎo)致端部混凝土拉裂[17]。此外,在加載端兩側(cè)粘貼50 mm×50 mm同源片材進(jìn)行保護(hù),以增強(qiáng)試驗(yàn)機(jī)與CFRP布之間的摩擦力,試驗(yàn)詳細(xì)設(shè)計(jì)見(jiàn)圖2。

圖2 單剪試件尺寸

1.2 試件制作

試件制作過(guò)程如圖3所示,具體流程如下:1)按照設(shè)計(jì)尺寸制作溝槽模板,如圖3(a)所示;2)模板制作完成后,將模板固定至混凝土模具上,并澆筑混凝土,如圖3(b)所示;3)待標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后拆除模板,使用研磨機(jī)對(duì)基體表面進(jìn)行粗糙度處理,如圖3(c)所示;4)使用無(wú)水乙醇擦拭基體表面和溝槽內(nèi)表面,隨后用鼓風(fēng)機(jī)加速酒精揮發(fā)并吹去剩下的少量灰塵,如圖3(d)、(e)所示;5)在溝槽內(nèi)和基體表面使用CH-4A微細(xì)縫灌縫膠,隨后用刮板刮平,待底膠成形后將混合CH-1A碳纖維浸漬膠的CFRP布粘貼至混凝土表面,如圖3(f)所示。

圖3 試件制作過(guò)程

1.3 材料性能

混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C40,為保證材料強(qiáng)度的穩(wěn)定性,制作過(guò)程中未摻雜任何添加劑,混凝土的配合比如表1所示。選擇3 000 kN微機(jī)控制電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行混凝土抗壓強(qiáng)度和彈性模量測(cè)定,參考文獻(xiàn)[18],加載速率控制為0.04 MPa/s,實(shí)測(cè)立方體試塊標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后的平均抗壓強(qiáng)度為41.6 MPa,棱柱體試塊平均彈性模量為34.7 GPa。

表1 混凝土配合比

CFRP布選用卡本CFS-Ⅰ-300型,理論厚度0.167 mm,標(biāo)準(zhǔn)材性試樣選擇100 kN電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī),參考文獻(xiàn)[19],加載速率控制為2 mm/min。環(huán)氧樹(shù)脂黏結(jié)劑為CH-4A型微細(xì)縫灌縫膠和CH-1A型浸漬膠,質(zhì)量配合比分別為10∶4、10∶5,標(biāo)準(zhǔn)材性試樣選擇30 kN電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī),參考文獻(xiàn)[19],加載速率控制為2 mm/min,實(shí)測(cè)黏結(jié)劑標(biāo)準(zhǔn)試件平均彈性模量分別為1.53和2.45 GPa。各材料性能指標(biāo)見(jiàn)表2。

表2 材料性能指標(biāo)

1.4 測(cè)點(diǎn)布置及試驗(yàn)方法

CFRP布應(yīng)變片布置如圖4所示。采用無(wú)水乙醇清潔試件表面的CFRP布,完成后間隔24 mm粘貼9個(gè)應(yīng)變片。通過(guò)JM3813靜態(tài)應(yīng)變采集箱對(duì)應(yīng)變值進(jìn)行采集。

圖4 單剪試件應(yīng)變片粘貼示意

采用100 kN的電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單剪試驗(yàn)測(cè)試,采用位移加載,加載速率控制為2 mm/min,直至試件破壞。采用自主設(shè)計(jì)的FRP單剪試驗(yàn)穩(wěn)定裝置,如圖5所示,上下兩層通過(guò)調(diào)整螺栓實(shí)現(xiàn)對(duì)混凝土試樣的穩(wěn)定,再通過(guò)紅外激光水平尺對(duì)鋼板水平度進(jìn)行微調(diào),保證加載過(guò)程中CFRP布垂直狀態(tài)。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與失效模式

對(duì)于EBR組試件,加載初期,荷載增加緩慢,當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)出現(xiàn)剝離聲響,此后荷載保持穩(wěn)定,剝離沿粘貼區(qū)向遠(yuǎn)端傳遞。有效黏結(jié)長(zhǎng)度定義為傳遞大部分黏結(jié)應(yīng)力并獲得最大承載能力的長(zhǎng)度,當(dāng)黏結(jié)長(zhǎng)度小于有效黏結(jié)長(zhǎng)度時(shí),CFRP布迅速剝離混凝土基體,加載結(jié)束。而對(duì)于GR和GT組試件,加載初期,荷載隨位移增加較快上升,隨后變緩。當(dāng)達(dá)到95%極限荷載時(shí),出現(xiàn)纖維絲斷裂的聲響。當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí),纖維迅速斷裂,加載結(jié)束。

各試件的失效模式如圖6所示,可以看出,對(duì)于EBR組試件,發(fā)生了圖1中的Ⅱ類剝離失效,剝離后的CFRP布表面黏附一層約為1 mm的混凝土層(見(jiàn)圖6(a))。而對(duì)于GR和GT組試件,失效模式轉(zhuǎn)變?yōu)閳D1中的Ⅵ類斷裂,CFRP布前端出現(xiàn)拉伸斷裂,其斷口形式有3種情況,分別為水平斷裂(圖6(e))、非水平斷裂(圖6(b)、(c)、(d))和部分纖維束斷裂(圖6(f))。這是因?yàn)檎迟NCFRP布時(shí),纖維絲在基體中呈現(xiàn)扭曲排布,單剪時(shí)部分扭曲位置處纖維布受力不均勻,首先出現(xiàn)抽絲而斷裂[20]。

圖6 試件破壞形態(tài)

表3為各組單剪試驗(yàn)結(jié)果,可以看出,GR和GT組試件極限承載力較EBR組試驗(yàn)分別提升了146.6%～158.3%,這歸因于GR和GT組試件粘貼區(qū)域下方保護(hù)層范圍內(nèi)環(huán)氧樹(shù)脂膠體提供的界面抗剪能力。需要注意的是,GR和GT組試件的極限承載力間存在一定差別,可解釋為纖維布在編制過(guò)程中存在一定缺陷。

表3 單剪試驗(yàn)結(jié)果

2.2 荷載-位移曲線

圖7為不同類型試件的端部荷載-位移曲線。需要注意的是,由于試驗(yàn)機(jī)采集的位移存在較大誤差,需剔除黏結(jié)區(qū)前端CFRP布變形和夾持端滑移,為精確量化滑移值,采用積分獲取,即

圖7 荷載-位移曲線

(1)

進(jìn)一步改寫成數(shù)值積分形式

(2)

式中:si為i點(diǎn)滑移量,Δx為相鄰應(yīng)變片中心距離,εi為i點(diǎn)應(yīng)變片的應(yīng)變值,ε0為距離加載端最遠(yuǎn)處應(yīng)變值。

將不同類型試件的端部荷載-位移曲線分為兩類曲線。

2.2.1 三階段曲線

EBR組試件荷載-位移曲線可簡(jiǎn)化為3個(gè)階段:1)OA線性階段,隨著位移的增加,CFRP布被拉緊,荷載呈較慢線性增長(zhǎng),主要由加載前端3個(gè)應(yīng)變片區(qū)域受力,如圖8(a)所示;2)AB軟化階段,位移繼續(xù)增加,荷載增加速度減慢,應(yīng)變向遠(yuǎn)端傳遞,直至達(dá)到有效黏結(jié)長(zhǎng)度;3)BC剝離階段,此階段荷載不再繼續(xù)上升,達(dá)到界面極限承載力,界面剝離長(zhǎng)度不斷增加,最終發(fā)生剝離破壞。

圖8 CFRP布應(yīng)變分布圖

2.2.2 兩階段曲線

GR、GT組試件荷載-位移曲線較為相近,可簡(jiǎn)化為兩個(gè)階段:1)OD線性階段,隨著位移的增加,CFRP布被拉緊,荷載呈較快線性增長(zhǎng),主要由加載前端兩個(gè)應(yīng)變片區(qū)域受力,如圖8(b)、(c)所示;2)DE軟化階段,位移繼續(xù)增加,荷載增加速度減慢,應(yīng)變向遠(yuǎn)端傳遞,最終發(fā)生CFRP布斷裂失效,與有效黏結(jié)長(zhǎng)度無(wú)關(guān)。

2.3 黏結(jié)-滑移曲線

黏結(jié)-滑移曲線表征CFRP-混凝土界面在承受荷載狀況下的黏結(jié)行為,在CFRP布表面連續(xù)布設(shè)應(yīng)變片,滑移采用式(2)獲取,界面剪應(yīng)力由差分原理獲取,如圖9所示。

圖9 FRP微段受力圖

根據(jù)受力平衡原理,可得微分段的力平衡方程為

σfbftf+τxbfdx=(σf+dσf)bftf

(3)

式中:σf為界面承受的拉應(yīng)力,bf、tf分別為FRP的寬度和厚度,τx為微分段平均剪應(yīng)力。

將σf=Efεf代入式(3)化簡(jiǎn)得

(4)

通過(guò)差分原理得到CFRP布i點(diǎn)平均剪應(yīng)力為

(5)

式中:Ef和tf分別為CFRP彈性模量、厚度,Δx為相鄰應(yīng)變片中心距離,εi和εi-1分別為相鄰應(yīng)變片的應(yīng)變值。

圖10為不同試件CFRP-混凝土界面端部黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線,可以看出,EBR組試件和GR、GT組試件黏結(jié)-滑移曲線具有明顯的區(qū)別。EBR組試件具有明顯的上升段和下降段,而GR、GT組試件均只有上升段,原因是開(kāi)槽試件的抗剪性能還未充分發(fā)揮,均表現(xiàn)為CFRP布拉伸斷裂失效,無(wú)法獲取其端部完整的黏結(jié)-滑移曲線。較EBR組試件最大剪應(yīng)力所對(duì)應(yīng)的滑移量,GR和GT組試件的滑移量更大,這歸因于表面開(kāi)槽法增強(qiáng)了界面黏結(jié)強(qiáng)度,抑制了CFRP布的脫黏,CFRP布的應(yīng)變?yōu)槠錁O限應(yīng)變的70.7%～90.6%,較EBR試件有明顯提升。

圖10 黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線

為量化黏結(jié)界面的剪切能力,引入界面斷裂能Gf,即黏結(jié)-滑移曲線與坐標(biāo)軸包絡(luò)面積。圖11為不同類型試件的界面斷裂能,柱狀圖中的數(shù)字代表GR、GT組試件界面斷裂能相對(duì)于EBR組試件的增加百分比,可以看出,GR、GT組試件的界面斷裂能較EBR組試件提升了74.1%～136.4%,其中,GT-0.5-000試件的界面斷裂能提升最大。

圖11 界面斷裂能

2.4 溝槽平均剪應(yīng)力(τm)影響因素

τm反映了溝槽內(nèi)部環(huán)氧樹(shù)脂與混凝土間咬合力,為明晰不同試件溝槽內(nèi)咬合力的差異,研究溝槽寬深比和溝槽形狀對(duì)τm的影響(圖12)。

圖12 不同影響因素對(duì)溝槽平均剪應(yīng)力的影響

2.4.1 溝槽寬深比

圖12(a)為不同溝槽寬深比對(duì)τm的影響,可以看出,隨著槽寬深比的增加,τm不斷提高,但增幅放緩。

圖13為不同溝槽寬深比剖面圖,可以清晰地看出,隨著溝槽寬深比的增加,溝槽內(nèi)環(huán)氧樹(shù)脂的體積明顯增大,使得粘貼區(qū)域下方保護(hù)層范圍內(nèi)αv變大,環(huán)氧樹(shù)脂滲透到深層混凝土空隙中形成的交互層體積更大,其硬化后與混凝土相互交錯(cuò)抱合的咬合力增強(qiáng),將剪應(yīng)力傳遞至深層混凝土中,從而提高了τm。而增幅放緩解釋為槽寬深比對(duì)提高τm有限,存在最優(yōu)值。當(dāng)溝槽寬深比由0.5變?yōu)?.0,τm提升了8.93%,而當(dāng)溝槽寬深比由1.0變?yōu)?.5,τm僅提升3.31%,因此,本文的研究表明最優(yōu)槽寬深比為1.0。

圖13 不同溝槽寬深比剖面圖

2.4.2 溝槽形狀

圖12(b)為不同溝槽形狀對(duì)τm的影響,可以看出,在保證溝槽下底寬度和深度相同情況下,倒梯形溝槽試件τm略大于矩形溝槽試件,原因與溝槽寬深比的依據(jù)相同,即倒梯形溝槽試件具有更大的交互層體積,相互交錯(cuò)抱合的咬合力更強(qiáng)。

值得注意的是,正梯形溝槽試件αv分別為倒梯形和矩形溝槽試件的60%、75%,τm卻分別提升了10.1%、11.8%。圖14為正梯形溝槽受力圖,分析發(fā)現(xiàn)在外力F作用下,溝槽內(nèi)環(huán)氧樹(shù)脂會(huì)形成斜壓桿[21]使得表面環(huán)氧樹(shù)脂剪切變形產(chǎn)生的剪切力τf傳遞至深層混凝土中,形成剪切力τm,在傳遞力的過(guò)程中會(huì)形成斜向外的剪切力τ2,使得黏結(jié)界面產(chǎn)生向外剝離力fb。對(duì)于倒梯形和矩形溝槽,其溝槽夾角α為鈍角和直角,無(wú)法提供指向混凝土基體的約束力fa,故向外剝離力fb僅由界面咬合力fβ承擔(dān)。而對(duì)于正梯形溝槽,其溝槽夾角α為銳角,可以提供指向混凝土基體的約束力fa,故向外剝離力fb由界面咬合力fβ和起抵抗作用的銳角提供的指向混凝土基體的約束力fa的豎向分量fay共同承擔(dān),從而更好地抑制其向外剝離,在αv較小的情況下提升τm。

圖14 正梯形溝槽受力圖

3 表面開(kāi)槽黏結(jié)界面抗剪設(shè)計(jì)方法

3.1 基本假設(shè)

在抗剪設(shè)計(jì)前,作以下基本假設(shè):1)黏結(jié)界面僅承受縱向水平剪切力,不承受面外正應(yīng)力;2)CFRP和混凝土基體的力學(xué)行為為線彈性;3)CFRP布承受的正應(yīng)力沿著寬度方向均勻分布;4)GR界面縱向水平剪切力全部由粘貼區(qū)域下方保護(hù)層范圍溝槽內(nèi)環(huán)氧樹(shù)脂膠體承擔(dān)。

3.2 抗剪設(shè)計(jì)方法

采用表面開(kāi)槽法進(jìn)行加固時(shí),應(yīng)先按照文獻(xiàn)[22]設(shè)計(jì)開(kāi)槽加固粘貼區(qū)寬度bf和長(zhǎng)度l,同時(shí),為保證GR界面具有足夠的抗剪能力,需確定溝槽內(nèi)環(huán)氧樹(shù)脂膠體應(yīng)滿足的最小膠體積占比αvmin。

為確定最小膠體積占比αvmin,需先確定溝槽內(nèi)環(huán)氧樹(shù)脂膠體與混凝土間的咬合力系數(shù)β,其反映了溝槽平均剪應(yīng)力τm較粘貼表面平均剪應(yīng)力τf的提升幅度。

單剪試件失效時(shí)極限承載力Fmax與粘貼表面平均剪應(yīng)力τf表示為

Fmax=bflτf

(6)

式中bf和l分別為粘貼區(qū)寬度和長(zhǎng)度。

而界面斷裂能Gf與其所對(duì)應(yīng)的溝槽平均剪應(yīng)力τm表示為

Gf=smaxτm

(7)

式中smax為黏結(jié)-滑移曲線最大滑移值。

引入咬合力系數(shù)β,則粘貼表面平均剪應(yīng)力τf與溝槽平均剪應(yīng)力τm表示為

τm=βτf

(8)

聯(lián)立式(6)～(8)得

(9)

將2.2和2.3節(jié)相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果代入式(9),可得不同溝槽形式試件溝槽內(nèi)環(huán)氧樹(shù)脂和混凝土間的咬合力系數(shù),見(jiàn)表4。

表4 咬合力系數(shù)

對(duì)上述咬合力系數(shù)取平均值得βa=2.431。

為確保GR界面具有足夠的抗剪能力,需滿足溝槽平均剪應(yīng)力τm不小于按βa所求得的剪應(yīng)力,即

τm≥βaτf

(10)

采用式(10)確定αvmin,還需建立αv與τm間的關(guān)系。基于前文機(jī)制分析,采用非線性回歸方法擬合τm與αv的關(guān)系式,如圖15所示。

圖15 τm與αv擬合曲線

擬合后具體表達(dá)式為

τm=6.682-2.106e-8.569αv

(11)

可以看出,τm與αv呈指數(shù)性相關(guān),擬合度較好,該式可用于后續(xù)表面開(kāi)槽黏結(jié)界面抗剪設(shè)計(jì)中。

聯(lián)立式(6)、(10)和(11),可以得出所需填充的最小膠體積占比應(yīng)滿足如下要求:

(12)

進(jìn)一步簡(jiǎn)化得

(13)

式中:σf和tf分別為實(shí)際應(yīng)用FRP的抗拉強(qiáng)度和厚度,bf和l分別為實(shí)際應(yīng)用加固粘貼區(qū)寬度和長(zhǎng)度。

針對(duì)表面開(kāi)槽黏結(jié)界面抗剪設(shè)計(jì),同時(shí)考慮混凝土保護(hù)層厚度的要求,建議溝槽長(zhǎng)度和深度分別取為l和5 mm,寬度不宜小于2.5 mm;由于溝槽方向?qū)缑婵辜粜阅軟](méi)有顯著影響[23],既可以順纖維布方向也可以垂直于纖維布方向開(kāi)設(shè)槽口;在條件允許下盡可能選取正梯形溝槽,切割的方法可以選用高壓射流技術(shù)[24]。同時(shí),為便于切割,正梯形溝槽槽口寬度不宜小于10 mm;溝槽應(yīng)盡可能均勻分于粘貼區(qū)。

4 結(jié) 論

1)GR和GT組試件的失效模式由EBR組試件Ⅱ類剝離破壞轉(zhuǎn)變?yōu)棰鲱悢嗔哑茐?其斷口形式有3種情況,分別為水平斷裂、非水平斷裂和部分纖維束斷裂。

2)與EBR組試件相比,GR、GT組試件黏結(jié)-滑移曲線僅有上升段,且界面斷裂能提升了74.1%～136.4%,其中,GT-0.5-000的界面斷裂能提升最大。

3)槽寬深比與溝槽平均剪應(yīng)力成正相關(guān),且存在最優(yōu)值;由于槽形狀的改變,正梯形溝槽試件膠體積分別為倒梯形和矩形溝槽試件的60%、75%,溝槽平均剪應(yīng)力卻分別提升了10.1%、11.8%,在αv相對(duì)較小的情況下提升溝槽平均剪應(yīng)力。

4)在實(shí)際界面抗剪設(shè)計(jì)中,為抑制界面剝離失效,更好地發(fā)揮FRP的材料性能,建議開(kāi)設(shè)溝槽大小應(yīng)滿足本文提出的最小膠體積占比。

綜上,本文研究的表面開(kāi)槽加固法較未開(kāi)槽加固法具有明顯的優(yōu)勢(shì),可以有效抑制黏結(jié)界面剝離,充分發(fā)揮CFRP布的高強(qiáng)抗拉性能,且正梯形溝槽可以顯著提升界面抗剪性能,后續(xù)可依據(jù)本文初步提出的黏結(jié)界面抗剪設(shè)計(jì)方法進(jìn)一步開(kāi)展相關(guān)試驗(yàn)研究。