基于雙剪實驗的CFRP-鋼板界面粘結(jié)性能研究*

楊怡，黃熾輝，吳作棟

華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東廣州 510641

CFRP 是一種纖維復(fù)合增強(qiáng)材料，具有較高的抗拉強(qiáng)度、彈性模量以及良好的抗腐蝕、抗疲勞性能。通過粘貼CFRP 可以提高混凝土梁的承載能力和抗疲勞性能［1-3］，也可以對鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固補(bǔ)強(qiáng)，這已在倫敦地鐵系統(tǒng)的隧道支撐加固工程和美國的橋梁加固工程中得到了應(yīng)用［4-5］。采用CFRP 加固鋼結(jié)構(gòu)時，二者的粘結(jié)界面是整個加固系統(tǒng)中最脆弱的部位［6-7］，CFRP-鋼界面粘結(jié)性能的研究是極其重要的課題。

CFRP-混凝土界面粘結(jié)性能的實驗和理論研究已取得非常豐富的成果［8-10］，但是CFRP-鋼結(jié)構(gòu)界面粘結(jié)性能的實驗研究還較少。CFRP 加固鋼結(jié)構(gòu)界面粘結(jié)性能的實驗方法一般有單剪實驗、雙剪實驗和梁式實驗。例如，李傳習(xí)等［11］利用單剪實驗探究了不同的粘結(jié)劑種類和CFRP 材料對CFRP-鋼界面粘結(jié)性能的影響，分析了粘結(jié)界面的破壞過程和破壞機(jī)理；Xia 等［12］以粘結(jié)劑的抗拉強(qiáng)度作為變量，結(jié)合單剪實驗得到了最大剪應(yīng)力計算模型，計算結(jié)果與實驗結(jié)果的誤差較小。界面粘結(jié)性能研究中單剪實驗存在不可避免的缺陷：鋼板受到來自試驗機(jī)和CFRP 的作用力不處于同一直線，試件的縱截面出現(xiàn)附加彎矩，導(dǎo)致在垂直于粘結(jié)界面的方向產(chǎn)生非均勻分布的拉應(yīng)力，從而影響實驗的準(zhǔn)確性。因此，雙剪實驗可以彌補(bǔ)單剪實驗的不足，最大程度地阻止粘結(jié)界面出現(xiàn)干擾應(yīng)力，使界面的受力狀態(tài)盡可能滿足理論研究的基本假設(shè)—界面上僅存在剪應(yīng)力。

本課題組研究開發(fā)了一種的新型CFRP 片材碳纖維薄板CFL（carbon fiber laminate）［13］，其兼具纖維布與纖維板的優(yōu)點，能按設(shè)計要求編制寬度與厚度。課題組對CFL 增強(qiáng)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能、破壞模式等進(jìn)行了諸多研究［14-15］。

針對現(xiàn)有CFRP-鋼界面粘結(jié)性能研究的不足之處，本文采用CFL 制備CFL-鋼板試件，基于雙剪實驗研究了CFRP 加固高強(qiáng)鋼界面粘結(jié)性能以及更小的膠層厚度對界面粘結(jié)性能的影響。

1 實驗方案

1.1 實驗材料

實驗采用的鋼板型號為Q345B 和X100，其中Q345B是普通橋梁用鋼，X100是高強(qiáng)管線鋼；CFL選用日本東麗公司生產(chǎn)的T700-12K 型碳纖維絲制備；粘結(jié)劑采用南京海拓復(fù)合材料有限責(zé)任公司生產(chǎn)的Lica-131 碳板膠。三種材料的物理及力學(xué)性能分別見表1-3。

表2 CFL材料參數(shù)（T700-12K）Table 2 Material parameters of CFL（T700-12K）

表3 粘結(jié)劑材料性能（Lica-131）Table 3 Material parameters of adhesive（Lica-131）

1.2 試件設(shè)計與制作

本次實驗所用鋼板試件的設(shè)計與制作參考美國規(guī)范ASTM E8/E8M-16a［16］、 ASTM 3528-96（2016）［17］以及相關(guān)研究，在加工廠對原始鋼板進(jìn)行線切割和焊接，得到實驗所需要的鋼板試件，再經(jīng)機(jī)械打磨保證所有鋼板表面具有相同的粗糙度，如圖1所示。粘貼CFL 之前使用丙酮清洗鋼板試件的表面，確保干燥且無塵后涂抹粘結(jié)劑，將一定數(shù)量的小鋼珠均勻放置在涂有粘結(jié)劑的鋼板表面，小鋼珠的直徑分別為0.1 mm 和0.5 mm，用以得到不同厚度的膠層，且控制鋼珠投影面積與粘貼面積比小于1%。將裁剪好的CFL 粘貼于鋼板表面，用特制的鋼化玻璃夾板緊貼試件兩側(cè)，施加適當(dāng)壓力，使CFL 表面均勻受力，持續(xù)1 h。把多余的粘結(jié)劑擠出后，夾上鐵夾以保持膠層穩(wěn)定，如圖2 所示。將所有制成的試件放在常溫常壓（25 ℃，標(biāo)準(zhǔn)大氣壓）下固化7天。

圖1 單塊鋼板試件Fig.1 A steel plate specimen

圖2 膠層厚度控制Fig.2 Controlling the adhesive layers'thickness

如圖3 所示，雙剪試件由兩塊鋼板、兩片CFL和粘結(jié)劑組成。兩塊鋼板的短邊相對，呈軸對稱，間隙為5 mm，單片CFL 的設(shè)計長度為245 mm，厚度為0.23 mm，鋼板粘貼段的設(shè)計長度為120 mm，厚度為12 mm，鋼板和CFL 的寬度均為50 mm。CFL 與單塊鋼板的粘貼長度為120 mm，便于測量較大粘貼范圍內(nèi)CFL 表面的應(yīng)變值。設(shè)定間隙中間為粘貼長度方向x軸的原點，把CFL 靠近原點的一端稱為近端，遠(yuǎn)離原點且靠近加載端的一端稱為遠(yuǎn)端。將應(yīng)變片由近端至遠(yuǎn)端等間距依次粘貼至試件一側(cè)的CFL 表面，間距為10 mm，自編1～12號。同時，在試件另一側(cè)的CFL表面設(shè)置DIC測量系統(tǒng)的應(yīng)變采集區(qū)域，采用白色和黑色涂料在采集區(qū)域內(nèi)噴制符合測量標(biāo)準(zhǔn)的散斑圖。

圖3 雙剪試件示意圖Fig.3 Schematic diagrams of double shear specimens

本次實驗采用的鋼板材質(zhì)為Q345B 和X100，對應(yīng)的雙剪試件分別用SJ和SJH 表示。共制作6個雙剪試件，分為3 組，每組2 個，試件的編號形式為SJ-膠層厚度-序號和SJH-膠層厚度-序號，具體參數(shù)見表4。A 組試件的編號為SJ-0.1-1/2，鋼板材質(zhì)為Q345B，膠層厚度為0.1 mm，設(shè)為標(biāo)準(zhǔn)試件組；B 組試件的編號為SJ-0.5-1/2，鋼板材質(zhì)與標(biāo)準(zhǔn)試件組保持一致，膠層厚度由0.1 mm 改變?yōu)?.5 mm；C 組試件的編號為SJH-0.1-1/2，膠層厚度與標(biāo)準(zhǔn)試件組保持一致，鋼板材質(zhì)由Q345B改變?yōu)閄100。

表4 CFL-鋼板雙剪試件與實驗結(jié)果Table 4 Parameters of CFL-steel double shear specimens and experimental results

1.3 加載與測量

本次實驗主要測量在拉伸剪切荷載作用下CFL表面應(yīng)變的分布和變化情況，從而計算粘結(jié)界面的剪應(yīng)力分布規(guī)律。為了更準(zhǔn)確地反映CFL 表面的應(yīng)變分布規(guī)律，本實驗在粘貼應(yīng)變片的基礎(chǔ)上增加了DIC應(yīng)變測量系統(tǒng)以獲取CFL表面的全場應(yīng)變，如圖4 所示。DIC 全場應(yīng)變測量方法是一種通過獲取對象圖像、以數(shù)字形式存儲圖像、并執(zhí)行圖像分析以提取全場變形信息的非接觸式測量方法，具有非接觸、全場測量、抗干擾能力強(qiáng)以及測量精度高等優(yōu)點［18］。在DIC 后處理中通過求得每條分析階段線上所有點的平均應(yīng)變作為該處的計算應(yīng)變值，如圖5所示。

圖4 DIC測量系統(tǒng)Fig.4 DIC measuring system

圖5 階段線示意圖Fig.5 Schematic diagram of analysis stage line

實驗的加載與測量裝置如圖6所示。雙剪試件的粘結(jié)界面在遭遇軸向推力時會變得脆弱，甚至破壞，而試驗機(jī)兩端的液壓夾在夾持過程中會朝抓取方向產(chǎn)生一定的推力，不僅會使試件移位，還可能破壞間隙處的CFL 和粘結(jié)界面。因此，本實驗設(shè)計了轉(zhuǎn)換接頭，轉(zhuǎn)換接頭的一端為帶有預(yù)制凹槽的鋼板，能實現(xiàn)與液壓夾的準(zhǔn)確契合，另一端通過插銷與試件的加載端連接，從而很大程度地消除了安裝環(huán)節(jié)對試件的損害以及偏心拉伸對實驗結(jié)果的影響，實驗所需的軸向受拉條件得以滿足。為了保證剝離破壞發(fā)生在下半部分的測量范圍內(nèi)，將上半部分用鋼板和G字夾夾緊。試驗機(jī)按位移控制加載，加載速率為0.2 mm/min，應(yīng)變儀采集頻率為2 Hz，DIC 測量系統(tǒng)采集頻率為1 Hz。

圖6 實驗的加載與測量裝置Fig.6 Loading device and measuring device for the test

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 界面破壞特征與破壞模式

各試件的膠層厚度、破壞時位移量、極限承載力以及剝離側(cè)均列于表4，破壞特征如圖7所示。A 組試件破壞特征是：界面剝離后，CFL 被撕裂的痕跡明顯，全部膠層附著于CFL 背面，膠面無明顯裂紋，無膠塊脫落，鋼板表面無膠膜殘留；B 組試件的破壞特征是：界面剝離后，CFL 保持完整，大部分膠層附著于CFL 背面，膠面有明顯裂紋，部分膠塊脫落，鋼板表面有膠膜殘留；C 組試件的破壞特征是：界面剝離后，CFL保持完整，全部膠層附著于CFL 背面，膠面無明顯裂紋，無膠塊脫落。根據(jù)每組試件的破壞特征發(fā)現(xiàn)：A、C 兩組試件的破壞模式為鋼板-膠層界面破壞，因此鋼板表面無膠膜殘留且膠層無明顯損傷；B 組試件的破壞模式為膠層內(nèi)聚破壞，因此鋼板表面有膠膜殘留且膠層破壞；A 組試件的CFL 被撕裂，說明其界面剝離時受到的拉扯力比C組大。

圖7 CFL-鋼板界面破壞特征Fig.7 Failure characteristics of CFL-steel plate interface

2.2 荷載-位移曲線

各組試件的荷載-位移曲線如圖8 所示。將荷載與位移的比值稱為試件剛度，表征雙剪試件的整體抗拉能力。A、B、C 三組試件的荷載-位移曲線有明顯差異，根據(jù)曲線的上升趨勢不同，可將其分為三類：

（1）荷載-位移曲線的上升階段表現(xiàn)出先緩后急的趨勢，下降階段為豎直線。曲線前80%段接近直線，試件剛度較其余兩組大且基本不變；曲線后20%段急劇上升，試件剛度持續(xù)增大，增速明顯提高，試件剛度的最大值出現(xiàn)在界面破壞前一瞬間；破壞時荷載和試件剛度立即降為0。

（2）荷載-位移曲線的上升階段表現(xiàn)出先急后緩的趨勢，有明顯的“剛度軟化階段”，下降階段為豎直線。曲線前70%段接近直線，試件剛度基本不變，試件剛度的最大值出現(xiàn)在界面進(jìn)入剛度軟化階段的前一瞬間；曲線后30%段的上升趨勢變緩，試件剛度迅速下降，某些時刻接近于0，說明該加載階段CFL-鋼板界面發(fā)生損傷，變形特點由彈性轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄?，且發(fā)展迅速；破壞時荷載和試件剛度立即降為0。

（3）荷載-位移曲線的上升階段表現(xiàn)出小幅度S 型，無明顯的剛度強(qiáng)化階段和剛度軟化階段，下降階段為豎直線。在整個加載過程中，試件剛度在小范圍內(nèi)持續(xù)變化；破壞時荷載和試件剛度立即降為0。

比較A、B 兩組試件的荷載-位移曲線可知，膠層厚度分別為0.1 mm和0.5 mm時，試件的極限承載力無顯著差距，Q345B-膠層界面的承載能力與CFL-Q345 界面的承載能力相當(dāng)。膠層厚度為0.1 mm 時，膠層的抗剪性能強(qiáng)于鋼板-膠層界面，試件破壞前膠層與鋼板的粘結(jié)力到達(dá)極限，因此發(fā)生鋼板-膠層界面剝離破壞。膠層厚度為0.5 mm時，膠層的抗剪性能弱于鋼板-膠層界面，試件破壞前膠層的抗剪性能達(dá)到極限，因此發(fā)生膠層內(nèi)聚破壞。雖然兩者的極限承載力相當(dāng)，但各自曲線的上升趨勢卻迥然不同：A組曲線的上升趨勢是先緩后急，試件破壞時加載端的位移量小于0.2 mm，而B 組曲線的上升趨勢先急后緩，試件破壞時加載端的位移量大于2.7 mm。主要有兩個方面的原因：（1） 在加載過程中，B 組試件的加載位移量來自膠層的剪切變形和鋼板-膠層界面的滑移，而A 組試件的加載位移量幾乎僅來自于鋼板-膠層界面的滑移；（2） 當(dāng)界面的剪應(yīng)力達(dá)到近端界面的剪切強(qiáng)度時，膠層會進(jìn)入剛度軟化階段，塑性變形迅速發(fā)展，而鋼板-膠層界面沒有剛度軟化階段。

比較圖8中A、C兩組試件的荷載-位移曲線可知，A組試件的極限承載力約為C組試件的1.7倍，說明鋼板材質(zhì)對極限承載力的影響顯著，主要體現(xiàn)為鋼板與粘結(jié)劑之間粘結(jié)力的強(qiáng)弱，粘結(jié)劑與Q345B 鋼板的粘結(jié)力要大于其與X100 鋼板的粘結(jié)力。A 組曲線存在明顯的“剛度強(qiáng)化階段”，而C組曲線的斜率僅出現(xiàn)小范圍波動，且試件破壞時加載端的位移量大得多。這說明： CFL-Q345B 界面與CFL-X100界面的粘結(jié)性能有很大差異；在加載過程中X100-膠界面產(chǎn)生的滑移遠(yuǎn)大于Q345B-膠界面。

圖8 荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves

2.3 界面剪應(yīng)力分布

通過CFL表面連續(xù)布置的應(yīng)變片和DIC測量系統(tǒng)采集CFL 的表面應(yīng)變，可由以下差分方程得到測點i與測點i- 1中間的界面剪應(yīng)力

式中εi為CFL 測點i處的應(yīng)變，Δεi為測點i- 1 與i之間的應(yīng)變差值；li為測點i距離近端的距離，Δli為測點i- 1 與i之間的距離；Ec、tc分別為CFL 的彈性模量和厚度。

在加載過程中，各處粘結(jié)界面的剪應(yīng)力可由式（1）計算得出，界面剪應(yīng)力分布情況如圖9 所示（x軸原點見圖3）。在加載過程中（界面未出現(xiàn)損傷），近端的界面剪應(yīng)力始終保持最大，隨著與原點間距離的增加，界面剪應(yīng)力不斷減小，分布曲線總體呈現(xiàn)出先急后緩的下降趨勢，形狀與內(nèi)凹型曲線相似；當(dāng)?shù)竭_(dá)有效粘貼長度的臨界位置時，界面剪應(yīng)力減小為0；而在有效粘貼長度范圍外的區(qū)域，界面剪應(yīng)力有小幅度增加，直至在遠(yuǎn)端處減小為0。將近端界面開始起裂時所對應(yīng)的荷載定義為起始損傷荷載，分析各試件的界面剪應(yīng)力分布：

圖9 CFL-鋼板雙剪試件加載過程中界面剪應(yīng)力分布Fig.9 Shear stress distribution of interface for CFL-steel double shear specimens

（1） 由圖9（a）可知，當(dāng)荷載增加至32 kN 時，5 mm 處的界面剪應(yīng)力開始減小，說明此處界面開始出現(xiàn)損傷，剪應(yīng)力為29.2 MPa。荷載從0增大到30 kN 的過程中，界面剪應(yīng)力分布曲線符合一般規(guī)律；但當(dāng)荷載增加至32 kN 后，隨著荷載的持續(xù)增加，界面剪應(yīng)力出現(xiàn)減小-增加-減小的現(xiàn)象。原因是當(dāng)荷載增加至32 kN 以上時，近端的粘結(jié)界面出現(xiàn)了局部損傷，使得在不同荷載下25 mm、35 mm 和45 mm 處的界面剪應(yīng)力有不同程度的提高，即出現(xiàn)應(yīng)力畸變現(xiàn)象。

（2） 由圖9（b）可知，隨著荷載的增加，15 mm 處的界面剪應(yīng)力由正值急劇減小為負(fù)值，表明20 mm處應(yīng)變片對應(yīng)的界面出現(xiàn)了局部損傷，應(yīng)變值劇增，導(dǎo)致15 mm和25 mm處的界面剪應(yīng)力不準(zhǔn)確，因此起始損傷荷載和應(yīng)力畸變現(xiàn)象無法直接在剪應(yīng)力分布圖中得以體現(xiàn)。

（3） 由圖9（c）可知，隨著荷載的增加，5 mm處的界面剪應(yīng)力由正值急劇減小為負(fù)值，表明10 mm 處應(yīng)變片對應(yīng)的界面出現(xiàn)了局部損傷，應(yīng)變值劇增，導(dǎo)致5 mm 和15 mm 處的界面剪應(yīng)力不準(zhǔn)確，因此起始損傷荷載和應(yīng)力畸變現(xiàn)象無法直接在剪應(yīng)力分布圖中得以體現(xiàn)。。

（4） 由圖9(d)可知，當(dāng)荷載達(dá)到36 kN 時，5 mm 處的界面剪應(yīng)力開始減小，說明此處界面開始損傷，剪應(yīng)力為15.5 MPa。當(dāng)荷載達(dá)到40 kN時，35 mm處的界面出現(xiàn)了較弱的應(yīng)力畸變。

（5） 由圖9（e）可知，當(dāng)荷載達(dá)到20 kN 時，5 mm 處的界面剪應(yīng)力開始減小，說明此處界面開始損傷，剪應(yīng)力為12.9 MPa。當(dāng)荷載大于20 kN時，35 mm、45 mm處的界面出現(xiàn)應(yīng)力畸變。

（6） 由圖9(f)可知，由于20 mm 處應(yīng)變片對應(yīng)的界面出現(xiàn)了局部損傷，應(yīng)變片讀數(shù)偏大，導(dǎo)致15 mm和25 mm處的界面剪應(yīng)力不準(zhǔn)確，因此起始損傷荷載和應(yīng)力畸變現(xiàn)象無法直接在剪應(yīng)力分布圖中得以體現(xiàn)。

通過以上分析可知，相比粘貼應(yīng)變片，采用DIC 系統(tǒng)獲得的界面剪應(yīng)力分布圖能夠更加全面、直觀地反映粘結(jié)界面的損傷-破壞全過程，避免了應(yīng)變片采集數(shù)據(jù)時可能帶來的誤差；同時，起始損傷荷載和應(yīng)力畸變現(xiàn)象亦表明小范圍的局部損傷不會影響荷載在界面中的有效傳遞。主要原因是：應(yīng)變片粘貼于單點，荷載作用下粘結(jié)界面易在近端附近出現(xiàn)局部損傷，使應(yīng)變片的讀數(shù)劇增，導(dǎo)致測量的界面剪應(yīng)力值存在較大誤差；而DIC測量系統(tǒng)可以獲取加載過程中散斑區(qū)域的全場應(yīng)變，12 個位置的計算應(yīng)變值可通過后處理取階段線上所有點的平均應(yīng)變值，從而使差分插值法計算得到的界面剪應(yīng)力值更加準(zhǔn)確。

比較A、B 兩組試件的界面剪應(yīng)力分布圖可知，A 組試件的最大界面剪應(yīng)力約為B 組試件的2倍，該結(jié)論與李景傳等的實驗結(jié)論［20］相吻合，說明0.1 mm 厚度的膠層會受到CFL 的約束作用，近端界面的剪切強(qiáng)度大幅度提高；比較A、C 兩組試件的界面剪應(yīng)力分布圖可知，鋼板材質(zhì)顯著影響近端界面的剪切強(qiáng)度，近端處Q345B-膠層界面的剪切強(qiáng)度遠(yuǎn)大于X100-膠層界面。

2.4 有效粘貼長度與平均粘結(jié)強(qiáng)度

CFRP 與鋼板的臨界粘貼長度稱為有效粘貼長度，當(dāng)實際粘貼長度小于有效粘貼長度時，粘結(jié)界面的極限承載力隨粘貼長度的增大而提高，當(dāng)實際粘貼長度大于有效粘貼長度時，粘結(jié)界面的極限承載力則不再提高，臨界處的界面剪應(yīng)力恰好為0。在有效粘貼長度內(nèi)，CFRP 與鋼板之間界面的平均剪應(yīng)力稱為平均粘貼強(qiáng)度，為

式中Pmax為極限承載力，bp為CFL 寬度，Le為有效粘貼長度。

取圖9（a）、9（d）、9（e）中最大界面剪應(yīng)力所對應(yīng)的剪應(yīng)力分布曲線作為判斷有效長度的標(biāo)準(zhǔn)，各試件中CFL 與鋼板的有效粘貼長度和平均粘結(jié)強(qiáng)度分別如表5所示?？梢钥闯觯行д迟N長度同時受膠層厚度和鋼板材質(zhì)的影響；平均粘結(jié)強(qiáng)度受膠層厚度的影響較小，受鋼板材質(zhì)的影響較大。

表5 CFL-鋼試件的有效粘貼長度和平均粘結(jié)強(qiáng)度Table 5 Effective bonding length and average bonding strength of CFL-steel specimens

3 結(jié) 論

本文基于雙剪實驗對CFRP-鋼界面的粘結(jié)性能進(jìn)行了研究，分析了CFRP-鋼界面的破壞特征和力學(xué)行為，討論了膠層厚度與鋼板材質(zhì)對界面剪切性能的影響，主要結(jié)論有：

（1）膠層厚度為0.1 mm 時，粘結(jié)界面的破壞模式為鋼板-膠層界面破壞；鋼板材質(zhì)顯著影響粘結(jié)界面的極限承載力，粘結(jié)劑與Q345B 鋼板的粘結(jié)力優(yōu)于其與X100鋼板的粘結(jié)力。

（2）借助DIC系統(tǒng)，粘結(jié)界面的力學(xué)行為通過界面剪應(yīng)力分布圖得以更加全面、直觀地展現(xiàn)；從近端到遠(yuǎn)端，界面剪應(yīng)力分布基本上呈現(xiàn)先急后緩的下降趨勢，與內(nèi)凹型曲線相似，且小范圍的局部損傷并不影響界面進(jìn)行有效的荷載傳遞。

（3）粘結(jié)界面的最大剪應(yīng)力同時受膠層厚度和鋼板材質(zhì)的影響，SJ-0.1 試件的最大界面剪應(yīng)力是SJ-0.5 試件的2 倍，SJ-0.1 試件的界面最大剪應(yīng)力是SJH-0.1 試件的2.3 倍；有效粘貼長度和平均粘結(jié)強(qiáng)度同時受膠層厚度和鋼板材質(zhì)的影響。