SWR-PM 加固層與混凝土界面黏結性能試驗研究

柳戰(zhàn)強， 郭子雄，2，*， 葉 勇，2

（1.華僑大學土木工程學院，福建廈門 361021；2.華僑大學 福建省結構工程與防災重點實驗室，福建 廈門 361021）

鋼絲繩-聚合物砂漿（SWR-PM）面層加固技術具有防火、耐久性良好、成本低廉等特點，已在橋梁工程、建筑結構等加固領域受到關注與應用.研究表明，SWR-PM 的抗彎加固性能能夠有效提高加固梁的承載力和剛度，但加固后構件的延性有所降低，且加固率較高時易發(fā)生剝離破壞，因此限制了該加固技術更加廣泛的應用［1-5］.

加固層與混凝土間的黏結性能決定了加固構件的破壞形態(tài)和加固效果.為研究加固構件的剝離破壞機理，研究人員常采用搭接接頭形式的剪切試驗方法進行加固層與混凝土的界面性能研究.黃華等［6］通過加固層與混凝土的雙面剪切試驗，發(fā)現(xiàn)加固層存在有效黏結長度.Ascione 等［7］通過擬合和理論計算，得到加固層與混凝土界面的有效黏結長度.Sneed 等［8］分析了鋼纖維增強膠凝材料與混凝土界面的黏結-滑移曲線和界面剝離破壞特征.上述工作初步研究了加固層與混凝土界面的黏結性能，但限于研究方法和量測手段的不足，常采用數(shù)據擬合的方法來確定加固層的有效黏結長度和界面剝離承載力，從而導致其物理意義不明確且未形成統(tǒng)一的計算式.另外，關于加固層界面剝離破壞機理和黏結-滑移本構關系模型的研究也鮮有報道.

為研究SWR-PM 加固層與混凝土界面的黏結性能，本文進行了搭接接頭形式的單面剪切試驗，分析了混凝土強度、加固層黏結長度及加載端受壓高度對界面黏結性能的影響，并在此基礎上進一步建立了加固層黏結長度與界面剝離承載力的關系計算式.

1 試驗

1.1 試件設計及參數(shù)

本試驗通過拉拔砂漿加固層中的鋼絲繩（SWR），達到加固層與混凝土間發(fā)生剪切破壞效果，近似模擬加固構件界面的復雜應力狀態(tài)及界面剝離破壞過程［6，9］，來研究加固層與混凝土界面的剝離破壞機理.

試件主要參數(shù)包括：混凝土強度（C20、C50、C60）、加固層黏結長度Lpm（80、160、200、240、400 mm）、加載端受壓高度hb（200、180、160 mm），以及與hb相對應的混凝土自由邊長度hc（0、20、40 mm）.

試件尺寸、構造及編號含義如圖1所示.由圖1（a）可見：試件主要由聚合物砂漿加固層、混凝土塊及鋼絲繩組成；混凝土塊的橫截面尺寸為200 mm×200 mm，聚合物砂漿加固層厚度為50 mm，寬度為200 mm；加載端受壓高度hb可通過支座高度進行調整，在靠近試件加載端處的混凝土塊設置了40 mm的非黏結段；鍍鋅鋼絲繩的結構形式為6×19+IWS（6 股19 絲，金屬股芯右交互捻鋼絲繩），其破壞力為42.20 MPa，將3根直徑8 mm的鍍鋅鋼絲繩埋置在聚合物砂漿加固層的中部，其合力點距砂漿層表面25 mm.

圖1 試件尺寸、構造及編號含義Fig.1 Dimension，structure and number meaning of specimen

試件編號采用A-B-C-D-E 形式，見圖1（b）.編號含義舉例說明如下：C6-I8-3S8-16H-2 中的C6 表示試件的組別為C6，混凝土強度等級為C60；I8 表示加固層的黏結長度為80 mm；3S8 表示加固層內埋置3根鋼絲繩，埋深長度為80 mm，與加固層黏結長度相同；16H 表示混凝土加載端受壓高度為160 mm；2 表示具有相同參數(shù)的第2 個試件；無E 編號表示具有該參數(shù)的試件只有1 個.

試件參數(shù)及試驗結果匯總見表1.試驗采用自配單組聚合物砂漿（按砂漿粉料質量15%加水拌制而成）.混凝土和聚合物砂漿的力學性能見表2.

表1 試件參數(shù)及試驗結果Table 1 Parameters and test results of specimens

表2 混凝土和聚合物砂漿的力學性能Table 2 Mechanical properties of concrete and polymer mortar

1.2 試件制作及步驟

所有試件均采用相同的制作工藝，如圖2 所示.具體施工流程如下：（1）對混凝土塊表面進行鑿毛處理，并測量其表面粗糙程度（圖2（a））；（2）先對鋼絲繩加載端進行“成環(huán)”、“連接”等預處理，隨后在模板內穿拉鋼絲繩呈張緊狀態(tài)，并將其臨時錨固在模板兩側（圖2（b））；（3）清理混凝土塊表面，涂抹界面劑（組分配比m（組分A）∶m（組分B）∶m（硅灰粉）=2∶1∶1），待界面劑有黏性后，抹壓第1 層聚合物砂漿（圖2（c）、（d））；（4）將帶有鋼絲繩的模板置于混凝土塊上方，在模板內繼續(xù)分層抹壓聚合物砂漿至50 mm 厚度，并留置材性試件（圖2（e）、（f）），之后將試件置于20 ℃、相對濕度90%以上的實驗室內養(yǎng)護28 d.

圖2 試件制作工藝Fig.2 Fabrication process of specimen

1.3 試驗加載及量測

試驗采用液壓伺服作動器進行單調加載，加載裝置及量測方法如圖3 所示.試驗時應注意：（1）將鋼絲繩與電液伺服作動器保持在同一軸線上，以保證鋼絲繩軸心受拉.（2）將上層端板作為支座，通過改變其寬度來調整混凝土塊自由邊長度hc；下層鋼底板則緊貼試件底面，以防止加載過程中混凝土塊自由端抬起，荷載通過4 根地錨螺桿傳遞給地梁.

圖3 試驗加載裝置及量測方法Fig.3 Test set-up and measurement

試驗全程采用位移控制加載方式，以0.3 mm/min 的速率勻速加載.試驗過程中量測內容包括：荷載值、鋼絲繩加載端滑移值及加固層加載端相對于混凝土塊的滑移值.

將試件的名義剪應力（τˉ）定義為黏結長度內黏結應力的平均值，其計算式為：

式中：P為破壞荷載，kN；A為加固層黏結面積，mm2.

2 結果與分析

2.1 破壞特征

試件主要有3 種典型破壞形式，即界面剝離破壞、混凝土拉剪破壞及混合破壞形式，如圖4所示.

圖4 試件的典型破壞形式Fig.4 Typical failure modes of specimen（size：mm）

由圖4（a）可見：（1）界面剝離破壞的特征為剝離界面常發(fā)生在砂漿層一側，且界面上粘附著部分混凝土.（2）破壞發(fā)生在加載端受壓高度為200 mm（混凝土自由邊長度為0 mm）的試件中.（3）在加載初期，靠近加載端的加固層沿黏結界面出現(xiàn)1 條裂縫；隨著荷載的增加，該裂縫不斷向加固層自由端發(fā)展.（4）當加固層黏結長度較短時，剝離破壞沿著加固層界面瞬間發(fā)生.

由圖4（b）、（c）可見：當黏結長度較長，如400 mm時，界面裂縫沿界面不斷向加固層自由端發(fā)展，加固層表面出現(xiàn)橫向水平裂縫；當剩余黏結面積的承載力小于外荷載時，界面整體剝離瞬間發(fā)生.分析認為，外荷載作用下混凝土塊全截面受壓時，黏結界面近似處于純剪切受力狀態(tài)；隨著外荷載的增加，界面剪應力超過界面黏結強度，靠近加載端的界面較早退出工作，隨后由剩余界面承擔外荷載；此受力過程不斷地向自由端延伸，界面剝離過程也不斷向加固層自由端發(fā)展.

由圖4（d）可見：（1）混凝土拉剪破壞的主要特征是混凝土發(fā)生拉剪破壞，而加固層與混凝土黏結完好.（2）破壞前混凝土無明顯開裂，加固界面未出現(xiàn)剝離；隨著荷載逐漸增加，接近最大值時，試件破壞瞬間發(fā)生.（3）試件破壞發(fā)生在混凝土內部，破壞面從加固層自由端延伸至上層端板（即支座）的邊緣.該破壞形式在試驗中出現(xiàn)的次數(shù)較少，主要發(fā)生在存在混凝土自由邊長度hc的試件上.

由圖4（e）可見：試件混合破壞的主要特征為加固層自由端附近發(fā)生界面剝離破壞，界面裂縫向加載端附近混凝土內部發(fā)展，并延伸至上層鋼蓋板的邊緣，最終發(fā)生混凝土拉剪破壞.該破壞主要發(fā)生在加載端受壓高度為180 mm，黏結長度為160、240 mm 的試件中.分析認為，加載端受壓高度hb的降低，使得砂漿層加載端的局部剛度降低，加固層界面的局部應力需求也隨之降低［9］；同時，由于混凝土自由邊長度hc的存在，使得混凝土加載端受壓面積減小，受壓面壓應力增大；隨著荷載的增加，破壞面將沿著混凝土受壓邊緣逐漸向混凝土內部擴展，致使試件呈現(xiàn)混凝土拉剪破壞或混合破壞形態(tài).

2.2 荷載-滑移曲線特征

滑移位移是加固層相對于同一水平位置處混凝土塊的相對位移，鋼絲繩在砂漿層中未發(fā)生明顯滑移.試件的荷載-滑移（P-Δ）曲線關系如圖5 所示.由圖5 可見：（1）對于發(fā)生界面剝離破壞的試件，加載初期加固層界面剪應力水平較低，加固層與混凝土共同工作，兩者間未發(fā)生滑移現(xiàn)象；隨著荷載的增加，界面應力不斷增長，界面微裂縫不斷向自由端發(fā)展，加載端滑移量不斷增長.（2）對于黏結長度較大的試件，荷載隨著滑移量的增加呈先增長后穩(wěn)定的趨勢，界面不斷剝離，且砂漿表面出現(xiàn)橫向裂縫；當剩余黏結面積小于有效黏結面積時，加固層瞬間剝離，整體脫落，此時荷載達到最大，該階段加固層的自由端未發(fā)生滑移；當荷載達到最大值時，加固層從混凝土塊上整體剝離下來，荷載降至0.

圖5 試件的荷載-滑移位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of specimens

3 參數(shù)對黏結性能的影響

3.1 黏結長度

圖6 為C6 組試件的剝離承載力（Pu，exp）、名義剪應力（）與加固層黏結長度（Lpm）的關系曲線.由圖6 可見，隨著黏結長度的增加，C6 組試件的Pu，exp先增加后趨于穩(wěn)定，先升后降.這是由于隨著剝離承載力的增加，加固層界面裂縫不斷向加固層自由端發(fā)展，界面黏結面積不斷減少.需要說明的是，計算名義剪應力時，黏結面積（A）是保持不變的，當Lpm超過某一特殊黏結長度后，Pu，exp將不再增加，該特殊黏結長度即為有效黏結長度（Le）.

圖6 C6 組試件的剝離承載力、名義剪應力與加固層黏結長度的關系曲線Fig.6 Relation curves between debonding capacity，nominal shear stress and bonding length of reinforcement layer of specimen C6 group

圖7 為試件的界面應力分布和剝離發(fā)展過程示意圖.由圖7 可見：加載初期，外荷載（P）先由靠近加載端的加固層界面承擔，隨著P的增加，界面剪應力（τ）不斷增大，受力范圍也不斷延伸，當P達到最大值時，該受力范圍達到最長（即有效黏結長度），此時超過該范圍的界面不承擔外載荷；隨著加載的繼續(xù)，P不再增加.這是因為靠近加載端的界面已退出工作并出現(xiàn)了剝離現(xiàn)象，P只能由處在有效黏結長度范圍內的剩余界面承擔；隨后，此過程不斷重復著向自由端發(fā)展，當剩余界面面積的承載力小于P時，界面的整體剝離瞬間發(fā)生.

圖7 試件的界面剪應力分布和剝離發(fā)展Fig.7 Interfacial shear stress distribution and debonding propagation of specimen

3.2 混凝土強度

試驗現(xiàn)象顯示，試件的剝離破壞界面主要發(fā)生在砂漿層與混凝土黏結界面的上下2～3 mm 處.這說明混凝土和聚合物砂漿的強度影響著界面破壞面的位置和剝離承載力，因此，取混凝土和聚合物砂漿強度平均值的平方根（）作為試件剝離承載力的影響因素.圖8為試件剝離承載力（Pu，exp）與的關系曲線.

圖8 試件剝離承載力與 的關系曲線Fig.8 Relation curves between debonding capacity and of specimen

3.3 加載端受壓高度

圖9 描述了試件破壞荷載與混凝土加載端受壓高度的關系.混凝土加載端受壓高度對纖維增強復合材料（FRP）界面黏結性能和試件破壞形態(tài)有較大影響［9-10］，但對鋼絲繩-聚合物砂漿加固面層界面黏結性能的影響未見報道.試件破壞荷載隨著加載端受壓高度的降低（混凝土塊自由邊長度的增加）呈增長趨勢.理論上認為，隨著混凝土加載端受壓高度的減少，加固層加載端的局部剛度降低，加固層界面的局部應力需求也降低，破壞面由界面轉向混凝土內部，破壞形態(tài)由界面剝離破壞轉向混凝土拉剪破壞或混合破壞形態(tài)，破壞荷載增大；反之，加固層界面的局部應力需求提升，界面將先發(fā)生破壞，破壞荷載降低［9］，但圖9 顯示這一規(guī)律并不明顯.關于該參數(shù)對破壞荷載的影響規(guī)律尚需進一步研究.

圖9 試件破壞荷載與混凝土加載端受壓高度的關系Fig.9 Relationship between failure load and free edge length of specimen

4 有效黏結長度及剝離承載力的確定

4.1 有效黏結長度

加固層有效黏結長度（Le）的確定是界面剝離破壞機理和界面黏結強度研究的重要課題，該問題在FRP 加固領域雖有廣泛報道［9，11-12］，但在SWR-PM 加固層方面尚缺少系統(tǒng)研究.目前，常采用數(shù)據擬合的方法來確定加固層的Le.本試驗對C6 組試件的試驗數(shù)據進行擬合，得到C6 組試件的Le為243.6 mm，取為240 mm，具體過程如圖10 所示.

圖10 加固層有效黏結長度的確定Fig.10 Determination of effective bonding length of strengthening layer

在Le的 相 關 研 究 中，Yao 等［9］、Yuan 等［13］和Chen 等［14］開展了大量的FRP-混凝土搭接接頭形式的單面剪切試驗，并基于試驗數(shù)據和斷裂力學，提出半經驗半理論的Le計算式和Chen-Teng 模型，該模型已被廣泛應用于有效黏結長度和剝離承載力計算中.現(xiàn)假設SWR-PM 加固層為彈性體，且加固層與混凝土間的黏結破壞發(fā)生在界面處，則Le的計算近似滿足Chen-Teng 模型條件［14］.基于本試驗的試件參數(shù)，如C6 組試件黏結厚度（tpm）、彈性模量（Epm）、混凝土受壓強度f'c分別取50 mm，18 GPa，44.8 MPa，由此計算得到的Le為367 mm（C6 組）；其他2 組的計算結果分別為398 mm（C2 組）、373 mm（C5 組）.對比計算結果與擬合結果發(fā)現(xiàn)，C6 組試件的Le計算結果大于擬合結果.這是因為加固層屬于非彈性連續(xù)體，不完全符合Chen-Teng 模型條件，試驗中加固層表面橫向裂縫（見圖5）的出現(xiàn)降低了其連續(xù)性，使得計算值大于擬合值.目前，依然建議使用數(shù)據擬合的方法尋找加固層有效黏結長度，但關于SWR-PM 加固層有效黏結長度的計算方法需做進一步研究.綜上考慮，將C6 組試件的加固層有效黏結長度取為240 mm，利用該擬合結果計算界面剝離承載力.

4.2 剝離承載力

考慮加固層黏結長度和混凝土強度影響，建立界面剝離承載力及界面剪應力計算式：

式中：α為擬合系數(shù)，取為1.015；βw與β1分別為加固層與混凝土黏結寬度及黏結長度影響系數(shù)，由于加固層與混凝土試塊等寬分別為加固層的黏結寬度和混凝土試塊寬度；fc，pm為混凝土棱柱體試塊抗壓強度（fc）和聚合物砂漿棱柱體試塊抗壓強度（fpm）加和平均值，取立方體抗壓強度平均值的0.79，MPa.

圖11 為界面剝離承載力（Pu）和界面剪應力（τ）的計算值.由圖11（a）可以看出：對于發(fā)生界面剝離破壞的試件，其計算值與試驗值相近，證明該計算公式有效.由圖11（b）可以看出：隨著黏結長度的增加，名義剪應力計算值先增加后降低，說明當加固層黏結長度超過有效黏結長度后，增大黏結長度并不能有效提高界面剝離承載力和界面剪應力.

圖11 界面剝離承載力和界面剪應力的計算值Fig.11 Calculated results of interfacial debonding capacity and shear stress

5 結論

（1）采用搭接接頭形式的單面剪切試驗方法，可較好地模擬界面純剪切受力狀態(tài).試件的典型破壞形式包括界面剝離破壞、混凝土拉剪破壞及混合破壞.

（2）隨著黏結長度的增大，試件的剝離承載力先增加后趨于穩(wěn)定，名義剪應力先增后減；剝離承載力隨著混凝土強度的增大而提升；加載端受壓區(qū)高度影響試件破壞形態(tài)和承載力.

（3）加固層與混凝土界面存在有效黏結長度，通過數(shù)據擬合和理論計算，可確定有效黏結長度.當加固層與混凝土塊等寬時，C6 組試件的有效黏結長度為240 mm.

（4）考慮加固層黏結長度和混凝土強度的影響，建立了界面剝離承載力與黏結長度計算公式，計算結果與試驗結果吻合良好.