CFRP布混合粘貼形式界面剪切性能試驗

付一小， 葉見曙， 馬 瑩

(1.東南大學 交通學院，南京 210096；2.南京工程學院，南京 211167)

CFRP布混合粘貼形式界面剪切性能試驗

付一小1， 葉見曙1， 馬 瑩2

(1.東南大學 交通學院，南京 210096；2.南京工程學院，南京 211167)

為了研究CFRP布混合粘貼的界面粘結性能，設計了4組自錨式面內雙剪試驗. 根據界面剪應力的發展規律，將CFRP布混合粘貼中碳纖維布由初始受力至破壞的過程劃分為3個階段. 試驗考慮了碳纖維布不同的粘貼長度因素，分析試驗中的破壞形式、破壞過程和界面粘結性能. 研究表明CFRP布混合粘貼形式中的鋼板錨固件提高了CFRP-混凝土界面的粘結強度，將破壞形態由碳纖維布的剝離破壞轉變為碳纖維布的斷裂破壞，極大地的提高了碳纖維布材料的強度利用率. 碳纖維布在未剝離階段其界面粘結性能較為穩定，鋼板錨固件對碳纖維布的初始剝離影響較小；在碳纖維布持續剝離階段，鋼板錨固件可以延緩碳纖維布的剝離，使得界面粘結強度提高18.02%.

CFRP混合粘貼；面內剪切試驗；鋼板錨固件；界面粘結性能；機械錨固

碳纖維增強復合材料(CFRP)因其良好的高比強度和耐腐蝕性，已經被廣泛的應用于混凝土結構或構件的加固和修復技術中. 已有的試驗和工程使用情況表明，在混凝土構件表面粘貼碳纖維布受力不大時，就會產生粘結界面上的剝離，造成碳纖維布的高抗拉強度無法發揮. 為了保證碳纖維布與混凝土界面具有可靠的粘結，防止其過早的剝離，國內外研發了多種形式和構造的錨固措施.

香港城市大學的吳宇飛教授結合了碳纖維布外貼和機械錨固措施，研制了一種新的組合式粘貼加固技術HB-FRP(hybrid bonding FRP)，稱為混合粘貼加固技術[1-3]. 這種技術是在粘貼的碳纖維布上沿其長度方向按一定間距布置具備機械錨固的鋼扣件. 文獻[4-9]將錨固措施改進為可用扭矩扳手調整預緊力的化學螺栓-鋼板組合件，并用于鋼筋混凝土梁的抗彎加固，如圖1所示. 試驗研究結果表明，CFRP布混合粘貼形式可以較大程度地提高被加固梁正截面抗彎承載力，并且螺栓-鋼板錨固件的錨固作用穩定可靠.

外貼碳纖維布能否有效提高加固后結構的承載力，取決于CFRP-混凝土界面能否有效的傳遞應力. 對于傳統碳纖維布外貼方式，其破壞承載力全部來源于CFRP-混凝土界面的粘結強度. 目前對于無錨固措施的CFRP界面粘結性能國內外已經提出了較多的強度模型公式[10-13]. 然而對于CFRP混合粘貼形式，由于其中引入了機械錨固體系，其破壞形態和過程不同于傳統的碳纖維布外貼形式，應當進一步研究以便為這種加固技術的設計計算奠定基礎. 本文通過室內混凝土試件上粘貼碳纖維布的面內剪切試驗，研究CFRP布混合粘貼形式的受力全過程和破壞狀態.

(a)化學螺栓-鋼板錨固件裝置

(b)HB-FRP加固鋼筋混凝土梁

圖1化學螺栓-鋼板錨固件和HB-FRP抗彎加固鋼筋混凝土梁

Fig.1 Adhesive anchor-steel sheet fastening and reinforced concrete beams flexural strengthened with HB-FRP

1 試驗設計

1.1 試件參數

本文試計了4組自錨式面內雙剪試驗，每組由兩根混凝土棱柱體(500 mm×170 mm ×170 mm)試件組成，每組試件有4個剪切面. 其中SL1組為CFRP普通粘貼形式作為對比，CFRP粘貼長度350 mm，不設置鋼板錨固件. SL2～SL4組為CFRP混合粘貼形式，CFRP粘貼長度分別為150、250、350 mm，設置單個鋼板錨固件，鋼板錨固件離加載端的距離分別為135、235、335 mm.

試驗設計的混凝土試件強度等級C40，實測的混凝土立方體抗壓強度為44.6 MPa. 錨固件由鋼板和化學螺栓組成，鋼板采用Q235熱軋鋼材，長、寬、厚分別為80、30、3 mm. 螺栓規格為直徑8 mm的4.8級碳鋼鍍鋅螺栓. 碳纖維布材料公稱厚度為0.167 mm，抗拉強度2 980 MPa，彈性模量235 GPa，拉應變設計值為0.008，伸長率為1.7%.

1.2 加載及測試方案

面內剪切試驗中靠近加載端界面受剪較大，碳纖維布表面應變分布復雜，因此在加載端附近每隔10 mm布置應變測點，其他它位置每隔20 mm布置應變測點. 以SL2組試驗為例剪切試驗加載示意圖及CFRP布表面應變測點布置如圖2所示.

(a)剪切試驗加載示意圖

(b)CFRP布表面應變測點布置

1.3 試驗結果

SL1～SL4組試驗中，SL1組由于沒有鋼板錨固件發生的是CFRP條的整體剝離破壞，破壞時荷載12.75 kN，如圖3(a)所示. 圖中可見在剝離區段CFRP-混凝土界面具備完整的剝離破壞特征. SL2、SL3、SL4組試驗發生的是CFRP布拉斷破壞，破壞時荷載分別為13.5、13.75、13.75 kN，如圖3(b)、3(c)、3(d)所示. 碳纖維布在斷裂前剝離已經產生，其中SL2-A、SL2-C、SL3-A、SL3-B、SL3-C面的碳纖維布在斷裂前已經剝離至鋼板錨固件的位置并且停止了繼續剝離.

(a)SL1組

(b)SL2組

(c)SL3組

(d)SL4組

2 試驗結果分析

2.1 碳纖維布表面應變分布與發展對比

試驗結果分析顯示CFRP混合粘貼的SL2～SL4組試驗中碳纖維布表面應變分布與發展基本相似. 以CFRP普通粘貼的SL1組試驗和CFRP混合粘貼的SL3組試驗為例進行對比. 試驗中碳纖維布表面應變沿粘貼長度方向的分布如圖4所示.

面內剪切試驗中CFRP的拉應力和界面剪應力相互平衡，隨著拉應力的增大，當界面剪應力達到界面粘結強度后即會發生CFRP界面的剝離. 因此可以通過碳纖維布表面拉應變的分布與發展考察界面剪應力的發展規律. 圖4可以看到在CFRP未剝離時，SL1和SL3組試驗碳纖維布表面應變分布規律是相同的. 加載端附近的拉應力較大，因此碳纖維布表面拉應變也較大，說明此時加載端附近的CFRP-混凝土界面剪應力同樣較大，遠離加載端，界面剪應力的傳遞會逐漸衰減. 因此隨著遠離加載端碳纖維布表面應變呈現遞減趨勢.

(a)SL1-C面

(b)SL3-C面

Fig.4 Strain distribution on the CFRP surface at the time of destruction in in-plane iosipescu shear test

CFRP開始剝離后，由圖4(a)可以看到無鋼板錨固件的SL1組試驗中，荷載由12 kN增至12.25 kN時， 碳纖維布表面應變在距離加載端20～120 mm的范圍有大幅度的突增，隨后迅速發生了脆性的剝離破壞. 說明CFRP普通粘貼形式中一旦碳纖維布開始剝離，加載端位置較大的破壞剪應力將很快地向遠離加載端位置傳遞并且破壞CFRP-混凝土界面的粘結，造成碳纖維布迅速的剝離破壞. 圖4(b)顯示含有鋼板錨固件的SL3組中CFRP開始剝離后，碳纖維布表面應變在粘貼長度范圍內呈現分段增長特征. 分別在8.25～8.5 kN，9.25～9.5 kN，12.75～13 kN加載過程中發生了3次碳纖維布的剝離. 并且最終剝離停止于鋼板錨固件位置，錨固件位置外側碳纖維布的應變沒有增長. 說明鋼板錨固件可以延緩碳纖維布的脆性剝離破壞，同時阻止碳纖維布的剝離向錨固件外側延伸.

2.2 剪切試驗中CFRP-混凝土界面受力過程

面內剪切試驗中界面剪應力是導致碳纖維布剝離的主要因素，取CFRP條上一小段隔離體Δl，其受力平衡如圖5所示[14-15].

采用SPSS 23.0統計軟件進行數據分析。定量資料以均數±標準差(x±s)表示，先進行正態性分析;正態分布資料采用兩獨立樣本t檢驗、非正態分布資料采用兩獨立樣本Mann-Whitney U檢驗，定性資料用百分數(%)表示、采用卡方檢驗進行組間比較。當P＜0.05時表示差異具有統計學意義。

圖5 CFRP任意段Δl上應力分布

Fig.5 Stress distribution of an arbitrary region Δlon CFRP

由平衡條件列出方程為

σ1bt=σ2bt+τibΔl,

(1)

式中σ1=Efε1，σ2=Efε2.

將σ1和σ2代入式(1)得

Efε1bt=Efε2bt+τibΔl,

(2)

式中：τi為Δl范圍內CFRP與混凝土界面的平均剪應力，Δl為CFRP表面相鄰應變測點之間的距離，Δε為Δl長度上的應變差值，Ef為CFRP彈性模量，t為CFRP布厚度.

從圖5的平衡關系可以看出，只有當界面存在剪應力τi時受力平衡才符合式(2)，當Δl區域上的CFRP開始發生剝離，界面剪應力會逐漸消失，σ1與σ2之間的差值也隨之減小. 當Δl區域上的CFRP完全剝離后，界面剪應力τi消失，σ1與σ2應力值相同，表明此區域上的CFRP處于完全彈性受拉狀態. 因此可以認為當某一位置的CFRP-混凝土界面剪應力出現回落時，表示此位置的CFRP開始出現剝離.

根據上述原則可認定面內剪切試驗中處于加載端位置的界面剪應力τi開始減小時為整條CFRP初始剝離的時刻，此時刻之前為碳纖維布未剝離的第1階段；當靠近鋼板錨固件內側最近位置的界面剪應力τi減小時為整條CFRP完全剝離至鋼板錨固件的時刻，此時刻之后為碳纖維布彈性受拉的第3階段；介于以上兩個時刻之間的過程即為FRP條處于持續剝離的第2階段. 根據以上界面平均剪應力的發展規律，以SL1和SL3組試驗為例劃分3個階段的荷載值見表1.

表1可以看出CFRP普通粘貼的SL1組試驗只存在第1階段和第2階段，CFRP混合粘貼的SL3組試驗由初始受力到破壞的全過程存在3個階段.

表1面內剪切試驗3個階段荷載值

Tab.1 Load value of three stages in in-plane iosipescu shear test

測試面編號荷載值/kN第1階段第2階段第3階段CFRP布變化SL1-A0～12.75——未發生剝離SL1-B0～10.0010.00～12.75—未完全剝離SL1-C0～10.7510.75～12.75—已完全剝離SL1-D0～12.75——未發生剝離SL3-A0～8.008.00～12.5012.50～13.75已完全剝離SL3-B0～11.7511.75～13.0013.00～13.75已完全剝離SL3-C0～8.508.50～13.0013.00～13.75已完全剝離SL3-D0～7.257.25～13.75—未完全剝離

2.3 CFRP混合粘貼界面粘結強度

由上一節的分析可知CFRP-混凝土界面的剪應力產生于碳纖維布未剝離和持續剝離階段. 首先考察CFRP普通粘貼的SL1組試驗，根據滕錦光等[13]界面粘結強度計算公式推導剝離破壞時極限狀態下CFRP表面最大應變εf, max計算式為

(3)

式中：ωf為CFRP布寬度，sf為混凝土試件寬度，tf為CFRP布厚度，Ef為CFRP彈性模量，βL為和有效粘結長度有關的折減系數[13].

根據式(3)計算得出SL1組試驗中剝離破壞時CFRP表面最大應變為0.006 029. 面內剪切試驗中加載端位置的碳纖維布表面應變最大，SL1組試驗中發生剝離破壞的C面碳纖維布表面最大應變實測值為0.006 239，與計算值的誤差為3.37%. 可見滕錦光等[13]界面粘結強度計算公式較為準確，可以作為CFRP混合粘貼形式中界面粘結強度的計算依據. 下面分別考察第1階段和第2階段CFRP界面的粘結強度. 試驗中實測的CFRP初始剝離應變為ε1，以式(3)的計算值εmax作為參考，SL1～SL4組試驗第1階段末(即碳纖維布初始剝離時)ε1/εmax的比值見表2.

根據表2計算出SL1組試驗中ε1/εmax的平均值為68.45%，SL2組試驗中ε1/εmax的平均值為70.07%，SL3組試驗中ε1/εmax的平均值為69.87%, SL4組試驗中ε1/εmax的平均值為68.57%. 可以看到4組試驗中ε1/εmax的比值較為接近. 4組試驗所有比值數據平均值為0.692 4，標準差為0.038 3，變異系數為5.53%，比值呈正態分布，離散程度較小. 說明SL1～SL4組試驗在初始剝離時CFRP-混凝土界面的粘結性能差異不大，在第1階段界面粘結強度基本相同. 鋼板錨固件對于CFRP初始剝離的影響較小. 因此可以根據第1階段界面的粘結強度計算CFRP混合粘貼形式抗剝離承載力. 在初始剝離時CFRP混合粘貼中碳纖維布最大應變由式(3)可改寫為

(4)

表2SL1～SL4試驗第1階段末CFRP表面實測應變

Tab.2 Measured strain of CFRP surface at the first stage in group SL1～SL4

測試面編號ε1/10-6ε1/εmaxSL1-A——SL1-B41170.683SL1-C41380.686SL1-D——SL2-A45890.761SL2-B39420.654SL2-C42520.705SL2-D41190.683SL3-A37810.627SL3-B45980.763SL3-C40580.673SL3-D44160.732SL4-A41050.681SL4-B41710.692SL4-C39710.659SL4-D42860.711

考察第2階段(即碳纖維布持續剝離時)CFRP表面應變增值Δε2與計算值εmax的比值，見表3.

表3顯示CFRP普通粘貼的SL1-C面發生了碳纖維布的剝離破壞，說明第2階段已經完成. 其在持續剝離階段CFRP表面應變增值為0.002 210 1，占破壞時最大應變的34.8%. CFRP混合粘貼的SL2-A,SL2-C、SL3-A,SL3-B,SL3-C面同樣碳纖維布完全剝離，第2階段已經完成，CFRP混合粘貼中Δε2/εmax比值的平均值為52.82%. 可見CFRP混合粘貼形式在第2階段的碳纖維布表面應變增值大于CFRP普通粘貼形式，平均值提高了18.02%. 鋼板錨固件抑制了界面的粘結滑移，減緩了碳纖維布的脆性剝離. 在第2階段提高了CFRP-混凝土界面的粘結強度. 因此在界面粘結完全破壞的極限狀態下CFRP混合粘貼中碳纖維布最大應變由式(3)可改寫為

(5)

試驗中SL2-A、SL2-C面和SL3-A、SL3-B、SL3-C面的碳纖維布完全剝離，界面的粘結已經全部破壞. 根據式(5)計算界面粘結完全破壞時碳纖維布表面最大應變值并和實測值對比，見表4.

表3SL1～SL4組試驗第2階段CFRP表面實測應變

Tab.3 Measured strain of CFRP at the second stage in group SL1～SL4

編號Δε2/10-6Δε2/εmaxCFRP布變化SL1-A——未發生剝離SL1-B22320.370未完全剝離SL1-C21010.348剝離破壞SL1-D——未發生剝離SL2-A30540.506已完全剝離SL2-B49260.817未完全剝離SL2-C33080.549已完全剝離SL2-D13150.218未完全剝離SL3-A30130.499已完全剝離SL3-B33210.551已完全剝離SL3-C32290.536已完全剝離SL3-D34860.578未完全剝離SL4-A77471.285未完全剝離SL4-B29410.488未完全剝離SL4-C57070.946未完全剝離SL4-D——未發生剝離

表4第2階段末CFRP表面最大應變實測與計算值對比

Tab.4 Comparison between the calculated maximum strain value and the experimental value of CFRP surface at the end of the second stage

編號式(5)計算值實測應變/10-6誤差/%SL2-A711670381.10SL2-C711675606.24SL3-A711669941.71SL3-B711672922.47SL3-C711669032.99

表4顯示式(5)的計算值和實測應變值誤差較小. 說明CFRP混合粘貼形式中當CFRP-混凝土界面的粘結完全破壞時，其界面粘結強度比CFRP普通粘貼時提高了，界面破壞時碳纖維布表面最大應變基本可以達到式(5)的計算值.

3 結 論

1)CFRP混合粘貼形式中的鋼板錨固件提高了CFRP-混凝土界面的粘結強度. 將破壞形態由CFRP普通粘貼形式中的碳纖維布剝離破壞轉變為斷裂破壞，極大地提高了碳纖維布材料的強度利用率.

2)CFRP混合粘貼形式界面受剪時碳纖維布由開始受力至破壞可劃分為3個階段：碳纖維布初始受力至即將剝離階段；碳纖維布在鋼板錨固件之間持續剝離階段；碳纖維布完全剝離至鋼板錨固件后彈性受拉纖維破壞階段.

3)碳纖維布初始剝離時其表面最大應變占破壞時最大應變的69.24%，比值數據離散程度小. CFRP混合粘貼時在碳纖維布未剝離階段其界面粘結性能較為穩定，受鋼板錨固件的影響較小.

4)鋼板錨固件可以延緩碳纖維布的持續剝離，試驗研究證實CFRP混合粘貼中碳纖維布的剝離在粘貼長度范圍內呈現分段剝離的特征，不同于CFRP普通粘貼時一次剝離即破壞的特征. 在碳纖維布持續剝離階段界面粘結強度提高了18.02%.

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TestontheinterfacialshearperformanceofhybridbondingCFRP

FU Yixiao1, YE Jianshu1, MA Ying2

(1. School of Transportation, Southeast University, Nanjing 210096, China; 2. Nanjing Institute of Technology, Nanjing 211167, China)

The present study designed four self-anchored in-plane iosipescu shear tests to investigate the interfacial bonding property of hybrid bonding CFRP. According to the interfacial shear stress development trend, this study divided the destruction process of the carbon fiber sheets in hybrid bonding CFRP from the initial force to the final destruction into three stages. Considering the different paste lengths of the carbon fiber sheets in the tests, this paper analyzed the failure mode, destruction process, and the interfacial bonding property in the tests. This study shows that the steel sheet-fastenings in hybrid bonding CFRP improve the bonding strength of CFRP-concrete interface. It makes the failure mode change from carbon fiber sheets debonding failure to carbon fiber sheets fracture failure. As a result, it improves the use ratio of the strength of carbon fiber sheets tremendously. The interfacial bonding property of the carbon fiber sheets is stable at the non-debonding stage of the carbon fiber sheets. The steel sheet-fastenings have a few impacts on the initial debonding of the carbon fiber sheets. In the continual debonding process of the carbon fiber sheets, the steel sheet-fastenings can delay the debonding of the carbon fiber sheets and increase the interfacial bonding strength by 18.02%.

hybrid bonding CFRP; in-plane iosipescu shear test; steel sheet-fastening; interfacial bonding property; mechanically fastened

10.11918/j.issn.0367-6234.201612126

U445.58

A

0367-6234(2017)09-0097-06

2016-12-23

國家自然科學基金(51208097)；交通運輸部建設科技項目(2014318J14250)

付一小(1984—)，男，博士研究生；葉見曙(1948—)，男，教授，博士生導師

葉見曙，yejianshu@seu.edu.cn

(編輯魏希柱)