表面開槽碳纖維布-混凝土界面抗剪性能試驗

姜紹飛,臧榮彬,宋華霖,崔二江

(1.福州大學 土木工程學院,福州 350108;2.福建省土木工程多災害防治重點實驗室,福州 350108;3.湖南科技大學 土木工程學院,湖南 湘潭 411201)

長期處于惡劣環境和超載影響下的鋼筋混凝土(reinforced concrete,RC)結構會出現耐久性損傷及退化,為保障其安全運營,進行加固、補強尤為重要。近年來,纖維增強聚合物(fiber reinforced polymer, FRP)因其抗拉強度高、重量輕、綠色環保已成為修復或加固RC結構的可靠選擇[1]。表面黏結加固(externally bonded reinforcement, EBR)是最常用的FRP加固既有RC結構的一種技術[2-3]。研究表明,EBR加固RC結構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結構主要失效模式[4],FRP的利用率僅為20%～25%[6]。圖中破壞界面線條顏色與右側文字顏色一一對應,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迫切和重要[7]。

圖1 典型失效模式

為解決上述問題,很多措施和方法用來提升EBR技術的性能、減輕過早剝離失效的風險,如U形箍錨固、機械錨固、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形箍會隨著剪切滑移量的增大被剪斷[8-9]。為明晰機械錨固FRP-混凝土界面抗剪性能,文獻[10]研究了純外貼錨固、普通混合錨固和機械混合錨固3種不同端部錨固對FRP-混凝土界面抗剪性能的影響,發現機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,失效模式均表現為Ⅵ類斷裂失效。而在FRP嵌入式錨固方面,文獻[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插入預鉆混凝土孔洞,并均勻向外擴展纖維絲末端以錨固FRP片材。該方法在一定設計條件下可使FRP拉伸強度利用率超60%。上述錨固方法表明可減輕/消除過早剝離失效的風險,但其加固效果極大地依賴于施工程度和細節。因此,文獻[12]提出表面開槽法(groove reinforcement,GR),對混凝土結構表面開槽,填充底層樹脂,并用浸漬樹脂將FRP條帶直接黏附到凹槽表面。該方法加固RC梁抗彎試驗表明,GR技術可以有效地抑制FRP條帶的脫黏,提高FRP與混凝土界面的加固效率。較常規EBR加固,GR加固后抗彎強度提高80%[13]。為了推動GR技術的應用,開展了不同矩形溝槽尺寸試件單剪試驗研究,發現溝槽尺寸對界面黏結強度有較大影響[14]。上述研究表明,GR可以較好地改善FRP-混凝土界面黏結強度,同時,矩形開槽方法操作簡單、快速。隨著研究的深入,發現黏結界面開槽的形狀、尺寸嚴重影響黏結界面失效模式和整體工作性能,而開展溝槽形狀、尺寸作用機制和界面黏結強度影響因素研究,對建立開槽相關設計理論十分必要。

通過表面開槽法CFRP-混凝土單剪試驗,重點研究了失效模式、斷裂能、平均剪應力等指標,剖析了槽寬深比和不同溝槽形狀具體的作用機制,并提出了表面開槽黏結界面抗剪設計方法。

1 試 驗

1.1 試件設計

研究表明[15],單搭接拉伸剪切試驗可較合理地模擬實際CFRP-混凝土界面黏結特性,因此,采用該方法進行界面抗剪性能試驗。共設計3組試驗,其中,EBR組為對照組,GR組以槽寬深比為變量,GT組以溝槽形狀為變量[16],每個試件編號均有3個平行試件。CFRP-混凝土單剪試件尺寸為300 mm×100 mm×100 mm,CFRP布總長350 mm,寬50 mm,并設置30 mm非黏結區,防止加載端出現應力集中導致端部混凝土拉裂[17]。此外,在加載端兩側粘貼50 mm×50 mm同源片材進行保護,以增強試驗機與CFRP布之間的摩擦力,試驗詳細設計見圖2。

圖2 單剪試件尺寸

1.2 試件制作

試件制作過程如圖3所示,具體流程如下:1)按照設計尺寸制作溝槽模板,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)待標準養護28 d后拆除模板,使用研磨機對基體表面進行粗糙度處理,如圖3(c)所示;4)使用無水乙醇擦拭基體表面和溝槽內表面,隨后用鼓風機加速酒精揮發并吹去剩下的少量灰塵,如圖3(d)、(e)所示;5)在溝槽內和基體表面使用CH-4A微細縫灌縫膠,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 試件制作過程

1.3 材料性能

混凝土設計強度等級為C40,為保證材料強度的穩定性,制作過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微機控制電液伺服壓力試驗機進行混凝土抗壓強度和彈性模量測定,參考文獻[18],加載速率控制為0.04 MPa/s,實測立方體試塊標準養護28 d后的平均抗壓強度為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,標準材性試樣選擇100 kN電子萬能試驗機,參考文獻[19],加載速率控制為2 mm/min。環氧樹脂黏結劑為CH-4A型微細縫灌縫膠和CH-1A型浸漬膠,質量配合比分別為10∶4、10∶5,標準材性試樣選擇30 kN電子萬能試驗機,參考文獻[19],加載速率控制為2 mm/min,實測黏結劑標準試件平均彈性模量分別為1.53和2.45 GPa。各材料性能指標見表2。

表2 材料性能指標

1.4 測點布置及試驗方法

CFRP布應變片布置如圖4所示。采用無水乙醇清潔試件表面的CFRP布,完成后間隔24 mm粘貼9個應變片。通過JM3813靜態應變采集箱對應變值進行采集。

圖4 單剪試件應變片粘貼示意

采用100 kN的電子萬能試驗機進行單剪試驗測試,采用位移加載,加載速率控制為2 mm/min,直至試件破壞。采用自主設計的FRP單剪試驗穩定裝置,如圖5所示,上下兩層通過調整螺栓實現對混凝土試樣的穩定,再通過紅外激光水平尺對鋼板水平度進行微調,保證加載過程中CFRP布垂直狀態。

2 試驗現象與結果分析

2.1 試驗現象與失效模式

對于EBR組試件,加載初期,荷載增加緩慢,當達到極限荷載時出現剝離聲響,此后荷載保持穩定,剝離沿粘貼區向遠端傳遞。有效黏結長度定義為傳遞大部分黏結應力并獲得最大承載能力的長度,當黏結長度小于有效黏結長度時,CFRP布迅速剝離混凝土基體,加載結束。而對于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。當達到95%極限荷載時,出現纖維絲斷裂的聲響。當達到極限荷載時,纖維迅速斷裂,加載結束。

各試件的失效模式如圖6所示,可以看出,對于EBR組試件,發生了圖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(見圖6(a))。而對于GR和GT組試件,失效模式轉變為圖1中的Ⅵ類斷裂,CFRP布前端出現拉伸斷裂,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))。這是因為粘貼CFRP布時,纖維絲在基體中呈現扭曲排布,單剪時部分扭曲位置處纖維布受力不均勻,首先出現抽絲而斷裂[20]。

圖6 試件破壞形態

表3為各組單剪試驗結果,可以看出,GR和GT組試件極限承載力較EBR組試驗分別提升了146.6%～158.3%,這歸因于GR和GT組試件粘貼區域下方保護層范圍內環氧樹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程中存在一定缺陷。

表3 單剪試驗結果

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,由于試驗機采集的位移存在較大誤差,需剔除黏結區前端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)

進一步改寫成數值積分形式

(2)

式中:si為i點滑移量,Δx為相鄰應變片中心距離,εi為i點應變片的應變值,ε0為距離加載端最遠處應變值。

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-位移曲線可簡化為3個階段: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,主要由加載前端3個應變片區域受力,如圖8(a)所示;2)AB軟化階段,位移繼續增加,荷載增加速度減慢,應變向遠端傳遞,直至達到有效黏結長度;3)BC剝離階段,此階段荷載不再繼續上升,達到界面極限承載力,界面剝離長度不斷增加,最終發生剝離破壞。

圖8 CFRP布應變分布圖

2.2.2 兩階段曲線

GR、GT組試件荷載-位移曲線較為相近,可簡化為兩個階段: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,主要由加載前端兩個應變片區域受力,如圖8(b)、(c)所示;2)DE軟化階段,位移繼續增加,荷載增加速度減慢,應變向遠端傳遞,最終發生CFRP布斷裂失效,與有效黏結長度無關。

2.3 黏結-滑移曲線

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

圖9 FRP微段受力圖

根據受力平衡原理,可得微分段的力平衡方程為

σfbftf+τxbfdx=(σf+dσf)bftf

(3)

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

將σf=Efεf代入式(3)化簡得

(4)

通過差分原理得到CFRP布i點平均剪應力為

(5)

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

圖10為不同試件CFRP-混凝土界面端部黏結應力-滑移曲線,可以看出,EBR組試件和GR、GT組試件黏結-滑移曲線具有明顯的區別。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,原因是開槽試件的抗剪性能還未充分發揮,均表現為CFRP布拉伸斷裂失效,無法獲取其端部完整的黏結-滑移曲線。較EBR組試件最大剪應力所對應的滑移量,GR和GT組試件的滑移量更大,這歸因于表面開槽法增強了界面黏結強度,抑制了CFRP布的脫黏,CFRP布的應變為其極限應變的70.7%～90.6%,較EBR試件有明顯提升。

圖10 黏結應力-滑移曲線

為量化黏結界面的剪切能力,引入界面斷裂能Gf,即黏結-滑移曲線與坐標軸包絡面積。圖11為不同類型試件的界面斷裂能,柱狀圖中的數字代表GR、GT組試件界面斷裂能相對于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 溝槽平均剪應力(τm)影響因素

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

圖12 不同影響因素對溝槽平均剪應力的影響

2.4.1 溝槽寬深比

圖12(a)為不同溝槽寬深比對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,溝槽內環氧樹脂的體積明顯增大,使得粘貼區域下方保護層范圍內αv變大,環氧樹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抱合的咬合力增強,將剪應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提高τm有限,存在最優值。當溝槽寬深比由0.5變為1.0,τm提升了8.93%,而當溝槽寬深比由1.0變為1.5,τm僅提升3.31%,因此,本文的研究表明最優槽寬深比為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相同,即倒梯形溝槽試件具有更大的交互層體積,相互交錯抱合的咬合力更強。

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,分析發現在外力F作用下,溝槽內環氧樹脂會形成斜壓桿[21]使得表面環氧樹脂剪切變形產生的剪切力τf傳遞至深層混凝土中,形成剪切力τm,在傳遞力的過程中會形成斜向外的剪切力τ2,使得黏結界面產生向外剝離力fb。對于倒梯形和矩形溝槽,其溝槽夾角α為鈍角和直角,無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。而對于正梯形溝槽,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,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 表面開槽黏結界面抗剪設計方法

3.1 基本假設

在抗剪設計前,作以下基本假設:1)黏結界面僅承受縱向水平剪切力,不承受面外正應力;2)CFRP和混凝土基體的力學行為為線彈性;3)CFRP布承受的正應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域下方保護層范圍溝槽內環氧樹脂膠體承擔。

3.2 抗剪設計方法

采用表面開槽法進行加固時,應先按照文獻[22]設計開槽加固粘貼區寬度bf和長度l,同時,為保證GR界面具有足夠的抗剪能力,需確定溝槽內環氧樹脂膠體應滿足的最小膠體積占比αvmin。

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

單剪試件失效時極限承載力Fmax與粘貼表面平均剪應力τf表示為

Fmax=bflτf

(6)

式中bf和l分別為粘貼區寬度和長度。

而界面斷裂能Gf與其所對應的溝槽平均剪應力τm表示為

Gf=smaxτm

(7)

式中smax為黏結-滑移曲線最大滑移值。

引入咬合力系數β,則粘貼表面平均剪應力τf與溝槽平均剪應力τm表示為

τm=βτf

(8)

聯立式(6)～(8)得

(9)

將2.2和2.3節相關試驗結果代入式(9),可得不同溝槽形式試件溝槽內環氧樹脂和混凝土間的咬合力系數,見表4。

表4 咬合力系數

對上述咬合力系數取平均值得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力τm不小于按βa所求得的剪應力,即

τm≥βaτf

(10)

采用式(10)確定αvmin,還需建立αv與τm間的關系?；谇拔臋C制分析,采用非線性回歸方法擬合τm與αv的關系式,如圖15所示。

圖15 τm與αv擬合曲線

擬合后具體表達式為

τm=6.682-2.106e-8.569αv

(11)

可以看出,τm與αv呈指數性相關,擬合度較好,該式可用于后續表面開槽黏結界面抗剪設計中。

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

(12)

進一步簡化得

(13)

式中:σf和tf分別為實際應用FRP的抗拉強度和厚度,bf和l分別為實際應用加固粘貼區寬度和長度。

針對表面開槽黏結界面抗剪設計,同時考慮混凝土保護層厚度的要求,建議溝槽長度和深度分別取為l和5 mm,寬度不宜小于2.5 mm;由于溝槽方向對界面抗剪性能沒有顯著影響[23],既可以順纖維布方向也可以垂直于纖維布方向開設槽口;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[24]。同時,為便于切割,正梯形溝槽槽口寬度不宜小于10 mm;溝槽應盡可能均勻分于粘貼區。

4 結 論

1)GR和GT組試件的失效模式由EBR組試件Ⅱ類剝離破壞轉變為Ⅵ類斷裂破壞,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-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力成正相關,且存在最優值;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%,溝槽平均剪應力卻分別提升了10.1%、11.8%,在αv相對較小的情況下提升溝槽平均剪應力。

4)在實際界面抗剪設計中,為抑制界面剝離失效,更好地發揮FRP的材料性能,建議開設溝槽大小應滿足本文提出的最小膠體積占比。

綜上,本文研究的表面開槽加固法較未開槽加固法具有明顯的優勢,可以有效抑制黏結界面剝離,充分發揮CFRP布的高強抗拉性能,且正梯形溝槽可以顯著提升界面抗剪性能,后續可依據本文初步提出的黏結界面抗剪設計方法進一步開展相關試驗研究。