蘇偉強(qiáng) 李 婷 朱 虹 王 強(qiáng) 胡修秀

(東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)

纖維增強(qiáng)復(fù)合材料筋(簡稱復(fù)材筋)嵌入式加固法常用于提高既有鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的抗彎及抗剪性能[1-5].加固后的構(gòu)件在受力過程中主要包括彎曲破壞、剪切破壞以及復(fù)材筋的剝離破壞.其中,剝離破壞是嵌筋位置混凝土保護(hù)層與構(gòu)件之間、復(fù)材筋與混凝土保護(hù)層之間或復(fù)材筋與槽道黏結(jié)劑之間發(fā)生的界面破壞,其發(fā)生的原因是嵌筋處具有較高的局部黏結(jié)剪應(yīng)力或剝離正應(yīng)力,同時(shí)復(fù)材筋自身的錨固性能較差.剝離破壞過早發(fā)生時(shí),構(gòu)件非正常破壞,材料強(qiáng)度不能充分發(fā)揮[6-7].

針對上述嵌入式加固構(gòu)件中復(fù)材筋存在的剝離問題,國內(nèi)外學(xué)者提出了一些解決方案.Sharaky等[8-9]通過設(shè)置短槽和鋼壓條的方式提高構(gòu)件界面黏結(jié)承載力,但承載力的提升效果僅為8%;王勃等[10]提出了設(shè)置粘貼鋼板的方法來阻止剝離破壞的提前發(fā)生,經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證,該方法可使嵌入式加固梁的剝離荷載提高18.9%.本課題組提出在復(fù)材筋表面設(shè)置附加肋的增強(qiáng)錨固方法來提高復(fù)材筋的錨固性能[11],試驗(yàn)結(jié)果表明,復(fù)材筋與附加肋界面抗剪性能相比于埋入式復(fù)材筋與新澆混凝土界面抗剪性能有明顯提升,提升幅度可達(dá)90%以上,但對其用于嵌入式復(fù)材筋的效果尚未開展試驗(yàn)研究.

為進(jìn)一步提高嵌入式加固法中復(fù)材筋的錨固性能,本文提出并研究了結(jié)構(gòu)構(gòu)件錨固區(qū)范圍內(nèi)聯(lián)合運(yùn)用外覆鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層和復(fù)材筋設(shè)置附加肋的增強(qiáng)錨固方法.附加肋采用快速擠壓法錨固于復(fù)材筋表面,外覆鋼絲網(wǎng)砂漿層僅替代構(gòu)件兩端局部區(qū)域內(nèi)常規(guī)砂漿防護(hù)層,因此該聯(lián)合增強(qiáng)方法對工期及造價(jià)的影響很小,有利于工程推廣應(yīng)用.

采用直接拉拔試驗(yàn)(DP),對比分析了外覆鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層厚度、復(fù)材筋附加肋數(shù)量、槽道黏結(jié)劑材料類型、復(fù)材筋種類等主要參數(shù)對嵌入式復(fù)材筋極限拉拔力和滑移的影響,并探討了聯(lián)合采用外覆鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層與附加肋2種增強(qiáng)錨固方法對復(fù)材筋錨固性能的綜合提高效果.

1 試驗(yàn)方案

本文共開展了20個(gè)試件的試驗(yàn)研究.試件尺寸均為120 mm×150 mm×370 mm,其加載端混凝土留有長度為30 mm的缺口,以消除加載端混凝土受壓對試驗(yàn)結(jié)果的影響.試件表面槽道截面尺寸為20 mm×20 mm.鋁合金管附加肋采用快速擠壓法錨固于復(fù)材筋表面[11],其擠壓前的外徑、壁厚和長度分別為20,4,20 mm.此外,試件中配置縱筋和箍筋以模擬實(shí)際鋼筋混凝土構(gòu)件.試件具體尺寸、配筋、鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層設(shè)計(jì)及附加肋布置如圖1所示.

(a) 無鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層試件

(b) 有鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層試件

(c) 復(fù)材筋附加肋布置

試件的混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度為 C30,立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測值為48.22 MPa(成型后70 d數(shù)據(jù)).附加肋用材為6061-T6鋁合金,其極限抗拉強(qiáng)度為298 MPa,彈性模量為69 GPa,延伸率9%,泊松比為0.33,布氏硬度90 HB.復(fù)材筋共有碳纖維復(fù)材筋(CFRP bars)和玄武巖纖維復(fù)材筋(BFRP bars)2種,幾何尺寸和力學(xué)性能列于表1.外覆鋼絲網(wǎng)為絲徑1.8 mm、網(wǎng)格20 mm×20 mm的軋花鋼絲網(wǎng).試驗(yàn)中使用的2種槽道黏結(jié)劑為有機(jī)類的環(huán)氧植筋膠和無機(jī)類的聚合物砂漿,其力學(xué)性能見表2.

表1 復(fù)材筋的幾何尺寸和力學(xué)性能

表2 槽道黏結(jié)劑的力學(xué)性能

注：ER型號(hào)為RE500(喜利得產(chǎn)品);CM型號(hào)為HPM-S(固特邦產(chǎn)品).

試件詳細(xì)參數(shù)如表3所示.試件編號(hào)中字母和數(shù)字的含義依次為：試驗(yàn)方法、復(fù)材筋種類和直徑、黏結(jié)劑類型、錨固長度、附加肋數(shù)量及鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層厚度.其中,錨固長度用筋材直徑d的倍數(shù)來表示.試驗(yàn)采用如圖2所示的加載裝置進(jìn)行直接拉拔試驗(yàn),荷載通過穿心式千斤頂手動(dòng)加載.正式加載前先對試件進(jìn)行預(yù)加載以使加載裝置各連接部位預(yù)緊,然后按照0.5 kN/s的速率進(jìn)行加載.加載過程中始終注意觀察構(gòu)件的變化,臨近破壞時(shí),降低荷載施加的速率,直至構(gòu)件發(fā)生破壞,試驗(yàn)結(jié)果如表4所示.

圖2 加載裝置示意圖

序號(hào)試件編號(hào)復(fù)材筋種類直徑/mm黏結(jié)劑類型錨固長度附加肋數(shù)量鋼絲網(wǎng)砂漿保護(hù)層符號(hào)厚度/mmDP-1DP-B10-ER-16-0BFRP10植筋膠16d0DP-2DP-B10-ER-24-0BFRP10植筋膠24d0DP-3DP-B10-ER-16-3BFRP10植筋膠16d3DP-4DP-B10-ER-24-4BFRP10植筋膠24d4DP-5DP-B10-ER-16-0-MBFRP10植筋膠16d0M30DP-6DP-B10-ER-24-0-MBFRP10植筋膠24d0M30DP-7DP-B10-ER-16-3-MBFRP10植筋膠16d3M30DP-8DP-B10-ER-24-4-MBFRP10植筋膠24d4M30DP-9DP-B10-ER-24-4-SBFRP10植筋膠24d4S20DP-10DP-B10-ER-24-4-LBFRP10植筋膠24d4L40DP-11DP-C10-ER-24-0CFRP10植筋膠24d0DP-12DP-C10-ER-24-4CFRP10植筋膠24d4DP-13DP-C10-ER-24-0-MCFRP10植筋膠24d0M30DP-14DP-C10-ER-24-4-MCFRP10植筋膠24d4M30DP-15DP-C10-CM-24-0CFRP10砂漿24d0DP-16DP-C10-CM-24-4CFRP10砂漿24d4DP-17DP-C10-CM-24-0-MCFRP10砂漿24d0M30DP-18DP-C10-CM-24-4-MCFRP10砂漿24d4M30DP-19DP-C10-CM-24-4-SCFRP10砂漿24d4S20DP-20DP-C10-CM-24-4-LCFRP10砂漿24d4L40

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

2.1.1 無附加肋和鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層試件

黏結(jié)劑為植筋膠的試件主要發(fā)生膠條劈裂破壞和混凝土保護(hù)層剝離破壞(DP-1, DP-2, DP-11),如圖3所示.在高應(yīng)力狀態(tài)下,膠層劈裂裂紋首先在加載端出現(xiàn),隨后向自由端發(fā)展,同時(shí)混凝土在加載過程中也出現(xiàn)了裂紋,最后膠層發(fā)生劈裂破壞,混凝土保護(hù)層也開裂剝離.

(a) 試件DP-1

(c) 試件DP-11

同樣是無附加肋、無鋼絲砂漿防護(hù)層,但黏結(jié)劑為砂漿的試件主要發(fā)生砂漿條劈裂和槽道界面黏結(jié)破壞(DP-15),這是因?yàn)樯皾{材料本身具有脆性性質(zhì),復(fù)材筋與砂漿的黏結(jié)強(qiáng)度與復(fù)材筋和植筋膠的黏結(jié)強(qiáng)度相比較小.試件破壞時(shí)整體應(yīng)力水平較低,因此,混凝土部分仍然保持著較為完好的狀態(tài),試件的破壞主要集中在砂漿條與槽道界面上.

2.1.2 無附加肋、有鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層試件

當(dāng)試件未采用附加肋,僅采用鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層這種錨固方法時(shí)(DP-13,DP-17,DP-5,DP-6),試件發(fā)生膠條(砂漿條)和鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層共同劈裂破壞.試件加載時(shí),劈裂裂紋從膠條(砂漿條)開始出現(xiàn),逐漸擴(kuò)展到外覆鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層.最初防護(hù)層裂紋出現(xiàn)于加載端,隨著荷載的增加逐漸向自由端擴(kuò)展,而后貫穿整個(gè)防護(hù)層.最終,膠條和鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層均發(fā)生劈裂破壞,復(fù)材筋從膠條中拔出,混凝土加載端出現(xiàn)“八”字形裂縫,見圖4.

表4 各試件直接拉拔試驗(yàn)結(jié)果

注：①*表示由于加載時(shí)出現(xiàn)的少量偏心導(dǎo)致數(shù)據(jù)有偏差的試件.② ES表示膠條劈裂;BR表示筋材斷裂;DC表示混凝土保護(hù)層剝離破壞;MS表示砂漿條劈裂;M/C表示槽道界面黏結(jié)破壞;CS表示鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層縱向劈裂.

(a) 試件DP-13

(b) 試件DP-17

與2.1.1節(jié)中破壞形態(tài)相比,本節(jié)中試件沒有出現(xiàn)復(fù)材筋的剝離破壞與槽道的黏結(jié)破壞,表明鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層的存在為錨固區(qū)域提供了較強(qiáng)的約束作用,使試件的破壞從膠條(砂漿條)、槽道混凝土逐漸轉(zhuǎn)移到鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層,從而令復(fù)材筋、黏結(jié)材料(植筋膠、砂漿)的性能得以充分發(fā)揮,最終顯著提升復(fù)材筋的錨固性能.

2.1.3 有附加肋、無鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層試件

有附加肋、無鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層試件(DP-3,DP-16,DP-4,DP-12)的破壞形態(tài)與2.1.1節(jié)試件的破壞形態(tài)相似.如圖5所示,黏結(jié)劑為植筋膠的試件主要發(fā)生膠條劈裂、混凝土保護(hù)層剝離破壞;黏結(jié)劑為砂漿的試件主要發(fā)生砂漿條劈裂、槽道界面黏結(jié)破壞.但是有附加肋、無鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層的試件破壞程度更大,分析認(rèn)為,附加肋的存在有效地提高了復(fù)材筋的錨固性能,有附加肋的試件的峰值荷載顯著高于無附加肋試件,復(fù)材筋強(qiáng)度發(fā)揮更加充分,因此試件的破壞程度也更大.但附加肋的存在并沒有改變試件的破壞形態(tài),混凝土保護(hù)層的剝離破壞仍然發(fā)生.

(a) 試件DP-3

(b) 試件DP-16

2.1.4 有附加肋和鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層試件

黏結(jié)劑為植筋膠、黏結(jié)長度為24d時(shí),試件發(fā)生筋材的斷裂破壞(DP-8).如圖6所示，復(fù)材筋斷裂位置在第1個(gè)附加肋附近,同時(shí)加載端鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層局部有劈裂裂紋出現(xiàn).附加肋與鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層的聯(lián)合錨固使復(fù)材筋強(qiáng)度得到充分發(fā)揮.

(a) 試件DP-8

(b) 試件DP-7

(c) 試件DP-18

黏結(jié)劑為植筋膠、黏結(jié)長度為16d(DP-7)或黏結(jié)劑為砂漿的試件(DP-18,DP-19,DP-20)破壞形態(tài)與2.1.2節(jié)試件的破壞形態(tài)相似,試件發(fā)生膠條(砂漿條)和鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層共同劈裂破壞,鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層出現(xiàn)縱向的貫穿裂縫,混凝土加載端出現(xiàn)“八”字形裂縫.分析認(rèn)為,雖然試件采用的都是聯(lián)合增強(qiáng)錨固方法,但試件DP-7 因其黏結(jié)長度較小(僅為16d),試件DP-18,DP-19,DP-20因砂漿材料較脆,故而兩者都沒有發(fā)生復(fù)材筋的斷裂破壞.

2.2 荷載-滑移曲線

如圖7所示,試驗(yàn)測得的荷載-滑移曲線基本可以劃分為3段：線性上升段、非線性上升段和下降段.圖中縱坐標(biāo)P表示荷載值,橫坐標(biāo)S表示滑移量.由圖7可看出,采用植筋膠作為黏結(jié)劑的試件,其荷載-滑移曲線表現(xiàn)出明顯的脆性,荷載達(dá)到峰值后構(gòu)件破壞,曲線下降段未能測得完整曲線.而黏結(jié)劑采用砂漿的試件其荷載-滑移曲線達(dá)到峰值后,曲線進(jìn)入平穩(wěn)下降階段,荷載逐漸降低,滑移迅速增大,構(gòu)件整體表現(xiàn)出較好的延性.

不采用任何附加錨固方法時(shí),試件荷載-滑移曲線的斜率與荷載的峰值均處于較低的水平;當(dāng)單獨(dú)使用附加肋錨固方法時(shí),曲線的非線性上升段變長,黏結(jié)剛度退化減慢,荷載峰值有所增大;當(dāng)單獨(dú)使用外覆鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層時(shí),曲線有著比單獨(dú)使用附加肋錨固方法時(shí)更長的非線性上升段、更慢的黏結(jié)剛度退化及更大的荷載峰值,荷載達(dá)到峰值后的降幅更小,試件表現(xiàn)出更好的延性;當(dāng)采用附加肋與鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層的聯(lián)合增強(qiáng)錨固方法時(shí),非線性上升段進(jìn)一步增長,黏結(jié)剛度的退化變得更加緩慢,荷載峰值再次提高,試件延性進(jìn)一步提升.

(a) BFRP筋黏結(jié)長度16d構(gòu)件

(b) BFRP筋黏結(jié)長度24d構(gòu)件

(c) CFRP筋植筋膠構(gòu)件

(d) CFRP筋砂漿構(gòu)件

(e) 不同防護(hù)層厚度的砂漿構(gòu)件

(f) 不同防護(hù)層厚度的植筋膠構(gòu)件

圖7 荷載-滑移曲線

此外,鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層的厚度對不同黏結(jié)劑試件的荷載-滑移曲線有不同的影響.當(dāng)黏結(jié)劑為錨固能力較弱的砂漿時(shí)(見圖7(e)),試件表現(xiàn)為拔出破壞,厚度越大,拔出力越大,防護(hù)層厚度對荷載-滑移曲線峰值、非線性上升段和下降階段的影響顯著.當(dāng)試件防護(hù)層厚度增大到40 mm時(shí),復(fù)材筋峰值荷載有較大的提高,黏結(jié)剛度退化更慢,荷載達(dá)到峰值后的降幅更小,試件表現(xiàn)出更好的延性.當(dāng)黏結(jié)劑為錨固能力較強(qiáng)的植筋膠時(shí)(見圖7(f)),防護(hù)層的增加明顯提高了試件的荷載-滑移曲線的峰值和非線性上升段的斜率.但隨著防護(hù)層厚度的增加,曲線的峰值和非線性上升段的斜率基本保持不變.這主要是因?yàn)樵嚰l(fā)生筋材的拉斷破壞(極限拉拔力受附加肋位置處筋材極限抗拉強(qiáng)度控制),此時(shí)防護(hù)層厚度對結(jié)果的影響未能體現(xiàn).此外,與植筋膠相比,砂漿受力時(shí)產(chǎn)生的微裂紋更容易擴(kuò)展,防護(hù)層厚度越大剛度越大,對內(nèi)部砂漿條的約束越強(qiáng),從而能更好地限制內(nèi)部砂漿的變形和微裂紋的擴(kuò)展,因此,鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層厚度對砂漿黏結(jié)劑的試件的影響更大.

2.3 基于極限拉拔力比較的提升效果分析

各試件中復(fù)材筋極限拉拔力的對比見圖8.其中,基本組是指復(fù)材筋表面未錨固附加肋且試件外表面未設(shè)置鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層的試件.圖8中的試件分為4組,第1組為黏結(jié)長度16d且黏結(jié)劑為植筋膠的BFRP試件,第2組為黏結(jié)長度為24d且黏結(jié)劑為植筋膠的BFRP試件,第3組為黏結(jié)長度為24d且黏結(jié)劑為植筋膠的CFRP試件,第4組為黏結(jié)長度為24d且黏結(jié)劑為砂漿的CFRP試件.

圖8 不同錨固方法的極限拉拔力對比

2.3.1 附加肋對復(fù)材筋錨固性能的提升效果分析

從圖8可看出,黏結(jié)劑為植筋膠、錨固長度為24d的BFRP試件(DP-4)的極限拉拔力提升幅度為5.7%;黏結(jié)劑為植筋膠、錨固長度為24d的CFRP試件(DP-12)的極限拉拔力提升幅度為14.4%;黏結(jié)劑為砂漿、錨固長度為24d的CFRP試件(DP-16)的極限拉拔力提升幅度為40.7%.由此可見,附加肋對復(fù)材筋錨固能力的提升有著良好的效果.此外,附加肋對CFRP錨固性能的提升效果大于BFRP,這是因?yàn)镃FRP筋有著更大的表面剛度與橫向抗剪強(qiáng)度,在受到剪切作用時(shí),帶內(nèi)應(yīng)力的環(huán)狀附加肋能更好地與復(fù)材筋成為整體,延遲筋材滑移的出現(xiàn),從而提高復(fù)材筋的錨固性能.附加肋對以砂漿為黏結(jié)劑的試件的提升幅度大于以植筋膠為黏結(jié)劑的試件,這是因?yàn)閺?fù)材筋與砂漿的黏結(jié)強(qiáng)度低于復(fù)材筋與植筋膠的黏結(jié)強(qiáng)度,附加肋的存在一定程度上改善了砂漿與復(fù)材筋的黏結(jié)性能,大大地提高了復(fù)材筋的錨固性能.

2.3.2 鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層對復(fù)材筋錨固性能的提升效果分析

鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層對復(fù)材筋錨固性能的提升效果顯著.黏結(jié)劑為植筋膠的CFRP試件(DP-13)發(fā)生破壞時(shí)的極限拉拔力相比于基本組提高了52.2%,而黏結(jié)劑為砂漿的試件(DP-17)相比于基本組則提高了69.7%.分析認(rèn)為,鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層剛度較大,當(dāng)其外覆于嵌入式加固構(gòu)件表面后,對整個(gè)黏結(jié)錨固區(qū)起到了良好的約束作用,可有效防止嵌入式加固試件混凝土保護(hù)層剝離破壞的發(fā)生,從而增強(qiáng)復(fù)材筋的錨固性能.

與2.3.1節(jié)附加肋對復(fù)材筋錨固性能的影響比較可看出,鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層增強(qiáng)錨固方法對錨固承載力的貢獻(xiàn)大于附加肋錨固方法.這是因?yàn)樵谇度胧郊庸虡?gòu)件中,端部剝離破壞是限制復(fù)材筋性能發(fā)揮的主要因素.受開槽影響,試件原混凝土保護(hù)層對復(fù)材筋提供的外部約束較小,使得筋材在受拔出力作用時(shí)仍易發(fā)生界面剝離破壞,鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層能較好地提高筋材開槽一側(cè)的外部約束能力,減小筋材發(fā)生端部剝離破壞的可能.而當(dāng)單獨(dú)采用附加肋錨固方法時(shí),雖然筋材錨固性能可得到提高,但筋材對外部保護(hù)層的約束需求也隨之增加,而普通混凝土保護(hù)層不能滿足這種需求,這使得附加肋錨固方法的增強(qiáng)效果不能得到充分發(fā)揮.因此,單獨(dú)采用鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層增強(qiáng)錨固方法對錨固承載力的貢獻(xiàn)大于單獨(dú)采用附加肋錨固方法.

2.3.3 聯(lián)合增強(qiáng)錨固方法對復(fù)材筋錨固性能的提升效果

在采用附加肋與鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層聯(lián)合增強(qiáng)錨固方法的情況下,試件DP-14中復(fù)材筋發(fā)生斷裂破壞時(shí),其極限拉拔力相比于基本組提高了74.4%;試件DP-18發(fā)生劈裂破壞時(shí),復(fù)材筋的極限拉拔力提高了114.3%,提升幅度非常顯著.后者的提高效果明顯高于前者,一方面是因?yàn)樯皾{的黏結(jié)性能較差,劈裂強(qiáng)度比植筋膠低,且其微裂紋易于擴(kuò)展,而附加肋可以更有效地改善復(fù)材筋與砂漿的黏結(jié)性能;另一方面是因?yàn)殇摻z網(wǎng)砂漿防護(hù)層與砂漿黏結(jié)劑為同種材料,兩者更易形成統(tǒng)一的整體,從而有利于應(yīng)力的傳遞.

比較不同錨固長度試件的試驗(yàn)結(jié)果可以看出,在無附加肋且無鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層時(shí),錨固長度為24d的BFRP試件的極限拉拔力比16d時(shí)高41.9%,而采用聯(lián)合增強(qiáng)錨固方法后,該幅度減小為8.6%,復(fù)材筋所需的錨固長度大大減小.

分析認(rèn)為,單獨(dú)使用附加肋的錨固方法可有效減小復(fù)材筋拔出破壞的可能性,提高復(fù)材筋的錨固能力,但嵌入式復(fù)材筋外側(cè)約束的不足會(huì)在一定程度上限制其錨固效果的提升;單獨(dú)使用外覆鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層的錨固方法可改變試件的破壞模式,有效地避免剝離破壞的發(fā)生,但這種錨固方法對防止發(fā)生拔出破壞的作用有限.因此,同時(shí)采用外覆鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層和附加肋的錨固方法,充分利用兩者優(yōu)勢,可進(jìn)一步提升復(fù)材筋的錨固性能.

3 結(jié)論

1) 附加肋及鋼絲網(wǎng)砂漿層這2種錨固方法均可以有效地提高復(fù)材筋的錨固性能.附加肋能更好地與復(fù)材筋成為整體,延遲筋材滑移的出現(xiàn).鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層能夠?qū)η度胧郊庸虡?gòu)件端部的復(fù)材筋起到良好的側(cè)向約束,可有效防止嵌入式加固復(fù)材筋端部剝離破壞的發(fā)生.鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層增強(qiáng)錨固方法對錨固承載力的貢獻(xiàn)大于附加肋增強(qiáng)錨固方法.

2) 附加肋與鋼絲網(wǎng)砂漿層聯(lián)合增強(qiáng)錨固的方法可顯著提升嵌入式復(fù)材筋的錨固性能,且對表面剛度和橫向抗剪強(qiáng)度較高的CFRP試件的錨固承載力提升效果高于BFRP試件,對砂漿黏結(jié)劑試件的錨固承載力的提升效果大于植筋膠黏結(jié)劑的試件.聯(lián)合增強(qiáng)錨固方法能顯著改善試件延性性能.

3) 黏結(jié)劑為植筋膠時(shí),由于筋材發(fā)生斷裂破壞,鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層厚度對復(fù)材筋錨固性能的提升效果未能體現(xiàn);但黏結(jié)劑為砂漿時(shí),鋼絲網(wǎng)砂漿防護(hù)層的厚度越大,其增強(qiáng)效果越顯著.