SWR?PM加固層與混凝土界面黏結(jié)性能試驗研究

柳戰(zhàn)強，郭子雄，2，*，葉 勇，2

（1.華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021；2.華僑大學(xué)福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)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(shù)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(jié)構(gòu)等加固領(lǐng)域受到關(guān)注與應(yīng)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(gòu)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(shù)更加廣泛的應(yīng)用［1-5］.

加固層與混凝土間的黏結(jié)性能決定了加固構(gòu)件的破壞形態(tài)和加固效果.為研究加固構(gòu)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(jié)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(jié)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(jié)-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(jié)性能，但限于研究方法和量測手段的不足，常采用數(shù)據(jù)擬合的方法來確定加固層的有效黏結(jié)長度和界面剝離承載力，從而導(dǎo)致其物理意義不明確且未形成統(tǒng)一的計算式.另外，關(guān)于加固層界面剝離破壞機理和黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)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(jié)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(jié)長度及加載端受壓高度對界面黏結(jié)性能的影響，并在此基礎(chǔ)上進一步建立了加固層黏結(jié)長度與界面剝離承載力的關(guān)系計算式.

1 試驗

1.1 試件設(shè)計及參數(shù)

本試驗通過拉拔砂漿加固層中的鋼絲繩（SWR），達(dá)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(gòu)件界面的復(fù)雜應(yīng)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(jié)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(yīng)的混凝土自由邊長度hc（0、20、40 mm）.

試件尺寸、構(gòu)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(diào)整，在靠近試件加載端處的混凝土塊設(shè)置了40 mm的非黏結(jié)段；鍍鋅鋼絲繩的結(jié)構(gòu)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.

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(jié)長度為80 mm；3S8表示加固層內(nèi)埋置3根鋼絲繩，埋深長度為80 mm，與加固層黏結(jié)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.

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

試件參數(shù)及試驗結(jié)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(zhì)量15%加水拌制而成）.混凝土和聚合物砂漿的力學(xué)性能見表2.

表1 試件參數(shù)及試驗結(jié)果Table 1 Par ameter s and test r esults of specimens

表2 混凝土和聚合物砂漿的力學(xué)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(yù)處理，隨后在模板內(nèi)穿拉鋼絲繩呈張緊狀態(tài)，并將其臨時錨固在模板兩側(cè)（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(nèi)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(nèi)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(diào)加載，加載裝置及量測方法如圖3所示.試驗時應(yīng)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(diào)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(nèi)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.

式中：P為破壞荷載，k N；A為加固層黏結(jié)面積，mm2.

2 結(jié)果與分析

將試件的名義剪應(yīng)力（τˉ）定義為黏結(jié)長度內(nèi)黏結(jié)應(yīng)力的平均值，其計算式為：

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.

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(cè)，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(jié)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(dāng)加固層黏結(jié)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(dāng)黏結(jié)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(dāng)剩余黏結(jié)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(rèn)為，外荷載作用下混凝土塊全截面受壓時，黏結(jié)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(yīng)力超過界面黏結(jié)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(dān)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.

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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(jié)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(nèi)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(nèi)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(jié)長度為160、240 mm的試件中.分析認(rèn)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(yīng)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(yīng)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(nèi)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).

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

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(guān)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(yīng)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(yīng)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(jié)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(dāng)剩余黏結(jié)面積小于有效黏結(jié)面積時，加固層瞬間剝離，整體脫落，此時荷載達(dá)到最大，該階段加固層的自由端未發(fā)生滑移；當(dāng)荷載達(dá)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(jié)性能的影響

3.1 黏結(jié)長度

圖6為C6組試件的剝離承載力（Pu，exp）、名義剪應(yīng)力（τˉu，exp）與加固層黏結(jié)長度（Lpm）的關(guān)系曲線.由圖6可見，隨著黏結(jié)長度的增加，C6組試件的Pu，exp先增加后趨于穩(wěn)定，τˉu，exp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(jié)面積不斷減少.需要說明的是，計算名義剪應(yīng)力時，黏結(jié)面積（A）是保持不變的，當(dāng)Lpm超過某一特殊黏結(jié)長度后，Pu，exp將不再增加，該特殊黏結(jié)長度即為有效黏結(jié)長度（Le）.

圖6 C6組試件的剝離承載力、名義剪應(yīng)力與加固層黏結(jié)長度的關(guān)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(yīng)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(dān)，隨著P的增加，界面剪應(yīng)力（τ）不斷增大，受力范圍也不斷延伸，當(dāng)P達(dá)到最大值時，該受力范圍達(dá)到最長（即有效黏結(jié)長度），此時超過該范圍的界面不承擔(dān)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(jié)長度范圍內(nèi)的剩余界面承擔(dān)；隨后，此過程不斷重復(fù)著向自由端發(fā)展，當(dāng)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(yīng)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(jié)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(guān)系曲線.

圖8 試件剝離承載力與的關(guān)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(guān)系.混凝土加載端受壓高度對纖維增強復(fù)合材料（FRP）界面黏結(jié)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(jié)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(rèn)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(yīng)力需求也降低，破壞面由界面轉(zhuǎn)向混凝土內(nèi)部，破壞形態(tài)由界面剝離破壞轉(zhuǎn)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(yīng)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(guān)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(guān)系Fig.9 Relationship between failure load and free edge length of specimen

4 有效黏結(jié)長度及剝離承載力的確定

4.1 有效黏結(jié)長度

加固層有效黏結(jié)長度（Le）的確定是界面剝離破壞機理和界面黏結(jié)強度研究的重要課題，該問題在FRP加固領(lǐng)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(jù)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(jù)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(jié)長度的確定Fig.10 Determination of effective bonding length of strengthening layer

4.2 剝離承載力

考慮加固層黏結(jié)長度和混凝土強度影響，建立界面剝離承載力及界面剪應(yīng)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(jié)寬度及黏結(jié)長度影響系數(shù)，由于加固層與混凝土試塊等寬、bc分別為加固層的黏結(jié)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(yīng)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(jié)長度的增加，名義剪應(yīng)力計算值先增加后降低，說明當(dāng)加固層黏結(jié)長度超過有效黏結(jié)長度后，增大黏結(jié)長度并不能有效提高界面剝離承載力和界面剪應(yīng)力.

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

5 結(jié)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(jié)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(yīng)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(jié)長度，通過數(shù)據(jù)擬合和理論計算，可確定有效黏結(jié)長度.當(dāng)加固層與混凝土塊等寬時，C6組試件的有效黏結(jié)長度為240 mm.

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