<bold>SWR-PM</bold>加固层与混凝土界面黏结性能试验研究

柳战强，郭子雄，叶勇; LIU Zhanqiang; GUO Zixiong; YE Yong

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SWR‑PM加固层与混凝土界面黏结性能试验研究 PDF

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柳战强 ¹
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郭子雄 ^1,2
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叶勇 ^1,2

1. 华侨大学土木工程学院，福建厦门 361021； 2. 华侨大学福建省结构工程与防灾重点实验室，福建厦门 361021

中图分类号： TU375.4

最近更新：2022-09-01

DOI：10.3969/j.issn.1007-9629.2022.08.005

摘要

进行了钢丝绳-聚合物砂浆（SWR‑PM）加固层与混凝土的单面剪切试验，研究了混凝土强度、加固层黏结长度和加载端受压高度对试件破坏形态及剥离承载力的影响规律.结果表明：试件的破坏形态包括界面剥离破坏、混凝土拉剪破坏及混合破坏；界面剥离承载力随着黏结长度的增加而增长，直至黏结长度超过有效黏结长度后，剥离承载力才趋于稳定；试件的破坏荷载随着混凝土强度的增大而提高.建立了加固层黏结长度与界面剥离承载力的关系计算式，计算结果与试验结果吻合良好.

关键词

加固; 聚合物砂浆; 有效黏结长度; 剥离承载力; 黏结强度

钢丝绳-聚合物砂浆（SWR‑PM）面层加固技术具有防火、耐久性良好、成本低廉等特点，已在桥梁工程、建筑结构等加固领域受到关注与应用.研究表明，SWR‑PM的抗弯加固性能能够有效提高加固梁的承载力和刚度，但加固后构件的延性有所降低，且加固率较高时易发生剥离破坏，因此限制了该加固技术更加广泛的应用^［

1‑5］.

加固层与混凝土间的黏结性能决定了加固构件的破坏形态和加固效果.为研究加固构件的剥离破坏机理，研究人员常采用搭接接头形式的剪切试验方法进行加固层与混凝土的界面性能研究.黄华等^［

6］通过加固层与混凝土的双面剪切试验，发现加固层存在有效黏结长度.Ascione等^{［参考文献 7

百度学术}7］通过拟合和理论计算，得到加固层与混凝土界面的有效黏结长度.Sneed等^{［参考文献 8

百度学术}8］分析了钢纤维增强胶凝材料与混凝土界面的黏结-滑移曲线和界面剥离破坏特征.上述工作初步研究了加固层与混凝土界面的黏结性能，但限于研究方法和量测手段的不足，常采用数据拟合的方法来确定加固层的有效黏结长度和界面剥离承载力，从而导致其物理意义不明确且未形成统一的计算式.另外，关于加固层界面剥离破坏机理和黏结-滑移本构关系模型的研究也鲜有报道.

为研究SWR‑PM加固层与混凝土界面的黏结性能，本文进行了搭接接头形式的单面剪切试验，分析了混凝土强度、加固层黏结长度及加载端受压高度对界面黏结性能的影响，并在此基础上进一步建立了加固层黏结长度与界面剥离承载力的关系计算式.

1 试验

1.1 试件设计及参数

本试验通过拉拔砂浆加固层中的钢丝绳（SWR），达到加固层与混凝土间发生剪切破坏效果，近似模拟加固构件界面的复杂应力状态及界面剥离破坏过程^［

6， 9］，来研究加固层与混凝土界面的剥离破坏机理.

试件主要参数包括：混凝土强度（C20、C50、C60）、加固层黏结长度L_pm（80、160、200、240、400 mm）、加载端受压高度h_b（200、180、160 mm），以及与h_b相对应的混凝土自由边长度h_c（0、20、40 mm）.

试件尺寸、构造及编号含义如图1所示.由图1（a）可见：试件主要由聚合物砂浆加固层、混凝土块及钢丝绳组成；混凝土块的横截面尺寸为200 mm×200 mm，聚合物砂浆加固层厚度为50 mm，宽度为200 mm；加载端受压高度h_b可通过支座高度进行调整，在靠近试件加载端处的混凝土块设置了40 mm的非黏结段；镀锌钢丝绳的结构形式为6×19+IWS（6股19丝，金属股芯右交互捻钢丝绳），其破坏力为42.20 MPa，将3根直径8 mm的镀锌钢丝绳埋置在聚合物砂浆加固层的中部，其合力点距砂浆层表面25 mm.

图1 试件尺寸、构造及编号含义

Fig.1 Dimension， structure and number meaning of specimen

试件编号采用A‑B‑C‑D‑E形式，见图1（b）.编号含义举例说明如下：C6‑I8‑3S8‑16H‑2中的C6表示试件的组别为C6，混凝土强度等级为C60；I8表示加固层的黏结长度为80 mm；3S8表示加固层内埋置3根钢丝绳，埋深长度为80 mm，与加固层黏结长度相同；16H表示混凝土加载端受压高度为160 mm；2表示具有相同参数的第2个试件；无E编号表示具有该参数的试件只有1个.

试件参数及试验结果汇总见表1.试验采用自配单组聚合物砂浆（按砂浆粉料质量15%加水拌制而成）.混凝土和聚合物砂浆的力学性能见表2.

表1 试件参数及试验结果

Table 1 Parameters and test results of specimens

Group	Specimen No.	f $_{c}^{'}$ /MPa	L_pm/mm	h_b/mm	P_u,exp/kN	$\bar{τ}$ _{u, exp}/MPa	P_u,cal/kN	$\bar{τ}$ _{u, cal}/MPa	P_u,exp/P_u,cal	Failure model
C6	C6‑I8‑3S8‑20H‑1	45.7	80	200	21.2	1.33	20.2	1.26	1.10	DBI
	C6‑I8‑3S8‑20H‑2	45.7	80	200	24.5	1.53	20.2	1.26	1.22	DBI
	C6‑I16‑3S16‑20H	45.7	160	200	50.0	1.56	54.1	1.69	0.93	DBI
	C6‑I20‑3S20‑20H	45.7	200	200	69.6	1.74	76.2	1.90	0.91	CPF
	C6‑I24‑3S24‑20H‑1	45.7	240	200	99.3	2.07	101.7	2.12	0.98	DBI
	C6‑I24‑3S24‑20H‑2	45.7	240	200	73.2	1.53	101.7	2.12	0.72	DBI+CPF
	C6‑I40‑3S40‑20H‑1	45.7	400	200	110.2	1.38	101.7	1.27	1.08	DBI+SWB
	C6‑I40‑3S40‑20H‑2	45.7	400	200	100.3	1.25	101.7	1.27	0.99	DBI+SWB
	C6‑I40‑3S40‑20H‑3	45.7	400	200	106.9	1.34	101.7	1.27	1.05	DBI+CPF
	C6‑I8‑3S8‑16H	45.7	80	160	23.3	1.46	20.2	1.26	1.16	DBI
	C6‑I16‑3S16‑18H	45.7	160	180	64.3	2.01	54.1	1.69	1.19	DBI+CPF
	C6‑I16‑3S16‑16H	45.7	160	160	54.2	1.69	54.1	1.69	1.00	CPF
	C6‑I20‑3S20‑18H	45.7	200	180	53.1	1.33	76.2	1.90	0.70	DBI+CPF
	C6‑I20‑3S20‑16H	45.7	200	160	52.4	1.31	76.1	1.90	0.69	DBI+CPF
	C6‑I24‑3S24‑18H	45.7	240	180	73.2	1.53	101.7	2.12	0.72	DBI+CPF
C2	C2‑I8‑3S8‑20H‑1	20.5	80	200	15.0	0.94				DBI
	C2‑I8‑3S8‑20H‑2	20.5	80	200	14.1	0.88				DBI
	C2‑I8‑3S8‑16H	20.5	80	160	16.0	1.00				DBI
C5	C5‑I8‑3S8‑20H‑1	39.9	80	200	18.1	1.13				DBI
	C5‑I8‑3S8‑20H‑2	39.9	80	200	21.0	1.31				DBI
	C5‑I8‑3S8‑16H	39.9	80	160	13.5	0.85				DBI

Note： f $_{c}^{'}$ — Compressive strength of concrete cylinder；P_{u， exp}—Failure load of specimen in test； $\bar{τ}$ _u_，_exp —Nominal shear stress in test；P_{u， cal}—Calculated debonding load； $\bar{τ}$ _{u， cal}— Calculated nominal shear stress；DBI—Debonding failure model；CPF—Concrete tension‑shear failure model；SWB—Steel wire ropes tension failure.

表2 混凝土和聚合物砂浆的力学性能

Table 2 Mechanical properties of concrete and polymer mortar

Material	Grade	f_cu/MPa	f_t/MPa
Concrete	C20	26.0	1.75
	C50	50.6	2.35
	C60	57.8	2.78
Polymer mortar		55.6	2.49

Note： f_cu—Compressive strength ； f_t—Splitting strength.

1.2 试件制作及步骤

所有试件均采用相同的制作工艺，如图2所示.具体施工流程如下：（1）对混凝土块表面进行凿毛处理，并测量其表面粗糙程度（图2（a））；（2）先对钢丝绳加载端进行“成环”、“连接”等预处理，随后在模板内穿拉钢丝绳呈张紧状态，并将其临时锚固在模板两侧（图2（b））；（3）清理混凝土块表面，涂抹界面剂（组分配比m（组分A）∶m（组分B）∶m（硅灰粉）=2∶1∶1），待界面剂有黏性后，抹压第1层聚合物砂浆（图2（c）、（d））；（4）将带有钢丝绳的模板置于混凝土块上方，在模板内继续分层抹压聚合物砂浆至50 mm厚度，并留置材性试件（图2（e）、（f）），之后将试件置于20 ℃、相对湿度90%以上的实验室内养护28 d.

图2 试件制作工艺

Fig.2 Fabrication process of specimen

1.3 试验加载及量测

试验采用液压伺服作动器进行单调加载，加载装置及量测方法如图3所示.试验时应注意：（1）将钢丝绳与电液伺服作动器保持在同一轴线上，以保证钢丝绳轴心受拉.（2）将上层端板作为支座，通过改变其宽度来调整混凝土块自由边长度h_c；下层钢底板则紧贴试件底面，以防止加载过程中混凝土块自由端抬起，荷载通过4根地锚螺杆传递给地梁.

图3 试验加载装置及量测方法

Fig.3 Test set‑up and measurement

试验全程采用位移控制加载方式，以0.3 mm/min的速率匀速加载.试验过程中量测内容包括：荷载值、钢丝绳加载端滑移值及加固层加载端相对于混凝土块的滑移值.

将试件的名义剪应力（ $\bar{τ}$ ）定义为黏结长度内黏结应力的平均值，其计算式为：

\bar{τ} = P / A

（1）

式中：P为破坏荷载，kN；A为加固层黏结面积，mm².

2 结果与分析

2.1 破坏特征

试件主要有3种典型破坏形式，即界面剥离破坏、混凝土拉剪破坏及混合破坏形式，如图4所示.

图4 试件的典型破坏形式

Fig.4 Typical failure modes of specimen（size：mm）

由图4（a）可见：（1）界面剥离破坏的特征为剥离界面常发生在砂浆层一侧，且界面上粘附着部分混凝土.（2）破坏发生在加载端受压高度为200 mm（混凝土自由边长度为0 mm）的试件中.（3）在加载初期，靠近加载端的加固层沿黏结界面出现1条裂缝；随着荷载的增加，该裂缝不断向加固层自由端发展.（4）当加固层黏结长度较短时，剥离破坏沿着加固层界面瞬间发生.

由图4（b）、（c）可见：当黏结长度较长，如400 mm时，界面裂缝沿界面不断向加固层自由端发展，加固层表面出现横向水平裂缝；当剩余黏结面积的承载力小于外荷载时，界面整体剥离瞬间发生.分析认为，外荷载作用下混凝土块全截面受压时，黏结界面近似处于纯剪切受力状态；随着外荷载的增加，界面剪应力超过界面黏结强度，靠近加载端的界面较早退出工作，随后由剩余界面承担外荷载；此受力过程不断地向自由端延伸，界面剥离过程也不断向加固层自由端发展.

由图4（d）可见：（1）混凝土拉剪破坏的主要特征是混凝土发生拉剪破坏，而加固层与混凝土黏结完好.（2）破坏前混凝土无明显开裂，加固界面未出现剥离；随着荷载逐渐增加，接近最大值时，试件破坏瞬间发生.（3）试件破坏发生在混凝土内部，破坏面从加固层自由端延伸至上层端板（即支座）的边缘.该破坏形式在试验中出现的次数较少，主要发生在存在混凝土自由边长度h_c的试件上.

由图4（e）可见：试件混合破坏的主要特征为加固层自由端附近发生界面剥离破坏，界面裂缝向加载端附近混凝土内部发展，并延伸至上层钢盖板的边缘，最终发生混凝土拉剪破坏.该破坏主要发生在加载端受压高度为180 mm，黏结长度为160、240 mm的试件中.分析认为，加载端受压高度h_b的降低，使得砂浆层加载端的局部刚度降低，加固层界面的局部应力需求也随之降低^［

9］；同时，由于混凝土自由边长度h_c的存在，使得混凝土加载端受压面积减小，受压面压应力增大；随着荷载的增加，破坏面将沿着混凝土受压边缘逐渐向混凝土内部扩展，致使试件呈现混凝土拉剪破坏或混合破坏形态.

2.2 荷载-滑移曲线特征

滑移位移是加固层相对于同一水平位置处混凝土块的相对位移，钢丝绳在砂浆层中未发生明显滑移.试件的荷载-滑移（P‑Δ）曲线关系如图5所示.由图5可见：（1）对于发生界面剥离破坏的试件，加载初期加固层界面剪应力水平较低，加固层与混凝土共同工作，两者间未发生滑移现象；随着荷载的增加，界面应力不断增长，界面微裂缝不断向自由端发展，加载端滑移量不断增长.（2）对于黏结长度较大的试件，荷载随着滑移量的增加呈先增长后稳定的趋势，界面不断剥离，且砂浆表面出现横向裂缝；当剩余黏结面积小于有效黏结面积时，加固层瞬间剥离，整体脱落，此时荷载达到最大，该阶段加固层的自由端未发生滑移；当荷载达到最大值时，加固层从混凝土块上整体剥离下来，荷载降至0.

图5 试件的荷载-滑移位移曲线

Fig.5 Load‑displacement curves of specimens

3 参数对黏结性能的影响

3.1 黏结长度

图6为C6组试件的剥离承载力（P_{u， exp}）、名义剪应力（ $\bar{τ}$ _u，exp）与加固层黏结长度（L_pm）的关系曲线.由图6可见，随着黏结长度的增加，C6组试件的P_u，exp先增加后趋于稳定， $\bar{τ}$ _u，exp先升后降.这是由于随着剥离承载力的增加，加固层界面裂缝不断向加固层自由端发展，界面黏结面积不断减少.需要说明的是，计算名义剪应力时，黏结面积（A）是保持不变的，当L_pm超过某一特殊黏结长度后，P_u，exp将不再增加，该特殊黏结长度即为有效黏结长度（L_e）.

图6 C6组试件的剥离承载力、名义剪应力与加固层黏结长度的关系曲线

Fig.6 Relation curves between debonding capacity，nominal shear stress and bonding length of reinforcement layer of specimen C6 group

图7为试件的界面应力分布和剥离发展过程示意图.由图7可见：加载初期，外荷载（P）先由靠近加载端的加固层界面承担，随着P的增加，界面剪应力（τ）不断增大，受力范围也不断延伸，当P达到最大值时，该受力范围达到最长（即有效黏结长度），此时超过该范围的界面不承担外载荷；随着加载的继续，P不再增加.这是因为靠近加载端的界面已退出工作并出现了剥离现象，P只能由处在有效黏结长度范围内的剩余界面承担；随后，此过程不断重复着向自由端发展，当剩余界面面积的承载力小于P时，界面的整体剥离瞬间发生.

图7 试件的界面剪应力分布和剥离发展

Fig.7 Interfacial shear stress distribution and debonding propagation of specimen

3.2 混凝土强度

试验现象显示，试件的剥离破坏界面主要发生在砂浆层与混凝土黏结界面的上下2~3 mm处.这说明混凝土和聚合物砂浆的强度影响着界面破坏面的位置和剥离承载力，因此，取混凝土和聚合物砂浆强度平均值的平方根（ $\sqrt[]{f_{c, p m}}$ ）作为试件剥离承载力的影响因素.图8为试件剥离承载力（P_{u， exp}）与 $\sqrt[]{f_{c, p m}}$ 的关系曲线.

图8 试件剥离承载力与 $\sqrt[]{f_{c, p m}}$ 的关系曲线

Fig.8 Relation curves between debonding capacity and $\sqrt[]{f_{c, p m}}$ of specimen

3.3 加载端受压高度

图9描述了试件破坏荷载与混凝土加载端受压高度的关系.混凝土加载端受压高度对纤维增强复合材料（FRP）界面黏结性能和试件破坏形态有较大影响^［

9‑10］，但对钢丝绳-聚合物砂浆加固面层界面黏结性能的影响未见报道.试件破坏荷载随着加载端受压高度的降低（混凝土块自由边长度的增加）呈增长趋势.理论上认为，随着混凝土加载端受压高度的减少，加固层加载端的局部刚度降低，加固层界面的局部应力需求也降低，破坏面由界面转向混凝土内部，破坏形态由界面剥离破坏转向混凝土拉剪破坏或混合破坏形态，破坏荷载增大；反之，加固层界面的局部应力需求提升，界面将先发生破坏，破坏荷载降低^{［参考文献 9

百度学术}9］，但图9显示这一规律并不明显.关于该参数对破坏荷载的影响规律尚需进一步研究.

图9 试件破坏荷载与混凝土加载端受压高度的关系

Fig.9 Relationship between failure load and free edge length of specimen

4 有效黏结长度及剥离承载力的确定

4.1 有效黏结长度

加固层有效黏结长度（L_e）的确定是界面剥离破坏机理和界面黏结强度研究的重要课题，该问题在FRP加固领域虽有广泛报道^［

9， 11‑12］，但在SWR‑PM加固层方面尚缺少系统研究.目前，常采用数据拟合的方法来确定加固层的L_e.本试验对C6组试件的试验数据进行拟合，得到C6组试件的L_e为243.6 mm，取为240 mm，具体过程如图10所示.

图10 加固层有效黏结长度的确定

Fig.10 Determination of effective bonding length of strengthening layer

在L_e的相关研究中， Yao等^［

9］、Yuan等^{［参考文献 13

百度学术}13］和Chen等^{［参考文献 14

百度学术}14］开展了大量的FRP‑混凝土搭接接头形式的单面剪切试验，并基于试验数据和断裂力学，提出半经验半理论的L_e计算式和Chen‑Teng模型，该模型已被广泛应用于有效黏结长度和剥离承载力计算中.现假设SWR‑PM加固层为弹性体，且加固层与混凝土间的黏结破坏发生在界面处，则L_e的计算近似满足Chen‑Teng模型条件^{［参考文献 14

百度学术}14］.基于本试验的试件参数，如C6组试件黏结厚度（t_pm）、弹性模量（E_pm）、混凝土受压强度f

_{c}^{'}

分别取50 mm，18 GPa，44.8 MPa，由此计算得到的L_e为367 mm（C6组）；其他2组的计算结果分别为398 mm（C2组）、373 mm（C5组）.对比计算结果与拟合结果发现，C6组试件的L_e计算结果大于拟合结果.这是因为加固层属于非弹性连续体，不完全符合Chen‑Teng模型条件，试验中加固层表面横向裂缝（见图5）的出现降低了其连续性，使得计算值大于拟合值.目前，依然建议使用数据拟合的方法寻找加固层有效黏结长度，但关于SWR‑PM加固层有效黏结长度的计算方法需做进一步研究.综上考虑，将C6组试件的加固层有效黏结长度取为240 mm，利用该拟合结果计算界面剥离承载力.

4.2 剥离承载力

考虑加固层黏结长度和混凝土强度影响，建立界面剥离承载力及界面剪应力计算式：

P_{u, c a l} = α β_{w} β_{1} L_{e} b_{p m} \sqrt[]{f_{c, p m}}

（2）

{\bar{τ}}_{u, c a l} = P_{u, c a l} / L_{_{p m}} b_{p m} = α β_{w} β_{1} L_{e} \sqrt[]{f_{c, p m}} / L_{_{p m}}

（3）

β_{w} = \sqrt[]{\frac{2 - b_{p m} / b_{c}}{1 + b_{p m} / b_{c}}}

（4）

β_{1} = \frac{P}{β_{W} L_{e} b_{p m} \sqrt[]{f_{c, p m}}} = \{\begin{matrix} 1.0, L_{p m} \geq L_{e} \\ 0.268 1 (L_{p m} / L_{e})^{2} + 0.172 9 L_{p m} / L_{e}, L_{p m} < L_{e} \end{matrix}

（5）

f_{c, p m} = f_{c} + f_{p m}

（6）

式中：α为拟合系数，取为1.015；β_w与β₁分别为加固层与混凝土黏结宽度及黏结长度影响系数，由于加固层与混凝土试块等宽，β_w=1/ $\sqrt[]{2}$ ；b_pm、b_c分别为加固层的黏结宽度和混凝土试块宽度； f_c，pm为混凝土棱柱体试块抗压强度（f_c）和聚合物砂浆棱柱体试块抗压强度（f_pm）加和平均值，取立方体抗压强度平均值的0.79，MPa.

图11为界面剥离承载力（P_u）和界面剪应力（ $τ$ ）的计算值.由图11（a）可以看出：对于发生界面剥离破坏的试件，其计算值与试验值相近，证明该计算公式有效.由图11（b）可以看出：随着黏结长度的增加，名义剪应力计算值先增加后降低，说明当加固层黏结长度超过有效黏结长度后，增大黏结长度并不能有效提高界面剥离承载力和界面剪应力.

图11 界面剥离承载力和界面剪应力的计算值

Fig.11 Calculated results of interfacial debonding capacity and shear stress

5 结论

（1）采用搭接接头形式的单面剪切试验方法，可较好地模拟界面纯剪切受力状态.试件的典型破坏形式包括界面剥离破坏、混凝土拉剪破坏及混合破坏.

（2）随着黏结长度的增大，试件的剥离承载力先增加后趋于稳定，名义剪应力先增后减；剥离承载力随着混凝土强度的增大而提升；加载端受压区高度影响试件破坏形态和承载力.

（3）加固层与混凝土界面存在有效黏结长度，通过数据拟合和理论计算，可确定有效黏结长度.当加固层与混凝土块等宽时，C6组试件的有效黏结长度为240 mm.

（4）考虑加固层黏结长度和混凝土强度的影响，建立了界面剥离承载力与黏结长度计算公式，计算结果与试验结果吻合良好.

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