0.   引言

中国基础设施经历了几十年的建设, 许多混凝土梁在环境侵蚀和超载的双重作用下已不堪重负, 大量结构带病服役, 急需加固, 否则易造成重大危害。目前有许多针对混凝土梁的加固方法, 如增大截面法、外包型钢法、变力系统法以及近些年发展起来的一些加固新技术, 如环形箍、U形箍、机械锚固(Mechanical Fastening, MF)等, 这些加固方法有其自身的技术经济优势。

纤维增强材料(Fiber Reinforced Plastic, FRP)因其轻质、高效和环境友好的特征已经广泛用于结构修复与加固中。研究表明, FRP加固约占交通运输行业加固市场的32%^[1-2], 约占公路基础设施加固市场的80%。FRP可以制成板、条、筋、锚和结构形状, 广泛使用于结构内部或外部, 以满足结构加固的不同需求^[3-5]。

外贴纤维增强材料(External Bonding FRP, EB-FRP)加固是解决结构承载力不足问题的常用加固方法, 自1970年被提出以来, 已经过长足的发展^[6-7]。FRP粘贴在结构表面, 其界面黏结性能势必影响加固效率。研究人员对其加固效果和影响因素进行了大量研究^[8-13], 发现过早剥离是影响FRP材料性能发挥的关键因素, 也限制了其应用。特别是抗弯加固中经常发生的中部剥离现象^[14-17], 仅能发挥20%~25%的材料使用效率^{[15, 18-25]}。不仅如此, 化学粘贴是不可靠的加固方式, 极易受环境侵蚀而导致失效, 耐久性不好, 不能长期发挥加固效果。界面黏结问题是设计人员重点关注的问题之一, 它阻碍了EB-FRP加固的广泛应用。

1.   FRP剥离破坏

受黏结质量的影响或裂缝的出现, 界面剪应力集中区首先发生FRP剥离, 当界面黏结力不足以抵抗黏结界面剪切力时, 剥离向外扩展, 随着剥离面积的扩大, FRP和混凝土脱开, 导致结构承载力下降。不仅如此, 环境侵蚀还可能导致界面黏结失效, 影响FRP粘贴加固的耐久性。

1.1   外荷载引起的剥离

弯曲荷载下EB-FRP加固的破坏模式分为7类, 其中与剥离有关的因素包括混凝土保护层剥离破坏、FRP板端界面剥离破坏、中部弯曲裂缝引起的界面剥离破坏、中部弯剪裂缝引起的界面剥离破坏。加固梁的材料和几何特性将决定其发生何种破坏模式。采用侧面粘贴FRP或使用U形箍加固的抗剪加固梁还容易发生因FRP剥离导致的剪切破坏。不仅如此, 桥梁结构还长期受车辆等疲劳荷载影响, 所有这些外荷载都有可能引起或加速FRP的剥离。

1.2   环境侵蚀引起的剥离

处于恶劣环境中的EB-FRP加固混凝土结构也容易发生胶层的黏结失效。具有北、南典型气候特色的冻融循环和湿热交替均会显著影响界面黏结的耐久性。根据Böer等^[26]的研究, 环境侵蚀因素主要包括海洋环境、极端气温、湿度、冻融循环和紫外线辐射等, 这些因素有时还会发生叠加, 导致界面黏结的进一步劣化。

2.   HB-FRP加固作用机理

针对FRP的剥离破坏问题, 研究人员尝试通过增加摩擦和销栓作用来提高界面黏结强度^[27-28]。通过施加正压力是发挥界面摩擦的方式^[29-30], 但均匀施加正压力不具有工程适用性。使用机械锚固件可以发挥销栓作用^[31-33], FRP锚^[34-36]是常用的机械锚固件, 由于FRP锚从加载端开始逐个破坏, 只有少数几个FRP锚在达到黏结强度时发挥作用^[37], 限制了其黏结能力的发挥。

Wu等^[18]提出的混合粘贴纤维复合材料(Hybrid Bonding FRP, HB-FRP)加固技术结合了FRP外贴法和机械锚固法(图 1, 其中s为FRP相对于混凝土梁的滑移), 同时发挥了化学黏结、摩擦和销栓3种作用。试验和理论研究显示界面黏结强度比传统EB-FRP高6~7倍, 表明此方法使得加固效率显著提高。HB-FRP加固是FRP加固领域的一项重要技术突破, 解决了FRP易剥离的工程难题。

图  1  钢扣件抑制FRP剥离的工作机理

Figure  1.  Working mechanism of steel fasteners in inhibiting FRP debonding

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3.   构造参数

与HB-FRP加固构造相关的参数主要包括螺栓扭矩、锚固深度、界面摩擦因数、销栓力以及钢扣件构造等。

3.1   螺栓扭矩

胡程鹤等^[38-40]研究了螺栓扭矩, 提出螺栓预紧力N和扭矩M_t的关系为

${\rm N}=\frac{2{\rm M}{}_{\text{t}}}{kd{}_{\text{L}}}(1)$

式中: k为扭矩系数; d_L为螺栓的公称直径。

单个化学螺栓作用施加的扭矩和螺栓对钢压板的预紧力与螺栓直径的乘积呈线性关系, 可采用高磊^[41]提出的试验装置和方法标定实际扭矩系数。若采用化学螺栓, 扭矩系数可取0.218^{[38, 40]}, 建议的扭矩为15 N·m^[38-39]。施加的螺栓预紧力不应超过按照现行《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367—2013)中计算得到的基材混凝土承载力。

钢扣件的锚固作用不应导致FRP发生断裂破坏。忽略化学黏结力, 仅考虑钢扣件位置, 螺栓预紧力产生的摩擦力在FRP上的正应变应小于FRP的设计应变ε_d, 即

$\frac{\mu {\rm N}}{Ebt}\le \epsilon {}_{\text{d}}(2)$

式中: μ为剥离面的摩擦因数; E为FRP的弹性模量; b和t分别为FRP的宽度和厚度。

3.2   螺栓锚固深度

管延华等^[42]开展了螺栓锚固深度的试验, 研究了不同螺栓锚固深度和直径下的锚固力, 发现锚固力随锚固深度和螺栓直径的增大而增大(图 2), 还提出了螺栓锚固深度l_a的计算方法, 即

图  2  螺栓锚固力

Figure  2.  Anchor forces of bolts

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$l{}_{\text{a}}=\frac{4\alpha {\rm N}}{\text{π}f{}_{\text{t}}d{}_{\text{L}}}(3)$

式中: α为螺栓的外形系数, 取0.045;f_t为混凝土轴心抗拉强度设计值。

为避免混凝土保护层破坏, 螺栓锚固深度应大于混凝土保护层厚度。

3.3   剥离面摩擦因数

颜俊辉^[39]开展了剥离面摩擦试验(图 3), 标定了界面摩擦因数, 测得EB-FRP和HB-FRP粘贴剥离面的摩擦因数分别为0.666和0.968。在钢扣件部位布置压力传感器测得剥离面的摩擦因数约为0.830, 该方法能实时监测张拉过程中钢扣件施加在FRP板上的正压力变化, 进而计算界面摩擦力。

图  3  混凝土剥离面摩擦试验

Figure  3.  Friction test on concrete debonding surface

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3.4   销栓作用

Wu等^[43]分析了销栓力和螺栓位置钢板滑移的关系, 钢板滑移包括螺栓位移、螺栓切入钢板的距离以及螺栓和钢板预留孔间的间隙3部分(图 4), 还建立了销栓力P_d和螺栓位置钢板滑移s_p的表达式, 即

图  4  销栓力-钢压板滑移曲线

Figure  4.  Dowel force-steel plate slip curve

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${\rm P}{}_{\text{d}}={\rm P}{}_{\text{d}1}\tanh \left[{\rm K}(s{}_{\text{p}}-s{}_{\text{g}})\right](4)$

式中: P_d1为最大销栓力; K为螺栓的初始剪切刚度; s_g为消除螺栓与锚固孔的空隙而发生的滑移。

高磊^[41]设计了钢扣件中螺栓的销栓作用测试方案(图 5), 并验证了图 4中的关系曲线。采用这种方法可以直接测试销栓力和钢板滑移的关系, 但销栓滑移受螺栓孔直径和安装精度的影响, 难以通过叠加得到加固体系的黏结-滑移关系。

图  5  销栓作用测试装置

Figure  5.  Test device of dowel effect

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3.5   钢扣件构造

钢扣件由钢压板、化学螺栓和垫片3部分组成。钢压板设计的关键是防止其发生过大的弯曲变形而造成压板中部与FRP分离。管延华等^[42]发现较厚的钢压板对预紧力的分布作用更好。钢压板长度方向需能安装化学螺栓并实施锚固, 宽度宜小于板长度但大于其一半, 螺栓孔应布置在压板宽度方向中心线上, 钢压板边缘需打磨, 以避免损伤FRP片材。

化学螺栓应满足设计强度, 钢压板和垫片宜采用耐候钢、不锈钢或镀锌钢板, 防止因锈蚀导致的锚固失效。

对于钢扣件的表面特征, 目前还未有相关研究, 已有试验未对钢板表面进行特殊处理, 一般认为FRP粘钢强度大于粘混凝土, 钢扣件破坏前粘钢作用通过销栓作用体现, 可参照FRP加固钢材对钢压板表面进行处理。

钢扣件的类型主要有分布式和连续式2种(图 6)。分布式钢扣件用于单条FRP片材或相邻FRP片材中心距较大的情况; 连续式钢扣件用于锚固连续多条FRP片材且片材中心距较小的情况, 如T梁加固^[44]。

图  6  钢扣件类型

Figure  6.  Types of steel fasteners

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4.   黏结特性

4.1   界面黏结静力试验

Wu等^[28]首次开展了10个试件的单向拉伸试验, 研究了加固方式、黏结长度、FRP宽度和层数等对加固体系受力的影响, 试验中出现了胶层与FRP黏结界面剥离、混凝土剥离和FRP断裂等破坏模式。

Yun等^[45-50]通过静力单剪、双剪和切口梁试验研究了HB-FRP加固梁的界面黏结特性, 发现较EB-FRP加固, HB-FRP加固有效抑制了FRP的剥离, 大幅提高了界面剥离强度和FRP的加固效率。

如表 1所示, 由界面黏结特性试验结果可知: 绝大多数试验是针对FRP布, 并通过单剪或双剪试验开展的, 仅高磊^[51]开展了HB-FRP板黏结特性试验, Guan等^[47]设计了切口梁试验, 能准确反映实际加固梁的受力特性。多数研究并未量化螺栓扭矩, 不便于定量分析界面黏结强度。Wu等^{[28, 46, 49-50]}通过试验得到了界面黏结-滑移关系曲线, 验证了剥离后的残余黏结强度, 但部分测试结果离散性较大或曲线不完整; Gao等^[50]开展的多个钢扣件试验揭示了完整的黏结-滑移关系; 研究人员目前开展了100~500 mm的钢扣件间距研究; Guan等^[47]发现钢扣件的间距越小, FRP锚固长度越长, 界面极限剥离荷载越高; 付一小等^[49]发现当相邻锚固件间距较窄时会产生协同作用, 但对界面极限剥离荷载影响较小, 其分布方式会影响界面剥离过程的延性, 间距越大延性越好, 但会造成界面剥离荷载的波动, 因此, 钢扣件间距是影响HB-FRP界面黏结特性的重要因素。表 1中, 除Wu等^[28]试验中出现的胶层与FRP黏结界面剥离(a)、混凝土剥离(b)和FRP断裂(c)破坏模式, Guan等^[47]的试验中还出现了混凝土剪切破坏(d)模式。

表  1  FRP和混凝土界面黏结测试结果

Table  1.  Interfacial bonding test results between FRP and concrete

试验模式	试件编号	钢扣件数量	扭矩/(N·m)	钢压板宽度/mm	钢扣件间距/mm	螺栓直径/mm	FRP宽度/mm	FRP厚度/mm	剥离强度/kN	破坏模式
单剪	BIa						50	1.169	38.70	a
单剪	BIb	6		30	100	6.35	50	1.169	58.60	a
单剪	BIIa						50	1.169	42.50	a
单剪	BIIb	6		30	100	6.35	50	1.169	110.90	a
单剪	BIIIa						50	1.169	47.20	b
单剪	BIIIb	6		30	100	6.35	50	1.169	119.30	b
单剪	BIIIc1	12		30	100	6.35	50	1.169	114.00	c
单剪	BIIIc2	12		30	100	6.35	50	1.169	154.60	b
单剪	BIIId1	12		30	100	6.35	50	1.169	176.70	c
单剪	BIIId2	12		30	100	6.35	45	1.503	> 230.00
双剪	M-EB						50	0.330	48.70	b
双剪	M-HB-A	1		30		4.10	50	0.330	68.90	b
双剪	M-HB-B	1		30		4.10	50	0.330	78.10	b
单剪	C30-0-1						36	0.167	7.90	b
单剪	C30-0-2						36	0.167	9.01	b
单剪	C30-0-3						36	0.167	7.63	b
单剪	C30-4-1	1	4	17		6.00	36	0.167	14.30	b
单剪	C30-4-2	1	4	17		6.00	36	0.167	13.30	b
单剪	C30-4-3	1	4	17		6.00	36	0.167	12.00	b
单剪	C30-5-1	1	5	17		6.00	36	0.167	15.70	b
单剪	C30-5-2	1	5	17		6.00	36	0.167	15.90	b
单剪	C30-5-3	1	5	17		6.00	36	0.167	14.60	b
单剪	C30-7-1	1	7	17		6.00	36	0.167	17.80	b
单剪	C30-7-2	1	7	17		6.00	36	0.167	18.30	b
单剪	C30-7-3	1	7	17		6.00	36	0.167	16.70	b
单剪	C30-9-1	1	9	17		6.00	36	0.167	21.90	b
单剪	C30-9-2	1	9	17		6.00	36	0.167	20.00	b
单剪	C30-9-3	1	9	17		6.00	36	0.167	19.20	b
单剪	C30-11-1	1	11	17		6.00	36	0.167	20.70	c
单剪	C30-11-2	1	11	17		6.00	36	0.167	20.40	c
单剪	C30-11-3	1	11	17		6.00	36	0.167	21.30	c
梁	BM1						60	0.334	9.60	b
梁	BM2	1		60	150	12.00	60	0.334	16.39	b
梁	BM3	1		60	150	12.00	60	0.334	22.82	d
梁	BM4						60	0.334	24.27	b
梁	BM5	2		60	150	12.00	60	0.334	41.67	b
梁	BM6						60	0.334	17.71	b
梁	BM7	3		60	150	12.00	60	0.334	68.39	c
梁	BM8						60	0.334	25.71	b
梁	BM9	4		60	150	12.00	60	0.334	75.62	c
梁	BM9	4		60	150	12.00	60	0.334	75.62	c
梁	BM10	2		60	225	12.00	60	0.334	71.76	b
梁	BM11	1		60	450	12.00	60	0.334	68.69	b
双剪	SL1						50	0.167	12.75	b
双剪	SL2	1		30		8.00	50	0.167	13.50	c
双剪	SL3	1		30		8.00	50	0.167	13.75	c
双剪	SL4	1		30		8.00	50	0.167	13.75	c
单剪	BFI-1	1	15	60		8.00	50	1.400	83.00	b
单剪	BFI-2	1	15	60		8.00	50	1.400	71.00	b
单剪	E0a						50	0.668	21.00	b
单剪	H2a	2	15	60	500	8.00	50	0.668	61.00	b
单剪	H2b	2	15	60	500	8.00	50	0.668	61.00	b
单剪	H2c	2	15	60	500	8.00	50	0.668	62.00	b
单剪	H3a	3	15	60	500	8.00	50	0.668	70.00	b
单剪	H3b	3	15	60	500	8.00	50	0.668	72.00	b
单剪	H3ha	3	15	60	500	8.00	50	0.668	82.00	b

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4.2   黏结-滑移关系

Wu等^[28]考虑化学黏结应力τ_a和机械锚固作用τ_m这2种作用叠合的计算模型为

$\tau (x)=Et\frac{\text{d}{}^{2}s}{\text{d}x{}^2}=\{\begin{array}{cc}\tau {}_{\text{a}}\hfill & \text{E}\text{B}-\text{F}\text{R}\text{Ρ}\hfill \\ \tau {}_{\text{a}}+\tau {}_{\text{m}}\hfill & \text{Η}\text{B}-\text{F}\text{R}\text{Ρ}\hfill \end{array}(5)$

式中: τ(x)为FRP上与张拉端距离为x的点处的界面黏结力。

化学黏结应力τ_a为

$\tau {}_{\text{a}}=Et\frac{\alpha {}_{\text{E}}}{\beta {}_{\text{E}}^2}\text{e}{}^{-s/\alpha {}_{\text{E}}}(1-\text{e}{}^{-s/\alpha {}_{\text{E}}})(6)$

式中: α_E和β_E均为与线型有关的系数。

机械锚固作用τ_m为

$\tau {}_{\text{m}}=\{\begin{array}{cc}\tau {}_{\max }\left(\frac{s}{s{}_1}\right){}^{\gamma {}_1}\hfill & 0\le s\le s{}_1\hfill \\ \tau {}_{\max }\hfill & s{}_1<s\le s{}_2\hfill \\ \tau {}_{\max }\left(\frac{s-s{}_3}{s{}_2-s{}_3}\right){}^{\gamma {}_2}\hfill & s{}_2<s\le {}_3\hfill \\ \tau {}_{\text{r}}\hfill & s>s{}_3\hfill \end{array}(7)$

式中: τ_max为FRP和混凝土界面黏结强度; s₁、s₂和s₃均为黏结-滑移关系特征点的滑移; γ₁和γ₂均为系数; τ_r为残余黏结应力。

Wu等^[28]还使用多元参数数值拟合方法^[52]来求解黏结-滑移关系的特征点数值; Chen等^[53]认为HB-FRP加固黏结界面强度来自于化学黏结和钢板摩擦, 研究中假定摩擦在界面滑移前已经形成并保持恒定, 峰值应力包括摩擦应力τ_f和化学黏结应力τ_a两部分, 剥离后界面还有摩擦应力τ_f和残余黏结应力τ_r。

张峰等^[54]将钢扣件位置的黏结应力τ_G表示为

$\{\begin{array}{c}\tau {}_{\text{G}}=C\tau {}_{\max }\frac{\alpha {}_{\text{z}}}{\beta {}_{\text{z}}^2}(\text{e}{}^{-s/\alpha {}_{\text{z}}}-\text{e}{}^{-2s/\alpha {}_{\text{z}}})\hfill \\ C=\frac{l{}_{\text{f}}/6+l{}_{\text{m}}/2}{l{}_{\text{f}}/2+l{}_{\text{m}}/2}\hfill \\ \tau {}_{\max }=0.181f{}_{\text{c}}+0.030\hfill \\ \beta {}_{\text{z}}=1.04\ln (f{}_{\text{c}})+1.244\hfill \end{array}(8)$

式中: C为黏结应力分布系数; α_z和β_z均为与函数线型有关的参数, 当α_z=20时, 试验结果和计算模型具有较好的一致性; l_f为钢扣件中间的普通黏结段长度; l_m为钢扣件压板宽度; f_c为混凝土立方体抗压强度标准值。

分析上述黏结-滑移计算模型可知, 界面剥离后存在稳定的摩擦应力, 几种形式黏结-滑移关系的主要区别为达到界面黏结强度是否会发生稳定的滑移。

4.3   剥离荷载

张峰等^[55]提出了HB-FRP和EB-FRP中部裂缝引起的剥离荷载计算公式及较为合理的钢扣件间距估算公式; Zhou等^[46]发现正压力决定了锚固系统的加强效果, 通过改变施加到锚固装置的扭矩来调节施加到FRP上的正压力, 发现扭矩的增加提高了FRP的利用率, 其还在试验的基础上推导了不同扭矩下FRP与混凝土界面的极限剥离荷载P_u的计算公式, 即

${\rm P}{}_{\text{u}}={\rm P}{}_{\text{a}}+\frac{2\mu {\rm M}{}_{\text{t}}n}{kd{}_{\text{L}}}+{\rm P}{}_{\text{d}}(9)$

式中: n为钢扣件数量; P_a为EB-FRP加固的极限剥离荷载。

Chen等^[53]通过求解常微分方程得到滑移、黏结力和张拉端拉力的计算公式, 通过与试验结果的比较验证了模型的有效性, 并基于该模型和试验结果发现随着扭矩的增加, FRP极限抗拉强度增加, 且破坏模式由剥离转变为FRP断裂; 付一小等^[49]通过多个钢扣件单剪试验发现峰后残余张拉力与钢扣件数量线性相关, 界面剥离荷载的提高来自于钢扣件提供的界面摩擦力。据此, 高磊^[41]得到界面剥离承载力计算公式精确解P_u1和简化解P_u2分别为

$\begin{array}{l}{\rm P}{}_{\text{u}1}={\rm P}{}_{\text{f}}+(n-1)\mu {\rm N}(10)\\ {\rm P}{}_{\text{u}2}={\rm P}{}_{\text{a}}+n\mu {\rm N}(11)\end{array}$

式中: P_f为自由端钢扣件的剥离承载力^[41]。

精确解和简化解仅相差一个钢扣件的销栓力, 这一影响也随钢扣件数量的增多而减小, 简化解可直接根据构造和材料特性计算, 具有较好的工程适用性。

界面极限剥离荷载取决于界面黏结-滑移关系, 受钢扣件构造和分布影响, 界面剥离荷载不同, 有必要结合界面黏结-滑移关系进行进一步分析。

4.4   界面黏结疲劳试验

Yun等^[45]研究了HB-FRP加固界面的疲劳性能, 结果表明, 与其他锚固模式相比, HB-FRP系统在疲劳荷载下具有较高的耐疲劳性, 剩余滑移也比其他模式小, 峰值荷载不受疲劳荷载影响, 但总滑移随疲劳荷载的增加而增加, 界面黏结刚度随疲劳荷载的增加而降低。

目前对于疲劳荷载作用下HB-FRP加固界面黏结特性的研究较少, 尚不能得出充分结论, 仅能进行定性分析。混凝土桥梁长期经受车辆等疲劳荷载作用, 因而HB-FRP加固后的抗疲劳性能具有理论和工程价值, 有必要进一步开展研究。

5.   抗弯性能

5.1   抗弯加固效率和破坏模式

Wu等^[18]首次开展了HB-FRP抗弯加固试验, 证明其黏结强度是传统外贴FRP黏结强度的7.5倍, 钢扣件提供的黏结强度来自栓钉施加在剥离面上的摩擦力, 在有效黏结长度范围内, 跨中极限荷载随钢扣件数量的增加线性增加^[56]; 宿莹等^[57-60]进行了HB-FRP抗弯加固梁模型试验, 发现随着FRP层数的增加, HB-FRP加固梁的承载力显著提高, FRP的剥离得到了抑制, 相较钢扣件间距和主筋配筋率, FRP配置率对抗弯梁的极限荷载影响较大, 且与其承载力为线性增加关系, 与未加固RC梁相比, HB-FRP加固梁最终荷载增加了11倍, 破坏模式为FRP断裂, 将钢扣件间距从100 mm增加到200 mm时, 跨中极限荷载增加, 但样本过少, 关于钢扣件间距的影响分析尚不充分; Zhou等^[61]开展了HB-FRP抗弯加固T梁试验, 研究结果表明, 相较带U形箍端部锚固的EB-FRP加固梁, HB-FRP加固梁的承载力提升了2.13倍; Chen等^[62]通过试验研究了FRP厚度和栓钉作用对抗弯加固梁受力的影响, 发现当破坏模式为FRP断裂时, 增加FRP的厚度会提高承载力, 而当破坏模式为锚固件分离时, 增加销栓作用能增加其承载力。

综合上述研究, 对已有HB-FRP抗弯加固梁模型试验结果进行统计后(表 2)发现: 目前所有HB-FRP抗弯加固试验均基于FRP布开展; 试验出现了胶层破坏(a)、FRP剥离(b)、FRP断裂(c)、保护层破坏(d)、锚固件失效(e)、混凝土压碎(f)中的1或2种组合破坏模式; 压板宽度约为30 mm, 若FRP较宽, 需在机械锚固件上施加更多的扭矩^[61]; 早期机械锚固件采用混凝土钉^{[18, 56]}, 但出现了锚固件失效的情况^[56], Zhou等^[61]采用的膨胀螺栓也容易出现锚固失效^[62], 而采用螺纹杆锚固的试件均发生了FRP断裂破坏, 锚固效果良好; EB-FRP加固试件均发生了剥离破坏, 采用HB-FRP加固后转化为其他破坏模式, FRP的利用率提高; 随着FRP层数的增加, HB-FRP加固后的承载力提高^{[18, 59, 61, 62]}, 但较多FRP层数的HB-FRP加固试件仍可能发生剥离破坏^[56]; 试验中采用的钢扣件间距为50~300 mm, Wu等^[59]认为跨中极限荷载随钢扣件间距的增加而增加, 而Zhou等^[61]则有相反结论, 钢扣件间距对抗弯承载力的影响有必要开展进一步研究; 钢扣件间距是影响界面滑移的重要因素, 而界面滑移影响梁截面变形, 将导致不同的破坏模式, 已有工作忽略了该问题。

表  2  抗弯加固模型试验结果

Table  2.  Model test results of flexural resistance reinforcement

试件编号	加固方式	混凝土强度/MPa	钢扣件数量	扭矩/(N·m)	钢扣件间距/mm	FRP宽/mm	FRP厚度/mm	荷载/kN	破坏模式
s1	EB	80.00	0		100	50	0.334	19.08	b
s2	HB	81.20	19		100	50	0.334	34.22	c
s3	HB	82.00	19		100	50	0.668	54.35	c
s4	HB	82.00	19		100	50	1.002	70.26	b
EB1-a-T	EB	47.80	0			50	1.002	103.50	b
HB2-200a-T	HB	44.60	12		100、200	50	1.002	111.50	a
HB3-150a-T	HB	45.40	16		75、150	50	1.002	150.10	d
HB4-125a-T	HB	45.40	18		62.5、125	50	1.002	145.40	d
HB5-100a-T	HB	56.10	22		50、100	50	1.002	158.20	d
HB6-200b-F	HB	57.10	12		75、200、200	50	1.002	96.00	e
HB7-100b-F	HB	57.10	18		75、200、100	50	1.002	114.4	e
EB8-b-F	EB	57.10	0			50	1.002	69.90	b
HB9-100b-T	HB	56.80	22		75、100	50	1.002	98.20	e
A1	EB	66.00					0.334	19.14	b
A2	HB	66.00		15	100	50	0.334	26.60	c
A3	HB	66.00		15	150	50	0.334	29.80	c
A4	HB	66.00		15	100	50	0.501	32.80	c
A5	HB-	66.00		15	150	50	0.501	30.10	c
A6	HB	66.00		15	200	50	0.501	34.60	c
A7	HB	66.00		15	100	50	0.668	39.30	c
A8	HB	66.00		15	150	50	0.668	41.10	c
A9	HB	66.00		15	200	50	0.668	42.80	c
B1	EB	66.00				50	0.334	23.10	b
B2	HB	66.00		15	100	50	0.334	30.46	c
B3	HB	66.00		15	150	50	0.334	33.39	c
B4	HB	66.00		15	100	50	0.501	37.38	c
B5	HB	66.00		15	150	50	0.501	38.93	c
B6	HB	66.00		15	200	50	0.501	40.64	c
B7	HB	66.00		15	100	50	0.668	46.02	c
B8	HB	66.00		15	150	50	0.668	52.53	c
B9	HB	66.00		15	200	50	0.668	48.71	c
C1	HB	66.00		15	100	50	1.002	53.27	c
C2	HB	66.00		15	100	50	1.169	64.02	c
NS-NP	未加固	22.98						78.53
S-OP	EB	22.98				200	0.444	117.67	b
S-FP1	HB	22.98	27		150、300	200	0.444	136.37	b+e
S-FP2	HB	22.98	27	> 40	150、300	200	0.444	137.04	c
S-FP3	HB	22.98	27	> 40	150、300	200	0.555	161.85	c
S-FP4	HB	22.98	19	> 40	300	200	0.555	142.16	c
CB1	未加固	20.00						57.66	f
EB-1-0	EB	20.00				36	0.334	62.10	b
HB-1-3	HB	20.00	12	3	150	36	0.334	64.88	c
HB-1-6	HB	20.00	12	6	150	36	0.334	70.16	c
HB-1-12	HB	20.00	12	12	150	36	0.334	72.35	c
CB2	未加固	31.70						62.45	f
EB-4-0	EB	31.70				36	1.336	72.47	b
HB-4-10	HB	31.70	12	10	150	36	1.336	80.38	c+d
HB-4-15	HB	31.70	12	15	150	36	1.336	100.23	c+d
HB-4-20	HB	31.70	12	20	150	36	1.336	109.62	c

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5.2   设计准则

颜俊辉^[39]在试验的基础上研究了钢扣件-FRP体系的加固作用机理和破坏模式, 建立了钢扣件锚固失效的黏结强度模型, 所得表达式与式(9)类似, 仅忽略了销栓作用; Wu等^[59]提出了一种简化的以FRP断裂控制的跨中极限弯矩M的计算方法, 即

${\rm M}={\displaystyle \sum _{i=1}^{m}f}{}_{\text{y}}A{}_{\text{s}i}(d{}_{\text{s}i}-\gamma )+f{}_{\text{f}}A{}_{\text{f}}(d{}_{\text{f}}-\gamma )(12)$

式中: m为梁高方向受拉区钢筋位置总数; f_y为钢筋屈服强度; A_si为梁高方向受拉区钢筋位置i的钢筋面积; d_si为梁高方向受拉区钢筋位置i钢筋中心到压区边缘的距离; γ为受压区等效压力到受压区边缘的距离; f_f、A_f和d_f分别为FRP的强度、面积和梁高。

Chen等^[62]建议在设计中将锚固件分离和FRP断裂同时发生作为设计原则, 从而满足最佳承载力和延性要求, 提出了抗弯承载力的预测模型, 能够预测不同破坏模式下HB-FRP加固梁的承载力。尽管FRP断裂或锚固件分离和FRP断裂同时发生可以充分保证材料使用效率, 但这种破坏模式是脆性的, 不利于结构安全。高磊^[41]提出将FRP达到设计应变ε_d与达到剥离极限拉应变ε_H这2种状态合并, 定义FRP的有效拉应变ε_e, 即

$\epsilon {}_{\text{e}}=\min \{\epsilon {}_{\text{d}},\epsilon {}_{\text{Η}}\}(13)$

按FRP达到有效拉应变来进行正截面承载力计算, 剥离极限拉应变ε_H可根据高磊^[41]提出的多个钢扣件剥离承载力计算公式计算, 也可按设计偏安全的原则, 仅考虑钢扣件位置的摩擦力进行计算, 即

$\epsilon {}_{\text{e}}=\frac{n\mu {\rm N}}{Ebt}(14)$

进一步分析表明, 钢筋屈服后的混凝土压碎和钢扣件锚固下的剥离能够保证结构的延性, 因此, 可作为后续HB-FRP的加固设计方向。

5.3   裂缝和荷载影响

管延华等^[63]开展了EB-FRP和HB-FRP加固预裂钢筋混凝土梁试验, 分析了裂缝分布对预裂混凝土梁剥离荷载和材料利用率的影响; 对于多条裂缝的加固梁, 其剥离模式不同于跨中中部, Teng等^[64-65]将其总结为双向剥离, 剥离首先发生在裂缝处, 进而向相邻裂缝中间扩展, 一旦界面黏结力不能抵抗外荷载在相邻裂缝施加的剪力, 剥离就会迅速扩展。钢扣件的作用就是增加相邻裂缝之间的界面黏结力, 从而抵抗更高的外荷载施加在相邻裂缝间的剪力。不仅如此, 钢扣件还能终止裂缝的进一步扩展, 限制了剥离区域的扩大。

除了裂缝的影响, 外荷载还通过影响梁截面弯矩和剪力来决定剥离的发生和发展。均布荷载下相邻裂缝的弯矩差和剪力较小, 黏结界面有足够的黏结力来阻止剥离的发生。

综上所述, 剥离发生和发展的控制条件是梁体开裂至发生局部剥离, 且界面黏结力小于外荷载作用在相邻裂缝的剪力。

由于钢扣件位置的黏结应力较高, 裂缝一般发生在黏结应力更薄弱的地方, 故裂缝主要影响未锚固段。另外, 外贴FRP不可靠, 故认为经时间侵蚀后EB-FRP加固已失效, 仅留钢扣件位置的HB-FRP作用, 黏结界面所需的黏接力由界面剪切力决定, 进而可根据所需要的黏结力来设计钢扣件的规格和布置方式。

5.4   现场试验

张峰等^[44]首次在实桥中使用并测试了HB-FRP加固的35 m预应力混凝土T梁的抗弯性能(图 7)。试验中采用相对较大的钢扣件(压板宽度为120 mm), 在跨中和支座附近分别采用0.5、1.0 m的间距, 在加固梁跨中加集中荷载, 加载全过程界面黏结状态良好。

图  7  35 m T梁抗弯性能试验^[44]

Figure  7.  Flexure resistance performance test of 35 m span T-beam

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T梁底板和翼缘空间较小, 不宜采用分布式钢扣件锚固多条FRP片材, 除采取图 7(b)中的加固模式外, 在保证FRP片材有效截面面积的情况下, 还可采用图 8所示的交叉分布模式, 每条FRP片材独立布置, 同时满足钢扣件螺栓孔间距及其与被加固结构边缘的距离要求。

图  8  钢扣件交叉分布

Figure  8.  Cross-distribution of steel fasteners

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6.   抗剪性能

付一小等^[49]研究了HB-FRP布加固RC梁的斜截面抗剪性能(图 9), 发现钢扣件延缓了FRP的剥离, 保证了FRP布持续承担剪切荷载, 其对损伤梁的抗剪性能也有提升; Zhou等^[66]开展了FRP与U形箍联合抗剪加固全尺寸矩形钢筋混凝土梁的抗剪性能试验, 量化了整个剪切加载过程中FRP、箍筋和混凝土对其剪切强度的贡献, 发现通过HB-FRP与U形箍联合抗剪加固, RC梁的延展性可以得到大幅提高, FRP和混凝土的黏结条件对极限状态下混凝土剪切强度的影响不大, 故抗剪强度的增加主要来自FRP和箍筋; 管延华等^[67-68]发现FRP条带间距越小, 加固梁的抗剪承载力越高, 而预裂度的影响很小, FRP条带层数的影响较间距对其抗剪性能的影响更弱, 试验梁抗剪承载力随加固率的增加而线性增加。

图  9  加固梁抗剪试验

Figure  9.  Shear resistance test on reinforced beam

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HB-FRP加固在桥梁抗剪工程中的科研成果还较少, 也未有实体桥梁工程应用案例, 应依据《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG 3362—2018)进行斜截面抗剪校核。

7.   结论与展望

7.1   结论

(1) 外荷载和环境侵蚀均可能引起FRP与混凝土黏结界面剥离, HB-FRP加固同时发挥了化学黏结、摩擦和销栓作用, 有效抑制了剥离。

(2) HB-FRP加固中螺栓扭矩、锚固深度、界面摩擦因数、销栓力、钢扣件构造等参数方面已开展了详尽研究, 提出了相应的试验方法和计算公式; 因构造差异, 销栓力和滑移难以量化, 需通过试验获得。

(3) HB-FRP加固有效抑制了FRP的剥离, 大幅提高了界面剥离强度和FRP加固效率。目前几种黏结-滑移关系的主要区别为达到界面黏结强度时是否会发生稳定的滑移; 界面极限剥离荷载取决于界面黏结-滑移关系。

(4) HB-FRP加固可用于正截面抗弯和斜截面抗剪, 抗弯承载力和加固效率得到大幅提高。增加FRP配置率和提高钢扣件数量能有效提高HB-FRP加固梁的抗弯能力。抗剪强度的增加主要来自FRP和混凝土提供的剪力, 而箍筋的影响较弱。增加FRP加固量和减小条带间距能有效提高混凝土梁的抗剪承载力, 而增加FRP层数较间距对提高其抗剪性能的影响更弱, 预裂度影响很小。

7.2   目前存在的问题

(1) 尚未形成受加固梁材料特性、钢扣件构造和分布影响的HB-FRP加固黏结-滑移与荷载-滑移计算模型。

(2) 钢扣件间距是影响界面滑移的重要因素, 而界面滑移影响梁截面变形, 将导致不同的破坏模式, 已有工作忽略了该问题。

(3) 尽管FRP断裂或锚固件分离和FRP断裂同时发生可以充分保证材料使用效率, 但这种破坏模式是脆性的, 不利于结构安全。

(4) 裂缝对加固梁的剥离荷载、材料利用率和破坏模式的影响尚不明确。

(5) 绝大部分HB-FRP加固研究依托于模型试验, 缺少实际工程应用, 钢扣件构造和布置参数缺乏设计理论支撑和工程验证。

7.3   展望

(1) 应建立考虑材料特性和构造特征的界面黏结-滑移与荷载-滑移计算模型, 并揭示钢扣件下FRP粘贴表面处理等因素对界面黏结-滑移的影响规律。

(2) 应提出基于界面剪切力的HB-FRP钢扣件间距设计方法。

(3) 应建立HB-FRP加固混凝土梁的优化抗弯与抗剪设计方法、设计公式和二次受力分析方法。