胡克旭， 董　坤， 楊耀武

(1.同濟(jì)大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092; 2.上海弘城國(guó)際建筑設(shè)計(jì)有限公司，上海 200082)

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溫度作用對(duì)碳纖維-混凝土界面黏結(jié)性能的影響

胡克旭1， 董坤1， 楊耀武2

(1.同濟(jì)大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092; 2.上海弘城國(guó)際建筑設(shè)計(jì)有限公司，上海 200082)

摘要：為研究溫度作用對(duì)碳纖維(CFRP)-混凝土黏結(jié)界面剪切性能的影響，首先進(jìn)行了溫度作用下不同固化條件的膠黏劑黏結(jié)性能試驗(yàn)，研究了溫度作用及固化方式對(duì)膠黏劑拉伸剪切性能的影響.試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，玻璃化溫度是影響膠黏劑高溫性能的一個(gè)重要指標(biāo)，溫度作用下膠黏劑材料的黏結(jié)性能退化大部分發(fā)生在其玻璃化轉(zhuǎn)變區(qū)域.其次，結(jié)合常溫下已有的CFRP-混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移關(guān)系提出了溫度作用下界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移關(guān)系的計(jì)算方法.最后，匯總和分析了目前已有的CFRP-混凝土界面試驗(yàn)研究結(jié)果，引入膠黏劑玻璃化溫度這一參數(shù)，給出了溫度作用下CFRP-混凝土界面剪切黏結(jié)強(qiáng)度、極限承載力和初始剪切剛度計(jì)算模型.

關(guān)鍵詞：碳纖維； 混凝土； 界面黏結(jié)行為； 溫度作用； 玻璃化溫度

由于施工便捷、輕質(zhì)高強(qiáng)和耐腐蝕等特點(diǎn)，外貼碳纖維加固技術(shù)在混凝土結(jié)構(gòu)加固工程中得到廣泛應(yīng)用.但是這一加固技術(shù)中所用的碳纖維和膠黏劑材料都會(huì)在高溫下逐漸失去自身的強(qiáng)度和剛度.特別是粘貼碳纖維所用的膠黏劑材料，對(duì)溫度具有較高的敏感性，其溫度作用下的黏結(jié)性能直接影響加固效果.研究表明，環(huán)氧類膠黏劑拉伸剪切強(qiáng)度隨溫度的升高會(huì)發(fā)生明顯的退化，溫度超過(guò)120 ℃時(shí)抗剪強(qiáng)度幾乎為零[1].無(wú)論是碳纖維氧化還是膠黏劑失效，都意味著碳纖維復(fù)合材料(CFRP)退出工作，從而造成加固失效，致使處于高溫危險(xiǎn)下的加固結(jié)構(gòu)更加危險(xiǎn).為了保證結(jié)構(gòu)安全使用，促進(jìn)外貼碳纖維加固技術(shù)的推廣，對(duì)溫度作用下CFRP-混凝土界面剪切性能的研究就顯得尤為迫切.

對(duì)于溫度作用下CFRP-混凝土界面剪切黏結(jié)性能的試驗(yàn)研究主要以預(yù)設(shè)裂縫簡(jiǎn)支梁試驗(yàn)和面內(nèi)剪切試驗(yàn)為主.2001年Tommaso等[2]首次通過(guò)預(yù)設(shè)裂縫簡(jiǎn)支梁試驗(yàn)研究了溫度對(duì)CFRP-混凝土界面性能的影響.之后，Blontrock[3]，Klamer等[4]、Wu等[5]、Gamage等[6]，Camata等[7]和Leone等[8]相繼進(jìn)行了溫度作用下CFRP-混凝土界面的面內(nèi)剪切試驗(yàn).2008—2010年，筆者所在課題組先后進(jìn)行了2批溫度作用下CFRP-混凝土界面的雙面剪切試驗(yàn)(分別稱為蔡正華試驗(yàn)[9]和趙傳鑫試驗(yàn)[10]).已有試驗(yàn)的溫度選擇各不相同，但大部分處于20～140 ℃范圍內(nèi).通過(guò)對(duì)各試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn)，CFRP-混凝土界面破壞形式隨溫度的變化基本一致，都是由常溫下的混凝土表層剝離轉(zhuǎn)變?yōu)檩^高溫度下的膠層內(nèi)部或黏結(jié)面的剝離；而剪切黏結(jié)強(qiáng)度隨著溫度的升高卻出現(xiàn)了2種不同變化趨勢(shì)，如圖1所示.第1種趨勢(shì)是先升后降，在玻璃化溫度之前剪切黏結(jié)強(qiáng)度隨溫度上升有明顯的增加，包括Blontrock試驗(yàn)[3]、Klamer試驗(yàn)[4]、Leone試驗(yàn)[8]和蔡正華試驗(yàn)[9]；第2種趨勢(shì)是單調(diào)下降，剪切強(qiáng)度從常溫開(kāi)始沒(méi)有上升段或上升不明顯，之后隨溫度上升強(qiáng)度持續(xù)下降，包括Wu試驗(yàn)[5]、Gamage試驗(yàn)[6]、Camata試驗(yàn)[7]和趙傳鑫試驗(yàn)[10].目前，現(xiàn)有文獻(xiàn)并未能很好地解釋造成2種變化趨勢(shì)的原因.

圖1　界面平均剪切強(qiáng)度隨溫度變化曲線

關(guān)于溫度作用下CFRP-混凝土界面黏結(jié)性能的理論研究很少.Gamage等[6]在試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上提出了簡(jiǎn)化的三線性CFRP-混凝土界面剪切強(qiáng)度隨溫度變化公式，但是式中并未體現(xiàn)膠黏劑對(duì)CFRP-混凝土界面性能的影響；Gao等[11]在常溫界面模型中引入材料線膨脹系數(shù)，給出了溫度作用下CFRP-混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型，但推導(dǎo)過(guò)程中并未考慮試件黏結(jié)長(zhǎng)度對(duì)模型中參數(shù)確定的影響.

為了明確溫度作用下CFRP-混凝土界面黏結(jié)性能變化規(guī)律，首先進(jìn)行了溫度作用下的膠黏劑剪切性能試驗(yàn)，探索了溫度作用及固化條件對(duì)膠黏劑乃至CFRP-混凝土黏結(jié)界面高溫剪切性能的影響，分析了導(dǎo)致前述2種不同試驗(yàn)現(xiàn)象的原因；其次，結(jié)合常溫下已有的CFRP-混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移關(guān)系給出了溫度作用下界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移關(guān)系的計(jì)算方法；最后，引入實(shí)際玻璃化溫度這一參數(shù)，提出了溫度作用下CFRP-混凝土界面剪切黏結(jié)強(qiáng)度、極限承載力和初始剪切剛度變化模型.

1膠黏劑力學(xué)性能試驗(yàn)研究

1.1試件設(shè)計(jì)

參照國(guó)家規(guī)范《膠黏劑拉伸剪切強(qiáng)度的測(cè)定(剛性材料對(duì)剛性材料)》(GB/T7124—2008)設(shè)計(jì)試件.試件尺寸如圖2所示.鋼片采用45號(hào)鋼，膠黏劑采用新日本/辰日株式會(huì)社生產(chǎn)的TH碳纖維粘貼專用配套膠(浸漬膠)，膠層厚度0.2 mm.在試驗(yàn)前對(duì)該膠黏劑進(jìn)行示差掃描量熱法(DSC)測(cè)試，測(cè)得室溫固化條件下其玻璃化溫度值為44.36 ℃，經(jīng)歷-50 ℃→300 ℃→-20 ℃溫度循環(huán)后其玻璃化溫度值為74.54 ℃，相比室溫固化有約30 ℃的提高.

圖2　試件尺寸(單位：mm)

為研究不同固化條件對(duì)膠黏劑性能的影響，試件采用2種固化方式，其中A組常溫固化7d，B組在常溫固化7d后置于100℃恒溫箱中固化3h，待完全恢復(fù)常溫后進(jìn)行試驗(yàn).試驗(yàn)工況如表1，每個(gè)溫度下進(jìn)行2～3個(gè)試件的試驗(yàn)，2組共29個(gè)試件.

表1　試驗(yàn)工況

1.2試驗(yàn)方法

試驗(yàn)加載設(shè)備采用德國(guó)Zwick公司的Z020型高低溫電子萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī).該設(shè)備采用氣動(dòng)夾具夾持，最大加載拉力為20 kN，兩夾頭間距112.5 mm.試驗(yàn)采用位移加載控制，加載速率為0.3 mm·min-1，當(dāng)荷載降至極限荷載的50%時(shí)停止加載.配套環(huán)境箱的溫度控制范圍為-80～250 ℃，溫度控制精度在1 ℃以內(nèi).進(jìn)行不同溫度作用試驗(yàn)時(shí)，先設(shè)定試驗(yàn)溫度，當(dāng)環(huán)境箱溫度達(dá)到目標(biāo)溫度以下5 ℃左右時(shí)放入試件，將上端加持區(qū)域固定后繼續(xù)升溫，待到達(dá)目標(biāo)溫度并恒溫3 min后將下端固定，進(jìn)行加載.試驗(yàn)機(jī)采用自帶荷載和變形傳感器來(lái)捕捉測(cè)量試件所受拉力和相對(duì)位移，采用testXpert Ⅱ材料試驗(yàn)智能測(cè)試軟件進(jìn)行記錄和顯示.試驗(yàn)中取當(dāng)前溫度所達(dá)到的最大荷載作為破壞荷載.

1.3試驗(yàn)結(jié)果及分析

將極限荷載值除以黏結(jié)面積可以得到平均剪切強(qiáng)度，極限荷載值除以與其相對(duì)應(yīng)的位移得到平均剪切剛度，它們隨溫度變化見(jiàn)圖3和4，可見(jiàn)：

圖3　平均剪切強(qiáng)度與試驗(yàn)溫度關(guān)系曲線

圖4　平均剪切剛度與試驗(yàn)溫度關(guān)系曲線

(1)隨著溫度升高，2組試件黏結(jié)性能總體均呈下降趨勢(shì)，但膠黏劑強(qiáng)度和剛度性能退化點(diǎn)出現(xiàn)的溫度值不一致.經(jīng)過(guò)高溫固化的B組試件膠黏劑的耐熱性能明顯高于室溫固化的A組試件.如在65 ℃時(shí)，常溫固化膠黏劑的剪切強(qiáng)度已經(jīng)大幅度下降，而高溫固化過(guò)的膠黏劑仍有較高的剪切強(qiáng)度.

(2)在試驗(yàn)過(guò)程中，A組和B組試件的性能退化分別發(fā)生在45 ℃和75 ℃左右，這與前期DSC測(cè)試結(jié)果中各自的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度(44.36 ℃和74.54 ℃)恰好對(duì)應(yīng)，說(shuō)明玻璃化溫度是影響膠黏劑在溫度作用下剪切性能的一個(gè)重要因素.

(3)A組試件在試驗(yàn)過(guò)程中存在明顯的先上升后下降現(xiàn)象，與前述部分CFRP-混凝土界面剪切試驗(yàn)中出現(xiàn)的現(xiàn)象一致.說(shuō)明溫度作用下膠黏劑自身特性是影響CFRP-混凝土界面性能的主要因素.

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出，固化條件對(duì)溫度作用下膠黏劑黏結(jié)性能有著重要影響.從分子角度來(lái)看，膠黏劑固化過(guò)程是低相對(duì)分子質(zhì)量的樹脂預(yù)聚體通過(guò)化學(xué)反應(yīng)向高相對(duì)分子質(zhì)量、高支化及交聯(lián)度的三維網(wǎng)狀高聚物轉(zhuǎn)變的過(guò)程.只有在網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)充分形成后，才能充分地體現(xiàn)出膠黏劑的黏結(jié)強(qiáng)度.而在實(shí)際應(yīng)用中，大多數(shù)環(huán)氧樹脂膠黏劑均采用室溫固化，固化程度不完全，其實(shí)際玻璃化溫度僅只有50～60 ℃[12].在后期經(jīng)歷高于其最初的固化環(huán)境溫度時(shí)，會(huì)繼續(xù)發(fā)生固化反應(yīng)，交聯(lián)度提高，導(dǎo)致實(shí)際玻璃化溫度升高；內(nèi)聚力增強(qiáng)，局部提高界面的高溫黏結(jié)性能.另外，由于溫度升高，膠黏劑分子鏈段運(yùn)動(dòng)加劇，應(yīng)力集中減少，也一定程度上對(duì)剪切強(qiáng)度有提高效果.當(dāng)溫度繼續(xù)升高，膠黏劑性態(tài)轉(zhuǎn)變成為決定強(qiáng)度變化的主導(dǎo)因素，從而導(dǎo)致強(qiáng)度持續(xù)下降.

結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果和膠黏劑固化知識(shí)分析，可以得出以下結(jié)論：①溫度作用下膠黏劑剪切性能(強(qiáng)度和剛度)與實(shí)際玻璃化溫度Tg有密切關(guān)系.高溫固化能夠提高膠黏劑材料的固化程度，固化程度越高，其實(shí)際玻璃化溫度越高，界面高溫性能退化點(diǎn)出現(xiàn)得越晚；②固化不完全的膠黏劑在較高溫度作用下繼續(xù)發(fā)生固化反應(yīng)，相對(duì)分子質(zhì)量和交聯(lián)密度增加，內(nèi)聚力增強(qiáng).A組試件中的強(qiáng)度提高現(xiàn)象即是因其在室溫固化，固化程度低，在試驗(yàn)升溫和恒溫過(guò)程中發(fā)生后固化作用，導(dǎo)致剪切強(qiáng)度曲線有所上升.

1.4CFRP-混凝土界面剪切強(qiáng)度差異分析

根據(jù)膠黏劑試驗(yàn)結(jié)果及分析，已有CFRP-混凝土界面剪切試驗(yàn)中出現(xiàn)的2種不同試驗(yàn)現(xiàn)象可以得到合理的解釋.表2給出了各試驗(yàn)的相關(guān)試驗(yàn)參數(shù)和剪切強(qiáng)度隨溫度變化結(jié)果.

由表2可以發(fā)現(xiàn)，各學(xué)者間試驗(yàn)方法的不統(tǒng)一造成了CFRP-混凝土界面剪切試驗(yàn)現(xiàn)象的差異.部分界面試驗(yàn)中出現(xiàn)剪切強(qiáng)度“先升后降”現(xiàn)象主要?dú)w因于膠黏劑材料的后固化反應(yīng).其中，Blontrock和Klamer試驗(yàn)都是在20 ℃固化的，試驗(yàn)中12 h的恒溫過(guò)程使得膠黏劑有充分的時(shí)間發(fā)生后固化作用；而蔡正華試驗(yàn)則是由于固化時(shí)溫度過(guò)低(8 ℃)，前期的膠黏劑交聯(lián)度不高，在試驗(yàn)升溫和恒溫條件下

表2　現(xiàn)有界面黏結(jié)試驗(yàn)參數(shù)及結(jié)果

繼續(xù)固化，交聯(lián)密度增加，內(nèi)聚力增強(qiáng).試驗(yàn)中出現(xiàn)“單調(diào)下降”現(xiàn)象則是由于前期采用高溫固化(Wu試驗(yàn)80 ℃和Camata試驗(yàn)85 ℃)或試驗(yàn)時(shí)恒溫時(shí)間較短(Gamage試驗(yàn)0min和趙傳鑫試驗(yàn)2 min)造成的.根據(jù)對(duì)本文試驗(yàn)和前人試驗(yàn)分析可知，當(dāng)膠黏劑在前期得到完全固化后，隨溫度升高CFRP-混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度總是保持單調(diào)下降的規(guī)律.

2CFRP-混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型

從面內(nèi)剪切試驗(yàn)結(jié)點(diǎn)平衡方程出發(fā)，結(jié)合常溫下已有的界面理論，進(jìn)一步考慮溫度作用下有效黏結(jié)長(zhǎng)度變化對(duì)界面性能的影響，探討考慮黏結(jié)長(zhǎng)度的溫度作用下CFRP-混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移關(guān)系的計(jì)算方法.

2.1黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型推導(dǎo)

面內(nèi)剪切試驗(yàn)是目前研究CFRP-混凝土界面黏結(jié)特性的比較常用的方法.其界面的基本受力情況如圖5所示，圖中L為黏結(jié)長(zhǎng)度，P為外荷載，x為沿長(zhǎng)度方向位置坐標(biāo)，σf與σc分別為CFRP和混凝土的軸向應(yīng)力，τ為界面剪切黏結(jié)應(yīng)力.

Dai等[13]根據(jù)常溫下試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，對(duì)黏結(jié)長(zhǎng)度大于有效黏結(jié)長(zhǎng)度的試件，如下指數(shù)形式的表達(dá)式可以很好地代表加載端CFRP軸向應(yīng)變?chǔ)舊與界面相對(duì)滑移量δ的關(guān)系：

(1)

其中，參數(shù)A和B由界面試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定.

根據(jù)黏結(jié)界面平衡關(guān)系，建立如下平衡方程[15]：

(2)

(3)

式中：tf和bf分別為CFRP厚度和寬度；tc與bc分別為混凝土的厚度和寬度.由材料力學(xué)關(guān)系可知

(4)

(5)

(6)

式中：uf與uc分別為CFRP和混凝土的變形量；εf與εc分別為CFRP和混凝土的軸向應(yīng)變；Ef和Ec分別為CFRP和混凝土的彈性模量.

將式(4)，(5)，(6)代入式(3)可得

(7)

(8)

根據(jù)式(2)可知

(9)

將式(1)、式(7)代入(9)可得

(10)

此即為采用參數(shù)A和B表達(dá)的界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型.該模型與Dai模型[13]相比，多出1+ρ這一項(xiàng)，這是因?yàn)镈ai模型在由CFRP應(yīng)變積分滑移值的過(guò)程中忽略了混凝土的應(yīng)變.

2.2模型中參數(shù)確定方法

結(jié)合式(1)，黏結(jié)長(zhǎng)度充足時(shí)的CFRP加載端外荷載P的表達(dá)式為

(11)

式中：Δ為加載端的滑移量.

Gao等[11]在推導(dǎo)溫度作用下界面滑移本構(gòu)時(shí)將試驗(yàn)所得的荷載滑移曲線代入式(11)，進(jìn)行回歸分析來(lái)計(jì)算其黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型中的參數(shù)A，B.在其方法中，式(11)是基于CFRP-混凝土界面黏結(jié)長(zhǎng)度大于有效黏結(jié)長(zhǎng)度(長(zhǎng)結(jié)點(diǎn))的情況推導(dǎo)得到的，這樣的取值方法具有一定的局限性.當(dāng)試驗(yàn)中界面黏結(jié)長(zhǎng)度不能滿足有效黏結(jié)長(zhǎng)度(短結(jié)點(diǎn))時(shí)，其荷載滑移曲線會(huì)因黏結(jié)長(zhǎng)度的不同而不同.而在溫度作用下，由于粘貼碳纖維所用的膠黏劑材料發(fā)生軟化，CFRP-混凝土界面的有效黏結(jié)長(zhǎng)度逐漸增大，界面的黏結(jié)長(zhǎng)度與有效黏結(jié)長(zhǎng)度的比值會(huì)越來(lái)越小，此時(shí)式(11)不能直接適用于短結(jié)點(diǎn)的情況.在常溫下界面理論的基礎(chǔ)上，考慮黏結(jié)長(zhǎng)度的影響，本文給出一種適合溫度作用下參數(shù)取值的方法.

對(duì)式(11)求極限得界面極限承載力Pmax,∞.

(12)

對(duì)式(11)求原點(diǎn)導(dǎo)數(shù)得界面初始剛度Kini,∞.

(13)

由此，可以得到黏結(jié)長(zhǎng)度充足的結(jié)點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的參數(shù)A和B的計(jì)算式如下：

(14)

(15)

式中：Pmax,∞取CFEP-混凝土結(jié)點(diǎn)界面試驗(yàn)的最大荷載，較容易獲得；Kini,∞為荷載-滑移曲線的原點(diǎn)斜率，不易準(zhǔn)確獲得，建議采用對(duì)應(yīng)于0.1倍最大荷載的試驗(yàn)曲線的割線剛度近似代替，結(jié)合式(11)可計(jì)算其替代精度約為95%.

而對(duì)于黏結(jié)長(zhǎng)度為L(zhǎng)的短結(jié)點(diǎn)而言，荷載滑移曲線中最大荷載Pmax,L和初始剛度Kini,L與黏結(jié)長(zhǎng)度充足的結(jié)點(diǎn)的Pmax,∞和Kini,∞有明顯不同.通過(guò)對(duì)界面應(yīng)力分布和傳遞的分析，Dai等[13]給出短結(jié)點(diǎn)最大荷載Pmax,L和界面極限承載力Pmax,∞的關(guān)系.

(16)

(17)

對(duì)于界面初始剛度隨黏結(jié)長(zhǎng)度的變化未見(jiàn)有文獻(xiàn)直接論述.通過(guò)對(duì)Yuan等[14]給出的CFRP-混凝土黏結(jié)結(jié)點(diǎn)加載端受力初始彈性段的荷載-滑移關(guān)系式求導(dǎo)可得界面初始剛度與黏結(jié)長(zhǎng)度L關(guān)系.

(18)

式中：λ1為與界面黏結(jié)本構(gòu)和材料性質(zhì)相關(guān)的系數(shù).

由于Yuan等[14]在分析中采用的是雙線性本構(gòu)模型，本文采用斷裂能等效原則(與坐標(biāo)軸所圍面積Gf相等，如圖6所示)將上述界面剛度與黏結(jié)長(zhǎng)度的關(guān)系引入本文黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型，近似得到Kini,L與Kini,∞的關(guān)系表達(dá)式.

(19)

圖6　雙線性模型與本文模型的轉(zhuǎn)換關(guān)系

由此，對(duì)黏結(jié)長(zhǎng)度為L(zhǎng)的短結(jié)點(diǎn)可采用下式進(jìn)行參數(shù)A，B的計(jì)算：

Pmax,L=tfbfEfAtanh(0.25ABL)

(20)

Kini,L=tfbfEfABtanh(0.6ABL)

(21)

一般情況下，常溫試驗(yàn)中CFRP黏結(jié)長(zhǎng)度能夠滿足有效黏結(jié)長(zhǎng)度要求，其黏結(jié)長(zhǎng)度對(duì)荷載滑移曲線的影響可忽略不計(jì)，其本構(gòu)模型中的參數(shù)可直接近似按式(14)和(15)計(jì)算；而隨著溫度的升高，黏結(jié)結(jié)點(diǎn)的有效黏結(jié)長(zhǎng)度并不固定，其本構(gòu)模型的中參數(shù)應(yīng)按式(20)和(21)確定.以Klamer的50 ℃雙剪試驗(yàn)為例，圖7分別給出了按長(zhǎng)結(jié)點(diǎn)和短結(jié)點(diǎn)計(jì)算的黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線.從圖中可以看出，在溫度作用下不同取值方法之間有著較大的差異，試件的黏結(jié)長(zhǎng)度對(duì)取值的影響不可忽略.

圖7　不同方法計(jì)算的黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線

2.3已有試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

對(duì)式(10)求導(dǎo)，可知剪切強(qiáng)度τmax計(jì)算式為

(22)

根據(jù)式(20)和(21)求得各試驗(yàn)的參數(shù)A，B結(jié)合式(22)計(jì)算黏結(jié)界面剪切強(qiáng)度τmax，并且與試驗(yàn)破壞時(shí)的平均剪切應(yīng)力τavg作對(duì)比，試驗(yàn)數(shù)據(jù)及計(jì)算結(jié)果如表3所示.

表3　各試件的試驗(yàn)數(shù)據(jù)和分析結(jié)果

注：表3中B1-*和B2-*的試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)自文獻(xiàn)[4]，O-*和T-*的試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)自文獻(xiàn)[5]，CS-*的試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)自文獻(xiàn)[9]，ZS-*的試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)自文獻(xiàn)[10].

從表3可以看出，由于不同溫度下試件的最大荷載和初始剛度發(fā)生了變化，導(dǎo)致對(duì)應(yīng)同一黏結(jié)長(zhǎng)度的試件的參數(shù)A和B的取值不同，界面剪切強(qiáng)度也隨之變化.隨著溫度的升高，實(shí)際黏結(jié)長(zhǎng)度與有效黏結(jié)長(zhǎng)度的比值越來(lái)越小，界面破壞時(shí)的平均剪切應(yīng)力越來(lái)越接近于界面的剪切強(qiáng)度，且始終小于剪切強(qiáng)度.這是與實(shí)際相符的，說(shuō)明本文的計(jì)算方法能夠較好地反映實(shí)際情況.另外，根據(jù)表3結(jié)果發(fā)現(xiàn)：對(duì)短結(jié)點(diǎn)試驗(yàn)或長(zhǎng)結(jié)點(diǎn)高溫試驗(yàn)可無(wú)需計(jì)算參數(shù)A，B，直接使用界面破壞時(shí)的平均剪切應(yīng)力來(lái)代替剪切強(qiáng)度就可以獲得較好的準(zhǔn)確度；而對(duì)于長(zhǎng)結(jié)點(diǎn)常溫范圍內(nèi)試驗(yàn)仍需按照式(22)計(jì)算.

隨著溫度的升高，膠黏劑自身特性成為影響CFRP-混凝土界面性能的主要因素，而膠黏劑玻璃化溫度顯然是一個(gè)關(guān)鍵參數(shù).為合理體現(xiàn)膠黏劑玻璃化溫度的影響，引入試驗(yàn)溫度T與玻璃化溫度Tg的溫差值(T-Tg)這一參數(shù)，結(jié)合現(xiàn)有的CFRP-混凝土界面剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)溫度作用下CFRP-混凝土界面剪切強(qiáng)度、極限承載力和初始剪切剛度值以20 ℃試驗(yàn)數(shù)值進(jìn)行歸一化處理，如圖8～10所示.圖8中有荷載滑移曲線的試驗(yàn)數(shù)據(jù)按照式(22)計(jì)算剪切強(qiáng)度，無(wú)荷載滑移曲線則以界面破壞時(shí)平均剪切應(yīng)力代替剪切強(qiáng)度；圖9、圖10中數(shù)據(jù)均為根據(jù)各文獻(xiàn)中給出的荷載-滑移曲線計(jì)算所得.

圖8　剪切強(qiáng)度隨溫度變化關(guān)系

圖9　極限承載力隨溫度變化關(guān)系

圖10　初始剪切剛度隨溫度變化關(guān)系

從圖8～10中各試驗(yàn)的數(shù)據(jù)分布可以看出，膠黏劑玻璃化溫度在這一關(guān)系中起著明顯的控制作用.界面的黏結(jié)性能自常溫至(Tg-20)℃基本未發(fā)生下降，在膠黏劑玻璃化轉(zhuǎn)變區(qū)域下降最為明顯，當(dāng)溫度到達(dá)(Tg+20)℃后變化放緩，繼而保持穩(wěn)定.

因?yàn)橥耆袒蜓杆偕郎厍闆r下膠黏劑剪切強(qiáng)度上升不明顯，可不考慮玻璃化溫度前出現(xiàn)的增加情況.用雙曲正切曲線對(duì)歸一化試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，給出了如下溫度作用下界面剪切強(qiáng)度、極限承載力和初始剪切剛度隨溫度變化模型，圖8～10中R為擬合曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的相關(guān)系數(shù).

(23)

(24)

(25)

大部分界面試驗(yàn)都在常溫20～(Tg+60)℃的范圍內(nèi)進(jìn)行，因?yàn)闇囟冗^(guò)高膠黏劑會(huì)轉(zhuǎn)變?yōu)轲ち鲬B(tài)而完全喪失強(qiáng)度.因此，回歸公式的適用溫度下限取20 ℃，上限取(Tg+60)℃.同時(shí)，為安全起見(jiàn)，可將溫度超過(guò)(Tg+60)℃時(shí)的膠黏劑剪切強(qiáng)度和剛度近似取為零.由圖8～10可見(jiàn)，在常溫20～(Tg+60)℃的溫度范圍內(nèi)，式(23)、式(24)和式(25)給出的擬合曲線能夠較好地體現(xiàn)界面剪切性能的變化規(guī)律.

由常溫試驗(yàn)中最大荷載Pmax,L和初始剛度Kini,L結(jié)合式(20)、式(21)以及式(24)、式(25)即可求得各溫度下Pmax,∞(T)和Kini,∞(T).之后，直接根據(jù)式(14)、式(15)計(jì)算各溫度下參數(shù)A和B的值，代入式(10)中即可繪制不同溫度下界面的黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線.各式中，溫度作用下的纖維模量Ef(T)和混凝土模量Ec(T)分別參考文獻(xiàn)[15]和文獻(xiàn)[16]建議式考慮.圖11為采用本文方法預(yù)測(cè)不同溫度下Klamer試驗(yàn)(Tg為62 ℃)和Wu普通膠試驗(yàn)(Tg為38 ℃)的界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移本構(gòu)曲線.

圖11　不同試驗(yàn)的界面性能對(duì)比

從圖11中可以看出，隨著溫度的增長(zhǎng)，各試驗(yàn)界面剪切強(qiáng)度和剛度都逐漸下降，并且在各自玻璃化溫度附近下降最為劇烈；不同界面試驗(yàn)的界面剪切強(qiáng)度數(shù)值和界面本構(gòu)形狀相差較大.因此，在進(jìn)行界面性能模擬和預(yù)測(cè)時(shí)需要嚴(yán)格按照所使用材料的特性選用數(shù)據(jù)；同時(shí)，為了得到更好的界面黏結(jié)效果，在工程應(yīng)用中應(yīng)盡量選擇黏結(jié)性能強(qiáng)和玻璃化溫度較高的膠黏劑作為界面材料.

4結(jié)論

(1)膠黏劑高溫性能的變化是溫度作用下CFRP-混凝土界面黏結(jié)性能的主要影響因素，其中膠黏劑玻璃化溫度是至關(guān)重要的一個(gè)參數(shù).

(2)高溫固化能夠提高膠黏劑材料的固化程度，固化程度越高，其實(shí)際玻璃化溫度越高，界面高溫性能退化點(diǎn)出現(xiàn)得越晚；固化不完全的膠黏劑在較高溫度下會(huì)繼續(xù)發(fā)生固化反應(yīng)，增強(qiáng)內(nèi)聚力.

(3)結(jié)合常溫界面理論提出的溫度作用下CFRP-混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型，能夠合理地考慮黏結(jié)長(zhǎng)度對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的影響，能夠更為準(zhǔn)確地獲得所需參數(shù).

(4)隨著溫度的升高，CFRP-混凝土界面性能整體呈下降趨勢(shì)，且性能退化集中發(fā)生在膠黏劑玻璃化溫度Tg±20 ℃的范圍內(nèi)；文中提出的CFRP-混凝土界面性能與溫度的關(guān)系表達(dá)式能夠較好地預(yù)測(cè)溫度作用下界面的黏結(jié)性能，為后期的試驗(yàn)?zāi)M和參數(shù)分析提供了可行的技術(shù)參考.

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收稿日期：2015-07-03

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金(51478362)

通訊作者：董坤(1987—)，男，博士生，主要研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)加固與抗火.E-mail: dongkun2012@163.com

中圖分類號(hào)：TU377.9

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Temperature Effect on Bond Behavior of Carbon Fiber Reinforced Polymer to Concrete Interface

HU Kexu1, DONG Kun1, YANG Yaowu2

(1.Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2.Shanghai Grandcity International Architecture Design Co., Ltd, Shanghai 200082, China)

Abstract：In order to study the effect of ambient temperature on bond behavior of Carbon Fiber Reinforced Polymer (CFRP)-to-concrete joints at high temperatures, structural adhesives with different curing schedules were tested at different temperatures, and the shear performances of adhesive were investigated in the aspects of strength and stiffness. It was concluded that the glass transition temperature of the adhesive plays an important role for the bond behavior at high temperatures. When the temperature was near the glass transition temperature, bond behavior of structural adhesive has suffered a serious drop. Further, based on the bond-slip relationship of FRP to concrete bonded joints at normal temperature, a simple calculation method was brought to derive the two-parameter bond-slip relationship at high temperature. Considering the effect of glass transition temperature, normalized relational models for bond strength, the ultimate load and initial stiffness at high temperature are presented.

Key words：carbon fiber reinforced polymer; concrete; interfacial bond behavior; temperature effect; glass transition temperature

第一作者： 胡克旭(1964—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)加固與抗火.E-mail: kexuhu@163.com