1、CFRP混凝土界面的動力性能試驗研究摘要：碳纖維增強聚合物（CFRP）片/板被廣泛用于加強缺陷鋼筋混凝土結構。現有的研究表明，外貼CFRP材料的有效性通常取決于CFRP元件和混凝土之間的結合。目前的研究成果大多集中在靜態荷載作用下碳纖維混凝土界面粘結性能研究。在這項工作中，粘結性能進行了實驗研究從動態的角度來看，通過落錘沖擊試驗方法，以突出的負載率的影響的粘結強度的目的。測試結果表明，該應變分布梯度碳纖維復合材料在沖擊載荷下的載荷比靜態載荷下大，而只有適度影響有效鍵長。一個實際的粘結滑移模型被提出來在動力條件下模擬CFRP對混凝土界面的粘結性能。此外，從給定的一些現有的公式開始，制定準確的設計

2、方案的基礎上，在沖擊荷載作用下，預測碳纖維復合材料的有效粘結長度和粘結強度。DOI: 10.1061/(ASCE)CC.1943-5614.0000677. 2016 American Society of Civil Engineers.關鍵字：碳纖維增強聚合物(CFRP); 粘結強度;界面行為; 彎曲試驗;動態負載。簡介已經惡化的混凝土結構需要升級的數量不斷增加。在過去的幾十年里，通過粘接復合材料，以加強現有的混凝土結構的數量穩步增加(Teng et al. 2001)。已對加固聚合物（FRP）加固混凝土結構進行了廣泛的研究(Teng et al. 2001; Nanni 2003; Ri

3、zkalla et al. 2003; Oehlers and Seracino 2004)。該技術的有效性主要取決于在FRP板材和混凝土基材之間的鍵的強度。FRP筋與混凝土之間的粘結性能進行了廣泛的研究，一些研究已經由外部應用FRP加固混凝土結構，例如, ACI 440.2R-08 (ACI 2008), FIB 2001, CNR 2004, and EN 1998-3 (CEN 2005)。特別是，一些經驗公式已經提出了粘結強度，有效粘結長度，粘結滑移模型。對FRP板與混凝土粘結性能的試驗研究采用單剪試驗(Täljsten 1997; Khalifa et al. 1998;

4、Bizindavyi and Neale 1999; Yao et al. 2005; Dai et al. 2005; Woo and Lee 2010), double shear tests (Brosens and Van Gemert 1997; Nakaba et al. 2001; Cao et al. 2007; Schilde and Seim 2007; Pellegrino et al. 2008; Xue et al. 2008)，和修正光束測試(Miller and Nanni 1999)。單剪和雙剪切試驗是常用的測試方法，是因為他們的設計和操控方便簡潔。在實驗測試的

5、基礎上，研究了影響鋼纖維混凝土接頭粘結性能的一些參數(Khalifa et al. 1998; Chen and Teng 2001; Lorenzis et al. 2001; Yang et al. 2001; Dai et al. 2005; Lu et al. 2005; Leung and Tung 2006; Leung et al. 2006; Zhou et al. 2010; Wu and Jiang 2013; Tao and Chen 2015)根據實驗結果和斷裂力學理論，提出了各種模型對混凝土接頭粘結性能的預測。土木結構在其使用壽命期間內可能承受動力荷載，如爆炸，撞擊，

6、地震。一些實驗和數值模擬研究表明，鋼筋混凝土結構的延展性和抗沖擊性可以通過使用外部增強FRP鋼筋提高(Buchan and Chen 2007; Razaqpur et al. 2007; Wu et al. 2009; Hao and Tang 2010; Nam et al. 2010; Ha et al. 2011)。然而，有限的實驗結果表面，在爆炸荷載作用下FRP加固結構只有定性的特征和無法解決的沖擊機制(Buchan and Chen 2007)，爆炸緩解有效性和外部的百分比改善FRP鋼材料沒有得到確認(Razaqpur et al. 2007; Wu et al. 2009)。用高

7、應變率相關材料模型和剝離破壞模型中的精致數值分析(Nam et al. 2010)，用于評估FRP改造效果進行。基于理想的線性局部粘結滑移關系和動態粘結強度與靜態粘結強度相同的假設，提出了沖擊壓力下的剝離破壞模型(Lorenzis and Tegola 2005)，并基于理想的線性局部粘結滑移關系建立了粘結模型。試驗結果表明(in Shi et al. 2012)，FRP與混凝土界面的粘結性能是與應變率敏感，和界面斷裂能、最大的FRP應變和最大剪應力與應變率的對數函數呈正相關。不幸的是，在測試(Shi et al. 2012)中測得的應變率小于0.1/秒。對CFRP與混凝土之間的粘結影響的影響

8、缺乏認識。本文旨在填補這一知識不足。為了實現這一點，進行了一系列的三點彎曲試驗，在不同的負載率下，調查負載對碳纖維片材-混凝土界面的粘結性能的影響。本文介紹了沖擊試驗的總結和對一些討論的測試結果。動態測試結果與那些靜態彎曲載荷的試樣進行比較，以突出不同的加載速率的影響。基于斷裂力學，測得的粘結應力-滑移曲線在碳纖維布-混凝土界面的沖擊試驗獲得的雙線性法建模。該模型可以合理預測在有效鍵長和沖擊載荷下碳纖維布混凝土界面的極限荷載。實驗計劃材料使用30MPa抗壓強度的混凝土進行研究。粗骨料是5-20毫米的碳酸酯類礫石，細骨料是常見的二氧化硅基河砂。水泥采用波特蘭水泥，混凝土配合比為水泥：水：細骨料：

9、粗骨料=1:0.6:2.2:3.58。28天后平均立方體強度（fcu）、氣缸強度（fc）、和彈性模量（Ec）分別為大約35.2、29、28,000MPa。測得fcu、fc、Ec平均標準值分別為37.3、 28、和30,900 MPa。商業產品（HITEX-C300）作為用于FRP板材被使用，是一個標稱厚度為0.169毫米的單向絲束碳纖維片材。試樣拉伸試驗按照ASTM D3039（ASTM 2008）和GB/T 3354-1999 (GB 1999)測量GFRP的力學性能。測得的靜態性能的拉伸強度，彈性模量，和極限應變分別為3587 MPa、236 GPa和1.52%。在環境溫度下測試中使用了固

10、化環氧粘合劑和環氧樹脂底漆。該粘合劑具有更好的柔性的和彈性，并且具有非常高的剪切強度和良好的抗濕性。測得混凝土的靜態拉伸強度、剪切強度、拉伸強度、彈性模量，和環氧樹脂的極限拉伸應變分別為65 MPa、20 MPa、3.6 MPa、3200 MPa和2%。所測得混凝土的底漆的抗剪強度和拉伸強度為分別為20和3.5兆帕。試樣制備對混凝土粘結性能的測試可以通過不同的試驗裝置來確定：雙剪試驗，單剪試驗，梁（或彎曲）試驗，和修正的梁試驗(Yao et al. 2005; Chen et al. 2012)。剪切試驗不容易在沖擊載荷下進行，而彎曲試驗中的測試設置方面具有明顯的優勢。彎曲試驗必須進行仔細，因

11、為在混凝土中的曲率和裂縫的存在可以影響粘結的行為(Chen et al. 2001, 2007; Teng et al.2006)。這些影響可以通過硬化混凝土塊，足以避免混凝土開裂的最小界限，通過納拉亞納·穆爾蒂等人觀察到（2010），由陳等人（2012）在沖擊荷載作用下對FRP進行混凝土粘結性能試驗得到。三點彎曲試驗的另一個優點是，測試光束可以被加載到失敗，以模擬在剪切下FRP板材混凝土界面的機械性能（即，由于應力平行的界面）和剝離（即，由于強調垂直于界面）應力(Zhao and Zhang 2007)。因此，采用彎曲試驗研究了沖擊載荷下FRP對混凝土的粘結性能。圖1顯示鋼筋混凝土

12、梁試樣的細節應變計的布局。混凝土梁由兩混凝土棱柱體，其細節如圖1所示，連接在一起的兩鋼在受壓區鋼筋和碳纖維板粘貼到棱鏡的下方，其細節如圖1所示。兩根鋼筋被放置以便于制造和安裝試驗樣品。鋼棒的設計的目的是試樣在起重和安裝時不經歷任何塑性變形，特別是在測試過程中。抗剪箍筋也被用來避免混凝土塊受到剪切破壞。兩個混凝土塊之間的間隙被設定為10mm。 510mm的長度和50mm或80mm寬的CFRP中的一個或兩個層粘在梁底。右側是由上一個額外的100mm寬、200mm碳纖維復合材料片材以防止滑完全結合。左邊的有粘結和無粘結長度分別為200毫米和50毫米。混凝土試樣的表面被砂磨以暴露骨料和平滑混凝土表面粘

13、接制備。混凝土的表面通過水清洗，以除去任何灰塵和疏松的碎屑。空氣干燥后，用丙酮清除掉脂和油的任何沉淀物。然后將FRP片材切成表1所示，并使用粘接劑粘接到混凝土表面的尺寸。環氧樹脂進行混合，然后使用抹子和浸漬輥施加。二十三個外部粘貼碳纖維片材的試樣進行了測試使用的彎曲測試設置。十七個相同的試樣在沖擊載荷下進行了測試。通過改變下列參數進行調查：l v的影響，通過改變跌落高度（H¼200，400，和600毫米）的落錘；l CFRP片材的粘結寬度（BF¼50毫米和80毫米）；l 碳纖維片材層的數目，n。此外，還測試了六個梁試件在靜載荷作用下獲得碳纖維混凝土的靜態粘結性能。混凝土梁試

14、樣的細節在表1中給出。在目前的實驗方案，進行了實驗準備樣品，并在速度范圍從1.40到3.13m/s來發現粘結強度、有效的鍵長，沿鍵長應變分布和失效機理的裝載率的影響在不同速率下測試。在這項研究中的實驗測試分為三組：C50-1和C50-2系列試樣用50毫米寬的單簾布層和兩層碳纖維片材，和C80-2系列用80毫米寬的兩個試樣-ply碳纖維布。測試裝置和儀器靜態試驗梁在三點彎曲失敗研究的力學行為對FRP混凝土界面極限（趙、張2007）。在兩端簡支的標本，990毫米的跨度。一個大小150×120×40毫米橡膠墊是放在梁上表面中的同心負載分布（圖1）。手動液壓千斤頂的加載速度約為2

15、KN/分鐘手動液壓千斤頂。沖擊試驗進行了使用具有高達1000公斤的質量的檢測能力和16微米的最大下降高度的落錘。這種類型的設置允許的探索，基于所使用的試樣，一個范圍應變率0至10秒-1之間變化的。圖。圖2示出在位置的試驗片的沖擊試驗裝置。沖擊測試設施包括具有用于引導撞針兩個垂直圓管的幀。撞針升起，使用絞盤，由被連接到落錘一個鋼絲繩。后撞針提升到所需的高度，它是由一個電齒輪釋放，使得光束標本是沖擊加載通過在跨錘。撞針由198公斤的重物的，一個直徑為200mm平板40Cro合金鋼接觸面，并在該頸部的負載傳感器。測試光束被銷支承與800毫米的支撐件的中心（圖2）之間的距離。的橡膠墊也放置在梁的上凸緣

16、在跨降低慣性的影響。一個示波快速數據采集系統捕獲在500每信道的第二采樣速率的沖擊力和應變儀的電信號。在1000/S（集成設計工具）經運動范圍M2高速攝像機來捕捉剝離過程。應變儀被外部安裝到一起為25毫米的間距來測量沿碳纖維布的應變分布的鍵長的碳纖維復合材料薄板的表面上。慣性力對碳纖維混凝土界面抗剪承載力的影響圖3顯示了典型的影響力對標本的時間曲線C50-2-D600-1，具有600毫米的下降高度。接觸試樣和錘之間的力具有非常高的初始峰作為大慣性負載的結果。沖擊脈沖相似為三角形，與72.5千牛頓的幅度。峰值沖擊力比相應的最大靜力大得多（17.6千牛），后者是前者的只有24.2。這表明大部分沖擊

17、力被用來加速從梁其靜止位置加速(Soleimani and Banthia 2014)。根據動態平衡的達朗貝爾原理，獲得在試樣的實際彎曲載荷，廣義慣性載荷利用虛功原理獲得必須從減去觀察錘試樣接觸載荷。錘沖擊負荷作為測量的是一個點的負載在梁跨中演戲，而梁的慣性負載分布在整個身體的力量梁跨度。梁標本沒有碳纖維布加固被沖擊加載為了校準的慣性力的沖擊試驗。慣性力與時間的關系的歷史在顯示圖3。由于減小的抗彎剛度，裝載與鋼筋相比，CFRP持續時間延長梁試樣。相同的試樣的測定的沖擊力沒有的底表面上的CFRP片可以被認為作為慣性力，因為這兩個鋼的彎曲阻力鋼筋可以忽略不計，而其峰值為54.6千牛。值得注意的是，

18、沖擊力的開始點之間的時間滯后和FRP張力的是大約1.1毫秒（圖3）。這個延遲時間也被張某等人發現。 （2010）和Soleimani和Banthia（2014年）。此外，在該應變率效應碳纖維復合材料的彈性模量，被測試的應變的范圍內率在本文中，可根據鋁Zubaidy等被忽略（2013年）。最后，這是合理的量化CFRP到混凝土基于對CFRP動態負載下的界面剪切力表應變測量。實驗結果與討論表1總結了靜態和沖擊試驗的主要結果。在靜態和沖擊試驗，剝離過程幾乎發生于瞬間。故障模式對于所有的靜態和沖擊試驗用附連到CFRP一點混凝土薄片松解失敗。圖4-8表示出測試參數在CFRP應變分布和動態的影響，比較CFR

19、P應變與靜態結果的回應。每個數據隨后分析。沖擊載荷沿鍵長應變分布的影響圖4顯示了碳纖維片材的時間歷程說明了沖擊速度，碳纖維布層，寬度對時間的影響碳纖維片材的歷史。正如預期的那樣，跨中距S1（靠近跨中的差距）比去年早了1、S9。這意味著剝離應啟動的位置靠近跨中的差距。隨著沖擊速度的增加，提高沖擊能量導致最大的最高應變和較短的持續時間。因此，應變 具有更高的沖擊速度試樣隨時間變化曲線較低的沖擊速度的情況下急劇陡峭Figs. 4(ac)。圖4(b and d)表明，將碳纖維復合片材從一層改為兩層，降低了應變值，表明碳纖維對混凝土界面的抗剪強度增強。圖4(b and e)說明，改變碳纖維片材的寬度從5

20、0到80毫米，導致增加的應變值，也表明增強抗剪性的碳纖維混凝土界面。圖5說明了應變曲線與距離一個碳纖維復合材料層和三個試樣的聯合 兩個CFRP層在不同加載速率和不同負荷水平。圖5(a and b)的測量應變分布， 沿碳纖維布一個樣本與一個碳纖維復合材料層另一個試樣兩CFRP層數相同載荷下速率（V¼1.4 M = S），分別。與試樣相比較，兩個CFRP層數，在發達的重要碳纖維應變一層只有在一個較小的區域靠近加載結束，在極限荷載(Fu)之前。經過加載到最終的負載(Fu)，最大碳纖維復合材料應變保持幾乎恒定，但該地區的最大碳纖維復合材料應變達到保持膨脹Figs. 5(a and b)。這表

21、示從加載端的碳纖維復合材料片材的自由端的脫粘傳播。超出脫膠區域（圖5）相似的應變分布表示這些區域內類似的剪切應力分布。圖5（b-d）示出了最大的CFRP應變顯然與沖擊速度的增加而增加，并顯著CFRP菌株大得多的區域內形成當極限荷載達到。然而，沖擊速度對碳纖維復合材料的應變的發展的影響不大。在剝離傳播的后期階段，顯著的碳纖維復合材料的應變和剪切應力的自由端Figs. 5(bd)，導致該地區的顯著單。在動態載荷下的碳纖維布的應變分布，在本文中所描述的靜態測試，在余等。（2012）。圖6顯示了碳纖維應變分布的比較沖擊載荷下的靜載。它說明了 沖擊載荷對應變分布有顯著影響碳纖維布。在沖擊試驗中測量的最大

22、應變是 比靜態測試中測量的要大得多。因為線性碳纖維復合材料的行為，在片材的應力是直接該應變的比例，表明極限荷載在沖擊載荷作用下的混凝土界面比 靜態加載下。這意味著試樣的行為是碳纖維復合材料對混凝土界面的動態加載敏感。此外，圖6顯示了應變分布梯度在沖擊載荷下碳纖維片材比靜態下更陡 加載，這表明剪切應力增加沖擊載荷。基于應變分布的有效鍵沖擊載荷下的長度比靜載下短。這一現象與所描述的測試結果是不同的 在鋁zubaidy等人。（2012）。圖7在沖擊載荷作用下碳纖維布層對碳纖維復合材料應變分布的影響。數字表明，即使在沖擊載荷下，在嚴厲的表的有效粘結長度（兩層和一層）是長在任何負荷水平，因為它發生在靜載

23、荷工況。沖擊載荷對有效粘結長度的影響圖8所測得的有效鍵長為靜態和沖擊試驗的實驗結果。從測試中得到的有效鍵長的應變分布（例如，圖7）：粘結被認為是無效的，如果應變計給出的應變低于5%的峰值應變。然后，有效鍵長為峰值應變點和5%峰值應變點之間的距離。如果需要，將進行插值的方式。實驗鍵長的比較：（1）陳、鄧的（2001）模型；（2）對CNR-DT 200模型 (CNR 2004);（3）FIB的第一個模型（2001）；（4）歐洲標準模型EN 1998-3 (CEN 2005)；和（5）ACI委員會440.2r-08模型（ACI 2008）。如圖8所示，ACI模型相對于其他模型相反的趨勢和不符合實驗結

24、果。這是因為有效長度與玻璃鋼片剛度成反比。歐洲規范模型低于試驗結果與其他模型。其他的模型考慮了FRP剛度增加，和他們的預測是符合測量的有效粘結長度。沖擊載荷對粘結強度的影響極限荷載（FFRP）的CFRP混凝土界面基于應變最大應變的計算 量規（S1）安裝在無粘結CFRP片材的表面區。表1顯示了最終的負載，圖9顯示了效果碳纖維復合材料對混凝土極限荷載的影響接口。極限荷載（FFRP）在表1和圖9清楚突出不同加載率對粘結強度的影響碳纖維混凝土界面。顯然，債券的強度是敏感的在加載的速度和債券的顯著增加當加載速率增加時，界面的強度被注意到從5 × 106 m/s 到 1.4, 2.4 和 3.1 m/s。局部粘結應力滑移關系在試驗梁相鄰的兩段在碳纖維復合材料的拉伸力的差異，i和i1從第一節和前一節i1相對應變得到。第一節，平均粘結應力i，除以拉力差的層壓板表