姜德文，黃海林，劉光偉，張明亮，黃曙

(1. 湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭 411201；2. 湖南建工集團有限公司，長沙 410004； 3.長沙市人防工程質(zhì)量監(jiān)督定額管理站，長沙 410013)

隨著時代的發(fā)展和時間的推移，有相當一部分建筑物會因為使用功能改變、材料性能劣化、結(jié)構(gòu)或構(gòu)件損傷造成房屋結(jié)構(gòu)性能下降，因此，混凝土結(jié)構(gòu)修復和加固技術(shù)變得越來越重要。外粘金屬、復合材料板材或者片材增強混凝土結(jié)構(gòu)或構(gòu)件是目前常見的加固方法[1-5]。同時，鋼材和FRP是使用最廣泛的兩種加固材料，鋼材強度高、延展性好，但耐腐蝕性差；FRP材料具有輕質(zhì)高強、耐腐蝕性強的優(yōu)點，但延展性差，明顯呈脆性材料特征[6-9]；鋁合金材料耐腐蝕性好、延展性好，克服了鋼材和FRP的材料缺點，是工程結(jié)構(gòu)加固材料領(lǐng)域很有前景的材料。學者圍繞鋁合金加固混凝土結(jié)構(gòu)的受力性能做了大量研究[10-11]，文獻[12]采用外部粘貼鋁合金條帶的方式來增強混凝土梁的抗剪能力，提出了外粘鋁合金條帶混凝土梁的抗剪加固計算公式；文獻[13]提出了鋁-混凝土組合梁承載力和剛度的數(shù)值分析模型；文獻[14]為了研究鋁合金和碳-環(huán)氧樹脂復合材料的粘結(jié)界面行為，使用有限元方法模擬了界面粘結(jié)破壞過程，結(jié)果表明，界面粘結(jié)強度和失效模式很大程度上取決于粘結(jié)劑。文獻[15-16]通過單剪試驗研究了混凝土強度、鋁合金板寬度和厚度、粘結(jié)長度等因素對鋁合金板與混凝土界面性能的影響，得到了鋁合金板與混凝土的有效粘結(jié)長度和粘結(jié)強度的理論計算公式。鋁合金板與混凝土界面性能的影響因素較多，由物理與化學反應過程共同控制，因此，有關(guān)界面粘結(jié)滑移行為尚未形成統(tǒng)一的認識[17]。筆者通過不同參數(shù)下的雙剪試驗，研究鋁合金板-混凝土界面的粘結(jié)破壞機理、界面的應力傳遞、界面粘結(jié)-滑移規(guī)律。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計及制作

試件設(shè)計過程中主要考慮混凝土強度等級、鋁合金板表面粗糙度、鋁合金板粘結(jié)長度和粘結(jié)寬度對界面粘結(jié)強度的影響，具體參數(shù)見表1。每個試件由混凝土試塊、結(jié)構(gòu)膠、鋁合金板材3部分組成，混凝土試塊設(shè)計強度等級為C30、C40，其組成成分為水、水泥、中砂及碎石。C30質(zhì)量配合比為m水泥∶m砂∶m石∶m水=1∶1.90∶3.52∶0.60，C40質(zhì)量配合比分別為m水泥∶m砂∶m石∶m水= 1∶1.36∶2.89∶0.49。試驗時C30、C40試件實測混凝土立方體抗壓強度平均值分別為33.4、42.2 MPa。雙剪試件具體構(gòu)造及幾何尺寸見圖1。

表1 試件設(shè)計Table 1 Specimen design

續(xù)表1

注：G表示溝槽表面，B表示鉆孔表面，N表示自然表面；G-75-120-C30表示溝槽表面，粘結(jié)寬度為75 mm，粘結(jié)長度為120 mm，混凝土強度等級為C30。

圖1 雙剪試件示意圖Fig.1 Schematic diagram of twin-shear specimen

結(jié)構(gòu)膠采用廣州西卡建筑材料有限公司生產(chǎn)的sika-30CN雙組份、無溶劑、觸變型環(huán)氧樹脂結(jié)構(gòu)膠。根據(jù)《樹脂澆鑄體性能試驗方法》(GB/T 2567—2008)采用MTS材料試驗機進行了結(jié)構(gòu)膠的拉伸試驗，結(jié)構(gòu)膠拉伸彈性模量為7.6 GPa，抗拉強度為39.9 MPa。根據(jù)《硫化橡膠與金屬粘接拉伸剪切強度測定方法》(GB/T 13936—1992)采用MTS材料試驗機進行了結(jié)構(gòu)膠-鋁合金板的粘結(jié)性能試驗，結(jié)構(gòu)膠-鋁合金板界面粘結(jié)剪切強度為9.8 MPa。

鋁合金板材型號為6061-T6。為了考察鋁合金板表面粗糙度對粘結(jié)性能的影響，鋁合金板表面做了兩種不同機械加工刻痕處理，并與自然光滑表面做對比。溝槽采用的構(gòu)造方式為：溝槽深度與寬度分別為1、3 mm，相鄰中心距為20 mm。鉆孔方法為：鉆孔的直徑與深度分別為3、1 mm，豎向中心距為20 mm，橫向中心距為10 mm，具體做法見圖2。

圖2 鋁合金不同表面處理方式Fig.2 Different surface treatment of aluminum alloy

1.2 試驗加載裝置及測點布置

裝置由鋼立柱框架、穿心千斤頂、剛性連桿、六邊形連接件、鋼套筒、螺帽、萬向轉(zhuǎn)鉸、拉力傳感器、鋁合金板上下夾具、加勁肋支撐鋼板等組成，見圖3。

試驗時，上、下夾具固定上下兩塊混凝土試塊，通過頂升穿心千斤頂對試件施加拉力，完成雙剪試驗。為簡化試驗測點布置，鋁合金板的上、下兩部分按非對稱布置粘貼，以保證界面粘結(jié)失效破壞始于試件上半部分。其中，試件下半部為非試驗區(qū)，粘結(jié)長度為250 mm；試件上半部分為試驗區(qū)，布置位移計與應變片，粘結(jié)長度分別為120、170、220 mm。為了防止試驗過程中加載端混凝土發(fā)生局部三角形拉裂破壞，在混凝土端部留有20 mm的非粘結(jié)區(qū)。通過設(shè)置上下兩個球鉸，可在最大程度減少偏心的影響，保證鋁合金板與混凝土界面處于純剪受力狀態(tài)。試驗加載前首先進行預加載，加載速率控制在2 kN/min，預加載至8 kN結(jié)束。正式加載速率控制在2 kN/min，直至試件破壞。

試驗過程中，通過設(shè)置拉力傳感器來測量拉力大?。粸闇y量鋁合金板沿粘結(jié)長度的應變變化規(guī)律，在試驗區(qū)鋁合金板中部以20 mm間距均勻布置應變片，同時，為了測量鋁合金板懸空段的拉力水平，在懸空段鋁合金板中部也粘貼了一個應變片，應變測點布置見圖4。為測量鋁合金板與混凝土的相對滑移大小，分別在加載端與自由端布置一個位移計。

圖3 雙剪試驗加載裝置Fig.3 Double shear test loading device

圖4 鋁合金板上應變測點布置示意圖Fig.4 Diagram of strain measurement points on aluminum alloy

2 試驗結(jié)果及其分析

2.1 試驗過程與破壞形態(tài)

試驗加載初期，鋁合金板應變隨著荷載的增加而逐漸增大，但只有靠近加載端的應變片有明顯變化，隨著荷載的進一步增大，加載端附近的鋁合金板開始出現(xiàn)滑移，可以聽到輕微的鋁合金板從混凝土表面剝離的聲音，界面應力開始由加載端向自由端逐漸傳遞；隨著荷載的繼續(xù)增大，鋁合金板與混凝土在加載端的相對滑移增大比較明顯；當荷載增加到接近極限荷載時，此時鋁合金板加載端附近出現(xiàn)端部的局部剝離，鋁合金板與混凝土界面產(chǎn)生裂縫，相對滑移明顯增加；當荷載達到極限荷載時，滑移急劇增大，伴隨著一聲巨響，鋁合金板從混凝土表面完全剝離，試件破壞無法繼續(xù)承載。

表2列出了各試件的極限承載力、粘結(jié)強度、加載端滑移試驗結(jié)果。整個試驗過程中無鋁合金板被拉斷的現(xiàn)象，其試驗有兩種破壞模式：1)鋁合金板與混凝土界面的剝離；2)結(jié)構(gòu)膠與鋁合金板的分層破壞。試件B-75-170-C40-a為鋁合金板與結(jié)構(gòu)膠層的分層破壞形式，其鋁合金板表面沒有粘附混凝土，出現(xiàn)這種分層破壞的原因是結(jié)構(gòu)膠的粘結(jié)作用不足或者結(jié)構(gòu)膠層太厚。試件G-100-220-C40-a為混凝土層剝離破壞，剝離下來的混凝土面積大于鋁合金的面積，并發(fā)現(xiàn)混凝土界面有一連串十分細小的懸臂柱。少部分試件鋁合金板剝離時在混凝土端部15 mm×15 mm的三角柱狀混凝土被拉扯下來。試件的典型破壞形態(tài)見圖5。

表2 試驗結(jié)果Table 2 Experimental results

圖5 試件典型破壞形態(tài)Fig.5 Typical failure mode of specimens

2.2 荷載-應變關(guān)系曲線

通過在鋁合金板表面中心線上連續(xù)布置應變片，可精確測量出沿長度方向的鋁合金板應變分布規(guī)律。應變片編號規(guī)則為：自由端附近為1#截面，至鋁合金板懸空段中部依次增大。

圖6給出了4種不同參數(shù)下的鋁合金板荷載-應變分布曲線。盡管由于應變測試誤差導致試件G-75-120-C40-a的6#截面應力大于7#截面應力，但總體上看，試件基本呈現(xiàn)出相同的應變變化規(guī)律：在初始加載階段，只有加載端附近的應變測點讀數(shù)有明顯變化，此時鋁合金板、膠粘劑和混凝土共同參與工作，荷載-應變曲線呈線性變化；隨著荷載的增加，鋁合金板與混凝土之間開始產(chǎn)生滑移，界面剛度減弱，荷載-應變變化規(guī)律呈現(xiàn)出非線性；在整個加載過程中，粘結(jié)長度不同的試件自由端附近應變讀數(shù)都很小，可見這部分區(qū)域并沒有出現(xiàn)有效應力傳遞現(xiàn)象，說明各試件都存在一個有效應力傳遞的粘結(jié)長度，超過這個有效粘結(jié)長度，應力將不再傳遞，從不同參數(shù)影響下的應變傳遞區(qū)域來看，可以得到有效粘結(jié)長度在80～120 mm。并且從表2和圖6可知，隨著混凝土強度等級以及鋁合金板粘結(jié)寬度的增加，剝離承載力也有所增加，而鋁合金表面的粗糙度對界面粘結(jié)性能的影響不大。在荷載-應變曲線的線性階段，從加載端至自由端的曲線斜率依次降低，說明應力從加載端逐步向自由端傳遞；在達到極限荷載時，鋁合金板都有一個應變突變急劇增大的過程，最終鋁合金板從混凝土表面剝離導致試件破壞。

圖6 各級荷載下鋁合金板上的應變分布Fig.6 Strain distribution of aluminum plate under various loads

2.3 粘結(jié)界面剪應力分析

根據(jù)鋁合金板上應變片的布置方案，可選取相鄰兩個應變片之間的鋁合金板作為單元體，通過分析該單元體力的平衡方程，可以得到：鋁合金板拉力差由粘結(jié)界面剪應力的合力來平衡。其中，鋁合金板粘結(jié)界面剪應力可通過相鄰測點的應變進行計算。根據(jù)以上方法，繪制不同試件界面剪應力的演化規(guī)律如圖7所示。其中，橫坐標表示距混凝土加載端距離，縱坐標表示界面上的剪應力。

圖7 各級荷載下界面剪應力分布曲線Fig.7 The shear stress distribution curve of interface under various loads

加載初期，局部粘結(jié)剪應力主要分布在加載端附近區(qū)域。剪應力分布曲線大致為拋物線，且拋物線的最高點隨著荷載的增加，不斷向自由端轉(zhuǎn)移，說明隨著荷載的增加，加載端界面剪應力快速增長，并不斷向自由端轉(zhuǎn)移，當加載端附近剪應力減少至0時，表明界面開始剝離，直到界面完全剝離失效。在極限狀態(tài)時，最大粘結(jié)剪應力一般情況下均出現(xiàn)在距離加載端60～80 mm的位置，其值一般約為5～10 MPa。而圖7(b)對應的極限剝離承載力較小且峰值剪應力值沒有傳遞過程就發(fā)生剝離破壞，這是因為在調(diào)制結(jié)構(gòu)膠的過程中會產(chǎn)生氣泡和缺陷，導致界面出現(xiàn)應力集中，使得鋁合金提前發(fā)生剝離。試驗數(shù)據(jù)表明；粘結(jié)長度越長，其峰值剪應力越高，剪應力開始由加載端向自由端傳遞的速度越慢；混凝土強度等級越高，峰值剪應力值越高，剪應力開始由加載端向自由端傳遞的速度越快；粘結(jié)寬度越寬，其對峰值剪應力沒有太大影響，剪應力開始由加載端向自由端傳遞的速度越快；同時G、B類試件的峰值剪應力比N類試件要高，分析其原因，可能是在截面削弱處產(chǎn)生應力集中，剪應力開始由加載端向自由端傳遞的速度要慢。

2.4 荷載-滑移關(guān)系曲線

試驗通過在鋁合金板加載端與自由端設(shè)置WY系列位移傳感器的方法來測量相對滑移。相對滑移值反映了在加載過程中鋁合金板與混凝土之間的位移差值，也間接反映了界面的粘結(jié)剛度。由試驗結(jié)果可知，在整個加載過程中，各試件的鋁合金板/混凝土界面自由端相對滑移幾乎為0，可以忽略不計，因此，僅考慮鋁合金板/混凝土在加載端的相對滑移。典型試件在加載端鋁合金板與混凝土之間的荷載-滑移曲線如圖8所示。由圖8可以看出，荷載-滑移曲線大致呈現(xiàn)出相同的規(guī)律：1)線性增長階段，滑移隨荷載的增長呈線性增長，此時界面3種材料共同工作、協(xié)同變形；2)快速增長階段，滑移隨著荷載的增加出現(xiàn)非線性增長，界面開始出現(xiàn)損傷，界面剛度變?nèi)酰?)失穩(wěn)增長階段，加載端界面開始剝離，此時，荷載不增加但滑移會迅速增長。

圖8 鋁合金板/混凝土在加載端的相對滑移曲線Fig.8 Relative slip curve of aluminum alloy plate/concrete at the loading end

圖9給出了4種不同參數(shù)影響下的荷載-滑移關(guān)系曲線對比圖。由圖9(a)可知，經(jīng)過表面粗糙度加工處理后的G、B類試件相比N類試件相對滑移還有一定程度的增加，可能是表面加工處理后試件截面剛度會降低，且界面受力時更容易出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，導致剪應力值較大的截面過早出現(xiàn)損傷軟化，因此，界面的粘結(jié)剛度會變?nèi)?。由圖9(b)可知，混凝土強度等級越高，其界面粘結(jié)剛度越大，相對滑移值越小，這是因為混凝土強度等級越高，混凝土表面抗拉強度越大，混凝土、結(jié)構(gòu)膠與鋁合金板三者之間的共同相互作用增強，導致粘結(jié)界面的剛度變大，滑移值變小。由圖9(c)可知，粘結(jié)寬度越寬的試件，界面粘結(jié)剛度越大，相對滑移值越小，達到極限荷載時的滑移值越大。由圖9(d)可知，粘結(jié)長度對試件的初始粘結(jié)剛度并沒有太大影響，初始曲線斜率基本保持一致。在加載后期，有效粘結(jié)長度范圍內(nèi)，粘結(jié)長度越短的試件應力傳遞速度更快，界面損傷更快發(fā)生，界面粘結(jié)剛度下降更快，導致在相同荷載作用下滑移值最大。粘結(jié)長度越長的試件，破壞時的滑移值越大。

圖9 不同參數(shù)下鋁合金板/混凝土加載端的相對 滑移演化規(guī)律Fig.9 Relative slip evolution rule under the influence of different parameters

2.5 界面極限承載力

表2給出了各試件的極限承載力、界面平均粘結(jié)強度的具體試驗結(jié)果，為了能直觀觀察出不同參數(shù)下的極限承載力規(guī)律，分別繪出不同參數(shù)下的極限承載力柱狀圖，見圖10。由圖10可知，當混凝土強度等級為C40，對于N類，當粘結(jié)長度為170 mm時，試件的極限承載力較120 mm時提高了10.4%；當粘結(jié)長度為220 mm時，試件的極限承載力較170 mm時提高了22.3%。但G、B類鋁合金板相對于N類鋁合金板，其極限承載力并沒有提高。鋁合金板的粘結(jié)承載力會隨著粘結(jié)寬度的增加而增加，當試件類型為G類，混凝土強度等級為C40，粘結(jié)長度為220 mm時，粘結(jié)寬度為75 mm的試件比粘結(jié)寬度為50 mm的試件承載力提高了69.8%，粘結(jié)寬度為100 mm的試件比粘結(jié)寬度為75 mm的試件承載力提高了25.5%。

由圖10(c)可知，當試件類型為G類，鋁合金板寬為75 mm時，粘結(jié)長度為120 mm的C40試件比C30試件極限承載力提高了35.2%，粘結(jié)長度為170 mm的C40試件比C30試件極限承載力提高了14.1%，粘結(jié)長度為220 mm的C40試件比C30試件極限承載力提高了5.7%，表明隨著混凝土的強度等級增加，鋁合金板的粘結(jié)強度也會增加。

由試驗結(jié)果可知，試件的極限荷載會隨著鋁合金板的粘結(jié)長度和寬度以及混凝土的強度等級的增加而增加，而增加鋁合金板表面粗糙度并未達到試驗預期效果，沒有隨著刻痕而增加界面的極限承載力，分析原因，可能是對鋁合金板表面做的處理雖然增加了粘膠面積和化學膠結(jié)力，但截面削弱處更容易產(chǎn)生應力集中現(xiàn)象，使應力最大處界面過早軟化，在此處首先產(chǎn)生滑移，界面粘結(jié)強度降低，使試件承載力降低。

圖10 試驗基本參數(shù)對界面極限承載力及粘結(jié)強度影響Fig.10 Effect of basic Test parameters on Interface Ultimate bearing capacity and bonding strength

3 鋁合金板-混凝土界面粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系

鋁合金板-混凝土的界面粘結(jié)滑移本構(gòu)曲線是鋁合金板加固混凝土結(jié)構(gòu)受力分析的基礎(chǔ)，為了得到鋁合金-混凝土界面粘結(jié)-滑移本構(gòu)曲線，需要獲得鋁合金界面某點的剪應力和滑移量。常用的方法是通過沿粘結(jié)長度方向在鋁合金板上粘貼應變片，根據(jù)相鄰應變片的讀數(shù)計算出局部粘結(jié)剪應力，再利用應變片的讀數(shù)采用疊加的方法得到局部滑移量的大小，進而求得界面的粘結(jié)-滑移關(guān)系試驗曲線，圖11為鋁合金-混凝土界面受力示意圖。

圖11 雙剪試驗界面受力示意Fig.11 Interface stress diagram of double shear test

局部粘結(jié)剪應力可按照圖11微段單元受力平衡得

σabata+τxbadx=(σa+dσa)bata

(1)

σa=Eaεa

(2)

(3)

式中：Ea為鋁合金板的彈性模量；ta為鋁合金板的計算厚度。由分析可知，鋁合金表面加工處理對試件的應變分布、承載力幾乎沒有影響，所以，計算局部粘結(jié)剪應力可忽略鋁合金板表面刻痕、鉆孔對鋁合金板厚度的影響。

界面i處的滑移可定義為i處鋁合金的滑移量與混凝土滑移量的差值，即

Δs=sa-sc=si

(4)

(5)

從自由端x=0開始計算滑移量si則為

(6)

試驗中應變片的布置間距均為20 mm。因此，式(3)～(6)可改寫為

(7)

式中：si為i點滑移量；εi為i點處的應變值；εj為j點處的應變；Δx為相鄰應變片之間距離。

根據(jù)式(3)、式(7)可以得到截面i位置(加載端)處的局部剪應力和滑移值。圖12為按上述方法得到的典型試件的粘結(jié)剪應力-滑移量散點圖。圖13為試驗中鋁合金板-混凝土界面粘結(jié)滑移本構(gòu)圖。

圖12 典型試件界面粘結(jié)滑移散點圖Fig.12 Scatter plot of bond-slip on the interface of typical specimens

圖13 鋁合金-混凝土界面粘結(jié)滑移曲線模式Fig.13 Interface bond slip curve mode of aluminum alloy-concrete

根據(jù)圖13，鋁合金-混凝土界面粘結(jié)滑移模型應當滿足以下條件：

1)當s=0,dτ/ds=k0;

2)當s=s0,τ/τmax=1,dτ/ds=0;

3)當s>su,τ/τmax=μ,dτ/ds→0

式中：k0為界面的初始粘結(jié)剛度；μ為界面的摩擦系數(shù)。

由試驗數(shù)據(jù)可知，鋁合金板-混凝土界面粘結(jié)呈現(xiàn)明顯的非線性和界面軟化行為，其中，0→τcr為直線上升段，此時，界面的粘結(jié)主要由結(jié)構(gòu)膠的化學膠結(jié)力提供，滑移較小，可認為荷載產(chǎn)生的位移可恢復。τca→τmax段為曲線上升段，粘結(jié)界面的初始缺陷在應力集中的作用下開始擴展，削弱了界面粘結(jié)剛度。τmax→τΓ段為曲線下降段，當滑移值到s0、界面應力達到峰值，曲線開始進入下降段，此時，界面出現(xiàn)損傷，不能承擔粘結(jié)區(qū)段釋放的剪應力，承載力下降，卸載后界面的粘結(jié)剛度不可恢復。τΓ→∞段為平穩(wěn)段，此階段曲線接近于水平線，界面粘結(jié)應力幾乎為零，此時，界面發(fā)生剝離。

4 結(jié)論

1)鋁合金板-混凝土雙剪試驗的破壞位置主要發(fā)生在鋁合金板和混凝土之間的膠層界面，并且破壞形態(tài)分為剝離和分層兩種，破壞前構(gòu)件沒有明顯征兆，屬于脆性破壞。

2)鋁合金板-混凝土界面的受力過程是界面應力逐步從加載端向自由端傳遞的過程，且從應力傳遞區(qū)域來看，各試件均存在一個有效粘結(jié)長度值，超過該值應力即不再進行傳遞。

3)不同參數(shù)條件對試件界面應力的影響：粘結(jié)長度越短、粘結(jié)寬度越小、混凝土強度等級越低的試件界面應力傳遞速度越快；不同表面粗糙度的試件應變分布曲線規(guī)律基本保持一致，且應變大小也基本相同，說明鋁合金板表面處理對試件應變分布、承載力的提高并沒有實質(zhì)影響。

4)不同參數(shù)條件對試件加載端與自由端相對滑移的影響：提高混凝土強度等級、增加粘結(jié)寬度，可以增加界面粘結(jié)剛度，從而使得界面相對滑移較?。徽辰Y(jié)長度對界面粘結(jié)剛度沒有太大影響，但可以增加試件的延性；對于表面粗糙度不同的試件，N類表面粘結(jié)剛度最大，G類次之，B類最小。

5)不同參數(shù)條件對試件剝離承載力和粘結(jié)強度的影響：增加粘結(jié)長度、粘結(jié)寬度、提高混凝土強度等級能夠提高試件剝離承載力，尤以粘結(jié)寬度影響最為顯著，而鋁合金表面處理對剝離承載力并沒有實質(zhì)影響；增加粘結(jié)長度，粘結(jié)強度有所降低，粘結(jié)寬度和鋁合金板板表面處理對粘結(jié)強度影響不大，提高混凝土強度等級，粘結(jié)強度增加。

6)通過測量鋁合金板的應變得到了不同參數(shù)條件下鋁合金板-混凝土界面粘結(jié)滑移試驗曲線，該曲線存在明顯的界面軟化特征和非線性行為。