加氣混凝土與普通混凝土黏結(jié)界面剪切性能試驗

孫 靜,張建偉,王昆鵬

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京100044；2. 廣州地鐵設(shè)計研究院有限公司，廣州 510010)

加氣混凝土與普通混凝土黏結(jié)界面剪切性能試驗

孫 靜1,張建偉2,王昆鵬1

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京100044；2. 廣州地鐵設(shè)計研究院有限公司，廣州 510010)

密肋復(fù)合墻體是由鋼筋混凝土肋構(gòu)成的框格與內(nèi)嵌輕質(zhì)加氣混凝土砌塊組成，是密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)的主要承力構(gòu)件.由于密肋復(fù)合墻體特殊的制作工藝，在混凝土肋與加氣混凝土砌塊相接觸的位置處形成一黏結(jié)界面，而此類黏結(jié)界面的性能目前仍不明確，為此，有必要在材料層次上對加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結(jié)界面性能進行研究.本文以密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)為研究背景，采用棱柱體剪切試驗的方法測定加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結(jié)界面性能，分析黏結(jié)界面傾斜角度對試件的破壞形態(tài)和界面強度的影響.結(jié)果表明，當(dāng)傾斜角較小時，試件發(fā)生界面剪切破壞，而傾斜角增大，試件趨向于發(fā)生輕質(zhì)加氣混凝土砌塊材料破壞；根據(jù)試驗數(shù)據(jù)擬合出τn關(guān)于σn的二次界面破壞包絡(luò)線方程，并分析界面變形特性，提出界面切應(yīng)力-滑移位移特征曲線，為密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)構(gòu)件層次和結(jié)構(gòu)層次力學(xué)性能的研究提供理論和數(shù)值計算依據(jù).

密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)；棱柱體剪切試驗；黏結(jié)界面；界面破壞包絡(luò)線

密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)是一種擁有廣闊前景的新型結(jié)構(gòu)體系[1-2]，由截面及配筋較小的鋼筋混凝土肋(肋梁和肋柱)構(gòu)成的框格與內(nèi)嵌填充輕質(zhì)加氣混凝土砌塊(或其他具有一定強度的輕質(zhì)砌塊)組成，如圖1所示.其中的輕質(zhì)加氣混凝土砌塊起到保溫、維護作用，而且與周邊的混凝土框格一起作為受力構(gòu)件參與工作，共同承擔(dān)結(jié)構(gòu)的豎向及水平荷載.課題組對于密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)體系進行了大量的研究工作，在試驗方面，既對基本框格單元進行了單調(diào)、反復(fù)荷載作用下的力學(xué)實驗，又對整體墻板進行了低周反復(fù)加載試驗、抗剪試驗、抗彎試驗.在理論方面，建立了形式簡單、計算方便的密肋復(fù)合墻體實用計算模型，也提出了帶塑性鉸剛架-斜撐模型，將輕質(zhì)加氣混凝土砌塊簡化為一斜撐桿.

上述這些理論研究沒有考慮鋼筋混凝土框格和加氣混凝土砌塊之間的界面特性，進行數(shù)值分析時也是把兩者之間進行綁定約束處理.事實上密肋復(fù)合墻體有特殊的制作流程[3]：放置加氣混凝土砌塊→綁扎鋼筋骨架→鋼筋骨架就位→支護外模板→澆筑混凝土，由上述流程可知，加氣混凝土砌塊是作為澆筑肋梁、肋柱混凝土的內(nèi)模板，必定在砌塊與混凝土肋接觸的位置形成黏結(jié)界面，而此類黏結(jié)界面的性能目前仍不明確，為此，有必要在材料的層次上研究輕質(zhì)加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結(jié)界面性能.本文以此為研究對象，采用棱柱體剪切實驗的方法研究混凝土和輕質(zhì)加氣混凝土砌塊兩種材料之間的黏結(jié)界面性能，為密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)的精細化研究提供理論和數(shù)值計算依據(jù).

圖1 密肋復(fù)合墻體結(jié)構(gòu)體系構(gòu)造示意

1 試 驗

密肋復(fù)合墻體混凝土框格與加氣混凝土砌塊的黏結(jié)界面通常處于正應(yīng)力與切應(yīng)力組合的應(yīng)力狀態(tài)，本試驗采用棱柱體剪切試驗(slant-shear test，簡稱SST)的方法[4-10]研究輕質(zhì)加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結(jié)界面性能.該方法是通過在試件頂部施加壓應(yīng)力，使得在黏結(jié)面上同時存在正應(yīng)力和切應(yīng)力，通過改變黏結(jié)面的傾斜角度α來考慮界面上不同的組合應(yīng)力狀態(tài)，進而研究黏結(jié)界面在不同應(yīng)力狀態(tài)下的性能，從而得到其黏結(jié)界面上的強度特征即強度包絡(luò)線，其原理如圖2所示.

圖2 棱柱體剪切試驗試件和黏結(jié)面應(yīng)力狀態(tài)

1.1 試件的設(shè)計與制作

本試驗中輕質(zhì)加氣混凝土砌塊的強度等級為A5.0，普通混凝土的強度等級為C20.試件的截面尺寸為150 mm×150 mm，高度為450 mm，材料的力學(xué)性能指標(biāo)見表1.黏結(jié)界面傾斜角α分別為20°、30°、38°、45°、60°5種工況，其試件的設(shè)計情況如表2所示.制作順序如下：1)將預(yù)制的輕質(zhì)加氣混凝土砌塊按照不同工況規(guī)定的尺寸進行切割，并用小毛刷除去表面的浮塵，露出表面多孔的自然面.然后浸泡在水中，確保在澆筑時，與混凝土接觸的黏結(jié)界面保持濕潤狀態(tài)；2)將配制好的商用混凝土運送到試驗場地，并做好其他澆筑前的準(zhǔn)備工作；3)將已經(jīng)潤濕的加氣混凝土砌塊放置到模板中的規(guī)定位置，作為內(nèi)置模板，隨后將混凝土一次性地裝入試模，并使混凝土高出試模，然后在振動臺上振動成型，振動過程中用抹刀沿試模內(nèi)壁多次插搗，持續(xù)到混凝土表面泛漿為止，然后刮去多余的混凝土，用抹刀抹平試件表面，并在試件表面覆蓋一層塑料薄膜以防止水分過多的散失，防止黏結(jié)界面的外側(cè)開裂，然后將試件放入養(yǎng)護室，同時預(yù)留混凝土立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊，與試件同條件養(yǎng)護；4)將澆筑完成的試件放在養(yǎng)護室內(nèi)室溫養(yǎng)護24 h后，拿掉試件表面的塑料薄膜并拆掉模板，然后放置到FHBS型全自動標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護室，養(yǎng)護28 d，養(yǎng)護期間，確保溫度為(20±2) ℃.濕度不小于95%.

表1 材料力學(xué)性能

1.2 試驗方案

本試驗采用棱柱體剪切試驗來測定輕質(zhì)加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結(jié)界面性能，其主要測試內(nèi)容有：試件承載力、豎向位移、輕質(zhì)砌塊沿界面的滑移位移等.其中荷載采用壓力傳感器進行測量，豎向位移通過對稱布置的位移計測量，而輕質(zhì)加氣混凝土砌塊與普通混凝土之間的相對滑移位移通過精度為0.01 mm的引伸計得到，且分別布置到黏結(jié)界面的上部和下部.具體測點布置如圖3所示.

考慮到加載板對試件產(chǎn)生的“套箍”效應(yīng)，在試件頂部與加載板之間布置一層減摩層，然后將壓力傳感器放置在加載板的上方，壓力機通過直接作用到壓力傳感器上對試件進行加載.本試驗是在微機控制電子萬能試驗機上進行，采用位移控制的加載方式，加載速率為0.2 mm/s.當(dāng)試件發(fā)生界面破壞或者輕質(zhì)加氣混凝土砌塊材料破壞時，停止試驗.

表2 輕質(zhì)加氣混凝土砌塊與普通混凝土SST試件設(shè)計

圖3 測點布置

1.3 試驗現(xiàn)象

試件的破壞形態(tài)主要為黏結(jié)界面的剪切破壞(I)和輕質(zhì)加氣混凝土砌塊材料破壞(M)，如圖4所示.其中黏結(jié)界面的剪切破壞為脆性破壞，破壞前沒有明顯的預(yù)兆，裂縫出現(xiàn)后，沿著黏結(jié)面迅速發(fā)展，最后輕質(zhì)加氣混凝土砌塊與混凝土在黏結(jié)界面處錯開，但是由于存在著摩擦力與機械咬合力，界面破壞后，上部的砌塊并未從界面處滑落(除部分XJ20工況試件外)，試件仍保留一定的承載力.表現(xiàn)為輕質(zhì)加氣混凝土砌塊材料破壞形態(tài)的試件，黏結(jié)界面保持完好或者率先出現(xiàn)在砌塊中的裂縫隨著加載過程逐漸延伸至黏結(jié)界面，使得界面部分開裂，但砌塊并沒有與混凝土完全錯開，試件在承受較大的豎向加載位移后，砌塊才較充分地被壓碎，荷載逐漸降低.

圖4 試件的破壞形態(tài)

2 結(jié)果分析

2.1 黏結(jié)面傾斜角對承載力的影響

各種工況下試件的破壞形態(tài)和承載力見表3.可以看出，試件XJ38-4的破壞形態(tài)為輕質(zhì)加氣混凝土砌塊材料破壞，不同于同組中其他試件的破壞狀態(tài)，這是因為此試件的上部砌塊本身存在缺陷，從而使得砌塊相對較弱，裂縫率先出現(xiàn)在砌塊中，改變了試件的受力狀態(tài)，因此，XJ38組中不考慮此試件.XJ45-4和XJ45-5情況與XJ38-4類似，由于砌塊材料的差異性，使得承載力與同組中其他試件相差很大，而XJ45-1為輕質(zhì)加氣混凝土砌塊材料破壞，其承載力是由砌塊強度決定的，其黏結(jié)界面只是部分開裂，如果再以試驗得到的峰值應(yīng)力來評估此應(yīng)力狀態(tài)下黏結(jié)界面強度時，便會低估了此黏結(jié)面的真實強度，因而在總結(jié)XJ45工況界面強度時，忽略這3個試件不做參考.

表3 輕質(zhì)加氣混凝土砌塊與普通混凝土SST試件破壞形態(tài)和承載力

Tab.3 Bearing capacities and failure patterns of SST specimens of concrete and AAC

A/(°)S破壞形態(tài)峰值荷載/kN峰值應(yīng)力/MPa峰值荷載均值/kN峰值應(yīng)力均值/MPa20XJ20-1I42.631.89XJ20-2I35.851.59XJ20-3I38.111.6938.861.7330XJ30-1I56.602.52XJ30-2I51.862.30XJ30-3I55.842.4854.772.4338XJ38-1I62.502.78XJ38-2I65.712.92XJ38-3I68.703.05XJ38-5I69.123.07XJ38-6I65.042.89XJ38-4M62.932.8066.212.94——45XJ45-2I86.683.85XJ45-3I82.933.69XJ45-6I85.713.81XJ45-1M81.513.62XJ45-4M64.452.86XJ45-5M65.882.9385.113.78——————60XJ60-1M87.563.89XJ60-2M91.034.05XJ60-3M84.353.7587.653.90

從表3可知，試件的承載力隨著界面傾斜角的增大而增大，當(dāng)黏結(jié)面的傾斜角α比較小，為20°、30°時，試件均發(fā)生界面剪切破壞，而隨著α增大時，試件更容易發(fā)生砌塊的材料破壞.比如α為45°時，部分試件發(fā)生材料破壞，α增大到60°時，所有試件發(fā)生輕質(zhì)加氣混凝土砌塊的材料破壞.

2.2 界面破壞包絡(luò)線

豎向荷載N作用下，界面上的正應(yīng)力和切應(yīng)力如圖5所示.假設(shè)斜剪試驗中棱柱體的橫截面積為A，黏結(jié)界面的傾斜角為α，則

Ft=N·cosα,Fn=N·sinα.

圖5 棱柱體剪切試驗應(yīng)力分析

假定黏結(jié)界面上的應(yīng)力均勻分布，則得到黏結(jié)界面處的切應(yīng)力和正應(yīng)力為

σ·sinα·cosα=0.5σ·sin(2α)，

(1)

σ·sin2α.

(2)

式中：σ為作用在試件頂部的均布應(yīng)力，τn、σn分別為黏結(jié)面上的切應(yīng)力和正應(yīng)力.由式(1)、(2)知，當(dāng)σ增大時，在界面上產(chǎn)生切應(yīng)力τn增大，同時垂直于界面的壓應(yīng)力σn也會按照σn/τn=tanα的比例增長.

根據(jù)式(1)、(2)分別求出發(fā)生界面剪切破壞試件的黏結(jié)界面上的正應(yīng)力σn和切應(yīng)力τn，如表4所示，然后擬合出一條τn關(guān)于σn的二次經(jīng)驗曲線，即為界面破壞包絡(luò)線，如圖6所示.

下面以圖6所示的界面破壞包絡(luò)線為例，對其應(yīng)用進行分析.1)通過讀取界面破壞包絡(luò)線與縱軸的交點的坐標(biāo)值，可以確定黏結(jié)界面在純剪應(yīng)力狀態(tài)下的抗剪強度為0.328 MPa，從而避免了采用試驗方法時很難保證界面處于純剪應(yīng)力狀態(tài)所造成的誤差.另外包絡(luò)線向上發(fā)展的增長趨勢，驗證了壓應(yīng)力能夠提升界面的抗剪強度.2)如果給定一個黏結(jié)界面上的應(yīng)力點坐標(biāo)(σn,τn)，當(dāng)其在包絡(luò)線以下時，說明黏結(jié)界面與砌塊本身完好，如果應(yīng)力點坐標(biāo)(σn,τn)在界面破壞包絡(luò)線上或在其上方的區(qū)域時，試件就會發(fā)生界面剪切破壞，當(dāng)然包絡(luò)線的存在也就限定了壓應(yīng)力為σn時黏結(jié)界面上能夠承受的最大切應(yīng)力.3)對于棱柱體剪切試驗，如果代表了黏結(jié)界面應(yīng)力比σn/τn的直線與界面破壞包絡(luò)線存在交點時，如圖6中直線OA，試件將發(fā)生界面剪切破壞，此時根據(jù)式(1)、(2)以及包絡(luò)線方程，就可以求出任意角度下(由于本文只擬合出α<45°包絡(luò)線方程，此處特指α<45°)界面發(fā)生剪切破壞的界面強度σ0；如果代表了黏結(jié)界面應(yīng)力比σn/τn的直線與界面包絡(luò)線沒有交點，如圖6中直線OB，試件將發(fā)生砌塊材料破壞.

表4 SST試件峰值荷載下黏結(jié)界面正應(yīng)力和切應(yīng)力

Tab.4 The normal and shear stress on the bonded interface of SST specimens

A/(°)S峰值應(yīng)力/MPa正應(yīng)力/MPa正應(yīng)力均值/MPa切應(yīng)力/MPa切應(yīng)力均值/MPa20XJ20-11.890.22XJ20-21.590.19XJ20-31.690.200.200.610.510.540.5630XJ30-12.520.63XJ30-22.300.58XJ30-32.480.620.611.091.001.071.0538XJ38-12.781.05XJ38-22.921.11XJ38-33.051.16XJ38-53.071.16XJ38-62.891.101.121.351.421.481.491.401.4345XJ45-23.851.93XJ45-33.691.84XJ45-63.811.901.891.931.841.901.89

圖6 界面破壞包絡(luò)線分析

2.3 界面變形特性分析

對于發(fā)生界面剪切破壞的試件，輕質(zhì)加氣混凝土砌塊與混凝土存在相對滑移，將黏結(jié)界面切應(yīng)力與引伸計測得的滑移值組合起來，得到界面切應(yīng)力-滑移(τ-s)曲線，分析界面變形特性，如圖7所示.

需要說明的是XJ20工況試件，由于其黏結(jié)面傾斜角α較小，更容易發(fā)生界面剪切破壞，表現(xiàn)出非常明顯的脆性，試驗過程中，部分試件的砌塊從界面上滑落，使得試件傾斜，固定在上邊的引伸計掉落，因而引伸計并未采集到有效的位移值.

圖7 切應(yīng)力-滑移位移曲線

圖7中每條曲線的最后一點為裂縫突然貫通界面時所對應(yīng)的切應(yīng)力和滑移位移，此時的應(yīng)力并非為零，而是由于界面上摩擦力和機械咬合力的作用，使得宏觀上已經(jīng)錯開的界面保持一定的抗剪強度，這里稱作殘余強度τr.另外從圖7可以看出，每種工況下試件的切應(yīng)力-滑移位移曲線有一定的離散性，但曲線均有相似的形狀并對應(yīng)相似的試驗現(xiàn)象，將其進行歸納總結(jié)可以提出黏結(jié)界面切應(yīng)力-滑移位移曲線，并取曲線上的3個特征點(s、u、r)將其分為3個階段，如圖8所示.

圖8 切應(yīng)力-滑移位移特征曲線

1)線性段(0—s)：加載初期，界面并未開裂，其切應(yīng)力與滑移位移基本為線彈性關(guān)系.此階段應(yīng)力迅速增加，根據(jù)引伸計采集數(shù)據(jù)，滑移位移數(shù)值相對較小，其主要為輕質(zhì)砌塊與界面彈性變形.

2)滑移段(s—u)：隨著荷載的增加，黏結(jié)界面上部開始出現(xiàn)裂縫，并沿著界面逐漸向下延伸.此階段τ-s曲線開始呈現(xiàn)明顯的非線性特征，界面切應(yīng)力隨滑移位移緩慢增長，直至峰值強度τu.

3)下降段(u—r)：到達峰值荷載后，裂縫沿著黏結(jié)界面加速向下延伸，直至突然貫通整個界面，此階段τ-s曲線進入下降段，界面切應(yīng)力隨滑移位移迅速降低，最后裂縫貫通，試件破壞，殘余強度為τr.

3 結(jié) 論

1)分析了不同界面傾斜角度α對試件的破壞形態(tài)以及承載力的影響.當(dāng)傾斜角度α較小時，試件的破壞形態(tài)為界面剪切破壞；隨著傾斜角度α的增大，試件的破壞形態(tài)趨向于發(fā)生輕質(zhì)砌塊的材料破壞，并且試件的承載力隨傾斜角度α的增加而增大.

2)通過對不同界面傾斜角度α的試件破壞試驗研究，研究界面受到不同應(yīng)力作用達到極限狀態(tài)時，剪切破壞面上法向應(yīng)力與切向應(yīng)力的關(guān)系，得到輕質(zhì)加氣混凝土砌塊和普通混凝土兩種材料的界面破壞包絡(luò)線.

3)當(dāng)試件發(fā)生界面剪切破壞時，分析界面不同應(yīng)力狀態(tài)下變形特性，歸納出界面切應(yīng)力-滑移位移曲線，為之后黏結(jié)界面的理論研究提供可靠的試驗依據(jù)，同時也為后續(xù)的密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)框格單元承載力分析提供理論和數(shù)值計算依據(jù).

[1] 姚謙峰, 陳平, 趙東. 密肋壁板輕型框架結(jié)構(gòu)理論與應(yīng)用研究[R]. 西安:西安建筑科技大學(xué), 2000.

YAO Qianfeng,CHEN Ping,ZHAO Dong. Study on the theory and application of multi-ribbed wall slab with light-weight outer frame[R]. Xi’an： Xi’an University of Architecture and Technology,2000.

[2] 姚謙峰, 陳平，張蔭，等. 密肋壁板輕框結(jié)構(gòu)節(jié)能住宅體系研究[J]. 工業(yè)建筑, 2003, 33(1): 1-5.

YAO Qianfeng,CHEN Ping,ZHANG Yin, et al. Study on energy-saving residential system of multi-ribbed wall slab with light-weight outer frame[J]. Industrial Structure,2003, 33(1):1-5.

[3] 密肋復(fù)合墻板結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程(JGJ/T 275—2013)[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2013.

Assessment and acceptance specification for construction quality of levee project, Technical specification for multi-ribbed composite panel structures(JGJ/T 275—2013)[S]. Bejing: China Architecture & Building Press,2013.

[4] KREIGH J D. Arizona slant shear test: a method to determine epoxy bond strength[J]. ACI Journal, 1976, 73(7): 372-373.

[5] TABOR L J. The evaluation of resin systems for concrete repair[J]. Magazine of Concrete Research, 1978, 30(105): 221-225.

[6] AUSTIN S, ROBINS P, PAN Y. Shear bond testing of concrete repairs[J]. Cement and Concrete Research, 1999, 29(7): 1067-1076.

[7] NADERI M. Analysis of the slant shear test[J]. Journal of Adhesion Science and Technology, 2009, 23(2): 229-245.

[8] SANTOS P, JúLIO E. Factors affecting bond between new and old concrete[J]. ACI Materials Journal,2011, 108(4):449-456.

[9] JúLIO E, BRANCO F, SILVA V, et al. Influence of added concrete compressive strength on adhesion to an existing concrete substrate[J]. Building and Environment, 2006, 41(12): 1934-1939.

(編輯 劉 彤)

Shear experimental study on the bonded interface properties between autoclaved aerated concrete and ordinary concrete

SUN Jing1, ZHANG Jianwei2, WANG Kunpeng1

(1.School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China；2.Guangzhou Metro Design & Research Institute Co., Ltd., Guangzhou 510010,China)

Multi-ribbed wall structure (MRWs) is composed of densely distributed ribbed frames, including ribbed beams and columns, and autoclaved aerated concrete (AAC) is filled inside the ribbed frames. Because of the special production process, there is a bonded interface of which property is still undefined between ribbed frames and infilled AAC. To study the properties of bonded interface of ordinary concrete and AAC, the experimental study is necessary on the material level. On the background of multi-ribbed composite wall structure, the slant shear test was used to measure the bonded interface properties of ordinary concrete and AAC. This paper analyzed the influence of bonded interface joint angle to interfacial strength and proposed the failure envelope of bonded interface. Based on test results, the equation betweenτnandσnof the bond failure envelope is fitted which provides a valuable basis of theoretical and numerical solutions for mechanical properties of multi-ribbed composite wall structures.

multi-ribbed composite wall structure； the slant shear test； bonded interface； failure envelope of bonded interface

10.11918/j.issn.0367-6234.201603037

2016-03-08

國家自然科學(xué)基金(51678031)

孫 靜(1975—)，女，副教授，碩士生導(dǎo)師

孫 靜，jsun@bjtu.edu.cn

TU375

A

0367-6234(2017)08-0141-05