鋁合金板加固鋼筋混凝土梁的剝離破壞機(jī)理試驗(yàn)研究

楊立軍，鄧志恒，楊海峰

(1.湖南文理學(xué)院 洞庭湖生態(tài)經(jīng)濟(jì)區(qū)建設(shè)與發(fā)展省級協(xié)同創(chuàng)新中心;土木建筑工程學(xué)院, 湖南 常德 415000; 2.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，南寧 530004)

由于環(huán)境侵蝕、使用功能改變、長期超荷使用、設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)提高、超過服役年限以及施工或設(shè)計(jì)失誤等諸多原因，很多混凝土結(jié)構(gòu)不能滿足結(jié)構(gòu)的安全性、適用性和耐久性要求，需要采取適當(dāng)?shù)募夹g(shù)措施，對其進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)與加固處理。在混凝土構(gòu)件表面粘貼片材加固由于不顯著增大構(gòu)件截面，不改變結(jié)構(gòu)傳力途徑，施工方便，是目前應(yīng)用最廣泛的加固技術(shù)。鋼板和FRP作為常用的粘貼片材，得到了較多的研究[1-4]，但兩種材料有明顯的缺點(diǎn)：鋼板容易腐蝕，維護(hù)成本高；FRP為脆性材料，變形性能差。文獻(xiàn)[5]指出，在pH值為4～9的環(huán)境中，鋁合金是最耐腐蝕的材料。鋁合金材料以其比強(qiáng)高、耐腐蝕、變形性能好、強(qiáng)度和延性低溫不敏感等優(yōu)良力學(xué)性能，特別適合應(yīng)用于侵蝕、潮濕、低溫和高寒等極端環(huán)境，是一種很好的加固材料[6]。已有學(xué)者對鋁合金板加固鋼筋混凝土(RC)梁的粘結(jié)、抗彎和抗剪性能開展了試驗(yàn)、理論和有限元模擬研究[7-12]，驗(yàn)證了鋁合金板加固RC梁的可行性和優(yōu)越性。剝離破壞是由于粘貼片材連接失效發(fā)生的早期破壞，具有突然性和脆性，是加固設(shè)計(jì)要避免的破壞形式，目前關(guān)于粘貼片材加固RC梁剝離破壞的研究主要集中在FRP片材[13-16]，如文獻(xiàn)[13]基于部分黏結(jié)作用復(fù)合梁理論，對端部錨固CFRP加固RC梁IC剝離過程進(jìn)行了有限元模擬；文獻(xiàn)[14]考慮FRP的剝離破壞，利用纖維梁模型對FRP抗剪加固RC梁進(jìn)行了數(shù)值模擬；文獻(xiàn)[15]對CFRP加固RC梁進(jìn)行了兩點(diǎn)對稱簡支加載試驗(yàn)，研究了CFRP初始剝離時(shí)的應(yīng)變；文獻(xiàn)[16]提出了用于預(yù)測FRP加固RC梁剝離破壞的彎曲疲勞性能的模型。鋁合金板加固RC梁的剝離破壞鮮有報(bào)道。鋁合金板的力學(xué)性能和材料表面性能與FRP存在明顯差異，有必要對鋁合金板加固RC梁的剝離破壞開展專門研究。筆者通過24根鋁合金板加固RC梁的簡支梁三分點(diǎn)單調(diào)對稱加載試驗(yàn)，研究了鋁合金板加固RC梁剝離破壞機(jī)理，通過理論分析得到了剝離破壞的判別式，為鋁合金板應(yīng)用于RC梁加固工程提供了理論基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

圖1 簡支梁三分點(diǎn)對稱加載試驗(yàn)梁(單位：mm)Fig.1 Thesimply supported test beam under the one-third symmetrical loads(unit:mm)

在RC梁底部采用結(jié)構(gòu)膠粘貼鋁合金板對梁加固，試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)膠采用JN建筑結(jié)構(gòu)膠；鋁合金板材料型號為6061-T6，長度la×寬度ba×厚度ta=2 000 mm×180 mm ×2(或4、6) mm，鋁合金板端部距離支座350 mm。

為了增強(qiáng)鋁合金板與RC梁的粘貼性能，部分試驗(yàn)梁在板端、梁的三分點(diǎn)處設(shè)置了化學(xué)螺栓和U形箍?；瘜W(xué)螺栓和化學(xué)螺栓連接如圖2所示，U形箍和U形箍連接如圖3所示。化學(xué)螺栓直徑12 mm，U形箍由長度×寬度×厚度=720 mm×50 mm×5 mm的5052-T6鋁合金板冷彎而成。

圖2 化學(xué)螺栓和化學(xué)螺栓連接Fig.2 Chemical bolts and the connections

圖3 U形箍和U形箍連接Fig.3 U-wraps and the connection

鋁合金板與RC梁連接有A、B1、B2、C1和C2等5種連接方式，A為僅用結(jié)構(gòu)膠連接；其他方式在結(jié)構(gòu)膠連接的基礎(chǔ)上設(shè)置了附加錨固：B1為板端設(shè)置化學(xué)螺栓；B2為板端設(shè)置U形箍；C1為板端設(shè)置化學(xué)螺栓、中間三分點(diǎn)設(shè)置U形箍；C2為板端、中間三分點(diǎn)處設(shè)置U形箍。

根據(jù)RC梁、鋁合金板厚度和連接方式的不同，共設(shè)計(jì)了24根鋁合金板加固RC梁，參數(shù)如表1所示。

表1 試驗(yàn)梁的參數(shù)Table 1 Parameters of test beams

1.2 測點(diǎn)布置

在RC梁側(cè)面布置6個(gè)混凝土應(yīng)變片，試驗(yàn)梁三分點(diǎn)布置位移計(jì)，布置示意圖如圖1所示。在U形箍側(cè)面設(shè)置3個(gè)應(yīng)變片，如圖3所示；在鋁合金板外表面軸線上除板端外每隔50 mm布置應(yīng)變片，如圖4所示；在液壓千斤頂和反力板之間設(shè)置壓力式荷重傳感器，如圖5所示。所有信號由DH3821測試分析系統(tǒng)自動采集。

1.3 試驗(yàn)原材料

混凝土由南寧華潤西鄉(xiāng)塘混凝土有限公司生產(chǎn)，由28 d混凝土立方體同養(yǎng)試塊抗壓試驗(yàn)得到，C20立方體抗壓強(qiáng)度fcu=26.8 MPa；C35立方體抗壓強(qiáng)度fcu=41.3 MPa。

圖4 鋁合金板應(yīng)變片布置(單位：mm)Fig.4 Aluminum alloy plate strain gauges arrangement(units:mm)

圖5 試驗(yàn)梁加載裝置Fig.5 Loading device for test beams

鋼筋采用柳州鋼鐵股份有限公司產(chǎn)品，由拉伸試驗(yàn)得到其力學(xué)性能，如表2所示。表中：fy(εy)和fu(εsu)分別為鋼筋屈服狀態(tài)和極限狀態(tài)的強(qiáng)度(應(yīng)變)；Es為彈性模量。

表2 鋼筋力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel bars

鋁合金材料從深圳鑫錦發(fā)銅鋁材料行購買， JN建筑結(jié)構(gòu)膠由湖南固特邦土木技術(shù)發(fā)展有限公司生產(chǎn)。鋁合金力學(xué)性能如表3所示，表中：Ea為彈性模量；f0.1(f0.2)為殘余應(yīng)變0.1%(0.2%)時(shí)的應(yīng)力；fau為與極限應(yīng)變εau對應(yīng)的極限強(qiáng)度；n為反映材料應(yīng)變硬化的參數(shù)。JN建筑結(jié)構(gòu)膠力學(xué)性能如表4所示，表中：fpt、fpm和fpc分別為抗拉強(qiáng)度、抗彎強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度；Ep為彈性模量；εpu為伸長率。

表3 鋁合金板力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of aluminium alloy plates

表4 結(jié)構(gòu)膠力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of structural adhesive

1.4 加載制度

試驗(yàn)梁加載裝置如圖5所示。工字鋼分配梁跨中放置液壓千斤頂，試驗(yàn)梁中部三分點(diǎn)設(shè)置分配梁的球形鉸支座，千斤頂通過反力系統(tǒng)以5 kN為一級施加集中荷載，每級荷載持荷5 min，直到試件破壞。

1.5 試驗(yàn)梁的破壞模式

如表1所示，試驗(yàn)梁的破壞模式存在4種類型：適筋破壞、超筋破壞、鋁合金板端剝離破壞、中部裂縫剝離破壞。試驗(yàn)梁的破壞模式如圖6所示。

圖6 試驗(yàn)梁破壞模式Fig.6 The failure modes of test beams

適筋破壞、超筋破壞是正截面破壞，前者具有明顯征兆，延性破壞；后者是受拉縱筋和鋁合金板配置過多，導(dǎo)致混凝土抗壓能力不足，是脆性破壞。鋁合金板端剝離破壞和中部裂縫剝離破壞統(tǒng)稱為剝離破壞，為早期破壞，具有突然性，為脆性破壞。兩種剝離破壞都是由于界面剪應(yīng)力過大產(chǎn)生的。

1.6 試驗(yàn)梁的荷載撓度曲線

圖7 荷載撓度曲線Fig.7 The load-deflection curves

1.7 界面剪應(yīng)力分布曲線

試驗(yàn)中測得鋁合金板正應(yīng)變εa，由式(1)可以求得鋁合金板正應(yīng)力σa。

(1)

界面剪應(yīng)力τ和鋁合金板正應(yīng)力σa的關(guān)系為

(2)

相鄰應(yīng)變片之間的界面剪應(yīng)力計(jì)算式為

(3)

式中：σa, i、σa,i+1分別為第i點(diǎn)和第i+1點(diǎn)測得的應(yīng)力；Δi, i+1為兩點(diǎn)間距，Δi,i+1=50 mm。

根據(jù)式(3)，圖8給出了部分試驗(yàn)梁在彎矩M=0.1Mu、0.3Mu……0.9Mu(Mu為試驗(yàn)梁極限彎矩)作用下的界面剪應(yīng)力分布試驗(yàn)曲線，圖中x為測點(diǎn)與板端距離，考慮對稱，只給出了0～1 m區(qū)間的界面剪應(yīng)力。從圖8可以看出：隨著荷載變大，板端界面剪應(yīng)力變大，界面剪應(yīng)力分布試驗(yàn)曲線形狀也發(fā)生變化。試驗(yàn)梁裂縫出現(xiàn)前(M=0.1Mu)，界面剪應(yīng)力分布試驗(yàn)曲線是一條光滑曲線，界面剪應(yīng)力在板端取得最大值τmax后以雙曲線形式迅速下降，彎剪區(qū)界面剪應(yīng)力稍大于零，至純彎區(qū)減至零。裂縫出現(xiàn)后(M>0.1Mu)，曲線出現(xiàn)波浪。M<0.7Mu時(shí)波浪只在純彎區(qū)出現(xiàn)，M>0.7Mu后，彎剪區(qū)也出現(xiàn)了波浪。

圖8 界面剪應(yīng)力分布曲線Fig.8 The interfacial shear stress distribution curves

1.8 鋁合金板端界面剪應(yīng)力

界面剪應(yīng)力在板端取得最大值，表5給出了試驗(yàn)梁在三分點(diǎn)荷載P=20、35、50 kN作用下的鋁合金板端界面剪應(yīng)力試驗(yàn)值。

表5 板端界面剪應(yīng)力

由表5可以看出：

1)外荷載越大，板端界面剪應(yīng)力越大，二者近似成正比例關(guān)系。

2)相同外荷載作用下相同連接方式的鋁合金板加固RC梁，鋁合金板厚度越大，板端界面剪應(yīng)力越大。如試驗(yàn)梁S20(2)-2-A在P=20 kN時(shí)τ=0.59 MPa，S20(2)-4-A為0.78 MPa。由式(2)可以看出界面剪應(yīng)力與板厚及正應(yīng)力變化率的乘積成正比。

2 板端剝離破壞

試驗(yàn)中S20(2)-4-A、S20(2)-4-B1、S20(4)-4-A、S35(2)-4-A和S35(4)-4-A等5根鋁合金板加固RC梁發(fā)生了鋁合金板端剝離破壞。發(fā)生板端剝離破壞的機(jī)理是，鋁合金板端界面剪應(yīng)力τ0達(dá)到鋁合金板與混凝土的粘貼強(qiáng)度[τ]后，界面剪應(yīng)力τ0導(dǎo)致保護(hù)層內(nèi)混凝土剝離，即板端剝離破壞的判別式是τ0≤[τ]。

極限彎矩Mu作用下發(fā)生板端剝離破壞的試驗(yàn)梁板端界面剪應(yīng)力τ0和粘貼強(qiáng)度[τ]，如表6所示，表中δ=(τ0-[τ])/[τ]，[τ]按文獻(xiàn)[7]公式計(jì)算。從表6可以看出，τ0和[τ]吻合較好，δ較小，最大值為8.66%。δ的平均值A(chǔ)ve(δ)=0.06，標(biāo)準(zhǔn)差Std(δ)=0.02。

表6 板端界面剪應(yīng)力與粘貼強(qiáng)度Table 6 Plate end interfacial shear stresses and bond strength

板端錨固影響試驗(yàn)梁的破壞模式。如S20(2)-4- A發(fā)生板端剝離破壞，在板端設(shè)置U形箍后，S20(2)- 4-B2發(fā)生了適筋破壞，極限彎矩Mu變大的同時(shí)，板端剝離破壞被克服；S20(4)-4-A發(fā)生板端剝離破壞，S20(4)-4-B1和S20(4)-4-B2發(fā)生了中部裂縫剝離破壞，一方面，板端剝離破壞被克服，另一方面，其極限荷載相對S20(4)-4-A有較大的提高。圖9給出了試驗(yàn)梁鋁合金板端部U形箍應(yīng)力σa-試驗(yàn)梁三分點(diǎn)荷載P曲線，從圖9可以看出，隨著試驗(yàn)梁荷載P的增大，U形箍應(yīng)力σa也隨著變大，U形箍參與了粘貼界面受力。

圖9 端部U形箍應(yīng)力荷載曲線Fig.9 Curves between stresses of plate end U-wraps and loads

S20(2)-4-B1是試驗(yàn)中唯一一根設(shè)置了板端附加錨固仍然發(fā)生板端剝離破壞的試驗(yàn)梁，如圖10所示。發(fā)生這種情況的原因是化學(xué)螺栓受到混凝土的握裹力不足以承擔(dān)鋁合金板的拔出力。增加化學(xué)螺栓數(shù)目，擴(kuò)大螺栓間距，條件許可情況下增加植入深度，可以有效避免這種破壞。

圖10 S20(2)-4-B1剝離破壞Fig.10 Debonding failure of S20(2)-4-B1

3 中部裂縫剝離破壞

S20(4)-4-B1、S20(4)-4-B2、S35(2)-6-B2、S35(4)-4-B1、S35(4)-4-B2和S35(4)-6-B2等6根鋁合金板加固RC梁發(fā)生了中部裂縫剝離破壞，剝離破壞發(fā)生于集中荷載附近斜裂縫相交的位置。這些試驗(yàn)梁破壞時(shí)箍筋正應(yīng)力沒有達(dá)到屈服強(qiáng)度，說明不是由于斜截面抗剪能力不足造成的。發(fā)生中部裂縫剝離破壞的機(jī)理是：相繼出現(xiàn)的彎剪型斜裂縫將混凝土分割成齒狀塊體，猶如一固支于受拉縱筋的懸臂梁，懸臂梁跨度為縱向受拉鋼筋外表面到梁底的距離c，高度為裂縫間距l(xiāng)cr，如圖11所示。設(shè)界面剪應(yīng)力τ對懸臂梁根部產(chǎn)生的彎矩為M，其大小為

M=baτlcrc

(4)

式中，假設(shè)裂縫間界面剪應(yīng)力τ均布。

圖11 齒狀混凝土及其受力分析Fig.11 The dentate concrete and the force analysis

彎矩M在懸臂梁根部產(chǎn)生的最大正應(yīng)力σmax為

(5)

當(dāng)σmax大于混凝土受拉強(qiáng)度ft時(shí)，即

σmax>ft

(6)

加固梁發(fā)生中部裂縫剝離破壞，鋁合金板上的結(jié)構(gòu)膠將混凝土齒狀塊體從梁上撕離。部裂縫剝離破壞的判別式是

(7)

當(dāng)界面剪應(yīng)力τ>[τ]中時(shí)發(fā)生中部裂縫剝離破壞。

c按試驗(yàn)梁制作尺寸選定，取28 mm，ft取材料性能試驗(yàn)結(jié)果，ft=2.12 MPa (C20)，ft=2.69 MPa (C35)，lcr取試驗(yàn)梁實(shí)測裂縫間距，根據(jù)式(7)即可得到中部裂縫剝離破壞強(qiáng)度[τ]中。表7給出了發(fā)生中部裂縫剝離破壞試驗(yàn)梁的強(qiáng)度[τ]中和極限狀態(tài)的裂縫位置界面剪應(yīng)力試驗(yàn)值τ，以及二者相對誤差ζ，ζ=(τ-[τ]中)/[τ]中。從表7可以看出，強(qiáng)度[τ]中與界面剪應(yīng)力試驗(yàn)值τ相近，相對誤差ζ介于-8.84～1.07之間。

表7 界面剪應(yīng)力與中部裂縫剝離破壞強(qiáng)度Table 7 The interfacial shear stresses and the strength of intermediate crack induced debonding failure

圖12 中部U形箍應(yīng)力荷載曲線Fig.12 The curves between stresses of central U-wraps and loads

4 結(jié)論

1)鋁合金板加固RC梁的剝離破壞有板端剝離破壞和中部裂縫剝離破壞兩種破壞形式。

2)通過密布在鋁合金板表面的應(yīng)變片測得了界面剪應(yīng)力分布曲線，得到了界面剪應(yīng)力的分布規(guī)律：界面剪應(yīng)力在板端取得最大值后以雙曲線形式迅速下降，彎剪區(qū)界面剪應(yīng)力稍大于零，至純彎區(qū)減至零。裂縫處界面剪應(yīng)力發(fā)生突變。

3)板端剝離破壞發(fā)生的機(jī)理：鋁合金板端界面剪應(yīng)力達(dá)到鋁合金板與混凝土的粘貼強(qiáng)度后，界面剪應(yīng)力導(dǎo)致保護(hù)層內(nèi)混凝土剝離。中部裂縫剝離破壞發(fā)生的機(jī)理：界面剪應(yīng)力在混凝土齒狀塊體端部產(chǎn)生的正應(yīng)力大于混凝土受拉強(qiáng)度導(dǎo)致混凝土齒狀塊體從梁體剝離。

4)在板端或板中設(shè)置U形箍或化學(xué)螺栓錨固，可以增加連接承載力。