鋁合金筋加固混凝土梁界面黏結(jié)性能與剝離承載力研究

邢國華，羅小寶，馬 軍，常召群，黨會學(xué)

(長安大學(xué)建筑工程學(xué)院，陜西西安 710061)

0 引 言

混凝土作為國內(nèi)外使用最為廣泛的建筑材料，在服役過程中會發(fā)生老化和病害。當(dāng)混凝土構(gòu)件不再滿足承載力要求時，必須對其進(jìn)行加固修復(fù)。嵌入式加固技術(shù)(Near Surface Mounted，NSM)作為一種新興的加固方法，只需在既有構(gòu)件表面制作凹槽，通過結(jié)構(gòu)膠將加固筋嵌入凹槽并黏結(jié)以改善其力學(xué)性能。嵌入式加固技術(shù)較其他加固技術(shù)具有高強(qiáng)高效、耐腐蝕、抗沖擊性強(qiáng)、耐久性和防火性優(yōu)異等特點[1]。

國內(nèi)外學(xué)者[2-3]采用纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(Fiber Reinforced Polymer，F(xiàn)RP)對鋼筋混凝土梁進(jìn)行了嵌入式加固補(bǔ)強(qiáng)研究。結(jié)果表明，F(xiàn)RP作為加固材料可以提高混凝土梁的強(qiáng)度和剛度，但延性降低。鋁合金筋作為一種新型的加固材料，具有比強(qiáng)度高、韌性好、質(zhì)輕和耐腐蝕等優(yōu)點。Rasheed等[4]和茍海剛等[5]采用鋁合金筋作為加固筋改善了混凝土梁的變形性能和抗彎性能。加固筋-結(jié)構(gòu)膠界面和結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面的黏結(jié)性能是影響加固筋與鋼筋混凝土梁協(xié)同工作的關(guān)鍵因素，黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型是研究加固筋-結(jié)構(gòu)膠和結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面黏結(jié)性能的重要依據(jù)之一[6]。文獻(xiàn)[7]，[8]建立了加固筋與混凝土界面的黏結(jié)-滑移關(guān)系，但只研究了加固筋-混凝土界面的剪應(yīng)力和滑移量，忽視了內(nèi)嵌加固試件有3種介質(zhì)(混凝土、結(jié)構(gòu)膠和加固筋)和2個界面(加固筋-結(jié)構(gòu)膠界面和結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面)，不能較好地描述加固筋-結(jié)構(gòu)膠和結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面的受力特性。在實際工程中，剝離承載力指標(biāo)對于界面性能評定更為直接，文獻(xiàn)[9]～[13]基于試驗研究和有限元模擬結(jié)果，提出了不同的剝離承載力計算模型。然而，目前有關(guān)混凝土梁黏結(jié)性能和剝離承載力研究中，加固筋多為FRP筋，采用鋁合金筋加固混凝土梁的相關(guān)研究資料匱乏。因此，有必要對鋁合金-結(jié)構(gòu)膠和結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面黏結(jié)性能和剝離承載力進(jìn)行分析研究。

本文以鋁合金筋嵌入式加固混凝土梁為研究對象開展試驗研究和有限元模擬，分析黏結(jié)破壞模式，探討鋁合金筋應(yīng)力、黏結(jié)應(yīng)力和滑移量沿梁跨度方向的分布情況，為研究鋁合金筋嵌入式加固混凝土梁的黏結(jié)應(yīng)力-滑移關(guān)系和剝離承載力計算模型提供參考。

1 試驗概況

1.1 材料性能

試驗選用強(qiáng)度等級為C40的商品混凝土，在試件澆筑過程中，預(yù)留邊長為150 mm的混凝土立方體試塊，并與試件在同等條件下養(yǎng)護(hù)，在試件加載時，依據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2002)[14]測得的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為52.7 MPa。

縱筋和箍筋均為HRB400級鋼筋，加固筋采用7075系高強(qiáng)鋁合金筋，按照《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[15]進(jìn)行性能測試，試驗結(jié)果見表1。黏結(jié)材料為廣州西卡建筑材料有限公司生產(chǎn)的Sikadur 330CN/30CN雙組分環(huán)氧樹脂型結(jié)構(gòu)膠，其性能參數(shù)見表2。

1.2 試件設(shè)計

試驗共制作了4根鋼筋混凝土梁，截面高度為300 mm，寬度為170 mm或240 mm，梁長為3 000mm，凈跨為2 800 mm，剪跨比為3.7，頂部及側(cè)面的保護(hù)層厚度為20 mm，底部的保護(hù)層厚度為30 mm，配筋詳情及尺寸參數(shù)見圖1和表3，P為荷載。

表1 鋼筋和鋁合金筋的性能參數(shù)Tab.1 Performance Parameters of Steel Bars and AA Bars

表2 Sikadur 330CN/30CN結(jié)構(gòu)膠力學(xué)性能參數(shù)Tab.2 Performance Parameters of Sikadur 330CN/30CN Structural Adhesive

加固梁采用近表面嵌入式加固技術(shù)，根據(jù)設(shè)計規(guī)范ACI 440-08[16]，試件制作時預(yù)留截面尺寸為25 mm×25 mm的凹槽，將凹槽清理干凈后，用黏結(jié)劑將凹槽填充至一半，將鋁合金筋壓入凹槽內(nèi)，再用黏結(jié)劑填滿凹槽，最后用刮刀壓實并抹平。

表3 試件設(shè)計參數(shù)Tab.3 Design Parameters of Specimens

1.3 加載方案

試驗采用兩點對稱加載方式，純彎段和彎剪段長度分別為600 mm和1 100 mm。荷載P由50 t液壓千斤頂通過分配梁提供2個對稱的集中荷載，千斤頂與分配梁之間放置球鉸支座以確保荷載均勻施加，加載速率為0.6 mm·min-1。分別在加載點和跨中布置豎向位移計，試驗梁內(nèi)部鋼筋和鋁合金筋表面均粘貼應(yīng)變片，測點位移和鋼筋應(yīng)變通過采集儀記錄。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

試驗梁破壞形態(tài)見圖2，對比梁RCB發(fā)生了典型的彎曲破壞。加載初期，試件的荷載-撓度呈線性變化，荷載加至20.1 kN時，試驗梁跨中位置出現(xiàn)一條彎曲裂縫。隨荷載增加，彎剪段和純彎段不斷出現(xiàn)新裂縫，已有裂縫向上延伸且寬度增大。荷載加至66.9 kN時， 受拉鋼筋屈服，此時純彎段不再產(chǎn)生新的裂縫。荷載加至71.8 kN時，純彎段裂縫進(jìn)入不穩(wěn)定發(fā)展階段，寬度急劇增加，彎剪段裂縫基本不再延伸；荷載達(dá)到80 kN時，梁跨中受壓區(qū)混凝土開始起皮。當(dāng)跨中撓度達(dá)到58.7 mm時，跨中混凝土保護(hù)層壓潰剝落，荷載由81.7 kN突降至60 kN，試驗梁破壞。

試件BA-E-1發(fā)生了界面剝離破壞，試件BA-E-2和BA-E-3發(fā)生了混凝土保護(hù)層剝離破壞，破壞過程相似，故僅對試件BA-E-1的破壞過程進(jìn)行描述。荷載加至27.2 kN時，梁純彎段底部出現(xiàn)1條可見裂縫，此時跨中撓度為2.0 mm。加載至55.2 kN時，梁純彎段及彎剪段底部混凝土出現(xiàn)多條裂縫，并沿垂直于膠槽方向發(fā)展。荷載加至77.1 kN時，受拉鋼筋屈服；荷載加至85.7 kN時，伴隨著“砰”的聲響，梁跨中底部膠槽與周圍混凝土開裂，此時跨中撓度為14.6 mm。加載至110.1 kN時，試驗梁達(dá)到極限承載力，此時跨中撓度為32.2 mm。隨荷載繼續(xù)增加，梁端支座處底部出現(xiàn)順槽裂縫且不斷延伸。當(dāng)位移達(dá)到32.3 mm時，伴隨著連續(xù)的“噼啪”聲響，順槽裂縫占據(jù)整個膠槽長度，加固梁試件發(fā)生大范圍混凝土保護(hù)層剝離，荷載由110.1 kN突降至57.9 kN，試件破壞。

2.2 荷載-撓度曲線

圖3為各試驗梁的荷載-撓度曲線。表4為主要試驗結(jié)果。圖3中可將試驗梁的破壞過程分為3個階段：彈性階段、混凝土開裂至鋼筋屈服階段和鋼筋屈服至試件破壞階段。從圖3可以看出，彈性階段時，加固梁荷載-撓度曲線的斜率大于對比梁，說明加固筋的存在增加了梁的剛度。由表4可以看出，對比梁的延性優(yōu)于加固梁。另外，通過荷載-撓度曲線可以看出，加固梁在破壞后，仍然具有一定的承載能力，雖然荷載在試驗梁破壞時發(fā)生了突降，但隨著位移的增加，荷載仍然有增加的趨勢，其原因在于，鋁合金筋具有較高的延性，在梁存在較大變形的情況下仍然具有一定的承載能力。

3 有限元分析

3.1 模型建立

試驗梁有限元模型如圖4所示，根據(jù)對稱性，選取試驗梁1/4結(jié)構(gòu)作為研究對象，在對稱面施加對潰破壞，IC表示界面剝離破壞，CCS表示混凝土保護(hù)層剝落破壞。

表4 主要試驗結(jié)果Tab.4 Main Test Results

混凝土材料、結(jié)構(gòu)膠、鋁合金筋和彈性過渡層選用C3D8R單元模型，鋼筋選用T3D2單元模型，其中，過渡層為線彈性材料，彈性模量為3.05×105MPa，泊松比為0.3。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)[19]，混凝土選用ABAQUS內(nèi)置的塑性損傷模型，鋼筋采用雙線性彈塑性強(qiáng)化模型，鋁合金筋采用雙線性彈塑性強(qiáng)化模型，鋼筋的本構(gòu)關(guān)系為

(1)

式中：σ為鋼筋應(yīng)力；ε為鋼筋應(yīng)變；fy為鋼筋受拉屈服應(yīng)力；Es為鋼筋彈性模量；εy為鋼筋屈服時對應(yīng)的應(yīng)變；εu為鋼筋極限應(yīng)變。

鋁合金筋采用雙線性彈塑性強(qiáng)化模型，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系表達(dá)式如下

(2)

式中：fa為鋁合金筋應(yīng)力；εa為鋁合金筋應(yīng)變；f0.2為鋁合金筋受拉屈服應(yīng)力；Ea為鋁合金筋彈性模量；ε0.2為鋁合金筋屈服時對應(yīng)的應(yīng)變。

3.2 模型驗證

圖5和圖6分別給出了梁BA-E-1的荷載-撓度曲線和鋁合金筋應(yīng)變分布規(guī)律的有限元分析結(jié)果和試驗結(jié)果對比情況。由圖5可見：在試件發(fā)生剝離破壞前，模擬曲線與試驗曲線發(fā)展趨勢基本相同，各受力階段曲線吻合較好；達(dá)到峰值點時試件發(fā)生界面剝離破壞，試驗曲線陡降，而模擬曲線下降緩慢。由圖6可知：鋁合金筋應(yīng)變分布曲線與試驗曲線吻合較好，當(dāng)P/PIC≤0.6(PIC為試件BA-E-1剝離荷載的有限元模擬值)時，鋁合金筋應(yīng)變沿梁長度方向波動較?。划?dāng)P/PIC>0.6時，在加載點梁底部附近，鋁合金筋應(yīng)變出現(xiàn)明顯波動，該現(xiàn)象與混凝土開裂有關(guān)。因此，建立的有限元模型可以較好地模擬鋁合金筋加固混凝土梁的受力性能。

3.3 界面剝離破壞過程模擬

圖7為梁BA-E-1的荷載-撓度計算曲線模擬結(jié)果，并選取加載過程中的5個特征點，記為A～E，分別對應(yīng)20%PIC，40%PIC，60%PIC，80%PIC和100%PIC。圖8給出了梁BA-E-1的裂縫發(fā)展云圖。

由各特征點對應(yīng)的混凝土開裂云圖可以看出，裂縫形式主要分為3類：彎曲裂縫、斜裂縫和微裂縫。彎曲裂縫出現(xiàn)在梁的彎曲段，裂縫分布相對均勻，主要是由混凝土受拉開裂引起；斜裂縫出現(xiàn)在梁的彎剪段，主要由試件在加載過程中出現(xiàn)的剪切變形引起；微裂縫區(qū)為圖8中裂縫發(fā)展云圖的白色區(qū)域，隨荷載增加，逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橹饕芽p。最終，界面剝離先在加載點梁底部出現(xiàn)，與試驗現(xiàn)象一致。

3.4 界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型

圖9反映了鋁合金-混凝土界面相對滑移規(guī)律，鋁合金-混凝土界面相對滑移隨荷載級別增加而增加，沿鋁合金筋黏結(jié)長度方向，滑移量逐漸降低，加固筋端部滑移量幾乎為0，可以忽略不計。

通過模擬得到鋁合金筋的應(yīng)力分布(圖10)，利用差分計算得到界面黏結(jié)應(yīng)力[20]分布曲線(圖11)。由圖10可知：鋁合金筋應(yīng)力分布沿梁跨度方向逐漸降低，當(dāng)荷載較小時，試驗梁底部的裂縫分布相對均勻，此時鋁合金筋的應(yīng)力沿梁跨度方向分布比較光滑，在裂縫區(qū)段內(nèi)鋁合金筋的應(yīng)力有細(xì)微波動，其大小隨荷載增加而增加，鋁合金-混凝土界面產(chǎn)生相對滑移；臨近剝離破壞時，加載點梁底部附近鋁合金筋應(yīng)力產(chǎn)生了較為明顯的波動，由界面剝離裂縫隨機(jī)擴(kuò)展所致。

圖11可以直觀地反映出試驗梁界面剝離過程中各界面的力學(xué)行為，其發(fā)展特征如下：①荷載達(dá)到20%PIC時，黏結(jié)應(yīng)力主要集中在加載點梁底部附近，沿鋁合金筋黏結(jié)長度方向黏結(jié)應(yīng)力逐漸降低；②荷載位于40%PIC和60%PIC之間時，梁底部加載點附近處于復(fù)合應(yīng)力作用區(qū)域，裂縫發(fā)展迅速，率先達(dá)到黏結(jié)應(yīng)力最大值，界面開始出現(xiàn)損傷，黏結(jié)應(yīng)力沿梁跨度方向呈現(xiàn)出明顯的波浪狀分布規(guī)律；③荷載達(dá)到80%PIC時，由于加載點梁底部附近產(chǎn)生了多條主裂縫，混凝土對鋁合金筋的約束作用較其他位置弱，黏結(jié)應(yīng)力分布較為復(fù)雜，出現(xiàn)正負(fù)號交錯的現(xiàn)象，混凝土開裂比較嚴(yán)重；④荷載達(dá)到100%PIC時，加載點梁底部附近混凝土完全剝離，黏結(jié)應(yīng)力接近0 MPa，梁底部形成了1條明顯的剝離裂縫。

3.4.1 鋁合金-結(jié)構(gòu)膠界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型

遠(yuǎn)離加載點的梁底部區(qū)域無法得到黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線的“下降段”和“趨向水平區(qū)段”，這是因為試件破壞時，該區(qū)域內(nèi)界面未完全剝離[21]。在距加載點梁底部170 mm位置處對數(shù)據(jù)進(jìn)行提取，得到了鋁合金-結(jié)構(gòu)膠界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線，如圖12所示。

由圖12可知，鋁合金筋加固混凝土梁在加載過程中的剝離破壞過程分為4個階段：①彈性階段，黏結(jié)應(yīng)力隨滑移量的增加呈線性增加，界面3種介質(zhì)(混凝土、結(jié)構(gòu)膠和鋁合金筋)變形協(xié)同；②彈性軟化階段，界面處裂縫不斷發(fā)展，寬度不斷增大，剛度不斷降低，黏結(jié)應(yīng)力增長緩慢；③彈性軟化剝離階段，界面開始剝離，黏結(jié)應(yīng)力隨著滑移量的增加而減?。虎苘浕瘎冸x階段，界面完全剝離，試件破壞。

已有研究表明[22]，基于BPE模型建立與試驗數(shù)據(jù)或有限元分析結(jié)果吻合較好的MBPE模型，計算公式為

(3)

式中：τ為局部黏結(jié)應(yīng)力；s為滑移量；τmax為極限黏結(jié)應(yīng)力；s0為極限黏結(jié)應(yīng)力對應(yīng)的滑移量；β和α為回歸系數(shù)；k為軟化剛度系數(shù)。

采用MBPE模型對鋁合金-結(jié)構(gòu)膠界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線進(jìn)行數(shù)值擬合，擬合結(jié)果如圖13所示，擬合系數(shù)見表5。

3.4.2 結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移模型

本節(jié)對結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面的力學(xué)行為進(jìn)行了研究，鋁合金筋微元的受力狀態(tài)和復(fù)合體微元的受力狀態(tài)如圖14所示，其中，τ1為加固筋-結(jié)構(gòu)膠界面剪應(yīng)力，τ2為結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面剪應(yīng)力，df為鋁合金筋直徑，σf為鋁合金筋的拉應(yīng)力。

表5 黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線參數(shù)擬合值Tab.5 Fitting Values of Bond Stress-slip Curve Parameters

截取鋁合金筋微元體進(jìn)行分析，將加載端定義為x軸起點，加載端至梁端方向定義為x軸正向，通過對微元體的受力分析可以得出靜力平衡方程[20]，即

(4)

式中：σf為鋁合金筋軸向應(yīng)力；Lper為破壞面的周長，當(dāng)破壞發(fā)生在混凝土-膠層界面時，Lper=3bg，bg為方形槽的邊長；當(dāng)破壞發(fā)生在鋁合金-膠層界面時，則有Lper=πdf；Af為鋁合金筋的截面面積。

在加載過程中，假定鋁合金筋微元與復(fù)合體微元受力相等，通過鋁合金-結(jié)構(gòu)膠界面和結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面上力的平衡關(guān)系可得

τ1πdfdx=Afdσf

(5)

3τ2bgdx=Afdσf

(6)

由式(5)和式(6)得

τ2=0.67τ1

(7)

根據(jù)式(3)和式(7)可得到結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線，通過MBPE模型對結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線進(jìn)行數(shù)值擬合，擬合曲線如圖15所示，擬合系數(shù)見表6。

表6 黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線參數(shù)擬合值Tab.6 Parameter Fitting Values of Bond Stress-slip Curve

4 剝離承載力

黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線所圍成的面積為界面剝離斷裂能Gf，剝離承載力主要取決于界面剝離斷裂能[23]。本文選用了7個剝離承載力計算模型，對鋁合金筋嵌入式加固梁進(jìn)行計算分析，計算結(jié)果如表7所示。

表7 剝離承載力計算結(jié)果Tab.7 Calculated Results of Debonding Capacity

從表7可以看出：文獻(xiàn)[23]、文獻(xiàn)[26]和文獻(xiàn)[29]模型的計算值高于試驗值，是因為這3種模型是基于面內(nèi)剪切試驗提出的，加固筋受力方向與加固筋-混凝土界面方向平行，界面受力方式為純剪切，對于鋁合金筋加固混凝土梁剝離承載力的預(yù)測存在偏差；文獻(xiàn)[24]、文獻(xiàn)[27]和文獻(xiàn)[28]模型的計算值低于試驗值，表明這3種模型偏于保守，考慮影響?zhàn)そY(jié)性能的因素較少，僅表示為黏結(jié)區(qū)域內(nèi)的幾何特征函數(shù)；文獻(xiàn)[25]模型考慮了多種影響?zhàn)そY(jié)性能的因素(有效黏結(jié)長度、加固筋的剛度和混凝土的強(qiáng)度等)，可以比較準(zhǔn)確地預(yù)測鋁合金筋加固混凝土梁的剝離承載力。在文獻(xiàn)[25]模型基礎(chǔ)上，結(jié)合有限元模型得到的鋁合金-結(jié)構(gòu)膠界面和結(jié)構(gòu)膠-混凝土界面的黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線，分別建立界面發(fā)生剝離破壞時的剝離承載力計算公式，即

(8)

(9)

式中：Ef為鋁合金筋彈性模量；Af為鋁合金筋截面面積。

由于試驗數(shù)據(jù)有限，采用本文試件BA-E-2和BA-E-3對剝離承載力計算公式(8)，(9)進(jìn)行驗證，結(jié)果見表8。

表8 剝離承載力試驗值與計算值對比Tab.8 Comparison Between Test Values and Calculation Values of Debonding Capacity

由表8可知，試件BA-E-2，BA-E-3的剝離承載力試驗值與計算值的比值分別為1.01和0.95，吻合較好。本文提出的剝離承載力計算公式是基于試驗結(jié)果和有限元分析得到的，能反映出鋁合金筋加固混凝土梁的真實受力狀態(tài)，該剝離承載力計算模型有如下優(yōu)點：①適用于鋁合金嵌入式加固鋼筋混凝土梁界面剝離承載力的計算，且計算簡便；②根據(jù)鋁合金筋嵌入式加固鋼筋混凝土梁的基本參數(shù)和破壞模式，可以準(zhǔn)確計算界面剝離承載力。

5 結(jié) 語

(1)近表面嵌入式加固技術(shù)可以有效提高混凝土梁的抗彎承載力和延性，鋁合金筋嵌入式加固混凝土梁的破壞模式與FRP筋加固梁類似，通常發(fā)生界面剝離破壞和混凝土保護(hù)層剝離破壞。

(2)在有限元分析中，鋁合金筋加固混凝土梁在加載過程中界面剝離破壞過程可分為4個階段：彈性階段、彈性軟化階段、彈性軟化剝離階段和軟化剝離階段。

(3)對比不同的剝離承載力計算模型，基于試驗結(jié)果和有限元分析結(jié)果，推導(dǎo)出了適用于鋁合金筋加固混凝土梁的剝離承載力計算公式。經(jīng)驗證，試驗值和計算值吻合較好。