一種測試膠體與鋼質基體間粘結剪切性能的新方法

全學友,劉連杰,王仁燕,馬 松,嚴 勇

(1.重慶大學a.土木工程學院;b.山地城鎮建設與新技術教育部重點實驗室,重慶 400045; 2.重慶市設計院,重慶 400015;3.中國中鐵八局集團第一工程有限公司,重慶 400050)

一種測試膠體與鋼質基體間粘結剪切性能的新方法

全學友1a,1b,劉連杰1a,王仁燕1a,馬 松2,嚴 勇3

(1.重慶大學a.土木工程學院;b.山地城鎮建設與新技術教育部重點實驗室,重慶 400045; 2.重慶市設計院,重慶 400015;3.中國中鐵八局集團第一工程有限公司,重慶 400050)

中國現行國家標準試驗方法中的單層金屬片搭接接頭拉伸剪切試件,由于粘結區剪應力分布極不均勻,并在粘結面上產生很高的拉應力,試驗結果不能真實反映膠體與金屬基體之間的粘結強度,只能作為膠體質量的檢驗指標,不能作為強度條件使用。該文采用的組合圓盤粘結試件用于膠層粘結剪切性能測試時,膠層及結合面剪應力分布很均勻,均勻系數可達0.97以上;膠層端部引入圓弧面并對鋼質基體進行倒角處理后,粘結面正拉應力可以降低到20 MPa以下,不致引起受拉破壞,因此組合圓盤的測試結果能真實反映膠體與金屬基體之間的粘結剪切強度或剪壓復合強度,可作為粘結構件承載力設計的強度條件使用。

膠體;鋼質基體;粘結剪切性能;組合圓盤粘結試件

FRP(纖維增強塑料)依靠與粘結膠的粘結強度,以及粘結膠與基體混凝土或基體金屬之間的粘結強度,實現對混凝土結構或金屬結構的加固增強。在FRP端部以及混凝土裂縫兩側的粘結界面存在高剪應力,使 FRP與基體之間易于出現剝離破壞[1-4]。碳纖維板端部外側補充粘貼一塊鋼板,并采用錨栓穿過鋼板后植入鋼筋混凝土梁內,或將鋼板壓在梁端支座下[5],可以推遲端部剝離破壞,提高梁的受彎承載力;為了在正常工作狀態下利用碳纖維材料的高強度,必須對碳纖維材料進行預張拉,采用兩塊鋼板涂膠后將碳纖維片材粘貼于其間,固化后即可作為張拉夾具使用[6];預張拉的纖維復合材粘貼于鋼筋混凝土受拉面后,在纖維復合材端部表面粘貼鋼板并用錨栓固定于梁上,固化后可作為預應力纖維復合材的錨具使用[6-7]。上述各種情況下,如要對端部錨固區域進行應力分析或錨固承載力設計,必然需要使用到膠體與鋼質基體之間的粘結剪切強度或剪壓復合強度,同時也需要膠體本身的應力-應變本構關系。

已經存在一些測試膠體與金屬基體之間粘結強度的標準方法。薄層金屬片構成的單層搭接接頭[8-9]和雙層搭接接頭[10]試件廣泛用于測試膠體與金屬基體之間的粘結強度,但是由于膠層中的剪應力分布極不均勻,并且存在很高的拉應力,這種拉應力往往控制了接頭的破壞,因此所獲得的剪切強度只是一個表觀剪切強度,只能用于膠體質量評定,不能作為剪切強度條件使用[11]。

ASTM標準試驗方法[12]認為厚層金屬搭接接頭區域的應力分布較為均勻,可以測試膠體與金屬基體之間的粘結剪切強度,利用專門的位移測試系統可以獲得膠體受剪應力-應變關系。

J.Y.Cognard[13]與 P.Davies[14]對改進的A rcan圓盤試驗裝置中膠體與厚層鋁合金基體之間的粘結應力分布進行了精細的有限元分析,表明可在平直的粘合面上形成較為均勻的剪應力分布,并可以對粘結剪切強度和剪拉、剪壓復合強度進行測試;利用專用的數碼相機系統對膠層的變形圖像進行處理,可以獲得膠體在純剪及復合應力狀態下的應力-應變關系。

但是,ASTM標準試驗方法[12]不能測試膠體與金屬基體之間在壓剪應力狀態下的粘結強度,普通實驗室難以直接測試薄層膠體的變形,因此有必要發展一種在普通實驗室中即可完成膠體與金屬基體之間粘結性能測試的新方法。

1 組合圓盤試驗方法的提出

在中國材料和結構實驗室中,具有位移控制功能的伺服試驗機系統已不鮮見。此處提出的新的試驗方法就是利用伺服試驗機的測力系統和內置位移測試系統,完成膠體與金屬基體之間粘結剪切強度和剪壓復合強度的測試,以及膠體本身在純剪狀態下以及剪壓復合應力狀態下的應力-應變關系的測試,基本原理如下：

根據ASTM標準[12]測試膠體強度的原理,厚層金屬搭接接頭區域剪應力分布較為均勻,因此提出圖1所示的鋼質圓盤組合粘結件,利用伺服試驗機精確的測力系統,既可進行純剪粘結強度試驗(圖1(a)),也可完成剪壓復合強度試驗(圖1(b))。粘結件是由金屬完整圓盤經線切割加工而成,粘結膠布置在對稱于直徑的窄縫內,粘結長度中點與圓心重合。

圖1 組合圓盤試驗裝置示意圖

試驗加載時,調整墊條中心線使壓力通過組合圓盤中心。假定組合圓盤粘結試件在伺服試驗機上的破壞壓力測試值為Pu,則粘結面上的平均正壓應力σn和與之對應的粘結剪切強度 τu如式(1)、(2)所示：

式中A和α分別為粘結面積和粘結面與壓力之間的夾角(≤90°)。

由于篇幅所限,利用組合圓盤在伺服試驗機上測試膠層剪切變形的方法將在另文介紹。

2 純剪受力條件下膠層的應力狀態

2.1 膠層厚度的確定

作者設想組合圓盤不僅可以測試膠體與金屬基體之間的粘結性能,也可以測試膠體本身的力學參數,還可用于測試碳纖維板層間受剪性能參數。考慮到碳纖維板較多使用1.2mm厚規格,組合圓盤中膠層厚度按1.3 mm設計,以適應對碳纖維板的性能試驗。

2.2 膠層長度兩端面平直時的應力分布特性

為了掌握膠層及粘結面上的應力分布,采用彈性平面有限元方法對純剪受力狀態下的組合圓盤進行計算分析。計算模型如圖2(a)所示,膠層端面平直,見圖2(b);組合圓盤直徑80 mm,組合圓盤厚度25 mm,粘結面長度30mm。計算參數取值為：鋼質基體彈性模量2.0×105MPa,泊松比0.2;膠體彈性模量2 500 MPa,泊松比0.2。按粘結面上平均剪應力為14.0MPa計算,外加剪切荷載取值為10.50 kN。

圖2 計算分析模型

采用ANSYS有限元分析程序對組合圓盤進行計算。為了確保計算精度,參考了其它研究文獻的成果[14],將膠層單元在厚度方向的尺度控制在0.001mm左右,并取膠層單元長度不超過寬度的10倍。

圖3為膠層厚度中心平面處沿粘結面長度方向的剪應力和正應力分布,由圖可見剪應力分布已相當均勻,正應力絕對值也相當低。圖4為粘結面上的剪應力和正應力分布,與中心平面相比較,粘結面靠近端部剪應力和正應力均出現峰值分布,拉應力甚至高達111.6 MPa。

圖3 膠層中面剪應力和正應力分布

圖4 粘結面上的剪應力和正應力分布

為了評價膠層剪應力分布特性,引入剪應力均勻系數ke和剪應力集中系數ks。參看圖5,剪應力均勻系數ke定義為剪應力分布曲線中位于平均剪應力線以下的實際應力分布面積Sshadow與平均剪應力分布矩形面積SABCD之比,而剪應力集中系數ks定義為峰值剪應力smax與平均剪應力se之比,即公式(3)、(4)：

顯然,當剪應力均勻系數ke=1.0時,表示分布長度范圍內的剪應力完全相同,即絕對均勻,此時剪應力集中系數ks=1.0。

圖5 剪應力分布特征參考圖

根據上述定義,圖3所示的膠層厚度中心平面剪應力分布均勻系數為0.979,剪應力集中系數為1.110,表明膠層厚度中心平面的剪應力分布是相當均勻的,剪應力集中現象不明顯;圖4所示的粘結面剪應力分布均勻系數為0.984,略優于中心平面,但由于靠近端部存在剪應力尖峰,剪應力分布集中系數為1.321,略遜于膠層厚度中心平面。特別應該強調的是,由于粘結面端部出現高達111.61 MPa的拉應力,會導致粘結面受拉破壞,從而不能有效獲得膠層與金屬基體之間的粘結剪切強度,因此必須采取措施盡量降低粘結面上的拉應力。

2.3 膠層長度兩端圓弧面的引入

為了精確控制粘結面的長度并期望改善粘結面端部應力集中現象,在膠層長度兩端的金屬基體上設置圓孔構造,如圖6所示。制作粘結件時,圓孔內插入蠟紙卷或符合規定尺寸的表面具有油脂涂層的塑料棍,可精確控制粘結面的長度,防止膠體外流,并使膠體固化后在兩端形成圓弧面。有限元計算結果表明,在其它條件相同的情況下,引入圓孔后剪應力分布均勻系數基本不變,但粘結面的剪應力集中現象有所改善,正應力峰值顯著降低。圖7為圓孔直徑2.5mm時膠層中面上剪應力和正應力分布曲線;圖8為粘結面上的剪應力和正應力分布曲線,此時粘結面上的最大正拉應力為22.90 MPa,遠低于膠層端面平直時的最大正拉應力111.61 MPa。

圖6 膠層端部引入圓孔構造

圖7 膠層中面剪應力和正應力分布

圖8 粘結面上的剪應力和正應力分布

2.4 圓孔的倒角處理

鑒于粘結面上的拉應力過大會導致粘結受拉破壞,使得試驗結果不能有效反映粘結面的剪切受力特性,因此應采取措施盡可能降低膠層中的正應力。出于方便加工的考慮,并經試算后確定在膠層端部圓弧面過渡區附近的金屬基體進行倒角處理,如圖9所示。倒角自圓孔象限點起算,沿膠層長度方向的邊長為1.0 mm,沿膠層厚度方向的邊長為0.5 mm。圖10為圓孔直徑2.5mm并經倒角處理后膠體厚度中面上的剪應力和正應力分布曲線,圖11為粘結面上的剪應力和正應力分布曲線。與倒角前比較,剪應力均勻系數和應力集中系數基本不變,但粘結面上的正應力進一步降低,拉應力由倒角前的22.90 MPa降低為17.02 MPa。現行加固設計規范[15]對A級、B級膠鋼-鋼正拉粘結強度規定分別不小于33MPa和25 MPa,因此可以認為前述倒角處理后的計算拉應力已不會導致粘結面發生正拉粘結破壞。

圖9 膠層端部金屬基體倒角大樣

圖10 膠層中面剪應力和正應力分布

圖11 粘結面剪應力和正應力分布

3 剪壓復合分析

圓盤繞圓心旋轉一定角度后加壓(圖12),便可使膠層處于剪壓復合受力狀態。以旋轉30°為例,外加荷載Pu以在剪切面上形成14 MPa的平均剪應力確定,其值為F=12.124 kN,此時粘結面上的平均正壓應力為8.08 MPa。圖13、14分別為膠層中面、粘結面上的剪應力和正應力分布圖,由圖可見,此時膠層中面已不存在拉應力,剪應力和壓應力分布都很均勻;粘結面上絕大部分長度上的正壓應力分布很均勻,并接近平均壓應力,端部拉應力降低至11.64MPa。

圖12 旋轉角30°計算分析整體模型

圖13 膠層中面剪應力和正應力分布

圖14 粘結面剪應力和正應力分布

表1 不同端部邊界條件下膠層應力分布特性

選定不同的膠層端部邊界條件進行有限元計算分析,可作出表1所示的數據表格。表中數據表明,組合圓盤粘結試件中,各種情況下膠層的剪應力分布相當均勻,均勻系數可達0.97以上,但粘結面上的正拉應力分布差異很大。當膠層端面平直時,粘結面端部存在很高的拉應力,完全可能使粘結面受拉破壞;當膠層端面引入圓弧面后,粘結面正拉應力顯著降低,圓弧面直徑越小,降低幅度越大;相同圓弧面直徑情況下,膠層端部金屬基體倒角處理后能進一步降低粘結面上的正拉應力。

4 試驗驗證

為了驗證組合圓盤粘結試件用于測試膠體抗剪性能的有效性,采用中國品牌“承華”膠的碳纖維布粘貼膠進行對比試驗。該品牌膠為A、B組份膠,對比組采用一次調配的相同膠體。對比組包括：按中國國家標準[8]制作的一組共5個薄層金屬片單搭頭拉伸剪切試件(以下簡稱A組),端面圓孔直徑4 mm的一組共5個組合圓盤粘結試件(以下簡稱B組),端面圓孔直徑2.5 mm+倒角的一組共5個組合圓盤粘結試件(以下簡稱C組)。

B、C兩組組合圓盤各5個試件分別按0°、10°、20°、30°、40°進行試驗,其中0°工況對應純剪受力狀態,其余工況對應剪壓復合受力狀態,圖15為試驗情景。

圖15 試驗情況

試驗結果表明,所有組合圓盤粘結試件的膠體均出現了剪切裂縫,最終均在粘結面破壞,膠體在兩側粘結面均有殘留,如圖16所示。

圖16 膠層破壞照片

根據破壞荷載和試件旋轉角可以計算出粘結面上的平均剪應力和平均正壓應力,圖17為B、C兩組組合圓盤粘結試件實測剪切強度與粘結面平均壓應力之間的關系。

圖17 B、C組試件剪切強度與粘結面平均壓應力關系曲線

根據實測數據計算的A組薄層金屬片單搭頭試件平均剪切強度為14.60 MPa。C組組合圓盤粘結試件(倒角、圓孔徑2.5 mm)純剪強度為38.93 MPa,遠高于按現行標準試驗方法[8]中單層搭接接頭試件(A組)所得的實測值,這顯然是由于組合圓盤粘結面剪應力分布相當均勻,并且由于在粘結面端部引入圓弧面和倒角處理后,粘結面上消除了高的正拉應力,使膠體與金屬基體之間的粘結剪切強度得以充分發揮。對比B、C兩組試驗結果可以看出,正壓應力較小時B組抗剪強度低于C組,但當正壓應力較大時兩組試件的抗剪強度趨于一致。結合前述有限元計算分析結果可以看出,造成這一現象的主要原因在于,B組膠層端部圓弧面直徑較大,且未進行倒角處理,膠層粘結面端部的正拉應力高于C組相應位置正拉應力,造成試件提前破壞;當正壓應力較大時,由于平均壓應力部分抵消了粘結面端部的拉應力集中現象,使得B、C兩組的試驗結果逐步趨于一致。

實測結果還表明,隨著壓應力的增加,粘結抗剪強度相應提高,但提高幅度相當緩慢,本次實測最大壓剪強度達46.98 MPa(對應旋轉角40°)。

5 結 論

組合圓盤粘結試件能進行粘結接頭的純剪試驗,也可方便地進行粘結接頭的剪壓復合受力試驗。組合圓盤粘結試件中膠層的剪應力分布很均勻,適合用于膠體與金屬基體間粘結剪切性能的測試。但是膠層端面平直時會在結合面上產生很高的正拉應力,造成膠體的剪切性能不能有效發揮。對膠層端面引入圓弧面,可顯著改善膠層結合面的正拉應力集中現象,圓弧面直徑越小改善效果越好。對引入圓弧面的膠層端部鋼質基體進行倒角處理,可以進一步降低粘結面的正拉應力。根據算例,選定膠層厚度1.3 mm,粘結膠層長度30mm,膠層端面圓弧面直徑2.5 mm,金屬基體在膠層端部倒角1mm(長度方向)：0.5mm(厚度方向)時,膠層與金屬基體間正拉應力最大值可以低于20 MPa,不致引起受拉破壞,保證剪切試驗能有效測試出膠層的粘結剪切強度。采用樣品膠體作出的實測結果證實了組合圓盤及上述細部構造對測試膠層剪切性能的有效性。

由于組合圓盤粘結試件膠層中剪應力分布均勻,通過在膠層端部引入圓弧面和進行倒角處理,可以將粘結面上的正拉應力降低到不致引起受拉破壞的水平,因此測試結果能很好地反映膠體與金屬基體之間的粘結剪切強度或剪壓復合強度,可作為粘結試件承載力設計的強度條件使用。

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(編輯 王秀玲)

A New Method for Measuring Bonding Shear Properties of Adhesives on Steel Substrates

QUANXue-you1a,b,LIULian-jie1a,WANGRen-yan1a,MASong2,YANYong3

(1a.Co llege of Civil Engineering;1b.Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain A rea,Ministry of Education,Chongqing 400045,P.R.China; 2.Chongqing A rchitectural Design Institute,Chongqing 400015,P.R.China; 3.No.1 Engineering Com pany of China Railway No.8 Engineering G roup Co.,Ltd,Chongqing 400050,P.R.China)

Single-lap-joint adhesively bonded metal specimen which is the national standard experimental method in usehas an extremely non-uniform distribution of shear stressesalong the joint,and tensile stress concentration of high values is produced on the steel substrate interfaces.Therefore the test result,which is not the real bonding shear strength between adhesive and steel substrates,can on ly be used as a test index for qualities of adhesives not the strength criterion for load is capacity evaluation.The combined bonding disc specimen is adopted for m easuring bonding shear properties of adhesive on steel substrates, has a very uniform distribution of shear stresses in adhesive and along the bonding surfaces of steel substrates,of which the uniform coefficient is greater than 0.97.Furthermore,when adhesive joint is treated as an arc and steel substrates are cham fered atboth ends of the joint,tensile stresses on the bonding surfaces can be reduced to less than 20 MPa w hich can hard ly cause tensile failure.Thus,the results of com bined bonding disc specimens can actually represent the real bonding shear strength or bonding shearcom p ression strength between adhesive and steel substrates,which can be used as strength criterion for load capacity evaluation of bonding members.

adhesive;steel substrates;bonding shear properties;com bined bonding disc specimen

TU365

A

1674-4764(2011)03-0031-07

2010-10-11

重慶市建設科技計劃項目(200917);重慶市交委計劃項目(200968)

全學友(1963-),男,副教授,碩士生導師,主要從事結構工程加固與改造研究,(E-mail)quanxueyou@163.com。