鋁合金板與混凝土的粘結性能

楊立軍，鄧志恒，楊海峰，王云洋，江德明

(1.湖南文理學院 a.洞庭湖生態經濟區建設與發展省級協同創新中心; b.土木建筑工程學院, 湖南 常德 415000；2.廣西大學 土木建筑工程學院，南寧 530004)

1 試驗方案

1.1 試驗設計

用丙酮清理糙化(或不糙化)鋁合金板與混凝土棱柱體連接界面，界面干燥后，在鋁合金板粘貼范圍均勻涂抹按比例配制好的結構膠，膠層厚度3 mm左右，然后，將鋁合金板粘貼在混凝土棱柱體表面，做成鋁合金板和混凝土棱柱體粘結性能面內單剪試驗試件，如圖1所示。圖1中，鋁合金板ABCD部分為粘貼區域，其長度AC用la表示；伸出棱柱體CE部分長150 mm，用于試驗機夾具對試件沿鋁合金板軸向加載。

圖1 面內單剪試驗試件Fig.1 The specimen of in-plane simple shear

鋁合金板采用廣西南南鋁業股份有限公司生產的6061-T6鋁合金板，板寬ba有45 mm和30 mm兩種尺寸，板厚ta有4 mm和2 mm兩種尺寸；結構膠采用湖南固特邦土木技術發展有限公司生產的JN建筑結構膠；混凝土棱柱體采用南寧華潤西鄉塘混凝土有限公司生產的商品混凝土澆筑，尺寸為100 mm×100 mm×510 mm[16]。

試件有4種界面處理方式，分別用A、B、C和D表示，即：A為混凝土鑿毛，鋁合金板糙化；B為混凝土鑿毛，鋁合金板不糙化；C為混凝土不鑿毛，鋁合金板糙化；D為混凝土不鑿毛，鋁合金板不糙化。

試件分為5組，設置了一組對比組(第II組)，分別單獨變化對比組的界面處理(第I組)、混凝土強度(第III組)、鋁合金板寬(第IV組)和板厚(第V組)等因素，將其粘結性能與對比組對比，以研究界面處理、混凝土強度、鋁合金板寬度和厚度等因素對粘結性能的影響；第II組～第V組中，每組各有僅粘貼長度不同的8個試件，其粘貼長度分別為25、50、75，……，200 mm，以研究粘貼長度對鋁合金板和混凝土塊體粘結性能的影響。面內單剪試驗試件參數如表1所示。為了剔除試驗的偶然性和離散性影響，所有試件都設計了3個相同試件，故共有5組合計105個試件。試驗在廣西大學土木建筑工程學院實驗室完成。

表1 面內單剪試驗試件參數Table 1 Details of the specimens of in-plane simple shear test

注：No.表示試件編號;MIT(Modes of Interfacial Treatment)表示界面處理方式。

1.2 試驗裝置及加載制度

設計了一套用于固定試件的裝置，其制作材料為Q235鋼，如圖2所示，采用WAW-600微機控制電液伺服萬能試驗機對試件進行加載，加載裝置如圖3所示。試件安裝示意圖如圖4所示，試驗時將試件放置在該裝置上、下兩塊水平鋼板之間，鋁合金板CD緊貼上面水平鋼板空洞左側板壁伸出，旋緊4根豎向螺桿上的螺栓，壓緊混凝土棱住體。然后，將試件固定裝置放置于試驗機上、下夾具之間，利用試驗機下夾具錨固試件固定裝置的豎向鋼板，上夾具夾緊鋁合金板CE部分。由于試驗機上、下夾具中心、豎向鋼板和鋁合金板位于同一豎向面上，保證了鋁合金板軸心受拉，試件承受面內剪力。

利用上夾具對鋁合金板施加軸心拉力，加載制度采用位移控制，加載速率0.2 mm/min，單調加載，當試件發生剝離破壞時停止加載。

圖2 試件固定裝置Fig.2 The fixture device

圖3 加載裝置Fig.3 The loading

圖4 試件安裝示意圖

圖5 應變片布置Fig.5 The layout of strain

1.3 材料力學性能

根據廠商提供的報告，結構膠力學性能如表2所示。表2中：fpt為抗拉強度；fpm為抗彎強度；fpc為抗壓強度；Ep為彈性模量；εpu為伸長率。

表2 結構膠力學性能Table 2 Mechanical properties of structural adhesive

將混凝土棱柱體和混凝土立方體標準試塊在標準條件下養護28 d，按照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T 50081—2016)采用華龍混凝土壓力試驗機對混凝土立方體標準試塊進行抗壓試驗，試驗結果為：fcu=26.8 MPa(C20)，fcu=41.3 MPa(C35)。

依據《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)中的試驗方法，對試驗用鋁合金板采用MTS 809 Axial/Torsional Test System進行拉伸試驗。鋁合金板矩形拉伸試樣如圖6所示，力學性能指標如表3所示。表3中：Ea為鋁合金在原點處的彈性模量；f0.1和f0.2分別為殘余應變為0.1%和0.2%時所對應的應力；fau為鋁合金的極限強度；εau為極限應變；n為表征鋁合金材料本構關系的一個參數(如式(3)所示)。

圖6 鋁合金板矩形拉伸試樣Fig. 6 The rectangular tensile specimens of aluminum alloy

試件編號Ea/MPaf0.1/MPaf0.2/MPafau/MPaf0.2/f0.1εau/μεn6061-171 941.3245.8265.3314.771.079101 0000.9.126061-266 756.4258.6275.0314.581.063105 00011.356061-368 301.1250.7271.5313.771.083104 7530.8.69平均值68 999.6251.7270.6314.371.075103 5840.9.72

2 試驗結果及分析

2.1 剝離破壞形式

試件破壞前，鋁合金板與混凝土塊體沒有明顯的相對變形，聽到二者剝離的劈啪聲音后，相對變形驟然增大，隨即鋁合金板和混凝土塊體剝離，試件發生剝離破壞。共有兩種剝離破壞形式，分別為：

2)混凝土層剝離破壞：界面處理為A的構件發生的破壞形式，破壞時粘貼在鋁合金板上的結構膠將混凝土界面表層5 mm之內的混凝土撕脫，殘留在鋁合金板上，破壞界面凹凸不平，屬于混凝土受拉破壞，如圖7(c)所示。混凝土層剝離破壞是《混凝土結構加固設計規范》(GB 50367—2013)推薦的破壞形式，驗證了鋁合金板用于混凝土結構加固的適用性。

圖7 剝離破壞形式Fig.7 The debonding failure

2.2 粘結荷載位移曲線

面內單剪試驗測得的5組共105個試件的極限粘結荷載如表4所示。從表中可以看出，雖然3個試件的極限粘結荷載有所差別，但差別不是很大。試件極限粘結荷載與其平圴值相差最大的是I-3的第1個試件，為10%，其他試件的誤差介于-9.14%～8.84%之間。

表4 極限粘結荷載試驗結果

Table 4 The experimental results of ultimate bond loads kN

No.123FaNo.123FaNo.123FaI-16.405.816.086.10III-25.074.844.944.95IV-69.288.398.798.82I-26.817.096.966.95III-36.996.396.676.68IV-79.319.439.379.37I-36.385.275.745.80III-18.509.058.788.78IV-89.319.529.429.42II-13.443.583.513.51III-59.618.859.229.23V-12.592.962.752.77II-26.305.485.845.87III-610.3110.3410.3310.33V-24.534.964.734.74II-38.577.407.937.97III-710.6010.6610.6310.63V-35.836.005.925.92II-110.279.8110.0310.04III-810.6111.4911.0211.04V-46.507.466.926.96II-511.3813.2212.1912.26IV-12.682.532.602.60V-56.596.666.636.63II-611.9111.9911.9411.95IV-24.914.384.624.64V-66.596.736.666.66II-711.9512.1212.0412.04IV-36.686.036.336.35V-76.596.606.586.59II-811.9512.2612.1112.11IV-48.006.757.307.35V-86.596.606.586.59III-12.742.782.752.76IV-58.869.219.049.04

注：1、2和3分別為同一編號的3個試件極限粘結荷載；Fa為同一編號試件極限粘結荷載平均值。

圖8 試件粘結荷載位移曲線Fig.8 The bond load-displacement curves of

從圖8和表4可以看出：

1) 隨著荷載的增大，由于損傷的積累，曲線斜率逐漸變小；試件從加載到破壞過程中，基本沒有塑性變形，破壞時板端位移很小，小于1 mm。

2) 隨著粘貼長度的變大，極限粘結荷載變大。但粘貼長度增大到某一值時，極限粘結荷載不再增加。說明鋁合金板和混凝土的粘貼存在一個有效粘貼長度，當超過有效粘貼長度后，增加粘貼長度不會再增加試件的極限粘結荷載。

2.3 剪應力分布曲線

從圖1(b)中取出長度為dx的鋁合金板元，如圖9所示。設鋁合金板厚度為ta，寬度為ba，正應力為σa，正應變為εa，粘結剪應力為τ，沿x向建立平衡方程，有

bata(σa+dσa)=bataσa-τbadx

(1)

圖9 試件受力分析圖Fig.9 The stress analysis of the

由式(1)可得

(2)

鋁合金材料的本構關系為[17]

(3)

將應變片測得的該點鋁合金板應變εa, i代入式(3)，求得相應的σa, i，繼而由式(2)求得各點的粘結剪應力為

(4)

式(4)中，Δi, i+1是第i個和第i+1個應變片的間距，i從1開始取值，最大值為9，在la=200 mm時取得。應該指出，式(4)求得的是相鄰應變片間的平均界面剪應力，忽略了鋁合金板厚度的影響，其精度與應變片間距、鋁合金板厚度相關。圖10給出了部分試件界面剪應力τ沿粘貼長度的分布曲線，圖中，x是指與加載端(圖1中CD)的距離，剪應力τ為同一編號的3個試件平均值。從圖10可知：

1) 界面剪應力呈現中間大，兩端小的倒“U”形分布，加載端CD界面剪應力為零(此處鋁合金板正應力最大)，最大剪應力在臨近加載端一側出現。當荷載較小時，出現位置在25 mm處左右。隨著粘結荷載Fa的變大，由于混凝土表面細微裂縫的出現，初始損傷的積累，應力發生重分布，最大剪應力向自由端AB略有移動，其出現位置距離加載端最大不超過75 mm。

圖10 試件剪應力分布曲線Fig.10 The shear stresses distribution curves of

2) 隨著粘結荷載Fa變大，參與受剪的結構膠長度變大，當荷載大于極限粘結荷載Fau的60%左右時，參與受剪的結構膠長度不再隨粘結荷載Fa的增大而增大，而是保持為一定值；由于結構膠的粘貼長度la大于有效粘貼長度le，所以，自由端一側有效粘貼長度le之外的界面剪應力τ等于零，有效粘貼長度和實際粘貼長度無關。

分析圖10，可得到相關因素對剪應力分布的影響。

1)界面處理的影響。試件I-1、試件I-2和試件II-8的不同點在于界面處理不同(由于粘貼長度都大于有效粘貼長度，粘貼長度的不同不會對試件受力性能造成影響)。從圖10(a)～(c)可以看出，試件I-2的最大剪應力略大于試件I-1，說明光滑的鋁合金板表面對粘結性能影響較混凝土大。試件I-1和I-2的最大剪應力小于1.3 MPa，距離加載端100 mm處剪應力等于零；試件II-8的最大剪應力為2.4 MPa左右，距離加載端175 mm處剪應力等于零；試件I-1、I-2的有效粘貼長度和最大剪應力都小于試件II-8。界面最大剪應力與混凝土和鋁合金板材料表面的粗糙程度有關。材料表面越粗糙，與膠層的膠結作用、摩擦力和機械咬合作用越大，其最大剪應力隨之變大。光滑的界面使得連接能承擔的最大剪應力大幅變小，影響了膠層的應力重分布，其荷載傳遞能力相應變弱，有效粘貼長度相應變小。可見，粘貼鋁合金板前必須對界面進行粗糙處理，以增加連接承載力。

2)混凝土強度的影響。試件II-8和試件III-8僅混凝土強度不同。從圖10(c)～ (d)可以看出，相對于試件III-8(C25混凝土)，試件II-8(C30混凝土)的最大剪應力變大，有效粘貼長度變小。試驗中，界面處理方式為A的試件均發生了混凝土層剝離破壞，在加載初期，加載端結構膠下幾毫米厚的混凝土內出現一條與界面平行的裂縫，隨著粘結荷載的變大，自加載端向自由端發展，荷載增至極限粘結荷載時，結構膠連同表面混凝土被鋁合金板從混凝土塊體上剝離下來。因此，最大剪應力的大小與混凝土受拉強度密切相關。混凝土受拉強度越大，能承受的最大剪應力隨之變大。試件III-8的有效粘貼長度較大，說明只要對界面進行粗糙處理，就能保證結構膠荷載傳遞和應力重分布。

3)鋁合金板寬度的影響。試件II-8和試件IV-8僅鋁合金板寬度不同。從圖10(c)、(e)可以看出，相對于試件IV-8(ba=30 mm)，試件II-8(ba=45 mm)的最大剪應力變小，有效粘貼長度不變。鋁合金板寬度對連接承載力的影響體現在周圍混凝土對連接的約束上，鋁合金板寬度越小，單位鋁合金板受外圍混凝土的約束越大，相應的粘結荷載越大。

4)鋁合金板厚度的影響。試件II-8和試件V-8僅鋁合金板厚度不同。從圖10(c)、(f)可以看出，相對于試件V-8(ta=2 mm)，試件II-8(ta=4 mm)的最大剪應力變小，有效粘貼長度差別在圖上沒有體現出來(因為應變片間距25 mm，小于25 mm的差別有可能得不到體現)。

2.4 粘結滑移曲線

第i個應變片處的滑移si為

(5)

s1等于加載端位移，由加載端位移計測得。這樣，由式(4)和式(5)就可以得到各試件不同位置的粘結滑移曲線。剪應力τi和滑移si分別取同一編號的3個試件平均值，得到各試件的粘結滑移曲線，如圖11所示，圖例中的25、50 mm等指的是與加載端CD的距離。

圖11 粘結滑移曲線Fig.11 The bonding-slip relationship

從圖11可以看出，粘結滑移曲線具有如下特點：

1) 粘結滑移曲線具有上升段和下降段，曲線上升段中滑移很小，大部分滑移是在下降段完成的。在下降段隨著滑移的增大，曲線向水平軸逼近。

2) 剪應力向極限剪應力爬坡接近時，曲線割線斜率變小，曲線的原點切線斜率最大，頂點割線斜率最小。這是因為，原點時試件處于彈性階段，剪應力向極限剪應力趨近的過程是混凝土裂縫出現和發展的過程，是由彈性狀態向塑性狀態轉化的過程，是損傷不斷累積的過程，相應也是界面剛度減小的過程。

3) 試件I-1和試件I-2是界面剝離破壞，除了具有最大剪應力和極限位移小于混凝土層剝離破壞的試件特點外，其粘結滑移曲線也具有不一樣的特征，在下降段由于界面發生滑移，其剪應力突然下掉至零，更具有突然性。

4) 粘結滑移曲線與橫坐標所圍的面積表征了連接的界面斷裂能，界面斷裂能越大，連接的承載性能越好。從界面斷裂能的角度，也可以得出相同的結論，從圖11可以看出，試件I-1的界面斷裂能最小，試件IV-8的界面斷裂能最大。

3 結論

鋁合金板與混凝土的粘結性能是影響加固效果的一個重要因素。為此，自行設計了一套試驗固定裝置，對5組共105個鋁合金板與混凝土棱柱體連接體試件進行了面內單剪試驗，得到如下結論：

1) 試件存在兩種破壞形式：界面剝離破壞和混凝土層剝離破壞。

2) 界面處理對粘結性能有著重要的影響，當混凝土不鑿毛，或鋁合金板不糙化時，發生了界面剝離破壞，其粘結性能較差，必須對界面進行鑿毛或糙化處理。

3) 界面剪應力呈現中間大，兩端小的倒“U”形分布，加載端界面剪應力為零，最大剪應力在臨近加載端25 mm左右出現。隨著粘結荷載的變大，最大剪應力向自由端略有移動，其出現位置距離加載端最大不超過75 mm。

4) 隨著混凝土強度的提高、鋁合金板寬度和厚度的變小，粘結性能提高。

5) 試驗中，試件剪應力不為零，距離加載端長度不大于175 mm，說明存在一個有效粘貼長度。當粘貼長度大于有效粘貼長度后，增大粘貼長度并不能提高連接的極限荷載。