土木与环境工程学报  2020, Vol. 42 Issue (6): 95-102   doi: 10.11835/j.issn.2096-6717.2020.042   PDF    
铝合金板加固钢筋混凝土梁的剥离破坏机理试验研究
杨立军 1,2, 邓志恒 2, 杨海峰 2     
1. 湖南文理学院 洞庭湖生态经济区建设与发展省级协同创新中心; 土木建筑工程学院, 湖南 常德 415000;
2. 广西大学 土木建筑工程学院, 南宁 530004
收稿日期：2020-01-10
基金项目：国家自然科学基金（51478126、51768004）
作者简介：杨立军(1976-), 男, 教授, 博士, 主要从事建筑结构加固理论研究, E-mail:yanglj9601@163.com;
邓志恒(通信作者), 男, 教授, 博士, 博士生导师, E-mail:dengzh@gxu.edu.cn.
摘要：剥离破坏是铝合金板加固钢筋混凝土（RC）梁常见的早期破坏形式，为了避免剥离破坏的出现，对铝合金板加固RC梁的剥离破坏机理开展试验研究。制作了24根RC梁，利用结构胶将铝合金板粘贴在RC梁底部。为了研究附加锚固对剥离破坏的影响，部分试验梁在铝合金板特定位置设置了化学螺栓或U形箍。通过铝合金板加固RC梁的简支梁三分点对称单调加载试验，得到铝合金板加固RC梁的4种破坏模式：适筋破坏、超筋破坏、板端剥离破坏和中部裂缝剥离破坏。剥离破坏的原因是界面剪应力过大。利用铝合金板应变片的试验数据，得到了铝合金板的粘贴界面剪应力分布曲线，分析了界面剪应力分布规律：在板端取得最大值后迅速下降至零值，RC梁裂缝处界面剪应力发生突变。板端剥离破坏发生的机理：铝合金板端界面剪应力达到铝合金板与混凝土的粘贴强度后，界面剪应力导致保护层内混凝土剥离；中部裂缝剥离破坏发生的机理：界面剪应力在混凝土齿状块体端部产生的正应力大于混凝土受拉强度，导致混凝土齿状块体从梁体剥离。在此基础上，得到了两种剥离破坏的判别式，并结合试验数据验证了判别式的准确性。
关键词：铝合金板    加固    钢筋混凝土梁    剥离破坏    破坏机理    
Experimental analysis of debonding failure mechanism of reinforced concrete beam strengthened with aluminum alloy plate
Yang Lijun 1,2, Deng Zhiheng 2, Yang Haifeng 2     
1. Hunan Province Cooperative Innovation Center forthe Construction & Development of Dongting Lake Ecological Economic Zone; College of Civil and Architecture Engineering, Hunan University of Arts and Science, Changde 415000, Hunan, P. R. China;
2. College of Civil Engineering and Architecture, Guangxi University, Nanning 530004, P. R. China
Received: 2020-01-10
Foundation items: National Natural Science Foundation of China (No. 51478126, 51768004)
Author brief: Yang Lijun (1976-), professor, PhD, main research interest: reinforcement theory of building structure, E-mail: yanglj9601@163.com;
Deng Zhiheng (corresponding author), professor, PhD, doctorial supervisor, E-mail: dengzh@gxu.edu.cn.
Abstract: Debonding failure is a common early damage form of aluminum alloy plate strengthened RC beam. In order to avoid the occurrence of debonding failure, the experimental research on the mechanism of aluminum alloy plate strengthened RC beam debonding failure was conducted. 24 RC beams were fabricated, and the aluminum alloy plates were adhered to the bottom of the RC beams with structural adhesive. In order to study the effect of additional anchoring on debonding failure, part of the test beams is equipped with chemical bolts or U-shaped hoops at specific positions on the aluminum alloy plate. Through the three-point symmetrical monotonic loading test of simply supported beams with aluminum alloy plates strengthened RC beams, four failure modes of RC beams strengthened by aluminum alloy plates are obtained:suitable reinforcement failure, over-reinforced failure, debonding failure at end plate or at mid-span induced by crack. The debonding failure is mainly caused by the excessive interfacial shear stress. Therefore, the test data of the strain gauge of the aluminum alloy plate were used to obtain the interfacial stress distribution curves, and the principle of interface shear stress distribution is analyzed. After reaching the maximum value at plate end, the stress quickly falls to around null. The interfacial shear stress in the cracking section of RC beam has a sudden change. The mechanism of debonding failure was analyzed:the mechanism of debonding failure at plate end is that after the interfacial shear stress reaches the bonding strength of the aluminum alloy plate and concrete, the interfacial shear stress will peel off the concrete in the protective layer; The mechanism of mid-span crack induced debonding failure is that the interfacial shear stress peels off the concrete fragment blocks from the beam body after the normal stress generated at the end of the concrete block is greater than the concrete tensile strength. On this basis, the discriminant formulae of two kinds of debonding failure were obtained, and the accuracy of the discriminants was verified by combining the test data. Above work provides a theoretical basis for the engineering application of RC beams strengthened with aluminum alloy plates.
Keywords: aluminum alloy plate    strengthening    reinforced concrete beam    debonding failure    failure mechanism    

由于环境侵蚀、使用功能改变、长期超荷使用、设计标准提高、超过服役年限以及施工或设计失误等诸多原因，很多混凝土结构不能满足结构的安全性、适用性和耐久性要求，需要采取适当的技术措施，对其进行补强与加固处理。在混凝土构件表面粘贴片材加固由于不显著增大构件截面，不改变结构传力途径，施工方便，是目前应用最广泛的加固技术。钢板和FRP作为常用的粘贴片材，得到了较多的研究[1-4]，但两种材料有明显的缺点：钢板容易腐蚀，维护成本高；FRP为脆性材料，变形性能差。文献[5]指出，在pH值为4~9的环境中，铝合金是最耐腐蚀的材料。铝合金材料以其比强高、耐腐蚀、变形性能好、强度和延性低温不敏感等优良力学性能，特别适合应用于侵蚀、潮湿、低温和高寒等极端环境，是一种很好的加固材料[6]。已有学者对铝合金板加固钢筋混凝土(RC)梁的粘结、抗弯和抗剪性能开展了试验、理论和有限元模拟研究[7-12]，验证了铝合金板加固RC梁的可行性和优越性。剥离破坏是由于粘贴片材连接失效发生的早期破坏，具有突然性和脆性，是加固设计要避免的破坏形式，目前关于粘贴片材加固RC梁剥离破坏的研究主要集中在FRP片材[13-16]，如文献[13]基于部分黏结作用复合梁理论，对端部锚固CFRP加固RC梁IC剥离过程进行了有限元模拟；文献[14]考虑FRP的剥离破坏，利用纤维梁模型对FRP抗剪加固RC梁进行了数值模拟；文献[15]对CFRP加固RC梁进行了两点对称简支加载试验，研究了CFRP初始剥离时的应变；文献[16]提出了用于预测FRP加固RC梁剥离破坏的弯曲疲劳性能的模型。铝合金板加固RC梁的剥离破坏鲜有报道。铝合金板的力学性能和材料表面性能与FRP存在明显差异，有必要对铝合金板加固RC梁的剥离破坏开展专门研究。笔者通过24根铝合金板加固RC梁的简支梁三分点单调对称加载试验，研究了铝合金板加固RC梁剥离破坏机理，通过理论分析得到了剥离破坏的判别式，为铝合金板应用于RC梁加固工程提供了理论基础。

1 试验研究
1.1 试验设计

RC梁全长3 000 mm，两端支承在铰支座上，铰支座中心间距l=2 700 mm，RC梁宽b=200 mm，高h=300 mm，在梁的三分点处对称施加集中荷载，如图 1所示。纯弯段EF箍筋配置8@180，弯剪段DE、FG箍筋8@100，架立筋通长设置，2 8。混凝土和纵筋各分为两种情况：C20和C35，2 12和4 12。

图 1 简支梁三分点对称加载试验梁(单位：mm) Fig. 1 Thesimply supported test beam under the one-third symmetrical loads(unit:mm)

在RC梁底部采用结构胶粘贴铝合金板对梁加固，试验中结构胶采用JN建筑结构胶；铝合金板材料型号为6061-T6，长度la×宽度ba×厚度ta=2 000 mm×180 mm ×2(或4、6) mm，铝合金板端部距离支座350 mm。

为了增强铝合金板与RC梁的粘贴性能，部分试验梁在板端、梁的三分点处设置了化学螺栓和U形箍。化学螺栓和化学螺栓连接如图 2所示，U形箍和U形箍连接如图 3所示。化学螺栓直径12 mm，U形箍由长度×宽度×厚度=720 mm×50 mm×5 mm的5052-T6铝合金板冷弯而成。

图 2 化学螺栓和化学螺栓连接 Fig. 2 Chemical bolts and the connections

图 3 U形箍和U形箍连接 Fig. 3 U-wraps and the connection

铝合金板与RC梁连接有A、B1、B2、C1和C2等5种连接方式，A为仅用结构胶连接；其他方式在结构胶连接的基础上设置了附加锚固：B1为板端设置化学螺栓；B2为板端设置U形箍；C1为板端设置化学螺栓、中间三分点设置U形箍；C2为板端、中间三分点处设置U形箍。

根据RC梁、铝合金板厚度和连接方式的不同，共设计了24根铝合金板加固RC梁，参数如表 1所示。

表 1 试验梁的参数 Table 1 Parameters of test beams

1.2 测点布置

在RC梁侧面布置6个混凝土应变片，试验梁三分点布置位移计，布置示意图如图 1所示。在U形箍侧面设置3个应变片，如图 3所示；在铝合金板外表面轴线上除板端外每隔50 mm布置应变片，如图 4所示；在液压千斤顶和反力板之间设置压力式荷重传感器，如图 5所示。所有信号由DH3821测试分析系统自动采集。

图 4 铝合金板应变片布置(单位：mm) Fig. 4 Aluminum alloy plate strain gauges

图 5 试验梁加载装置 Fig. 5 Loading device for test beams

1.3 试验原材料

混凝土由南宁华润西乡塘混凝土有限公司生产，由28 d混凝土立方体同养试块抗压试验得到，C20立方体抗压强度fcu=26.8 MPa；C35立方体抗压强度fcu=41.3 MPa。

钢筋采用柳州钢铁股份有限公司产品，由拉伸试验得到其力学性能，如表 2所示。表中：fy(εy)和fu(εsu)分别为钢筋屈服状态和极限状态的强度(应变)；Es为弹性模量。

表 2 钢筋力学性能 Table 2 Mechanical properties of steel bars

铝合金材料从深圳鑫锦发铜铝材料行购买，JN建筑结构胶由湖南固特邦土木技术发展有限公司生产。铝合金力学性能如表 3所示，表中：Ea为弹性模量；f0.1(f0.2)为残余应变0.1%(0.2%)时的应力；fau为与极限应变εau对应的极限强度；n为反映材料应变硬化的参数。JN建筑结构胶力学性能如表 4所示，表中：fpt、fpm和fpc分别为抗拉强度、抗弯强度和抗压强度；Ep为弹性模量；εpu为伸长率。

表 3 铝合金板力学性能 Table 3 Mechanical properties of aluminium alloy plates

表 4 结构胶力学性能 Table 4 Mechanical properties of structural adhesive

1.4 加载制度

试验梁加载装置如图 5所示。工字钢分配梁跨中放置液压千斤顶，试验梁中部三分点设置分配梁的球形铰支座，千斤顶通过反力系统以5 kN为一级施加集中荷载，每级荷载持荷5 min，直到试件破坏。

1.5 试验梁的破坏模式

如表 1所示，试验梁的破坏模式存在4种类型：适筋破坏、超筋破坏、铝合金板端剥离破坏、中部裂缝剥离破坏。试验梁的破坏模式如图 6所示。

图 6 试验梁破坏模式 Fig. 6 The failure modes of test beams

适筋破坏、超筋破坏是正截面破坏，前者具有明显征兆，延性破坏；后者是受拉纵筋和铝合金板配置过多，导致混凝土抗压能力不足，是脆性破坏。铝合金板端剥离破坏和中部裂缝剥离破坏统称为剥离破坏，为早期破坏，具有突然性，为脆性破坏。两种剥离破坏都是由于界面剪应力过大产生的。

1.6 试验梁的荷载挠度曲线

部分试验梁三分点荷载P-跨中挠度f曲线如图 7所示。从图中可以看出，发生剥离破坏时，试验梁承载能力和延性均有所降低，适筋破坏的试验梁具有很好承载能力和很好的延性。

图 7 荷载挠度曲线 Fig. 7 The load-deflection curves

1.7 界面剪应力分布曲线

试验中测得铝合金板正应变εa，由式(1)可以求得铝合金板正应力σa。

$ {\varepsilon _{\rm{a}}} = \frac{{{\sigma _{\rm{a}}}}}{{{E_{\rm{a}}}}} + 0.002{\left( {\frac{{{\sigma _{\rm{a}}}}}{{{f_{0.2}}}}} \right)^n} $ (1)

界面剪应力τ和铝合金板正应力σa的关系为

$ \tau = {t_{\rm{a}}}\frac{{{\rm{d}}{\sigma _{\rm{a}}}}}{{{\rm{d}}x}} $ (2)

相邻应变片之间的界面剪应力计算式为

$ {\tau _i} = {t_{\rm{a}}}\frac{{\Delta \sigma }}{{{\Delta _{i, i + 1}}}} = {t_{\rm{a}}}\frac{{{\sigma _{{\rm{a}}, i + 1}} - {\sigma _{{\rm{a}}, i}}}}{{{\Delta _{i, i + 1}}}} $ (3)

式中：σa, i、σa, i+1分别为第i点和第i+1点测得的应力；Δi, i+1为两点间距，Δi, i+1=50 mm。

根据式(3)，图 8给出了部分试验梁在弯矩M=0.1Mu、0.3Mu……0.9Mu(Mu为试验梁极限弯矩)作用下的界面剪应力分布试验曲线，图中x为测点与板端距离，考虑对称，只给出了0~1 m区间的界面剪应力。从图 8可以看出：随着荷载变大，板端界面剪应力变大，界面剪应力分布试验曲线形状也发生变化。试验梁裂缝出现前(M=0.1Mu)，界面剪应力分布试验曲线是一条光滑曲线，界面剪应力在板端取得最大值τmax后以双曲线形式迅速下降，弯剪区界面剪应力稍大于零，至纯弯区减至零。裂缝出现后(M > 0.1Mu)，曲线出现波浪。M < 0.7Mu时波浪只在纯弯区出现，M > 0.7Mu后，弯剪区也出现了波浪。

图 8 界面剪应力分布曲线 Fig. 8 The interfacial shear stress distribution curves

1.8 铝合金板端界面剪应力

界面剪应力在板端取得最大值，表 5给出了试验梁在三分点荷载P=20、35、50 kN作用下的铝合金板端界面剪应力试验值。

表 5 板端界面剪应力 Table 5 interfacial shear stresses of plate endMPa

由表 5可以看出：

1) 外荷载越大，板端界面剪应力越大，二者近似成正比例关系。

2) 相同外荷载作用下相同连接方式的铝合金板加固RC梁，铝合金板厚度越大，板端界面剪应力越大。如试验梁S20(2)-2-A在P=20 kN时τ=0.59 MPa，S20(2)-4-A为0.78 MPa。由式(2)可以看出界面剪应力与板厚及正应力变化率的乘积成正比。

3) 仅连接方式不同的试验梁，板端设置化学螺栓或U形箍时界面剪应力变小。如P=50 kN时，S35(2)-4-B1和S35(2)-4-B2界面剪应力分别为0.99、1.06 MPa，较之S35(2)-4-A的1.95 MPa小得多。试验测试的是铝合金板-结构胶-RC梁界面的界面剪应力。当设置U形箍时，铝合金板通过U形箍将部分剪应力传给了RC梁；当设置化学螺栓时，化学螺栓直接将剪力传给RC梁，从而铝合金板端界面剪应力变小。可见，板端锚固有效分担了部分界面剪应力，加强了铝合金板与RC梁的连接。

2 板端剥离破坏

试验中S20(2)-4-A、S20(2)-4-B1、S20(4)-4-A、S35(2)-4-A和S35(4)-4-A等5根铝合金板加固RC梁发生了铝合金板端剥离破坏。发生板端剥离破坏的机理是，铝合金板端界面剪应力τ0达到铝合金板与混凝土的粘贴强度[τ]后，界面剪应力τ0导致保护层内混凝土剥离，即板端剥离破坏的判别式是τ0≤[τ]。

极限弯矩Mu作用下发生板端剥离破坏的试验梁板端界面剪应力τ0和粘贴强度[τ]，如表 6所示，表中δ=(τ0-[τ])/[τ]，[τ]按文献[7]公式计算。从表 6可以看出，τ0和[τ]吻合较好，δ较小，最大值为8.66%。δ的平均值Ave(δ)=0.06，标准差Std(δ)=0.02。

表 6 板端界面剪应力与粘贴强度 Table 6 Plate end interfacial shear stresses and bond strength

板端锚固影响试验梁的破坏模式。如S20(2)-4- A发生板端剥离破坏，在板端设置U形箍后，S20(2)- 4-B2发生了适筋破坏，极限弯矩Mu变大的同时，板端剥离破坏被克服；S20(4)-4-A发生板端剥离破坏，S20(4)-4-B1和S20(4)-4-B2发生了中部裂缝剥离破坏，一方面，板端剥离破坏被克服，另一方面，其极限荷载相对S20(4)-4-A有较大的提高。图 9给出了试验梁铝合金板端部U形箍应力σa-试验梁三分点荷载P曲线，从图 9可以看出，随着试验梁荷载P的增大，U形箍应力σa也随着变大，U形箍参与了粘贴界面受力。

图 9 端部U形箍应力-荷载曲线 Fig. 9 Curves between stresses of plate end U-wraps and loads

S20(2)-4-B1是试验中唯一一根设置了板端附加锚固仍然发生板端剥离破坏的试验梁，如图 10所示。发生这种情况的原因是化学螺栓受到混凝土的握裹力不足以承担铝合金板的拔出力。增加化学螺栓数目，扩大螺栓间距，条件许可情况下增加植入深度，可以有效避免这种破坏。

图 10 S20(2)-4-B1剥离破坏 Fig. 10 Debonding failure of S20(2)-4-B1

3 中部裂缝剥离破坏

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根铝合金板加固RC梁发生了中部裂缝剥离破坏，剥离破坏发生于集中荷载附近斜裂缝相交的位置。这些试验梁破坏时箍筋正应力没有达到屈服强度，说明不是由于斜截面抗剪能力不足造成的。发生中部裂缝剥离破坏的机理是：相继出现的弯剪型斜裂缝将混凝土分割成齿状块体，犹如一固支于受拉纵筋的悬臂梁，悬臂梁跨度为纵向受拉钢筋外表面到梁底的距离c，高度为裂缝间距lcr，如图 11所示。设界面剪应力τ对悬臂梁根部产生的弯矩为M，其大小为

$ M = {b_{\rm{a}}}\tau {l_{{\rm{cr}}}}c $ (4)
图 11 齿状混凝土及其受力分析 Fig. 11 The dentate concrete and the force analysis

式中，假设裂缝间界面剪应力τ均布。

弯矩M在悬臂梁根部产生的最大正应力σmax为

$ {\sigma _{\max }} = \frac{M}{W} = \frac{{6M}}{{{b_{\rm{a}}}l_{{\rm{cr}}}^2}} $ (5)

当σmax大于混凝土受拉强度ft时，即

$ {\sigma _{\max }} > {f_t} $ (6)

加固梁发生中部裂缝剥离破坏，铝合金板上的结构胶将混凝土齿状块体从梁上撕离。部裂缝剥离破坏的判别式是

$ \tau \le {[\tau ]_{{\rm{中}}}} = \frac{{{l_{{\rm{cr}}}}{f_{\rm{t}}}}}{{6c}} $ (7)

当界面剪应力τ>[τ]中时发生中部裂缝剥离破坏。

c按试验梁制作尺寸选定，取28 mm，ft取材料性能试验结果，ft =2.12 MPa (C20)，ft =2.69 MPa (C35)，lcr取试验梁实测裂缝间距，根据式(7)即可得到中部裂缝剥离破坏强度[τ]中。表 7给出了发生中部裂缝剥离破坏试验梁的强度[τ]中和极限状态的裂缝位置界面剪应力试验值τ，以及二者相对误差ζ，ζ=(τ-[τ]中)/[τ]中。从表 7可以看出，强度[τ]中与界面剪应力试验值τ相近，相对误差ζ介于-8.84~1.07之间。

表 7 界面剪应力与中部裂缝剥离破坏强度 Table 7 The interfacial shear stresses and the strength of intermediate crack induced debonding failure

中部三分点设置U形箍后，与中部裂缝剥离破坏的6根梁相对应的S20(4)-4-C1、S20(4)-4-C2、S35(2)-6-C2、S35(4)-4-C1、S35(4)-4-C2和S35(4)-6-C2都克服了中部裂缝剥离破坏，可见设置U形箍后，U形箍与铝合金板协同受力，有效地阻止了铝合金板和混凝土梁的分离趋势。图 12给出了试验梁铝合金板中部U形箍应力σa-试验梁荷载P曲线，从曲线中可以看出，在裂缝出现以前，U形箍参与截面受剪，应力σa随剪力增大而线性增大，裂缝出现后，裂缝处界面剪应力增大，铝合金板界面剪应力相应变大，U形箍应力σa-试验梁三分点荷载P曲线斜率变小。

图 12 中部U形箍应力-荷载曲线 Fig. 12 The curves between stresses of central U-wraps and loads

4 结论

1) 铝合金板加固RC梁的剥离破坏有板端剥离破坏和中部裂缝剥离破坏两种破坏形式。

2) 通过密布在铝合金板表面的应变片测得了界面剪应力分布曲线，得到了界面剪应力的分布规律：界面剪应力在板端取得最大值后以双曲线形式迅速下降，弯剪区界面剪应力稍大于零，至纯弯区减至零。裂缝处界面剪应力发生突变。

3) 板端剥离破坏发生的机理：铝合金板端界面剪应力达到铝合金板与混凝土的粘贴强度后，界面剪应力导致保护层内混凝土剥离。中部裂缝剥离破坏发生的机理：界面剪应力在混凝土齿状块体端部产生的正应力大于混凝土受拉强度导致混凝土齿状块体从梁体剥离。

4) 在板端或板中设置U形箍或化学螺栓锚固，可以增加连接承载力。

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