加氣混凝土與普通混凝土黏結界面剪切性能試驗

孫 靜,張建偉,王昆鵬

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京100044；2. 廣州地鐵設計研究院有限公司，廣州 510010)

加氣混凝土與普通混凝土黏結界面剪切性能試驗

孫 靜1,張建偉2,王昆鵬1

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京100044；2. 廣州地鐵設計研究院有限公司，廣州 510010)

密肋復合墻體是由鋼筋混凝土肋構成的框格與內嵌輕質加氣混凝土砌塊組成，是密肋復合墻結構的主要承力構件.由于密肋復合墻體特殊的制作工藝，在混凝土肋與加氣混凝土砌塊相接觸的位置處形成一黏結界面，而此類黏結界面的性能目前仍不明確，為此，有必要在材料層次上對加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結界面性能進行研究.本文以密肋復合墻結構為研究背景，采用棱柱體剪切試驗的方法測定加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結界面性能，分析黏結界面傾斜角度對試件的破壞形態和界面強度的影響.結果表明，當傾斜角較小時，試件發生界面剪切破壞，而傾斜角增大，試件趨向于發生輕質加氣混凝土砌塊材料破壞；根據試驗數據擬合出τn關于σn的二次界面破壞包絡線方程，并分析界面變形特性，提出界面切應力-滑移位移特征曲線，為密肋復合墻結構構件層次和結構層次力學性能的研究提供理論和數值計算依據.

密肋復合墻結構；棱柱體剪切試驗；黏結界面；界面破壞包絡線

密肋復合墻結構是一種擁有廣闊前景的新型結構體系[1-2]，由截面及配筋較小的鋼筋混凝土肋(肋梁和肋柱)構成的框格與內嵌填充輕質加氣混凝土砌塊(或其他具有一定強度的輕質砌塊)組成，如圖1所示.其中的輕質加氣混凝土砌塊起到保溫、維護作用，而且與周邊的混凝土框格一起作為受力構件參與工作，共同承擔結構的豎向及水平荷載.課題組對于密肋復合墻結構體系進行了大量的研究工作，在試驗方面，既對基本框格單元進行了單調、反復荷載作用下的力學實驗，又對整體墻板進行了低周反復加載試驗、抗剪試驗、抗彎試驗.在理論方面，建立了形式簡單、計算方便的密肋復合墻體實用計算模型，也提出了帶塑性鉸剛架-斜撐模型，將輕質加氣混凝土砌塊簡化為一斜撐桿.

上述這些理論研究沒有考慮鋼筋混凝土框格和加氣混凝土砌塊之間的界面特性，進行數值分析時也是把兩者之間進行綁定約束處理.事實上密肋復合墻體有特殊的制作流程[3]：放置加氣混凝土砌塊→綁扎鋼筋骨架→鋼筋骨架就位→支護外模板→澆筑混凝土，由上述流程可知，加氣混凝土砌塊是作為澆筑肋梁、肋柱混凝土的內模板，必定在砌塊與混凝土肋接觸的位置形成黏結界面，而此類黏結界面的性能目前仍不明確，為此，有必要在材料的層次上研究輕質加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結界面性能.本文以此為研究對象，采用棱柱體剪切實驗的方法研究混凝土和輕質加氣混凝土砌塊兩種材料之間的黏結界面性能，為密肋復合墻結構的精細化研究提供理論和數值計算依據.

圖1 密肋復合墻體結構體系構造示意

1 試 驗

密肋復合墻體混凝土框格與加氣混凝土砌塊的黏結界面通常處于正應力與切應力組合的應力狀態，本試驗采用棱柱體剪切試驗(slant-shear test，簡稱SST)的方法[4-10]研究輕質加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結界面性能.該方法是通過在試件頂部施加壓應力，使得在黏結面上同時存在正應力和切應力，通過改變黏結面的傾斜角度α來考慮界面上不同的組合應力狀態，進而研究黏結界面在不同應力狀態下的性能，從而得到其黏結界面上的強度特征即強度包絡線，其原理如圖2所示.

圖2 棱柱體剪切試驗試件和黏結面應力狀態

1.1 試件的設計與制作

本試驗中輕質加氣混凝土砌塊的強度等級為A5.0，普通混凝土的強度等級為C20.試件的截面尺寸為150 mm×150 mm，高度為450 mm，材料的力學性能指標見表1.黏結界面傾斜角α分別為20°、30°、38°、45°、60°5種工況，其試件的設計情況如表2所示.制作順序如下：1)將預制的輕質加氣混凝土砌塊按照不同工況規定的尺寸進行切割，并用小毛刷除去表面的浮塵，露出表面多孔的自然面.然后浸泡在水中，確保在澆筑時，與混凝土接觸的黏結界面保持濕潤狀態；2)將配制好的商用混凝土運送到試驗場地，并做好其他澆筑前的準備工作；3)將已經潤濕的加氣混凝土砌塊放置到模板中的規定位置，作為內置模板，隨后將混凝土一次性地裝入試模，并使混凝土高出試模，然后在振動臺上振動成型，振動過程中用抹刀沿試模內壁多次插搗，持續到混凝土表面泛漿為止，然后刮去多余的混凝土，用抹刀抹平試件表面，并在試件表面覆蓋一層塑料薄膜以防止水分過多的散失，防止黏結界面的外側開裂，然后將試件放入養護室，同時預留混凝土立方體標準試塊，與試件同條件養護；4)將澆筑完成的試件放在養護室內室溫養護24 h后，拿掉試件表面的塑料薄膜并拆掉模板，然后放置到FHBS型全自動標準養護室，養護28 d，養護期間，確保溫度為(20±2) ℃.濕度不小于95%.

表1 材料力學性能

1.2 試驗方案

本試驗采用棱柱體剪切試驗來測定輕質加氣混凝土砌塊與普通混凝土黏結界面性能，其主要測試內容有：試件承載力、豎向位移、輕質砌塊沿界面的滑移位移等.其中荷載采用壓力傳感器進行測量，豎向位移通過對稱布置的位移計測量，而輕質加氣混凝土砌塊與普通混凝土之間的相對滑移位移通過精度為0.01 mm的引伸計得到，且分別布置到黏結界面的上部和下部.具體測點布置如圖3所示.

考慮到加載板對試件產生的“套箍”效應，在試件頂部與加載板之間布置一層減摩層，然后將壓力傳感器放置在加載板的上方，壓力機通過直接作用到壓力傳感器上對試件進行加載.本試驗是在微機控制電子萬能試驗機上進行，采用位移控制的加載方式，加載速率為0.2 mm/s.當試件發生界面破壞或者輕質加氣混凝土砌塊材料破壞時，停止試驗.

表2 輕質加氣混凝土砌塊與普通混凝土SST試件設計

圖3 測點布置

1.3 試驗現象

試件的破壞形態主要為黏結界面的剪切破壞(I)和輕質加氣混凝土砌塊材料破壞(M)，如圖4所示.其中黏結界面的剪切破壞為脆性破壞，破壞前沒有明顯的預兆，裂縫出現后，沿著黏結面迅速發展，最后輕質加氣混凝土砌塊與混凝土在黏結界面處錯開，但是由于存在著摩擦力與機械咬合力，界面破壞后，上部的砌塊并未從界面處滑落(除部分XJ20工況試件外)，試件仍保留一定的承載力.表現為輕質加氣混凝土砌塊材料破壞形態的試件，黏結界面保持完好或者率先出現在砌塊中的裂縫隨著加載過程逐漸延伸至黏結界面，使得界面部分開裂，但砌塊并沒有與混凝土完全錯開，試件在承受較大的豎向加載位移后，砌塊才較充分地被壓碎，荷載逐漸降低.

圖4 試件的破壞形態

2 結果分析

2.1 黏結面傾斜角對承載力的影響

各種工況下試件的破壞形態和承載力見表3.可以看出，試件XJ38-4的破壞形態為輕質加氣混凝土砌塊材料破壞，不同于同組中其他試件的破壞狀態，這是因為此試件的上部砌塊本身存在缺陷，從而使得砌塊相對較弱，裂縫率先出現在砌塊中，改變了試件的受力狀態，因此，XJ38組中不考慮此試件.XJ45-4和XJ45-5情況與XJ38-4類似，由于砌塊材料的差異性，使得承載力與同組中其他試件相差很大，而XJ45-1為輕質加氣混凝土砌塊材料破壞，其承載力是由砌塊強度決定的，其黏結界面只是部分開裂，如果再以試驗得到的峰值應力來評估此應力狀態下黏結界面強度時，便會低估了此黏結面的真實強度，因而在總結XJ45工況界面強度時，忽略這3個試件不做參考.

表3 輕質加氣混凝土砌塊與普通混凝土SST試件破壞形態和承載力

Tab.3 Bearing capacities and failure patterns of SST specimens of concrete and AAC

A/(°)S破壞形態峰值荷載/kN峰值應力/MPa峰值荷載均值/kN峰值應力均值/MPa20XJ20-1I42.631.89XJ20-2I35.851.59XJ20-3I38.111.6938.861.7330XJ30-1I56.602.52XJ30-2I51.862.30XJ30-3I55.842.4854.772.4338XJ38-1I62.502.78XJ38-2I65.712.92XJ38-3I68.703.05XJ38-5I69.123.07XJ38-6I65.042.89XJ38-4M62.932.8066.212.94——45XJ45-2I86.683.85XJ45-3I82.933.69XJ45-6I85.713.81XJ45-1M81.513.62XJ45-4M64.452.86XJ45-5M65.882.9385.113.78——————60XJ60-1M87.563.89XJ60-2M91.034.05XJ60-3M84.353.7587.653.90

從表3可知，試件的承載力隨著界面傾斜角的增大而增大，當黏結面的傾斜角α比較小，為20°、30°時，試件均發生界面剪切破壞，而隨著α增大時，試件更容易發生砌塊的材料破壞.比如α為45°時，部分試件發生材料破壞，α增大到60°時，所有試件發生輕質加氣混凝土砌塊的材料破壞.

2.2 界面破壞包絡線

豎向荷載N作用下，界面上的正應力和切應力如圖5所示.假設斜剪試驗中棱柱體的橫截面積為A，黏結界面的傾斜角為α，則

Ft=N·cosα,Fn=N·sinα.

圖5 棱柱體剪切試驗應力分析

假定黏結界面上的應力均勻分布，則得到黏結界面處的切應力和正應力為

σ·sinα·cosα=0.5σ·sin(2α)，

(1)

σ·sin2α.

(2)

式中：σ為作用在試件頂部的均布應力，τn、σn分別為黏結面上的切應力和正應力.由式(1)、(2)知，當σ增大時，在界面上產生切應力τn增大，同時垂直于界面的壓應力σn也會按照σn/τn=tanα的比例增長.

根據式(1)、(2)分別求出發生界面剪切破壞試件的黏結界面上的正應力σn和切應力τn，如表4所示，然后擬合出一條τn關于σn的二次經驗曲線，即為界面破壞包絡線，如圖6所示.

下面以圖6所示的界面破壞包絡線為例，對其應用進行分析.1)通過讀取界面破壞包絡線與縱軸的交點的坐標值，可以確定黏結界面在純剪應力狀態下的抗剪強度為0.328 MPa，從而避免了采用試驗方法時很難保證界面處于純剪應力狀態所造成的誤差.另外包絡線向上發展的增長趨勢，驗證了壓應力能夠提升界面的抗剪強度.2)如果給定一個黏結界面上的應力點坐標(σn,τn)，當其在包絡線以下時，說明黏結界面與砌塊本身完好，如果應力點坐標(σn,τn)在界面破壞包絡線上或在其上方的區域時，試件就會發生界面剪切破壞，當然包絡線的存在也就限定了壓應力為σn時黏結界面上能夠承受的最大切應力.3)對于棱柱體剪切試驗，如果代表了黏結界面應力比σn/τn的直線與界面破壞包絡線存在交點時，如圖6中直線OA，試件將發生界面剪切破壞，此時根據式(1)、(2)以及包絡線方程，就可以求出任意角度下(由于本文只擬合出α<45°包絡線方程，此處特指α<45°)界面發生剪切破壞的界面強度σ0；如果代表了黏結界面應力比σn/τn的直線與界面包絡線沒有交點，如圖6中直線OB，試件將發生砌塊材料破壞.

表4 SST試件峰值荷載下黏結界面正應力和切應力

Tab.4 The normal and shear stress on the bonded interface of SST specimens

A/(°)S峰值應力/MPa正應力/MPa正應力均值/MPa切應力/MPa切應力均值/MPa20XJ20-11.890.22XJ20-21.590.19XJ20-31.690.200.200.610.510.540.5630XJ30-12.520.63XJ30-22.300.58XJ30-32.480.620.611.091.001.071.0538XJ38-12.781.05XJ38-22.921.11XJ38-33.051.16XJ38-53.071.16XJ38-62.891.101.121.351.421.481.491.401.4345XJ45-23.851.93XJ45-33.691.84XJ45-63.811.901.891.931.841.901.89

圖6 界面破壞包絡線分析

2.3 界面變形特性分析

對于發生界面剪切破壞的試件，輕質加氣混凝土砌塊與混凝土存在相對滑移，將黏結界面切應力與引伸計測得的滑移值組合起來，得到界面切應力-滑移(τ-s)曲線，分析界面變形特性，如圖7所示.

需要說明的是XJ20工況試件，由于其黏結面傾斜角α較小，更容易發生界面剪切破壞，表現出非常明顯的脆性，試驗過程中，部分試件的砌塊從界面上滑落，使得試件傾斜，固定在上邊的引伸計掉落，因而引伸計并未采集到有效的位移值.

圖7 切應力-滑移位移曲線

圖7中每條曲線的最后一點為裂縫突然貫通界面時所對應的切應力和滑移位移，此時的應力并非為零，而是由于界面上摩擦力和機械咬合力的作用，使得宏觀上已經錯開的界面保持一定的抗剪強度，這里稱作殘余強度τr.另外從圖7可以看出，每種工況下試件的切應力-滑移位移曲線有一定的離散性，但曲線均有相似的形狀并對應相似的試驗現象，將其進行歸納總結可以提出黏結界面切應力-滑移位移曲線，并取曲線上的3個特征點(s、u、r)將其分為3個階段，如圖8所示.

圖8 切應力-滑移位移特征曲線

1)線性段(0—s)：加載初期，界面并未開裂，其切應力與滑移位移基本為線彈性關系.此階段應力迅速增加，根據引伸計采集數據，滑移位移數值相對較小，其主要為輕質砌塊與界面彈性變形.

2)滑移段(s—u)：隨著荷載的增加，黏結界面上部開始出現裂縫，并沿著界面逐漸向下延伸.此階段τ-s曲線開始呈現明顯的非線性特征，界面切應力隨滑移位移緩慢增長，直至峰值強度τu.

3)下降段(u—r)：到達峰值荷載后，裂縫沿著黏結界面加速向下延伸，直至突然貫通整個界面，此階段τ-s曲線進入下降段，界面切應力隨滑移位移迅速降低，最后裂縫貫通，試件破壞，殘余強度為τr.

3 結 論

1)分析了不同界面傾斜角度α對試件的破壞形態以及承載力的影響.當傾斜角度α較小時，試件的破壞形態為界面剪切破壞；隨著傾斜角度α的增大，試件的破壞形態趨向于發生輕質砌塊的材料破壞，并且試件的承載力隨傾斜角度α的增加而增大.

2)通過對不同界面傾斜角度α的試件破壞試驗研究，研究界面受到不同應力作用達到極限狀態時，剪切破壞面上法向應力與切向應力的關系，得到輕質加氣混凝土砌塊和普通混凝土兩種材料的界面破壞包絡線.

3)當試件發生界面剪切破壞時，分析界面不同應力狀態下變形特性，歸納出界面切應力-滑移位移曲線，為之后黏結界面的理論研究提供可靠的試驗依據，同時也為后續的密肋復合墻結構框格單元承載力分析提供理論和數值計算依據.

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(編輯 劉 彤)

Shear experimental study on the bonded interface properties between autoclaved aerated concrete and ordinary concrete

SUN Jing1, ZHANG Jianwei2, WANG Kunpeng1

(1.School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China；2.Guangzhou Metro Design & Research Institute Co., Ltd., Guangzhou 510010,China)

Multi-ribbed wall structure (MRWs) is composed of densely distributed ribbed frames, including ribbed beams and columns, and autoclaved aerated concrete (AAC) is filled inside the ribbed frames. Because of the special production process, there is a bonded interface of which property is still undefined between ribbed frames and infilled AAC. To study the properties of bonded interface of ordinary concrete and AAC, the experimental study is necessary on the material level. On the background of multi-ribbed composite wall structure, the slant shear test was used to measure the bonded interface properties of ordinary concrete and AAC. This paper analyzed the influence of bonded interface joint angle to interfacial strength and proposed the failure envelope of bonded interface. Based on test results, the equation betweenτnandσnof the bond failure envelope is fitted which provides a valuable basis of theoretical and numerical solutions for mechanical properties of multi-ribbed composite wall structures.

multi-ribbed composite wall structure； the slant shear test； bonded interface； failure envelope of bonded interface

10.11918/j.issn.0367-6234.201603037

2016-03-08

國家自然科學基金(51678031)

孫 靜(1975—)，女，副教授，碩士生導師

孫 靜，jsun@bjtu.edu.cn

TU375

A

0367-6234(2017)08-0141-05