高延性混凝土加固钢筋混凝土梁抗震性能试验研究

2020-11-14邓明科郭莉英李睿喆陈佳莉

工程力学 2020年11期

邓明科，郭莉英，李睿喆，陈佳莉

(1. 西安建筑科技大学土木工程学院，陕西，西安 710055；2. 大连宏宇置业有限公司，陕西，西安 710000)

钢筋混凝土框架梁发生脆性剪切破坏时，梁端未形成塑性铰，使框架结构形成不良屈服机制，导致整体结构的抗震性能和耗能能力明显降低。因此，对抗剪承载力不足的框架梁进行抗震加固，对改善其破坏形态、提高结构抗震性能具有重要工程意义。

目前，针对钢筋混凝土(RC)梁抗剪加固的研究主要集中在静力加固方面，如采用U 型钢板箍[1]、水泥复合砂浆钢筋网[2]、U 型碳纤维条带[3 − 5]及纤维增强混凝土[6 − 7]等方法均可提高构件的抗剪承载力。然而，对于RC 梁抗震加固的研究相对较少，黄建锋等[8]进行了增大截面法加固震损钢筋混凝土框架的抗震性能试验。结果表明：震损框架结构经加固后，承载力明显提高，且具有良好的延性和耗能能力。卢海林等[9]研究了碳纤维布(CFRP)加固RC 梁的抗震性能，发现采用CFRP 加固明显改善了RC 梁的脆性破坏模式。此外，研究结果表明CFRP 与构件的黏结失效问题突出[10]，不能充分发挥CFRP 材料的力学性能。

高延性混凝土(HDC)是基于工程水泥基复合材料(Engineering Cementitiouss Composite，简称ECC)设计原理[11]制备而成的一种高性能纤维增强水泥基复合材料，在单轴拉伸荷载作用下具有应变硬化特性和多裂缝开展机制[12 − 13]，在单轴受压时具有较高的受压变形能力和抗压韧性[14]。研究表明，利用HDC 材料的延性特性可显著改善混凝土结构[15 − 16]和砌体结构[17 − 18]的脆性破坏形态，提高构件的抗震性能。

基于以上研究，针对框架梁抗剪承载力不足的问题，提出采用HDC 对其进行抗震加固，通过低周反复荷载试验，分析试件加固前后的破坏形态、滞回特性、变形能力和耗能能力等。此外，基于桁架-拱模型对加固梁的抗剪承载力进行了分析。本文研究可为HDC 加固混凝土结构构件的工程应用提供依据。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

本试验共设计制作了8 个RC 悬臂梁，加固前截面尺寸均为200 mm×300 mm，混凝土设计强度为C30；纵筋采用HRB400 级钢筋，对称配筋；箍筋采用HPB300。按剪跨比λ=H/h0为2 和4 将试件分为B-2 组和B-4 组，主要变参为剪跨比和加固方式，试件主要设计参数和加固方案见表1。为使试验梁在加固后剪切破坏仍先于弯曲破坏发生，各试件加固前的几何尺寸及配筋如图1 所示。

表1 试件主要参数和加固方案Table 1 Main parameters of specimens

图1 基本试件尺寸及配筋详图 /mm Fig. 1 Dimensions and reinforcement arrangement of specimens

试件B-2-1 和试件B-4-1 为未加固试件；试件B-2-2 和试件B-4-2 采用宽300 mm、厚0.167 mm的单层CFRP 条带加固，条带间距为100 mm，纤维方向与梁的轴线方向垂直，CFRP 缠裹搭接长度为150 mm；其余4 个试件采用HDC 围套加固，每侧加固层厚度均为25 mm。试件B-2-3 和试件B-4-3 采用素HDC加固；试件B-2-4 和试件B-4-4采用钢筋网HDC 加固，钢筋网采用6 钢筋，网格横向和纵向间距分别200 mm 和125 mm。采用CFRP 加固前对梁的四角进行倒角处理以防止应力集中。对于HDC 加固试件：首先对试件表面进行凿毛处理；然后清理界面，用清水将混凝土表面润湿；最后采用人工压抹HDC 加固层。加固层配置钢筋网的HDC 加固试件未将钢筋网中的纵筋植入底梁锚固。所有试验梁均为同时浇筑，同等条件下养护7 d 后拆模，同时进行凿毛加固。

1.2 材料力学性能

试验采用的HDC 由普通硅酸盐水泥、粉煤灰、石英砂、矿物掺和料、水和PVA 纤维按一定比例制备而成，PVA 纤维体积掺量为2%。采用边长为100 mm 的立方体试块，测得混凝土和HDC抗压强度平均值fcu,m、fdu,m；采用尺寸为100 mm×100 mm×300 mm 的棱柱体试块测得混凝土轴心抗压强度平均值fc,m，HDC 轴心抗压强度fdk,m按公式fdk,m=0.88fdu,m[19]计算；采用尺寸为350 mm×50 mm×16 mm 的拉板试块测得HDC 轴心抗拉强度平均值fdt,m，混凝土轴心抗拉强度ft,m按公式ft,m=0.395fc0u.,5m5[20]计算。HDC 和混凝土的各个强度值见表2。钢筋的力学性能指标见表3。

表2 混凝土和HDC 的力学性能Table 2 Mechanical properties of concrete and HDC

表3 钢筋力学性能Table 3 Mechanical properties of steel bars

1.3 加载装置及测试内容

依据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ/T 101−2015)[21]采用荷载-位移混合控制方式加载。试件屈服之前，采用荷载控制加载，级差为20 kN，每级荷载循环一次；以荷载-位移曲线出现明显拐点判定试件的屈服，屈服后改为位移控制加载，B-2组试件每级位移增量为1.5 mm(B-4 组试件每级位移增量为3 mm)，每级位移循环三次，直至循环中水平荷载下降至该试件峰值荷载的85%以下时停止加载。加载装置见图2。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及分析

为便于描述，规定加载以推为正向，拉为负向。图3 为各试件的裂缝分布及破坏形态。

1) 未加固试件

图2 加载装置Fig. 2 Test set-up

图3 试件破坏形态Fig. 3 Failure patterns of specimens

对于试件B-2-1，当加载至−40 kN 时，试件东侧下端出现一条水平裂缝；加载至−60 kN 时，水平裂缝沿梁腹部斜向上延伸，箍筋开始屈服；加载至−80 kN 时，多条细斜裂缝延伸贯通而形成主斜裂缝；加载至110 kN 时，主斜裂缝加宽，荷载-位移曲线明显偏离直线，改为按位移加载。加载至2.7 mm 时，交叉主斜裂缝形成；加载至−3.5 mm时，主斜裂缝两侧混凝土发生相对错动使混凝土开始剥落；加载至8 mm 时，主斜裂缝交叉处混凝土保护层严重剥落，箍筋外露；随后荷载迅速下降至峰值荷载的85%以下，梁端混凝土被压碎。

试件B-4-1 的剪跨比大于试件B-2-1，破坏特征是试件中下部首先出现水平裂缝，纵筋首先屈服；随荷载增大，水平裂缝沿梁腹部斜向下开展形成弯剪斜裂缝，同时不断有新的斜裂缝产生并逐渐形成主斜裂缝，然后箍筋屈服；由于纵筋直径较大且混凝土保护层厚度较小，箍筋屈服后沿纵筋有粘结裂缝不断开展；随着剪切裂缝和粘结裂缝的不断开展，试件承载力逐渐退化，破坏时沿纵筋出现贯通的粘结裂缝。

2) CFRP 加固试件

对于试件B-2-2，当加载至−40 kN 时，距底梁24 cm 处CFRP 出现鼓包；加载至80 kN 时，受拉纵筋开始屈服，距底梁40 cm(CFRP 条带间)处出现一条斜裂缝；加载至100 kN 时，箍筋开始屈服，有新的斜裂缝出现；加载至−120 kN 时，试件表面已有多条斜裂缝产生，荷载-位移曲线明显偏离直线，改为按位移加载。加载至−8.5 mm 时，距底梁10 cm、15 cm 处CFPR 条带上的纤维被拉断，距底梁第一道CFRP 搭接处完全开裂，原有斜裂缝继续延伸、扩展；加载至9.2 mm 时，裂缝宽度达2 mm，荷载下降至峰值荷载的78%。

试件B-4-2 的剪跨比大于试件B-2-2，主要区别在于试件B-4-2 距底梁第二道CFRP 搭接处完全开裂，这与梁斜裂缝出现的位置有关。试验后将试件B-2-2、试件B-4-2 被拉断的CFRP 分别剥开发现，试件表面裂缝分布与其剪跨比相同的未加固试件相似，加固效果不显著。

3) HDC 加固试件

以试件B-2-3 为例介绍HDC 加固试件的试验过程：加载至−40 kN 时，试件东侧下端出现一条细微水平裂缝；加载至−110 kN 时，受拉纵筋开始屈服，原有水平裂缝延伸；加载至−160 kN 时，由加载点沿梁腹部斜向下出现首条斜裂缝；加载至−180 kN 时，试件表面已出现多条斜裂缝，沿西侧加载点斜向下形成主斜裂缝，荷载-位移曲线明显偏离直线，改为按位移加载。加载至−5.3 mm 时，箍筋开始屈服，同时交叉主斜裂缝形成，在主斜裂缝周围有许多细密裂缝出现，呈明显的多裂缝开展现象；加载至−14.3 mm 时，荷载已下降至峰值荷载的85%以下，最大斜裂缝宽至8 mm，HDC材料未出现剥落现象。

试件B-2-4 基于试件B-2-3 的基础上，在HDC加固层配置钢筋网，两者破坏模式相同，主要区别在于试件B-2-4 破坏时表面斜裂缝数量较少。

试件B-4-3、试件B-4-4 的剪跨比大于试件B-2-3，试件B-4-3、试件B-4-4 表面水平弯曲裂缝明显增多，斜裂缝数量变少且长度较短，即脆性的剪切破坏效应减弱。试件B-4-3、试件B-4-4 破坏时表面无明显粘结裂缝出现。

2.2 破坏形态分析

1) 试件B-2-1 箍筋屈服后斜裂缝开展不能受到有效限制，主斜裂缝交叉处和梁端的混凝土严重剥落，试件发生剪切破坏。试件B-4-1 的剪跨比较大，试件受弯矩影响较大，故其纵筋先屈服；随斜裂缝开展箍筋屈服；由于试件纵筋直径较大，沿纵筋有大量粘结裂缝开展，试件发生弯剪破坏，并在加载后期伴随着粘结破坏。

2) 对于试件B-2-2，CFRP 对试件形成了较好的约束作用，斜裂缝的开展受到限制，箍筋稍迟于纵筋屈服，混凝土保护层剥落现象减弱，但由于CFRP 条带加固层数较少，试件发生脆性的弯剪破坏。试件B-4-2 发生弯剪破坏，由于CFRP 的约束作用，沿纵筋的粘结裂缝有所减少，混凝土的剥落现象得到控制，但CFRP 是线弹性材料，一旦发生断裂或搭接破坏，其约束效应基本丧失，故试件B-4-2 的破坏特征仍具有明显脆性。

3) 试件B-2-3 和试件B-2-4 均发生弯剪破坏，其纵筋首先屈服，HDC 围套直接参与抗剪并对内部混凝土形成一定的约束作用，延缓了混凝土的开裂以及斜裂缝出现后骨料咬合力退化，有效提高了试件的抗剪承载力；由于HDC 加固层裂而不碎，加固梁破坏时保持较好的完整性，明显改善了试件的脆性破坏模式。试件B-4-3 和试件B-4-4均发生弯剪破坏，HDC 围套的有效约束提高了钢筋与混凝土的协同工作能力，抑制了纵筋粘结裂缝的产生，明显改善了试件的破坏形态。

2.3 滞回曲线

试件的荷载(P)-位移(Δ)滞回曲线见图4。加载初期，试件基本处于弹性阶段，滞回环基本闭合为一条直线；由于裂缝开展和钢筋的逐渐屈服，试件塑性变形发展，滞回环面积逐渐增大；峰值荷载后，滞回曲线的斜率随着加载位移的增大而减小，承载力和刚度逐级退化，残余变形逐级增大。各试件的滞回曲线均表现出不同程度的捏拢现象，呈反S 曲线形，其原因是本试验纵筋直径较大，与混凝土的相对滑移变形较大。由图4 可知：

1) 剪跨比为2 时，与未加固试件B-2-1 相比，试件B-2-2 的滞回环面积稍有提高；试件B-2-3、试件B-2-4 的滞回环圈数明显增多，面积更大，形状更饱满，捏拢现象缓解，在相同循环位移下的强度退化缓慢，滞回性能稳定。

图4 荷载-位移滞回曲线Fig. 4 Load-displacement hysteretic curves of specimens

2) 剪跨比为4 时，与未加固试件B-4-1 相比，试件B-4-2 的滞回环面积明显提高，但荷载达到峰值后突降，试件强度退化反而快于未加固试件；试件B-4-3、试件B-4-4 的滞回环对角线斜率明显增大，有利于结构抗震。

2.4 骨架曲线

将每个试件滞回曲线中各级加载峰值的点相连，得到每个试件的骨架曲线，如图5 所示。

由图5 可以看出：

1) 剪跨比为2 时，与未加固试件相比，CFRP条带加固试件的峰值荷载增大，但由于CFRP 断裂或搭接失效后其约束作用迅速消失，故其骨架曲线下降段陡峭，延性较差；HDC 加固试件的峰值荷载和极限位移均显著增大，骨架曲线下降段平缓，表现出较好的后期承载力和良好的延性。

2) 剪跨比为2 时，两个HDC 加固试件的骨架曲线走势一致且基本重合；剪跨比为4 时，试件B-4-4 的极限位移明显大于试件B-4-3，但承载力和刚度反而降低。说明剪跨比较大时，在HDC 加固层配置钢筋网，试件的变形能力明显提高，但钢筋网的存在使HDC 面层受力不连续，削弱了HDC 的抗剪作用。

2.5 承载力

本文采用“能量等值法”[22]确定钢筋混凝土梁的屈服荷载与屈服位移；取试件在荷载下降到峰值荷载85%时对应的位移确定其极限位移。各试件特征点的荷载、位移见表4。由表4 对比试件的承载力(峰值荷载)可得：

图5 骨架曲线Fig. 5 Skeleton curves

1) 与未加固试件相比，CFRP 条带加固后承载力提高29.1%～32.8%，HDC 加固后承载力提高38.8%～53.8%。可见，采用CFRP 和HDC 均可使试件承载力得到明显提高，但HDC 加固对试件承载力的提高幅度更大；一方面HDC 加固层中PVA纤维桥联作用与箍筋共同分担荷载，另一方面HDC 加固层对原梁的环向约束抑制了斜裂缝的扩展，延缓了混凝土软化，提高了剪压区混凝土承担的剪力。

2) 剪跨比对HDC 加固试件的承载力影响较大。采用素HDC 加固时，与未加固试件相比，试件B-2-2 的峰值荷载提高42.8%，而试件B-4-2 的峰值荷载提高53.8%，这是由于剪跨比为4 的未加固梁纵筋与混凝土滑移严重，采用HDC 围套加固后，纵筋的销栓作用增强，故承载力提高更明显；在HDC 加固层中配置钢筋网后，试件B-2-4承载力较试件B-2-3 进一步提高，而试件B-4-4 承载力较试件B-4-3 反而降低，其原因是试件B-4-4受弯矩影响较大，剪跨区未形成较大斜裂缝，加固层箍筋的抗剪作用没有充分利用，且对受压侧HDC 加固层的密实度有一定影响。

表4 主要试验结果Table 4 Test results of specimens

2.6 变形能力

由表4 对比试件的变形能力(极限位移)可得：

1) 与未加固试件相比，CFRP 条带加固后极限位移提高9.5%～17.1%，HDC 加固后极限位移提高24.8%～70.0%。可见，采用CFRP 条带和HDC 加固均可提高试件的变形能力，但HDC 的加固效果明显优于CFRP 条带加固。这是由于HDC 加固层本身具有良好的拉伸变形能力和抗压韧性，且加固层对内部混凝土的环向约束推迟了受压区混凝土压碎，使得纵筋的塑性变形充分发挥。而CFRP条带加固试件中混凝土的脆性仍占主导作用。

2) 剪跨比对HDC 加固试件的变形能力的提高幅度影响较大。与未加固试件相比，剪跨比为2时，HDC 加固梁极限位移的提高幅度为66.5%～70.0%；剪跨比为4 时，HDC 加固梁极限位移的提高幅度为24.8%～40.2%。这是由于B-2 组试件破坏主要是由于斜腹杆被拉坏引起的，纵筋塑性变形很小，经加固后具有优异的变形恢复能力。

2.7 耗能能力

表5 列出了各个试件达到屈服荷载、峰值荷载和极限位移时的对应得累积滞回耗能E。

各个试件的累积滞回耗能-位移曲线如图5 所示，累积滞回耗能取至荷载下降到峰值荷载的85%以下的滞回环。

表5 试件累积耗能Table 5 Accumulated energy dissipation of specimens

由表5 和图6 可知：

1) 与未加固试件相比，CFRP 条带加固试件在极限位移点的累积耗能提高10.5%～43.8%，HDC加固试件在极限位移点的累积耗能提高107.9%～180.0%，表明HDC 加固试件的抗震性能明显优于碳纤维布条带加固试件。HDC 加固层充分发挥了多裂缝开展的特性，形成了良好的耗能系统，故耗能能力明显增强。而碳纤维布条带加固试件的延性较差，故在破坏阶段的耗能能力提高较小。

2) 剪跨比较大时，在HDC 加固层配置钢筋网，试件的耗能能力提高更明显。剪跨比为4 时，试件B-4-4 在极限位移点的累积耗能较试件B-4-3 提高了28.8%，这是由于剪跨比为4 时，在HDC加固层配置钢筋网对试件性能的影响主要体现在极限变形的增大，试件耐损伤能力提高。

图6 试件累积滞回耗能-位移关系曲线Fig. 6 Cumulative energy dissipation-displacementcurves of specimens

2.8 刚度退化

钢筋混凝土梁的割线刚度K按式(1)计算[21]。

式中：Ki为第i级加载下的割线刚度；+Pi和−Pi分别为第i级加载下推、拉方向最大荷载值；+Δi和−Δi分别为第i级加载下正、负向最大荷载对应的位移。各试件的刚度退化曲线如图7 所示。

由图7 可知：

1) 在初加载阶段，各加固试件的初始刚度均大于未加固试件，各试件刚度退化快；试件屈服后，刚度下降趋于平缓，加固试件的刚度退化曲线均在未加固试件的刚度退化曲线之上。这是由于HDC 围套(碳纤维布)对内部混凝土的约束有效抑制了斜裂缝发展，降低了加固梁抗剪刚度削弱的程度，表现出较高的抗剪刚度。

2) 剪跨比相同的条件下，HDC 加固试件的刚度退化较CFRP 条带加固试件更加缓慢。这是由于HDC 凭借其优越的拉伸应变硬化特性和高耐损伤能力使试件在受损状态下还能继续保持较大的横向约束；而CFRP 条带加固试件随着碳布的开裂对内部混凝土的约束能力降低，抵抗能力越来越差。

图7 刚度退化曲线Fig. 7 Stiffness degradation curves

3 HDC 加固梁的抗剪承载力计算

刘立新等[23 − 24]对RC 梁的受剪机理和破坏特点进行了系统分析，认为桁架-拱模型适用于RC 梁的抗剪承载力计算。由于HDC 围套的抗剪机理与箍筋类似，故HDC 加固RC 梁的抗剪承载力仍可用桁架-拱模型分析。为简化计算模型，考虑HDC抗拉作用，将其等效为抗剪箍筋计入桁架机构中。

本文基于修正压力场理论推导HDC 加固RC梁的桁架机构抗剪公式，考虑RC 梁斜裂缝间的骨料咬合力，考虑剪跨比、HDC 围套对临界斜裂缝倾角的影响。然后，通过桁架机构和拱机构的变形协调条件计算拱机构抗剪贡献，考虑HDC 面层对桁架机构和拱机构剪切刚度的影响。叠加桁架机构和拱机构可计算HDC 加固RC 梁的抗剪承载力。