孫校偉

(浙江省公路管理局，杭州 310009)

0 引 言

鋼筋混凝土梁常因承載力不足發(fā)生破壞，常見的破壞表現(xiàn)是變形過大，裂縫過寬、過長，內(nèi)部鋼筋銹蝕或受壓區(qū)混凝土被壓碎等。混凝土梁的傳統(tǒng)抗彎加固方法包括加大截面、外貼型鋼、粘貼FRP、置換混凝土、外加預(yù)應(yīng)力等[1]。Swamy R. N.[2]等進(jìn)行了環(huán)氧砂漿粘貼鋼板加固混凝土梁的試驗(yàn)研究，研究表明外貼鋼板可以有效增大梁的剛度和提高梁的極限抗彎強(qiáng)度，但會(huì)因鋼板厚度較薄、加固施工措施等原因容易導(dǎo)致鋼板脫空和下?lián)犀F(xiàn)象。A. Li[3]等利用環(huán)氧樹脂將纖維布粘貼在梁的底面及兩側(cè)面進(jìn)行鋼筋混凝土梁加固試驗(yàn)，研究表明試驗(yàn)梁的極限承載力可提高2倍，但卻存在碳纖維參與整體受力性能差、粘結(jié)膠與原梁界面過早脫落等不足。B.Zhou[4]等利用JGN結(jié)構(gòu)膠將矮工字鋼粘貼在混凝土梁受拉側(cè)下緣增大抗彎剛度，通過理論公式和FEM分析得到鋼構(gòu)件和混凝土梁之間的滑移可以忽略不計(jì)。Barnes R. A.[5]等研究了在混凝土梁側(cè)面使用環(huán)氧砂漿粘貼鋼板的抗剪性能，研究表明粘貼薄鋼板可以提高梁的抗剪性能，粘貼厚鋼板可以提高梁的抗彎性能。Lee K.S.[6]等將鋼纖維(EMSF) 摻入環(huán)氧砂漿中，研究鋼筋混凝土梁的抗剪性能，表明含有短纖維(35mm)的EMSF板加固混凝土梁的剪切強(qiáng)度最高，EMSF板可以增強(qiáng)梁的剪力，提高混凝土梁的變形能力。楊勇[7]等利用環(huán)氧砂漿粘貼碳纖維筋進(jìn)行鋼筋混凝土梁表層嵌貼加固，結(jié)果表明嵌貼碳纖維筋大大增強(qiáng)梁的抗彎能力。Al-Saidy A. H. 利用環(huán)氧砂漿在梁的受拉側(cè)粘貼紡織物，試驗(yàn)表明砂漿粘合紡織品可以強(qiáng)化梁的延展性，減小變形。

以上研究中環(huán)氧砂漿多為粘結(jié)材料，利用它起主要加固作用。鑒于環(huán)氧砂漿的性能并結(jié)合前期混凝土梁的加固研究，針對(duì)鋼筋混凝土梁承載力及剛度不足的問題，進(jìn)行粘貼環(huán)氧砂漿層的加固試驗(yàn)，研究環(huán)氧砂漿層的加固效果。

1 試件規(guī)格

以實(shí)際公路梁橋中單根梁為研究對(duì)象，澆筑了三根相同的鋼筋混凝土梁，尺寸為3000mm×200mm×400mm(長×寬×高)，采用C40混凝土，HRB400級(jí)鋼筋，縱筋直徑16mm，箍筋直徑8mm。為研究環(huán)氧砂漿厚度對(duì)梁力學(xué)性能的影響規(guī)律，將梁分為DB、JG50、JG100三種試件，其中DB試件底部不涂抹環(huán)氧砂漿，JG50試件底部滿布50mm厚的環(huán)氧砂漿，JG100試件底部滿布100mm厚的環(huán)氧砂漿(如圖1所示)，各試件所用材料如表1所示。

圖1 JG100試件結(jié)構(gòu)圖

表1 材料參數(shù)

2 試驗(yàn)方案

2.1 測(cè)點(diǎn)布置

為觀察混凝土梁的撓度變化情況，在各試件梁底跨中位置沿橫向分別布置了兩個(gè)位移傳感器；為檢測(cè)支座的沉陷情況，兩支座附近分別布置一個(gè)位移傳感器；為驗(yàn)證環(huán)氧砂漿與混凝土粘結(jié)后是否滿足平截面假定，在混凝土梁、砂漿加固層及界面臨近位置均布置應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，如圖2所示。

圖2 測(cè)點(diǎn)布置

2.2 加載機(jī)制

試驗(yàn)梁采用長柱壓力機(jī)施加向下的集中壓力，集中荷載通過分配梁實(shí)現(xiàn)兩點(diǎn)加載。采用力加載模式，正式加載之前，先施加30kN的預(yù)載荷，然后緩慢卸到零，用以檢查加載設(shè)備、儀器儀表和輔助裝置是否正常工作。正式加載時(shí)，以20kN為一個(gè)荷載步，加載速率為5kN/min，直到接近極限承載力，試驗(yàn)梁出現(xiàn)明顯變化，后減小到加載速率為2kN/min，直到試件達(dá)最大承載力。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

DB試件：加載初期試件無明顯現(xiàn)象；加載至50kN時(shí)，距離支座 1/3跨底部出現(xiàn)第一條裂紋，隨后裂紋寬度及數(shù)量均隨荷載增大而增多；加載至130kN時(shí)，觀察到45°斜裂縫；加載到230kN時(shí)，跨中撓度迅速變大；此時(shí)，將加載速率改為2 kN/min，當(dāng)跨中最大裂縫寬度超過3mm，試件發(fā)生延性破壞，此時(shí)荷載為236kN，裂縫發(fā)展如圖3(a)所示。

JG50試件：原梁底部布設(shè)50mm厚的環(huán)氧砂漿，加載初期無任何明顯現(xiàn)象；加載至50kN時(shí)，跨中混凝土底部出現(xiàn)小裂紋；隨著荷載的增加，純彎區(qū)出現(xiàn)大量的裂縫且向上延伸；加載至230kN時(shí)，試件發(fā)出微小的劈裂聲；將加載速率改為2 kN/min，隨著荷載增加，混凝土梁與環(huán)氧砂漿層因變形不協(xié)調(diào)出現(xiàn)分離現(xiàn)象，加載至240kN時(shí)，試驗(yàn)梁發(fā)出明顯的斷裂聲，跨中位置處的砂漿層發(fā)生斷裂，此時(shí)，整個(gè)試件已出現(xiàn)大量裂縫，判定為延性破壞，破壞現(xiàn)象如圖3(b)所示。

JG100試件：梁底增設(shè)100mm厚的環(huán)氧砂漿，加載初期無任何明顯現(xiàn)象；加載至110kN時(shí)，跨中混凝土底部出現(xiàn)微小的裂紋；荷載繼續(xù)增加，純彎區(qū)出現(xiàn)多條裂縫并向上延伸；加載至150kN時(shí)，距離分配梁支座100mm處出現(xiàn)斜裂縫；加載至250kN時(shí)，混凝土梁發(fā)出很小的劈裂聲；試件隨著荷載的增加發(fā)出間斷的混凝土劈裂聲，加載至295kN時(shí)，一聲“巨響”，混凝土梁與砂漿發(fā)生脫離，界面附近發(fā)現(xiàn)很多橫向裂縫，該破壞模式為延性破壞，如圖3(c)所示。

試驗(yàn)梁的破壞如圖3所示，裂縫發(fā)展如圖4所示。

圖3 試驗(yàn)梁的破壞形式

圖4 試驗(yàn)梁的裂縫發(fā)展

3.2 荷載-撓度曲線

各試件的荷載-撓度關(guān)系如圖5所示，根據(jù)荷載-撓度曲線，利用能量等效面積法計(jì)算各試件的名義屈服撓度Δy[8]，荷載下降至0.85Pu時(shí)所對(duì)應(yīng)的極限撓度Δu，得到各試件的延性系數(shù)μv，結(jié)果見表2。

圖5 荷載-撓度曲線

表2 試驗(yàn)結(jié)果

注：Pcr為開裂臨界荷載，Pu為極限荷載，Pu提高值為試件JG50和JG100極限荷載與DB極限荷載的相對(duì)值；Δm為極限荷載所對(duì)應(yīng)的位移；Δy為名義屈服位移；Δu為荷載下降至0.85Pu時(shí)的位移；μΔ=Δu/Δy為延性系數(shù)[9]。

由圖5和表2可知， JG50試件的臨界荷載與DB試件較為接近，而JG100試件的臨界荷載提高了1.2倍；試件JG50和JG100的極限承載力分別提高了1.7%和25%，極限承載力所對(duì)應(yīng)的位移分別降低了43%和55%；JG50試件的極限承載力與DB試件差異不大，故50mm厚的環(huán)氧砂漿層可以起到加固補(bǔ)強(qiáng)作用，恢復(fù)原結(jié)構(gòu)的承載力；而JG100試件的極限承載力是原結(jié)構(gòu)的1.25倍，考慮到加固層的高度，故100mm厚的環(huán)氧砂漿層可以起到組合梁的作用，提高結(jié)構(gòu)承載力，滿足特殊需求；試件JG50和JG100的前期剛度較大，達(dá)到極限荷載后，剛度迅速退化；三個(gè)試件的延性系數(shù)隨砂漿加固層厚度的增加略有降低，但延性系數(shù)均大于3。

3.3 平截面假定的驗(yàn)證

各試件跨中截面的應(yīng)變隨高度的變化關(guān)系如圖6所示。

圖6 應(yīng)變沿梁高的變化

由圖6可知，DB試件在彈性階段符合平截面假定，混凝土梁底部受拉，頂部受壓，彎矩效應(yīng)隨荷載的增加而增大，梁底的混凝土拉應(yīng)力超過其抗拉強(qiáng)度極限值，混凝土退出工作，拉應(yīng)力全部由鋼筋承擔(dān)，導(dǎo)致中和軸上移。而加固試件的梁底是環(huán)氧砂漿加固層，故混凝土受壓，砂漿加固層取代鋼筋作為受拉構(gòu)件；但隨著荷載的增加，混凝土與砂漿變形不協(xié)調(diào)，導(dǎo)致受拉區(qū)的混凝土開裂，中和軸上移。加固試件的應(yīng)變沿梁高的變化曲線表明，環(huán)氧砂漿與混凝土梁可以較好地協(xié)同工作；加固試驗(yàn)梁的拉壓應(yīng)變均明顯小于相同荷載下的對(duì)比試件。

4 數(shù)值模擬與理論分析

4.1 有限元分析

采用ABAQUS對(duì)三個(gè)試件分別進(jìn)行數(shù)值模擬分析，分別建立試件的各部件并進(jìn)行組裝，其中混凝土和環(huán)氧砂漿采用C3D8R單元，鋼筋采用B31單元。對(duì)于材料模型，混凝土采用C40混凝土塑性損傷模型(見圖7)，鋼筋采用雙線性等向強(qiáng)化模型，材料本構(gòu)采用了Von Mises屈服準(zhǔn)則，由于環(huán)氧砂漿本構(gòu)模型尚不明確，將環(huán)氧砂漿定義為理想彈塑性模型(見圖8)。此外，不考慮砂漿與混凝土梁之間的粘結(jié)滑移作用，采用完全固接的方法處理。

有限元采用力加載方式，跨中建立一個(gè)參考點(diǎn)作為加載點(diǎn)，并與三分點(diǎn)處劃分的100mm×200mm矩形接觸面進(jìn)行耦合，如圖9所示。

圖7 混凝土本構(gòu)關(guān)系

圖8 砂漿本構(gòu)關(guān)系

圖9 JG試件模型

4.2 模擬結(jié)果對(duì)比

各試件荷載-位移曲線模擬值與試驗(yàn)值的對(duì)比如圖10所示。由圖10及表3可知，加固試件的前期剛度稍有差異，有限元模擬大于實(shí)際試驗(yàn)值，原因可能是實(shí)際試件在澆筑環(huán)氧砂漿時(shí)存在一定的缺陷，如厚度不精準(zhǔn)、振搗不密實(shí)等，導(dǎo)致剛度偏小。極限承載力模擬值與試驗(yàn)值基本一致，極限承載力所對(duì)應(yīng)的極限撓度稍有偏差，但曲線整體走勢(shì)一致，最大差值1.2mm，所對(duì)應(yīng)的相對(duì)誤差為13.6%，原因是鋼筋混凝土梁和砂漿加固層的施工工藝及粘結(jié)情況等與有限元模型存在一定偏差，但在一定許可范圍之內(nèi)。

4.2 理論計(jì)算

4.2.1 抗彎破壞承載力

假設(shè)：①環(huán)氧砂漿加固層與混凝土之間沒有相對(duì)滑移；②跨中截面符合平截面假定；③環(huán)氧砂漿受拉時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為理想的彈塑性關(guān)系；④混凝土梁主要承受壓力，忽略混凝土的受拉作用。

表3 有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖10 荷載-撓度對(duì)比曲線

環(huán)氧砂漿的極限拉應(yīng)變遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于鋼筋的極限拉應(yīng)變，故鋼筋不會(huì)被拉斷。因此，加固試件的破壞主要有兩種：加固層拉斷或混凝土壓碎。由此得出試件發(fā)生的破壞模式為環(huán)氧砂漿拉斷，故截面的極限彎矩Mu為式(1)：

(1)

由式(1)求得各試件的極限彎矩，最終極限承載力如表3所示。

4.2.2 抗剪破壞承載力

按文獻(xiàn)[10]計(jì)算DB試件的抗剪承載力Vbu見式(2)：

(2)

式中：λ為剪跨比；ft為混凝土的軸心抗拉強(qiáng)度；fyv為箍筋的抗拉屈服強(qiáng)度；Asv為同一截面內(nèi)箍筋全部截面面積；S為箍筋間距。

試件豎向承載力為：Pu′=2Vbu=247.83kN>243.47kN。

(3)

式中：I為加固層慣性矩；b為加固層截面寬度；S1為加固層面積矩；fv為環(huán)氧砂漿的抗剪強(qiáng)度。

由式(3)可得，JG50和JG100試件的豎向承載力分別為Pu50=2Vu=290.42kN>250.78kN和Pu100=2Vu=333.18kN>327.8kN。試件的極限承載能力由抗彎破壞承載力和抗剪破壞承載力二者的較小值決定，結(jié)果見表4。

表4 理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

由表4可知，原混凝土梁試件和環(huán)氧砂漿加固試件的極限荷載理論結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合。破壞模式與試驗(yàn)結(jié)果也一致，極限承載力的相對(duì)誤差在許可范圍內(nèi)。

4.3 結(jié)果對(duì)比

將數(shù)值模擬、理論計(jì)算與試驗(yàn)值進(jìn)行承載力對(duì)比匯總，見表5。

表5 極限承載能力結(jié)果對(duì)比

由表5可知，采用文獻(xiàn)[9]的類似計(jì)算方法得到的極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果最大誤差為11.1%，與模擬結(jié)果的最大誤差為9.39%，均在可接受范圍內(nèi)，適用于計(jì)算該類加固梁的承載能力，但在工程運(yùn)用中，考慮到工程的安全性，可按實(shí)際需求引入安全系數(shù)。

5 結(jié) 語

(1)環(huán)氧砂漿加固試件的破壞類型為延性破壞，加固試件的最大拉應(yīng)變和壓應(yīng)變均明顯小于同等荷載條件下的對(duì)比試件，其前期抗彎剛度隨著砂漿加固層厚度的增加而增加，但后期剛度退化較快。

(2)相對(duì)DB試件，JG50試件的開裂荷載及極限承載力沒有明顯提高，但極限承載力對(duì)應(yīng)的位移降低了1.77倍，可以起到加固補(bǔ)強(qiáng)作用，恢復(fù)原結(jié)構(gòu)承載力；JG100試件的開裂荷載提高了約2倍，極限承載力提高了25%，極限承載力對(duì)應(yīng)的位移降低了2.21倍，可以提高原結(jié)構(gòu)承載力，滿足特殊荷載作用的要求。

(3)有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合，誤差均在3%以為，有限元、試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果相差較大，但誤差也在12%以內(nèi)，可為后續(xù)工程應(yīng)用提供參考。