錢 威， 楊 鋒， 王培成， 周 健

(上海大學(xué)土木工程系， 上海 200444)

0 引言

在現(xiàn)實(shí)工程中，采用粘鋼加固或錨貼鋼板加固鋼筋混凝土梁是常見的方法。但是大量試驗(yàn)研究表明，采用粘鋼加固的混凝土梁，外貼鋼板易從附著的混凝土表面剝離，這種脆性破壞使外貼鋼板的抗拉強(qiáng)度得不到充分發(fā)揮[1-2]。

錨貼鋼板加固是用各類錨栓將鋼板固定于混凝土表面的加固方法。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此展開了大量研究。Barnes、甘元初等[3-4]通過(guò)試驗(yàn)比較粘鋼加固與錨貼鋼板加固的加固效果，結(jié)果表明錨貼鋼板加固梁具有更高的承載力和更好的延性。但是目前，大量學(xué)者的研究多集中于梁底錨貼鋼板[5-8]。梁底錨貼鋼板相當(dāng)于增加了梁底受拉縱筋的面積，提高混凝土梁的承載力的同時(shí)，梁的延性卻大大降低，并且?guī)?lái)了超筋的風(fēng)險(xiǎn)。文獻(xiàn)[9-11]提出了梁側(cè)錨貼鋼板的加固方法，雖然一定程度上改善了梁底錨貼鋼板加固的延性降低問(wèn)題，但是加固梁鋼板與混凝土界面的滑移問(wèn)題以及梁側(cè)鋼板受壓帶來(lái)的鋼板屈曲失穩(wěn)問(wèn)題及卻不可避免。

為了充分發(fā)揮鋼材的材料強(qiáng)度，提高加固梁的受力性能，本文參照U形外包鋼組合梁的結(jié)構(gòu)形式和原理[12]，提出采用錨焊U形鋼板加固混凝土梁，通過(guò)試驗(yàn)探究此加固梁的受力性能、破壞機(jī)理和破壞形態(tài)以及鋼板和混凝土梁共同作用機(jī)理，并采用數(shù)值模擬的方法分析了配筋率、翼緣抗剪螺栓間距和梁底抗剪螺栓間距、側(cè)板抗屈曲螺栓數(shù)量和鋼板厚度對(duì)此加固梁的加固效果、極限承載力和延性的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文設(shè)計(jì)制作了3根T形鋼筋混凝土試驗(yàn)梁，梁編號(hào)分別為SJ-1，SJ-2，SJ-3，試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。梁全長(zhǎng)4 200mm、高400mm，其中腹板高300mm、寬200mm，翼緣部分混凝土高100mm、寬600mm。梁底配置不同根數(shù)18縱筋，梁頂配置212架立筋，同時(shí)梁內(nèi)設(shè)雙肢φ8@150箍筋?；炷烈砭墐?nèi)按構(gòu)造配筋。加固鋼板的厚度為6mm，加工成帶翼緣的U形截面加固混凝土梁。各表面鋼板切割成型后依次安裝，采用焊接拼接，不僅可以讓鋼板與混凝土接觸面不易產(chǎn)生空隙，使結(jié)構(gòu)膠更好地發(fā)揮性能，而且便于施工。在外包鋼板的翼緣和底板上安裝直徑分別為12mm和16mm的螺栓，傳遞縱向剪力的同時(shí)增加抗拔力。腹板處鋼板安裝直徑為12mm的對(duì)穿螺栓，限制鋼板的屈曲變形和鋼板與混凝土界面的滑移[13]。所有螺栓緊固后用電焊加固，避免螺栓與鋼板的滑動(dòng)，增強(qiáng)加固梁的整體性。各試件截面構(gòu)造見圖1。

圖1 試件SJ-1～SJ-3截面構(gòu)造圖

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 材料性能

本文試件緊固螺栓采用4.6級(jí)普通螺栓，屈服強(qiáng)度為240MPa，抗拉強(qiáng)度為400MPa。表2～4為鋼板、混凝土立方體、鋼筋力學(xué)性能。

表2 鋼板力學(xué)性能

表3 混凝土立方體抗壓強(qiáng)度

表4 鋼筋力學(xué)性能

1.3 加載方案

本文試驗(yàn)為單調(diào)靜力加載試驗(yàn)，采用四點(diǎn)彎曲加載方案。將梁倒置，呈臥位，使用2個(gè)200t油壓千斤頂和反力鋼梁施加荷載，加載裝置如圖2所示。正式加載前先分三級(jí)預(yù)加載至30kN，每級(jí)荷載10kN，檢查試驗(yàn)裝置是否正常工作，觀察對(duì)稱位置的應(yīng)變片讀數(shù)，判斷試件安裝是否對(duì)中。正式加載時(shí)，用荷載控制分級(jí)加載，每級(jí)荷載增加幅度為試件梁預(yù)估屈服荷載Fy(以受拉縱筋的屈服強(qiáng)度為試件梁的屈服荷載值)的20%，當(dāng)荷載加至80%Fy時(shí)，將每級(jí)荷載增幅調(diào)成10%Fy，試件屈服后將每級(jí)荷載增幅調(diào)成5%Fy，直至試件破壞。

圖2 加載裝置示意圖

本文試驗(yàn)采用位移計(jì)采集鋼板與混凝土梁表面相對(duì)滑移量，在跨中及加載處沿豎向分別在翼緣、側(cè)板和底板處粘貼應(yīng)變片采集鋼板的應(yīng)變，在跨中梁底受拉鋼筋處采用應(yīng)變片采集鋼筋應(yīng)變，在跨中和加載點(diǎn)處的梁頂沿寬度方向布置應(yīng)變片，采集混凝土應(yīng)變。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過(guò)程及形態(tài)

各試件破壞形態(tài)相似，其中試件SJ-1的整體破壞形態(tài)如圖3所示。加載前期，試件處于彈性受力階段，位移增長(zhǎng)緩慢。由于試件外部被鋼板包裹，無(wú)法觀測(cè)裂縫發(fā)展情況，主要通過(guò)辨別加載過(guò)程中的聲響及翼緣混凝土的破壞情況來(lái)判斷試件的受力狀態(tài)。加載到0.25Pu(Pu為極限承載力)時(shí)，試件發(fā)出“嘣嘣”的響聲，表明鋼板與混凝土界面的膠結(jié)作用被破壞。加載到0.57Pu時(shí)，試件SJ-1和SJ-3底板開始屈服。加載到0.79Pu時(shí)，試件受拉縱筋開始屈服。加載到0.92Pu時(shí)，試件純彎區(qū)底板全部屈服，此時(shí)位移增長(zhǎng)較快?？刂萍虞d速率，加載到1.0Pu時(shí)，試件受壓區(qū)混凝土突然被壓潰，如圖4所示。觀察梁破壞后形態(tài)發(fā)現(xiàn)，各試件鋼板均未發(fā)生屈曲變形，鋼板與混凝土界面僅產(chǎn)生微量滑移(圖5)。在不同配筋率及不同螺栓間距的情況下，加固梁均表現(xiàn)出了良好的整體性和變形性能。

圖3 試件SJ-1的整體破壞形態(tài)

圖4 混凝土翼緣被壓潰

圖5 鋼板與混凝土界面產(chǎn)生微量滑移

2.2 荷載-跨中撓度曲線

圖6為各試件的荷載-跨中撓度曲線。圖中曲線大致可分為3個(gè)階段：線性上升段(彈性階段)、非線性上升段(彈塑性階段)和下降段(達(dá)到極限荷載之后的破壞階段)。曲線的變化規(guī)律符合延性的彎曲破壞特征。從圖中還可以看出，試件SJ-2與SJ-1相比，相同加固條件下，兩根加固梁擁有相似的曲線，固有配筋率高的SJ-2擁有更大的剛度和強(qiáng)度。試件SJ-3與SJ-1相比，兩者剛度幾乎相同，試件SJ-3的極限荷載只略小于試件SJ-1。表明在抗剪措施足夠的條件下，增大翼緣螺栓間距和梁底螺栓間距，并不會(huì)影響梁的受力性能。

圖6 試件荷載-跨中撓度曲線

2.3 應(yīng)變分布

2.3.1 混凝土壓應(yīng)變

圖7為各試件跨中梁頂混凝土應(yīng)變曲線。由圖可見，各試件跨中梁頂混凝土的應(yīng)變發(fā)展情況大致相同：加載初期，荷載與應(yīng)變大致呈線性變化，荷載達(dá)到0.79Pu時(shí)，曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速度加快，荷載達(dá)到0.92Pu時(shí)，應(yīng)變迅速增加，荷載到達(dá)1.0Pu時(shí)，應(yīng)變到達(dá)混凝土極限壓應(yīng)變，此時(shí)試件梁頂受壓區(qū)混凝土被壓碎。

圖7 各試件跨中梁頂混凝土應(yīng)變曲線

2.3.2 縱筋應(yīng)變

圖8為各試件跨中梁底縱筋應(yīng)變曲線，圖中應(yīng)變值為縱筋各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變平均值。從圖8可以看出，各試件跨中梁底縱筋應(yīng)變曲線也呈現(xiàn)相似性：開始階段，應(yīng)變緩慢線性增長(zhǎng)，荷載達(dá)到0.79Pu時(shí)，縱筋應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變，但之后試件SJ-1縱筋應(yīng)變曲線有明顯拐點(diǎn)，應(yīng)變快速增加，試件SJ-2和SJ-3的縱筋應(yīng)變曲線變得平緩，可能原因是試件屈服后，受拉區(qū)混凝土裂縫擴(kuò)展，導(dǎo)致試件內(nèi)部應(yīng)力分布情況不同。試件SJ-1和SJ-3縱筋屈服時(shí)的荷載基本相同，說(shuō)明改變翼緣螺栓間距和梁底螺栓間距并沒有影響前期的加固效果，內(nèi)部混凝土梁在加載前期承擔(dān)了相同的荷載。

圖8 各試件跨中梁底縱筋應(yīng)變曲線

2.3.3 底板應(yīng)變

圖9為各試件跨中底板應(yīng)變曲線。從圖中可以看出，試件SJ-1和SJ-3的跨中底板應(yīng)變曲線接近，在加載初期發(fā)展較為緩慢，荷載達(dá)到0.57Pu時(shí)，底板應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變，跨中底板屈服。荷載達(dá)到0.79Pu，也就是縱筋屈服的特征點(diǎn)之后，曲線開始變陡，底板應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速度變快，荷載達(dá)到0.92Pu時(shí)，曲線斜率繼續(xù)變陡，底板應(yīng)變急速增長(zhǎng)，直至應(yīng)變片被拉壞。試件SJ-3和SJ-1相比，加大底板螺栓間距，沒有影響加固梁的受力性能，底板與混凝土梁整體性沒有被破壞。試件SJ-2底板應(yīng)變發(fā)展緩慢，荷載達(dá)到0.92Pu時(shí)，底板應(yīng)變才達(dá)到屈服應(yīng)變。表明由于配筋率的提高，鋼板內(nèi)的混凝土梁承擔(dān)了更大荷載，加固效果變差。

圖9 各試件跨中底板應(yīng)變曲線

2.3.4 側(cè)板應(yīng)變

圖10(a)～(c)分別為試件SJ-1，SJ-2，SJ-3跨中側(cè)板沿高度方向的應(yīng)變曲線。從圖中可以看出，越靠近梁底，側(cè)板部分應(yīng)變發(fā)展越快，越早達(dá)到屈服。試件SJ-1和SJ-3荷載達(dá)到0.79Pu時(shí)，側(cè)板沿高度方向3個(gè)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?nèi)窟_(dá)到屈服應(yīng)變。試件SJ-2荷載達(dá)到0.62Pu時(shí)，跨中側(cè)板靠近梁底部分的應(yīng)變率先達(dá)到屈服應(yīng)變，荷載臨近極限荷載Pu時(shí)，側(cè)板應(yīng)變沿高度方向基本都能達(dá)到屈服應(yīng)變，表明本文加固方法最大程度地發(fā)揮了側(cè)板的材料性能，加固效果良好。

圖10 各試件跨中側(cè)板沿高度方向的應(yīng)變曲線

2.4 鋼板與混凝土界面滑移

圖11為各試件端部翼緣鋼板與混凝土界面滑移曲線。由圖可見，在加載初期，試件端部翼緣鋼板與混凝土界面之間幾乎沒有滑移。隨著荷載的增大，滑移量開始增大，并且增長(zhǎng)速率不斷增快。由于抗剪螺栓間距的增大，試件SJ-3滑移量的增長(zhǎng)速率明顯高于試件SJ-1和SJ-2，并且最大滑移量也大于其他兩根試件。表明減小抗剪螺栓間距能夠減小鋼板與混凝土界面的滑移量，增強(qiáng)鋼板與混凝土的整體性。

圖11 各試件端部翼緣鋼板與混凝土界面滑移曲線

2.5 試驗(yàn)結(jié)果分析

分析試驗(yàn)結(jié)果可知，3根試件受力狀況良好。在受到試驗(yàn)給定荷載時(shí)，試件SJ-1和SJ-3荷載達(dá)到0.57Pu時(shí)，跨中底板應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變，荷載達(dá)到0.79Pu時(shí)，跨中側(cè)板沿高度方向應(yīng)變?nèi)壳?，此時(shí)縱筋應(yīng)變也達(dá)到屈服應(yīng)變，荷載達(dá)到1.0Pu時(shí)，受壓混凝土被壓碎，試件破壞。試件SJ-2由于配筋率較高，跨中外包鋼板在荷載超過(guò)0.92Pu時(shí)才基本全部屈服。3根試件總體破壞特征屬于延性的彎曲破壞，加固鋼板沒有發(fā)生屈曲失穩(wěn)的現(xiàn)象，鋼板與混凝土界面的相對(duì)滑移量也控制得較好，表明本文加固方法能夠適用于混凝土梁的抗彎加固。

3 有限元模擬

3.1 有限元模型

本文以試驗(yàn)試件為基礎(chǔ)，按照試驗(yàn)試件尺寸和加載模式，采用軟件ABAQUS建立模型，模擬分析加固梁受彎破壞的力學(xué)性能，有限元模型如圖12所示。為了模擬實(shí)際試驗(yàn)中加固梁的受力狀態(tài)，同時(shí)為了避免產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象而導(dǎo)致模型收斂困難，在梁底部?jī)啥酥ё幰约傲喉敿虞d處分別設(shè)置了彈性剛墊塊和分配梁，模型采用實(shí)體單元C3D8R?；炷痢摪搴吐菟ㄍ瑯硬捎脤?shí)體單元C3D8R建模，鋼筋采用T3D2桁架單元。

圖12 有限元模型

3.2 材料的本構(gòu)關(guān)系

模型中的混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線采用的是《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[14]中的塑性損傷模型，彈性模量為3.0×1010N/m2，泊松比為0.3。外包鋼板和螺栓采用的本構(gòu)模型為雙線性強(qiáng)化模型，鋼筋采用理想彈塑性模型，屈服強(qiáng)度f(wàn)y與極限強(qiáng)度f(wàn)u按照試驗(yàn)實(shí)測(cè)強(qiáng)度取值，彈性模量為2.06×1011N/m2，泊松比為0.2。

3.3 相互接觸

鋼筋和螺栓與混凝土接觸段使用Embedded的方式嵌入混凝土內(nèi)。鋼板與混凝土的接觸面考慮法向與切向兩個(gè)方向的作用：法向定義為“硬接觸”，并且允許受力后兩者分離，可以模擬鋼板的屈曲失穩(wěn)狀態(tài)；切向用罰函數(shù)定義，摩擦系數(shù)設(shè)為0.2。由于實(shí)際構(gòu)件制作過(guò)程中，螺栓安裝緊固后采用焊接加固，因而螺栓與鋼板接觸部分，采用綁定(Tie)的方式來(lái)模擬。混凝土梁和墊塊、分配梁之間的相互作用關(guān)系，同樣采用綁定(Tie)的方式來(lái)模擬。

3.4 模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖13為跨中撓度的有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。從圖中看出，跨中撓度有限元模擬的結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果大致吻合。與試驗(yàn)結(jié)果相比，在加載初期，有限元模型的剛度較大，可能原因?yàn)椋涸囼?yàn)采用的墊塊、傳遞梁和反力架不是絕對(duì)彈性的，在受到外部荷載時(shí)，會(huì)產(chǎn)生微小的應(yīng)變，導(dǎo)致加固梁產(chǎn)生少量剛性位移。隨著加載的持續(xù)進(jìn)行，有限元和試驗(yàn)的跨中撓度曲線接近平行，剛度趨于一致。本文將縱筋屈服時(shí)的荷載值作為本文加固梁的屈服特征值。表5為試驗(yàn)和有限元模擬的荷載特征值及其對(duì)應(yīng)的撓度值。從表中可以看出，有限元模擬和試驗(yàn)結(jié)果非常接近。由于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)裝置非絕對(duì)彈性，導(dǎo)致試驗(yàn)特征點(diǎn)位移值均大于有限元模擬，但是并不影響結(jié)果分析。有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果相比，荷載值偏于保守，可以應(yīng)用于實(shí)際工程。

表5 有限元模擬與試驗(yàn)特征點(diǎn)荷載及位移對(duì)比

圖13 跨中撓度的有限元模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖14(a)～(c)分別為試件SJ-2在極限狀態(tài)下受拉縱筋、鋼板應(yīng)力以及混凝土應(yīng)變。從圖中可以看出，在極限狀態(tài)下，純彎段鋼板和受拉縱筋已經(jīng)全部屈服，受壓區(qū)混凝土的應(yīng)變達(dá)到極限壓應(yīng)變0.003 3，說(shuō)明此部分混凝土已被壓碎，該破壞形態(tài)和試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)相同，屬于延性的彎曲破壞。

圖14 試件在極限狀態(tài)下加固梁的應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍D

綜合以上有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，可以論證本文建立的有限元模型合理可信，符合實(shí)際情況。

4 參數(shù)分析

4.1 不同配筋率的影響

本文在試驗(yàn)試件模型的基礎(chǔ)上，改變混凝土梁的配筋率，建立了兩組共6個(gè)模型，分別是配筋率為0.69%，1.03%，1.37%的加固梁和未加固梁。圖15為以上6個(gè)模型的荷載-跨中撓度曲線。從圖中可以看出，不同配筋率的混凝土梁在加固后極限強(qiáng)度都大幅提升。未加固模型梁具有不同的剛度，但是加固后，模型梁的剛度趨近。表6為不同配筋率下混凝土梁加固效果對(duì)比情況。從表中可以看出，固有配筋率越低的梁加固效果越好。

圖15 不同配筋率下混凝土梁荷載-跨中撓度曲線

表6 不同配筋率下混凝土梁的加固效果對(duì)比

4.2 不同抗剪螺栓間距的影響

本文在試驗(yàn)試件模型的基礎(chǔ)上，改變混凝土梁的抗剪螺栓間距，建立了5個(gè)模型，分別是抗剪螺栓間距為200，400，600，800mm和無(wú)抗剪螺栓的加固梁。圖16為以上5個(gè)模型的荷載-跨中撓度曲線。從圖中可以看出，在加固梁抗剪作用足夠時(shí)，加大抗剪螺栓的間距，并不會(huì)明顯影響加固梁的受力性能，但是增大翼緣抗剪螺栓間距和梁底抗剪螺栓間距，會(huì)增加鋼板與混凝土界面之間的滑移量，極限承載力會(huì)有輕微的減小。當(dāng)翼緣和梁底不設(shè)置抗剪螺栓時(shí)，鋼板會(huì)產(chǎn)生滑移甚至剝離破壞，加固梁的剛度和極限強(qiáng)度有明顯減小。

圖16 不同抗剪螺栓間距下混凝土梁荷載-跨中撓度曲線

4.3 不同抗屈曲螺栓數(shù)量的影響

本文在試驗(yàn)試件模型的基礎(chǔ)上，改變混凝土梁腹板處的抗屈曲螺栓數(shù)量，建立了4個(gè)模型，分別是腹板無(wú)抗屈曲螺栓、設(shè)單排抗屈曲螺栓、設(shè)雙排抗屈曲螺栓和完全抗屈曲螺栓(腹板處鋼板與混凝土綁定)的加固梁。圖17為以上4個(gè)模型的荷載-跨中撓度曲線。從圖中可以看出，腹板設(shè)雙排抗屈曲螺栓時(shí)，荷載-跨中撓度曲線和鋼板與混凝土腹板完全綁定的荷載-跨中撓度曲線幾乎重合，表明腹板設(shè)雙排抗屈曲螺栓能最大程度地限制鋼板的滑移和屈曲失穩(wěn)。腹板不設(shè)抗屈曲螺栓時(shí)，模型梁的強(qiáng)度和剛度都有一定程度的降低，表明模型梁發(fā)生了局部屈曲破壞，鋼板未能發(fā)揮材料的全部性能。腹板設(shè)單排抗屈曲螺栓時(shí)，剛度幾乎沒有變化，極限強(qiáng)度只有少許降低，此時(shí)加固梁最為經(jīng)濟(jì)，也比較安全。

圖17 腹板不同抗屈曲螺栓數(shù)量下混凝土梁荷載-跨中撓度曲線

4.4 不同鋼板厚度的影響

本文在試驗(yàn)試件模型的基礎(chǔ)上，改變加固梁的鋼板厚度，建立了4個(gè)模型，分別是鋼板厚度為4，6，8，10mm的加固梁。圖18為以上4個(gè)模型的荷載-跨中撓度曲線。從圖中可以看出，隨著鋼板厚度的增加，模型梁的剛度和極限強(qiáng)度均有增大。表7給出了不同鋼板厚度下模型梁的變形性能對(duì)比情況，可見鋼板厚度的不同對(duì)梁的屈服變形和極限變形均有一定的影響。

圖18 不同鋼板厚度下荷載-跨中撓度曲線

表7 不同鋼板厚度下模型梁的變形性能對(duì)比

5 結(jié)論

(1)采用錨焊U形鋼板加固的混凝土梁，破壞前鋼筋和鋼板均能達(dá)到屈服,破壞形態(tài)為延性的彎曲破壞。

(2)減小抗剪螺栓間距能夠明顯減小鋼板與混凝土的滑移量，增強(qiáng)鋼板與混凝土的整體性，保證U形鋼板與混凝土梁之間的共同工作。

(3)鋼筋混凝土梁的固有配筋率對(duì)錨焊U形鋼板加固效果影響較大，梁的固有配筋率越高，加固效果越差。

(4)在加固梁抗剪作用足夠時(shí)，加大抗剪螺栓間距并不會(huì)明顯影響加固梁的受力性能。當(dāng)翼緣和梁底不設(shè)置抗剪螺栓時(shí)，鋼板會(huì)產(chǎn)生滑移甚至剝離破壞，加固梁的剛度和極限強(qiáng)度有明顯減小。

(5)腹板處的抗屈曲螺栓能夠限制側(cè)板的局部滑移和屈曲失穩(wěn)。腹板抗屈曲螺栓的數(shù)量越多，限制效果越明顯。腹板設(shè)單排螺栓時(shí)的加固梁最為經(jīng)濟(jì)，也比較安全。

(6)隨著鋼板厚度的增加，加固梁的剛度和極限強(qiáng)度均有增長(zhǎng)，并且鋼板厚度的不同對(duì)梁的屈服變形和極限變形均有一定的影響。