卜良桃，劉偉

(湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙 410082)

活性粉末混凝土(reactive powder concrete，RPC)屬于超高性能混凝土(UHPC)[1]，是一種具有超高抗壓強(qiáng)度、較高抗拉強(qiáng)度、良好沖擊韌性和耐久性的新型水泥基復(fù)合材料[2]。RPC 不僅身為鋼橋面混凝土廣泛應(yīng)用于橋梁建筑，而且作為高技術(shù)混凝土在房建加固領(lǐng)域同樣有著廣闊的發(fā)展空間，急切需要推廣應(yīng)用。卜良桃等[3]通過型鋼混凝土(RPC)短柱拔出試驗(yàn)表明RPC 和型鋼共同工作性能良好，為該加固方法可行性提供了依據(jù)。外包鋼筋RPC 加固鋼結(jié)構(gòu)方法與傳統(tǒng)[4]焊接加固和黏貼預(yù)應(yīng)力纖維增強(qiáng)復(fù)合材料加固方法比較，具有以下明顯優(yōu)勢[5-8]：1) 有效解決加固后鋼結(jié)構(gòu)防火和耐腐蝕性差等問題；2) 加固過程中不會(huì)產(chǎn)生局部高溫等對(duì)鋼構(gòu)件造成二次損傷；3) 加固后構(gòu)件極限承載力提升幅度大，加固效果明顯；4) RPC 中不含石子等粗骨料和添加高強(qiáng)微細(xì)鋼纖維的組成特點(diǎn)使構(gòu)件耗能和延性增強(qiáng)。目前，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)超高性能混凝土加固鋼梁的抗剪性能和影響因素等進(jìn)行了研究[9-10]，給出了加固梁抗剪承載力計(jì)算公式[11-12]。然而這些抗剪加固試驗(yàn)都是在一次受力下進(jìn)行，而建筑結(jié)構(gòu)加固之前其構(gòu)件已承受荷載且加固時(shí)荷載難以完全移除。此外，考慮實(shí)際工程中二次受力影響可使新增加固材料用量減少，結(jié)構(gòu)脆性減弱[13]。同時(shí)對(duì)于外包鋼筋RPC 加固補(bǔ)強(qiáng)鋼構(gòu)件二次受力的抗剪研究尚無先例且缺乏較為系統(tǒng)的分析及較為準(zhǔn)確的承載力計(jì)算公式。于是，對(duì)加固后組合構(gòu)件的二次受力抗剪性能進(jìn)行全面系統(tǒng)的研究尤顯重要。基于此，以對(duì)抗剪性能影響顯著的剪跨比、考慮二次受力的初始荷載和反映不同型鋼截面的含鋼率為試件主要變化參數(shù)進(jìn)行抗剪試驗(yàn)研究，給出抗剪承載力建議公式，以期為鋼筋RPC 外包加固技術(shù)在設(shè)計(jì)計(jì)算和工程應(yīng)用中提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 加固概念

二次受力下外包鋼筋RPC 加固鋼梁技術(shù)是鋼梁四周布置完鋼筋持荷情況下，對(duì)其左右下3 面U形支模澆筑RPC，增大原鋼梁截面面積，使RPC和鋼梁共同承擔(dān)新增荷載以達(dá)到提高承載力和耐久性目的。周樂等[14]采用負(fù)載下外包鋼筋混凝土加固鋼柱技術(shù)對(duì)加固柱軸壓性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，為該加固技術(shù)提供了參考。

此加固技術(shù)主要步驟如下：鋼梁四周布置鋼筋—鋼梁一次受力—持荷支模—澆筑RPC—養(yǎng)護(hù)(間隔0.5 h灑熱水養(yǎng)護(hù)3 d)—拆?！匀火B(yǎng)護(hù)25 d。

1.2 試件設(shè)計(jì)

共設(shè)計(jì)6 根足尺抗剪試驗(yàn)梁，包括1 根對(duì)比鋼梁GL 和5 根二次受力下加固梁SRL1～SRL5。加固梁截面尺寸皆為b×h=200 mm×400 mm，長度為4 500 mm，支座兩端各外伸100 mm，支座位置依據(jù)設(shè)計(jì)剪跨比確定。原鋼梁截面規(guī)格為I32a 和I32b，強(qiáng)度等級(jí)為Q235。RPC 設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為R120，型鋼梁底、頂對(duì)稱配置2C12 縱筋及B8@200 箍筋沿梁通長布置。試驗(yàn)以剪跨比、初始荷載和含鋼率為設(shè)計(jì)參數(shù)具體見表1。試驗(yàn)加固梁截面詳細(xì)尺寸及配筋見圖1，型鋼上下保護(hù)層厚度為40 mm，左右保護(hù)層厚度為35 mm。

圖1 加固試件截面尺寸和構(gòu)造Fig.1 Dimensions and details of reinforced specimens

表1 試驗(yàn)梁主要參數(shù)Table 1 Main parameters of the test beams

采用湖南固力工程新材料有限責(zé)任公司生產(chǎn)的具有固定配合比RPC 干混料。為確定RPC 材料力學(xué)性能，澆筑時(shí)預(yù)留100 mm×100 mm×100 mm試塊2 組，100 mm×100 mm×300 mm 試塊4 組，置于試件旁同條件養(yǎng)護(hù)。按照規(guī)范[16]實(shí)測RPC 立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu=122.3 MPa，軸心抗壓強(qiáng)度平均值fc=103.7 MPa， 軸心抗拉強(qiáng)度根據(jù)ft=2.14fc- 12.8，得ft=9.0 MPa，彈性模量Ec=43 100 MPa。 縱筋和箍筋分別采用HRB400 和HRB335 級(jí)鋼筋，縱筋點(diǎn)焊于型鋼上下翼緣，箍筋采用扎絲與縱筋綁扎連接，鋼材力學(xué)性能見表2。

表2 鋼材力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steels

1.3 加載方案和測點(diǎn)布置

實(shí)際工程中多數(shù)構(gòu)件為反彎構(gòu)件，集中荷載作用下鋼筋混凝土梁抗剪承載力比同條件簡支梁低約28%，偏于不安全。因此，試件采用伸臂四點(diǎn)加載進(jìn)行靜力試驗(yàn)見圖2，在集中荷載加載點(diǎn)和支座處加墊40 mm 厚鋼墊塊防備鋼梁局部屈曲?？紤]到二次受力問題全過程分為2個(gè)加載階段，一次受力和二次受力階段，加載前實(shí)施預(yù)加載確保儀器正常工作。試驗(yàn)采用單調(diào)靜力加載制度，一次受力階段分級(jí)加載至預(yù)定初始荷載，為防止支模澆筑RPC 期間荷載卸退需用預(yù)制鋼板將千斤頂?shù)缀晚斨g頂緊。二次受力階段先加至初始荷載撤掉鋼板，正式實(shí)施分級(jí)加載，液壓千斤頂每級(jí)荷載增量為100 kN，每級(jí)持荷10 min。當(dāng)荷載達(dá)到預(yù)算極限荷載的90%時(shí)，每級(jí)荷載增量為50 kN，直至緩慢將試件破壞。對(duì)比梁GL直接分級(jí)加載至腹板屈服得極限承載力為937 kN，與計(jì)算結(jié)果902 kN 基本一致，為和剪跨比1.8試件保持統(tǒng)一表1中Pu均取計(jì)算的設(shè)計(jì)值。

壓力傳感器測取試件承受荷載，撓度由集中荷載加載點(diǎn)和支座處布置的4個(gè)百分表量測見圖2，其他相關(guān)應(yīng)變通過相應(yīng)布置的應(yīng)變片測得。試件應(yīng)變測點(diǎn)布置見圖3，其中，RF 和RG 以及SF 和SG 分別表示RPC 和型鋼腹板表面貼的應(yīng)變花和應(yīng)變片，G1 和Z1 表示1 號(hào)箍筋和1 號(hào)縱筋上的應(yīng)變片。

圖2 加載裝置Fig.2 Test setup

圖3 試件應(yīng)變片布置Fig.3 Layout of strain gauges of specimens

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)

為研究鋼梁采用外包鋼筋RPC 增強(qiáng)后的整體受剪性能，加固梁試驗(yàn)前均通過抗彎抗剪計(jì)算以保證“強(qiáng)彎弱剪”設(shè)計(jì)，最終加固試件均發(fā)生剪壓破壞。試件最終破壞形態(tài)為：A 支座梁頂和B 加載點(diǎn)梁底附近出現(xiàn)向腹板中部延伸受彎裂縫，其間伴有支裂縫；兩彎剪區(qū)均呈現(xiàn)斜裂縫，A 和B 剪跨段發(fā)生主斜裂縫，穿過的箍筋和型鋼腹板屈服，縫間可見交錯(cuò)變形的外露鋼纖維，主斜裂縫附近出現(xiàn)多條走勢一致斜裂縫，縫寬較??；A支座處受壓RPC輕微外鼓。

試件破壞過程基本一致，以SRL4 為例進(jìn)行現(xiàn)象描述，文中荷載均已減去初始荷載，重點(diǎn)研究二次受力階段。二次受力初始時(shí)，試件無明顯變形無裂縫，加載至380 kN 時(shí)，負(fù)彎矩區(qū)域A 支座截面頂部拉應(yīng)力達(dá)到RPC 抗拉強(qiáng)度出現(xiàn)首條豎向受彎裂縫，加載至480 kN 時(shí)B 加載點(diǎn)梁底出現(xiàn)受彎裂縫，荷載增加裂縫延伸，出現(xiàn)新增裂縫。加載至680 kN 時(shí)，左彎剪區(qū)腹板中部出現(xiàn)初始斜裂縫，荷載加大，裂縫近似沿AB 連線方向開展，之后斜裂縫附近陸續(xù)出現(xiàn)多條與其近似平行斜裂縫。臨近極限荷載時(shí)，斜裂縫寬度增大貫穿腹板形成臨界斜裂縫，最終液壓千斤頂荷載無法繼續(xù)上升，標(biāo)志試驗(yàn)結(jié)束，典型試件破壞形態(tài)見圖4。整個(gè)加載期間不時(shí)伴有鋼纖維被拉斷的“吱吱”聲，由于鋼纖維與RPC 黏結(jié)力存在裂縫整體呈“細(xì)而密”特征，斜裂縫最大寬度為3.6 mm 遠(yuǎn)小于普通鋼筋混凝土梁臨界縫寬。

圖4 試件典型破壞形態(tài)Fig.4 Typical failure patterns of specimen

2.2 荷載-撓度曲線

加固梁與型鋼混凝土梁整個(gè)破壞過程基本一致，全過程劃分為3個(gè)階段：未開裂階段、裂縫開展階段和破壞階段。二次受力初始時(shí)，荷載-撓度曲線呈線性梁處于彈性未開裂階段。當(dāng)荷載加至極限荷載的30.71%～33.57%時(shí)出現(xiàn)斜裂縫，曲線斜率并未立即減小而是在約200 kN 后微降，其原因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)致密RPC 中隨機(jī)分布的鋼纖維發(fā)揮“橋聯(lián)”作用承擔(dān)了裂縫處拉應(yīng)力抑制裂縫開展提升梁剪切剛度。隨荷載增加，豎向裂縫和斜裂縫新增并擴(kuò)展延伸，裂縫加寬，撓度變大，剛度減弱，梁處于裂縫開展階段。加載到極限荷載74.8%～83.3%時(shí)，基本無新增裂縫，撓度增長明顯加快，斜裂縫貫穿腹板且穿過的型鋼和箍筋屈服，最終破壞時(shí)試件保持較好完整性。

按照設(shè)計(jì)參數(shù)不同分組做出試件荷載-撓度(取B 支座撓度)曲線見圖5。觀察曲線發(fā)現(xiàn)，加固梁破壞階段荷載并未呈現(xiàn)下降趨勢，表現(xiàn)出稍平穩(wěn)發(fā)展趨勢且剪跨比越大此趨勢越明顯，表明試件最終未發(fā)生局部失穩(wěn)破壞。設(shè)計(jì)試件SRL1～SRL3型鋼初始荷載與設(shè)計(jì)荷載比值μ分別為0，0.3 和0.4，用于分析初始荷載對(duì)加固梁抗剪性能的影響，荷載-撓度曲線見圖5(a)。加固梁曲線處于鋼梁GL上，說明加固梁耗能性能得到極大改善，這與試驗(yàn)過程中鋼纖維拉斷拔出吸收能量不無關(guān)系。較大的初始荷載對(duì)加固鋼梁承載力提高幅度反而減小，對(duì)比直接加固試件SRL1，二次受力加固試件SRL2 和SRL3 極限承載力分別減幅8.91% 和12.46%。這是初始荷載使型鋼率先產(chǎn)生應(yīng)力，相對(duì)外包RPC 和鋼筋始終存在應(yīng)力超前現(xiàn)象，初始荷載越大，應(yīng)力越超前，型鋼屈服越早，新增材料利用率越低，承載力隨之降低。試件SRL2 和SRL3 相較于SRL1 彈性未開裂階段縮短，表明試件剪切剛度變小速度加快，推測原因?yàn)槌跏己奢d加速型鋼屈服，上下翼緣對(duì)核心區(qū)RPC 約束作用減弱，梁整體剛度減小。綜上，初始荷載對(duì)型鋼外包鋼筋RPC 加固起不利作用，加固時(shí)應(yīng)盡量使型鋼卸載充分利用新增材料強(qiáng)度。

不同剪跨比對(duì)加固梁荷載-撓度曲線影響見圖5(b)，初始荷載和含鋼率均相同的試件SRL3 和SRL4 剪跨比分別為1.4 和1.8。梁極限承載力隨剪跨比的增加而降低，剪跨比增加0.4，試件SRL4抗剪承載力比試件SRL3 降低9.03%。在前期彈性未開裂階段曲線基本重合，表明剪跨比對(duì)前期抗剪剛度影響微弱，隨試驗(yàn)進(jìn)程推進(jìn)，曲線越來越分離，影響越來越大。

型鋼截面規(guī)格為I32a 和I32b 的試件SRL4 和SRL5荷載-撓度對(duì)比曲線見圖5(c)，外包RPC對(duì)含鋼量較大的截面加固效果更好。試件SRL5 承載力比試件SRL4 提高1.05 倍，原因?yàn)楹撀实脑黾又饕獮樾弯摳拱搴穸鹊脑黾樱环矫?，型鋼隨腹板厚度增加直接提升自身抗剪貢獻(xiàn)；另一方面，配合鋼梁翼緣對(duì)核心區(qū)RPC 約束作用增強(qiáng)，延緩試件剪切剛度減弱提高整體性能，間接提升抗剪承載力。曲線前2個(gè)階段基本重合，表明含鋼率對(duì)加固梁基本沒有影響，這是因?yàn)樾弯搹椥阅Ａ拷咏?，?duì)試件整體剛度影響相近，在破壞階段含鋼率差異導(dǎo)致曲線分離。

圖5 荷載-撓度曲線Fig.5 Load-deflection curves

2.3 應(yīng)變分析

試件受剪過程中斜截面會(huì)發(fā)生應(yīng)力重分布現(xiàn)象，以試件SRL3 為例進(jìn)行說明，其斜截面箍筋和型鋼腹板荷載-應(yīng)變曲線見圖6。斜裂縫出現(xiàn)(荷載為750 kN)前，箍筋和型鋼腹板曲線線性增長應(yīng)變很小，截面剪力主要由RPC 負(fù)擔(dān)。斜裂縫出現(xiàn)后主斜裂縫出現(xiàn)前，隨荷載增大曲線斜率稍減，此時(shí)截面剪應(yīng)力發(fā)生第1次重分布，RPC 將部分剪力轉(zhuǎn)移給穿過的箍筋和型鋼。同一水平荷載下，型鋼腹板應(yīng)變約為箍筋2倍且曲線斜率接近，說明型鋼腹板比箍筋早屈服同時(shí)對(duì)抗剪貢獻(xiàn)更大。型鋼腹板屈服時(shí)發(fā)生第2次應(yīng)力重分布，型鋼屈服荷載增加應(yīng)力基本不變將剪力傳遞給外包RPC 和箍筋，其中第2 次應(yīng)力重分布較第1 次明顯。主斜裂縫出現(xiàn)后應(yīng)變快速增加，最終箍筋和型鋼腹板應(yīng)變分別大于3 500 με 和5 900 με，均超過屈服應(yīng)變，強(qiáng)度得以充分利用，但由于鋼纖維黏結(jié)和型鋼翼緣對(duì)核心區(qū)RPC 約束作用，斜裂縫間RPC 并未退出工作，此時(shí)試件仍具一定承載力，破壞時(shí)剪壓區(qū)RPC 測點(diǎn)RF2 應(yīng)變?yōu)? 636 με，可見RPC 未達(dá)到極限壓應(yīng)變，抗壓強(qiáng)度未被充分利用。

圖6 SRL3箍筋和型鋼腹板荷載-應(yīng)變曲線Fig.6 Load-strain curves of SRL3 stirrup and steel web

2.4 型鋼外包鋼筋RPC加固性能分析

試件斜裂縫開裂荷載與極限荷載比值見圖7，圖中參考線表示普通型鋼混凝土梁的斜裂縫開裂荷載約為極限荷載的15%，而外包RPC 加固鋼梁的斜裂縫開裂荷載與極限荷載比值均為前者的2倍以上，表明加固梁抗裂性能優(yōu)于普通型鋼混凝土梁。這是RPC 中摻入鋼纖維具有較高抗拉強(qiáng)度有效延緩試件開裂的結(jié)果。分析圖5(a)可得，對(duì)比鋼梁加固梁的曲線斜率更陡，說明外包鋼筋RPC 加固能有效提高原鋼梁剪切剛度。主要原因有2個(gè)方面[17]，一是新增RPC 表現(xiàn)出尺寸疊加效應(yīng)直接提高了鋼梁剛度，二是型鋼翼緣有效約束住核心區(qū)RPC，同時(shí)RPC 為型鋼腹板及翼緣提供可靠的側(cè)向支撐，兩者相輔相成減緩加固梁截面剛度的弱化，間接提高了鋼梁剛度。加固鋼梁抗剪承載力最大提高幅度達(dá)到2.8倍，加固效果顯著。

圖7 試件出現(xiàn)斜裂縫荷載與極限荷載比值Fig.7 Ratio of the appearing oblique crack load and ultimate load

3 抗剪承載力計(jì)算

目前，國內(nèi)外學(xué)者還未給出關(guān)于二次受力下外包鋼筋RPC 加固鋼梁足尺構(gòu)件斜截面抗剪承載力計(jì)算公式，依據(jù)我國現(xiàn)行《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》JGJ 138[18](以下簡稱《規(guī)范》)5.2.5-3 計(jì)算結(jié)果見表3，材料性能均取實(shí)測值。分析表3 可知，試驗(yàn)值與其平均比值為1.67，表明計(jì)算值嚴(yán)重偏離試驗(yàn)值難以準(zhǔn)確反映試驗(yàn)結(jié)果。分析原因有二：一是《規(guī)范》適用于C20～C80 混凝土；二是未考慮斜裂縫處微細(xì)鋼纖維抗剪貢獻(xiàn)和剪壓區(qū)RPC 未達(dá)到峰值應(yīng)力的折減。

文中采用型鋼腹板抗剪貢獻(xiàn)、箍筋和RPC 抗剪貢獻(xiàn)三者疊加對(duì)加固梁斜截面抗剪承載力進(jìn)行計(jì)算，但實(shí)際抗剪結(jié)果絕不是三者數(shù)值的機(jī)械疊加，彼此相互影響耦合。針對(duì)上述偏差較大原因文中給出解決措施，依據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)重新擬合出合適的材料抗力系數(shù)；利用折減系數(shù)ψ考慮對(duì)RPC抗壓強(qiáng)度折減。將型鋼翼緣和縱筋抗剪貢獻(xiàn)作為安全儲(chǔ)備，在公式中不予考慮。借鑒《規(guī)范》，考慮設(shè)計(jì)參數(shù)，取用式(1)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行多元回歸分析：

式中：ψ為RPC 抗壓強(qiáng)度折減系數(shù)；A1，A2，A3和A4為待定系數(shù)；其余參數(shù)和《規(guī)范》規(guī)定相同。

分析試驗(yàn)結(jié)果，型鋼初始荷載和RPC 折減系數(shù)為負(fù)相關(guān)關(guān)系，即初始荷載越大，折減系數(shù)越小。推導(dǎo)折減系數(shù)ψ過程中，由于剪壓區(qū)RPC 處于較復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)，為簡化計(jì)算，結(jié)合文獻(xiàn)[5]提出以下基本假定：1) 加固梁二次受力期間型鋼與外包RPC 不發(fā)生黏結(jié)滑移，即型鋼腹板和RPC應(yīng)變量相同；2) 剪壓區(qū)RPC 承受剪、壓、彎等復(fù)合應(yīng)力，因研究RPC 抗壓強(qiáng)度利用率，則將剪壓段近似視為軸壓構(gòu)件；3)結(jié)合第2.3 節(jié)中箍筋和型鋼腹板荷載-應(yīng)變曲線近似雙折線，則鋼材本構(gòu)取用雙折線隨動(dòng)強(qiáng)化模型；4)RPC 受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系取文獻(xiàn)[19]建議曲線。具體推導(dǎo)過程見式(2)：

式中：fc，σc和εc分別為RPC 抗壓強(qiáng)度、壓應(yīng)力和壓應(yīng)變；ε0為RPC 壓應(yīng)力達(dá)到fc時(shí)峰值應(yīng)變，取ε0= 0.002 92；σsu，Es分別為型鋼極限應(yīng)力和彈性模量；μ為型鋼初始荷載占荷載設(shè)計(jì)值百分比。

將折減系數(shù)代入式(1)，結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析得A1=3.0，A2=A3=1.0，A4=1.35，則最終加固梁斜截面抗剪承載力計(jì)算公式為：

對(duì)于剪跨比λ< 1.5 取λ= 1.5；剪跨比λ> 3.0取λ= 3.0。將加固試件材料實(shí)測值代入式(3)進(jìn)行計(jì)算，試驗(yàn)值與計(jì)算值的平均比值為1.06，變異系數(shù)為0.04，說明擬合效果良好且具有一定的安全儲(chǔ)備。

4 有限元分析

4.1 模型建立

采用有限元軟件ABAQUS 建模進(jìn)行非線性分析，模擬與試驗(yàn)相互驗(yàn)證對(duì)比分析。RPC 和型鋼選用8 節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分實(shí)體C3D8R 單元，鋼筋選用2 節(jié)點(diǎn)線性三維桁架T3D2 單元[20]，各材料本構(gòu)模型與抗剪承載力計(jì)算基本假定保持一致，建模時(shí)材料本構(gòu)數(shù)據(jù)均取文中實(shí)測值。外包RPC定義ABAQUS 軟件自帶的混凝土損傷塑性模型(CDPM)，該模型能較好模擬RPC 開裂和抗剪破壞時(shí)特性。RPC 與鋼筋骨架采用內(nèi)置(Embedded)約束，RPC 與型鋼接觸面采用綁定(Tie)約束，保證其共同受力位移協(xié)調(diào)，鋼筋骨架與型鋼采用結(jié)點(diǎn)綁定(Tie)約束，施加荷載參考點(diǎn)RP-1 和RP-2 與型鋼表面耦合。邊界約束按試驗(yàn)情況采用一端固定鉸支約束(U1=U2=U3=UR1=0)，另一端為去除X方向位移約束的可動(dòng)鉸支約束(即不約束U1)。有限元模型見圖8。

圖8 有限元分析模型Fig.8 FEA model

為有效模擬加固梁二次受力，采用“生死單元法”分別用2 個(gè)分析步模擬其加載過程[21]，具體分析見圖9。分析步1 采用荷載控制加載模擬型鋼梁初始荷載，使用關(guān)鍵字“Model Change，Remove”命令將外包RPC 和鋼筋骨架單元“殺死”以保證型鋼梁單獨(dú)受力；分析步2采用位移控制加載模擬加固梁二次受力，使用關(guān)鍵字“Model Change，Add”命令將RPC 和鋼筋骨架單元“復(fù)生”以保證三者共同受力破壞。

圖9 有限元分析示意Fig.9 Sketch of FEA

4.2 試驗(yàn)和有限元結(jié)果對(duì)比分析

為驗(yàn)證有限元模型合理性，將有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。試件極限承載力對(duì)比結(jié)果見表3，試驗(yàn)值與模擬值平均比值為0.95，變異系數(shù)為0.05，誤差較小。試件荷載-位移曲線對(duì)比結(jié)果見圖10，各試件曲線吻合較好且隨剪跨比增大吻合程度越高，有限元結(jié)果能較好模擬試件各個(gè)受力階段，針對(duì)有限元模擬剛度略大于試驗(yàn)值，主要原因?yàn)槟Ｐ椭形纯紤]外包RPC和型鋼接觸面黏結(jié)滑移、支座約束條件與試驗(yàn)實(shí)際存在差異及有限元中材料更加理想均勻內(nèi)部缺陷少。試件破壞損傷對(duì)比結(jié)果見圖11，模擬損傷結(jié)果與試驗(yàn)破壞現(xiàn)象相符，裂縫開展與試驗(yàn)過程一致，負(fù)彎矩區(qū)RPC 拉伸損傷出現(xiàn)受彎裂縫，支座處局部受壓損傷，左右剪跨區(qū)出現(xiàn)斜裂縫。整體來看，有限元模型建立合理，能有效模擬加固梁力學(xué)性能。

表3 試驗(yàn)、有限元和計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of test,FE and calculated results

圖10 有限元與試驗(yàn)荷載-撓度曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of load-deflection curves between FEA and test

圖11 SRL5試件有限元與試驗(yàn)現(xiàn)象對(duì)比Fig.11 Comparison of FEM and test phenomena for SRL5

5 結(jié)論

1) 二次受力下外包鋼筋RPC 加固鋼梁抗剪承載力最大提高幅度達(dá)到2.8 倍，破壞后RPC 與型鋼表面未發(fā)生明顯黏結(jié)滑移破壞，其協(xié)同工作性能良好。

2) 各加固試件均發(fā)生剪壓破壞，其受力破壞過程可劃分3 個(gè)階段。剪跨比1.4～1.8 范圍內(nèi)，試件抗剪承載力提高程度隨剪跨比和初始荷載增大而減小。外包RPC 對(duì)含鋼量較大的截面加固效果更好。

3) 考慮RPC 抗壓強(qiáng)度折減，基于試驗(yàn)結(jié)果通過擬合給出加固梁斜截面抗剪承載力建議公式，計(jì)算結(jié)果和有限元模擬結(jié)果均與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好，可為加固工程提供一定理論依據(jù)。