黃峻琳, 曹寶珠, 段泓崢

(海南大學(xué)土木建筑工程學(xué)院, ?？?570228)

中國的鋼筋混凝土構(gòu)筑物不僅要求具有足夠的承載能力,同時(shí)應(yīng)該具有足夠的耐久性,特別在沿海及近海地區(qū),由于處在高溫、高濕、高鹽霧的地理環(huán)境使鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的鋼筋銹蝕問題愈加凸顯,嚴(yán)重影響了結(jié)構(gòu)的承載能力,導(dǎo)致許多建筑、橋梁提前破壞,極大縮短了使用壽命。箍筋作為鋼筋骨架的最外層,更易受到外界環(huán)境的侵蝕。碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(carbon fiber reinforced polymer plastic,CFRP)具有良好的耐腐蝕性,并且抗拉強(qiáng)度高、抗疲勞性能好,采用CFRP箍筋代替鋼箍筋與混凝土結(jié)合,形成新的構(gòu)件,可以從根本上解決鋼筋銹蝕問題。

目前,FRP筋混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能已成為中外學(xué)者研究的熱點(diǎn)。Yang等[1]和張鵬等[2]通過試驗(yàn)研究表明,相比鋼筋混凝土梁,CFRP筋混凝土梁的開裂荷載和極限承載力均顯著提高。呂家美等[3]和蔣田勇等[4]以剪跨比、混凝土基體類型為變量對GFRP筋海砂混凝土梁抗剪性能進(jìn)行試驗(yàn)研究,得出各國現(xiàn)行規(guī)范公式的計(jì)算值對于碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(carbon fiber reinforced polymer plastic,CFRP)筋混凝土受剪承載力預(yù)測偏于保守。賀紅衛(wèi)[5]和徐夏征[6]考慮剪跨比、混凝土強(qiáng)度因素影響,分別從理論和試驗(yàn)兩方面在現(xiàn)有的計(jì)算公式上對FRP筋混凝土梁的受剪承載力公式進(jìn)行修正。張劍瑞等[7]針對超高性能混凝土梁抗剪性能進(jìn)行試驗(yàn)研究,并對荷載撓度曲線及荷載應(yīng)變曲線進(jìn)行分析,提供混凝土梁抗剪試驗(yàn)多方向研究方法。鄒今航等[8]分別對6根CFRP加固混凝土梁構(gòu)件進(jìn)行靜載試驗(yàn)研究,得出在濕熱的環(huán)境中采用CFRP加固的混凝土具有優(yōu)異的帶裂縫工作能力。

但CFRP箍筋混凝土梁封閉箍筋難以彎折成型的問題尚待探究。在實(shí)際工程中,CFRP箍筋大多采用工廠預(yù)制,工藝繁瑣且不能靈活適配不同尺寸要求,難以得到推廣。針對這一問題,許海雄等[9]提出對CFRP材料井字形布置的新型箍筋結(jié)構(gòu)形式,其優(yōu)點(diǎn)在于無須通過工廠對不同尺寸的箍筋進(jìn)行預(yù)制,實(shí)現(xiàn)施工現(xiàn)場切割、綁扎,達(dá)到不同尺寸的箍筋要求,極大地提高施工效率。同時(shí),相較于傳統(tǒng)CFRP封閉箍筋,井字形CFRP箍筋由外伸錨固段與混凝土的黏結(jié)力共同抵抗斜截面受剪破壞,避免了因構(gòu)件彎折而導(dǎo)致的抗拉強(qiáng)度降低的問題。

目前,該新型箍筋結(jié)構(gòu)形式僅在模型提出階段,因此,現(xiàn)對其進(jìn)行系統(tǒng)性的探究,采用4個(gè)不同配箍率的足尺寸混凝土梁,開展4點(diǎn)彎曲靜力加載試驗(yàn),得到CFRP筋混凝土梁的破壞模式,并針對CFRP筋配箍率對混凝土梁承載力、變形、裂縫寬度及裂縫分布的進(jìn)行全面分析,提出井字形CFRP箍筋的抗剪承載力計(jì)算方法,為CFRP箍筋斜截面受剪承載力的應(yīng)用計(jì)算提供理論支持。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與加載

1.1 試驗(yàn)材料

采用混凝土等級為C30,配合比如表1所示。試驗(yàn)測得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為fcu,k=30.05 MPa。

表1 混凝土配合比設(shè)計(jì)Table 1 Concrete mix design

采用同一生產(chǎn)批次8 mm直徑CFRP筋組裝成試驗(yàn)梁中井字形CFRP箍筋,如圖1所示,按GB/T 30022—2013《纖維增強(qiáng)復(fù)合材料筋基本力學(xué)性能試驗(yàn)方法》[10]中的測定方法及規(guī)定對CFRP筋進(jìn)行直筋拉伸試驗(yàn),兩端錨固長度取規(guī)定最大值400 mm,工作段長度取30倍的FRP筋直徑為240 mm。拉伸試驗(yàn)如圖2所示,測試后具體信息如表2所示。

圖1 剪彎段井字形CFRP箍筋綁扎圖Fig.1 Curved cut section well-shaped CFRP stirrup binding diagram

圖2 CFRP直筋拉伸試驗(yàn)Fig.2 CFRP bars tensile test diagram

表2 纖維筋參數(shù)Table 2 Fiber reinforcement parameters

1.2 試件設(shè)計(jì)與制作

本次試驗(yàn)共制作了4根試驗(yàn)梁,其中包括3根井字形CFRP箍筋混凝土梁和1根剪彎區(qū)未配置箍筋的混凝土梁。試驗(yàn)梁長1 900 mm,截面尺寸為200 mm×300 mm,凈跨1 700 mm,剪彎段為400 mm。以剪彎段配箍率作為變量,為清晰直觀反映井字形CFRP箍筋混凝土梁抗剪性能,對所有試驗(yàn)梁配筋按照超筋布置,使試驗(yàn)梁為剪切控制構(gòu)件,試驗(yàn)梁縱筋布置直徑為16 mm的HRB400級鋼筋。按照GB50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]中對混凝土梁的保護(hù)層厚度要求進(jìn)行設(shè)計(jì),海岸環(huán)境等三b類環(huán)境下保護(hù)層厚度取50 mm。橫截面配筋布置如圖3所示。純彎段箍筋采用HPB235型直徑8 mm的矩形封閉鋼箍筋。各試驗(yàn)梁采用相同剪跨比(λ=1.68)及縱筋配筋率(ρfl=1.87%),井字形CFRP箍筋配箍率(ρsv)采用0、0.251%、0.378%、0.503%,為保證試驗(yàn)準(zhǔn)確性所有試驗(yàn)梁均為同一批次混凝土澆筑,具體試驗(yàn)梁設(shè)計(jì)如表3所示。

圖3 橫截面配筋圖Fig.3 Cross-section reinforcement diagram

表3 試驗(yàn)梁設(shè)計(jì)Table 3 Test beam design

1.3 試驗(yàn)加載裝置

井字形CFRP箍筋混凝土梁試驗(yàn)采用四點(diǎn)彎曲靜力加載。加載裝置主要由反力架、BLR-1型50t壓力傳感器、RSC-5050型50t手動液壓千斤頂、分配梁、鋼墊片及支座組成。壓力傳感器底面與千斤頂頂面之間設(shè)鋼墊片保證充分接觸及荷載的垂直傳遞。梁端距底部支座中線均為100 mm,上部支座中線距梁端均為500 mm。支座與試驗(yàn)梁接觸位置加裝鋼墊板使其接觸面均勻受力,以避免支座處混凝土出現(xiàn)局壓破壞。試驗(yàn)加載裝置及傳感器布置如圖4所示。

圖4 加載結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Load structure diagram

1.4 測點(diǎn)布置及加載制度

1.4.1 測點(diǎn)布置

B-3號梁為例,在長度為α的區(qū)段內(nèi)按設(shè)計(jì)間距布置井字形CFRP箍筋。從梁端向跨中方向?qū)中蜟FRP箍筋分別以Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ列的編號,箍筋各肢從上至下應(yīng)變片編號為S-1、S-2、S-3。分別在試驗(yàn)梁跨中、支座上部及兩個(gè)對稱加載點(diǎn)布置位移計(jì),如圖5所示。

P為荷載值;α為剪跨段長度圖5 B-3號試件梁剖面測點(diǎn)位置圖Fig.5 B-3 specimen beam profile measurement point location diagram

1.4.2 加載制度

本次試驗(yàn)采用靜力加載模式,在正式試驗(yàn)開始前需對試件梁進(jìn)行預(yù)加載,使裝置與試件充分接觸,讀數(shù)穩(wěn)定,確保裝置運(yùn)行正常。正式試驗(yàn)加載方案為分級加載,在達(dá)到開裂荷載前,每級荷載為10 kN,在接近計(jì)算的開裂荷載時(shí),每級荷載為5 kN,以準(zhǔn)確的記錄開裂荷載值。出現(xiàn)第一條斜裂縫后每級荷載恢復(fù)至10 kN,每級持荷5 min。持荷期間采集箍筋應(yīng)變、位移等數(shù)據(jù),同時(shí)記錄裂縫產(chǎn)生荷載及裂縫發(fā)展方向。直至荷載驟然下降或者試件梁有明顯的破壞形態(tài)時(shí)終止試驗(yàn)。

2 試驗(yàn)破壞形態(tài)及結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)

各試件梁的最終破壞形式如圖6所示。當(dāng)有B-1、B-2試驗(yàn)梁加載至100～110 kN等級時(shí),梁純彎段底部出現(xiàn)方向與縱向受拉筋基本垂直的裂縫,剪彎段梁底出現(xiàn)豎直裂縫。隨著荷載增大,純彎段受拉裂縫向上延伸至縱向受拉筋附近停止延伸且裂縫寬度基本保持不變,剪彎段彎剪斜裂縫自梁底部向上垂直于縱筋軸線方向發(fā)展,繼而朝著上方支座發(fā)展,與水平方向的夾角逐漸減小,基本與主壓力軌跡線一致。繼續(xù)加載,試驗(yàn)梁高方向中部出現(xiàn)腹剪斜裂縫。在加載后期,斜裂縫繼續(xù)延伸并且裂縫寬度加大,裂縫數(shù)量不再變化,上支座附近受壓區(qū)混凝土被壓碎。參考GB/T 50151—2012《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[12],當(dāng)構(gòu)件腹部斜裂縫寬度達(dá)到1.5 mm,即判斷試驗(yàn)梁已達(dá)到承載能力極限狀態(tài),符合剪壓破壞的特征。B-3試驗(yàn)梁在荷載為160 kN時(shí),剪彎段出現(xiàn)第一條腹剪斜裂縫,隨荷載增大,裂縫向加載點(diǎn)和支座處延伸形成貫通的主斜裂縫,出現(xiàn)新的短小腹剪斜裂縫,加載至343 kN時(shí),混凝土破壞,構(gòu)件破壞,為斜壓破壞。試驗(yàn)梁裂縫分布如圖7所示。

圖6 試驗(yàn)梁破壞形式Fig.6 Test beam failure form

圖7 試驗(yàn)梁裂縫分布 Fig.7 Test beam crack distribution

圖8 荷載-跨中撓度曲線Fig.8 Load-span deflection curve

圖9 荷載-箍筋應(yīng)變圖Fig.9 Load-stirrup strain chart

2.2 不同配箍率下的極限承載力分析

如表4試驗(yàn)結(jié)果所示,井字形CFRP箍筋混凝土梁配箍率增大,剪彎段梁底受彎裂縫出現(xiàn)荷載值逐漸增大,即剪彎段開裂荷載呈上升趨勢,同時(shí)主斜裂縫出現(xiàn)荷載值也有一定程度上的提高。試驗(yàn)梁極限承載力受配箍率影響明顯,二者關(guān)系呈正相關(guān)。當(dāng)剪彎段配箍率從0%增大到0.25%過程中,主斜裂縫形成荷載提高3.63%,極限承載力提高5.84%;當(dāng)剪彎段配箍率從0.251%增大至0.38%,主斜裂縫形成荷載提高7.71%,極限承載力提高7.13%;當(dāng)剪彎段配箍率從0.38%增大至0.50%,主斜裂縫形成荷載提高18.02%,極限承載力提高9.53%。以上結(jié)果表明,與常見的封閉鋼箍筋混凝土梁相同,剪彎段配箍率是影響井字形CFRP箍筋混凝土梁抗剪性能的重要因素之一,配箍率增大對試驗(yàn)梁抗剪性能的提高主要有兩方面作用,首先彎剪段箍筋布置增多,可以提高由箍筋承擔(dān)的部分剪力,從而直接提高試驗(yàn)梁的抗剪承載力。此外,配箍率增大會通過間接限制斜裂縫寬度,減少試驗(yàn)梁剪彎段腹部混凝土的骨料咬合力及約束縱筋與混凝土保護(hù)層之間出現(xiàn)撕脫現(xiàn)象等,對試驗(yàn)梁的開裂荷載與主斜裂縫形成荷載產(chǎn)生不同程度的提高,從而提高極限承載力。

表4 試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Test results

2.3 荷載-撓度關(guān)系

各試驗(yàn)梁的荷載-跨中位移曲線如圖6所示,荷載-撓度曲線均呈線性增長,曲線斜率較大,結(jié)合加載過程中試驗(yàn)梁純彎段跨中裂縫向上延伸至縱向受拉筋附近停止延伸且裂縫寬度基本保持不變,故可以認(rèn)定試驗(yàn)構(gòu)件混凝土梁達(dá)到剪切控制構(gòu)件的設(shè)計(jì)目標(biāo),試驗(yàn)梁斜截面破壞先于正截面破壞。

2.4 試驗(yàn)梁箍筋荷載-應(yīng)變曲線

圖7是對不同試驗(yàn)梁上各肢箍筋的三測點(diǎn)剪力-箍筋應(yīng)變圖,由數(shù)據(jù)分析得,在混凝土未達(dá)到開裂荷載階段,箍筋應(yīng)變較低?；炷灵_裂階段,由于裂縫逐漸延伸相交,井字形CFRP箍筋的應(yīng)力應(yīng)變驟增。裂縫在不同位置的發(fā)展寬度不同,導(dǎo)致箍筋之間的應(yīng)力大小與應(yīng)力分布形式有差別。裂縫的位置與寬度會導(dǎo)致同一箍筋上一肢應(yīng)力沿縱方向分布不均的出現(xiàn)現(xiàn)象。由于支座對構(gòu)件產(chǎn)生的反力作用,支座附近的箍筋會出現(xiàn)承受壓應(yīng)力的情況,同時(shí)剪彎段配箍率的增大會使得試驗(yàn)梁的箍筋應(yīng)變減小。

3 中外現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)對比

混凝土有腹筋梁的受剪承載力主要由混凝土承擔(dān)(Vc)與箍筋承擔(dān)(Vf)兩部分組成。Vc主要受到混凝土強(qiáng)度、縱筋和骨料咬合作用等多種抗剪成分的影響,且現(xiàn)有公式為大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)的下包線,因此無法準(zhǔn)確計(jì)算混凝土項(xiàng)的抗剪承載力。為準(zhǔn)確得到混凝土項(xiàng)承擔(dān)的剪力,試驗(yàn)設(shè)計(jì)無腹筋梁B-0,取其試驗(yàn)值為混凝土項(xiàng)的抗剪承載力Vc,exp。因此由箍筋承擔(dān)的剪力可以用試驗(yàn)梁B-1～B-3抗剪承載力試驗(yàn)值分別與無腹筋梁B-0抗剪承載力試驗(yàn)值相減得出。并采用各國纖維增強(qiáng)復(fù)合材料設(shè)計(jì)規(guī)范中規(guī)定的由箍筋承擔(dān)的抗剪承載力公式計(jì)算值與試驗(yàn)值進(jìn)行的對比分析。各國規(guī)范建議計(jì)算式如表5所示。

表5 各國規(guī)范建議計(jì)算式Table 5 National concrete codes recommend calculation formulas

由表6中各國規(guī)范規(guī)定的計(jì)算式預(yù)測結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),各國規(guī)范對箍筋項(xiàng)承擔(dān)的抗剪承載力預(yù)測值普遍大于井字形CFRP箍筋混凝土梁試驗(yàn)值,且離散性較高。其原因在于規(guī)范中預(yù)測式針對對象是FRP封閉箍筋,有別于由CFRP筋與混凝土之間的錨固作用承擔(dān)抗剪承載力的CFRP井字形箍筋混凝土梁,因此無法完全適用對CFRP井字形箍筋混凝土梁的抗剪承載力的預(yù)測。CFRP井字形箍筋混凝土梁的抗剪承載力還受剪跨比、錨固段長度、箍筋表面與箍筋螺紋形式等因素的影響,還需進(jìn)一步的試驗(yàn)研究,在FRP封閉箍筋預(yù)測式的基礎(chǔ)上進(jìn)一步對FRP箍筋的設(shè)計(jì)應(yīng)力值(ffrp,v)的取值進(jìn)行修正。以期提供一個(gè)適用于CFRP井字形箍筋混凝土梁抗剪承載力的預(yù)測式。

表6 各國預(yù)測結(jié)果對比Table 6 Comparison of forecast results by country

4 錨固段驗(yàn)證

與FRP封閉箍筋的彎曲段會出現(xiàn)顯著的強(qiáng)度降低類似,CFRP井字形箍筋錨固段邊界綁扎處的強(qiáng)度同樣是強(qiáng)度最低點(diǎn),因此需要對井字形箍筋錨固段與混凝土的黏結(jié)力和橫截面錨固段邊界處剪應(yīng)力要求進(jìn)行驗(yàn)證。為保證可靠性,取試驗(yàn)梁中配箍率最小(0.25%)且裂縫穿過箍筋底部的綁扎處50 mm處的橫截面為最不利截面進(jìn)行驗(yàn)證,如圖10所示;CFRP井字形箍筋混凝土梁橫截面的剪應(yīng)力分布如圖11所示。

圖10 最不利截面選取Fig.10 Selection of the most unfavorable section

y為箍筋到截面中和軸距離;y*為錨固段黏結(jié)力作用面中和軸到截面中和軸距離;A*為錨固段黏結(jié)力作用面積;Z為橫坐標(biāo)方向;Y為縱坐標(biāo)方向圖11 最不利截面剪應(yīng)力分布Fig.11 Shear stress distribution of the most unfavorable section

4.1 最不利截面剪力計(jì)算

剪應(yīng)力公式為

(1)

(2)

(3)

式中:τs為剪應(yīng)力;Q為計(jì)算截面上所受的剪力;Sz為剪應(yīng)力處以上或以下截面對中和軸的面積矩(靜矩);h為梁高;Iz為截面慣性矩。

將式(1)和式(2)代入式(3)得

(4)

對式(4)進(jìn)行積分得出最不利截面箍筋綁扎處剪力為

(5)

4.2 最不利截面上CFRP井字形箍筋黏結(jié)力計(jì)算

圖12 光滑曲線模型Fig.12 Smooth curve model

滿足條件(1)和條件(2)的AB上升段:

(6)

(7)

式中:τ為黏結(jié)應(yīng)力;τp為混凝土與CFRP筋在x處的黏結(jié)應(yīng)力;τres為殘余黏結(jié)應(yīng)力;τm為混凝土與CFRP筋的最大黏結(jié)應(yīng)力;T1為AB上升段的拉力;r1為CFRP筋半徑;參考文獻(xiàn)[18] 中同為8 mm直徑且錨固深度為50 mm的CFRP筋,τres取5.89 MPa,τm取10.37 MPa;l1黏結(jié)上升段長度取13.3 mm[19]。

滿足條件(2)和條件(3)的BC下降段:

(8)

(9)

式中:T2為BC下降段的拉力;l2=2l1,l2取26.7 mm[19]。

CD平緩段黏結(jié)應(yīng)力僅剩參與黏結(jié)應(yīng)力,即

τp=τres

(10)

(11)

式中:T3為CD平緩段的拉力;l3取10 mm[19]。

Tu=T1+T2+T3

(12)

式(12)中:Tu為極限拉力。

經(jīng)計(jì)算,最不利截面上CFRP井字形箍筋黏結(jié)力(2Tu=19.30 kN)大于最不利截面錨固段邊界剪力(V*=4.23 kN),因此CFRP井字形箍筋能夠滿足斜截面受剪承載力的要求。

5 結(jié)論

通過開展3根CFRP井字形箍筋混凝土梁及1根無腹筋混凝土梁四點(diǎn)加載剪切破壞試驗(yàn),分析破壞模式,獲得了CFRP井字形箍筋全過程應(yīng)變分布情況,主要討論將配箍率作為研究變量對極限荷載、荷載-箍筋應(yīng)變曲線的定量影響,得出以下結(jié)論。

(1)CFRP井字形箍筋配箍率對于混凝土梁的開裂荷載無顯著影響,卻是混凝土梁抗剪承載力的重要影響因素之一。剪彎段配箍率從無腹筋梁到0.25%,極限承載力增加43.1%;剪彎段配箍率從0.25%到0.38%,極限承載力增加17.9%;剪彎段配箍率從0.38%到0.50%,破壞形態(tài)由剪壓破壞轉(zhuǎn)為斜壓破壞,極限荷載增加27.7%。

(2)取最不利截面上的最不利位置進(jìn)行錨固段驗(yàn)證計(jì)算?；陴そY(jié)力光滑曲線理論及剪應(yīng)力分布曲線,得出最不利截面上CFRP井字形箍筋黏結(jié)力大于最不利截面錨固段邊界剪力,CFRP井字形箍筋能夠滿足斜截面受剪承載力的要求,為今后CFRP井字形箍筋的研究提供了理論參考。

需要說明的是,目前已有的試驗(yàn)數(shù)據(jù)不夠充分,考慮到的影響因素比較單一,還無法涵蓋所有實(shí)際使用情況,有關(guān)的計(jì)算公式還需進(jìn)一步討論。今后將開展其他影響因素的FRP井字形箍筋混凝土梁的剪切試驗(yàn)研究,以便建立更加合理和科學(xué)的計(jì)算方法。