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高延性混凝土加固钢筋混凝土梁抗震性能试验研究

邓明科 郭莉英 李睿喆 陈佳莉

邓明科, 郭莉英, 李睿喆, 陈佳莉. 高延性混凝土加固钢筋混凝土梁抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(11): 47-57. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237
引用本文: 邓明科, 郭莉英, 李睿喆, 陈佳莉. 高延性混凝土加固钢筋混凝土梁抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(11): 47-57. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237
Ming-ke DENG, Li-ying GUO, Rui-zhe LI, Jia-li CHEN. EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF RC BEAMS STRENGTHENED WITH HIGH DUCTILITY CONCRETE[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(11): 47-57. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237
Citation: Ming-ke DENG, Li-ying GUO, Rui-zhe LI, Jia-li CHEN. EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF RC BEAMS STRENGTHENED WITH HIGH DUCTILITY CONCRETE[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(11): 47-57. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237

高延性混凝土加固钢筋混凝土梁抗震性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237
基金项目: 国家自然科学基金项目(51578445)
详细信息
    作者简介:

    郭莉英(1995−),女,山西运城人,硕士生,从事建筑结构及抗震加固研究(E-mail: guoliying0308@163.com)

    李睿喆(1993−),男,河南新乡人,硕士生,从事建筑结构及抗震加固研究(E-mail: leerythe0308@163.com)

    陈佳莉(1993−),女,山西运城人,硕士,从事建筑结构及抗震加固研究(E-mail: 1214678236@qq.com)

    通讯作者: 邓明科(1979−),男,四川南充人,教授,博士,从事新材料与新型结构研究(E-mail: dengmingke@126.com)
  • 中图分类号: TU375.1

EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF RC BEAMS STRENGTHENED WITH HIGH DUCTILITY CONCRETE

  • 摘要: 为研究高延性混凝土(HDC)加固钢筋混凝土(RC)梁的抗震性能,设计了8个RC梁试件,采用HDC和碳纤维布(CFRP)条带加固,通过低周反复荷载试验,研究剪跨比、加固方式对其破坏形态、变形和耗能能力等的影响。试验结果表明:采用HDC围套加固RC梁,HDC面层良好的拉伸应变硬化和多裂缝开展特性能有效控制剪切裂缝发展,明显改善构件的脆性破坏特征;HDC加固层与原构件协同工作良好,加固层对内部混凝土形成良好的约束作用,HDC加固梁的承载力、变形和耗能能力明显提高,其加固效果明显优于CFRP条带加固;剪跨比较大时,在HDC加固层配置钢筋网,试件的变形和耗能能力明显提高,但对承载力贡献较小。基于桁架-拱模型理论,提出HDC加固梁的抗剪承载力计算方法,计算结果与试验值吻合较好。
  • 图  1  基本试件尺寸及配筋详图 /mm

    Figure  1.  Dimensions and reinforcement arrangement of specimens

    图  2  加载装置

    Figure  2.  Test set-up

    图  3  试件破坏形态

    Figure  3.  Failure patterns of specimens

    图  4  荷载-位移滞回曲线

    Figure  4.  Load-displacement hysteretic curves of specimens

    图  5  骨架曲线

    Figure  5.  Skeleton curves

    图  6  试件累积滞回耗能-位移关系曲线

    Figure  6.  Cumulative energy dissipation-displacement curves of specimens

    图  7  刚度退化曲线

    Figure  7.  Stiffness degradation curves

    图  8  桁架机构计算简图

    Figure  8.  Calculating diagram for truss mechanism

    图  9  拱机构计算简图

    Figure  9.  Calculating diagram for arch mechanism

    表  1  试件主要参数和加固方案

    Table  1.   Main parameters of specimens

    编号梁长/mm纵筋箍筋加固方式截面尺寸/ (mm×mm)
    B-2-16503226@200200×300
    B-2-26503226@200CFRP条带200×300
    B-2-36503226@200HDC250×350
    B-2-46503226@200HDC+钢筋网250×350
    B-4-112003256@200200×300
    B-4-212003256@200CFRP条带200×300
    B-4-312003256@200HDC250×350
    B-4-412003256@200HDC+钢筋网250×350
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    表  2  混凝土和HDC的力学性能

    Table  2.   Mechanical properties of concrete and HDC

    材料混凝土HDC
    立方体抗压强度/MPa32.6161.32
    轴心抗压强度/MPa27.6753.96
    轴心抗拉强度/MPa 2.68 4.84
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    表  3  钢筋力学性能

    Table  3.   Mechanical properties of steel bars

    钢筋种类钢筋直径
    d/mm
    屈服强度
    fy/MPa
    极限强度
    fu/ MPa
    伸长率
    δ/(%)
    HPB3006483.91616.5511.7
    HRB40022430.46592.6120.9
    HRB40025437.73614.5619.8
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    表  4  主要试验结果

    Table  4.   Test results of specimens

    试件编号屈服荷载Py/kN屈服位移y/mm峰值荷载Pm /kN峰值位移p/mm极限位移u/mm破坏形态
    B-2-1 131.12 2.50 161.17 4.61 7.47 剪切破坏
    B-2-2 163.08 3.68 208.13 6.60 8.18 弯剪破坏
    B-2-3 187.87 3.76 230.16 6.54 12.44 弯剪破坏
    B-2-4 201.63 3.71 237.44 7.02 12.70 弯剪破坏
    B-4-1 86.23 7.41 105.41 15.01 20.88 弯剪破坏
    B-4-2 111.81 12.14 139.98 21.01 24.45 弯剪破坏
    B-4-3 136.47 9.73 162.17 16.47 26.06 弯剪破坏
    B-4-4 119.45 10.69 146.36 18.07 29.54 弯剪破坏
    注:表中荷载、位移均取试件推、拉两个方向加载的平均值。
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    表  5  试件累积耗能

    Table  5.   Accumulated energy dissipation of specimens

    试件编号累积耗能E/(kN·mm)
    屈服荷载点峰值荷载点极限位移点
    B-2-155418904584
    B-2-2101435175068
    B-2-31138371412172
    B-2-41132428512841
    B-4-197447668739
    B-4-22869927712569
    B-4-32165746318170
    B-4-42560810923403
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    表  6  试验值与计算值的比较

    Table  6.   Comparison of analytical and experimental results

    试件编号Vcal/kNVexp/kNVexp/Vcal
    B-2-1150.49161.171.07
    B-2-3216.56230.161.06
    B-2-4237.55237.441.00
    B-4-1102.49105.411.03
    B-4-3158.97162.171.02
    B-4-4175.50146.360.83
    平均值1.00
    变异系数0.08
    注:表中V cal表示计算值;V exp表示试验值
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-04-30
  • 修回日期:  2019-12-09
  • 网络出版日期:  2020-11-06
  • 刊出日期:  2020-11-25

高延性混凝土加固钢筋混凝土梁抗震性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237
    基金项目:  国家自然科学基金项目(51578445)
    作者简介:

    郭莉英(1995−),女,山西运城人,硕士生,从事建筑结构及抗震加固研究(E-mail: guoliying0308@163.com)

    李睿喆(1993−),男,河南新乡人,硕士生,从事建筑结构及抗震加固研究(E-mail: leerythe0308@163.com)

    陈佳莉(1993−),女,山西运城人,硕士,从事建筑结构及抗震加固研究(E-mail: 1214678236@qq.com)

    通讯作者: 邓明科(1979−),男,四川南充人,教授,博士,从事新材料与新型结构研究(E-mail: dengmingke@126.com)
  • 中图分类号: TU375.1

摘要: 为研究高延性混凝土(HDC)加固钢筋混凝土(RC)梁的抗震性能,设计了8个RC梁试件,采用HDC和碳纤维布(CFRP)条带加固,通过低周反复荷载试验,研究剪跨比、加固方式对其破坏形态、变形和耗能能力等的影响。试验结果表明:采用HDC围套加固RC梁,HDC面层良好的拉伸应变硬化和多裂缝开展特性能有效控制剪切裂缝发展,明显改善构件的脆性破坏特征;HDC加固层与原构件协同工作良好,加固层对内部混凝土形成良好的约束作用,HDC加固梁的承载力、变形和耗能能力明显提高,其加固效果明显优于CFRP条带加固;剪跨比较大时,在HDC加固层配置钢筋网,试件的变形和耗能能力明显提高,但对承载力贡献较小。基于桁架-拱模型理论,提出HDC加固梁的抗剪承载力计算方法,计算结果与试验值吻合较好。

English Abstract

邓明科, 郭莉英, 李睿喆, 陈佳莉. 高延性混凝土加固钢筋混凝土梁抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(11): 47-57. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237
引用本文: 邓明科, 郭莉英, 李睿喆, 陈佳莉. 高延性混凝土加固钢筋混凝土梁抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(11): 47-57. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237
Ming-ke DENG, Li-ying GUO, Rui-zhe LI, Jia-li CHEN. EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF RC BEAMS STRENGTHENED WITH HIGH DUCTILITY CONCRETE[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(11): 47-57. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237
Citation: Ming-ke DENG, Li-ying GUO, Rui-zhe LI, Jia-li CHEN. EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF RC BEAMS STRENGTHENED WITH HIGH DUCTILITY CONCRETE[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(11): 47-57. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.0237
  • 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。

    • 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

      编号梁长/mm纵筋箍筋加固方式截面尺寸/ (mm×mm)
      B-2-16503226@200200×300
      B-2-26503226@200CFRP条带200×300
      B-2-36503226@200HDC250×350
      B-2-46503226@200HDC+钢筋网250×350
      B-4-112003256@200200×300
      B-4-212003256@200CFRP条带200×300
      B-4-312003256@200HDC250×350
      B-4-412003256@200HDC+钢筋网250×350

      图  1  基本试件尺寸及配筋详图 /mm

      Figure 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。

    • 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,mfdu,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=0.88 fdu,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${f_{{\rm{t}},{\rm{m}}}}=$$0.395f_{{\rm{cu,m}}}^{{\rm{0}}{\rm{.55}}}$[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

      材料混凝土HDC
      立方体抗压强度/MPa32.6161.32
      轴心抗压强度/MPa27.6753.96
      轴心抗拉强度/MPa 2.68 4.84

      表 3  钢筋力学性能

      Table 3.  Mechanical properties of steel bars

      钢筋种类钢筋直径
      d/mm
      屈服强度
      fy/MPa
      极限强度
      fu/ MPa
      伸长率
      δ/(%)
      HPB3006483.91616.5511.7
      HRB40022430.46592.6120.9
      HRB40025437.73614.5619.8
    • 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

      图  2  加载装置

      Figure 2.  Test set-up

    • 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。

      图  3  试件破坏形态

      Figure 3.  Failure patterns of specimens

      1) 未加固试件

      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。

    • 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。

    • 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:

      图  4  荷载-位移滞回曲线

      Figure 4.  Load-displacement hysteretic curves of specimens

      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。

      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。

    • 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。

      图  5  骨架曲线

      Figure 5.  Skeleton curves

      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。

    • 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:

      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

      试件编号屈服荷载Py/kN屈服位移y/mm峰值荷载Pm /kN峰值位移p/mm极限位移u/mm破坏形态
      B-2-1 131.12 2.50 161.17 4.61 7.47 剪切破坏
      B-2-2 163.08 3.68 208.13 6.60 8.18 弯剪破坏
      B-2-3 187.87 3.76 230.16 6.54 12.44 弯剪破坏
      B-2-4 201.63 3.71 237.44 7.02 12.70 弯剪破坏
      B-4-1 86.23 7.41 105.41 15.01 20.88 弯剪破坏
      B-4-2 111.81 12.14 139.98 21.01 24.45 弯剪破坏
      B-4-3 136.47 9.73 162.17 16.47 26.06 弯剪破坏
      B-4-4 119.45 10.69 146.36 18.07 29.54 弯剪破坏
      注:表中荷载、位移均取试件推、拉两个方向加载的平均值。
    • 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。

    • 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

      表 5  试件累积耗能

      Table 5.  Accumulated energy dissipation of specimens

      试件编号累积耗能E/(kN·mm)
      屈服荷载点峰值荷载点极限位移点
      B-2-155418904584
      B-2-2101435175068
      B-2-31138371412172
      B-2-41132428512841
      B-4-197447668739
      B-4-22869927712569
      B-4-32165746318170
      B-4-42560810923403

      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

      Figure 6.  Cumulative energy dissipation-displacement curves of specimens

    • 钢筋混凝土梁的割线刚度K按式(1)计算[21]

      $${K_i}=\frac{{\left| { + {P_i}} \right| + \left| { - {P_i}} \right|}}{{\left| { + {\Delta _i}} \right| + \left| { - {\Delta _i}} \right|}}$$ (1)

      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。

      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

      Figure 7.  Stiffness degradation curves

    • 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。

    • 定义参数$\mu {\rm{=}}{f_{{\rm{dt}}}}/{f_{{\rm{yv}}}}$,则HDC加固RC梁的折算配箍率取:

      $${\rho _{\rm{v}}}=\frac{{{{\textit{A}}_{{\rm{sv}}}}}}{{bs}} + {v_{\rm{t}}}\mu \frac{{2t}}{b}{\rm{ + }}\beta \frac{{{\textit{A}}_{{\rm{sv}}}^j}}{{b{s^j}}}$$ (2)

      式中:Asv${\textit{A}}_{\rm{sv}}^j $分别为原梁箍筋截面积和加固层箍筋截面积;b为梁截面宽度;ssj分别为原梁箍筋间距与加固层箍筋间距;t为HDC加固层计算厚度,取t=t0d0t0为加固层厚度,d0为钢筋网中的纵筋直径;vt为HDC加固层抗拉强度利用系数;β为加固层箍筋利用系数,按规范取0.9[25]

      HDC加固RC梁的桁架机构受力计算简图如图8所示,由箍筋、HDC围套和斜裂缝间混凝土骨料咬合作用共同把剪力传递到支座。桁架机构承担的抗剪承载力Vt按式(3)计算:

      $${{\textit{V}}_{\rm{t}}}={{\textit{V}}_{\rm{s}}}{\rm{ + }}{{\textit{V}}_{\rm{c}}}={\rho _{\rm{v}}}{f_{{\rm{yv}}}}b{d_{\rm{v}}}\cot \theta + {{\textit{V}}_{{\rm{ci}}}}(b - 2t){d_{\rm{v}}}$$ (3)

      式中:Vs为箍筋和HDC围套承担的抗剪承载力;Vc为骨料咬合作用承担的抗剪承载力;fyv为箍筋的屈服强度;dv为有效剪切高度,取RC梁纵筋形心之间的距离;vci为混凝土骨料咬合力;θ为桁架机构中的斜压杆角度,考虑剪跨比对梁斜裂缝倾角的影响[26],由式(4)可得:

      $$ \theta ={k_{\lambda} }\arctan \left\{ {\sqrt {\frac{{ - {\rm{0}}{\rm{.38}}{k_{{\rm{ns}}}} + \sqrt {{\rm{0}}{\rm{.3}}{{\rm{8}}^{\rm{2}}}k_{{\rm{ns}}}^2 + {\rm{2}}{\rm{.48}}{k_{{\rm{ns}}}}{k_{{\rm{nv}}}}} }}{{{\rm{1}}{\rm{.24}}{k_{{\rm{ns}}}}}}} } \right\} $$ (4)

      式中:${k_{\lambda} }= - 0.04\lambda + 1.11$${k_{{\rm{ns}}}}=1 + {(n{\rho _{\rm{s}}})^{ - 1}}$${k_{{\rm{nv}}}}=$$1 + {(n{\rho _{\rm{v}}})^{ - 1}}$n为钢筋的弹性模量与混凝土的弹性模量之比;${\rho _{\rm{s}}}$为纵筋的配筋率。

      图  8  桁架机构计算简图

      Figure 8.  Calculating diagram for truss mechanism

      根据修正压力场理论[27]建立${v_{{\rm{ci}}}}$的表达式:

      $${v_{{\rm{ci}}}}=\frac{{{\rm{0}}{\rm{.4}}}}{{{\rm{1 + 1500}}{\varepsilon _{\rm{x}}}}}\frac{{{\rm{1300}}}}{{{\rm{1000 + }}{s_{{\rm{ze}}}}}}\sqrt {{{f}_{\rm{c}}'}} $$ (5)

      式中:${f'_{\rm{c}}}$为混凝土的圆柱体抗压强度,取0.79 fcu[28]${\varepsilon _{\rm{x}}}$为梁截面中点处的纵向应变;sze为RC构件的有效裂缝间距,取300 mm[29]

      由式(3)和式(5)可得Vc

      $${{\textit{V}}_{\rm{c}}}={v_{{\rm{ci}}}}(b - {\rm{2}}t){d_{\rm{v}}}=\frac{{{\rm{0}}{\rm{.4}}}}{{{\rm{1 + 1500}}{\varepsilon _{\rm x}}}}(b - {\rm{2}}t){d_{\rm{v}}}\sqrt {{{f}_{\rm{c}}'}} $$ (6)

      按Bentz等[30]的建议,${\varepsilon _{\rm{x}}}$取受拉钢筋应变${\varepsilon _{\rm{s}}}$的一半进行简化计算,由弯矩和剪力的平衡条件得:

      $${\varepsilon _{\rm{x}}}=\frac{1}{2}{\varepsilon _{\rm{s}}}=\frac{{({{\textit{V}}_{\rm{c}}} + {{\textit{V}}_{\rm{s}}})L/{d_{\rm{v}}} + 0.5({{\textit{V}}_{\rm{c}}} + {{\textit{V}}_{\rm{s}}})\cot \theta }}{{{\rm{2}}{E_{\rm{s}}}{{\textit{A}}_{\rm{s}}}}}$$ (7)

      式中,EsAs分别为试件纵向受拉钢筋的弹性模量、截面面积。

      将式(7)代入式(6),可以得到:

      $$ \begin{split} & {\rm{375(2}}L + {d_{\rm{v}}}\cot \theta ){\textit{V}}_{\rm{c}}^2 + [{\rm{375(2}}L + {d_{\rm{v}}}\cot \theta ){{\textit{V}}_{\rm{s}}}{\rm{ + }} \\&\qquad {d_{\rm{v}}}{E_{\rm{s}}}{{\textit{A}}_{\rm{s}}}]{{\textit{V}}_{\rm{c}}} - {\rm{0}}{\rm{.4(}}b - {\rm{2}}t)d_{\rm{v}}^2{E_{\rm{s}}}{{\textit{A}}_{\rm{s}}}\sqrt {{{f}_{\rm{c}}'}} =0 \end{split} $$ (8)

      求解式(9)可得${{\textit{V}}_{\rm{c}}}$

      $${{\textit{V}}_{\rm{c}}}=\frac{{ - B{\rm{ + }}\sqrt {{B^2} - {\rm{4}}{\textit{A}}C} }}{{2{\textit{A}}}}$$ (9)

      式中:

      $$ \begin{split} & {\textit{A}}{\rm{=375(2}}L + {d_{\rm{v}}}\cot \theta )\;,\\&C{\rm{=}} - {\rm{0}}{\rm{.4(}}b - {\rm{2}}t)d_{\rm{v}}^{\rm{2}}{E_{\rm{s}}}{{\textit{A}}_{\rm{s}}}\sqrt {{{f}_{\rm{c}}'}} ,\\& B={\rm{375(2}}L + {d_{\rm{v}}}\cot \theta ){{\textit{V}}_{\rm{s}}}{\rm{ + }}{d_{\rm{v}}}{E_{\rm{s}}}{{\textit{A}}_{\rm{s}}}{\text{。}} \end{split} $$
    • 梁的桁架机构和拱机构在任意点的位移相等,则梁的桁架机构和拱机构变形协调条件为:

      $$\frac{{{V_{\rm{t}}}}}{{{K_{\rm{t}}}}}=\frac{{{V_{\rm{a}}}}}{{{K_{\rm{a}}}}}$$ (10)

      式中:Kt为梁单位长度桁架的剪切刚度;Ka为对角混凝土压杆拱的剪切刚度;${V_{\rm{t}}}$为桁架机构提供的抗剪承载力;${V_{\rm{a}}}$为拱机构提供的抗剪承载力。

      拱机构的作用机理如图9所示,由内部的混凝土拱压杆把剪力传递到支座。拱压杆与梁纵轴方向的夹角$\alpha =\arctan [(d - x)/(2L)]$;压杆拱在水平方向的宽度x=0.25 d[31]L为荷载作用点到梁端的距离。

      图  9  拱机构计算简图

      Figure 9.  Calculating diagram for arch mechanism

      结合图8图9,参考文献[32]提出的箍筋屈服状态下有腹筋混凝土梁的剪切刚度分析模型,可得:

      $${K_{\rm{t}}}=\frac{{n{\rho _{\rm{v}}}{E_{\rm{c}}}b{d_{\rm{v}}}{{\cot }^2}\theta }}{{1 + n{\rho _{\rm{v}}}{{(\sin \theta )}^{ - 4}}}}$$ (11)
      $${K_{\rm{a}}}={E_{\rm{c}}}bx{\sin ^2}\alpha {\cos ^2}\alpha $$ (12)

      由式(12)可得拱机构的抗剪承载力${V_{\rm{a}}}$

      $${V_{\rm{a}}}={V_{\rm{t}}}\frac{{{K_{\rm{a}}}}}{{{K_{\rm{t}}}}}{\rm{=}}{V_{\rm{t}}}\frac{{x{{\sin }^2}\alpha {{\cos }^2}\alpha [1 + n{\rho _{\rm{v}}}{{(\sin \theta )}^{ - 4}}]}}{{n{\rho _{\rm{v}}}{d_{\rm{v}}}{{\cot }^2}\theta }}$$ (13)
    • 荷载作用下,梁腹HDC加固层处于二轴拉、压状态,会发生软化现象,HDC强度降低。考虑HDC的软化、加固施工技术和反复荷载的影响,则受剪作用下的HDC抗拉强度计算值为:

      $${f_{\rm{t}}}={v_{\rm{t}}}{f_{{\rm{dt}}}}=\gamma \eta {\kappa _{\rm{c}}}{f_{{\rm{dt}}}}$$ (14)

      式中:$\gamma $为HDC处于二轴拉/压状态下的抗拉强度软化系数;$\eta $为施工影响系数;${\kappa _{\rm{c}}}$为反复荷载影响系数。

      根据Kupfer-Gerstle二轴破坏准则[33],HDC在二轴拉/压状态下的主拉应力${f_{\rm{t}}}{\rm{=(1}} - {\rm{0}}{\rm{.8}}v){f_{{\rm{dt}}}}$,HDC抗压强度软化系数采用CEB-FIP1990模式规范取值,$v{\rm{=1}}{\rm{.70}}f_{{\rm{dk}}}^{ - 0.333}$[34],故$\gamma {\rm{=0}}{\rm{.64}}$;与支模喷射、浇筑等施工技术相比,加固层采用人工压抹存在不均匀性,取$\eta {\rm{=0}}{\rm{.9}}$;在反复荷载作用下,HDC面层累积损伤不断加大,考虑HDC重复荷载与单调荷载的强度比值,${\kappa _{\rm{c}}}$取平均值0.89[33]。故${v_{\rm{t}}}= 0{\rm{.51}}$

    • HDC加固RC梁的抗剪承载力为上述桁架机构和拱机构分担的剪力之和,即:

      $$ \begin{split} {V_{{\rm{cal}}}}= &{V_{\rm{t}}} + {V_{\rm{a}}}{\rm{=}}{V_{\rm{t}}}\left( {{\rm{1 + }}\frac{{{K_{\rm{a}}}}}{{{K_{\rm{t}}}}}} \right){\rm{=}} \\& [{\rho _{\rm{v}}}{f_{{\rm{yv}}}}b{d_{\rm{v}}}\cot \theta + {v_{{\rm{ci}}}}(b - {\rm{2}}t){d_{\rm{v}}}] \times \\ & \left\{ {{\rm{1 + }}\frac{{{E_{\rm{c}}}x{{\sin }^2}\alpha {{\cos }^2}\alpha [1 + n{\rho _{\rm{v}}}{{(\sin \theta )}^{ - 4}}]}}{{n{\rho _{\rm{v}}}{E_{\rm{c}}}{d_{\rm{v}}}{{\cot }^2}\theta }}} \right\} \end{split} $$ (15)

      上述计算中,去掉HDC加固层的抗剪贡献即可计算未加固试件的抗剪承载力。

      表中Vcal表示计算值,Vexp表示试验值,根据表6的结果可得:由桁架-拱模型计算的HDC加固RC梁的抗剪承载力与试验值吻合良好,可供工程及后续研究参考。试件B-4-4受弯矩影响较大,裂缝集中分布在塑性铰区,加固层箍筋的抗剪作用未充分利用,故计算值偏大。

      表 6  试验值与计算值的比较

      Table 6.  Comparison of analytical and experimental results

      试件编号Vcal/kNVexp/kNVexp/Vcal
      B-2-1150.49161.171.07
      B-2-3216.56230.161.06
      B-2-4237.55237.441.00
      B-4-1102.49105.411.03
      B-4-3158.97162.171.02
      B-4-4175.50146.360.83
      平均值1.00
      变异系数0.08
      注:表中V cal表示计算值;V exp表示试验值
    • 本文通过高延性混凝土加固钢筋混凝土梁抗震性能的试验研究,得到如下主要结论:

      (1) 采用HDC围套加固RC梁,HDC面层良好的拉伸应变硬化和多裂缝开展特性能够有效控制剪切裂缝的发展,加固梁破坏时由多条细密的平行斜裂缝贯通形成主斜裂缝,明显改善了构件的脆性破坏特征。

      (2) HDC加固试件整体工作性能良好,加固层对内部混凝土形成较好的约束作用,其加固效果明显优于CFRP条带加固。采用素HDC加固后,梁的抗剪承载力提高42.7%~53.8%,极限位移提高24.8%~66.5%,总滞回耗能提高110.0%~162.6%,抗震性能好。

      (3) 剪跨比较大时,在HDC加固层中配置钢筋网后,纵筋的塑性变形性能得到充分发挥,梁的延性和耗能能力明显提高,但对梁承载力贡献较小。

      (4) 基于桁架-拱模型,将HDC围套折算为箍筋,考虑HDC加固层利用系数,提出了HDC加固RC梁的抗剪承载力计算方法,其计算值与试验结果吻合较好。

参考文献 (34)

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