L形FRP粘貼法加固混凝土框架梁負(fù)彎矩區(qū)試驗(yàn)研究

朱 虹 張 赟 周 臻 陳昊陽

(1東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)(2江蘇省住房和城鄉(xiāng)建設(shè)廳科技發(fā)展中心, 南京 210036)

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)是多高層工業(yè)和民用建筑最常見的結(jié)構(gòu)類型．在服役期內(nèi),自身老化、外荷載增加或使用功能改變等原因?qū)е铝虽摻罨炷两ㄖY(jié)構(gòu)大量的加固改造需求．其中,框架和框剪結(jié)構(gòu)的框架梁或連梁的端部負(fù)彎矩區(qū)常出現(xiàn)受彎承載能力明顯不足的情況,必須進(jìn)行加固．對于采用現(xiàn)澆板的混凝土框架結(jié)構(gòu),由于有效翼緣范圍內(nèi)的板筋(鋼筋或其他增強(qiáng)材料)參與梁受彎,因此對與中柱相連梁的端部負(fù)彎矩區(qū)進(jìn)行加固時(shí),一般可以充分利用現(xiàn)澆板成為梁有效翼緣參與整體受力的特點(diǎn)[1-2],在有效翼緣范圍內(nèi)進(jìn)行加固[3];對于與邊柱或角柱相連梁的端部負(fù)彎矩區(qū),由于只有單側(cè)存在樓板,很多加固方法受到限制,尤其是粘貼FRP加固方法;對于采用預(yù)制板的混凝土框架結(jié)構(gòu),則只能直接在梁柱寬度內(nèi)進(jìn)行加固,粘貼FRP將受到更大限制．

針對FRP無法直接在柱兩側(cè)梁的有效翼緣范圍內(nèi)進(jìn)行粘貼的情況,國內(nèi)外學(xué)者開發(fā)的便捷實(shí)用方法并不多見．Farahbod等[4]在梁柱轉(zhuǎn)角處澆筑混凝土斜三角,而后粘貼FRP,并在2次轉(zhuǎn)向處分別進(jìn)行錨固,雖然達(dá)到了加固效果,但對轉(zhuǎn)向處的處理方式在實(shí)際工程中并不實(shí)用．我國學(xué)者對此提出了一些新方法[5-7],但這些方法在不同程度上存在著加固后抗震性能不理想或者實(shí)際工程中操作較困難等問題．我國《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50367—2006)[3]中建議的方法是,在梁正上方粘貼纖維復(fù)合材,然后用L形薄鋼板錨固纖維復(fù)合材,再用U形鋼箍板對L形鋼板進(jìn)行附加錨固．文中后續(xù)提到該方法時(shí)均簡稱為規(guī)范建議法．

本文提出了一種新的FRP加固法——L形FRP粘貼加固法，該方法中利用L形截面的熱軋角鋼實(shí)現(xiàn)了FRP在梁柱陰角處的轉(zhuǎn)向錨固.通過6個(gè)足尺框架梁柱邊節(jié)點(diǎn)試件的單向靜力加載和低周反復(fù)加載試驗(yàn),對比了利用L形FRP粘貼加固法及規(guī)范建議法加固后梁的破壞形態(tài)、受彎承載力、剛度、延性、耗能能力和FRP應(yīng)變等指標(biāo)．采用ABAQUS軟件進(jìn)行數(shù)值模擬分析,以驗(yàn)證規(guī)范建議法存在的不足以及本文方法的有效性．

1 錨固裝置設(shè)計(jì)

FRP材料具有輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕等突出優(yōu)點(diǎn),但同時(shí)也存在橫向抗剪強(qiáng)度低、加固混凝土梁后易產(chǎn)生剝離破壞等顯著缺點(diǎn)[8-11]．在FRP片材粘貼加固鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)中,如何控制FRP剝離是研究工作的長期熱點(diǎn)．解決方法包括采用混雜纖維代替單種纖維[12]、改外貼式加固為嵌入式加固[13]、采取必要的錨固措施等．

規(guī)范建議法中的錨固方式如圖1所示．然而,數(shù)值模擬分析結(jié)果顯示,用于錨固的U形鋼箍板無法無間隙地錨固至柱根部,且鋼箍板會(huì)產(chǎn)生平面外彎曲,因此造成了加固效果的不穩(wěn)定．梁正上方水平粘貼的纖維復(fù)合材在梁柱相交位置處終止,導(dǎo)致根部FRP因剝離而無法承擔(dān)拉力．此外,規(guī)范建議法涉及粘貼纖維片材、粘貼L形鋼板、粘貼U形鋼箍板以及植入錨栓等多道施工工序,施工相對繁瑣．

圖1 規(guī)范建議的FRP加固梁端負(fù)彎矩實(shí)施法示意圖

本文提出的粘貼L形FRP加固法,是將粘貼于梁表面的FRP在梁柱陰角處轉(zhuǎn)向后延伸粘貼至柱上一定高度處,梁表面FRP和柱表面FRP在承受軸向力的同時(shí),互相作為對方的錨固長度．但是,如果沒有合適的錨固裝置限制FRP從梁柱陰角處脫離的趨勢,上述思想將無法實(shí)現(xiàn)．

由熱軋角鋼的外形特點(diǎn)可知,轉(zhuǎn)折處內(nèi)側(cè)已熱軋?zhí)幚沓苫⌒?而外側(cè)仍為直角,因此整個(gè)角鋼截面在轉(zhuǎn)折處的厚度和剛度最大．在保證轉(zhuǎn)折處剛度不低于其他位置截面剛度的前提下,將角鋼的外側(cè)直角切削形成圓滑表面．由于角鋼的整體剛度大,故不需要設(shè)置箍條對其錨固,僅需采用化學(xué)錨栓(或植筋)或者對拉螺桿傳遞荷載和安裝固定．錨固裝置如圖2所示．

1-錨栓;2-角鋼;3-角鋼倒角;4-基面倒角;5-錨栓/螺桿;6-黏結(jié)膠;7-FRP布

在基面打磨清洗等處理工作完成后,需要采用結(jié)構(gòu)膠對圖2中的基面進(jìn)行倒角處理,其倒角弧度盡量與角鋼轉(zhuǎn)角處外側(cè)倒角弧度一致,微小的差異可通過粘貼FRP和角鋼時(shí)用黏結(jié)膠進(jìn)行調(diào)節(jié)．

2 試驗(yàn)方案

共制作了6個(gè)尺寸及配筋相同的足尺構(gòu)件,梁為T形截面,柱為矩形截面(見圖3)．非加密區(qū)的箍筋間距為200mm．φ8mm,16mm和18mm鋼筋的屈服強(qiáng)度平均值分別為325.0,437.5,425.0MPa．混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值為42.90MPa．

圖3 試件尺寸和配筋及加載點(diǎn)位置圖(單位:mm)

在柱端部鉸支和梁懸臂端附近施加單向荷載或低周反復(fù)荷載．加固方式及加載方式見表1．將6個(gè)試件分為2組,每組均由1根未加固對比試件和2根加固試件構(gòu)成,梁端負(fù)彎矩區(qū)受彎承載力加固分別采用規(guī)范建議法和本文提出的L形FRP粘貼加固法進(jìn)行．一組開展靜載試驗(yàn),另一組開展低周反復(fù)加載試驗(yàn)．對比2種方法加固后的梁受彎承載力和剛度、梁端FRP應(yīng)變變化、梁耗能能力等．

表1 試件編號(hào)、加固方法及加載方式

2種加固方法的具體做法見圖4．所貼FRP均為2層寬130mm的CFRP布,型號(hào)為日本三菱人造絲公司的CFW300,單層計(jì)算厚度為0.167mm．經(jīng)測試得到抗拉強(qiáng)度平均值為3781.0MPa,彈性模量平均值為274.1GPa,延伸率平均值為1.53%．錨固所用鋼板、U形鋼箍板、角鋼、錨桿、螺桿見圖4．加載點(diǎn)如圖3所示,位移測點(diǎn)在同一位置．

圖4 2種加固方法加固的試件

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

各試件的開裂荷載、屈服荷載、極限荷載、屈服位移、極限位移以及各荷載相較于對比試件的提高百分?jǐn)?shù)見表2．以試件B1-J和B2-J為代表,試件梁根部CFRP應(yīng)變隨荷載的變化如圖5所示;各靜力加載試件的梁懸臂端荷載-位移曲線如圖6所示;將低周反復(fù)加載試件滯回曲線的峰值點(diǎn)連線形成骨架曲線,結(jié)果見圖7．滯回曲線是循環(huán)反復(fù)荷載作用下結(jié)構(gòu)或試件的荷載-位移曲線,是結(jié)構(gòu)抗震性能的綜合體現(xiàn)．試件B0-D,B1-D,B2-D的梁懸臂端荷載-位移滯回曲線見圖8．

3.1 規(guī)范建議法

由圖5可知,靜力荷載作用下,試件B1-J中,梁上距離梁柱轉(zhuǎn)角最近的34號(hào)和36號(hào)截面處CFRP的應(yīng)變增長很慢．當(dāng)荷載達(dá)到120kN時(shí),應(yīng)變反而開始變小,即使當(dāng)試件達(dá)到極限荷載時(shí)CFRP應(yīng)變?nèi)詿o明顯增長,表明在承受最大彎矩的轉(zhuǎn)角附近,CFRP發(fā)生了明顯的剝離和滑移．

表2 試件試驗(yàn)結(jié)果

圖5 J組試件梁根部CFRP片材應(yīng)變

圖6 J組試件梁懸臂端荷載-位移曲線

圖7 D組試件梁懸臂端骨架曲線

由圖6可知,靜力荷載作用下,加載初期試件B1-J與B0-J的開裂荷載基本相同,且屈服前兩者表現(xiàn)出基本相同的抗彎剛度,說明試件B1-J的加固措施在加載初期未發(fā)揮作用．但在圖7所示的骨架曲線中,正向荷載作用下,試件B1-D的曲線斜率明顯大于試件B0-D．2組試驗(yàn)中試件B1的剛度表現(xiàn)不相同,表明規(guī)范建議法的加固效果出現(xiàn)了差異,加固效果不太穩(wěn)定．

圖8 低周反復(fù)加載下梁懸臂端荷載-位移滯回曲線

對比圖6和圖7可以看出,雖然D組中利用規(guī)范建議法得到的加固試件的初期剛度相較于對比試件有所提高,但是當(dāng)正反向荷載加至148kN左右時(shí),試件B1-D梁頂及梁底部受拉鋼筋均開始屈服,與試件B0-D的屈服荷載基本相同,表明在較大的反復(fù)荷載作用下,加固效果已基本喪失．其原因是：(1) 由于CFRP與混凝土的進(jìn)一步剝離;(2) 由于U形鋼箍板平面外彎曲的加?。?/p>

在彈塑性階段,試件B1-D的荷載-位移滯回曲線基本呈直線;隨著荷載的增加,進(jìn)入塑性變形階段后,曲線雖然逐步趨于飽滿,但曲線所包圍的面積與試件B0-D相比,并沒有增加很多．這說明由于加固材料與混凝土的過早剝離以及后期U形鋼箍板產(chǎn)生的平面外彎曲,該加固方法對框架梁根部的抗震性能改善不大．

3.2 L形FRP粘貼加固法

由圖5可知，試件B2-J中,對于距離梁柱轉(zhuǎn)角最近的38號(hào)截面處的CFRP,在梁開裂后到裂縫基本出齊前,其應(yīng)變增大較多且不斷調(diào)整．當(dāng)裂縫基本出齊后,CFRP應(yīng)變增長速度開始明顯加快,并超過鋼筋的應(yīng)變增長速度．當(dāng)梁破壞時(shí),轉(zhuǎn)角處的CFRP應(yīng)變達(dá)到了12.120×10-3,與基于平截面假定計(jì)算得到的理論應(yīng)變值13.061×10-3差不多,表明CFRP在負(fù)彎矩最大的轉(zhuǎn)角部位得到了有效錨固．

由圖6和圖7對比可知，無論是靜力單向加載還是低周反復(fù)加載,在彈塑性階段,試件B2-J和B2-D在正向加載下的剛度均較對比試件提高較多．這表明該方法中的角鋼保證了CFRP在轉(zhuǎn)角處的錨固,加強(qiáng)了梁柱的整體性能,加固效果穩(wěn)定．

與對比試件相比,試件B2-J和B2-D的屈服荷載分別提高了17.12%和25.39%,實(shí)現(xiàn)了設(shè)計(jì)預(yù)期屈服荷載提高20%左右的加固目標(biāo)．極限荷載的提高幅度十分接近,而且在極限荷載下,2個(gè)試件中角鋼無任何松動(dòng)跡象,完全限制了陰角處FRP片材從被加固體基面上法向剝離的位移趨勢,從而保證了穩(wěn)定可靠的加固效果．

由圖8可知，當(dāng)試件B2-D進(jìn)入屈服階段后,荷載-位移滯回曲線逐漸飽滿,整體呈現(xiàn)平行四邊形．相比于試件B0-D和B1-D,試件B2-D表現(xiàn)出更加優(yōu)異的抗震耗能性能．

4 有限元模擬分析

4.1 平截面假定關(guān)系驗(yàn)證

采用ABAQUS軟件對試驗(yàn)構(gòu)件進(jìn)行數(shù)值模擬．采用規(guī)范建議方法時(shí),CFRP布上距梁根部不同距離處截面應(yīng)變的模擬結(jié)果見圖9．由圖可知,CFRP布距梁根部d為5mm截面處的應(yīng)變最小,且在前期增長緩慢,中后期則出現(xiàn)下降趨勢．這表明在梁根部附近的CFRP片材發(fā)生了剝離和滑移,即計(jì)算公式中所依據(jù)的平截面假定實(shí)際并不成立．

圖9 規(guī)范建議方法中的梁根部CFRP片材應(yīng)變

4.2 鋼箍板位置及平面外彎曲對錨固效果的影響

采用規(guī)范建議法時(shí),梁柱節(jié)點(diǎn)處L形鋼板和U形鋼箍板的變形模擬結(jié)果見圖10．由圖可見,當(dāng)鋼箍板位置靠近梁根部時(shí),L形鋼板的變形和剝離明顯減輕,但由于施工等原因,U形鋼箍板無法無間隙地卡至柱根部．此外,即使在僅留有20mm間隙時(shí),仍會(huì)因?yàn)殇摴堪遄陨淼钠矫嫱鈴澢?導(dǎo)致L形鋼板發(fā)生剝離;而且柱子越寬,鋼箍板的平面外彎曲越明顯．鋼箍板距柱底的距離以及鋼箍板的平面外彎曲程度的不同是造成加固效果不穩(wěn)定的主要原因．圖11顯示,采用L形加固法時(shí),角鋼通過螺栓與梁柱根部幾乎緊密貼合,對CFRP片材的錨固效果較好．

圖10 規(guī)范建議法中箍板距柱底距離對錨固效果的影響

圖11 L形加固法中角鋼變形示意圖

5 角鋼和錨栓的受力模型及選取原則

梁柱轉(zhuǎn)角處的混凝土基面、FRP、結(jié)構(gòu)膠層、角鋼相互黏結(jié)在一起,受力較為復(fù)雜．根據(jù)有限元模擬結(jié)果可知,經(jīng)過角鋼轉(zhuǎn)向后,柱側(cè)面角鋼上端點(diǎn)處FRP內(nèi)部應(yīng)力已下降為梁側(cè)角鋼端點(diǎn)最大應(yīng)力的1/5以下,且轉(zhuǎn)角圓弧處應(yīng)力下降最快,由此可知轉(zhuǎn)角圓弧對FRP的錨固作用明顯．如圖12(a)所示,忽略膠層原有化學(xué)黏結(jié)力的有利作用后,角鋼對FRP的錨固作用主要包括角鋼對FRP的壓應(yīng)力q以及由此壓力產(chǎn)生的靜摩擦應(yīng)力τ．由于τ的作用,B端FRP拉力Tb小于A端拉力Ta．F為四分之一圓弧上q的合力,它與水平方向的夾角θ大于45°．

圖12 轉(zhuǎn)角處纖維布和角鋼的受力簡圖

為了簡化計(jì)算,且是偏于安全的做法,角鋼受力簡圖12(b)中也不考慮膠層對角鋼原有的黏結(jié)力的有利作用．根據(jù)角鋼與梁柱關(guān)系可知,為了平衡來自于FRP的反作用應(yīng)力q和τ,角鋼將受到混凝土柱對肢端的壓應(yīng)力R、柱上錨栓的拉力Tx以及梁上錨栓(或螺桿)的拉力Ty和剪力S．經(jīng)計(jì)算,當(dāng)柱上和梁上錨栓設(shè)置于角鋼肢背中部以下和以左時(shí),任何情況下Tx和Ty均小于T,因此可偏于安全地按等于T進(jìn)行計(jì)算．例如,粘貼3層300mm寬的碳纖維布,布的計(jì)算厚度為0.167mm,抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為1.6GPa;經(jīng)計(jì)算,柱上采用3根直徑為22mm的錨栓,梁上采用1根直徑為22mm的錨栓和2根同直徑的螺桿．碳纖維布分2條粘貼,位于3根錨栓之間．螺桿下端采用螺帽擰緊于樓板底面．

根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果可知,角鋼中應(yīng)力較小,因此主要根據(jù)構(gòu)造要求確定角鋼型號(hào)．《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》[3]和《纖維增強(qiáng)復(fù)合材料建設(shè)工程應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》[14]均規(guī)定,當(dāng)碳纖維布沿其纖維方向需繞構(gòu)件轉(zhuǎn)角處粘貼時(shí),構(gòu)件轉(zhuǎn)角處外表面的曲率半徑不應(yīng)小于20mm．因此,選用內(nèi)圓弧半徑大于10mm且壁厚大于10mm的角鋼,即可滿足倒角處理后角鋼的外圓弧半徑達(dá)20mm以上,同時(shí)轉(zhuǎn)角處截面剛度不低于其他截面．在此前提下,選擇肢長最短的角鋼．角鋼用量很小且價(jià)格低廉,因此可偏于安全地選擇．

6 應(yīng)用實(shí)例

L形FRP粘貼加固法已在蘇州某健身中心改造工程以及浙江地區(qū)多個(gè)工程中得到應(yīng)用．蘇州某健身中心為框架結(jié)構(gòu),該改造工程中采用了多種加固方法,包括體外預(yù)應(yīng)力加固法、外包鋼加固法、粘貼碳纖維布加固法等,大部分梁端負(fù)彎矩區(qū)抗彎承載力不足處的加固采用了連續(xù)多跨體外預(yù)應(yīng)力筋加固和粘貼碳纖維布加固法相結(jié)合的方法．但是,由于若干位置處的梁為樓梯間梁、邊框架梁和與角柱相交梁,且相交柱的橫截面較大,加固方法受到較大限制．因此,采用本文提出的L形FRP加固法進(jìn)行了加固(見圖13),取得了良好的效果．

圖13 本文加固法的應(yīng)用示例

7 結(jié)論

1) 角鋼錨固裝置完全限制了陰角處FRP片材從被加固體基面上法向剝離的位移趨勢,且安裝工藝簡單,避免了規(guī)范建議方法中U形鋼箍板不能無間隙地錨固至梁柱根部以及鋼箍板自身平面外彎曲程度大小不同而造成加固效果不穩(wěn)定的問題,從而保證了加固效果．

2) 利用L形FRP加固法加固梁端負(fù)彎矩區(qū)時(shí),轉(zhuǎn)角處FRP的拉應(yīng)變實(shí)測值與基于平截面假定計(jì)算得到的理論應(yīng)變值相吻合,表明可以采用平截面假定來計(jì)算加固后截面的受彎承載力．

3) 在相同靜力加固效果的前提下, L形FRP粘貼加固法較規(guī)范建議法具有更加優(yōu)異的抗震性能和更穩(wěn)定的受力性能．

4) 錨固裝置中的角鋼和錨栓依據(jù)本文給出的選取原則進(jìn)行選用．角鋼的選用和外側(cè)倒角處理需滿足構(gòu)造要求．錨栓和螺桿的面積經(jīng)計(jì)算得出．

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[1] 蔣永生, 陳忠范, 周緒平, 等. 整澆梁板的框架節(jié)點(diǎn)抗震研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 1994, 15(6):11-16.

Jiang Yongsheng, Chen Zhongfan, Zhou Xuping, et al. Aseismic research on RC frame joint of monolithically casted slab[J].JournalofBuildingStructures, 1994,15(6):11-16.(in Chinese)

[2] 王亞勇. 汶川地震建筑震害啟示——抗震概念設(shè)計(jì)[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2008, 29(4):20-25.

Wang Yayong. Lessons learnt from building damages in the Wenchuan earthquake—seismic concept design of buildings[J].JournalofBuildingStructures, 2008,29(4):20-25. (in Chinese)

[3] 中華人民共和國國家標(biāo)準(zhǔn). GB50367—2006 混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2006.

[4] Farahbod F, Mostofinejad D. Experimental study of moment redistribution in RC frames strengthened with CFRP sheets[J].CompositeStructures,2011,93(9):1168-1177.

[5] 石銘,屈文俊. 粘貼碳纖維布對框架梁端負(fù)彎矩區(qū)加固的試驗(yàn)探索[J]. 結(jié)構(gòu)工程師, 2006, 22(2):73-75, 41.

Shi Ming, Qu Wenjun. Exploring study on the negative moment of the frame beam strengthened by CFRP[J].StructuralEngineers, 2006,22(2):73-75, 41. (in Chinese)

[6] 侯發(fā)亮. 建筑結(jié)構(gòu)粘結(jié)加固的理論與實(shí)踐[M]. 武漢:武漢大學(xué)出版社, 2003.

[7] 洪一紅. CFRP側(cè)面加固鋼筋混凝土梁負(fù)彎矩區(qū)抗彎性能試驗(yàn)研究[D]. 杭州:浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院, 2007.

[8] Lu X Z, Jiang J J, Teng J G, et al. Finite element simulation of debonding in FRP-to-concrete bonded joints[J].ConstructionandBuildingMaterials, 2006,20(6): 412-424.

[9] Niu H D, Wu Z S. Effects of FRP-concrete interface bond properties on the performance of RIC beams strengthened in flexure with externally bonded FRP sheets[J].JournalofMaterialsinCivilEngineering, 2004,18(5):723-731.

[10] Shi J W, Zhu H, Wu Z S, et al. Bond behavior between basalt fiber-reinforced polymer sheet and concrete substrate under the coupled effects of freeze-thaw cycling and sustained load[J].JournalofCompositesforConstruction, 2013,17(4):530-542.

[11] Teng J G, Chen G M, Chen J F. Effect of load distribution on IC debonding in FRP-plated RC beams[C]//Proceedingsofthe5thInternationalConferenceonFRPCompositesinCivilEngineering. Beijing, China, 2010: 485-489.

[12] 施嘉偉, 朱虹, 吳智深. BFRP/HFRP布-混凝土界面黏結(jié)性能試驗(yàn)研究[J]. 東南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版, 2010, 40(3):554-558.

Shi Jiawei, Zhu Hong, Wu Zhishen. Experimental study on bond behavior between basalt/hybrid FRP sheet and concrete substrates[J].JournalofSoutheastUniversity:NaturalScienceEdition, 2010,40(3):554-558. (in Chinese)

[13] Dalfre G M, Barros J A. Flexural strengthening of RC continuous slab strips using NSM CFRP laminates[J].AdvancesinStructuralEngineering, 2011,14(6):1223-1245.

[14] 中華人民共和國國家標(biāo)準(zhǔn). GB50608—2010纖維增強(qiáng)復(fù)合材料建設(shè)工程應(yīng)用技術(shù)規(guī)范[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2010.