沖擊荷載下CFRP加固無腹筋梁的抗剪失效機(jī)理試驗(yàn)研究

霍靜思， 劉進(jìn)通， 趙靈雨， 肖 巖

(1. 湖南大學(xué) 建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 長(zhǎng)沙 410082； 2. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院, 福建 廈門 361021；3. 南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 南京 210009)

沖擊荷載下CFRP加固無腹筋梁的抗剪失效機(jī)理試驗(yàn)研究

霍靜思1,2， 劉進(jìn)通1， 趙靈雨1， 肖 巖3

(1. 湖南大學(xué) 建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 長(zhǎng)沙 410082； 2. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院, 福建 廈門 361021；3. 南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 南京 210009)

對(duì)剪跨比為3.36的1根無腹筋鋼筋混凝土梁和2根FRP加固無腹筋鋼筋混凝土梁進(jìn)行了落錘沖擊試驗(yàn)，研究無腹筋混凝土梁在沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)和FRP加固形式對(duì)其抗沖擊性能的影響；為了對(duì)比動(dòng)態(tài)沖擊承載力，還進(jìn)行了1根FRP加固無腹筋鋼筋混凝土梁的靜載試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，黏貼FRP條帶尤其是端部錨固FRP條帶加固可顯著提高無腹筋混凝土梁的抗沖擊承載力。通過對(duì)實(shí)測(cè)的沖擊力、跨中位移及縱向鋼筋應(yīng)變時(shí)程曲線等試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，并結(jié)合試件的破壞模式，獲得了FRP加固無腹筋混凝土梁的動(dòng)態(tài)抗剪失效機(jī)理，即沖擊荷載下無腹筋混凝土梁的失效過程分為兩個(gè)階段：跨中局部受沖擊瞬間的剪切破壞和隨后的沖擊作用點(diǎn)指向支座處的剪切破壞階段。分兩個(gè)階段討論了沖擊荷載下FRP對(duì)抗剪承載力的貢獻(xiàn)值，并與各規(guī)范理論承載力進(jìn)行比較，數(shù)據(jù)比較表明兩個(gè)階段FRP動(dòng)態(tài)抗剪承載力均高于靜態(tài)抗剪承載力和理論值，并與以往CFRP-混凝土界面動(dòng)態(tài)抗剪承載力評(píng)估方法比較，為獲得合理的FRP抗剪承載力評(píng)估方法提供有價(jià)值的參考。

無腹筋梁； CFRP加固； 抗沖擊性能； 抗剪機(jī)理

建筑結(jié)構(gòu)在使用過程中越來越多地受到各種極端荷載作用，爆炸、恐怖襲擊事件的發(fā)生對(duì)結(jié)構(gòu)安全性產(chǎn)生了嚴(yán)重威脅，故結(jié)構(gòu)對(duì)構(gòu)件抗沖擊承載力的要求越來越高。對(duì)于已有的結(jié)構(gòu)，采用纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(Fiber Reinforced Polymer，F(xiàn)RP)進(jìn)行結(jié)構(gòu)加固修復(fù)已開展了廣泛研究，但現(xiàn)有研究大多基于靜載試驗(yàn)。研究沖擊荷載下FRP加固結(jié)構(gòu)構(gòu)件的抗沖擊性能，對(duì)理解極端荷載下結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為和破壞機(jī)理具有重要理論意義和工程實(shí)用價(jià)值，可為結(jié)構(gòu)抗沖擊加固和抗沖擊性能評(píng)估提供依據(jù)。

因沖擊荷載加載速度快、作用時(shí)間短，導(dǎo)致材料應(yīng)變率效應(yīng)顯著，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)沖擊荷載下混凝土材料的力學(xué)性能已進(jìn)行了大量研究[1-2]，而對(duì)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件在沖擊荷載下的力學(xué)性能研究還相對(duì)較少。Banthia[3]對(duì)混凝土梁進(jìn)行了落錘沖擊試驗(yàn)，分兩個(gè)階段對(duì)梁的能量平衡進(jìn)行了討論，發(fā)現(xiàn)沖擊能量分別由梁和裝置吸收，梁獲得的變形能遠(yuǎn)小于其動(dòng)能，且大部分變形能由開裂耗散。Kishi等[4]對(duì)27根鋼筋混凝土無腹筋梁進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)梁的破壞模式與沖擊速度有關(guān)，靜載或低速?zèng)_擊下發(fā)生彎曲破壞的梁在沖擊速度較大時(shí)可能發(fā)生剪切破壞。Saatci等[5]對(duì)混凝土梁進(jìn)行慣性影響分析，發(fā)現(xiàn)沖擊作用前期，沖擊力與慣性力平衡，后期主要由支座反力與慣性力平衡。Bhatti等[6]通過12根鋼筋混凝土梁的沖擊試驗(yàn)和LS-DYNA有限元分析，建立了一種剪切破壞分析的彈塑性動(dòng)態(tài)分析方法，使得沖擊力、支座反力、位移曲線的峰值誤差在15%以內(nèi)。因此，沖擊荷載下混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件的破壞機(jī)理與靜載下不同，還需要進(jìn)一步深入研究。

靜載下FRP加固結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究已較為成熟，各國均提出相應(yīng)規(guī)范[7-11]，但關(guān)于沖擊荷載下FRP加固結(jié)構(gòu)性能的研究較少。Erik等[12]分別采用CFRP材料和鋼板加固混凝土梁，研究其在沖擊荷載下的加固性能，試驗(yàn)結(jié)果顯示FRP發(fā)生剝離破壞，構(gòu)件抗彎強(qiáng)度提高。White等[13]研究了不同加載速率對(duì)CFRP加固梁性能的影響，證明快速加載對(duì)承載力、剛度、耗能均有所提高，但對(duì)延性和破壞模式影響不大。Tang等[14]觀察到FRP能通過阻止裂縫開展來提高沖擊荷載下的抗剪承載力，有效降低裂縫的寬度和數(shù)量，減小變形。已有研究多基于FRP動(dòng)態(tài)加固性能的定性研究，關(guān)于沖擊荷載下FRP加固結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)破壞機(jī)理方面的研究還很欠缺，如何合理評(píng)估沖擊荷載下FRP的強(qiáng)度貢獻(xiàn)值仍有待進(jìn)一步研究。本文采用落錘試驗(yàn)機(jī)對(duì)沖擊荷載下CFRP加固無腹筋梁的抗剪失效機(jī)理進(jìn)行研究，可為正確揭示構(gòu)件的抗沖擊破壞機(jī)理，并合理評(píng)估加固梁的承載能力提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

共設(shè)計(jì)了1根靜載試驗(yàn)梁和3根沖擊試驗(yàn)梁，梁的截面尺寸和配筋如圖1和圖2所示，截面尺寸為150 mm×300 mm,凈跨為1 860 mm，剪跨比為3.36。試件靜載破壞類型設(shè)計(jì)為剪切型破壞，不配置腹筋而僅在底部配置3根直徑16 mm的HRB400級(jí)鋼筋，配筋率為1.45%，混凝土保護(hù)層厚度為25 mm。

圖1 試件截面尺寸(mm)

圖2 應(yīng)變片和加速度傳感器布置(mm)

試驗(yàn)主要研究FRP加固形式對(duì)無腹筋梁動(dòng)態(tài)抗剪性能的影響，表1給出了各構(gòu)件設(shè)計(jì)的詳細(xì)參數(shù)、FRP加固形式以及主要的試驗(yàn)結(jié)果。其中，沖擊試驗(yàn)設(shè)置1根未加固梁R-D作為參照梁，1根無錨固的FRP加固梁采用U型黏貼的FRP條帶對(duì)無腹筋梁的抗剪承載力進(jìn)行加固，條帶寬度wf和間距sf分別為60 mm和120 mm，并設(shè)計(jì)了相應(yīng)的靜載試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比。為防止FEP條帶發(fā)生過早的端部剝離，設(shè)計(jì)1根帶端部錨固的FRP加固梁，采用FRP壓條進(jìn)行端部錨固，加固梁的FRP黏貼形式如圖3所示。各試件分別采用不同的沖擊高度加載，從而獲得不同的沖擊速度和沖擊能量，各次沖擊落錘錘重保持不變，錘重為328 kg。

混凝土實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度為35 MPa,彈性模量為31.4 GPa；鋼筋屈服強(qiáng)度為515 MPa，極限強(qiáng)度為636 MPa，彈性模量為200 GPa。試驗(yàn)采用HITEX-C300型CFRP材料，CFRP布厚度為0.167 mm，拉伸強(qiáng)度為3 590 MPa，彈性模量為236 GPa。黏貼FRP條帶前對(duì)混凝土表面進(jìn)行處理，去除灰塵和薄弱層，將梁角部打磨為半徑20 mm的倒角，以防止出現(xiàn)應(yīng)力集中。

(a) U120-S和U120-D

(b) UA120-D

構(gòu)件編號(hào)FRP條帶間距sf/mmFRP端部錨固沖擊高度H/m沖擊速度v/(m·s-1)沖擊能量E/J能量耗散Ea/JEa/E沖擊力峰值Pmax,im/kN支座反力峰值Pmax,re/kN位移峰值smax/mm殘余變形s/mm破壞類型U120-S120無錨固——————195.05.1—FRP剝離R-D——0.73.22170312750.75350.2142.22814—U120-D120無錨固1.75.44485529000.60650.3163.95549FRP剝離UA120-D120FRP壓條2.16.10609235260.581102.7310.04742FRP拉斷注:1.試件編號(hào)中的,“U”表示FRP布采用U型黏貼形式,“UA”表示U型黏貼+端部錨固,R-D表示參照梁;試件編號(hào)的數(shù)字“120”表示FRP條帶的間距;“S”表示靜載試驗(yàn),“D”表示沖擊試驗(yàn)。2.沖擊能量E計(jì)算公式:E=0.5mv2

1.2 試驗(yàn)裝置和測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)在湖南大學(xué)工程結(jié)構(gòu)綜合防護(hù)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，靜載試驗(yàn)采用三點(diǎn)加載方式，即采用液壓千斤頂在梁的跨中施加集中荷載進(jìn)行加載；沖擊試驗(yàn)利用圖4所示的落錘試驗(yàn)機(jī)完成。落錘試驗(yàn)機(jī)通過落錘提升裝置將錘體沿導(dǎo)軌提升至預(yù)定高度，松開夾頭后落錘沿導(dǎo)軌自由落體沖擊試驗(yàn)梁的跨中位置。錘頭直徑200 mm，可通過調(diào)整砝碼數(shù)量改變落錘重量。 試驗(yàn)梁兩端為鉸支，支座處梁頂端放置壓梁，壓梁通過兩根直徑30 mm的拉桿固定并對(duì)構(gòu)件施加預(yù)壓力，防止沖擊過程中試驗(yàn)梁脫離支座。梁兩端支座處各設(shè)置了兩個(gè)力傳感器，用以測(cè)得沖擊過程中的支座反力，錘頭對(duì)梁施加的沖擊力由錘頭內(nèi)置的傳感器測(cè)得。

圖4 沖擊試驗(yàn)裝置

試件澆筑時(shí)，在底部縱筋的跨中黏貼應(yīng)變片，用于測(cè)試鋼筋應(yīng)變。試驗(yàn)前，在梁的跨中布置電阻式位移傳感器測(cè)量跨中位置的位移響應(yīng)，在FRP條帶上黏貼應(yīng)變片測(cè)量FRP應(yīng)變的分布規(guī)律和變化特點(diǎn)；在梁測(cè)布置A1-A5共5各加速度計(jì)，以測(cè)得沖擊過程中的加速度響應(yīng)，如圖2和圖3所示。沖擊試驗(yàn)的沖擊力、支座反力、跨中位移和加速度由PXIe-1006Q動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集儀采集，采樣頻率500 kHZ；鋼筋應(yīng)變和FRP應(yīng)變由TST5912動(dòng)態(tài)信號(hào)測(cè)試系統(tǒng)采集，采樣頻率為100 kHZ。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞模式分析

圖5所示為靜載試驗(yàn)和沖擊試驗(yàn)后各試件的破壞形態(tài)?？梢?，靜力荷載和沖擊荷載作用下，無腹筋梁和FRP加固無腹筋梁均發(fā)生典型的剪切破壞，形成1-2條主斜裂縫。

靜載試驗(yàn)過程表明，加固梁U120-S開裂荷載為60 kN，跨中首先出現(xiàn)豎向裂縫；隨著荷載增大，各FRP條帶之間均出現(xiàn)豎向裂縫，荷載達(dá)到160 kN時(shí)出現(xiàn)第一條斜裂縫，隨后FRP條帶剝離，斜裂縫寬度增大并迅速擴(kuò)展貫通形成主斜裂縫。與斜裂縫相交的FRP條帶均發(fā)生過早的剝離破壞，F(xiàn)RP的強(qiáng)度未得到充分的發(fā)揮。

如圖5所示的未加固的無腹筋梁R-D，因抗剪承載力較低，在較低的沖擊速度下發(fā)生了剪切破壞，沿約30°方向形成了一個(gè)由沖擊點(diǎn)貫穿至支座處的主斜裂縫破壞面。加固梁U120-D于支座與1/3跨之間形成兩個(gè)主斜裂縫破壞面，與斜裂縫相交的FRP條帶發(fā)生局部剝離和脫落。UA120-D發(fā)生FRP壓條斷裂后的條帶剝離破壞，跨中段產(chǎn)生了較多裂縫，主斜裂縫由支座貫穿至1/3跨處，主裂縫頂部位置，混凝土塊剝落，支座端形成較寬的豎向裂縫。

圖5 構(gòu)件破壞形態(tài)圖

與U120-S和R-D相比，構(gòu)件U120-D和UA120-D斜裂縫離沖擊點(diǎn)較遠(yuǎn)，是由于跨中FRP條帶對(duì)斜裂縫開展的約束作用較強(qiáng)，故斜裂縫角度更大，僅與較少的條帶相交。試件R-D、U120-D和UA120-D均于支座處形成較寬的豎向裂縫，這是由于主斜裂縫擴(kuò)展延伸，支座處鋼筋發(fā)生銷栓作用，混凝土沿豎向撕裂造成的。

綜上所述，無腹筋鋼筋混凝土梁采用FRP加固后，主斜裂縫角度較未加固時(shí)更大；靜力荷載和沖擊荷載下FRP條帶均易發(fā)生過早的剝離破壞，應(yīng)對(duì)FRP條帶進(jìn)行可靠的錨固，使其強(qiáng)度得到充分發(fā)揮。

2.2 沖擊力、支座反力、位移時(shí)程曲線和能量耗散

圖6給出了各試件在不同沖擊荷載下的沖擊力和支座反力時(shí)程曲線，各構(gòu)件具有相似的動(dòng)力響應(yīng)。沖擊力時(shí)程曲線主要由兩個(gè)波峰組成，沖擊力在第一個(gè)波峰達(dá)到最大值，而后迅速降為0，第一個(gè)沖擊力脈沖持續(xù)約1.4～2.0 ms，而第二個(gè)脈沖持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)。各構(gòu)件沖擊力峰值和支座反力峰值如表1所示，沖擊荷載下FRP加固梁的承載力明顯高于靜態(tài)承載力，說明材料的應(yīng)變率效應(yīng)顯著。許斌等[15]的研究結(jié)果均表明，沖擊速度越大，沖擊力峰值越大，且梁的剛度也會(huì)顯著影響沖擊力峰值。由表1可知，試件R-D、U120-D、UA120-D的沖擊力峰值依次增大，這是由于采用U形CFRP條帶加固和端部壓條錨固后，梁的剛度逐漸增大，且試驗(yàn)沖擊速度依次提高。U120-D的沖擊力峰值遠(yuǎn)高于R-D，而兩者支座反力峰值相近，這是由于U120-D破壞程度更加嚴(yán)重，形成3條主裂縫將試驗(yàn)梁分為4塊，耗散了更多的能量，故支座反力峰值未見提高。由圖6可知，支座反力時(shí)程曲線較沖擊力時(shí)程曲線的響應(yīng)點(diǎn)稍有滯后，這是由于應(yīng)力波是由跨中向支座傳遞的；且支座反力曲線出現(xiàn)較小的負(fù)值，這是由于錘頭沖擊試件時(shí)，由于慣性效應(yīng)，支座端梁段具有向上運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì)，壓梁施加的預(yù)壓力得到釋放，支座反力出現(xiàn)負(fù)值，隨后支座反力快速增大至峰值。

(a) R-D

(b) U120-D

(c) UA120-D

圖7給出了各試件的跨中位移時(shí)程曲線?？缰形灰圃诩s40 ms處達(dá)到峰值，由于沖擊力作用時(shí)間極短，跨中位移可以認(rèn)為是靠慣性作用達(dá)到峰值。FRP加固梁的剛度較未加固梁得到明顯增強(qiáng)，UA120-D由于端部壓條錨固較大增強(qiáng)了梁的剛度，其最大跨中位移小于U120-D。

沖擊能量主要通過構(gòu)件混凝土開裂、撓曲發(fā)展塑性與FRP-混凝土界面剝離和斷裂等方式來耗散的，為衡量沖擊過程中構(gòu)件所耗散能量的比例，對(duì)各試件的沖擊力-位移時(shí)程曲線進(jìn)行積分，得到能量耗散Ea及耗能比例Ea/E如表1所示。可知，隨著FRP加固量的增加和構(gòu)件剛度增大，F(xiàn)RP加固梁在沖擊過程中所耗散的能量占總沖擊能量的比值不斷減小。

圖7 位移時(shí)程曲線

3 FRP加固梁抗沖擊性能分析

3.1 動(dòng)態(tài)抗剪失效機(jī)理分析

試驗(yàn)測(cè)得了鋼筋和FRP條帶的應(yīng)變時(shí)程曲線，受拉為正，受壓為負(fù)。對(duì)沖擊作用過程進(jìn)行分析，分別將鋼筋應(yīng)變、FRP應(yīng)變及位移時(shí)程曲線乘以不同的系數(shù)，換算為相同量級(jí)后同沖擊力、支座反力時(shí)程曲線進(jìn)行比較，如圖8所示。以U120-D為例進(jìn)行抗剪失效機(jī)理分析，F(xiàn)RP應(yīng)變片F(xiàn)2和F6分別與斜裂縫相交，故給出F2和F6的應(yīng)變時(shí)程曲線。

如圖8可知，沖擊作用過程主要可以分為兩個(gè)階段。AB段為沖擊作用的第一階段，從錘頭接觸試件開始，沖擊力迅速增大至峰值，跨中鋼筋同時(shí)發(fā)揮作用，應(yīng)變迅速增大，此階段FRP條帶應(yīng)變?yōu)?，支座反力和跨中位移為0；可以認(rèn)為此階段無腹筋梁局部受沖擊瞬間跨中段發(fā)生剪切破壞。BC段為沖擊作用的第二階段，此階段支座反力由0增大至峰值，為支座處的剪切破壞階段。BC段可進(jìn)一步劃分為BB’和B’C兩段，BB’段第一個(gè)脈沖作用隨著沖擊力降為0而結(jié)束，此時(shí)支座反力和位移響應(yīng)逐漸增大，鋼筋應(yīng)變曲線趨于平緩，F(xiàn)RP條帶F6和F2先后發(fā)揮作用；B’C段隨著沖擊力第二個(gè)脈沖增大至峰值，鋼筋應(yīng)變和FRP應(yīng)變?cè)俅窝杆僭龃笾练逯?，同時(shí)支座反力達(dá)到最大值。當(dāng)CFRP應(yīng)變?cè)龃笾练逯祽?yīng)變時(shí)，CFRP-混凝土界面發(fā)生剝離破壞。此后在慣性作用下試件位移繼續(xù)增大，條帶剝離后CFRP應(yīng)變與試件變形無關(guān)，故F2與F6曲線出現(xiàn)下降段，這與Huo等[18]關(guān)于CFRP-混凝土界面動(dòng)態(tài)黏結(jié)性能的研究結(jié)果是一致的。

支座反力時(shí)程曲線相對(duì)于沖擊力時(shí)程曲線略有滯后，考慮為應(yīng)力波由跨中向支座的傳遞時(shí)間。跨中FRP條帶F2的增大先于支座端條帶F6，說明了動(dòng)態(tài)響應(yīng)是由跨中向支座傳遞的。此外，沖擊作用下靠近跨中處斜裂縫首先開展，隨后支座段主斜裂縫開展，試件破壞，進(jìn)一步驗(yàn)證了上述兩個(gè)剪切破壞階段。FRP條帶F2與主斜裂縫相交，故其應(yīng)變峰值高于條帶F6。

圖8 U120-D時(shí)程曲線對(duì)比

3.2 梁動(dòng)態(tài)抗剪承載力討論

沖擊荷載作用的特點(diǎn)是加載速度快、作用時(shí)間短，沖擊荷載下構(gòu)件的破壞機(jī)理與靜載下不同，關(guān)于如何合理評(píng)估構(gòu)件抗沖擊承載力的研究較少。已有的研究通常采用沖擊力最大值或支座反力最大值來評(píng)估，Kishia[4]研究發(fā)現(xiàn)沖擊過程中沖擊力曲線頻率較高，而支座反力曲線初始剛度與靜載下相近，且曲線形式與位移曲線相近，認(rèn)為支座反力最大值比沖擊力最大值更能合理地描述抗沖擊承載力；許斌通過加速度響應(yīng)及慣性影響分析，認(rèn)為沖擊力最大值和支座反力最大值均不能準(zhǔn)確評(píng)估抗沖擊承載力。

本文根據(jù)沖擊荷載下構(gòu)件的抗剪失效機(jī)理，分兩個(gè)階段對(duì)構(gòu)件的抗沖擊承載力進(jìn)行分析。第一階段，支座反力無響應(yīng)，以沖擊力評(píng)估抗沖擊承載力；第二階段，支座端在支座反力作用下形成主斜裂縫，以支座反力評(píng)估構(gòu)件抗沖擊承載力。由于沖擊過程中構(gòu)件慣性影響較大，不考慮慣性力對(duì)計(jì)算荷載的影響，將導(dǎo)致承載力評(píng)價(jià)偏高[18-19]?？紤]慣性力影響，從最高荷載中扣除慣性力數(shù)值，以獲得梁在兩個(gè)階段的實(shí)際受力。慣性力計(jì)算可根據(jù)Saatci[5]，由沿梁長(zhǎng)方向的加速度計(jì)A1-A5的測(cè)量值近似計(jì)算。沖擊力和支座反力可表述為：

(1)

式中:Pim,max為沖擊力峰值；Pre,max為支座反力峰值；Pin1和Pin2為第一、第二階段的慣性力；Pud1和Pud2為第一、第二階段的抗沖擊承載力，且有

DIF=Pud/Pus

(2)

式中，DIF是沖擊荷載下構(gòu)件承載力的動(dòng)態(tài)放大系數(shù)，Pus為構(gòu)件的靜態(tài)承載力。此外，根據(jù)文獻(xiàn)[16]提供的抗剪承載力計(jì)算公式，未加固梁R-D靜態(tài)抗剪承載力計(jì)算值Vus為48.7 kN，可計(jì)算承載力在兩個(gè)階段的DIF,如表2所示。

表2 兩階段動(dòng)態(tài)抗剪承載力

由于本試驗(yàn)未測(cè)得混凝土應(yīng)變時(shí)程曲線，根據(jù)R-D縱筋應(yīng)變近似計(jì)算構(gòu)件在沖擊過程兩個(gè)階段的應(yīng)變率

(3)

3.3 FRP抗剪承載力貢獻(xiàn)

目前，靜載下黏貼FRP加固混凝土構(gòu)件的抗剪承

載力研究已較為成熟，各國均提出了相應(yīng)的理論強(qiáng)度模型，梁的抗剪承載力可表示為：

V=Vrc+Vf

(4)

式中:Vrc為鋼筋混凝土部分的抗剪承載力，對(duì)于無腹筋梁Vrc=Vc;Vc為混凝土對(duì)抗剪承載力的貢獻(xiàn);Vf為FRP對(duì)抗剪承載力的貢獻(xiàn)。本試驗(yàn)各試件均發(fā)生剪切破壞，由構(gòu)件抗剪強(qiáng)度實(shí)際值扣除混凝土的貢獻(xiàn)可計(jì)算CFRP貢獻(xiàn)值Vf，分兩個(gè)階段計(jì)算CFRP抗剪強(qiáng)度如表3所示。表3同時(shí)給出各強(qiáng)度模型的理論值，可見，梁U120-D-2的FRP條帶在兩個(gè)階段的抗剪強(qiáng)度貢獻(xiàn)值均高于靜載下U120-S實(shí)際值和各規(guī)范理論值，相應(yīng)的DIF分別為2.1和1.8，與以往CFRP-混凝土界面動(dòng)態(tài)抗剪承載力比較[18]，結(jié)果較為吻合。試驗(yàn)梁U120-D由于在第一階段經(jīng)受一定程度損傷，在第二階段FRP條帶開始出現(xiàn)剝離，導(dǎo)致抗剪承載力降低，即Vf2值低于Vf1；對(duì)于梁UA120-D，由于采用了端部錨固，試件第一階段的損傷較小，并可有效避免第二階段CFRP條帶發(fā)生過早的剝離破壞，破壞模式變?yōu)镕RP壓條拉斷破壞， FRP的的增強(qiáng)作用更大，故Vf2值高于Vf1。梁UA120-D-2的Vf1和Vf2較U120-D分別提高了117%和92%，本試驗(yàn)說明沖擊荷載下FRP易發(fā)生剝離，其抗剪強(qiáng)度難以有效利用，故實(shí)際加固中應(yīng)進(jìn)行可靠的端部錨固。

表3 FRP強(qiáng)度理論值與計(jì)算值

4 結(jié) 論

本文進(jìn)行了四根FRP加固無腹筋梁的落錘沖擊試驗(yàn)，對(duì)比了不同F(xiàn)RP加固形式下構(gòu)件的破壞模式和動(dòng)態(tài)響應(yīng)，對(duì)沖擊荷載下梁的動(dòng)態(tài)抗剪機(jī)理以及抗沖擊承載力進(jìn)行討論，分析了FRP的抗剪強(qiáng)度貢獻(xiàn)值，得到如下結(jié)論：

(1) 沖擊荷載下無腹筋鋼筋混凝土梁和FRP加固無腹筋鋼筋混凝土梁均發(fā)生典型的剪切破壞，形成1-2個(gè)主斜裂縫破壞面，鋼筋發(fā)生銷栓作用；未加固梁主斜裂縫由跨中貫穿至支座處，F(xiàn)RP加固梁主斜裂縫角度明顯增大。

(2) 沖擊荷載下無腹筋梁的抗沖擊失效過程分為兩個(gè)階段，即跨中局部受沖擊瞬間的剪切破壞階段和隨后的沖擊作用點(diǎn)指向支座處的剪切破壞階段。

(3) 根據(jù)沖擊力和支座反力從抗剪失效的兩個(gè)階段能較為合理評(píng)估FRP的抗剪強(qiáng)度。沖擊荷載下FRP條帶在兩個(gè)階段的抗剪強(qiáng)度貢獻(xiàn)值均高于靜載下的貢獻(xiàn)值和規(guī)范理論值。

(4) 采用FRP壓條進(jìn)行端部錨固后，F(xiàn)RP在兩階段的貢獻(xiàn)值均得到大大提高，發(fā)生FRP條帶拉斷破壞，利用效率大大提高。構(gòu)件進(jìn)行動(dòng)態(tài)抗剪加固時(shí)，F(xiàn)RP條帶應(yīng)進(jìn)行可靠的端部錨固。

[1] FU H C, ERKI M A, SECKIN M. Review of effects of loading rate on concrete in compression[J]. Journal of Structural Engineering, 1991, 117(12): 3645-3659.

[2] MALVAR L J, ROSS C A. Review of strain rate effects for concrete in tension[J]. Aci Materials Journal, 1998,95(6): 735-739.

[3] BANTHIA N P. Impact resistance of concrete[D]. Vancouver, Canada: Univ. of British Columbia, 1987.

[4] KISHI N, MIKAMI H, MATSUOKA K G, et al. Impact behavior of shear-failure-type RC beams without shear rebar[J]. International Journal of Impact Engineering, 2002, 27: 955-968.

[5] SAATCI S, VECCHIO F J.Effects of shear mechanisms on impact behavior of reinforced concrete beams[J]. ACI Structural Journal, 2009,106(1): 78-86.

[6] BHATTI A Q, KISHI N, MIKAMI H, et al. Elasto-plastic impact response analysis of shear-failure-type RC beams with shear rebars[J]. Materials and Design,2009,30: 502-510.

[7] ACI 440.2R-08. Guide for the design and construction of externally bonded FRP systems for strengthening concrete structures[S]. American Concrete Institute, 2008.

[8] Committee Concrete Society. Design guidance for strengthening concrete structures using fiber composite materials[S]. in: Technical Report No. 55, Century House, Telford Avenue, Crowthome, Berkshire RG45 6YS, UK, 2000.

[9] JSCE, Recommendations for upgrading of concrete structures with use of continuous fiber sheets[S]. 2000.

[10] Fib. Externally bonded FRP reinforcement for RC structures[S]. Bulletin, 2001.

[11] CHEN J F, TENG J G. Shear capacity of FRP-strengthened RC beams: FRP debonding[J]. Construction and Building Materials, 2003, 17: 27-41.

[12] ERIK M A, MEIER U. Impact loading of concrete beams externally strengthened with CFRP laminates[J]. Journal of Composites for Construction, 1999, 3(3): 117-125.

[13] WHITE T, SOUDKI K, ERKI M. Response of RC beams strengthened with CFRP laminates and subjected to a high rate of loading[J]. Journal of Composites for Construction, 2001, 5(3): 153-162.

[14] TANG T, SAADATMANESH H. Behavior of concrete beams strengthened with fiber-reinforced polymer laminates under impact loading[J]. Journal of Composites for Construction, 2003, 7(3): 209-218.

[15] 許斌，曾翔. 沖擊荷載下鋼筋混凝土深梁動(dòng)力性能試驗(yàn)研究[J]. 振動(dòng)與沖擊，2015,34(4)：6-13.

XU Bin, ZENG Xiang. Tests for dynamic behaviors of deep RC beams under impact loadings[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(4):6-13.

[16] 混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范:GB50010—2010[S]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010.

[17] Comite Euro-International du Beton. CEB-FIP model code[S]. Trowbridge, Wiltshire, UK: Redwood Books, 1990.

[18] HUO J S, LIU J Y, DAI X Q, et al. Experimental study on dynamic behavior of CFRP-to-concrete interface[J]. Journal of Composites for Construction, 2016, 04016026.

[19] 史巨元. 鋼的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能及應(yīng)用[M]. 北京：冶金工業(yè)出版社，1993.

Tests for anti-shear failure mechanism of CFRP-strengthened RC Beams without Stirrups under impact loading

HUO Jingsi1,2, LIU Jintong1, ZHAO Lingyu1, XIAO Yan3

(1.China Ministry of Education Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficiency, Hunan University, Changsha 410082, China；2. College of Civil Engineering, Huaqiao University, Xiamen 361021, China；3. College of Civil Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 210009, China)

In order to further study the anti-impact behavior of reinforced concrete beams strengthend with externally bonded FRP sheets, a RC beam without stirrups and two FRP-strengthened RC beams without stirrups were tested under impact loads and a FRP-strengthened beam was tested under static loads. Test results showed that the anti-impact capacity of FRP-strengthened RC beams significantly increases, especially, when they are strengthened with end anchoraged. Time-histories of impact force, mid-span displacement and strain of longitudinal reinforcement were analyzed, combined with failure modes of specimens, the anti-shear failure mechanism of CFRP-strengthened RC beams without stirrups under impact loading was obtained. It was shown that the failure process is divided into two stages including the shear failure of local part of the beams’ mid-span under impact loading, and the subsequent shear failure of the impacted point directing to bearings. The FRP contributions to the beams’ shear force-bearings in the two stages were discussed under impact loading, respectively and compared with the theoretical shear force-bearings gained with different design codes. The comparison showed that the FRP-strengthened RC beams’ dynamic shear force-bearings under impact loading in both stages are higher than the theoretical values and their shear force-bearings under static loads. Compared with the previous methods to estimate the shear force-bearings of CFRP-to-concrete interfaces under impact loading, the test results provided a reference for reasonably evaluating FRP contributions to FRP-strengthened RC beams’ shear strength.

RC beams without stirrups; CFRP-strengthened; anti-impact behavior; anti-shear mechanism

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃資助(“973”計(jì)劃)(2012CB026204)；教育部新世紀(jì)優(yōu)秀人才計(jì)劃(NCET-11-0123)

2016-02-25 修改稿收到日期：2016-06-16

霍靜思 男，博士，教授，1970年生

TU375.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.15.028