高延性混凝土加固RC梁抗剪性能試驗研究

鄧明科，李琦琦，馬福棟，黃 政

(1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西，西安710055；2.中天建設(shè)集團(tuán)有限公司西南公司 四川，成都 610041)

鋼筋混凝土梁是建筑結(jié)構(gòu)的主要水平承重構(gòu)件和耗能構(gòu)件，其主要的破壞形式為彎曲破壞和剪切破壞?；炷亮喊l(fā)生剪切破壞時具有明顯的脆性特征，其延性較差，且加固修復(fù)難度較大。因此，當(dāng)混凝土梁的受剪承載力不足時，采用新材料和新技術(shù)提高其抗剪性能，改善梁的剪切破壞形態(tài)，具有重要的工程意義。

高延性水泥基復(fù)合材料(engineered cementi-tious composite，ECC)[1－4]是一種具有高韌性、高抗裂性和高耐損傷能力的新型結(jié)構(gòu)材料。在拉伸和剪切作用下均表現(xiàn)出高延展性，具有典型的多裂縫開展和應(yīng)變硬化特征，能顯著改善混凝土材料的韌性和抗裂能力[5－8]，在土木工程領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。Maalej等[9]研究表明，ECC在沖擊荷載作用下具有良好的抗剪性能。梁興文等[10]進(jìn)行了小跨高比纖維增強(qiáng)混凝土連梁的抗震性能試驗研究，結(jié)果表明纖維增強(qiáng)混凝土可提高連梁的承載力和延性。由此可見，ECC用于以受剪為主的構(gòu)件，均表現(xiàn)出良好的剪切延性，可顯著提高構(gòu)件的抗剪性能和耐損傷能力。

為推廣 ECC在混凝土結(jié)構(gòu)的應(yīng)用，本課題組將其稱為高延性混凝土(highductile concrete,HDC)，并系統(tǒng)研究了其力學(xué)性能[11－13]。研究表明，采用HDC替代普通混凝土，可顯著改善無腹筋梁[14－15]和短柱[16]的脆性剪切破壞形態(tài)；采用HDC加固受損磚砌體墻[17]和混凝土柱[18]，均可顯著提高其抗震性能。本文在此基礎(chǔ)上，提出采用 HDC加固無腹筋混凝土梁，以提高梁的抗剪承載力和變形能力，并通過靜力加載試驗，研究 HDC加固層對無腹筋梁的破壞形態(tài)和變形能力的影響，為 HDC加固混凝土梁的設(shè)計與工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與制作

本試驗共設(shè)計制作了9個HDC加固的RC梁和4個對比試件，其中 1個采用高性能復(fù)合砂漿加固RC梁，其余 3個為未加固梁。試件截面尺寸均為150 mm×300 mm，按剪跨比為1、2和3將試件分為3組，混凝土設(shè)計強(qiáng)度等級均為 C30，縱筋采用HRB400級，箍筋采用HPB300級U形箍筋。各試件設(shè)計參數(shù)見表1，試件尺寸及加固方式見圖1。

為充分發(fā)揮HDC材料的抗剪性能優(yōu)勢，加固梁均采用三面圍套加固方式。HDC加固梁，每側(cè)加固層厚度為15 mm或25 mm；高性能復(fù)合砂漿加固梁，加固層厚度為25 mm。其中試件L1-4、L2-4、L2-5和L3-4均在加固層配置箍筋。試件加固施工過程為：首先對試件表面進(jìn)行鑿毛處理；然后固定U形箍筋，清理界面；最后采用人工壓抹HDC加固層。

表1 試件設(shè)計參數(shù)Table 1 main parameters of specimens

圖1 試件尺寸及加固示意圖Fig.1 Section details and strengthening of test beams

1.2 材料力學(xué)性能

為滿足較高的強(qiáng)度和延性要求，試驗采用的HDC由水泥、粉煤灰、精細(xì)河砂、礦物摻合料、水、高效減水劑和PVA纖維按一定的比例配制組成。其中，砂的最大粒徑為1.18 mm，水泥為P.O.42.5R普通硅酸鹽水泥，粉煤灰為Ⅰ級灰，PVA纖維的體積摻量為 2%。試驗所用的纖維各項力學(xué)性能指標(biāo)見表2。

表2 PVA纖維各項性能指標(biāo)Table 2 Performance indicators of PVA

對于HDC材料，采用邊長為70.7 mm立方體試塊測試其抗壓強(qiáng)度；采用尺寸為350 mm×50 mm×15mm的啞鈴型拉伸試件，測試其抗拉強(qiáng)度。對于混凝土材料，采用邊長為100 mm立方體試塊測試其抗壓強(qiáng)度，并按換算得到其抗拉強(qiáng)度。對于高性能復(fù)合砂漿材料，采用邊長為100 mm立方體試塊測試其抗壓強(qiáng)度，采用尺寸為40 mm×40 mm×160 mm 的棱柱體四點彎曲試驗確定其抗拉強(qiáng)度。HDC、混凝土和高性能復(fù)合砂漿的力學(xué)性能試驗結(jié)果見表3，其中fcu,m為立方體抗壓強(qiáng)度實測平均值；fc,m為按式(1)分別換算成標(biāo)準(zhǔn)棱柱體試塊的HDC、混凝土和高性能復(fù)合砂漿軸心抗壓強(qiáng)度值。

式中：δ1為尺寸效應(yīng)系數(shù)；αc1為棱柱體與立方體抗壓強(qiáng)度之比。對于混凝土，根據(jù)我國規(guī)范[19]，取δ1為0.95，按C30混凝土考慮取αc1為0.76。根據(jù)課題組前期試驗[12]，對 HDC，取δ1為 1.0，αc1為 0.88；對高性能復(fù)合砂漿，取δ1為 1.0，αc1為 0.988。鋼筋的力學(xué)性能見表4。

表3 混凝土、HDC和高性能復(fù)合砂漿的力學(xué)性能Table 3 Material properties of RC,HDC and high performance composite mortar

表4 鋼筋的力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of steels

1.3 加載方案

本試驗在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震試驗室進(jìn)行，采用5000 kN電液伺服壓力試驗機(jī)的彎曲平臺進(jìn)行加載，加載裝置如圖2和圖3。為防止試件局部壓壞，在支座和加載點處均放置墊板，并鋪設(shè)細(xì)砂找平。試驗采用位移控制加載方式，加載速率為0.2 mm/min，當(dāng)荷載下降至峰值荷載的85%以下或跨中撓度過大時，停止加載。

試驗主要測試內(nèi)容包括：試件承載力、跨中撓度、縱筋和箍筋應(yīng)變，以及裂縫出現(xiàn)和開展情況。

圖2 加載裝置Fig.2 Test setup

圖3 試驗加載現(xiàn)場Fig.3 Test load field

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗過程及破壞形態(tài)

3個未加固梁的破壞形態(tài)為斜壓破壞、剪壓破壞和斜拉破壞；10個加固梁的破壞形態(tài)有剪壓破壞、剝離破壞、彎剪破壞和彎曲破壞。各試件的破壞形態(tài)與裂縫分布如圖4所示。

圖4 試件破壞形態(tài)與裂縫分布Fig.4 Photographs and crack patterns of specimens at failure

2.1.1 未加固梁

1)斜壓破壞

剪跨比為1時，梁L1-1發(fā)生斜壓破壞。加載至160 kN時，加載點左側(cè)腹部出現(xiàn)第一條斜裂縫；加載至 180 kN時，梁左側(cè)被斜裂縫分割成若干個傾斜的受壓柱體；隨后試件變形逐漸增大，斜裂縫之間混凝土剝落，試件承載力突然降低，發(fā)生具有明顯脆性的斜壓破壞。

2)剪壓破壞

剪跨比為2時，梁L2-1發(fā)生剪壓破壞。加載載至65 kN時，加載點右側(cè)出現(xiàn)第一條豎向裂縫；加載至110 kN時，加載點兩側(cè)均出現(xiàn)腹剪斜裂縫；加載至 120 kN時，梁右側(cè)形成主斜裂縫，隨后斜裂縫兩側(cè)混凝土出現(xiàn)明顯的剪切錯動，加載點處混凝土壓碎，試件發(fā)生剪壓破壞。

3)斜拉破壞

剪跨比為3時，梁L3-1發(fā)生斜拉破壞。加載至45 kN時，梁右側(cè)出現(xiàn)第一條豎向裂縫；加載至115 kN時，梁右側(cè)腹部形成主斜裂縫；隨后，主斜裂縫明顯變寬，梁因斜向被拉裂成兩部分而突然破壞，發(fā)生典型的斜拉破壞。

2.1.2 加固梁

10個加固梁中，試件L1-3發(fā)生剝離破壞，試件L3-3發(fā)生彎剪破壞，試件L3-4發(fā)生彎曲破壞，其余加固梁均發(fā)生剪壓破壞。

1)剝離破壞

HDC加固梁L1-3由于加固層較厚(25 mm)，施工時分兩次壓抹，加固層之間發(fā)生了剝離破壞。加載至 220 kN時，跨中出現(xiàn)第一條豎向裂縫；加載至 270 kN時，加載點右側(cè)出現(xiàn)了第一條斜裂縫；加載至 310 kN時，加載點兩側(cè)出現(xiàn)細(xì)密斜裂縫；隨后，右側(cè)斜裂縫貫通形成主斜裂縫；繼續(xù)加載，主斜裂縫變寬，承載能力開始下降，且試件破壞過程中伴隨有纖維拔出和拉斷的滋滋響聲。最后，試件一側(cè)的加固層出現(xiàn)剝離而發(fā)生破壞。

2)剪壓破壞

HDC加固梁L1-2、L1-4、L2-2、L2-3、L2-4、L3-2均發(fā)生剪壓破壞。試件 L2-2采用 15 mm厚HDC面層加固。加載至85 kN時，跨中出現(xiàn)第一條豎向裂縫；加載至 175 kN時，加載點兩側(cè)出現(xiàn)多條細(xì)密斜裂縫；隨后，加載點左側(cè)斜裂縫貫通形成主斜裂縫；繼續(xù)加載，主斜裂縫變寬，試件變形增大，且試件破壞過程伴隨有纖維拔出和拉斷的滋滋響聲，但裂縫分布和數(shù)量不再發(fā)生變化；最后，試件發(fā)生具有一定延性的剪切破壞。

試件 L2-5采用高性能復(fù)合砂漿與箍筋加固，發(fā)生剪壓破壞。主斜裂縫形成以后，加載點處的高性能復(fù)合砂漿壓碎破壞比較嚴(yán)重。

3)彎剪破壞

試件L3-3采用25 mm厚HDC面層加固，發(fā)生彎剪破壞。加載至90 kN時，加載點右側(cè)出現(xiàn)第一條豎向裂縫；加載至 145 kN時，加載點左右兩側(cè)腹部斜裂縫細(xì)密開展；加載至 190 kN時，縱筋屈服，右側(cè)斜裂縫分別向支座及加載點延伸，形成主斜裂縫；隨后，主斜裂縫寬度增大，試件承載力開始下降。

4)彎曲破壞

試件L3-4采用25 mm厚HDC面層和箍筋加固，發(fā)生彎曲破壞。加載至65 kN時，跨中出現(xiàn)第一條豎向裂縫；加載至 190 kN時，加載點左右兩側(cè)斜裂縫細(xì)密開展，跨中豎向裂縫向上延伸；繼續(xù)加載，豎向裂縫寬度增大，縱筋屈服，縱筋外側(cè)出現(xiàn)縱向劈裂裂縫，跨中撓度明顯，受壓區(qū)混凝土壓碎剝落。

2.2 鋼筋應(yīng)變分析

根據(jù)試驗過程中對各試件縱筋與箍筋應(yīng)變的測試結(jié)果，可得試件的鋼筋屈服情況與破壞形態(tài)匯總于表5。

表5 試件破壞形態(tài)與鋼筋屈服情況Table 5 Failure patterns of specimens and yield condition of steels

1)試件L3-3和L3-4達(dá)到峰值荷載前，縱筋均達(dá)到屈服，試件受剪承載力未得到充分發(fā)揮。其余試件縱筋均未屈服。

2)試件L1-4、L2-4均采用25 mm厚HDC面層和箍筋加固，達(dá)到峰值荷載以前，箍筋均達(dá)到屈服強(qiáng)度。

3)試件 L2-5采用高性能復(fù)合砂漿和箍筋加固，達(dá)到峰值荷載前，部分箍筋達(dá)到屈服，縱筋均未屈服。

2.3 破壞形態(tài)分析

根據(jù)上述10根加固梁和3根對比梁的試驗結(jié)果，對其破壞形態(tài)進(jìn)行比較和分析：

1)剪跨比為1時，采用HDC面層加固改善了無腹筋梁的剪切破壞形態(tài)。未加固梁 L1-1發(fā)生斜壓破壞，其受剪承載力取決于混凝土斜壓柱體的受壓承載力。采用HDC面層加固的梁L1-2和 L1-4均發(fā)生剪壓破壞，其受剪承載力取決于剪壓區(qū)混凝土和HDC的剪壓復(fù)合受力強(qiáng)度，與試件L1-1相比，其受剪承載力上限值(剪壓比)得到明顯提高。

對于HDC加固梁L1-3，由于HDC加固面層較厚(25 mm厚)，施工分2層壓抹，面層之間發(fā)生的剝離破壞。因此，當(dāng) HDC加固層較厚時，宜采取一定的錨固措施。

2)剪跨比為2時，采用HDC面層加固可顯著提高試件的受剪承載力。未加固梁L2-1和HDC加固梁L2-2、L2-3及L2-4，均發(fā)生剪壓破壞。與未加固梁L2-1相比，HDC加固梁的承載力和變形能力均有較大幅度提高。由于 HDC具有良好的拉伸應(yīng)變硬化效應(yīng)，HDC加固梁腹部均出現(xiàn)明顯的多裂縫開展現(xiàn)象；且 HDC具有良好的耐損傷能力，最終未出現(xiàn) HDC加固面層被壓碎、剝落現(xiàn)象，試件保持良好的完整性。

試件 L2-5采用高性能復(fù)合砂漿和箍筋加固，與 HDC加固梁相比，裂縫發(fā)展較為單一，且加載點混凝土剝落嚴(yán)重，損傷程度較大。

3)剪跨比為3時，隨著加固層厚度的增加，以及加固層內(nèi)配置箍筋，試件的破壞形態(tài)逐步得到改善。未加固梁 L3-1發(fā)生斜拉破壞，其受剪承載力取決于混凝土的抗拉強(qiáng)度，承載力低且破壞突然。試件L3-2采用15 mm厚HDC面層加固，發(fā)生具有一定延性的剪壓破壞。試件L3-3的HDC面層厚度增至25 mm，發(fā)生延性較好的彎剪破壞。試件L3-4采用25 mm厚HDC面層和箍筋加固，發(fā)生了延性彎曲破壞。

以上分析可見，采用HDC面層進(jìn)行抗剪加固，可在一定程度上代替箍筋的抗剪作用，并改善無腹筋梁的剪切破壞形態(tài)，提高梁的剪壓比限值。

2.4 荷載-撓度曲線分析

將13根試件的各個特征點匯總于表6。根據(jù)試驗記錄，按剪跨比的不同分別繪出 13根試件的荷載-撓度曲線，如圖5所示。本試驗中，以試件表面出現(xiàn)明顯裂縫確定其開裂荷載Fcr及相應(yīng)的位移Δcr；以荷載-撓度曲線上最大荷載點對應(yīng)的荷載和位移確定的峰值荷載Fm與峰值位移Δm；以荷載-撓度曲線上承載力下降到峰值荷載的 85%時對應(yīng)的點確定極限位移Δu；采用“通用屈服彎矩”確定屈服位移Δy。由圖5和表6對比分析可得：

圖5 荷載-位移曲線Fig.5 load-deflection curves of specimens

1)試件開裂前，各試件的荷載-撓度曲線基本一致，跨中撓度均隨荷載的增加呈線性增長，表示加載前期，HDC加固面層對梁剛度的貢獻(xiàn)不明顯。試件開裂后，各試件呈曲線發(fā)展，且曲線的斜率逐漸降低，表明試件剛度降低，撓度增長速度加快；達(dá)到峰值荷載后，各試件的荷載-撓度曲線出現(xiàn)下降，HDC加固試件的承載力下降較為平滑，表明HDC面層可在一定程度上延緩試件的剛度退化。

表6 試驗結(jié)果Table 6 Test results

2)HDC加固面層厚度對試件的剛度有較大的影響。當(dāng)剪跨比為1時，試件L1-3加固面層剝離，HDC未充分發(fā)揮其作用，故其荷載-撓度曲線與試件L1-2接近。當(dāng)剪跨比為2、3時，試件開裂后，在相同荷載作用下，隨著 HDC加固面層厚度的增加，試件的跨中撓度遞減，曲線的斜率增大；但其達(dá)到峰值荷載時的跨中撓度得到了顯著的提高。

3)剪跨比相同時，HDC加固層內(nèi)附加箍筋的試件剛度退化緩慢。

2.5 變形能力分析

根據(jù)以上試驗結(jié)果，對各試件的變形能力進(jìn)行分析可得：

1)剪跨比對 HDC加固梁的變形能力影響較大。剪跨比為1時，HDC加固層以受壓為主，對梁變形能力的提高幅度相對較??；當(dāng)剪跨比較大時，HDC加固層以受剪和受拉為主，梁的極限位移明顯提高。當(dāng)剪跨比為2時，HDC加固梁的極限位移提高幅度為56%~150%，剪跨比為3時，HDC加固梁的極限位移提高幅度為99%~555%。因此，剪跨比較大時，HDC面層可相當(dāng)于箍筋的作用，加固梁的變形能力得到明顯提高。

2)試件L2-2、L2-3的HDC加固層厚度分別為15 mm、25 mm，與未加固梁L2-1相比，其峰值位移提高幅度分別為144%和308%，極限位移提高幅度分別為56%和150%，表明隨著HDC加固面層厚度增加，梁發(fā)生剪切破壞的變形能力提高。

3)試件L3-4采用25 mm厚HDC面層和箍筋加固，其受剪承載力有富余而發(fā)生延性彎曲破壞，試件變形能力大幅度提高。

4)當(dāng)剪跨比相同時，HDC加固梁的峰值位移和極限位移明顯高于未加固梁，表明采用 HDC進(jìn)行抗剪加固，可顯著提高梁發(fā)生剪切破壞時的變形能力，實現(xiàn)延性剪切破壞模式。

2.6 承載力分析

采用 HDC面層加固試件的開裂荷載和峰值荷載均有較大程度的提高，其提高幅度與剪跨比和加固方式相關(guān)。根據(jù)試驗記錄，按剪跨比的不同分別繪出13根試件的承載力柱狀圖，如圖6所示。由表6和圖6對比分析，可以得出以下結(jié)論：

1)剪跨比對試件的加固效果有較大的影響。剪跨比為1時，HDC加固梁以拱作用為主，試件L1-2發(fā)生剪壓破壞時的承載力比未加固梁 L1-1提高了39%；剪跨比為2時，HDC加固梁的桁架和拱共同作用，試件L2-2發(fā)生剪壓破壞時比未加固梁L2-1提高了51%；剪跨比為3時，HDC加固梁以桁架作用為主，試件 L3-2發(fā)生剪壓破壞時比未加固梁L3-1提高了29%?？梢?，采用HDC加固梁可顯著提高其抗剪承載力，但不同剪跨比時，HDC面層發(fā)揮的作用有所不同。

2)HDC加固層厚度對梁加固效果的影響較大。剪跨比為2時，加固梁L2-2和L2-3的HDC加固層厚度為15 mm和25 mm，與未加固梁L2-1相比，其開裂荷載提高幅度分別為41%和55%，極限承載力提高幅度分別為51%和123%；剪跨比為3時，加固梁L3-2和L3-3的HDC加固層厚度為15 mm和25 mm，與未加固梁 L3-1相比，其開裂荷載提高幅度分別為16%和37%，極限承載力提高幅度分別為29%和66%?？梢姡S著HDC加固層厚度的增加，梁受剪承載能力明顯提高。

3)試件 L2-5采用高性能復(fù)合砂漿和箍筋加固，試件L2-3采用25 mm厚HDC進(jìn)行抗剪加固，2個試件的峰值荷載接近，說明HDC面層能夠替代部分箍筋承擔(dān)的抗剪作用。

圖6 承載力柱狀圖Fig.6 Load histogram of specimens

3 抗剪承載力計算

采用疊加法計算HDC加固梁的受剪承載力：

式中：Vc為原梁的受剪承載力；Vs為加固箍筋的受剪承載力；VHDC為加固層的受剪承載力。

3.1 原梁受剪承載力的計算公式

根據(jù)我國《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[19]，集中荷載作用下無腹筋梁的受剪承載力計算公式為：

式中：λ為剪跨比，取為a/h0，當(dāng)λ<1.5時取1.5，當(dāng)λ>3時取3；ft為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度；b為原梁截面寬度；h0為原梁截面有效高度。

3.2 加固箍筋受剪承載力的計算公式

根據(jù)我國《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計規(guī)范》[20]，加固箍筋的受剪承載力計算公式為：

式中：αs為加固箍筋強(qiáng)度利用系數(shù)，取αs=0.9；fy為加固箍筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計值；As為同一截面內(nèi)加固箍筋各肢截面面積之和；s為加固箍筋沿梁長度方向的間距；h01為梁加固后截面有效高度。

3.3 HDC加固層受剪承載力的計算公式

考慮 HDC加固層承擔(dān)的剪力，為保持計算方法和現(xiàn)行規(guī)范一致，使公式的應(yīng)用較為簡便，參考我國《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計規(guī)范》[20]，提出 HDC加固層受剪承載力計算公式為：

式中：λ為剪跨比，取值同式(3)；αs為HDC加固層強(qiáng)度利用系數(shù)，取αs=0.7；fDt為 HDC軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計值(注：計算L2-5時，fDt為高性能復(fù)合砂漿軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計值)；AD為HDC加固層截面面積。

3.4 計算值與試驗值比較

由式(2)計算得到各試件的受剪承載力計算值與試驗值 如表7所示。

表7 計算值與試驗值的對比結(jié)果Table 7 Comparison of theoretical and experimental results

由表7可得：

1)當(dāng)剪跨比為1時，梁以斜壓破壞為主，承載力較高，延性較差，為避免發(fā)生脆性斜壓破壞，我國規(guī)范按混凝土抗拉強(qiáng)度計算所得的受剪承載力偏于保守，因此試驗值明顯高于計算值。

2)當(dāng)剪跨比為2和3時，按以上公式計算得到的試件受剪承載力與試驗值吻合較好。

3)試件L3-4發(fā)生了彎曲破壞，因此其受剪承載力計算值高于試件破壞的最大剪力值。

4 結(jié)論

通過對9個HDC加固混凝土梁和4個對比試件的抗剪性能研究，考慮加固層厚度、附加箍筋和剪跨比的影響，得出以下結(jié)論：

(1)采用HDC面層對無腹筋梁進(jìn)行抗剪加固，可顯著提高梁的抗剪承載力和變形能力，且對斜裂縫的發(fā)展起到了很好的阻滯作用，顯著改善了混凝土梁的裂縫分布和破壞形態(tài)；隨著 HDC加固層厚度的增加，混凝土梁的受剪承載力和變形能力均得到進(jìn)一步提高。但加固層較厚，施工分層壓抹時，宜采取一定的錨固措施。

(2)HDC面層可代替部分箍筋的抗剪作用，改善無腹筋梁的剪切破壞形態(tài)，實現(xiàn)延性剪切破壞，提高梁的剪壓比限值。

(3)采用HDC面層和附加箍筋進(jìn)行抗剪加固，可增強(qiáng) HDC對試件的約束作用，進(jìn)一步提高試件的受剪承載力，并改善無腹筋梁的剪切破壞形態(tài)。

(4)本文提出了 HDC加固梁的受剪承載力計算公式，其計算值與試驗結(jié)果吻合較好，可為HDC加固試件的受剪承載力計算提供參考。