粘鋼加固鋼筋混凝土簡支型梁抗彎承載力研究

粘鋼加固鋼筋混凝土簡支型梁抗彎承載力研究

長期以來，混凝土橋梁受到多種因素的影響，工作性能不斷惡化，許多交通需求無法滿足。在對這些橋梁做恰當的結構性能評估的基礎上,通過加固補強來恢復提高承載能力,既滿足了使用要求,又可節(jié)省大量的重建資金。橋梁加固的方法較多。由于碳纖維布的自重輕,強度高,比剛度大,抗疲勞性、減振性、耐腐蝕性好等特點,碳纖維布(CFRP)加固技術受到廣泛關注。日本于1995年總結出了建筑領域的《連續(xù)纖維加固混凝土諸性質和設計法》;美國混凝土協會(ACI)成立了專業(yè)委員會ACI440研究FRP的應用,現在ACI440委員會正在進行規(guī)范草案的充實和修改工作。在國內,從上世紀90年代開始對纖維復合材料加固混凝土結構的技術進行研究。從已經發(fā)表的研究成果看有以下幾個特點:①以試驗為基礎,由試驗發(fā)現規(guī)律,進而尋求理論上的解釋。②研究偏重于建筑結構的板、梁、柱,以橋梁結構為加固對象的研究成果較少。③在少數以橋梁為原型的研究中,絕大部分以板梁為模型,針對T型梁橋的很少。④考慮加固結構二次受力的研究報導甚少。應該注意到,大多橋梁結構是不卸載或部分卸載加固,加固之前已經承受恒載或部分恒載作用,而且,跨徑越大,恒載所占比例就越大。因此,二次受力對于橋梁結構加固的影響是不可忽視的。由此可見,近年來所做的關于纖維材料加固結構的研究在指導橋梁工程實踐方面還有待進一步提高。這也正是本文的出發(fā)點。本文旨在對碳纖維布加固橋梁結構的效果及機理進行探討和研究。選擇設計承載力低、急需加固、廣泛存在于全國各級公路上、有較廣應用價值的鋼筋混凝土簡支T型梁橋為研究對象。并以20世紀60～70年代大量修建的以汽-13、汽-15級為設計標準的標準跨徑為16m的鋼筋混凝土簡支T型梁橋為原型。制作相似模型梁底粘貼碳纖維布加固,并重點研究碳纖維布數量和二次受力(加固前有初始荷載)對加固效果的影響。研究中主要考慮承載能力,其次是裂縫、剛度等正常工作狀態(tài)指標。1試驗模型、方案和過程1.1材料的安裝及加固原橋為5梁式16m跨鋼筋混凝土T型梁橋,根據模型相似原理設計了五片T梁。模型梁尺寸和配筋如圖1,混凝土和受拉主筋的實測材料力學指標如表1。制作時在模板和鋼筋骨架正確無誤后,拌和澆注混凝土并養(yǎng)護至少28天,在T梁肋底粘貼長180cm、寬4cm的碳纖維布,如圖2所示。粘貼時考慮了不同的纖維布層數和有無初始荷載。具體分為:裸梁,T-1梁,無初始載粘貼T-2、T-3梁,有初始載(模擬實橋恒載)粘貼T-4、T-5梁。裸梁和粘貼纖維布梁均屬適筋梁。1.2初始荷載作用下的撓度、應變試驗中對各片梁采用兩四分點對稱逐級加載的方式,在兩個對稱集中荷載之間形成純彎段。試驗測量內容包括:跨中、加載點、支點的位移和鋼筋、混凝土、碳纖維的應變。在每級荷載下,由千斤頂上的傳感器測出當前的荷載值,由靜態(tài)數據采集儀自動掃描獲得撓度值和應變值。當梁底開裂后,用刻度放大鏡對裂縫的開展做觀察,記錄裂縫條數、開裂寬度、高度、開裂的形狀等。T-1梁為對比梁,沒有粘貼碳纖維布?？v筋屈服前,隨著荷載逐級增加,梁的撓度、應變擬線性增大;縱筋屈服后,荷載幾乎不能增加而撓度發(fā)展很快。試驗中鋼筋屈服時受壓區(qū)邊緣混凝土應變僅612με。T-2梁與T-3梁為沒有初始荷載下分別粘貼一層和兩層碳纖維布加固。加載初期,撓度、各材料應變隨荷載線性增加,鋼筋屈服后荷載繼續(xù)增大,撓度增加速度明顯加快,但小于T-1梁的增加速度,碳纖維布不時發(fā)出“啪、啪”的撕裂聲,T梁達到破壞前的臨界狀態(tài),荷載繼續(xù)增加時,T-2梁的碳纖維布從中間突然斷裂,而T-3梁的碳纖維布從端部剝離,部分保護層混凝土被剝落。由于巨大的應變能突然被釋放,發(fā)生很大的聲響,一些剝落的混凝土碎塊被彈射出去,整個構件喪失了承載力而被破壞。T-4梁與T-5梁先用砝碼施加初始荷載,初始荷載按實橋恒載效應與承載力的比值而定,然后分別粘貼一層和兩層碳纖維布加固,待粘貼牢固后繼續(xù)加載。試驗中梁在初始荷載作用下已出現較豐富的裂縫。鋼筋屈服前荷載與撓度基本呈線性關系,鋼筋屈服后撓度增加明顯加快,荷載仍可繼續(xù)增大。當荷載加到28.65kN時,T-4梁的碳纖維布從中間突然斷裂,而T-5梁在荷載達到33.64kN時碳纖維布從端部剝離,部分保護層混凝土被剝落,受拉鋼筋和箍筋裸露出來,破壞過程也是在瞬時發(fā)生的。此時梁的變形十分明顯,T-4梁跨中撓度達31.71mm,T-5梁跨中撓度達26.5mm。2試驗結果的分析試驗表明,粘貼碳纖維布后,截面應變仍較好地符合線性分布規(guī)律。2.1碳纖維布的應力由表2可見,碳纖維布對梁的屈服荷載和極限荷載均有所貢獻,其中極限荷載的增長更為顯著。鋼筋屈服之前,碳纖維布與鋼筋的應力應變隨荷載同步增長,但由于其截面積相對鋼筋較小,所以發(fā)揮的作用有限;鋼筋屈服后其應力增長緩慢,而碳纖維布仍處于線彈性,應力繼續(xù)增大,承擔了大部分荷載增量。對未加固的梁,鋼筋屈服后其應變劇增而應力增量很小,因此未加固的梁,一但鋼筋屈服,便很難再承受更大的荷載了。粘貼的碳纖維布層數多,則承載力的提高幅度就大,但這種增長并非與碳纖維布數量成正比。試驗中,粘貼二層碳纖維布對抗彎承載力的提高幅度小于粘貼一層纖維布時的二倍。這是因為破壞形式不同所致,粘貼一層的梁碳纖維布從中間被拉斷,充分發(fā)揮了其高強特性;粘貼兩層的梁碳纖維布從端部剝離,碳纖維布強度沒有完全發(fā)揮出來。T-4、T-5梁為二次受力結構,碳纖維布的應變滯后于粘貼表面的混凝土應變。但值得注意的是,初始荷載對于纖維布被拉斷破壞的極限荷載的影響很小。2.2加固梁撓度、抗彎剛度模型梁的荷載撓度曲線為三折線(圖3),轉折點分別發(fā)生在開裂和鋼筋屈服。第一個轉折點是受拉區(qū)混凝土開裂導致彎曲剛度突變造成的,由于T梁受拉區(qū)混凝土面積相對較小,開裂對剛度的影響不明顯,所以第一個轉折點不顯著。在相同荷載下加固梁的撓度都比未加固梁小,但是減小的幅度隨纖維數量、荷載大小、有無初始荷載而不同。在相同荷載情況下,T-1梁撓度最大,T-2梁和T-4梁次之,T-3梁和T-5梁最小。在加載初期,各試驗梁的撓度相差不大;鋼筋屈服后,未加固T-1梁的撓度急劇增加,荷載增加很小。相對而言經加固后的梁撓度增長緩慢,此時碳纖維布對加固梁的撓曲變形起到了顯著的抑制作用。另外,由于碳纖維布應變滯后,初始荷載使梁破壞時的極限撓度較沒有初始荷載的梁大,這點應引起不卸載加固重視。由于裂縫開展、鋼筋應變沿梁長度分布不均勻,因而截面剛度分布也不均勻。對于兩點對稱加載的純彎梁,平均抗彎剛度可由跨中撓度的計算式反推出。由圖4可見,與未加固梁相比,碳纖維布使梁的剛度顯著提高,尤其當鋼筋屈服后提高更為顯著。鋼筋屈服前,粘貼一層碳纖維布提高了11.7%,粘貼兩層提高了22.3%;鋼筋屈服后,T-2梁的剛度相對T-1梁提高了137.8%,T-3梁提高了238.8%。2.3碳纖維布應變相位期鋼筋屈服前各曲線比較接近(圖5),表明此時碳纖維布的作用不明顯,鋼筋發(fā)揮了主導作用。鋼筋屈服后,各曲線明顯分離,在碳纖維布應變相等情況下T-3梁和T-5梁承受的荷載大于T-2梁和T-4梁,表明碳纖維布在此階段正充分發(fā)揮其高強性能。試驗中碳纖維布斷裂時的應變在8000με到11000με之間,小于其極限應變,因此在應用時應考慮對碳纖維布引入有效利用系數。2.4加固后梁的裂縫分布由試驗可見,粘貼碳纖維布的梁開裂荷載明顯提高,平均裂縫寬度和最大裂縫寬度顯著減小(如圖6),裂縫條數增多?？梢娞祭w維布顯著地抑制了裂縫開展。未加固梁的彎曲裂縫基本上都豎直向上開展,裂縫相互平行,分布較均勻。加固后梁一般地總是先出現幾條主裂縫,其寬度和高度都較平均值大,主裂縫之間間距較大。隨著荷載的增加,在主裂縫兩側出現斜裂縫,這些斜裂縫斜向上開展,最后與中間的主裂縫交匯。斜裂縫的產生是由于碳纖維布對梁底的剪切作用,當剪應力較大時,甚至產生水平裂縫。在主裂縫處,剪應力為零;裂縫兩側的一定區(qū)域內,混凝土與纖維發(fā)生剝離,在此區(qū)域內剪應力逐漸增大,到未剝離區(qū)域后逐漸減小。2.5未加固梁的影響配筋率對于鋼筋混凝土構件截面延性影響顯著,粘貼碳纖維布加固后的鋼筋混凝土T梁,碳纖維布對截面延性的影響分兩種情況:一是受壓區(qū)混凝土被壓碎,可把碳纖維布換算為鋼筋,則加固后梁的等效配筋率比未加固梁高,因此降低了梁的延性。二是碳纖維布被拉斷,設φy、φu為粘貼纖維布梁的屈服曲率和極限曲率,φy1、φu1為未加固梁的屈服曲率和極限曲率。由于屈服前纖維布的作用遠不及鋼筋,所以φy和φy1可認為相等;而φu小于φu1,因此梁的延性低于未加固梁的延性。為了保證纖維布加固的梁具有一定的延性和安全儲備,美國ACI-440委員會建議:在混凝土受壓破壞或FRP拉斷之前,受拉鋼筋應變值應達到0.5%以上。從表3可以看出,試驗中粘貼碳纖維布后T梁的延性明顯低于未加固梁,而且碳纖維布越多,則延性降低的也就越多。另外,施加初始荷載使梁的延性比對應的無初始荷載梁要大。3抗彎性能3.1碳纖維布界面剝離破壞類型試驗知,T梁加固主要有下面幾種破壞形態(tài):①鋼筋屈服后,受壓區(qū)混凝土被壓碎(塑性受壓破壞);②受拉鋼筋屈服后,纖維布被拉斷(纖維斷裂破壞);③梁底混凝土層剪拉破壞(粘結破壞);④混凝土梁斜截面破壞(剪切破壞);⑤纖維布沿粘貼界面脫離(剝離破壞)。在本文中,主要討論前三種破壞類型。分析中采用平截面假定,忽略受拉區(qū)混凝土的作用,由于碳纖維布的厚度一般為t=0.1mm～0.2mm,與梁高h相比,t/t<1%,故可以忽略碳纖維布厚度的影響,認為碳纖維布中心離梁頂的距離等于梁高。在實際結構中梁高更大,即使所貼碳纖維布層數較多,仍可以作此假定。材料本構關系,混凝土采用CEB-FIP所推薦的Rich.H模型;鋼筋采用非強化模型;碳纖維布采用線彈性模型。3.2鋼筋順邊布完整生長界限破壞狀態(tài)有:①破壞時受壓區(qū)混凝土被壓碎,同時受拉鋼筋剛好屈服;②受壓區(qū)混凝土被壓碎,同時纖維布剛好被拉斷;③纖維被拉斷的同時,混凝土受壓區(qū)邊緣應力剛達到抗壓強度。由于所用符號均為常用符號,以下的推導不再解釋。3.2.1ydybybybybybybybybybybybybybybbybybybbybbybybbybbybbybybbybybbybbybbybbybbybbybbybbybbybbybbbybbybbybbbybbbybbybbybbybbbybbybbbbybbybbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbybbbybbbbybbbbybbybbybbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbbybbbbbbbbbbybybybybybybybybybyb對于上述三種界限破環(huán)狀態(tài),設受壓區(qū)高度分別為x1、x2和x3,根據截面上力的平衡有{∫x10σ(y)b(y)dy=RgAg+Ef(h-x1)Eg(h0-x1)RgAf∫x20σ(y)b(y)dy=RgAg+RfAf=Rg(Ag+λAf)∫x30σ(y)b(y)dy=RgAg+RfAf=Rg(Ag+λAf)(1)???????????????????∫x10σ(y)b(y)dy=RgAg+Ef(h?x1)Eg(h0?x1)RgAf∫x20σ(y)b(y)dy=RgAg+RfAf=Rg(Ag+λAf)∫x30σ(y)b(y)dy=RgAg+RfAf=Rg(Ag+λAf)(1)令ζ=Ef/Eg,η=(h-x1)/(h0-x1)?λ=Rf/Rg,C1=∫x10σ(y)b(y)dyRg?C2=∫x20σ(y)b(y)dyRg?C3=∫x30σ(y)b(y)dyRgζ=Ef/Eg,η=(h?x1)/(h0?x1)?λ=Rf/Rg,C1=∫x10σ(y)b(y)dyRg?C2=∫x20σ(y)b(y)dyRg?C3=∫x30σ(y)b(y)dyRg則簡化為:{Ag+ζηAf=C1Ag+λAf=C2Ag+λAf=C3(2)?????Ag+ζηAf=C1Ag+λAf=C2Ag+λAf=C3(2)以Ag為橫坐標,Af為縱坐標,則上式代表三條直線,將坐標平面分為Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ四個區(qū)域,如圖7所示。直線a-a,b-b,c-c分別代表界限破壞①、②、③,區(qū)域Ⅰ代表超筋梁的破壞形態(tài),區(qū)域Ⅱ、Ⅲ分別代表梁的破壞形態(tài)①、②,區(qū)域Ⅳ表示梁由于纖維布被拉斷破壞時,混凝土壓應變還未達到峰值應變。3.2.2初始荷載p0的影響設受壓區(qū)高度分別為x′1、x′2和x′3,同理得{∫x′10σ(y)b(y)dy=RgAg+Ef[Rg(h-x′1)Eg(h0-x′1)-εi]Af∫x′20σ(y)b(y)dy=RfAf+RgAg∫x′30σ(y)b(y)dy=RfAf+RgAg(3)化簡得{Ag+ζ(η+εiεgy)Af=C′1Ag+λAf=C′2Ag+λAf=C′3(4)其中εi為初始荷載P0作用下梁底混凝土的初始平均拉應變。以Ag、Af為變量,則上式表示三條直線,如圖7所示。與圖8比較可見:由于考慮初始荷載,使得表示界限破壞狀態(tài)的直線a-a,b-b,c-c偏移為a′-a′,b′-b′,c′-c′。偏移量與初始荷載相關,P0越大,偏移量越大。當點(Ag,Af)處于陰影區(qū)域內時,考慮初始荷載P0得到的破壞狀態(tài)與不考慮得到的不同。根據圖7和圖8,我們可以預測截面受拉配筋為Ag的梁粘貼截面積為Af的纖維布后的破壞形態(tài)。3.3計算開口荷載的限制(1)t梁橋類型分類根據應變關系,受壓區(qū)高度:xc=εcεc+εfh＞0.19h(5)對于公路普通鋼筋混凝土簡支T梁橋,此式一般適用?？梢娫谶@種破壞狀態(tài)下,公路上的混凝土T梁橋屬第二種類型T梁。根據《JTJ023-85》規(guī)范,混凝土受壓區(qū)應力按矩形計算,經推導有x=βxc(6)且mx2+nx+p=0(7)其中m=Rabn=Ra(b′i-b)h′i-RgAg+Ef(εcu+εi)Afp=-βEfεcuAfh即可解出x和εf,則極限承載能力Μj=Rabx(h0-x2)+Ra(b′i-b)h′i(h0-h′i2)+EfεfAf(h-h0)(8)(2)凝土壓應力的穩(wěn)定性碳纖維布被拉斷,受壓區(qū)混凝土邊緣應力達到抗壓強度(圖10)。根據平截面假定xc=εcεc+εfuh=0.12h～0.19h(9)由于受壓區(qū)混凝土未達到極限壓應變,所以精確的解法是根據混凝土壓應力的實際分布,求出合力位置,然后鋼筋、碳纖維布的作用力分別對此取矩即得承載能力。但此時受壓區(qū)高度較小,故按規(guī)范中矩形等效應力的方法計算仍是可行的。受壓區(qū)高度x=[RgAg+RfAf-Ra(b′i-b)h′i]/Rab(10)極限承載能力Μj=Rabx(h0-x2)+Ra(b′i-b)h′i(h0-h′i2)+RfAf(h-h0)(11)實際上,公路RC簡支T梁橋的肋板厚度與翼板寬之比僅1/9,肋板受壓區(qū)部分對混凝土合力作用位置的影響可忽略不計,故極限承載能力可由下式簡化求得Μj=RgAg(h0-h′i2)+RfAf(h-h′i2)(12)(3)混凝土壓應力碳纖維布被拉斷,受壓區(qū)混凝土邊緣應力未達到抗壓強度按第一類T梁計算,混凝土壓應力按三角形分布(圖11)。則x=√1+2Q-1Qh(13)其中Q=(Rf+Efεi)b′ihRgAg+RfAf極限承載能力為Μj=RgAg(h0-2x3)+RfAf(h-2x3)(14)(4)試驗結果分析梁底混凝土層剪拉破壞(粘結破壞)這種破壞類型突發(fā)性和離散性較大,主要是由于碳纖維布端部粘貼界面剪應力較大造