FRP加固形式對加固受損鋼纖維高強混凝土框架節點抗震性能的影響

張軍偉 高丹盈

1 河南農業大學基建處（450002） 2 鄭州大學新型建材與結構研究中心（450002）

FRP加固形式對加固受損鋼纖維高強混凝土框架節點抗震性能的影響

張軍偉1，2高丹盈2

1 河南農業大學基建處（450002） 2 鄭州大學新型建材與結構研究中心（450002）

通過對低周反復荷載作用下的2個受損鋼筋鋼纖維高強混凝土框架節點加固試件的試驗研究，探討了FRP加固形式對加固受損鋼筋鋼纖維高強混凝土框架邊節點抗震性能的影響。結果表明，節點核心區沿450粘貼碳纖維布的加固形式優于節點核心區沿00粘貼碳纖維布的加固形式。

纖維增強復合材料；鋼纖維混凝土；框架節點；FRP材料類型；抗震性能

0 引言

我國數量眾多的舊有建筑結構由于物理老化和化學腐蝕等因素引起的構件受損現象較為普遍，如框架節點作為水工建筑結構傳遞和分配內力的樞紐，一旦發生破壞往往會造成整個建筑結構倒塌等嚴重災害。但實際情況并不允許全部推倒重建，對此只能采取適當的措施進行補強加固，從而保證建筑物滿足既定的使用功能。FRP加固技術作為新近發展起來的一種外貼高性能材料的加固方法，其研究和應用在國內外備受重視。但是，目前國內外缺乏對FRP加固受損鋼纖維混凝土框架節點的研究。因此，這里通過對2個受損鋼筋鋼纖維高強混凝土框架節點加固試件在低周反復荷載作用下的試驗研究,探討了FRP加固形式對受損鋼筋鋼纖維高強混凝土框架節點抗震性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設計

圖1 節點試件的尺寸和配筋圖（單位:mm）

這里所用縮尺試件選取承重框架中間層端部上、下柱和梁反彎點之間的平面組合體單元，以便真實方便地模擬實際工程中框架節點的受力狀態，試件尺寸和配筋如圖1所示[1,2]。試件制作時，選用鋼錠銑削型纖維（AMI04-32-600），其長徑比為35～ 40，等效直徑為0.94mm，抗拉強度≥700mPa。鋼纖維體積率為1.0%,梁端摻加范圍為125mm，柱端摻加范圍為50mm。混凝土強度為C60，其中所用水泥為42.5#高強硅酸鹽水泥，石子最大粒徑為20mm，中粗砂細度模數為2.91，骨料級配良好，減水劑為JKH-1型粉狀高效減水劑（FDN）,減水率為18%～ 25%。加固采用的FRP片材為國產系列的碳纖維布，抗拉強度為2 645.84mPa，彈性模量為233.53 GPa，伸長率為1.08%，FRP片材試件采用手糊法制作。

1.2 加固方案

根據試驗目的，先在節點試件上施加低周反復荷載，以模擬地震荷載使鋼筋鋼纖維高強混凝土框架邊節點發生破壞。再量測節點構件混凝土表面裂縫位置及寬度，按相關要求對其進行處理[3]，然后黏結碳纖維布對受損的節點試件進行加固[4]，加固方案見表1。

表1 節點試件加固方案

1.3 加載方案

試驗采用多通道電液伺服動態疲勞試驗系統進行梁端低周反復加載，如圖2所示。柱端采用固定在承力架上的2 000 kN油壓千斤頂施加軸向荷載，試驗時先在柱頂用油壓千斤頂對試件施加軸向荷載直至達到預定的軸壓比值（軸壓比為0.3），并在試驗過程中保持不變，然后由梁端的電液伺服作動器施加低周反復荷載（或位移）。試驗的前兩個循環采用作用力控制加載，其中第一循環加載至試件屈服荷載計算值的75%，用來模擬正常使用階段的受力狀況。由于研究的重點在于試件的塑性變形階段，第二循環直接加載至試件屈服狀態。之后采用位移控制加載，取梁端屈服時位移的倍數逐級加荷，在每一級位移值情況下循環2次，直至第n次循環的極大荷載值低于最高荷載值的85%左右，試件破壞。

圖2 梁端低周反復加載

2 結果分析

采用外貼FRP加固的受損框架節點試件的試驗結果對比見表2。結果表明，受損節點試件加固之后的屈服荷載、屈服位移、極限荷載和極限位移均達到了其加固之前的狀況，滿足抗震加固的要求。例如，試件J-6加固之后的屈服荷載是加固之前的1.01倍,加固之后的屈服位移是加固之前的1.56倍,加固之后的極限荷載是加固之前的1.12倍，加固之后的極限位移是加固之前的2.34倍。可見，試件J-6屈服荷載、屈服位移、極限荷載和極限位移均達到了其加固之前的狀況。試件J-7加固之后的屈服荷載是加固之前的1.20倍，加固之后的屈服位移是加固之前的2.18倍，加固之后的極限荷載是加固之前的1.19倍，加固之后的極限位移是加固之前的1.39倍。可見，試件J-7屈服荷載、屈服位移、極限荷載和極限位移均達到了其加固之前的狀況。

不同FRP加固形式的加固試件中，沿00粘貼碳纖維布的加固形式在恢復屈服荷載和屈服位移優于沿450粘貼碳纖維布的加固形式，在恢復極限荷載方面兩者相差不多,但是在恢復極限位移方面，沿00粘貼碳纖維布的加固形式不如沿450粘貼碳纖維布的加固形式。例如，試件J-7加固之后和加固之前的屈服荷載之比是試件J-6的1.18倍，試件J-7加固之后和加固之前的屈服位移之比是試件J-6的1.40倍，試件J-7加固之后和加固之前的極限荷載之比是試件J-6的1.07倍，試件J-7加固之后和加固之前的極限位移之比是試件J-6的060倍。因為加固之后的試件J-6主要是混凝土沿纖維布邊緣外側發生開裂破壞，而加固之后的試件J-7是核心區纖維布拉裂破壞。兩者之間的極限荷載相差不多，但是加固之后的試件J-6的極限位移大于加固之后的試件J-7，主要是由于纖維布受力性能跟纖維方向有關。整個核心區沿0°豎向粘貼纖維布的試件J-7，對于核心區混凝土主要提供豎向約束。而試件J-6沿45°交叉粘貼纖維布,提高了節點核心區混凝土豎向和水平兩個方向的變形能力。

表2 節點試件試驗結果對比

2.1 試驗過程及破壞特征

試件J-6加固之前破壞時的裂縫分布如圖3所示。第一循環加載至8 kN時梁端初裂，裂縫距柱邊分別為0mm和250mm，裂縫長度分別為50mm和100mm，裂縫寬度為0.04mm；加載至第一循環-12 kN（負號表示向下）時，裂縫距柱邊分別為0mm和260mm,裂縫長度分別為160mm和80mm,裂縫寬度分別為0.08mm和0.04mm；加載至第一循環-24 kN時，梁端截面上、下距柱邊0mm和250mm的裂縫貫通；加載至第六循環-20mm時，裂縫最大寬度達到2mm。節點核心區在第三循環加載至-6mm時初裂；加載至破壞時，核心區裂縫最大寬度為0.8mm。

圖3 試件J-6加固之前破壞時的裂縫分布

試件J-6加固之后破壞時的裂縫分布如圖4所示。第一循環加載至14.9 kN時，試件在節點核心區初裂，裂縫寬度達到0.08mm；第三循環加載至36.52 kN時，試件屈服，此時梁端位移為14.03mm；加載至第七循環，初裂裂縫延伸相交貫通，柱端錨固碳纖維布剝落；第八循環加載至41.91mm時，試件發生破壞，梁柱交接處碳纖維布被拉斷，核心區邊沿出現兩條斜向裂縫。

圖4 試件J-6加固之后破壞時的裂縫分布

試件J-7加固之前破壞時的裂縫分布如圖5所示。第一循環加載至16 kN時梁端初裂，裂縫距柱邊為240mm，裂縫長度為230mm，裂縫寬度為0.08mm；加載至第二循環-30 kN（負號表示向下）時，裂縫貫通；加載至破壞時，裂縫最大寬度達到0.56mm。核心區在第二循環加載至30 kN時初裂；加載至第八循環時，裂縫最大寬度為0.84mm。

圖5 試件J-7加固之前破壞時的裂縫分布

試件J-7加固之后破壞時的裂縫分布如圖6所示。第一循環加載至9 kN時，試件在梁柱交接處初裂；第三循環加載至-37 kN時，在核心區碳纖維布上出現了一條與柱軸心平行的裂縫；第三循環加載至35.98 kN時，試件屈服，此時的梁端位移為16.14mm；第七循環加載至35.05mm時，試件發生破壞，梁柱交接處上端碳纖維布被拉斷，核心區碳纖維布被拉裂，柱端錨固碳纖維布發生剝離。

圖6 試件J-7加固之后破壞時的裂縫分布

2.2 滯回曲線及骨架曲線

圖7 試件J-6加固前后滯回曲線對比

圖8 試件J-6加固前后骨架曲線對比

圖9 試件J-7加固前后滯回曲線對比

圖10 試件J-7加固前后骨架曲線對比

FRP加固受損框架節點試件的的滯回曲線和骨架曲線對比如圖7～10所示。結果表明，受損節點試件加固之后的受力性能與加固之前相比，其滯回曲線更加飽滿，極限荷載、極限位移和循環次數均有一定增加，骨架曲線覆蓋面積有所增大，均滿足抗震鑒定的要求。例如，試件J-6加固之后的滯回曲線比加固之前的滯回曲線飽滿，試件J-6加固之后的極限荷載是加固之前的1.12倍，試件J-6加固之后的極限位移是加固之前的2.34倍，試件J-6加固之后的骨架曲線覆蓋面積大于加固之前的骨架曲線覆蓋面積，試件J-6加固之后的循環次數多于加固之前的循環次數。試件J-7加固之后的滯回曲線比加固之前的滯回曲線飽滿，試件J-7加固之后的極限荷載是加固之前的1.19倍，試件J-7加固之后的極限位移是加固之前的1.39倍，試件J-7加固之后的骨架曲線覆蓋面積大于加固之前的骨架曲線覆蓋面積，試件J-7加固之后的循環次數與加固之前的循環次數相同。

不同FRP加固形式的加固試件中，沿45°交叉粘貼纖維布的加固形式優于沿0°豎向粘貼纖維布的加固形式。加固之后的試件J-6滯回曲線比加固之后的試件J-7更飽滿,骨架曲線覆蓋的面積更大，循環次數更多，試件J-6加固之后的極限荷載是試件J-7的0.94倍，但試件J-6加固之后的極限位移之比是試件J-7的1.20倍。說明沿45°交叉粘貼纖維布的加固形式比沿0°豎向粘貼纖維布的加固形式對節點核心區混凝土的約束作用更強，從而提高了節點核心區的抗剪能力，改善了節點核心區的變形能力，增大了構件耗能能力。

2.3 耗能能力

FRP加固受損框架邊節點試件的耗能能力對比見表3。結果表明，盡管采用了不同的FRP加固方式，加固后的試件耗能能力均恢復到加固之前的狀態。例如，試件J-6加固之后的耗散能是加固之前的3.86倍，試件J-6加固之后的應變能是加固之前的2.61倍，試件J-6加固之后的耗散能和應變能的比值是加固之前的1.48倍。試件J-7加固之后的耗散能是加固之前的1.93倍，試件J-7加固之后的應變能是加固之前的1.42倍，試件J-7加固之后的耗散能和應變能的比值是加固之前的1.34倍。

不同FRP加固形式的加固試件中，沿45°交叉粘貼纖維布的加固形式在耗能能力方面優于沿0°豎向粘貼纖維布的加固形式。例如，試件J-7加固之后和加固之前的耗散能之比是試件J-6的0.50倍，試件J-7加固之后和加固之前的應變能之比是試件J-6的0.54倍，試件J-7加固之后和加固之前的耗散能和應變能比值是試件J-6的0.91倍。可見，沿45°交叉粘貼纖維布比沿0°豎向粘貼纖維布，對節點核心區混凝土的約束作用更強，試件的耗能能力提高更多。

表3 不同FRP加固形式的節點試件的耗散能力

表4 不同FRP加固形式的節點試件的位移延性

FRP加固受損框架邊節點試件的位移延性對比見表4。結果表明，盡管采用了不同的FRP加固方式，加固后試件的位移延性均基本恢復到加固之前的狀態。例如，試件J-6加固之后的位移延性是加固之前的1.50倍；試件J-7加固之后的位移延性是加固之前的0.64倍。

不同FRP加固形式的加固試件中，沿45°交叉粘貼纖維布的加固形式在耗能能力方面優于沿0°豎向粘貼纖維布的加固形式。例如，試件J-6加固之后和加固之前的位移延性之比是試件J-7的2.35倍。

2.4承載力退化

FRP加固受損框架節點試件的承載力降低系數見表5。結果表明，受損節點試件加固之后的承載力退化速率很難恢復到加固之前的承載力退化狀況。例如，試件J-6在位移延性系數滋駐＝1和滋駐＝2的情況下，加固之后的承載力降低系數與其加固之前的承載力降低系數基本相同。可見，試件J-6加固之后的承載力退化速率較其加固之前基本相同。試件J-7在位移延性系數滋駐＝1和滋駐＝2的情況下，加固之后的承載力降低系數與其加固之前的承載力降低系數基本相同。可見，試件J-7加固之后的承載力退化速率較其加固之前基本相同。

不同FRP加固形式的加固試件中，沿45°交叉粘貼纖維布的加固形式在承載力退化方面優于沿0°豎向粘貼纖維布的加固形式。例如,在位移延性系數滋駐＝1的情況下,試件J-7加固之后和加固之前的承載力降低系數之比是試件J-6的1.05倍，在位移延性系數滋駐＝2的情況下,試件J-7加固之后和加固之前的承載力降低系數之比是試件J-6的0.98倍。可見，試件J-7的承載力退化速率快于試件J-6。

表5 不同FRP加固形式的節點試件承載力降低系數對比

2.5 剛度退化

圖11 不同FRP加固形式的節點試件環線剛度對比

FRP加固受損框架邊節點試件的環線剛度如圖11所示。試件J-6加固之后的環線剛度高于加固之前的環線剛度，試件J-7加固之后的環線剛度低于加固之前的環線剛度。且試件J-7的環線剛度在每個延性系數下均小于試件J-6的環線剛度，而且試件J-7的循環次數少于試件J-6的循環次數。結果表明，受損節點試件沿45°交叉粘貼纖維布加固之后的環線剛度達到了其加固之前的位移延性，滿足抗震鑒定的要求。而沿0°豎向粘貼纖維布加固的試件環線剛度退化較快。

3 結論

通過2種不同加固形式的FRP加固鋼筋鋼纖維混凝土受損框架節點在低周反復荷載作用下的試驗研究，可以得出如下結論:

1）采用不同FRP加固形式加固的受損邊節點試件，裂縫處理后，在節點核心區沿450粘貼碳纖維布的加固形式優于沿00粘貼碳纖維布的加固形式。

2）雖然兩種方式對承載力的退化影響較小，但是粘貼纖維布對節點核心區混凝土增加了約束，從而增大了試件的承載能力，增強了試件耗能能力。

3）在節點核心區沿450粘貼碳纖維布的加固形式改善了試件的剛度退化狀況，提高了試件位移延性。而節點核心區沿00粘貼碳纖維布的加固形式使得剛度退化更快，而且降低了位移延性。

[1]張軍偉,王廷彥.鋼纖維局部增強高強混凝土框架邊節點抗震性能試驗研究[J].混凝土,2011,261(7):13～16.

[2]張軍偉,田向陽,王廷彥,高丹盈.FRP材料類型對加固受損鋼纖維高強混凝土框架邊節點抗震性能的影響[J].混凝土,2013,286(8):24～28.

[3]GB 50367-2006,混凝土結構加固設計規范[S].

[4]CECS 146:2003,碳纖維片材加固混凝土結構技術規程[S].

國家自然科學基金（50678159）；河南省創新型科技人才隊伍建設工程(094100510009)資助項目。