自鎖碳纖維布間接加固混凝土框架中節點的抗震性能

賀學軍，張金鳳，周朝陽，劉澍，郭青

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自鎖碳纖維布間接加固混凝土框架中節點的抗震性能

賀學軍，張金鳳，周朝陽，劉澍，郭青

(中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075)

通過5個加固節點試件的低周反復荷載模型試驗，對自鎖CFRP布間接加固混凝土框架中節點的破壞過程、承載能力、滯回曲線、延性以及耗能能力進行研究?；诨炷两Y構抗震加固理論，考慮原節點核心區實際抗剪能力的修正以及梁柱端間接加固CFRP布對節點核心區抗剪能力的貢獻，建立梁柱端自鎖CFRP布抗震加固混凝土框架節點承載力的計算公式。研究結果表明：梁柱端自鎖CFRP布間接加固技術能有效延緩縱筋在核心區的黏結滑移，避免CFRP被提前剝離破壞，明顯改善節點的抗震性能，其承載能力、延性和耗能能力的提高幅度分別達到9.2%~21.6%，46.9%~61.8%和86.0%~125.0%；與增大梁柱端橫向CFRP布箍配置率相比，適當增大梁端鋼箍配置率或梁端縱向CFRP條帶配置率對節點抗震性能的提高效果更顯著；采用承載力計算公式所得計算值與試驗值較吻合，該計算公式可用于實際工程中混凝土空間節點的CFRP抗震加固設計。

自鎖CFRP；節點承載力；延性系數；耗能能力

節點是混凝土框架結構中一個非常重要的部位，其受力狀況遠比梁、柱構件復雜，在地震作用下，其承受的水平剪力一般為柱剪力的4~6倍，一旦破壞將可能導致整個結構倒塌破壞，而目前我國相關的加固規程[1]尚無明確的框架節點抗震加固規定，因此，提出可靠有效的節點抗震加固技術及相應的設計方法具有重要的工程現實意義。密度小，強度高，耐腐蝕性強，當用于混凝土框架節點加固時，可分為節點核心區表面直接黏貼FRP(有時輔以梁柱端加固)加固[2?5]和在節點周圍梁柱端黏貼FRP間接加固[6?10]兩大類。對于梁板整體現澆的混凝土空間節點來說，核心區表面直接黏貼加固因樓板與直交梁的存在而難以應用于工程實際。梁柱端間接加固通常是在梁柱表面黏貼縱向抗彎纖維布后對柱端采用封閉FRP布箍而梁端黏貼正置的U型FRP布箍，由于正置的U型布箍端部黏錨在梁端剪拉區，且難以對梁頂縱向抗彎纖維形成有效錨固約束，因而，容易過早地產生FRP黏結剝離破壞。鑒于此，HE等[9?12]采用自主研發的CFRP布端繞結自鎖技術，提出自鎖CFRP布間接加固混凝土框架空間節點的方法，能有效延緩縱筋在核心區的黏結滑移和預防FRP過早的黏結剝離破壞，從而間接提高節點的抗震性能。本文作者通過5個加固節點試件的低周反復荷載模型試驗，對自鎖CFRP布間接加固混凝土框架中節點的破壞過程、承載能力、滯回曲線、延性系數以及耗能能力等方面進行研究，探討梁端鋼箍配置率、縱向CFRP條帶用量及橫向CFRP布箍用量等參數對加固節點抗震性能的影響，并根據試驗結果和結構加固理論提出相應的加固節點梁端抗彎、抗剪及節點核心區抗剪承載力計算方法。

1 試驗

本次試驗共澆注5個混凝土框架中節點模型試件，各試件混凝土實測抗壓強度為20.3 MPa。梁、柱縱筋采用4根直徑為14 mm的HRB335級鋼筋(414)，屈服強度和極限抗拉強度實測值分別為429.8 MPa和591.6 MPa；柱縱筋采用4根直徑為20 mm的 HRB335鋼筋(420)，屈服強度和極限抗拉強度實測值分別為458.4 MPa和614.5 MPa。節點核心區箍筋為6.5@100 mm(直徑為6.5 mm，間距為100 mm，下同)，柱端箍筋為6.5@150 mm；梁端箍筋除JD3為6.5@250 mm外，其余各節點為6.5@200 mm。箍筋實測屈服強度和極限抗拉強度分別為403.3 MPa和438.1 MPa。各節點試件尺寸及截面配筋布置如圖1所示。

單位：mm

5個節點試件中，JD1為對比試件，JD2~JD5為加固節點試件，其加固方式如圖2所示。沿梁、柱長度方向黏貼一層縱向L型CFRP條帶，其長度在梁端為600 mm，柱端為350 mm，并采用封閉CFRP布箍對柱端縱向CFRP進行錨固；對于梁端，利用CFRP布端繞結自鎖技術將U型布箍自鎖在梁板陰角處的平行柵桿上，再通過穿翼空心活節螺桿將平行柵桿和梁頂面處的橫向鋼板條緊固連接，形成類似封閉的CFRP布箍，這樣就克服了梁端正置的U型CFRP布箍難以穿越板翼緣的缺陷，并對梁端L型縱向CFRP條帶形成可靠的錨固約束，有效地防止了加固纖維(尤其是U型布箍本身以及梁頂L型纖維)過早地黏結剝離失效。各加固試件中，1層CFRP布的厚度均為0.167 mm，彈性模量為230 GPa，極限拉應變為0.015，其具體尺寸布置如表1所示。梁端CFRP繞結自鎖的平行柵桿由2根長度為600 mm、直徑為12 mm的圓鋼點焊而成，穿翼活節螺桿為長度為120 mm、直徑為12 mm的帶螺帽螺桿，梁頂橫向鋼板條的長度×寬度×厚度為300 mm×50 mm×8 mm。穿翼螺桿下端通過空心活節與平行柵桿連接，上端通過螺帽與梁頂橫向鋼板條緊固連接。柱頂恒定軸向壓力200 kN，軸壓比為0.47。在節點梁端采用力(梁端縱筋屈服前)和位移(梁端縱筋屈服后)混合施加低周反復荷載。

數據單位：mm

表1 各試件CFRP具體布置

2 試驗結果

2.1 破壞過程

將對比試件JD1加載至15 kN時，節點兩側梁截面受拉區同時出現微小彎曲裂縫；加載至20 kN時，核心區中部開始出現細微交叉斜裂縫，并沿著對角線向梁柱交界面方向發展；梁端縱筋在加載至30 kN時開始屈服，此時，梁端最大受彎裂縫寬度達1.0 mm，核心區交叉斜裂縫已擴展到梁柱交界處，其寬度最大值達0.8 mm。梁端縱筋屈服后，轉為位移控制加載，加載至1.5y(y為梁端縱筋屈服時加載點處的豎向位移)時，節點承載力達到最大值；繼續加載，承載力開始下降，裂縫快速擴展、貫通，梁端豎向位移加劇，核心區中部混凝土保護層開始酥裂、剝落；加載至3.0y時，節點承載力急劇下降，核心區破壞。破壞時，節點兩側梁端形成明顯的豎向受彎主裂縫，寬度達2.5 mm；核心區最大對角斜裂縫寬度達到2.2 mm，中部表層混凝土剝落，部分箍筋屈服外鼓；柱身完好，無明顯可見裂縫。加固節點試件JD2-JD5的破壞過程與對比試件JD1的存壞過程相似，均經歷了梁端開裂—核心區出現網狀交叉斜裂縫—梁端縱筋屈服—核心區混凝土保護層酥裂剝落—部分箍筋屈服等過程，最終表現為節點梁端彎曲破壞并伴隨核心區破壞。但在試件瀕臨破壞時，由于梁柱交界部位L形CFRP條帶因梁端受彎主裂縫寬度過大而存在局部黏結失效的現象。各節點試件的試驗結果及破壞時的裂縫分布情況分別如表2和圖3所示。

表2 各試件試驗結果

注：1) 提高幅度為各加固試件與對比試件JD1相比較而言；2) 極限荷載為試件達到最大荷載后下降到85%時的荷載；3) 延性系數為試件極限荷載下的梁端加載點處豎向位移u與梁端縱筋屈服時豎向位移y的比值。

(a) JD1破壞時節點核心區裂縫分布圖；(b) JD2破壞時節點核心區裂縫分布及節點核心區局部放大圖；(c) JD3破壞時節點核心區裂縫分布圖；(d) JD4破壞時節點核心區裂縫分布圖；(e) JD5破壞時節點核心區裂縫分布圖

2.2 承載力及延性

由表2可以看出：與對比試件JD1相比，各加固試件的屈服荷載、極限荷載和延性系數分別提高6.7%~16.7%，9.2%~21.6%和46.9%~61.8%，表明混凝土框架節點經梁柱端自鎖CFRP布間接加固后，其承載能力和延性得到明顯提高。根據各試件梁端和核心區最大裂縫寬度的對比分析結果，在梁端縱筋屈服前，因間接加固CFRP布的有效約束延緩了縱筋在節點核心區內的黏結退化和核心區混凝土裂縫的開展，各加固試件的最大裂縫寬度均比對比試件的小；梁端縱筋屈服后，隨著CFRP布約束作用和內力重分布作用進一步加強，加固節點梁端截面的塑性變形能力得到充分發揮，最終導致加固試件破壞時梁端裂縫的最大寬度要比對比試件的大，而核心區混凝土裂縫寬度則明顯比對比試件的小。

從表2可知：1) 對于以梁端彎曲破壞并伴隨核心區破壞的加固節點JD2-JD5來說，JD2梁端鋼箍的配置率比JD3提高了25%，相應的極限荷載和延性系數分別比后者高3.6%和6%，但兩者的屈服荷載幾乎相等，表明增大梁端鋼箍配置率無助于加固節點屈服荷載的提高，但能適當提高加固節點的極限荷載和延性；2) 與JD4相比，JD2梁端縱向CFRP條帶的配置率增大了1倍，相應的屈服荷載、極限荷載和延性系數分別提高9.4%，7.6%和4.6%，說明適當增加梁端縱向CFRP條帶的配置率能同時提高加固節點的承載能力和延性；3) JD5梁柱端橫向CFRP布箍配置率為JD2的2倍，但兩者的屈服荷載幾乎相等，前者的極限荷載和延性系數比后者分別提高3.6%和3.9%，表明增加梁柱端橫向CFRP布箍配置率能有效延緩梁柱端縱向CFRP條帶的黏結失效，但對加固節點的極限荷載和延性的提高作用有限。

2.3 滯回曲線及骨架曲線

不同節點試件的梁端?滯回曲線及骨架曲線如圖4所示(其中和分別為左、右梁端荷載及相應豎向位移的平均值)。對比試件JD1的滯回曲線在梁端縱筋屈服后第1個滯回環時較飽滿，隨后呈Z形發展，出現較明顯的捏攏現象，滯回環個數較少，極限位移較小。4個加固試件的滯回曲線在受力過程中呈梭形，直到瀕臨破壞時才逐漸轉為Z形，并開始表現出明顯的捏攏特征。這主要是由于梁柱端抗彎加固L型縱向CFRP條帶分擔了部分彎矩，降低了縱筋的應力，使得伸入節點區域的縱筋滑移量減小，從而有效改善了節點的抗震性能。

將各試件?滯回曲線中每級加載第1循環的最大荷載點相連，即得到如圖4(f)所示的骨架曲線。由圖4可知：各個節點試件的受力過程相仿，在梁端縱筋屈服之前，骨架曲線近似呈線性規律變化；梁端縱筋屈服后，均表現出明顯的剛度退化特性。與試件JD1相比，4個加固節點試件的承載能力和變形能力明顯提高，且在大位移階段曲線下降幅度平緩，說明自鎖CFRP布間接加固節點試件具有良好的延性和耗能能力。適當增大梁端鋼箍配置率、梁端縱向CFRP條帶配置率或梁柱端橫向CFRP布箍配置率，均能不同程度地提高加固節點的承載能力和延性，有利于改善其抗震性能。

(a) 試件JD1梁端P?Δ滯回曲線；(b) 試件JD2梁端P?Δ滯回曲線；(c) 試件JD3梁端P?Δ滯回曲線；(d) 試件JD4梁端P?Δ滯回曲線；(e) 試件JD5梁端P?Δ滯回曲線；(f) 各試件骨架曲線對比圖

2.4 耗能能力

耗能能力是結構抗震性能的綜合表現。根據圖4所示的各個試件梁端?滯回曲線，以功比指數作為衡量指標，對各試件的耗能能力進行對比分析，結果如表3所示。從表3可以看出：與對比試件JD1相比，自鎖CFRP布間接加固的各節點試件耗能能力顯著提高，其功比指數提高幅度達86%~125%；此外，分別對比加固節點JD2與JD3，JD4和JD5的功比指數表明，增大梁端鋼箍配置率或梁端縱向CFRP條帶配置率對節點耗能能力的提高作用較為明顯，其提高幅度分別達到19.3%和13.3%；而提高梁柱端橫向CFRP布箍配置率對加固節點耗能能力影響不大，其提高幅度僅在2.0%以內。

表3 各試件的功比指數

注：提高幅度為各加固試件與對比試件JD1相比較而言。

3 加固節點承載力計算

3.1 基本假定

在本次試驗設計時，已對節點柱身配置了足夠的鋼筋以保證柱端的抗彎、抗剪承載力要求，因此，本節有關加固節點承載力的計算主要以節點梁端或核心區為研究對象，并進行如下計算假定：1) 節點梁端截面應變滿足平截面假定；2) 鋼筋和受壓區混凝土的應力?應變關系按現行“混凝土結構設計規范”[13]取用，不考慮混凝土的抗拉強度；3) CFRP為線彈性材料，忽略膠層和CFRP厚度，加固前后節點梁端梁截面高度相等；4) 在節點試件破壞前，CFRP布與混凝土黏結完好，不發生黏結剝離破壞。

3.2 梁端抗彎、抗剪承載力計算

由混凝土結構加固理論可知，在加固節點梁端縱筋屈服、受壓區混凝土壓碎而縱向抗彎加固CFRP條帶未拉斷時，根據梁端截面靜力平衡條件和平截面假定，梁端受壓區混凝土高度、抗彎加固CFRP條帶應變f和受壓區縱筋應變s′可按如下公式確定：

(2)

(3)

則自鎖CFRP布間接加固后的節點梁端截面抗彎承載力u為

式中：f和f分別為抗彎加固CFRP條帶的彈性模量與截面面積；f為考慮梁端縱向L型纖維錨固方式和受力條件相關的強度折減系數，參照文獻[14]，建議取f=0.6。其他符號意義見文獻[13]。

在計算加固節點梁端抗剪承載力時，認為梁端自鎖U型CFRP布箍的作用與箍筋相似，其抗剪承載力u由梁端截面混凝土、箍筋和CFRP布箍三者的抗剪貢獻組成，即

式中：fv為梁端同一截面處自鎖U型CFRP布箍的截面面積；fv為CFRP布箍的抗拉強度設計值，根據規范[15]取其極限抗拉強度的0.56倍；vb為與CFRP布箍加錨方式和受力條件相關的強度折減系數，當≤1.5時取vb=1.0，當≥3時取vb=0.68，為中間值時按線性內插法取用[15]；f和f分別為自鎖U型CFRP布箍的豎向高度和間距；其他參數含義見文獻[13]。

表4 節點試件荷載計算值與試驗值對比結果

注：試驗破壞模式為節點梁端彎曲破壞并伴隨核心區破壞

3.3 節點核心區抗剪承載力計算

目前，CFRP加固節點多以核心區直接黏貼加固為研究對象，其核心區抗剪承載力計算公式通常是在鋼筋混凝土框架節點核心區抗剪承載力計算公式的基礎上考慮核心區圍覆加固纖維的抗剪而得到。需要說明的是，由于我國規范[13]是以核心區混凝土通裂作為節點強度極限，給出的核心區抗剪承載力公式是節點通裂時的荷載計算公式，其值大多為節點核心區破壞時最大抗剪承載力的60%~80%[16?17]，與原節點核心區實際的抗剪承載力相比偏于安全。本文根據文獻[9?10，16]中的分析結果，對現有鋼筋混凝土框架節點承載力計算公式[16?17]乘以1個核心區抗剪承載力修正系數1來計算原節點核心區的實際抗剪承載力，其中1可按節點破壞階段時的最大剪力與通裂階段時剪力的比值來確定[8?9, 16]。此外，試驗結果與理論分析結果表明[8?11]：對于梁柱端間接加固CFRP布對節點核心區抗剪承載力的貢獻，可根據梁柱端縱向CFRP條帶分擔梁縱筋傳入節點區的拉應力，采用提高系數2予以表征。提高系數2可根據加固節點破壞時梁端所承受的總彎矩(即縱筋與縱向CFRP條帶所承受的彎矩之和)與梁端縱筋所承受的彎矩之比確定[8?9]，即

式中：u為加固節點破壞時梁端縱筋與縱向纖維條帶所承受的總彎矩，按式(4)計算。綜合考慮上述2方面因素的影響，本文建議自鎖CFRP布間接加固節點核心區的抗剪承載力uj按如下公式計算：

(7)

式中：1為原節點核心區抗剪承載力修正系數，根據文獻[9?10，15]的分析結果，本文建議取1.3；2為節點梁柱端自鎖CFRP布間接加固對節點核心區抗剪承載力的提高系數，按式(6)計算；c為節點承受的軸向壓應力，其值為柱頂軸力除以柱截面面積；j為核心區箍筋間距；其它符號意義見文獻[13]。

3.4 計算結果與試驗結果對比分析

根據加固節點試件梁端抗彎、抗剪和核心區抗剪承載力計算公式(4)，(5)和(7)，分別對5個節點試件所能承受的最大荷載進行計算，并與試驗值進行對比分析，如表4所示。由表4可知：由梁端抗剪承載力確定的最大荷載計算值max,s遠大于各節點試件的試驗值max,t，也遠大于由梁端抗彎承載力和核心區抗剪承載力確定的最大荷載計算值max,w及max,sj，因此，試驗結果和理論計算均表明各節點試件不會發生梁端剪切破壞；另一方面，由梁端抗彎承載力和核心區抗剪承載力確定的最大荷載計算值與試驗值對比分析來看，前者max,w與試驗值max,t更接近，兩者之比的平均值為0.994，且每個節點試件的max,w均略低于max,sj(max,sj/max,t的平均值為1.044)，表明各節點試件在梁端彎曲破壞后核心區也隨之發生破壞，破壞形態預測及承載力計算結果與試驗結果吻合良好。

4 結論

1) 自鎖CFRP布間接加固混凝土框架節點可以有效避免梁柱端縱向纖維的提前剝離失效，明顯改善節點的抗震性能，其極限荷載、延性系數和耗能能力的提高幅度分別達9.2%~21.6%，46.9%~61.8%和86.0%~125.0%，且更適用于實際工程中混凝土框架空間節點的加固。

2) 適當增大梁端鋼箍配置率、梁端縱向CFRP條帶配置率或梁柱端橫向CFRP布箍配置率，均有利于節點抗震性能的改善。相比而言，前兩者對節點承載能力、延性和耗能能力的提高效果明顯優于后者。

3) 考慮原節點核心區實際抗剪能力的修正以及梁柱端間接加固CFRP布對節點核心區抗剪能力的貢獻，建立了自鎖CFRP布間接加固混凝土框架節點承載力的計算公式，計算所得的承載力及破壞形態預測結果與試驗結果吻合良好。

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(編輯 陳燦華)

Seismic behaviors of internal RC frame joints indirectly strengthened with self-locked CFRP sheets

HE Xuejun, ZHANG Jinfeng, ZHOU Chaoyang, LIU Shu, GOU Qing

(School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

Five internal reinforced concrete (RC) frame joints were manufactured, and the failure process, bearing capacity, hysteresis curves, ductility and energy dissipation capacity of the joints indirectly strengthened with self-locked CFRP sheets were investigated under low cyclic loads. In consideration of the modification of actual shear capacity of the RC core area and the contribution of self-locked CFRP sheets at the beam and column ends, the formulas were derived for the bearing capacity of the indirectly CFRP-strengthening joints based on the theory of seismic strengthening of concrete structure. The results show that the self-locked CFRP sheets can delay the bond slip of longitudinal steel bars in the core area and prevent the premature debonding of the sheets effectively, and the improvement of bearing capacity, ductility coefficient and energy dissipation capacity of joints reaches 9.2%?21.6%, 46.9%?61.8% and 86.0%?125.0% respectively, and so the seismic behaviors of the joints are improved greatly. In addition, Reasonably increasing the amount of steel stirrups or longitudinal CFRP sheets at the beam end has more improved effects on the seismic behaviors than that of the lateral shear CFRP sheets. The predicted results agree well with the experimental values, which provide a reference for spatial joints strengthening with CFRP in practical engineering.

self-locked carbon fiber reinforced polymer (CFRP) sheets; the bearing capacity of joints; ductility coefficient; energy dissipation capacity

TU375.4

A

1672?7207(2017)04?1065?08

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.04.029

2016?05?12；

2016?07?22

國家自然科學基金資助項目(51378507)；湖南省自然科學基金重點資助項目(09JJ3098，13JJ2005)；湖南省科技計劃重點項目(2010FJ2001)(Project(51378507) supported by the National Natural Science Foundation of China; Projects(09JJ3098, 13JJ2005) supported by the Key Project of the Natural Science Foundation of Hunan Province; Project(2010FJ2001) supported by the Key Projects of Science and Plan of Hunan Province)

賀學軍，博士，副教授，從事工程結構加固新技術和混凝土結構基本理論研究；E-mail：junxuehe@126.com