沖擊荷載下CFRP加固無腹筋梁的抗剪失效機理試驗研究

霍靜思， 劉進通， 趙靈雨， 肖 巖

(1. 湖南大學 建筑安全與節能教育部重點實驗室, 長沙 410082； 2. 華僑大學 土木工程學院, 福建 廈門 361021；3. 南京工業大學 土木工程學院, 南京 210009)

沖擊荷載下CFRP加固無腹筋梁的抗剪失效機理試驗研究

霍靜思1,2， 劉進通1， 趙靈雨1， 肖 巖3

(1. 湖南大學 建筑安全與節能教育部重點實驗室, 長沙 410082； 2. 華僑大學 土木工程學院, 福建 廈門 361021；3. 南京工業大學 土木工程學院, 南京 210009)

對剪跨比為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行了落錘沖擊試驗，研究無腹筋混凝土梁在沖擊荷載作用下的動力響應和FRP加固形式對其抗沖擊性能的影響；為了對比動態沖擊承載力，還進行了1根FRP加固無腹筋鋼筋混凝土梁的靜載試驗。試驗結果表明，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。通過對實測的沖擊力、跨中位移及縱向鋼筋應變時程曲線等試驗數據進行分析，并結合試件的破壞模式，獲得了FRP加固無腹筋混凝土梁的動態抗剪失效機理，即沖擊荷載下無腹筋混凝土梁的失效過程分為兩個階段：跨中局部受沖擊瞬間的剪切破壞和隨后的沖擊作用點指向支座處的剪切破壞階段。分兩個階段討論了沖擊荷載下FRP對抗剪承載力的貢獻值，并與各規范理論承載力進行比較，數據比較表明兩個階段FRP動態抗剪承載力均高于靜態抗剪承載力和理論值，并與以往CFRP-混凝土界面動態抗剪承載力評估方法比較，為獲得合理的FRP抗剪承載力評估方法提供有價值的參考。

無腹筋梁； CFRP加固； 抗沖擊性能； 抗剪機理

建筑結構在使用過程中越來越多地受到各種極端荷載作用，爆炸、恐怖襲擊事件的發生對結構安全性產生了嚴重威脅，故結構對構件抗沖擊承載力的要求越來越高。對于已有的結構，采用纖維增強復合材料(Fiber Reinforced Polymer，FRP)進行結構加固修復已開展了廣泛研究，但現有研究大多基于靜載試驗。研究沖擊荷載下FRP加固結構構件的抗沖擊性能，對理解極端荷載下結構的力學行為和破壞機理具有重要理論意義和工程實用價值，可為結構抗沖擊加固和抗沖擊性能評估提供依據。

因沖擊荷載加載速度快、作用時間短，導致材料應變率效應顯著，國內外學者對沖擊荷載下混凝土材料的力學性能已進行了大量研究[1-2]，而對鋼筋混凝土結構構件在沖擊荷載下的力學性能研究還相對較少。Banthia[3]對混凝土梁進行了落錘沖擊試驗，分兩個階段對梁的能量平衡進行了討論，發現沖擊能量分別由梁和裝置吸收，梁獲得的變形能遠小于其動能，且大部分變形能由開裂耗散。Kishi等[4]對27根鋼筋混凝土無腹筋梁進行沖擊試驗，發現梁的破壞模式與沖擊速度有關，靜載或低速沖擊下發生彎曲破壞的梁在沖擊速度較大時可能發生剪切破壞。Saatci等[5]對混凝土梁進行慣性影響分析，發現沖擊作用前期，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和LS-DYNA有限元分析，建立了一種剪切破壞分析的彈塑性動態分析方法，使得沖擊力、支座反力、位移曲線的峰值誤差在15%以內。因此，沖擊荷載下混凝土結構構件的破壞機理與靜載下不同，還需要進一步深入研究。

靜載下FRP加固結構的相關研究已較為成熟，各國均提出相應規范[7-11]，但關于沖擊荷載下FRP加固結構性能的研究較少。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，試驗結果顯示FRP發生剝離破壞，構件抗彎強度提高。White等[13]研究了不同加載速率對CFRP加固梁性能的影響，證明快速加載對承載力、剛度、耗能均有所提高，但對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量，減小變形。已有研究多基于FRP動態加固性能的定性研究，關于沖擊荷載下FRP加固結構的動態破壞機理方面的研究還很欠缺，如何合理評估沖擊荷載下FRP的強度貢獻值仍有待進一步研究。本文采用落錘試驗機對沖擊荷載下CFRP加固無腹筋梁的抗剪失效機理進行研究，可為正確揭示構件的抗沖擊破壞機理，并合理評估加固梁的承載能力提供依據。

1 試驗概況

1.1 試件設計

共設計了1根靜載試驗梁和3根沖擊試驗梁，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計為剪切型破壞，不配置腹筋而僅在底部配置3根直徑16 mm的HRB400級鋼筋，配筋率為1.45%，混凝土保護層厚度為25 mm。

圖1 試件截面尺寸(mm)

圖2 應變片和加速度傳感器布置(mm)

試驗主要研究FRP加固形式對無腹筋梁動態抗剪性能的影響，表1給出了各構件設計的詳細參數、FRP加固形式以及主要的試驗結果。其中，沖擊試驗設置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條帶對無腹筋梁的抗剪承載力進行加固，條帶寬度wf和間距sf分別為60 mm和120 mm，并設計了相應的靜載試驗進行對比。為防止FEP條帶發生過早的端部剝離，設計1根帶端部錨固的FRP加固梁，采用FRP壓條進行端部錨固，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。

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

(a) U120-S和U120-D

(b) UA120-D

構件編號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;試件編號的數字“120”表示FRP條帶的間距;“S”表示靜載試驗,“D”表示沖擊試驗。2.沖擊能量E計算公式:E=0.5mv2

1.2 試驗裝置和測點布置

試驗在湖南大學工程結構綜合防護實驗室進行，靜載試驗采用三點加載方式，即采用液壓千斤頂在梁的跨中施加集中荷載進行加載；沖擊試驗利用圖4所示的落錘試驗機完成。落錘試驗機通過落錘提升裝置將錘體沿導軌提升至預定高度，松開夾頭后落錘沿導軌自由落體沖擊試驗梁的跨中位置。錘頭直徑200 mm，可通過調整砝碼數量改變落錘重量。 試驗梁兩端為鉸支，支座處梁頂端放置壓梁，壓梁通過兩根直徑30 mm的拉桿固定并對構件施加預壓力，防止沖擊過程中試驗梁脫離支座。梁兩端支座處各設置了兩個力傳感器，用以測得沖擊過程中的支座反力，錘頭對梁施加的沖擊力由錘頭內置的傳感器測得。

圖4 沖擊試驗裝置

試件澆筑時，在底部縱筋的跨中黏貼應變片，用于測試鋼筋應變。試驗前，在梁的跨中布置電阻式位移傳感器測量跨中位置的位移響應，在FRP條帶上黏貼應變片測量FRP應變的分布規律和變化特點；在梁測布置A1-A5共5各加速度計，以測得沖擊過程中的加速度響應，如圖2和圖3所示。沖擊試驗的沖擊力、支座反力、跨中位移和加速度由PXIe-1006Q動態數據采集儀采集，采樣頻率500 kHZ；鋼筋應變和FRP應變由TST5912動態信號測試系統采集，采樣頻率為100 kHZ。

2 試驗結果與分析

2.1 破壞模式分析

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

靜載試驗過程表明，加固梁U120-S開裂荷載為60 kN，跨中首先出現豎向裂縫；隨著荷載增大，各FRP條帶之間均出現豎向裂縫，荷載達到160 kN時出現第一條斜裂縫，隨后FRP條帶剝離，斜裂縫寬度增大并迅速擴展貫通形成主斜裂縫。與斜裂縫相交的FRP條帶均發生過早的剝離破壞，FRP的強度未得到充分的發揮。

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生了剪切破壞，沿約30°方向形成了一個由沖擊點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跨之間形成兩個主斜裂縫破壞面，與斜裂縫相交的FRP條帶發生局部剝離和脫落。UA120-D發生FRP壓條斷裂后的條帶剝離破壞，跨中段產生了較多裂縫，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 構件破壞形態圖

與U120-S和R-D相比，構件U120-D和UA120-D斜裂縫離沖擊點較遠，是由于跨中FRP條帶對斜裂縫開展的約束作用較強，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展延伸，支座處鋼筋發生銷栓作用，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更大；靜力荷載和沖擊荷載下FRP條帶均易發生過早的剝離破壞，應對FRP條帶進行可靠的錨固，使其強度得到充分發揮。

2.2 沖擊力、支座反力、位移時程曲線和能量耗散

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程曲線，各構件具有相似的動力響應。沖擊力時程曲線主要由兩個波峰組成，沖擊力在第一個波峰達到最大值，而后迅速降為0，第一個沖擊力脈沖持續約1.4～2.0 ms，而第二個脈沖持續時間較長。各構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承載力，說明材料的應變率效應顯著。許斌等[15]的研究結果均表明，沖擊速度越大，沖擊力峰值越大，且梁的剛度也會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，且試驗沖擊速度依次提高。U120-D的沖擊力峰值遠高于R-D，而兩者支座反力峰值相近，這是由于U120-D破壞程度更加嚴重，形成3條主裂縫將試驗梁分為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，支座反力時程曲線較沖擊力時程曲線的響應點稍有滯后，這是由于應力波是由跨中向支座傳遞的；且支座反力曲線出現較小的負值，這是由于錘頭沖擊試件時，由于慣性效應，支座端梁段具有向上運動的趨勢，壓梁施加的預壓力得到釋放，支座反力出現負值，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程曲線。跨中位移在約40 ms處達到峰值，由于沖擊力作用時間極短，跨中位移可以認為是靠慣性作用達到峰值。FRP加固梁的剛度較未加固梁得到明顯增強，UA120-D由于端部壓條錨固較大增強了梁的剛度，其最大跨中位移小于U120-D。

沖擊能量主要通過構件混凝土開裂、撓曲發展塑性與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件所耗散能量的比例，對各試件的沖擊力-位移時程曲線進行積分，得到能量耗散Ea及耗能比例Ea/E如表1所示。可知，隨著FRP加固量的增加和構件剛度增大，FRP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 位移時程曲線

3 FRP加固梁抗沖擊性能分析

3.1 動態抗剪失效機理分析

試驗測得了鋼筋和FRP條帶的應變時程曲線，受拉為正，受壓為負。對沖擊作用過程進行分析，分別將鋼筋應變、FRP應變及位移時程曲線乘以不同的系數，換算為相同量級后同沖擊力、支座反力時程曲線進行比較，如圖8所示。以U120-D為例進行抗剪失效機理分析，FRP應變片F2和F6分別與斜裂縫相交，故給出F2和F6的應變時程曲線。

如圖8可知，沖擊作用過程主要可以分為兩個階段。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，跨中鋼筋同時發揮作用，應變迅速增大，此階段FRP條帶應變為0，支座反力和跨中位移為0；可以認為此階段無腹筋梁局部受沖擊瞬間跨中段發生剪切破壞。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段可進一步劃分為BB’和B’C兩段，BB’段第一個脈沖作用隨著沖擊力降為0而結束，此時支座反力和位移響應逐漸增大，鋼筋應變曲線趨于平緩，FRP條帶F6和F2先后發揮作用；B’C段隨著沖擊力第二個脈沖增大至峰值，鋼筋應變和FRP應變再次迅速增大至峰值，同時支座反力達到最大值。當CFRP應變增大至峰值應變時，CFRP-混凝土界面發生剝離破壞。此后在慣性作用下試件位移繼續增大，條帶剝離后CFRP應變與試件變形無關，故F2與F6曲線出現下降段，這與Huo等[18]關于CFRP-混凝土界面動態黏結性能的研究結果是一致的。

支座反力時程曲線相對于沖擊力時程曲線略有滯后，考慮為應力波由跨中向支座的傳遞時間。跨中FRP條帶F2的增大先于支座端條帶F6，說明了動態響應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，進一步驗證了上述兩個剪切破壞階段。FRP條帶F2與主斜裂縫相交，故其應變峰值高于條帶F6。

圖8 U120-D時程曲線對比

3.2 梁動態抗剪承載力討論

沖擊荷載作用的特點是加載速度快、作用時間短，沖擊荷載下構件的破壞機理與靜載下不同，關于如何合理評估構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估，Kishia[4]研究發現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及慣性影響分析，認為沖擊力最大值和支座反力最大值均不能準確評估抗沖擊承載力。

本文根據沖擊荷載下構件的抗剪失效機理，分兩個階段對構件的抗沖擊承載力進行分析。第一階段，支座反力無響應，以沖擊力評估抗沖擊承載力；第二階段，支座端在支座反力作用下形成主斜裂縫，以支座反力評估構件抗沖擊承載力。由于沖擊過程中構件慣性影響較大，不考慮慣性力對計算荷載的影響，將導致承載力評價偏高[18-19]。考慮慣性力影響，從最高荷載中扣除慣性力數值，以獲得梁在兩個階段的實際受力。慣性力計算可根據Saatci[5]，由沿梁長方向的加速度計A1-A5的測量值近似計算。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是沖擊荷載下構件承載力的動態放大系數，Pus為構件的靜態承載力。此外，根據文獻[16]提供的抗剪承載力計算公式，未加固梁R-D靜態抗剪承載力計算值Vus為48.7 kN，可計算承載力在兩個階段的DIF,如表2所示。

表2 兩階段動態抗剪承載力

由于本試驗未測得混凝土應變時程曲線，根據R-D縱筋應變近似計算構件在沖擊過程兩個階段的應變率

(3)

3.3 FRP抗剪承載力貢獻

目前，靜載下黏貼FRP加固混凝土構件的抗剪承

載力研究已較為成熟，各國均提出了相應的理論強度模型，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，對于無腹筋梁Vrc=Vc;Vc為混凝土對抗剪承載力的貢獻;Vf為FRP對抗剪承載力的貢獻。本試驗各試件均發生剪切破壞，由構件抗剪強度實際值扣除混凝土的貢獻可計算CFRP貢獻值Vf，分兩個階段計算CFRP抗剪強度如表3所示。表3同時給出各強度模型的理論值，可見，梁U120-D-2的FRP條帶在兩個階段的抗剪強度貢獻值均高于靜載下U120-S實際值和各規范理論值，相應的DIF分別為2.1和1.8，與以往CFRP-混凝土界面動態抗剪承載力比較[18]，結果較為吻合。試驗梁U120-D由于在第一階段經受一定程度損傷，在第二階段FRP條帶開始出現剝離，導致抗剪承載力降低，即Vf2值低于Vf1；對于梁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條帶發生過早的剝離破壞，破壞模式變為FRP壓條拉斷破壞， FRP的的增強作用更大，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%，本試驗說明沖擊荷載下FRP易發生剝離，其抗剪強度難以有效利用，故實際加固中應進行可靠的端部錨固。

表3 FRP強度理論值與計算值

4 結 論

本文進行了四根FRP加固無腹筋梁的落錘沖擊試驗，對比了不同FRP加固形式下構件的破壞模式和動態響應，對沖擊荷載下梁的動態抗剪機理以及抗沖擊承載力進行討論，分析了FRP的抗剪強度貢獻值，得到如下結論：

(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生典型的剪切破壞，形成1-2個主斜裂縫破壞面，鋼筋發生銷栓作用；未加固梁主斜裂縫由跨中貫穿至支座處，FRP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指向支座處的剪切破壞階段。

(3) 根據沖擊力和支座反力從抗剪失效的兩個階段能較為合理評估FRP的抗剪強度。沖擊荷載下FRP條帶在兩個階段的抗剪強度貢獻值均高于靜載下的貢獻值和規范理論值。

(4) 采用FRP壓條進行端部錨固后，FRP在兩階段的貢獻值均得到大大提高，發生FRP條帶拉斷破壞，利用效率大大提高。構件進行動態抗剪加固時，FRP條帶應進行可靠的端部錨固。

[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力性能試驗研究[J]. 振動與沖擊，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] 混凝土結構設計規范:GB50010—2010[S]. 北京：中國建筑工業出版社，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. 鋼的動態力學性能及應用[M]. 北京：冶金工業出版社，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

國家重點基礎研究發展計劃資助(“973”計劃)(2012CB026204)；教育部新世紀優秀人才計劃(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