粘鋼加固及粘鋼板與CFRP復合加固損傷RC板抗彎試驗研究

龔永智，康爽?，劉夢婷，梁廣威，陽宇

（1.中南大學土木工程學院，湖南長沙 410075；2.湖南中大設計院有限公司，湖南長沙 410014；3.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北武漢 430063；4.國網湖南省電力有限公司安鄉縣供電分公司，湖南常德 415600）

由于設計年代久遠以及自然環境等因素的影響，我國現有許多橋梁均存在老化受損的現象，影響了結構的承載力及可靠性，比較經濟的處理方法是對其采取加固措施以延長結構的使用壽命[1].粘貼鋼板加固法（以下簡稱“粘鋼加固”）[2-6]和粘貼纖維復合材加固法[7-10]是目前應用較廣泛的兩種加固方法，均可有效提高構件的抗彎性能[11].但單一材料加固法往往存在一定的局限性，結合兩種材料的優點，盧亦焱等[12-14]對CFRP與鋼板復合加固（下文簡稱“復合加固”）構件的受力性能進行了相關研究，結果表明復合加固能改善單一材料加固效果.粘鋼加固中鋼板厚度通常受到一定的限制[1]，工程上采用薄鋼板加固受彎構件無法滿足承載力要求，且施工條件限制不便于采用厚鋼板加固時，可考慮采用復合加固的形式.已有加固研究主要針對現澆[5-6，11-14]、預裂（預損）[3-4，10]以及銹蝕構件[2，7-8]等，其中預損及銹蝕構件主要由人為造成損傷狀態，與實際服役后的構件受力性能存在差異.目前國內外針對既有損傷受彎構件粘鋼加固和復合加固的抗彎性能試驗研究較少.

本文為探究針對既有損傷構件粘鋼加固與復合加固的加固效果，選取了7塊建于1958年的某座舊橋（該橋為一座已服役近60年的11跨簡支混凝土板橋，橋面板受損情況見圖1）更換下來的橋面板，對其分別采用粘鋼加固和復合加固后進行抗彎性能試驗研究.分別對比分析了不同厚度的鋼板加固、不同層數CFRP與不同厚度鋼板復合加固后試驗板的破壞形態、承載力、裂縫、剛度及應變等方面，并依據現有規范對粘鋼加固構件的承載力進行計算以驗證規范的適用性，同時提出了考慮原板損傷影響的粘鋼加固和復合加固既有損傷構件承載力計算公式，其計算結果與試驗結果吻合良好，可為加固既有損傷RC構件提供實際參考.

圖1 既有損傷RC板受損情況Fig.1 Damage condition of existing damaged RC slabs

1 試驗設計

1.1 試驗構件參數

圖2 材料性能試驗Fig.2 Material performance tests

圖3 試驗構件的尺寸及配筋詳圖（單位：mm）Fig.3 Dimensions and reinforcement details of specimens（unit：mm）

各試件的加固設計參數列于表1.CFRP選用日本東麗公司生產的UT70-30型碳纖維布，每列一層CFRP尺寸為3 200 mm（長）×250 mm（寬）×0.167 mm（厚）；鋼板型號為Q235鋼，每列鋼板尺寸為3 200 mm（長）×200 mm（寬），實測6 mm厚鋼板屈服強度fpy=295 MPa，抗拉強度fp=424 MPa，由于鋼板厚度相差不大對強度影響較小，2～6 mm厚度鋼板強度近似取為一致.采用M12的膨脹螺栓對鋼板進行錨固，加固材料和黏結劑的基本性能指標列于表2.復合加固過程中先粘貼碳纖維布，隨后在錨固螺栓設計位置植入化學膨脹螺栓，其上粘貼鋼板并進行錨固.具體加固方式和錨固形式如圖4所示.

表1 試件加固設計參數Tab.1 Parameters of specimens reinforcement design

表2 加固材料及黏結劑基本性能指標Tab.2 Details of reinforcing materials and binders used in the test

1.2 測量儀器布置

試驗中百分表（共10個）分兩列布置于試驗板支座、1/4跨以及跨中位置，測點位于板邊緣內側50 mm處，用以測試試件的變形情況，取兩列讀數的平均值作為最終結果.應變片（共14個）在加固完成后于兩列鋼板跨中、1/4跨以及支座處粘貼，用以測定試件加載過程中鋼板應變變化情況.應變片布置見圖4.

圖4 試驗構件板底加固和錨固方法（單位：mm）Fig.4 Reinforcement and anchorage methods at the bottom of specimens（unit：mm）

1.3 加載制度

試驗采用跨中單點加載.采用歐維姆100T液壓千斤頂進行單調分級加載（荷載梯度為5 kN，每級加載持續120 s），加載前先預壓至10 kN.為避免板局部受壓破壞，加載點處布置寬200 mm、厚20 mm的鋼墊板，墊板下鋪細砂并于試驗前預壓，保證其與混凝土均勻接觸.加載示意圖見圖5.

圖5 加載示意圖Fig.5 Loading diagram

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現象與分析

各試件的裂縫分布形態示于圖6，試驗結果見表3，典型破壞特征如圖7所示.

圖6 試件裂縫分布圖Fig.6 Crack distribution diagrams of each specimen

B0加載時首先板底跨中產生橫向通長裂縫，板側豎向裂縫增加，繼續加載次裂縫不再增加而跨中主裂縫不斷擴寬且沿板高方向迅速延伸，跨中撓度迅速增大，隨后荷載急劇下降，受壓區混凝土并未明顯壓碎，破壞類似于板折壞，與受彎少筋構件的脆性破壞相似.因B0板在加載前表面已存在微裂等損傷，略微加載板即開裂，故開裂荷載與峰值荷載之間存在差距，已有研究[15]有類似結論.本文依據B0試驗中裂縫特征、破壞時壓區混凝土未壓碎、荷載位移曲線產生屈服拐點后迅速破壞以定義其為少筋破壞.分析其原因可能是一方面混凝土碳化及微裂等損傷導致加載前期板角部保護層崩裂，邊緣鋼筋喪失作用；另一方面板內鋼筋的銹蝕影響了其與混凝土之間的黏結性能，導致整體受力性能劣化.

表3 主要試驗結果Tab.3 Main test results

B1、B2、B3的試驗現象相似.以B2為例，加載初期試件撓度變化很??；當P＞180 kN時，試件跨中及附近開始出現細微裂縫，裂縫數量逐漸增多；荷載增加到395 kN時，試件撓度增長加快，裂縫擴寬且沿板高方向發展，此時能聽到鋼板輕微剝離聲音；當P＞452 kN時，試件跨中及附近鋼板剝離，跨中撓度增長到72.73 mm，隨后荷載急劇下降，試件破壞，此時鋼板已屈服，受壓區混凝土被壓碎，呈現出適筋破壞的特征.B1破壞時鋼板未發生明顯剝離.由此可見，粘鋼加固可明顯改善試件的破壞形態，提高試件的安全儲備.

B4、B5、B6加載初期現象與B2相似.加載后期，均出現跨中及附近CFRP和鋼板剝離.達到各自的峰值承載力時，鋼板均已屈服，B5和B6受壓區混凝土被壓碎.B4最后因CFRP拉斷而破壞，受壓區混凝土未被壓碎.本試驗中材料剝離均發生在臨近破壞時，此時加固材料的作用已得到充分發揮.故當選擇粘貼多層CFRP和較厚的鋼板時需做好相應的黏結錨固措施，以防止剝離破壞的發生.

這種色素沉積導致的黑縫，不僅跟我們平時的飲食習慣有關，還跟自身的牙齒結構有很大的關系。牙齒的窩溝點隙越深，就越不容易清潔到位，色素就越容易附著，從而出現黑縫。那么，我們該如何預防色素沉積而產生的黑縫呢？

圖7 典型破壞特征Fig.7 Typical characteristics

2.2 承載力分析

試件荷載結果對比見圖8.由于既有損傷板在試驗過程中無法監測板內鋼筋應變情況，為了對比分析，B0試件的屈服荷載取荷載-位移曲線出現明顯拐點處對應的荷載值；粘鋼加固及復合加固后構件仍基本符合平截面假定[16-17]，鋼板屈服時鋼筋近似屈服，文中B1～B6試件的屈服荷載取鋼板屈服時對應的荷載值.由表3可知，相比于B0，B1～B3的屈服荷載分別提高了51.1%、127.0%和164.4%，峰值荷載分別提高了52.5%、126.0%和162.5%；B4～B6屈服荷載分別提高了69.5%、141.4%和150.0%，峰值荷載分別提高了87.0%、148.0%和158.5%，說明粘鋼加固和CFRP與鋼板復合加固均能有效提高試件的承載力.

粘鋼加固試件承載力提高幅度隨鋼板厚度增大而增大.B5的屈服荷載和峰值荷載較B4分別提高了42.4%和32.6%；B6的屈服荷載和峰值荷載較B5分別提高了3.6%和4.2%，可見復合加固中鋼板對試件承載力的提高起主要貢獻作用.同2 mm鋼板厚度下的復合加固試件相較于僅粘鋼加固試件的屈服荷載提高12.2%，峰值荷載提高22.6%；4 mm鋼板厚度下屈服荷載平均提高8.2%，峰值荷載平均提高12.1%，可知同鋼板厚度條件下復合加固相較于僅粘鋼加固對承載力的提高效果更佳，且鋼板厚度越小，提高幅度越大.

圖8 試件屈服荷載及峰值荷載對比Fig.8 Comparison of yield load and peak load of specimens

2.3 剛度分析

圖9為各試件的荷載-跨中位移曲線圖.由圖9看出未加固試件B0曲線趨勢一直上升迅速達到峰值隨后急劇下降，并沒有延性緩增段，其破壞呈脆性.相比于B0，加固試件達到開裂荷載時曲線斜率并未發生明顯變化且整體曲線斜率明顯增大，說明粘鋼加固和復合加固均能有效提高試件的抗彎剛度，且曲線中試件達到峰值荷載前還有較長的位移緩增段，說明加固也能使試件具有良好的變形能力，這與已有研究[5-6]成果類似.

粘鋼加固中同荷載作用下構件跨中撓度隨鋼板厚度增加而減小，說明增加鋼板厚度能較大程度地提高試驗板的抗彎剛度；復合加固中同荷載作用下B5跨中撓度遠小于B4，而B5和B6的荷載-位移曲線比較接近，這說明CFRP粘貼層數的增加對試件剛度的提升效果不及鋼板明顯.僅粘貼2 mm鋼板的B1試件峰值撓度最大，這是因為試驗過程中B1試件一直未發生剝離現象.B4相較于B1峰值撓度減少了21.39 mm，B5相較于B2峰值撓度減少了22.41 mm，B6相較于B2峰值撓度減少了39.94 mm，可知復合加固對比于粘鋼加固，可減小試件的跨中撓度，提高試件的剛度.

圖9 試件荷載-跨中位移曲線圖Fig.9 Load-mid-span displacement curve of specimens

2.4 裂縫分析

各試件開裂荷載對比結果如圖10所示，可見試驗板的開裂荷載隨加固量增大而增大.表3中B1～B3的開裂荷載較B0分別提高了78.95%、89.47%和110.53%；B4～B6的開裂荷載較B0分別提高了78.95%、131.58%和152.63%.試驗板的裂縫分布情況如圖6所示，隨著加固量的增大，試件主裂縫寬度變窄，次裂縫細密且數量增多，分布范圍沿板長方向擴大，說明粘鋼加固及復合加固均能有效抑制裂縫的開展且使板整體受力更充分.此外，同條件下復合加固相比于粘鋼加固，構件的開裂荷載最高提升33.3%、次生裂縫多、裂縫分布更均勻，說明復合加固延緩裂縫產生、抑制裂縫開展效果優于粘鋼加固.

圖10 試件開裂荷載對比Fig.10 Comparison of cracking load of specimens

2.5 鋼板應變分析

圖11為加固試件跨中鋼板荷載-應變曲線圖.據圖11可知鋼板的屈服應變在1 650 με 左右，B1試件鋼板最大應變達到17 745.6 με，其余5個試件因臨近破壞時鋼板發生剝離，其應變也均在11 000 με 左右，說明加固中鋼板均充分發揮了抗拉作用.B1和B4由于鋼板厚度為2 mm，荷載作用下鋼板更早達到屈服.

圖11 跨中鋼板荷載-應變曲線圖Fig.11 Load-strain curve of mid-span steel plates

對比B1、B2、B3曲線可知，隨著鋼板厚度增加，鋼板屈服荷載增大，試件峰值承載力得到提高.B2、B5、B6試件鋼板的屈服荷載隨CFRP層數的增大而增大，這表明復合加固中CFRP能有效協同鋼板受拉，發揮其加固作用.

3 承載力計算

3.1 規范適用性檢驗

按現行規范[16，18-19]對普通構件以及粘鋼加固構件承載力進行計算.規范[16，18]規定：既有結構的設計中既有部分混凝土、鋼筋的強度設計值應根據強度的實測值確定.本文中混凝土材料分項系數按規定[18]取1.4，鋼筋分項系數取1.1，則既有結構中混凝土抗壓強度設計值fc0=14.54 MPa，A16鋼筋強度設計值258.64 MPa，A8鋼筋強度設計值260.09 MPa.代入材料設計值得到設計計算結果見表4.對于未加固試件B0，設計計算值略大于試驗值，造成此結果的原因是原板服役多年累積損傷導致其承載力降低，而規范中并未計入既有損傷的影響.對于粘鋼加固試件承載力的計算，實際承載能力比設計承載能力高13%～28%，有一定的安全儲備，這表明這兩部加固規范仍適用于粘鋼加固既有損傷RC板的抗彎承載力設計計算.

表4 B0～B3試件承載力規范設計計算值Tab.4 Calculation value of standard design for bearing capacity of B0～B3 specimens

3.2 粘鋼加固承載力計算

作者在同批既有損傷板研究[20]中計算得出既有損傷板承載力降低主要是由鋼筋與混凝土之間黏結力降低及混凝土微觀損傷造成的，此結論同樣適用于本文同批次板.根據前期本課題組相關研究[21]，同批板的混凝土損傷本構與規范本構曲線除特征點略微下降之外并無明顯差異，表明混凝土抗壓強度并未因微觀損傷大幅降低，故本文試件損傷機理主要考慮鋼筋與混凝土之間的黏結損傷.文中原屬適筋構件的B0受彎時因受拉區混凝土裂縫開展過寬、試件變形過大而發生脆性破壞，表現出明顯黏結損傷的影響.

為計入原板損傷對承載力的影響，本文在計算中考慮引入鋼筋作用折減系數γ 以對拉壓區進行相應折減，根據試驗結果γ 取為0.895.在規范[16，18-19]計算承載力公式中考慮鋼筋拉壓作用的項均乘以鋼筋作用折減系數γ，具體公式在此不再贅述.計算結果見表5，表中設計計算值均取材料設計強度進行計算；計算值取實測材料強度進行計算.

表5 B0～B3試件計入損傷影響的承載力理論計算值Tab.5 Theoretical calculation value of bearing capacity for B0～B3 specimens considering damage effect

表5中計入原板損傷影響的未加固試驗板B0計算后實際承載能力比設計承載能力高約9.4%，相比未計入損傷時結果偏安全，代入材料實測強度后精度達到0.997，表明引入鋼筋作用折減系數后跟實際情況吻合較好.考慮原板損傷后的粘鋼加固試件設計計算結果留有20%～33%的富余度，且計算值與實際值平均誤差為12.9%，具有較高的精度.

3.3 復合加固承載力計算

現有加固規范尚未對復合加固受彎構件提出計算公式，根據文獻[17，22-23]中探究復合加固RC梁的承載力計算方法，對本次復合加固構件進行試算，計算結果示于表6.文獻[17]計算時引入了粘貼面內CFRP合力的折減系數，而本文試驗板破壞前CFRP一直未發生明顯剝離破壞，故并不符合本文試驗板的破壞機理.文獻[22-23]給出公式一致，但計算時材料強度分別取實測強度和設計強度，表中可知雖設計計算值滿足要求，但代入實測強度時所有構件計算值均高于實測值，究其原因是文獻[22-23]中提出的公式是偏于理想狀態下復合加固構件的承載力計算，并沒有考慮既有損傷的影響.

表6 B4～B6試件峰值荷載實測值與文獻計算值對比Tab.6 Comparison between measured values of ultimate loads of B4～B6 specimens and calculated values in literatures

為了貼合既有損傷構件的實際情況，本文在復合加固既有損傷構件承載力計算公式中同樣考慮引入鋼筋作用折減系數.復合加固設計中，按適筋構件進行設計計算時破壞形態主要有兩種：1）鋼筋及鋼板屈服后，CFRP達到峰值拉應變而拉斷，此時受壓區混凝土尚未壓碎；2）鋼筋及鋼板屈服后，混凝土被壓碎，此時CFRP未達其峰值拉應變.設計計算時按式（1）判斷破壞模式，當xn＞xcfb時，破壞模式為受壓區混凝土壓碎，按公式（2）進行承載力計算；當xn＜xcfb時，破壞模式為CFRP拉斷，按公式（3）進行承載力計算.

式中：εcu為混凝土峰值壓應變，取為0.003 3；[εcf]為CFRP峰值拉應變允許值，一般取0.01；εi為CFRP及鋼板滯后應變，按文獻[24]中方法計算；εy和εpy分別為鋼筋、鋼板的屈服應變；fc0、fy0分別為既有結構混凝土和拉壓鋼筋強度設計值；fpy為鋼板抗拉強度設計值；Ap、Acf、As和分別為鋼板、CFRP和拉壓鋼筋的截面面積；當混凝土強度等級為C50以下時，α1=1.0，β=0.8；γ 為考慮鋼筋作用的折減系數，本文根據試驗結果取為0.895.應用上述公式對本文試驗板B4～B6以及文獻[25]中梁LCG-2和LCG-3進行理論計算，設計計算值均代入材料設計強度，計算值代入材料實測強度，計算結果列于表7.

由表7數據可以看出，所有試件設計計算值與試驗值相比仍留有15%～26%的富余度，保留了一定的安全儲備；本文試驗板計算值與試驗值誤差在5%以內，表明公式計算結果和實際情況吻合良好.由于目前很少有復合加固既有損傷構件的研究，文獻[25]只是對現澆構件進行負載再加固，其破壞模式有一定的區別，且文獻中并未給出鋼筋及混凝土實測強度，其計算值與試驗值誤差在12%以內，吻合也較好，說明該公式可應用于復合加固既有損傷RC構件抗彎承載力計算.實際工程中通過公式計算加固構件承載力，避免加固不足以致不能滿足實際工程需求，也不能一味地追求加固量過度粘貼鋼板及CFRP，以免發生超筋破壞及剝離破壞，工程中需做好錨固措施以極力避免此現象的發生.

表7 計入損傷影響的試件峰值荷載實測值與理論計算值對比Tab.7 Comparison between measured value of specimens peak load and theoretical calculation value considering damage effect

4 結論

1）對于服役多年的既有混凝土受彎構件，由于混凝土微裂、鋼筋銹蝕等損傷，構件受彎破損時可能出現“少筋”的破壞形態.

2）對于既有損傷混凝土板，采用粘鋼加固及粘鋼板與CFRP復合加固均能大幅提高其抗彎承載力，粘貼2 mm、4 mm和6 mm厚鋼板試件的承載力分別提高52.5%、126.0%和162.5%，復合加固試驗板承載力分別提高87.0%、148.0%和158.5%；兩種加固方式均能有效提高試驗板的整體剛度，改善試件破壞形態，抑制裂縫的發展.

3）采用粘鋼加固既有損傷混凝土受彎構件時，加固效果隨鋼板厚度增大而增大；采用鋼板和CFRP復合加固時，CFRP的加固作用能得到充分的發揮；當工程上粘鋼加固無法滿足要求時，可采用粘鋼與CFRP復合加固的形式.

4）現行規范和規程仍適用于粘鋼加固既有損傷RC板的抗彎承載力計算；考慮既有損傷的影響，本文提出粘鋼加固及粘鋼板與CFRP復合加固既有損傷RC構件抗彎承載力的計算方法，其計算值與試驗值吻合良好.