不同界面下梁端直剪型錨栓鋼板剪切承載力試驗研究

全學友， 羅 晨， 劉佳迪， 黃輝輝

（1.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045；2.重慶大學 山地城鎮建設與新技術教育部重點實驗室，重慶 400045；3.四川省建筑科學研究院有限公司，四川 成都 610000；4.廣東省建筑設計研究院有限公司，廣東 廣州 510010）

結構加固改造工程通常涉及對構件承載力的加固。在混凝土結構加固領域，梁的承載力加固主要采用增大截面、粘貼纖維復合材料及粘貼鋼板等方法。增大截面法工藝環節多，工期長，造價相對較高；粘貼纖維復合材料或粘貼鋼板具有施工方便快捷等優點，但存在加固材料易于剝離［1-3］以及在濕熱環境下界面性能易于退化等缺點［4-6］。由此錨栓鋼板加固技術應運而生，其基本思路是：利用錨栓將加固鋼板固定在混凝土構件表面，構件受力變形時，錨栓以剪切受力方式帶動加固鋼板受力，從而擺脫對黏結界面的依賴。Roberts等［7］較早對錨栓鋼板加固梁的抗彎能力進行試驗研究。結果表明，在梁的受拉面布置錨栓鋼板可以提高構件的抗彎能力。2000年以 后，Ahmedt 等［8］、Oehlers 等［9］、Barnes 等［10］、Su等［11］、Li等［12-14］和蔡自偉等［15］對在梁側面布置錨栓鋼板加固梁的抗彎承載力、剪切承載力進行了試驗研究。梁側面布置的錨栓鋼板能有效加固梁的抗彎承載力和剪切承載力，但加固鋼板與混凝土之間存在變形不協調現象。吳振麗等［16］在受剪性能試驗研究基礎上，對梁側面錨栓鋼板加固采用有限元方法進行了參數分析。Jiang 等［17］、姜常玖等［18］對受火后的混凝土梁用梁側錨栓鋼板加固剪切承載力，劉鑫等［19］用梁側錨栓鋼板加固混凝土梁并進行受火后的剪切承載力試驗，均顯示了良好的加固效果。

加固鋼板與混凝土之間變形不協調現象來源于兩方面，即錨栓與加固鋼板安裝孔壁之間存在的間隙［20-21］和錨栓受剪力作用后發生的剪切變形。Su等［22］認為，這種不協調現象會削弱加固鋼板與混凝土之間的協同工作性能。為了減小加固鋼板與混凝土之間變形不協調現象，全學友［23］提出了直剪型錨栓，消除錨栓桿體與加固鋼板安裝孔壁之間的間隙。隨后，全學友等［24］在簡支梁受拉面布置直剪型錨栓鋼板并對梁的抗彎承載力加固進行試驗研究。結果表明，直剪型錨栓鋼板在顯著提高加固梁抗彎承載力的同時提高了抗彎剛度。

鑒于錨栓與加固鋼板安裝孔壁間隙對協同受力的不利影響以及實際工程中由于橫向聯系或橫向次梁妨礙加固鋼板在梁側面的全長布置，在最大剪力分布范圍內于梁的側面布置直剪型錨栓鋼板，對加固鋼板與基層混凝土之間強弱不同的界面開展剪切承載力加固試驗，探索梁端直剪型錨栓鋼板對梁的剪切承載力加固效果及加固機制。

1 試件設計

以探索加固方法的可行性為目的，將試驗參數聚焦在錨栓鋼板尺寸以及鋼板與混凝土梁的界面特性兩方面。采用直接比對試驗方案研究不同參數對破壞形態和剪切承載力的影響。如圖1 所示，試件為簡支梁，兩端各進行一次剪切試驗。當在荷載1位置加載完成試驗段1的剪切試驗后，再在荷載2位置加載完成試驗段2的剪切試驗，荷載1和荷載2不同時存在。試件跨度b略大于a。假定試驗段1承載力加固的提高幅度小于50%，則在試驗段2 中造成的剪力低于基準試件自身剪切承載力的75%，不會影響試驗段2剪切承載力的發揮。

圖1 同一試件的2次剪切試驗Fig.1 Two separate shear tests on one specimen

1.1 基準試件

試驗共包含3 根混凝土基準試件SP-1～SP-3，截面尺寸和配筋完全相同，如圖2 所示。基準試件混凝土設計等級為C30，采用同一泵車預拌混凝土澆筑；鋼筋型號為HRB400；試驗段箍筋直徑為8 mm，間距為150 mm；各試驗段按發生剪切破壞設計，梁彎曲破壞對應的梁端剪力標準值至少為1.5倍基準試件剪切承載力標準值。

圖2 基準試件設計圖（單位：mm）Fig.2 Design drawing of base members（unit: mm）

1.2 加固試件

加固試件如圖3 所示，有關試驗參數如表1 所示。試驗參數包括加固鋼板立面高度和鋼板與混凝土間的界面條件。加固鋼板在試驗段兩側面對稱布置，高度分別為200 mm和300 mm，厚度均為5 mm，材質Q235。鋼板與混凝土間設計了4 種界面條件：①無黏結，代號N；②壓力灌注改性環氧樹脂漿液，代號E；③壓力灌注高強度低收縮水泥漿液，代號C；④清除鋼板覆蓋范圍深度約12 mm 的表層混凝土，鋼板內側焊接鋼質凸體，壓力灌注高強度低收縮水泥漿液，代號SC。

表1 試驗梁參數Tab.1 Test parameters for specimens

圖3 加固試件鋼板布置圖（單位：mm）Fig.3 Configuration of side plates for specimens（unit: mm）

在E、C 界面條件下，采用手提式砂輪清除基層混凝土表層浮漿，并采用電動鋼絲刷除鋼板表面的銹蝕。在SC界面條件下，鋼板內側表面焊接了直徑30 mm、高度8 mm的鋼質管狀凸體，如圖4所示。鋼質凸體埋入灌注的水泥漿料，在直剪型錨栓的配合下，界面條件SC 相較于界面條件E、C 具有更強的結合。

圖4 SP-3-350SC的凸體鋼板（單位： mm）Fig.4 Side plate with welded convex for SP-3-350SC（unit: mm）

試驗用直剪型錨栓規格均為M16，采用40Cr合金鋼加工。錨栓在混凝土內的植入深度統一為8倍錨栓直徑，即128 mm。

加固鋼板按以下工藝安裝：首先，采用磁感應儀掃描箍筋位置，確定鋼板上錨栓孔的最終位置，完成鋼板鉆孔；然后，采用夾具將鋼板在試件側面臨時固定，確保打孔過程中鋼板不移位；其次，穿過鋼板孔，按垂直于鋼板表面方向打孔至規定深度；再次，采用毛刷配合壓縮空氣吹盡孔內浮灰；最后，采用改性環氧錨固膠植入錨栓，適度擰緊螺帽，使具有特定構造的膨脹套消除錨栓桿體與鋼板孔壁的間隙。

混凝土澆筑時預留3 組邊長150 mm 的立方體試塊，正式加載前檢測了試塊強度（齡期遠大于28 d），其代表值分別為58.06、57.05、54.07 MPa，平均值為56.39 MPa，混凝土實際強度遠高于設計等級C30；采用邊長70.7 mm 立方體的試塊實測灌注水泥漿料的抗壓強度，平均值為58.60 MPa；環氧樹脂漿液采用符合國家相關標準的雙組份膠［25-26］。試驗用各種鋼材的實測力學性能指標如表2所示。

表2 鋼材強度實測值Tab.2 Measured strength of steel materials

2 試驗結果

試驗在重慶大學山地城鎮建設與新技術教育部重點實驗室完成。豎向荷載由一臺1 500 kN的液壓千斤頂提供，加載裝置如圖5 所示。為減小試件在水平方向受到的約束，兩端支座均采用輥軸支座。

圖5 加載裝置示意圖Fig.5 Loading setup

為了減小試驗段1 加載時試驗段2 混凝土出現斜裂縫的風險，采用高強螺桿對試驗段2 施加橫向約束。橫向約束體系由6根高強螺桿配合跨度方向均勻布置在梁頂、梁底的各3根焊接型鋼小梁組成，高強螺桿采用手動扳手適度預緊。為了驗證該方法的有效性，先進行SP-1-200N 試驗段的剪切試驗。SP-1-0試驗段梁體側面完全暴露，便于觀察裂縫開展情況。在SP-1-200N試驗段的剪切試驗過程中，只在SP-1-0 試驗段靠近跨度中點附近觀察到一條細微彎曲裂縫，未出現任何剪切裂縫，驗證了保護措施的有效性。其余各試驗梁進行試驗段1的剪切試驗時，試驗段2鋼板覆蓋區域外均未發現剪切裂縫。所有試驗段的剪切試驗采用單調加載方式完成，并控制試驗段1的破壞程度，確保順利完成試驗段2的加載試驗。

2.1 破壞現象

鋼板與混凝土之間黏結時，試驗過程中能聽到剝裂聲，推斷是鋼板與混凝土之間黏結剝離引起的聲響。將每個有黏結的試驗段捕捉到的第一次聲響對應的剪力稱為剝離剪力。

試件SP-1、SP-2的4個試驗段全部發生剪切破壞，以剪壓區混凝土壓碎為標志。試驗段SP-3-350SC 和SP-3-350E 發生彎曲破壞，受壓區混凝土壓碎。

各試驗段的剝離剪力、破壞形態和極限剪力如表3所示。表3中，Vpeel為剝離剪力，Vu為極限剪力，極限剪力比為各試驗段剪切承載力與試驗段SP-1-0剪切承載力的比值。

表3 各試驗段的承載力與破壞形態Tab.3 Measured capacities and failure modes

2.2 荷載-撓度曲線

圖6為各試驗段實測的荷載-撓度曲線。由圖6可見，未加固試驗段SP-1-0的剛度最低，SP-1-200N次之，其余各試驗段在達到極限剪力前或縱筋屈服前的剛度大致相當。發生剪切破壞的各試驗段，一旦達到峰值后荷載立即下降，而發生彎曲破壞的試驗段SP-3-350E和SP-3-350SC表現出了更好的持荷能力。

圖6 荷載-撓度曲線Fig.6 Load-deflection curves

2.3 剪力-剪切角實測曲線

通過測量試驗段上、下緣縱向長度變化和對角線長度變化，可以推算試驗段的平均剪切角，如圖7所示。未加固試驗段SP-1-0的剪力-剪切角曲線具有較明顯的屈服轉折點，剪力小于該屈服轉折點之前；不論是否加固，所有試件的剪力-剪切角曲線基本重合；鋼板尺寸及錨栓布置相同時，極限荷載前剪力-剪切角曲線基本重合，極限剪切承載力大致相當，與界面條件無關；增大加固鋼板高度并增加配套錨栓數量，試驗段的剪切承載力相應提高。

圖7 剪力-剪切角曲線Fig.7 Shear force-shear angle curves

2.4 鋼板應變發展

加固鋼板水平高度中心線上布置了一組電阻應變花，以此獲得加固鋼板各測點沿水平方向、45°方向和豎直方向的應變。為表述方便，從支座向荷載點一側，依次將應變花按A～F順序編號。

不同界面條件下，鋼板高度相同時應變分布規律大致相同。圖8 為試驗段SP-1-200N 和SP-3-350E 加固鋼板高度中線的實測縱向應變分布以及根據各應變花實測應變推算的剪應變分布。

圖8 鋼板縱向應變及剪應變實測曲線Fig.8 Measured longitudinal and shear strain curves of side plates

2.5 裂縫分布及變形特征

加固試驗完成后，卸下加固鋼板能完整觀察構件表面裂縫分布規律和殘余寬度。

（1） 裂縫分布規律

未加固試驗段SP-1-0具有明顯的主斜裂縫，高度中部殘余最大斜裂縫寬度為5.00 mm；加固鋼板高度相同的其余各試件的斜裂縫在跨度方向的分布范圍明顯大于SP-1-0，鋼板覆蓋范圍內最大斜裂縫寬度明顯小于SP-1-0，也明顯小于鋼板以外的裂縫寬度；加固鋼板與混凝土的界面結合狀態不影響鋼板覆蓋范圍斜裂縫分布；鋼板覆蓋區最大斜裂縫殘留寬度約為0.55 mm，覆蓋區外最大斜裂縫殘留寬度約為2.50 mm，如圖9所示。

圖9 試件SP-1和SP-2裂縫分布Fig.9 Crack patterns of SP-1 and SP-2

試驗段SP-3-350SC和SP-3-350E發生彎曲破壞，結束試驗卸除加固鋼板后斜裂縫完全閉合不可見，僅在試驗段SP-3-350SC 水泥漿料剝離后的基層混凝土表面保留了裂縫走勢的痕跡，如圖10所示。

圖10 試驗段SP-3-350SC和SP-3-350E外觀Fig.10 Appearance of SP-3-350SC and SP-3-350E

（2） 錨栓變形特征

對于絕大多數錨栓，肉眼觀察不到混凝土的殘余相對剪切位移，僅在個別位置處觀察到混凝土壓碎現象，如圖11所示。

圖11 錨栓位置處混凝土壓碎現象Fig.11 Concrete crushing near bolt shaft

3 試驗結果分析

3.1 界面條件的影響

（1） 對變形特征的影響

從圖6荷載-撓度曲線可以看出，極限荷載前試驗段SP-2-200C 和SP-2-200E 的撓度小于試驗段SP-1-200N，但差異很小，試驗段SP-3-350SC 和SP-3-350E 的荷載-撓度曲線則基本重合。從圖7剪力-剪切角曲線可以發現相同的規律，即相同剪力作用下，試驗段SP-2-200C、SP-2-200E 和試驗段SP-1-200N 的剪切角基本重合，表明不同界面條件對加固試驗段的變形特征沒有明顯影響。

（2） 對承載力的影響

由表3 的實測承載力數據可以發現，發生剪切破壞的3 個加固試驗段中，SP-1-200N 和SP-2-200E具有相同的剪切承載力，而SP-2-200C的剪切承載力為3 個試驗段剪切承載力平均值的0.98 倍。這表明，界面條件不影響加固試驗段的剪切承載力。結合試驗過程中觀察到的剝離現象，可以推斷，加固鋼板與混凝土之間的黏結界面終會剝離，剪切承載力極限狀態下，加固鋼板只依靠直剪型錨栓與混凝土基體結合在一起。

3.2 鋼板高度的影響

由表3 可見，增大加固鋼板高度及配套的錨栓數量，可以進一步提高試驗段的剪切承載力。試驗段SP-3-350SC 和SP-3-350E 平均極限剪力比為1.29，比試驗段SP-1-200N、SP-1-200E 和SP-1-200C 的平均極限剪力比1.19 提高了10%。由于試驗段SP-3-350SC 和SP-3-350E 發生彎曲破壞，因此剪切承載力應更高。

3.3 加固機理分析

綜合分析鋼板應變、承載力測試結果以及裂縫分布特征，可以認為直剪型錨栓鋼板能有效提高混凝土梁的剪切承載力，并存在以下2 種剪切承載力加固機制：

（1） 約束機制

對于未加固試驗段SP-1-0，主斜裂縫一旦形成，后續加載過程中裂縫發展就體現為主斜裂縫的寬度增大。對于錨栓鋼板加固試驗段，當錨栓布置區域出現斜裂縫時，斜裂縫兩側的錨栓在位置關系上呈現分開的趨勢。直剪型錨栓與加固鋼板之間的無間隙安裝使得這種分開趨勢立即受到加固鋼板的約束，加固鋼板縱向受拉、橫向受剪，在各級剪力下加固鋼板實測應變分布中得到了證實。由于鋼板的拉伸剛度顯著高于錨栓的剪切剛度，新出現的裂縫或既有裂縫寬度擴展都會使更遠處的錨栓受剪，并使裂縫寬度發展受到抑制。這種約束效應使得錨栓布置區域不會形成寬度顯著發展的主斜裂縫，并擴大斜裂縫在跨度方向的分布范圍，如圖9所示。

由于錨栓鋼板對混凝土的約束，使得鋼板覆蓋范圍內混凝土斜裂縫的寬度顯著降低，客觀上更好地保持了混凝土斜裂縫咬合作用對剪切承載力的貢獻。試驗段SP-3-350SC和SP-3-350E發生彎曲破壞時相較于其他加固試驗段承受了更大的剪力，但卸掉加固鋼板后幾乎沒有肉眼可見的斜裂縫殘留寬度，這也是由更強的約束所致。

（2） 組合受力機制

SP-3-350E 與SP-1-200N 試驗段的區別在于加固鋼板高度不同以及與之配套的錨栓數量不同。對比SP-3-350E 與SP-1-200N 試驗段加固鋼板縱向應變后可以發現，雖然兩者均在長度中部縱向拉應變最大，但是SP-1-200N 基本全長受拉，支座附近受壓，應變接近于零，SP-3-350E靠近支座三分之一長度范圍處于受壓狀態，支座附近的壓應變與長度中部的拉應變在數值上相當，這表明試驗段SP-3-350E與SP-1-200N的受力機制明顯不同。

對應變花實測應變進一步整理可獲得各應變測點的第一主應力、第二主應力及其方向角隨剪力變化的規律。試驗段SP-1-200N 和SP-3-350E 的加固鋼板在大部分長度具有相似的受力特征，即斜向下指向支座一側45°方向受壓，與之垂直的方向受拉；靠近荷載點處，主壓應力方向接近于垂直，主拉應力方向接近于水平，這些特點與剪-彎區段混凝土梁的受力特征相同，表明加固鋼板與混凝土梁具有組合構件的受力特征。在靠近支座處，SP-1-200N與SP-3-350E 試驗段加固鋼板受力特征顯著不同，前者第一、第二主應力接近于零，后者第一、第二主應力分別為拉、壓應力，并且具有大致相當的較高應力水平。

簡支梁支座附近混凝土處于斜壓狀態，并存在與之對應的斜向拉應力。試驗段SP-1-200N 的加固鋼板在支座附近基本處于零應力狀態，這與對應位置混凝土梁基體的受力特點顯著不同。試件SP-3-350E 的加固鋼板在支座附近的受力特點與對應混凝土梁基體受力特點完全相同，即指向支座的方向斜向受壓，與之垂直的方向斜向受拉。考慮界面結合在受力過程中較早剝離，試驗段SP-1-200N與試驗段SP-3-350E 的主要區別在于加固鋼板的高度。因此，加固鋼板高度較小時，在支座處鋼板與混凝土梁體之間不能形成組合作用，無法直接將部分剪力傳遞至支座；當加固鋼板高度較大時，加固鋼板與混凝土梁體能形成組合作用，可以直接將部分剪力傳遞至支座。

4 結論

（1） 在加固鋼板和混凝土側面之間建立的不同界面在受力過程中逐漸剝離。加固鋼板最終完全依靠直剪型錨栓與基體混凝土結合，參與被加固梁的受力。強弱不同的界面不會實質性地影響加固段的剪切承載力和剪切變形特征。

（2） 對于混凝土簡支梁剪力最大的局部區段，采取在梁側面安裝直剪型錨栓鋼板的加固方法，能夠有效提高混凝土梁的剪切承載力。

（3） 直剪型錨栓鋼板通過2 種機制加固梁的剪切承載力：約束直剪型錨栓鋼板布置范圍內的斜裂縫寬度，抑制主斜裂縫的形成，使斜裂縫兩側混凝土發生剪錯時保留更大的咬合作用；以組合截面的受力方式，將部分剪力直接傳遞至支座。加固鋼板寬度較小時以約束機制為主，加固鋼板高度較大時2種加固機制聯合發揮作用。

作者貢獻聲明：

全學友：整個試驗方案的構思與設計，指導試驗開展，試驗結果分析，撰寫論文。

羅 晨：協助完成試驗方案設計，制作試驗構件，開展具體試驗工作。

劉佳迪：試驗數據收集、整理與分析，協助完成論文撰寫。

黃輝輝：協助完成試驗方案設計，參與試驗結果分析。