冲击荷载下CFRP加固无腹筋梁的抗剪失效机理试验研究

霍静思， 刘进通， 赵灵雨， 肖 岩

(1. 湖南大学 建筑安全与节能教育部重点实验室, 长沙 410082； 2. 华侨大学 土木工程学院, 福建 厦门 361021；3. 南京工业大学 土木工程学院, 南京 210009)

冲击荷载下CFRP加固无腹筋梁的抗剪失效机理试验研究

霍静思1,2， 刘进通1， 赵灵雨1， 肖 岩3

(1. 湖南大学 建筑安全与节能教育部重点实验室, 长沙 410082； 2. 华侨大学 土木工程学院, 福建 厦门 361021；3. 南京工业大学 土木工程学院, 南京 210009)

对剪跨比为3.36的1根无腹筋钢筋混凝土梁和2根FRP加固无腹筋钢筋混凝土梁进行了落锤冲击试验，研究无腹筋混凝土梁在冲击荷载作用下的动力响应和FRP加固形式对其抗冲击性能的影响；为了对比动态冲击承载力，还进行了1根FRP加固无腹筋钢筋混凝土梁的静载试验。试验结果表明，黏贴FRP条带尤其是端部锚固FRP条带加固可显著提高无腹筋混凝土梁的抗冲击承载力。通过对实测的冲击力、跨中位移及纵向钢筋应变时程曲线等试验数据进行分析，并结合试件的破坏模式，获得了FRP加固无腹筋混凝土梁的动态抗剪失效机理，即冲击荷载下无腹筋混凝土梁的失效过程分为两个阶段：跨中局部受冲击瞬间的剪切破坏和随后的冲击作用点指向支座处的剪切破坏阶段。分两个阶段讨论了冲击荷载下FRP对抗剪承载力的贡献值，并与各规范理论承载力进行比较，数据比较表明两个阶段FRP动态抗剪承载力均高于静态抗剪承载力和理论值，并与以往CFRP-混凝土界面动态抗剪承载力评估方法比较，为获得合理的FRP抗剪承载力评估方法提供有价值的参考。

无腹筋梁； CFRP加固； 抗冲击性能； 抗剪机理

建筑结构在使用过程中越来越多地受到各种极端荷载作用，爆炸、恐怖袭击事件的发生对结构安全性产生了严重威胁，故结构对构件抗冲击承载力的要求越来越高。对于已有的结构，采用纤维增强复合材料(Fiber Reinforced Polymer，FRP)进行结构加固修复已开展了广泛研究，但现有研究大多基于静载试验。研究冲击荷载下FRP加固结构构件的抗冲击性能，对理解极端荷载下结构的力学行为和破坏机理具有重要理论意义和工程实用价值，可为结构抗冲击加固和抗冲击性能评估提供依据。

因冲击荷载加载速度快、作用时间短，导致材料应变率效应显著，国内外学者对冲击荷载下混凝土材料的力学性能已进行了大量研究[1-2]，而对钢筋混凝土结构构件在冲击荷载下的力学性能研究还相对较少。Banthia[3]对混凝土梁进行了落锤冲击试验，分两个阶段对梁的能量平衡进行了讨论，发现冲击能量分别由梁和装置吸收，梁获得的变形能远小于其动能，且大部分变形能由开裂耗散。Kishi等[4]对27根钢筋混凝土无腹筋梁进行冲击试验，发现梁的破坏模式与冲击速度有关，静载或低速冲击下发生弯曲破坏的梁在冲击速度较大时可能发生剪切破坏。Saatci等[5]对混凝土梁进行惯性影响分析，发现冲击作用前期，冲击力与惯性力平衡，后期主要由支座反力与惯性力平衡。Bhatti等[6]通过12根钢筋混凝土梁的冲击试验和LS-DYNA有限元分析，建立了一种剪切破坏分析的弹塑性动态分析方法，使得冲击力、支座反力、位移曲线的峰值误差在15%以内。因此，冲击荷载下混凝土结构构件的破坏机理与静载下不同，还需要进一步深入研究。

静载下FRP加固结构的相关研究已较为成熟，各国均提出相应规范[7-11]，但关于冲击荷载下FRP加固结构性能的研究较少。Erik等[12]分别采用CFRP材料和钢板加固混凝土梁，研究其在冲击荷载下的加固性能，试验结果显示FRP发生剥离破坏，构件抗弯强度提高。White等[13]研究了不同加载速率对CFRP加固梁性能的影响，证明快速加载对承载力、刚度、耗能均有所提高，但对延性和破坏模式影响不大。Tang等[14]观察到FRP能通过阻止裂缝开展来提高冲击荷载下的抗剪承载力，有效降低裂缝的宽度和数量，减小变形。已有研究多基于FRP动态加固性能的定性研究，关于冲击荷载下FRP加固结构的动态破坏机理方面的研究还很欠缺，如何合理评估冲击荷载下FRP的强度贡献值仍有待进一步研究。本文采用落锤试验机对冲击荷载下CFRP加固无腹筋梁的抗剪失效机理进行研究，可为正确揭示构件的抗冲击破坏机理，并合理评估加固梁的承载能力提供依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

共设计了1根静载试验梁和3根冲击试验梁，梁的截面尺寸和配筋如图1和图2所示，截面尺寸为150 mm×300 mm,净跨为1 860 mm，剪跨比为3.36。试件静载破坏类型设计为剪切型破坏，不配置腹筋而仅在底部配置3根直径16 mm的HRB400级钢筋，配筋率为1.45%，混凝土保护层厚度为25 mm。

图1 试件截面尺寸(mm)

图2 应变片和加速度传感器布置(mm)

试验主要研究FRP加固形式对无腹筋梁动态抗剪性能的影响，表1给出了各构件设计的详细参数、FRP加固形式以及主要的试验结果。其中，冲击试验设置1根未加固梁R-D作为参照梁，1根无锚固的FRP加固梁采用U型黏贴的FRP条带对无腹筋梁的抗剪承载力进行加固，条带宽度wf和间距sf分别为60 mm和120 mm，并设计了相应的静载试验进行对比。为防止FEP条带发生过早的端部剥离，设计1根带端部锚固的FRP加固梁，采用FRP压条进行端部锚固，加固梁的FRP黏贴形式如图3所示。各试件分别采用不同的冲击高度加载，从而获得不同的冲击速度和冲击能量，各次冲击落锤锤重保持不变，锤重为328 kg。

混凝土实测立方体抗压强度为35 MPa,弹性模量为31.4 GPa；钢筋屈服强度为515 MPa，极限强度为636 MPa，弹性模量为200 GPa。试验采用HITEX-C300型CFRP材料，CFRP布厚度为0.167 mm，拉伸强度为3 590 MPa，弹性模量为236 GPa。黏贴FRP条带前对混凝土表面进行处理，去除灰尘和薄弱层，将梁角部打磨为半径20 mm的倒角，以防止出现应力集中。

(a) U120-S和U120-D

(b) UA120-D

构件编号FRP条带间距sf/mmFRP端部锚固冲击高度H/m冲击速度v/(m·s-1)冲击能量E/J能量耗散Ea/JEa/E冲击力峰值Pmax,im/kN支座反力峰值Pmax,re/kN位移峰值smax/mm残余变形s/mm破坏类型U120-S120无锚固——————195.05.1—FRP剥离R-D——0.73.22170312750.75350.2142.22814—U120-D120无锚固1.75.44485529000.60650.3163.95549FRP剥离UA120-D120FRP压条2.16.10609235260.581102.7310.04742FRP拉断注:1.试件编号中的,“U”表示FRP布采用U型黏贴形式,“UA”表示U型黏贴+端部锚固,R-D表示参照梁;试件编号的数字“120”表示FRP条带的间距;“S”表示静载试验,“D”表示冲击试验。2.冲击能量E计算公式:E=0.5mv2

1.2 试验装置和测点布置

试验在湖南大学工程结构综合防护实验室进行，静载试验采用三点加载方式，即采用液压千斤顶在梁的跨中施加集中荷载进行加载；冲击试验利用图4所示的落锤试验机完成。落锤试验机通过落锤提升装置将锤体沿导轨提升至预定高度，松开夹头后落锤沿导轨自由落体冲击试验梁的跨中位置。锤头直径200 mm，可通过调整砝码数量改变落锤重量。 试验梁两端为铰支，支座处梁顶端放置压梁，压梁通过两根直径30 mm的拉杆固定并对构件施加预压力，防止冲击过程中试验梁脱离支座。梁两端支座处各设置了两个力传感器，用以测得冲击过程中的支座反力，锤头对梁施加的冲击力由锤头内置的传感器测得。

图4 冲击试验装置

试件浇筑时，在底部纵筋的跨中黏贴应变片，用于测试钢筋应变。试验前，在梁的跨中布置电阻式位移传感器测量跨中位置的位移响应，在FRP条带上黏贴应变片测量FRP应变的分布规律和变化特点；在梁测布置A1-A5共5各加速度计，以测得冲击过程中的加速度响应，如图2和图3所示。冲击试验的冲击力、支座反力、跨中位移和加速度由PXIe-1006Q动态数据采集仪采集，采样频率500 kHZ；钢筋应变和FRP应变由TST5912动态信号测试系统采集，采样频率为100 kHZ。

2 试验结果与分析

2.1 破坏模式分析

图5所示为静载试验和冲击试验后各试件的破坏形态。可见，静力荷载和冲击荷载作用下，无腹筋梁和FRP加固无腹筋梁均发生典型的剪切破坏，形成1-2条主斜裂缝。

静载试验过程表明，加固梁U120-S开裂荷载为60 kN，跨中首先出现竖向裂缝；随着荷载增大，各FRP条带之间均出现竖向裂缝，荷载达到160 kN时出现第一条斜裂缝，随后FRP条带剥离，斜裂缝宽度增大并迅速扩展贯通形成主斜裂缝。与斜裂缝相交的FRP条带均发生过早的剥离破坏，FRP的强度未得到充分的发挥。

如图5所示的未加固的无腹筋梁R-D，因抗剪承载力较低，在较低的冲击速度下发生了剪切破坏，沿约30°方向形成了一个由冲击点贯穿至支座处的主斜裂缝破坏面。加固梁U120-D于支座与1/3跨之间形成两个主斜裂缝破坏面，与斜裂缝相交的FRP条带发生局部剥离和脱落。UA120-D发生FRP压条断裂后的条带剥离破坏，跨中段产生了较多裂缝，主斜裂缝由支座贯穿至1/3跨处，主裂缝顶部位置，混凝土块剥落，支座端形成较宽的竖向裂缝。

图5 构件破坏形态图

与U120-S和R-D相比，构件U120-D和UA120-D斜裂缝离冲击点较远，是由于跨中FRP条带对斜裂缝开展的约束作用较强，故斜裂缝角度更大，仅与较少的条带相交。试件R-D、U120-D和UA120-D均于支座处形成较宽的竖向裂缝，这是由于主斜裂缝扩展延伸，支座处钢筋发生销栓作用，混凝土沿竖向撕裂造成的。

综上所述，无腹筋钢筋混凝土梁采用FRP加固后，主斜裂缝角度较未加固时更大；静力荷载和冲击荷载下FRP条带均易发生过早的剥离破坏，应对FRP条带进行可靠的锚固，使其强度得到充分发挥。

2.2 冲击力、支座反力、位移时程曲线和能量耗散

图6给出了各试件在不同冲击荷载下的冲击力和支座反力时程曲线，各构件具有相似的动力响应。冲击力时程曲线主要由两个波峰组成，冲击力在第一个波峰达到最大值，而后迅速降为0，第一个冲击力脉冲持续约1.4～2.0 ms，而第二个脉冲持续时间较长。各构件冲击力峰值和支座反力峰值如表1所示，冲击荷载下FRP加固梁的承载力明显高于静态承载力，说明材料的应变率效应显著。许斌等[15]的研究结果均表明，冲击速度越大，冲击力峰值越大，且梁的刚度也会显著影响冲击力峰值。由表1可知，试件R-D、U120-D、UA120-D的冲击力峰值依次增大，这是由于采用U形CFRP条带加固和端部压条锚固后，梁的刚度逐渐增大，且试验冲击速度依次提高。U120-D的冲击力峰值远高于R-D，而两者支座反力峰值相近，这是由于U120-D破坏程度更加严重，形成3条主裂缝将试验梁分为4块，耗散了更多的能量，故支座反力峰值未见提高。由图6可知，支座反力时程曲线较冲击力时程曲线的响应点稍有滞后，这是由于应力波是由跨中向支座传递的；且支座反力曲线出现较小的负值，这是由于锤头冲击试件时，由于惯性效应，支座端梁段具有向上运动的趋势，压梁施加的预压力得到释放，支座反力出现负值，随后支座反力快速增大至峰值。

(a) R-D

(b) U120-D

(c) UA120-D

图7给出了各试件的跨中位移时程曲线。跨中位移在约40 ms处达到峰值，由于冲击力作用时间极短，跨中位移可以认为是靠惯性作用达到峰值。FRP加固梁的刚度较未加固梁得到明显增强，UA120-D由于端部压条锚固较大增强了梁的刚度，其最大跨中位移小于U120-D。

冲击能量主要通过构件混凝土开裂、挠曲发展塑性与FRP-混凝土界面剥离和断裂等方式来耗散的，为衡量冲击过程中构件所耗散能量的比例，对各试件的冲击力-位移时程曲线进行积分，得到能量耗散Ea及耗能比例Ea/E如表1所示。可知，随着FRP加固量的增加和构件刚度增大，FRP加固梁在冲击过程中所耗散的能量占总冲击能量的比值不断减小。

图7 位移时程曲线

3 FRP加固梁抗冲击性能分析

3.1 动态抗剪失效机理分析

试验测得了钢筋和FRP条带的应变时程曲线，受拉为正，受压为负。对冲击作用过程进行分析，分别将钢筋应变、FRP应变及位移时程曲线乘以不同的系数，换算为相同量级后同冲击力、支座反力时程曲线进行比较，如图8所示。以U120-D为例进行抗剪失效机理分析，FRP应变片F2和F6分别与斜裂缝相交，故给出F2和F6的应变时程曲线。

如图8可知，冲击作用过程主要可以分为两个阶段。AB段为冲击作用的第一阶段，从锤头接触试件开始，冲击力迅速增大至峰值，跨中钢筋同时发挥作用，应变迅速增大，此阶段FRP条带应变为0，支座反力和跨中位移为0；可以认为此阶段无腹筋梁局部受冲击瞬间跨中段发生剪切破坏。BC段为冲击作用的第二阶段，此阶段支座反力由0增大至峰值，为支座处的剪切破坏阶段。BC段可进一步划分为BB’和B’C两段，BB’段第一个脉冲作用随着冲击力降为0而结束，此时支座反力和位移响应逐渐增大，钢筋应变曲线趋于平缓，FRP条带F6和F2先后发挥作用；B’C段随着冲击力第二个脉冲增大至峰值，钢筋应变和FRP应变再次迅速增大至峰值，同时支座反力达到最大值。当CFRP应变增大至峰值应变时，CFRP-混凝土界面发生剥离破坏。此后在惯性作用下试件位移继续增大，条带剥离后CFRP应变与试件变形无关，故F2与F6曲线出现下降段，这与Huo等[18]关于CFRP-混凝土界面动态黏结性能的研究结果是一致的。

支座反力时程曲线相对于冲击力时程曲线略有滞后，考虑为应力波由跨中向支座的传递时间。跨中FRP条带F2的增大先于支座端条带F6，说明了动态响应是由跨中向支座传递的。此外，冲击作用下靠近跨中处斜裂缝首先开展，随后支座段主斜裂缝开展，试件破坏，进一步验证了上述两个剪切破坏阶段。FRP条带F2与主斜裂缝相交，故其应变峰值高于条带F6。

图8 U120-D时程曲线对比

3.2 梁动态抗剪承载力讨论

冲击荷载作用的特点是加载速度快、作用时间短，冲击荷载下构件的破坏机理与静载下不同，关于如何合理评估构件抗冲击承载力的研究较少。已有的研究通常采用冲击力最大值或支座反力最大值来评估，Kishia[4]研究发现冲击过程中冲击力曲线频率较高，而支座反力曲线初始刚度与静载下相近，且曲线形式与位移曲线相近，认为支座反力最大值比冲击力最大值更能合理地描述抗冲击承载力；许斌通过加速度响应及惯性影响分析，认为冲击力最大值和支座反力最大值均不能准确评估抗冲击承载力。

本文根据冲击荷载下构件的抗剪失效机理，分两个阶段对构件的抗冲击承载力进行分析。第一阶段，支座反力无响应，以冲击力评估抗冲击承载力；第二阶段，支座端在支座反力作用下形成主斜裂缝，以支座反力评估构件抗冲击承载力。由于冲击过程中构件惯性影响较大，不考虑惯性力对计算荷载的影响，将导致承载力评价偏高[18-19]。考虑惯性力影响，从最高荷载中扣除惯性力数值，以获得梁在两个阶段的实际受力。惯性力计算可根据Saatci[5]，由沿梁长方向的加速度计A1-A5的测量值近似计算。冲击力和支座反力可表述为：

(1)

式中:Pim,max为冲击力峰值；Pre,max为支座反力峰值；Pin1和Pin2为第一、第二阶段的惯性力；Pud1和Pud2为第一、第二阶段的抗冲击承载力，且有

DIF=Pud/Pus

(2)

式中，DIF是冲击荷载下构件承载力的动态放大系数，Pus为构件的静态承载力。此外，根据文献[16]提供的抗剪承载力计算公式，未加固梁R-D静态抗剪承载力计算值Vus为48.7 kN，可计算承载力在两个阶段的DIF,如表2所示。

表2 两阶段动态抗剪承载力

由于本试验未测得混凝土应变时程曲线，根据R-D纵筋应变近似计算构件在冲击过程两个阶段的应变率

(3)

3.3 FRP抗剪承载力贡献

目前，静载下黏贴FRP加固混凝土构件的抗剪承

载力研究已较为成熟，各国均提出了相应的理论强度模型，梁的抗剪承载力可表示为：

V=Vrc+Vf

(4)

式中:Vrc为钢筋混凝土部分的抗剪承载力，对于无腹筋梁Vrc=Vc;Vc为混凝土对抗剪承载力的贡献;Vf为FRP对抗剪承载力的贡献。本试验各试件均发生剪切破坏，由构件抗剪强度实际值扣除混凝土的贡献可计算CFRP贡献值Vf，分两个阶段计算CFRP抗剪强度如表3所示。表3同时给出各强度模型的理论值，可见，梁U120-D-2的FRP条带在两个阶段的抗剪强度贡献值均高于静载下U120-S实际值和各规范理论值，相应的DIF分别为2.1和1.8，与以往CFRP-混凝土界面动态抗剪承载力比较[18]，结果较为吻合。试验梁U120-D由于在第一阶段经受一定程度损伤，在第二阶段FRP条带开始出现剥离，导致抗剪承载力降低，即Vf2值低于Vf1；对于梁UA120-D，由于采用了端部锚固，试件第一阶段的损伤较小，并可有效避免第二阶段CFRP条带发生过早的剥离破坏，破坏模式变为FRP压条拉断破坏， FRP的的增强作用更大，故Vf2值高于Vf1。梁UA120-D-2的Vf1和Vf2较U120-D分别提高了117%和92%，本试验说明冲击荷载下FRP易发生剥离，其抗剪强度难以有效利用，故实际加固中应进行可靠的端部锚固。

表3 FRP强度理论值与计算值

4 结 论

本文进行了四根FRP加固无腹筋梁的落锤冲击试验，对比了不同FRP加固形式下构件的破坏模式和动态响应，对冲击荷载下梁的动态抗剪机理以及抗冲击承载力进行讨论，分析了FRP的抗剪强度贡献值，得到如下结论：

(1) 冲击荷载下无腹筋钢筋混凝土梁和FRP加固无腹筋钢筋混凝土梁均发生典型的剪切破坏，形成1-2个主斜裂缝破坏面，钢筋发生销栓作用；未加固梁主斜裂缝由跨中贯穿至支座处，FRP加固梁主斜裂缝角度明显增大。

(2) 冲击荷载下无腹筋梁的抗冲击失效过程分为两个阶段，即跨中局部受冲击瞬间的剪切破坏阶段和随后的冲击作用点指向支座处的剪切破坏阶段。

(3) 根据冲击力和支座反力从抗剪失效的两个阶段能较为合理评估FRP的抗剪强度。冲击荷载下FRP条带在两个阶段的抗剪强度贡献值均高于静载下的贡献值和规范理论值。

(4) 采用FRP压条进行端部锚固后，FRP在两阶段的贡献值均得到大大提高，发生FRP条带拉断破坏，利用效率大大提高。构件进行动态抗剪加固时，FRP条带应进行可靠的端部锚固。

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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

国家重点基础研究发展计划资助(“973”计划)(2012CB026204)；教育部新世纪优秀人才计划(NCET-11-0123)

2016-02-25 修改稿收到日期：2016-06-16

霍静思 男，博士，教授，1970年生

TU375.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.15.028