粘钢加固及粘钢板与CFRP复合加固损伤RC板抗弯试验研究

龚永智，康爽†，刘梦婷，梁广威，阳宇

（1.中南大学土木工程学院，湖南长沙 410075；2.湖南中大设计院有限公司，湖南长沙 410014；3.中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北武汉 430063；4.国网湖南省电力有限公司安乡县供电分公司，湖南常德 415600）

由于设计年代久远以及自然环境等因素的影响，我国现有许多桥梁均存在老化受损的现象，影响了结构的承载力及可靠性，比较经济的处理方法是对其采取加固措施以延长结构的使用寿命[1].粘贴钢板加固法（以下简称“粘钢加固”）[2-6]和粘贴纤维复合材加固法[7-10]是目前应用较广泛的两种加固方法，均可有效提高构件的抗弯性能[11].但单一材料加固法往往存在一定的局限性，结合两种材料的优点，卢亦焱等[12-14]对CFRP与钢板复合加固（下文简称“复合加固”）构件的受力性能进行了相关研究，结果表明复合加固能改善单一材料加固效果.粘钢加固中钢板厚度通常受到一定的限制[1]，工程上采用薄钢板加固受弯构件无法满足承载力要求，且施工条件限制不便于采用厚钢板加固时，可考虑采用复合加固的形式.已有加固研究主要针对现浇[5-6，11-14]、预裂（预损）[3-4，10]以及锈蚀构件[2，7-8]等，其中预损及锈蚀构件主要由人为造成损伤状态，与实际服役后的构件受力性能存在差异.目前国内外针对既有损伤受弯构件粘钢加固和复合加固的抗弯性能试验研究较少.

本文为探究针对既有损伤构件粘钢加固与复合加固的加固效果，选取了7块建于1958年的某座旧桥（该桥为一座已服役近60年的11跨简支混凝土板桥，桥面板受损情况见图1）更换下来的桥面板，对其分别采用粘钢加固和复合加固后进行抗弯性能试验研究.分别对比分析了不同厚度的钢板加固、不同层数CFRP与不同厚度钢板复合加固后试验板的破坏形态、承载力、裂缝、刚度及应变等方面，并依据现有规范对粘钢加固构件的承载力进行计算以验证规范的适用性，同时提出了考虑原板损伤影响的粘钢加固和复合加固既有损伤构件承载力计算公式，其计算结果与试验结果吻合良好，可为加固既有损伤RC构件提供实际参考.

图1 既有损伤RC板受损情况Fig.1 Damage condition of existing damaged RC slabs

1 试验设计

1.1 试验构件参数

图2 材料性能试验Fig.2 Material performance tests

图3 试验构件的尺寸及配筋详图（单位：mm）Fig.3 Dimensions and reinforcement details of specimens（unit：mm）

各试件的加固设计参数列于表1.CFRP选用日本东丽公司生产的UT70-30型碳纤维布，每列一层CFRP尺寸为3 200 mm（长）×250 mm（宽）×0.167 mm（厚）；钢板型号为Q235钢，每列钢板尺寸为3 200 mm（长）×200 mm（宽），实测6 mm厚钢板屈服强度fpy=295 MPa，抗拉强度fp=424 MPa，由于钢板厚度相差不大对强度影响较小，2～6 mm厚度钢板强度近似取为一致.采用M12的膨胀螺栓对钢板进行锚固，加固材料和黏结剂的基本性能指标列于表2.复合加固过程中先粘贴碳纤维布，随后在锚固螺栓设计位置植入化学膨胀螺栓，其上粘贴钢板并进行锚固.具体加固方式和锚固形式如图4所示.

表1 试件加固设计参数Tab.1 Parameters of specimens reinforcement design

表2 加固材料及黏结剂基本性能指标Tab.2 Details of reinforcing materials and binders used in the test

1.2 测量仪器布置

试验中百分表（共10个）分两列布置于试验板支座、1/4跨以及跨中位置，测点位于板边缘内侧50 mm处，用以测试试件的变形情况，取两列读数的平均值作为最终结果.应变片（共14个）在加固完成后于两列钢板跨中、1/4跨以及支座处粘贴，用以测定试件加载过程中钢板应变变化情况.应变片布置见图4.

图4 试验构件板底加固和锚固方法（单位：mm）Fig.4 Reinforcement and anchorage methods at the bottom of specimens（unit：mm）

1.3 加载制度

试验采用跨中单点加载.采用欧维姆100T液压千斤顶进行单调分级加载（荷载梯度为5 kN，每级加载持续120 s），加载前先预压至10 kN.为避免板局部受压破坏，加载点处布置宽200 mm、厚20 mm的钢垫板，垫板下铺细砂并于试验前预压，保证其与混凝土均匀接触.加载示意图见图5.

图5 加载示意图Fig.5 Loading diagram

2 试验结果及分析

2.1 试验现象与分析

各试件的裂缝分布形态示于图6，试验结果见表3，典型破坏特征如图7所示.

图6 试件裂缝分布图Fig.6 Crack distribution diagrams of each specimen

B0加载时首先板底跨中产生横向通长裂缝，板侧竖向裂缝增加，继续加载次裂缝不再增加而跨中主裂缝不断扩宽且沿板高方向迅速延伸，跨中挠度迅速增大，随后荷载急剧下降，受压区混凝土并未明显压碎，破坏类似于板折坏，与受弯少筋构件的脆性破坏相似.因B0板在加载前表面已存在微裂等损伤，略微加载板即开裂，故开裂荷载与峰值荷载之间存在差距，已有研究[15]有类似结论.本文依据B0试验中裂缝特征、破坏时压区混凝土未压碎、荷载位移曲线产生屈服拐点后迅速破坏以定义其为少筋破坏.分析其原因可能是一方面混凝土碳化及微裂等损伤导致加载前期板角部保护层崩裂，边缘钢筋丧失作用；另一方面板内钢筋的锈蚀影响了其与混凝土之间的黏结性能，导致整体受力性能劣化.

表3 主要试验结果Tab.3 Main test results

B1、B2、B3的试验现象相似.以B2为例，加载初期试件挠度变化很小；当P＞180 kN时，试件跨中及附近开始出现细微裂缝，裂缝数量逐渐增多；荷载增加到395 kN时，试件挠度增长加快，裂缝扩宽且沿板高方向发展，此时能听到钢板轻微剥离声音；当P＞452 kN时，试件跨中及附近钢板剥离，跨中挠度增长到72.73 mm，随后荷载急剧下降，试件破坏，此时钢板已屈服，受压区混凝土被压碎，呈现出适筋破坏的特征.B1破坏时钢板未发生明显剥离.由此可见，粘钢加固可明显改善试件的破坏形态，提高试件的安全储备.

B4、B5、B6加载初期现象与B2相似.加载后期，均出现跨中及附近CFRP和钢板剥离.达到各自的峰值承载力时，钢板均已屈服，B5和B6受压区混凝土被压碎.B4最后因CFRP拉断而破坏，受压区混凝土未被压碎.本试验中材料剥离均发生在临近破坏时，此时加固材料的作用已得到充分发挥.故当选择粘贴多层CFRP和较厚的钢板时需做好相应的黏结锚固措施，以防止剥离破坏的发生.

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图7 典型破坏特征Fig.7 Typical characteristics

2.2 承载力分析

试件荷载结果对比见图8.由于既有损伤板在试验过程中无法监测板内钢筋应变情况，为了对比分析，B0试件的屈服荷载取荷载-位移曲线出现明显拐点处对应的荷载值；粘钢加固及复合加固后构件仍基本符合平截面假定[16-17]，钢板屈服时钢筋近似屈服，文中B1～B6试件的屈服荷载取钢板屈服时对应的荷载值.由表3可知，相比于B0，B1～B3的屈服荷载分别提高了51.1%、127.0%和164.4%，峰值荷载分别提高了52.5%、126.0%和162.5%；B4～B6屈服荷载分别提高了69.5%、141.4%和150.0%，峰值荷载分别提高了87.0%、148.0%和158.5%，说明粘钢加固和CFRP与钢板复合加固均能有效提高试件的承载力.

粘钢加固试件承载力提高幅度随钢板厚度增大而增大.B5的屈服荷载和峰值荷载较B4分别提高了42.4%和32.6%；B6的屈服荷载和峰值荷载较B5分别提高了3.6%和4.2%，可见复合加固中钢板对试件承载力的提高起主要贡献作用.同2 mm钢板厚度下的复合加固试件相较于仅粘钢加固试件的屈服荷载提高12.2%，峰值荷载提高22.6%；4 mm钢板厚度下屈服荷载平均提高8.2%，峰值荷载平均提高12.1%，可知同钢板厚度条件下复合加固相较于仅粘钢加固对承载力的提高效果更佳，且钢板厚度越小，提高幅度越大.

图8 试件屈服荷载及峰值荷载对比Fig.8 Comparison of yield load and peak load of specimens

2.3 刚度分析

图9为各试件的荷载-跨中位移曲线图.由图9看出未加固试件B0曲线趋势一直上升迅速达到峰值随后急剧下降，并没有延性缓增段，其破坏呈脆性.相比于B0，加固试件达到开裂荷载时曲线斜率并未发生明显变化且整体曲线斜率明显增大，说明粘钢加固和复合加固均能有效提高试件的抗弯刚度，且曲线中试件达到峰值荷载前还有较长的位移缓增段，说明加固也能使试件具有良好的变形能力，这与已有研究[5-6]成果类似.

粘钢加固中同荷载作用下构件跨中挠度随钢板厚度增加而减小，说明增加钢板厚度能较大程度地提高试验板的抗弯刚度；复合加固中同荷载作用下B5跨中挠度远小于B4，而B5和B6的荷载-位移曲线比较接近，这说明CFRP粘贴层数的增加对试件刚度的提升效果不及钢板明显.仅粘贴2 mm钢板的B1试件峰值挠度最大，这是因为试验过程中B1试件一直未发生剥离现象.B4相较于B1峰值挠度减少了21.39 mm，B5相较于B2峰值挠度减少了22.41 mm，B6相较于B2峰值挠度减少了39.94 mm，可知复合加固对比于粘钢加固，可减小试件的跨中挠度，提高试件的刚度.

图9 试件荷载-跨中位移曲线图Fig.9 Load-mid-span displacement curve of specimens

2.4 裂缝分析

各试件开裂荷载对比结果如图10所示，可见试验板的开裂荷载随加固量增大而增大.表3中B1～B3的开裂荷载较B0分别提高了78.95%、89.47%和110.53%；B4～B6的开裂荷载较B0分别提高了78.95%、131.58%和152.63%.试验板的裂缝分布情况如图6所示，随着加固量的增大，试件主裂缝宽度变窄，次裂缝细密且数量增多，分布范围沿板长方向扩大，说明粘钢加固及复合加固均能有效抑制裂缝的开展且使板整体受力更充分.此外，同条件下复合加固相比于粘钢加固，构件的开裂荷载最高提升33.3%、次生裂缝多、裂缝分布更均匀，说明复合加固延缓裂缝产生、抑制裂缝开展效果优于粘钢加固.

图10 试件开裂荷载对比Fig.10 Comparison of cracking load of specimens

2.5 钢板应变分析

图11为加固试件跨中钢板荷载-应变曲线图.据图11可知钢板的屈服应变在1 650 με 左右，B1试件钢板最大应变达到17 745.6 με，其余5个试件因临近破坏时钢板发生剥离，其应变也均在11 000 με 左右，说明加固中钢板均充分发挥了抗拉作用.B1和B4由于钢板厚度为2 mm，荷载作用下钢板更早达到屈服.

图11 跨中钢板荷载-应变曲线图Fig.11 Load-strain curve of mid-span steel plates

对比B1、B2、B3曲线可知，随着钢板厚度增加，钢板屈服荷载增大，试件峰值承载力得到提高.B2、B5、B6试件钢板的屈服荷载随CFRP层数的增大而增大，这表明复合加固中CFRP能有效协同钢板受拉，发挥其加固作用.

3 承载力计算

3.1 规范适用性检验

按现行规范[16，18-19]对普通构件以及粘钢加固构件承载力进行计算.规范[16，18]规定：既有结构的设计中既有部分混凝土、钢筋的强度设计值应根据强度的实测值确定.本文中混凝土材料分项系数按规定[18]取1.4，钢筋分项系数取1.1，则既有结构中混凝土抗压强度设计值fc0=14.54 MPa，A16钢筋强度设计值258.64 MPa，A8钢筋强度设计值260.09 MPa.代入材料设计值得到设计计算结果见表4.对于未加固试件B0，设计计算值略大于试验值，造成此结果的原因是原板服役多年累积损伤导致其承载力降低，而规范中并未计入既有损伤的影响.对于粘钢加固试件承载力的计算，实际承载能力比设计承载能力高13%～28%，有一定的安全储备，这表明这两部加固规范仍适用于粘钢加固既有损伤RC板的抗弯承载力设计计算.

表4 B0～B3试件承载力规范设计计算值Tab.4 Calculation value of standard design for bearing capacity of B0～B3 specimens

3.2 粘钢加固承载力计算

作者在同批既有损伤板研究[20]中计算得出既有损伤板承载力降低主要是由钢筋与混凝土之间黏结力降低及混凝土微观损伤造成的，此结论同样适用于本文同批次板.根据前期本课题组相关研究[21]，同批板的混凝土损伤本构与规范本构曲线除特征点略微下降之外并无明显差异，表明混凝土抗压强度并未因微观损伤大幅降低，故本文试件损伤机理主要考虑钢筋与混凝土之间的黏结损伤.文中原属适筋构件的B0受弯时因受拉区混凝土裂缝开展过宽、试件变形过大而发生脆性破坏，表现出明显黏结损伤的影响.

为计入原板损伤对承载力的影响，本文在计算中考虑引入钢筋作用折减系数γ 以对拉压区进行相应折减，根据试验结果γ 取为0.895.在规范[16，18-19]计算承载力公式中考虑钢筋拉压作用的项均乘以钢筋作用折减系数γ，具体公式在此不再赘述.计算结果见表5，表中设计计算值均取材料设计强度进行计算；计算值取实测材料强度进行计算.

表5 B0～B3试件计入损伤影响的承载力理论计算值Tab.5 Theoretical calculation value of bearing capacity for B0～B3 specimens considering damage effect

表5中计入原板损伤影响的未加固试验板B0计算后实际承载能力比设计承载能力高约9.4%，相比未计入损伤时结果偏安全，代入材料实测强度后精度达到0.997，表明引入钢筋作用折减系数后跟实际情况吻合较好.考虑原板损伤后的粘钢加固试件设计计算结果留有20%～33%的富余度，且计算值与实际值平均误差为12.9%，具有较高的精度.

3.3 复合加固承载力计算

现有加固规范尚未对复合加固受弯构件提出计算公式，根据文献[17，22-23]中探究复合加固RC梁的承载力计算方法，对本次复合加固构件进行试算，计算结果示于表6.文献[17]计算时引入了粘贴面内CFRP合力的折减系数，而本文试验板破坏前CFRP一直未发生明显剥离破坏，故并不符合本文试验板的破坏机理.文献[22-23]给出公式一致，但计算时材料强度分别取实测强度和设计强度，表中可知虽设计计算值满足要求，但代入实测强度时所有构件计算值均高于实测值，究其原因是文献[22-23]中提出的公式是偏于理想状态下复合加固构件的承载力计算，并没有考虑既有损伤的影响.

表6 B4～B6试件峰值荷载实测值与文献计算值对比Tab.6 Comparison between measured values of ultimate loads of B4～B6 specimens and calculated values in literatures

为了贴合既有损伤构件的实际情况，本文在复合加固既有损伤构件承载力计算公式中同样考虑引入钢筋作用折减系数.复合加固设计中，按适筋构件进行设计计算时破坏形态主要有两种：1）钢筋及钢板屈服后，CFRP达到峰值拉应变而拉断，此时受压区混凝土尚未压碎；2）钢筋及钢板屈服后，混凝土被压碎，此时CFRP未达其峰值拉应变.设计计算时按式（1）判断破坏模式，当xn＞xcfb时，破坏模式为受压区混凝土压碎，按公式（2）进行承载力计算；当xn＜xcfb时，破坏模式为CFRP拉断，按公式（3）进行承载力计算.

式中：εcu为混凝土峰值压应变，取为0.003 3；[εcf]为CFRP峰值拉应变允许值，一般取0.01；εi为CFRP及钢板滞后应变，按文献[24]中方法计算；εy和εpy分别为钢筋、钢板的屈服应变；fc0、fy0分别为既有结构混凝土和拉压钢筋强度设计值；fpy为钢板抗拉强度设计值；Ap、Acf、As和分别为钢板、CFRP和拉压钢筋的截面面积；当混凝土强度等级为C50以下时，α1=1.0，β=0.8；γ 为考虑钢筋作用的折减系数，本文根据试验结果取为0.895.应用上述公式对本文试验板B4～B6以及文献[25]中梁LCG-2和LCG-3进行理论计算，设计计算值均代入材料设计强度，计算值代入材料实测强度，计算结果列于表7.

由表7数据可以看出，所有试件设计计算值与试验值相比仍留有15%～26%的富余度，保留了一定的安全储备；本文试验板计算值与试验值误差在5%以内，表明公式计算结果和实际情况吻合良好.由于目前很少有复合加固既有损伤构件的研究，文献[25]只是对现浇构件进行负载再加固，其破坏模式有一定的区别，且文献中并未给出钢筋及混凝土实测强度，其计算值与试验值误差在12%以内，吻合也较好，说明该公式可应用于复合加固既有损伤RC构件抗弯承载力计算.实际工程中通过公式计算加固构件承载力，避免加固不足以致不能满足实际工程需求，也不能一味地追求加固量过度粘贴钢板及CFRP，以免发生超筋破坏及剥离破坏，工程中需做好锚固措施以极力避免此现象的发生.

表7 计入损伤影响的试件峰值荷载实测值与理论计算值对比Tab.7 Comparison between measured value of specimens peak load and theoretical calculation value considering damage effect

4 结论

1）对于服役多年的既有混凝土受弯构件，由于混凝土微裂、钢筋锈蚀等损伤，构件受弯破损时可能出现“少筋”的破坏形态.

2）对于既有损伤混凝土板，采用粘钢加固及粘钢板与CFRP复合加固均能大幅提高其抗弯承载力，粘贴2 mm、4 mm和6 mm厚钢板试件的承载力分别提高52.5%、126.0%和162.5%，复合加固试验板承载力分别提高87.0%、148.0%和158.5%；两种加固方式均能有效提高试验板的整体刚度，改善试件破坏形态，抑制裂缝的发展.

3）采用粘钢加固既有损伤混凝土受弯构件时，加固效果随钢板厚度增大而增大；采用钢板和CFRP复合加固时，CFRP的加固作用能得到充分的发挥；当工程上粘钢加固无法满足要求时，可采用粘钢与CFRP复合加固的形式.

4）现行规范和规程仍适用于粘钢加固既有损伤RC板的抗弯承载力计算；考虑既有损伤的影响，本文提出粘钢加固及粘钢板与CFRP复合加固既有损伤RC构件抗弯承载力的计算方法，其计算值与试验值吻合良好.