0 引言

　　 在现实工程中，采用粘钢加固或锚贴钢板加固钢筋混凝土梁是常见的方法。但是大量试验研究表明，采用粘钢加固的混凝土梁，外贴钢板易从附着的混凝土表面剥离，这种脆性破坏使外贴钢板的抗拉强度得不到充分发挥 ^[1,2]。

　　 锚贴钢板加固是用各类锚栓将钢板固定于混凝土表面的加固方法。国内外学者对此展开了大量研究。Barnes、甘元初等 ^[3,4]通过试验比较粘钢加固与锚贴钢板加固的加固效果，结果表明锚贴钢板加固梁具有更高的承载力和更好的延性。但是目前，大量学者的研究多集中于梁底锚贴钢板 ^[5,6,7,8]。梁底锚贴钢板相当于增加了梁底受拉纵筋的面积，提高混凝土梁的承载力的同时，梁的延性却大大降低，并且带来了超筋的风险。文献[9-11]提出了梁侧锚贴钢板的加固方法，虽然一定程度上改善了梁底锚贴钢板加固的延性降低问题，但是加固梁钢板与混凝土界面的滑移问题以及梁侧钢板受压带来的钢板屈曲失稳问题及却不可避免。

　　 图1 试件SJ-1～SJ-3截面构造图 

　　  

　　 为了充分发挥钢材的材料强度，提高加固梁的受力性能，本文参照U形外包钢组合梁的结构形式和原理 ^[12],提出采用锚焊U形钢板加固混凝土梁，通过试验探究此加固梁的受力性能、破坏机理和破坏形态以及钢板和混凝土梁共同作用机理，并采用数值模拟的方法分析了配筋率、翼缘抗剪螺栓间距和梁底抗剪螺栓间距、侧板抗屈曲螺栓数量和钢板厚度对此加固梁的加固效果、极限承载力和延性的影响。

1 试验概况

1.1 试验设计

　　 本文设计制作了3根T形钢筋混凝土试验梁，梁编号分别为SJ-1,SJ-2,SJ-3,试件设计参数如表1所示。梁全长4 200mm、高400mm, 其中腹板高300mm、宽200mm, 翼缘部分混凝土高100mm、宽600mm。梁底配置不同根数18纵筋，梁顶配置212架立筋，同时梁内设双肢ϕ8@150箍筋。混凝土翼缘内按构造配筋。加固钢板的厚度为6mm, 加工成带翼缘的U形截面加固混凝土梁。各表面钢板切割成型后依次安装，采用焊接拼接，不仅可以让钢板与混凝土接触面不易产生空隙，使结构胶更好地发挥性能，而且便于施工。在外包钢板的翼缘和底板上安装直径分别为12mm和16mm的螺栓，传递纵向剪力的同时增加抗拔力。腹板处钢板安装直径为12mm的对穿螺栓，限制钢板的屈曲变形和钢板与混凝土界面的滑移 ^[13]。所有螺栓紧固后用电焊加固，避免螺栓与钢板的滑动，增强加固梁的整体性。各试件截面构造见图1。

1.2 材料性能

　　 本文试件紧固螺栓采用4.6级普通螺栓，屈服强度为240MPa, 抗拉强度为400MPa。表2～4为钢板、混凝土立方体、钢筋力学性能。

　　 试件设计参数 表1

试件编号	梁底配筋	翼缘螺栓 间距/mm	梁底螺栓 间距/mm	腹板螺栓 间距/mm
SJ-1	318	200	200	300
SJ-2	418	200	200	300
SJ-3	318	400	400	300

 

　　  

　　 钢板力学性能 表2

钢材 型号	厚度 /mm	屈服强度 /MPa	极限强度 /MPa	伸长 率/%	弹性模 量/MPa
Q235	6	306	460	30.9	206 000

 

　　  

　　 混凝土立方体抗压强度 表3

混凝土强度等级	试块规格/mm	实测强度/MPa
C35	150×150	40.3

 

　　  

　　 钢筋力学性能 表4

钢筋牌号	直径/mm	屈服强度/MPa	极限强度/MPa	弹性模量/MPa
HPB300	8	382	468	206 000
HRB400	12,18	475	570

 

　　  

　　 图2 加载装置示意图 

　　  

1.3 加载方案

　　 本文试验为单调静力加载试验，采用四点弯曲加载方案。将梁倒置，呈卧位，使用2个200t油压千斤顶和反力钢梁施加荷载，加载装置如图2所示。正式加载前先分三级预加载至30kN,每级荷载10kN,检查试验装置是否正常工作，观察对称位置的应变片读数，判断试件安装是否对中。正式加载时，用荷载控制分级加载，每级荷载增加幅度为试件梁预估屈服荷载F_y(以受拉纵筋的屈服强度为试件梁的屈服荷载值)的20%,当荷载加至80%F_y时，将每级荷载增幅调成10%F_y,试件屈服后将每级荷载增幅调成5%F_y,直至试件破坏。

　　 图3 试件SJ-1的整体破坏形态  

　　  

　　 图4 混凝土翼缘被压溃 

　　  

　　 本文试验采用位移计采集钢板与混凝土梁表面相对滑移量，在跨中及加载处沿竖向分别在翼缘、侧板和底板处粘贴应变片采集钢板的应变，在跨中梁底受拉钢筋处采用应变片采集钢筋应变，在跨中和加载点处的梁顶沿宽度方向布置应变片，采集混凝土应变。

2 试验结果及分析

2.1 破坏过程及形态

　　 各试件破坏形态相似，其中试件SJ-1的整体破坏形态如图3所示。加载前期，试件处于弹性受力阶段，位移增长缓慢。由于试件外部被钢板包裹，无法观测裂缝发展情况，主要通过辨别加载过程中的声响及翼缘混凝土的破坏情况来判断试件的受力状态。加载到0.25P_u(P_u为极限承载力)时，试件发出“嘣嘣”的响声，表明钢板与混凝土界面的胶结作用被破坏。加载到0.57P_u 时，试件SJ-1和SJ-3底板开始屈服。加载到0.79P_u 时，试件受拉纵筋开始屈服。加载到0.92P_u时，试件纯弯区底板全部屈服，此时位移增长较快。控制加载速率，加载到1.0P_u时，试件受压区混凝土突然被压溃，如图4所示。观察梁破坏后形态发现，各试件钢板均未发生屈曲变形，钢板与混凝土界面仅产生微量滑移(图5)。在不同配筋率及不同螺栓间距的情况下，加固梁均表现出了良好的整体性和变形性能。

2.2 荷载-跨中挠度曲线

　　 图6为各试件的荷载-跨中挠度曲线。图中曲线大致可分为3个阶段：线性上升段(弹性阶段)、非线性上升段(弹塑性阶段)和下降段(达到极限荷载之后的破坏阶段)。曲线的变化规律符合延性的弯曲破坏特征。从图中还可以看出，试件SJ-2与SJ-1相比，相同加固条件下，两根加固梁拥有相似的曲线，固有配筋率高的SJ-2拥有更大的刚度和强度。试件SJ-3与SJ-1相比，两者刚度几乎相同，试件SJ-3的极限荷载只略小于试件SJ-1。

　　 图5 钢板与混凝土界面产生微量滑移 

　　  

　　 图6 试件荷载-跨中挠度曲线 

　　  

　　 表明在抗剪措施足够的条件下，增大翼缘螺栓间距和梁底螺栓间距，并不会影响梁的受力性能。

2.3 应变分布

2.3.1 混凝土压应变

　　 图7为各试件跨中梁顶混凝土应变曲线。由图可见，各试件跨中梁顶混凝土的应变发展情况大致相同：加载初期，荷载与应变大致呈线性变化，荷载达到0.79P_u时，曲线出现明显拐点，应变增长速度加快，荷载达到0.92P_u时，应变迅速增加，荷载到达1.0P_u时，应变到达混凝土极限压应变，此时试件梁顶受压区混凝土被压碎。

2.3.2 纵筋应变

　　 图8为各试件跨中梁底纵筋应变曲线，图中应变值为纵筋各测点应变平均值。从图8可以看出，各试件跨中梁底纵筋应变曲线也呈现相似性：开始阶段，应变缓慢线性增长，荷载达到0.79P_u时，纵筋应变达到屈服应变，但之后试件SJ-1纵筋应变曲线有明显拐点，应变快速增加，试件SJ-2和SJ-3的纵筋应变曲线变得平缓，可能原因是试件屈服后，受拉区混凝土裂缝扩展，导致试件内部应力分布情况不同。试件SJ-1和SJ-3纵筋屈服时的荷载基本相同，说明改变翼缘螺栓间距和梁底螺栓间距并没有影响前期的加固效果，内部混凝土梁在加载前期承担了相同的荷载。

　　 图7 各试件跨中梁顶混凝土应变曲线 

　　  

　　 图8 各试件跨中梁底纵筋应变曲线 

　　  

　　 图9 各试件跨中底板应变曲线 

　　  

　　 图10 各试件跨中侧板沿高度方向的应变曲线 

　　  

2.3.3 底板应变

　　 图9为各试件跨中底板应变曲线。从图中可以看出，试件SJ-1和SJ-3的跨中底板应变曲线接近，在加载初期发展较为缓慢，荷载达到0.57P_u时，底板应变达到屈服应变，跨中底板屈服。荷载达到0.79P_u,也就是纵筋屈服的特征点之后，曲线开始变陡，底板应变增长速度变快，荷载达到0.92P_u时，曲线斜率继续变陡，底板应变急速增长，直至应变片被拉坏。试件SJ-3和SJ-1相比，加大底板螺栓间距，没有影响加固梁的受力性能，底板与混凝土梁整体性没有被破坏。试件SJ-2底板应变发展缓慢，荷载达到0.92P_u时，底板应变才达到屈服应变。表明由于配筋率的提高，钢板内的混凝土梁承担了更大荷载，加固效果变差。

2.3.4 侧板应变

　　 图10(a)～(c)分别为试件SJ-1,SJ-2,SJ-3跨中侧板沿高度方向的应变曲线。从图中可以看出，越靠近梁底，侧板部分应变发展越快，越早达到屈服。试件SJ-1和SJ-3荷载达到0.79P_u时，侧板沿高度方向3个测点应变全部达到屈服应变。试件SJ-2荷载达到0.62P_u时，跨中侧板靠近梁底部分的应变率先达到屈服应变，荷载临近极限荷载P_u时，侧板应变沿高度方向基本都能达到屈服应变，表明本文加固方法最大程度地发挥了侧板的材料性能，加固效果良好。

2.4 钢板与混凝土界面滑移

　　 图11为各试件端部翼缘钢板与混凝土界面滑移曲线。由图可见，在加载初期，试件端部翼缘钢板与混凝土界面之间几乎没有滑移。随着荷载的增大，滑移量开始增大，并且增长速率不断增快。由于抗剪螺栓间距的增大，试件SJ-3滑移量的增长速率明显高于试件SJ-1和SJ-2,并且最大滑移量也大于其他两根试件。表明减小抗剪螺栓间距能够减小钢板与混凝土界面的滑移量，增强钢板与混凝土的整体性。

　　 图11 各试件端部翼缘钢板与混凝土界面滑移曲线 

　　  

2.5 试验结果分析

　　 分析试验结果可知，3根试件受力状况良好。在受到试验给定荷载时，试件SJ-1和SJ-3荷载达到0.57P_u时，跨中底板应变达到屈服应变，荷载达到0.79P_u时，跨中侧板沿高度方向应变全部屈服，此时纵筋应变也达到屈服应变，荷载达到1.0P_u时，受压混凝土被压碎，试件破坏。试件SJ-2由于配筋率较高，跨中外包钢板在荷载超过0.92P_u时才基本全部屈服。3根试件总体破坏特征属于延性的弯曲破坏，加固钢板没有发生屈曲失稳的现象，钢板与混凝土界面的相对滑移量也控制得较好，表明本文加固方法能够适用于混凝土梁的抗弯加固。

3 有限元模拟

3.1 有限元模型

　　 本文以试验试件为基础，按照试验试件尺寸和加载模式，采用软件ABAQUS建立模型，模拟分析加固梁受弯破坏的力学性能，有限元模型如图12所示。为了模拟实际试验中加固梁的受力状态，同时为了避免产生应力集中现象而导致模型收敛困难，在梁底部两端支座处以及梁顶加载处分别设置了弹性刚垫块和分配梁，模型采用实体单元C3D8R。混凝土、钢板和螺栓同样采用实体单元C3D8R建模，钢筋采用T3D2桁架单元。

　　 图12 有限元模型 

　　  

3.2 材料的本构关系

　　 模型中的混凝土应力-应变曲线采用的是《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010) ^[14]中的塑性损伤模型，弹性模量为3.0×10¹⁰N/m²,泊松比为0.3。外包钢板和螺栓采用的本构模型为双线性强化模型，钢筋采用理想弹塑性模型，屈服强度f_y与极限强度f_u按照试验实测强度取值，弹性模量为2.06×10¹¹N/m²,泊松比为0.2。

3.3 相互接触

　　 钢筋和螺栓与混凝土接触段使用Embedded的方式嵌入混凝土内。钢板与混凝土的接触面考虑法向与切向两个方向的作用：法向定义为“硬接触”,并且允许受力后两者分离，可以模拟钢板的屈曲失稳状态；切向用罚函数定义，摩擦系数设为0.2。由于实际构件制作过程中，螺栓安装紧固后采用焊接加固，因而螺栓与钢板接触部分，采用绑定(Tie)的方式来模拟。混凝土梁和垫块、分配梁之间的相互作用关系，同样采用绑定(Tie)的方式来模拟。

3.4 模拟与试验结果对比

　　 图13为跨中挠度的有限元模拟结果与试验结果对比。从图中看出，跨中挠度有限元模拟的结果和试验结果大致吻合。与试验结果相比，在加载初期，有限元模型的刚度较大，可能原因为：试验采用的垫块、传递梁和反力架不是绝对弹性的，在受到外部荷载时，会产生微小的应变，导致加固梁产生少量刚性位移。随着加载的持续进行，有限元和试验的跨中挠度曲线接近平行，刚度趋于一致。本文将纵筋屈服时的荷载值作为本文加固梁的屈服特征值。表5为试验和有限元模拟的荷载特征值及其对应的挠度值。从表中可以看出，有限元模拟和试验结果非常接近。由于现场试验装置非绝对弹性，导致试验特征点位移值均大于有限元模拟，但是并不影响结果分析。有限元模拟与试验结果相比，荷载值偏于保守，可以应用于实际工程。

　　 有限元模拟与试验特征点荷载及位移对比 表5

试件	分析 方式	屈服荷 载/kN	屈服荷载对 应位移/mm	极限荷 载/kN	极限荷载 对应位移 /mm	荷载最 大误差 /%	荷载最 小误差 /%
SJ-1	试验	292.27	21.67	356.40	45.90	8.1	0.3
	模拟	315.86	18.53	357.40	41.22
SJ-2	试验	311.80	22.83	373.68	40.32	5.1	0.7
	模拟	327.69	17.76	376.39	38.93
SJ-3	试验	291.09	21.77	349.33	45.20	9.2	2.3
	模拟	317.97	19.31	357.29	43.02

 

　　  

　　 图13 跨中挠度的有限元模拟结果和试验结果对比 

　　  

　　 图14 试件在极限状态下加固梁的应力、应变云图 

　　  

　　 图14(a)～(c)分别为试件SJ-2在极限状态下受拉纵筋、钢板应力以及混凝土应变。从图中可以看出，在极限状态下，纯弯段钢板和受拉纵筋已经全部屈服，受压区混凝土的应变达到极限压应变0.003 3,说明此部分混凝土已被压碎，该破坏形态和试验梁的破坏形态相同，属于延性的弯曲破坏。

　　 综合以上有限元模拟结果与试验结果的对比，可以论证本文建立的有限元模型合理可信，符合实际情况。

4 参数分析

4.1 不同配筋率的影响

　　 本文在试验试件模型的基础上，改变混凝土梁的配筋率，建立了两组共6个模型，分别是配筋率为0.69%,1.03%,1.37%的加固梁和未加固梁。图15为以上6个模型的荷载-跨中挠度曲线。从图中可以看出，不同配筋率的混凝土梁在加固后极限强度都大幅提升。未加固模型梁具有不同的刚度，但是加固后，模型梁的刚度趋近。表6为不同配筋率下混凝土梁加固效果对比情况。从表中可以看出，固有配筋率越低的梁加固效果越好。

　　 图15 不同配筋率下混凝土梁 荷载-跨中挠度曲线 

　　  

　　 图16 不同抗剪螺栓间距下 混凝土梁荷载-跨中挠度曲线

　　  

　　 图17 腹板不同抗屈曲螺栓数量下 混凝土梁荷载-跨中挠度曲线 

　　  

　　 不同配筋率下混凝土梁的加固效果对比 表6

模型编号	配筋率/%	加固情况	极限荷载值/kN	极限荷载比值
模型1	0.69	未加固	83.52	4.05
模型2		加固	338.07
模型3	1.03	未加固	114.04	3.13
模型4		加固	357.40
模型5	1.37	未加固	144.06	2.61
模型6		加固	376.39

 

　　  

4.2 不同抗剪螺栓间距的影响

　　 本文在试验试件模型的基础上，改变混凝土梁的抗剪螺栓间距，建立了5个模型，分别是抗剪螺栓间距为200,400,600,800mm和无抗剪螺栓的加固梁。图16为以上5个模型的荷载-跨中挠度曲线。从图中可以看出，在加固梁抗剪作用足够时，加大抗剪螺栓的间距，并不会明显影响加固梁的受力性能，但是增大翼缘抗剪螺栓间距和梁底抗剪螺栓间距，会增加钢板与混凝土界面之间的滑移量，极限承载力会有轻微的减小。当翼缘和梁底不设置抗剪螺栓时，钢板会产生滑移甚至剥离破坏，加固梁的刚度和极限强度有明显减小。

4.3 不同抗屈曲螺栓数量的影响

　　 本文在试验试件模型的基础上，改变混凝土梁腹板处的抗屈曲螺栓数量，建立了4个模型，分别是腹板无抗屈曲螺栓、设单排抗屈曲螺栓、设双排抗屈曲螺栓和完全抗屈曲螺栓(腹板处钢板与混凝土绑定)的加固梁。图17为以上4个模型的荷载-跨中挠度曲线。从图中可以看出，腹板设双排抗屈曲螺栓时，荷载-跨中挠度曲线和钢板与混凝土腹板完全绑定的荷载-跨中挠度曲线几乎重合，表明腹板设双排抗屈曲螺栓能最大程度地限制钢板的滑移和屈曲失稳。腹板不设抗屈曲螺栓时，模型梁的强度和刚度都有一定程度的降低，表明模型梁发生了局部屈曲破坏，钢板未能发挥材料的全部性能。腹板设单排抗屈曲螺栓时，刚度几乎没有变化，极限强度只有少许降低，此时加固梁最为经济，也比较安全。

4.4 不同钢板厚度的影响

　　 本文在试验试件模型的基础上，改变加固梁的钢板厚度，建立了4个模型，分别是钢板厚度为4,6,8,10mm的加固梁。图18为以上4个模型的荷载-跨中挠度曲线。从图中可以看出，随着钢板厚度的增加，模型梁的刚度和极限强度均有增大。表7给出了不同钢板厚度下模型梁的变形性能对比情况，可见钢板厚度的不同对梁的屈服变形和极限变形均有一定的影响。

　　 图18 不同钢板厚度下荷载-跨中挠度曲线  

　　  

　　 不同钢板厚度下模型梁的变形性能对比 表7

模型 编号	钢板 厚度 /mm	钢筋屈服 荷载 Fy/kN	钢筋屈服 荷载对应 挠度δy/mm	极限 荷载 Fu/kN	极限荷载 对应挠度 δu/mm	Fu/Fy	δu/δy
模型1	4	250.02	17.13	296.67	54.51	1.19	3.18
模型2	6	315.86	18.53	357.40	41.22	1.13	2.22
模型3	8	375.06	19.50	422.26	39.84	1.12	2.04
模型4	10	445.25	21.48	480.74	36.75	1.08	1.71

 

　　  

5 结论

　　 (1)采用锚焊U形钢板加固的混凝土梁，破坏前钢筋和钢板均能达到屈服，破坏形态为延性的弯曲破坏。

　　 (2)减小抗剪螺栓间距能够明显减小钢板与混凝土的滑移量，增强钢板与混凝土的整体性，保证U形钢板与混凝土梁之间的共同工作。

　　 (3)钢筋混凝土梁的固有配筋率对锚焊U形钢板加固效果影响较大，梁的固有配筋率越高，加固效果越差。

　　 (4)在加固梁抗剪作用足够时，加大抗剪螺栓间距并不会明显影响加固梁的受力性能。当翼缘和梁底不设置抗剪螺栓时，钢板会产生滑移甚至剥离破坏，加固梁的刚度和极限强度有明显减小。

　　 (5)腹板处的抗屈曲螺栓能够限制侧板的局部滑移和屈曲失稳。腹板抗屈曲螺栓的数量越多，限制效果越明显。腹板设单排螺栓时的加固梁最为经济，也比较安全。

　　 (6)随着钢板厚度的增加，加固梁的刚度和极限强度均有增长，并且钢板厚度的不同对梁的屈服变形和极限变形均有一定的影响。