碳纤维增强复合材料(CFRP)因其良好的高比强度和耐腐蚀性，已经被广泛应用于混凝土结构的加固中。碳纤维布用于加固混凝土结构常用的方法是粘贴在受力混凝土的表面，通过界面粘结力的传递承担混凝土所受的拉力。CFRP布加固钢筋混凝土梁斜截面抗剪性能受到较多因素的影响，国内外已有大量的试验研究，主要从CFRP布宽度、粘贴间距、粘贴层数、粘贴方式以及原始梁的剪跨比、箍筋配箍率、混凝土强度等方面考虑^[1-4]。但是工程实践表明CFRP布外贴于混凝土表面的抗剪加固方法最大的问题还是容易发生因界面粘结破坏导致的剥离失效，无法充分发挥碳纤维材料的高强度。因此在防止CFRP布剥离措施上国内外又进一步展开了相关研究，在抗剪加固形式上更多地倾向于封闭包裹粘贴或者侧面粘贴、U形粘贴的同时附加锚固措施，其中附加锚固措施有利用机械紧固件对CFRP片材进行锚固^[5-7]，使用纤维片材压条或者纤维锚固杆^[8-9]，使用钢制波形齿夹具^[10]等。香港城市大学的Wu等结合了碳纤维布外贴和机械锚固措施，研制了一种组合式粘贴加固技术HB-FRP(Hybrid Bonding FRP)称为混合粘贴加固技术^[11-13]，这种技术是在粘贴的碳纤维布上沿其长度方向按一定间距布置具备机械锚固的钢扣件^[14]。大连理工的吴智敏教授^[15-19]将锚固措施改进为化学螺栓-钢板组合件，并用于钢筋混凝土梁的抗弯加固，研究结果表明HB-FRP加固方式可以较大程度地提高被加固梁正截面抗弯承载力。

混合粘贴技术中化学螺栓没有直接穿过CFRP布，不会造成局部承压破坏，螺栓预紧力可以使用扭矩扳手精准调节，通过钢板垂直压力提供的附加锚固更加可靠。目前混合粘贴技术的研究主要还是用于钢筋混凝土梁的抗弯加固，对于抗剪加固涉及较少，主要原因是钢筋混凝土梁抗剪性能影响因素较多，破坏机理的研究还尚不充分。作者研究团队对CFRP布混合粘贴技术的界面粘结性能做过大量试验研究，研究表明单个钢板锚固件的锚固效果较好，可以保证CFRP布受拉时发生断裂破坏，CFRP-混凝土界面粘结强度有较大的提高。在此基础上本文尝试使用CFRP布混合粘贴技术对钢筋混凝土梁进行抗剪加固试验，研究CFRP布混合粘贴技术加固后的钢筋混凝土梁斜截面破坏形态、挠度变形、箍筋以及CFRP布受力性能等，并与传统的采用纤维片材压条锚固的CFRP布外贴形式行对比，同时考虑CFRP布混合粘贴技术加固梁二次受力时的抗剪性能。

T梁设计钢筋混凝土试验T梁长度2 600 mm，梁高度380 mm，其中翼缘板高度70 mm，宽度350 mm，腹板高度310 mm，宽度120 mm。混凝土设计强度等级C40，28 d实测立方体抗压强度44.6 MPa。钢筋使用HBP235光圆钢筋，纵向受拉主筋直径16 mm，6根3排布置，箍筋直径8 mm，布置间距250 mm，如图 1所示。

图 1 试验T梁尺寸及配筋(单位：mm) Fig. 1 Dimensions and reinforcement of test T-shaped beams (unit: mm)

本文对3组试验T梁斜截面进行了抗剪加固，分别采用CFRP布普通外贴方式和CFRP布混合粘贴方式，试验分组情况见表 1。

加固的试验T梁腹板均采用CFRP布侧面粘贴形式，CFRP布普通外贴的V2梁端部使用纤维片材压条锚固，见图 2(a)。CFRP布混合粘贴的V3和V4梁使用化学螺栓-钢板锚固，见图 2(b)。

图 2 试验T梁斜截面加固形式(单位：mm) Fig. 2 Strengthening forms of oblique sections of test T-shaped beams (unit: mm)

CFRP布混合粘贴形式中机械锚固系统使用的化学螺栓-钢板锚固件如图 3所示。钢板采用Q235热轧钢板切割而成，尺寸80 mm×30 mm×3 mm(长×宽×厚)，钢板表面钻孔直径10 mm，孔距65 mm。螺杆为直径8 mm的4.8级碳钢镀锌螺栓，螺杆全长80 mm，锚固长度50 mm，螺栓预紧力扭矩值参考文献[14-15]的试验数据，单个螺栓预紧力扭矩设为15 N·m。

图 3 化学锚栓-钢板锚固件(单位：mm) Fig. 3 Chemical anchor-steel sheet fastening (unit: mm)

碳纤维布的力学性能如表 2所示。

试验T梁采用四点弯曲加载方式如图 4所示，P为总荷载，剪跨区长度600 mm，弯曲段长度1 200 mm，剪跨比1.893。使用钢板铰支座，支座中心线距离梁端100 mm，采用油压千斤顶分级加载控制。剪跨区每肢箍筋布置3个应变测点以监测试验过程中箍筋应变变化，试验T梁跨中和支座变形使用位移计测量，每条CFRP布置4个应变测点。

图 4 加载及测点布置(单位：mm) Fig. 4 Arrangement of loading points and measuring points (unit: mm)

未加固的V1梁破坏形态如图 5(a)所示，最终只有①号斜裂缝发展成破坏主裂缝。EB-FRP加固的V2梁破坏形态如图 5(b)所示，试验过程中在剪跨区内出现①号和②号斜裂缝，最终由于靠近支座的CFRP布发生了端部剥离破坏，导致①号斜裂缝发展成破坏主裂缝，破坏时CFRP布在①号裂缝贯穿的下部(包括纤维压条)全部剥离。

图 5 V1和V2试验T梁最终破坏形态 Fig. 5 Final failure modes of V1 and V2 test beams

HB-FRP加固一次受力的V3梁破坏形态如图 6(a)所示，试验过程中在剪跨区出现若干开裂程度较大的斜裂缝，破坏时两条CFRP布之间的腹板混凝土破损严重，同时翼缘板顶面加载点附近混凝土出现部分压碎现象。V4梁在HB-FRP加固前进行了预加载，预加荷载100 kN，占破坏荷载的30.1%，预加载使得V4梁腹板剪跨区出现了可见的微斜裂缝。V4梁最终破坏形态如图 6(b)所示。试验过程中发现，二次受力的梁和一次受力的梁破坏过程及破坏形态基本相似，试验T梁均发生了剪压破坏。V3和V4梁中斜裂缝贯穿的CFRP布剥离只发生在两个钢板锚固件之间，梁破坏时CFRP布未发生剥离破坏和断裂破坏。

图 6 V3和V4试验T梁最终破坏形态 Fig. 6 Final failure modes of V3 and V4 test beams

上述试验破坏形态和裂缝的分布表明，由于试验T梁箍筋配置较少，导致未加固的V1梁①号裂缝一出现，使得箍筋迅速受力屈服变形剧增，从而无法抑制斜裂缝的开展，最终发生了脆性的斜拉破坏。EB-FRP加固的V2梁由于靠近支座的CFRP布抑制了①号裂缝的开展，使得②号裂缝有所发展。但是当CFRP布发生脆性剥离破坏失效后，对①号裂缝的抑制作用突然消失，导致箍筋瞬间屈服，V2梁破坏时的脆性特征比V1梁更明显。V3和V4梁进行了HB-FRP加固后，由于钢板锚固件的作用使得CFRP布的剥离被限制在两个钢板锚固件之间，并且剥离后未发生破坏。因此①号裂缝始终被靠近支座的CFRP布抑制，②号裂缝始终被靠近加载点的CFRP布抑制，改善了箍筋的受力，从而使得腹板混凝土裂缝分布广且开裂程度较大，同时受压区混凝土也能达到抗压强度发生破碎，脆性破坏特征比V1和V2梁有所减弱。由于HB-FRP加固方式对于混凝土斜裂缝的控制较好，因此对于二次受力梁最终破坏形态影响较小。

V1~V4梁腹板开裂荷载P_cr、箍筋屈服荷载P_y和极限破坏荷载P_u如表 3所示。

表 3显示从极限破坏荷载看，EB-FRP加固的V2梁比未加固的V1梁提高了16.21%，HB-FRP加固一次受力的V3梁比V1梁提高了25.55%，二次受力的V4梁比V1梁提高了20.72%。从腹板开裂荷载看，V3梁最大，V2梁次之，V1和V4梁较小且荷载值基本相同。从箍筋屈服荷载看，HB-FEP加固的V3和V4梁均大于EB-FRP加固的V2梁，一次受力的V3梁和二次受力的V4梁箍筋屈服荷载相差较小。

通过以上分析可以看到HB-FRP加固的梁抗剪承载力均高于EB-FRP加固方式。二次受力的梁由于加固前有损伤，因此刚度有所降低，对腹板混凝土的开裂影响较大，因此开裂荷载等级远小于一次受力的梁。但有损伤梁经过HB-FRP加固后其极限破坏荷载虽然比一次受力梁有所降低，但降低幅度并不大，抗剪承载力仍高于EB-FRP加固方式，说明HB-FRP加固方式对于钢筋混凝土梁斜截面抗剪承载力的提高效果较好。

(1) 未加固、EB-FRP加固和HB-FRP加固V1、V2和V3梁荷载-挠度曲线如图 7所示，可以看出HB-FRP加固的V3梁跨中挠度增长速率从一开始就小于EB-FRP加固的V2梁(曲线OA段)。当荷载等级达到204.6 kN时，图中显示V3梁荷载-挠度曲线在A点后增长速率进一步减缓(曲线AB段)，此时腹板混凝土斜裂缝的宽度开展较大，HB-FRP加固方式对裂缝的抑制作用更加显著。V1和V2梁脆性破坏时的冲击较大使得破坏过程的挠度无法监测，V3梁荷载-挠度曲线在B点之后出现了荷载增长缓慢而挠度持续增大的阶段，破坏过程脆性特征减弱。

图 7 V1，V2，V3梁荷载-挠度曲线 Fig. 7 Loading-deflection curves of beams V1, V2 and V3

(2) HB-FRP加固的二次受力梁V4梁荷载-挠度曲线对比如图 8所示，图中显示在相同荷载等级时V4梁的挠度变形始终大于V3梁。曲线OA段时V4梁未加固，图中显示其挠度变形比未加固的V1梁略大，曲线AB段时V4梁进行了HB-FRP加固，可以看到曲线AB段有较为明显的转折，挠度增长速率降低，但是挠度曲线增长趋势始终达不到一次受力的V3梁。这说明梁进行预加载后产生的损伤对刚度影响较大，加固后梁的变形能力很难再达到无损梁的水平。

图 8 V4梁荷载-挠度曲线 Fig. 8 Loading-deflection curves of beam V4

(1) 未加固、EB-FRP加固和HB-FRP加固V1，V2和V3梁箍筋应变发展如图 9所示，图 9(a)显示的是试验T梁箍筋从开始受力至屈服全过程中应变发展规律。可以发现HB-FRP加固的V3梁箍筋应变增幅最小，其次是EB-FRP加固的V2梁，应变增长最快的是V1梁，说明HB-FRP加固方式对箍筋受力的改善作用最明显。

图 9 V1，V2，V3梁箍筋荷载-应变曲线 Fig. 9 Loading-deflection curves of stirrups of beams V1, V2 and V3

图 9(b)显示的是试验加载初期和中期V1，V2，V3梁箍筋应变发展规律，可以看到在加载初期(OA段)，V3梁箍筋应变增长速度最快，超过了未加固的V1梁，说明由于T梁浇注时的差异导致V3原梁的抗剪强度较差。在加载中期(AB段)可以看到，V3梁箍筋荷载-应变曲线AB段的斜率增大，当荷载等级分别达到115.7 kN和178.9 kN时，V3梁箍筋应变曲线分别与V1和V2梁交汇，说明在腹板混凝土开裂后V3梁箍筋应变增长是最慢的。以上分析说明HB-FRP加固方式提供的抗剪贡献较大，即使在原梁抗剪性能较差的情况下也可以较好地改善箍筋的受力。

(2) HB-FRP加固的二次受力梁V4梁箍筋应变发展如图 10所示，图中可以看出V4梁的箍筋应变发展趋势和一次受力的V3梁相差不大。图 10显示未加固的V1梁箍筋应变在114.7 kN时开始增长，此时应变实测值为141 με，V3和V4梁箍筋应变开始增长时的荷载等级分别为168.3 kN和164.9 kN，实测应变值分别为148 με和144 με。根据表 3可知V4梁的腹板开裂荷载P_cr远低于V3梁，和V1梁基本相同，V1梁的开裂荷载P_cr为94.3 kN，而箍筋应变开始增长时的荷载为114.7 kN，说明V1梁腹板开裂后不久箍筋就开始受力。而V4梁开裂荷载P_cr为95.7 kN，箍筋应变开始增长时的荷载为164.9 kN，说明从腹板开裂到箍筋开始受力这一阶段CFRP布承担了大部分的抗剪贡献，即使被加固的原梁有损伤，CFRP布混合粘贴形式的抗剪加固效果也是较好的。

图 10 V1，V3，V4梁箍筋荷载-应变曲线 Fig. 10 Loading-deflection curves of stirrups of beams V1, V2 and V4

(1) 碳纤维材料强度利用率

V2，V3和V4梁破坏时CFRP布表面应变实测值以及材料强度利用率见表 4，材料强度利用率是指CFRP布实测应变与材料极限拉应变的占比，表中显示无论是碳纤维材料强度利用率最大值还是平均值，HB-FRP加固方式均大于EB-FRP加固方式，并且利用率提高程度较大。可见CFRP布混合粘贴形式改进了CFRP布普通外贴时材料强度利用率偏低的问题，充分利用了碳纤维材料的高强度特性。

(2) CFRP布表面应变发展与分布

考察V2，V3和V4梁上破坏斜裂缝贯穿的CFRP布表面应变竖向分布，如图 11所示。从图中CFRP布应变发展的水平看，HB-FRP加固的V3和V4梁上CFRP布应变发展水平均高于EB-FRP加固的V2梁；从应变分布看，V2梁上CFRP表面应变分布不均匀，CFRP布下部发生剥离破坏应变值较大，上部未发生剥离应变值较小。V3和V4梁上CFRP表面应变在钢板锚固件之间分布较为均匀。EB-FRP加固方式中CFRP布一旦开始剥离，剥离即向着界面粘结较弱的一端发展，并最终导致该端发生剥离破坏，而HB-FRP加固方式中，钢板锚固件可以阻止CFRP的剥离，因此CFRP布总是可以在两个钢板锚固件之间发生完整的剥离，从而充分利用了界面的粘结强度，使得CFRP布应力发展水平较高且分布较为均匀。

图 11 CFRP布表面应变竖向分布 Fig. 11 Vertical Distribution of surface strains of CFRP sheets

图 11中V2梁和V3梁上CFRP表面应变竖向分布线型相似，但实际受力过程却不同。V2梁CFRP布上部应变较小是因为上部的CFRP还未受力时，下部CFRP已经发生了剥离破坏，导致整条CFRP布失效。V3梁CFRP布由于中间有钢板锚固件的作用使得整条CFRP布上下两部分受力相对独立，下部有裂缝贯穿因此应变数值较大，上部没有裂缝因此应变数值较小，并且下部CFRP的剥离无法传递通过中间的钢板锚固件，对上部CFRP的界面粘结不产生影响。可见钢板锚固件将单根CFRP布分成若干受力段，每段CFRP布的受力互不影响，从而提高单根CFRP布整体的抗剪性能。

(3) CFRP布与箍筋应变发展对比

由图 4可知在梁纵向上CFRP布和箍筋的位置相同，考察V2，V3，V4梁上箍筋和CFRP布相同位置的应变发展，如图 12所示。腹板混凝土开裂后通常箍筋最先受力，因此CFRP布表面应变总是滞后于箍筋应变增长。图 12(a)表明EB-FRP加固的V2梁CFRP布的应变增长始终小于箍筋，图 12(b)、(c)表明HB-FRP加固的V3和V4梁箍筋应变开始增长后不久CFRP布应变立即开始增加，并且很快超过了箍筋应变，同时应变发展水平及趋势也和箍筋应变相似。可以看出HB-FRP加固方式中CFRP布应变发展滞后程度减弱，与箍筋协调受力关系较好，CFRP布较早的受力提供抗剪贡献。

图 12 箍筋与CFRP布应变发展对比 Fig. 12 Contrast of strain developments of stirrups and CFRP sheets

(1) HB-FRP加固的钢筋混凝土梁斜截面抗剪承载力比EB-FRP加固方式提高了8.04%，破坏时CFRP布未发生剥离破坏和断裂破坏，破坏过程具有一定的延性。HB-FRP加固的钢筋混凝土梁在挠度变形，抑制混凝土裂缝开展，箍筋受力改善等方面均优于EB-FRP加固方式。

(2) HB-FRP加固的二次受力钢筋混凝土梁抗剪承载力比一次受力时降低了3.85%，但仍然高于EB-FRP加固的一次受力梁。二次受力梁刚度降低，相同荷载等级时挠度变形比一次受力梁大，箍筋的应力发展水平与一次受力梁差异不大，CFRP布在腹板混凝土开裂后至箍筋受力前承担了主要的抗剪贡献，对于有损伤梁的抗剪性能有较大提升。

(3) HB-FRP抗剪加固中CFRP材料强度利用率是EB-FRP加固方式的2.6倍，极大地改善了CFRP外贴时材料强度利用率偏低的状况。HB-FRP加固的钢筋混凝土梁中两个钢板锚固件之间的CFRP布应力发展水平较高并且应变分布均匀，CFRP应变发展滞后程度减弱，与箍筋受力的协调关系较好。