水泥砂浆加固RC梁的抗冲击性能模拟分析

廖维张， 李 淼,2， 王 波， 张 伟， 田志敏

(1.北京建筑大学 工程结构与新材料北京市高等学校工程研究中心，北京 100044；2.中直管理局物业中心，北京 100017；3.中化方兴置业(北京)有限公司，北京 100022；4.中国人民解放军61517部队 防爆减灾与环境控制研究中心，北京 100850)

水泥砂浆加固RC梁的抗冲击性能模拟分析

廖维张1， 李 淼1,2， 王 波1， 张 伟3， 田志敏4

(1.北京建筑大学 工程结构与新材料北京市高等学校工程研究中心，北京 100044；2.中直管理局物业中心，北京 100017；3.中化方兴置业(北京)有限公司，北京 100022；4.中国人民解放军61517部队 防爆减灾与环境控制研究中心，北京 100850)

为研究高强钢绞线网-聚合物改性水泥砂浆(简称聚合物砂浆)加固钢筋混凝土梁的抗冲击性能，在3根未加固梁和4根加固梁的落锤冲击试验的基础上，采用显式有限元分析软件ANSYS/LS-DYNA，建立了包括混凝土梁、冲击锤头在内的有限元模型，对在冲击荷载作用下加固前、后混凝土梁的抗冲击性能进行了数值分析。之后，对采用不同直径钢绞线和不同厚度聚合物砂浆加固层的钢筋混凝土加固梁进行了参数分析。研究结果表明：高强钢绞线网-聚合物砂浆加固能显著提高钢筋混凝土梁的抗冲击性能；合理增加砂浆加固层厚度有利于改善梁身裂缝和破坏模式；选用恰当直径的钢绞线加固钢筋混凝土梁有助于钢绞线承载能力的发挥；工程实际中，需合理考虑砂浆层厚度和钢绞线直径对加固效果的影响。

钢筋混凝土梁；高强钢绞线网；聚合物砂浆；抗冲击性能；数值模拟

近年来，高强钢绞线网-聚合物砂浆加固技术成为国内外广受关注的混凝土构件加固工艺，该技术由韩国爱力坚公司研制开发，利用高强钢绞线网强度高、耐腐蚀性强、自重小的优点[1]，结合聚合物砂浆加固层密实度高、耐火、耐高温、无污染、与混凝土材料间相容性、协调性、相互渗透性良好等[2-3]特性，在提升结构整体刚度和承载能力方面有着巨大的优势。因此，高强钢绞线网-聚合物砂浆是现阶段加固混凝土梁、板、柱等构件及桥梁等加固工程的理想加固方式[4]。目前，国内外研究学者对此项加固技术进行了大量的理论分析和试验研究，金成勋等[5-6]对高强钢绞线、聚合物砂浆的材料性能进行试验探究，首先提出该种加固方式并得以广泛应用；韩继云等[7]通过对两种材料一系列性能指数的试验研究，提出了该加固方式的优势所在；HUANG 等[8]通过对加固梁和未加固梁的承载力试验探究，得到了加固后梁承载能力大幅提高的结论；黄华等[9]以某大桥为原型，对缩尺比例的加固梁和对比梁的抗弯性能影响因素和承载能力进行了综合分析，提出了加固梁的抗弯承载力计算公式；邢国华等[10 ]在已有研究基础上，采用换算截面法计算加固钢筋混凝土梁屈服阶段和极限阶段的等效刚度，建立了采用该技术加固后钢筋混凝土梁的弯矩一跨中挠度理论计算模型；胡舒新[11]对加固梁进行疲劳试验，分析讨论了加固梁的疲劳寿命计算方法并提出了计算公式；黄华等[12]通过对加固梁进行抗剪试验研究，对加固构件刚度和裂缝发展的影响因素进行了深入探究，提出考虑剪切变形的加固梁挠度计算公式和斜裂缝宽度计算公式；郭俊平等[13]对不同轴压比下的加固RC圆柱进行水平反复加载试验，获得了加固试件位移延性系数、累积耗能、刚度等性能随轴压比、预应力水平、钢绞线间距调整时的变化规律；田轲[14]在试验基础上，通过ANSYS有限元软件对加固柱抗震性能进行了深化对比研究，证实了数值计算在应用研究中的有效性；崔俊[15]对加固和未加固梁柱节点进行低周反复试验，对梁柱节点抗震性能影响因素进行了全面分析，提出了预应力钢丝绳加固RC框架节点抗剪承载力简化计算公式；刘琛[16]对该加固技术应用于砌体结构时整体结构的抗震性能进行了全面研究分析，讨论了砌体结构破坏状态的判别方法并给出了破坏模式的实用判别方法；张蔚等[17]分析研究了既有建筑砖墙体在低周反复试验荷载作用下的结构响应，对数据总结提出受剪承载力的计算方法； ZINEDDIN等[18]对采用钢绞线网片—砂浆双面加固的钢筋混凝土楼板进行跨中冲击试验，讨论了加固混凝土楼板抗冲击性能。另外，该加固工艺已在多项加固工程中得到应用，加固效果良好。成功加固工程有郑成功纪念馆[19]、厦门中山南音宫[20]、北京工人体育馆[21]等。以上研究重点集中在材料性能、梁板加固后抗弯、抗剪性能、钢筋混凝土柱加固后承载能力、抗震性能、梁柱节点抗震加固、砖墙体抗震性能方面，但对该加固技术在结构抗冲击性能方面的研究少有成果。本文在试验基础上结合数值模拟拓展研究，对高强钢绞线网-聚合物砂浆加固钢筋混凝土梁的抗冲击性能进行了研究探讨。

1 试验介绍

1.1 试验目的

为了研究高强钢绞线网-聚合物砂浆加固对钢筋混凝土梁的抗冲击性能影响，本文对7根钢筋混凝土简支梁进行落锤冲击试验研究，其中3根为未加固梁，4根为加固梁，通过控制落锤重量和自由落体高度控制冲击能量，获取不同冲击能量作用下未加固梁与加固梁的动态响应。试验中，对4根混凝土适筋梁采用四面围套的方式加固。通过试验数据的测量与分析，得到高强钢绞线-聚合物砂浆加固钢筋混凝土梁在落锤冲击作用下的破坏形态、变形情况、裂缝开展情况。

1.2 试验所用材料及有关参数

试验共设计了7根钢筋混凝土简支梁，梁截面尺寸为200 mm×400 mm，长2 800 mm，净跨2 400 mm。梁底受拉纵筋采用2B25 HRB335级钢筋，梁顶受压纵筋采用2B18 HRB335级钢筋，箍筋为HRB335级B8@100钢筋。混凝土强度等级为C30，保护层厚度为30 mm。其中B-1～B-3为未加固的对比梁，B-5～B-8为采用高强钢绞线网-聚合物砂浆加固的钢筋混凝土梁。高性能聚合物砂浆等级为M50，其抗压强度为56.1 MPa，砂浆加固面层厚度为30 mm。高强钢绞线规格为6×7+IWS钢绞线，公称直径为3.2 mm和4.0 mm，纵向受拉主筋间距为30 mm，横向套箍间距为40 mm。钢绞线的抗拉强度分别为1 700 Mpa、1 800 Mpa，弹性模量为1.16×105Mpa。构件截面形状、配筋和加固情况如图1和2所示。混凝土与砂浆材料性能实测结果见表1和2。

表1 实测C30混凝土材料性能Tab.1 Properties of concrete

表2 实测高强聚合物砂浆性能Tab.2 Properties of high performance mortar

图1 未加固梁构件形式(mm)Fig.1 Sketch of beams(mm)

图2 加固梁构件尺寸及加固形式(mm)Fig.2 Reinforced design of beams(mm)

1.3 试验工况及试验数据量测

冲击试验采用湖南大学土木工程学院的落锤冲击试验机，试验装置如图3所示。梁两端采用简支约束，两支座间距为2 400 mm。落锤自上而下冲击梁顶面的跨中位置，通过调整砝码的个数和落锤的高度来控制冲击能量。为了进行对比试验研究，B-2与B-5梁、B3与B7梁、B-6 与B-8梁承受的冲击能量近似相等。在钢筋混凝土梁底跨中和四分点位置布置位移传感器，梁侧面中轴线的跨中和四分点位置布置加速度传感器(见图4)，梁内部纵筋的跨中及三分点预埋应变片，钢筋混凝土梁表面及加固梁表面同样位置布置应变片，用于观测冲击过程中梁的挠度、加速度以及内部钢筋和构件表面的应变变化及分布特点[22]。钢筋混凝土梁冲击试验的具体试验工况在表3中列明。

图3 试验装置图Fig.3 Diagram of the experimental device

图4 位移传感器和加速度传感器布置图(mm)Fig.4 Layout of displacement gauges and accelerometers (mm)

试件号B-1B-2B-3B-5B-6B-7B-8冲击锤重量M/kg253253383383578383383冲击锤下落高度h/m2.013.04.38.68.64.313冲击速度v/(m·s-1)6.2615.969.1812.9812.989.1815.96冲击能量E/J4958322321613932279487131613948794聚合物砂浆厚度c/mm00030303030钢绞线直径d/mm---3.24.03.23.2加固与否否否否是是是是加固形式---四面环绕四面环绕四面环绕四面环绕注:①B-1、B-2、B-3对比可获得未加固梁承受不同冲击能量时的动态响应;②B-5、B-7、B-8对比获得同等条件加固梁承受不同冲击能量时的动态响应;③B-2与B-5、B-3与B-7两组分别对比获得相同冲击能量下未加固梁与加固梁的动态响应;④B-6与B-8对比获得不同直径钢绞线加固梁承受相同冲击能量时的动态响应

2 试验挠度分析

提高结构构件的承载力是加固的主要目的之一，高强钢绞线网-聚合物砂浆通过钢绞线与砂浆共同结合形成工作整体，加固层与原构件高效粘结共同承载，其加固实质为构件体外配筋。试验中，通过对不同冲击能量下加固梁和未加固梁的挠度对比获得加固与否对钢筋混凝土梁构件的承载能力影响情况，表4中列出了试验梁峰值位移对比情况，可以看出：随着作用于梁身的冲击能量增加，钢筋混凝土梁的梁身位移相应增大；相同冲击能量下，加固梁的梁身挠度较未加固梁明显降低，说明加固后梁身回弹变形能力得到相应提高，加固梁的抗冲击性能和延性得到改善。

表4 试验梁位移峰值表Tab.4 Peak displacement of the beam

3 落锤冲击试验的数值模拟及参数分析

3.1 有限元模型建立

为了进一步研究加固各因素对其抗冲击性能的影响，应用ANSYS/LS-DYNA软件对该试验进行有限元模拟分析。模型由钢筋混凝土结构、加固层、冲击加载装置、构件支撑装置、试件基座5部分组成(见图5)，各部分尺寸均与试验梁尺寸相同。混凝土结构、加固层、冲击加载装置、构件支撑装置、试件基座均采用三维实体单元Solid164离散，结构单元最小尺寸为2.5 cm。钢筋、高强钢绞线采用杆单元Link160建模，假定钢绞线与聚合物砂浆、混凝土与聚合物砂浆粘结良好，界面间无相对滑移，钢筋混凝土结构、加固层采用Lagrange网格建模(见图6)，钢筋与混凝土、钢绞线与砂浆之间定义共用节点。对有限元模型进行有限元网格划分时，为保证计算精度的同时兼顾计算时间，对梁体钢筋混凝土结构和加固层网格划分较密，对试验基座、构件支撑装置、冲击加载装置划分较为稀疏。

图5 落锤冲击模拟有限元模型Fig.5 Finite element model for impact load tests

图6 钢筋混凝土加固梁模型网格Fig.6 The mesh model of the reinforced RC beams

3.2 材料本构模型

本试验主要研究受低速冲击作用下钢筋混凝土简支梁的动态响应，故混凝土的选用考虑了材料的损伤、硬化的相关性，且剪切屈服面和强化盖帽面之间用光滑曲面连接的混凝土连续面盖帽材料模型 (*Mat_CSCM)，计算过程中以材料塑性应变值控制单元失效，参照文献[23-24]，定义该材料模型最大塑性应变为0.05，塑性应变部分超过该损伤阀值的单元即被删除。钢筋采用随动硬化模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC来模拟。考虑到聚合物砂浆的力学性能与混凝土接近，故选用与混凝土相同的本构关系[25]。钢绞线假定为线弹性材料[26]。具体的材料模型参数见表5和6。

表5 混凝土、砂浆基本力学性能Tab.5 Material properties of concrete and mortar

表6 钢绞线、钢筋基本力学性能Tab.6 Material properties of reinforcement and steel wire

3.3 约束条件及计算控制

由于试验梁两端采用简支约束，数值模拟时，模拟梁的端部约束了平动自由度，释放了梁长方向的转动自由度。冲击锤头与梁上表面冲击区的混凝土、砂浆之间定义了侵蚀单面接触，锤头与钢筋、钢绞线之间定义了自动点面接触，锤头及配重各个部分通过面面绑定接触，钢筋与混凝土、钢绞线与砂浆之间不考虑相对滑移，采用共用节点方法建模，使各部分自由度良好耦合，从而在冲击荷载作用下共同受力。加载过程中，对冲击锤头和配重施加重力荷载和冲击速度。

3.4 数值模拟结果与试验结果对比

钢筋混凝土梁承受落锤低速冲击时，冲击能量在极短时间释放，在梁与锤头接触的局部冲击面产生瞬时冲击破坏，随后，冲击能量大部分传递给内部的钢绞线、混凝土和钢筋，梁各组成材料之间共同承载，形成工作整体。考虑到梁本身的纵向受力钢筋具有较好的延性，能够缓冲大部分冲击能量，因而梁在受到平头冲击体冲击时一般不会发生贯穿的局部破坏，而以梁的整体破坏为主。选取两组典型的未加固梁与加固梁(B-2和B-5、B-3和B-7)进行钢筋混凝土梁破坏形态、跨中位移和梁身加速度的试验结果与数值模拟结果对比，具体对比见图7～图14。

图7 B-2梁裂缝发展过程Fig.7 Crack development process of B-2 beam

图8 B-5梁裂缝发展过程Fig.8 Crack development process of B-5 beam

图7～图10分别为B-2与B-5的裂缝发展过程及最终破坏形态。由图7可见，落锤冲击梁身瞬间，梁顶冲击区域混凝土被压碎，5 ms时梁底混凝土出现大量冲击裂缝，并逐渐延伸发展；到7 ms时，跨中出现斜剪破坏，同时，梁底面裂缝区域发展扩大，并在整个底面延伸。从16 ms开始，梁侧面混凝土明显剥离，混凝土骨料断裂，冲击区受压纵筋和箍筋暴露、变形。到36 ms时，跨中裂缝贯通成梯形裂缝，梁冲切破坏。图8为加固后B-5的裂缝发展情况，落锤与冲击区域接触时，冲击区砂浆加固层首先击碎，而后，在冲击区域斜向45°方向产生不规则斜裂缝并向梁顶面冲击点延伸发展。到7 ms时，原有斜裂缝不断发展，裂缝数量虽明显增多但分布更加均匀，而后，梁身回弹，最终裂缝没有贯通形成梯形裂缝，加固梁受弯破坏。

图9(a)和图10(a)为B-2和B-5在相同冲击能量作用下的试验破坏形态，从图中可以看出，B-2的梁顶冲击区混凝土被严重压碎，跨中1/3跨范围内出现斜剪破坏，梁身裂缝沿纵向发展汇合成梯形裂缝。冲击区梁侧面混凝土大面积剥落，骨料断裂，上层受压钢筋和部分箍筋暴露且产生较大变形。B-5加固梁的梁顶冲击区加固层被压碎，冲击区梁身斜向约45°方向出现大量不规则的斜裂缝，并呈现与B-2相同的发展规律，但相较于B-2，B-5的梁身裂缝分布更加均匀，宽度明显减少；跨中没有贯通形成梯形裂缝。

图9(b)和图10(b)为B-2和B-5在不同冲击能量作用下的数值模拟破坏形态，对比两图可以发现，冲击区混凝土均有明显压碎，梁底部产生斜向裂缝，冲击区域斜向裂缝发展形成梯形裂缝群。所不同的是，B-2未加固，破坏时钢筋发生明显变形，冲击区混凝土剥落、骨料断裂，受拉区和受压区钢筋暴露，最终梁冲切破坏。B-5进行加固改造后，破坏模式为受弯破坏。对比试验梁的破坏形态，裂缝位置、混凝土剥落等趋势吻合度较高。

图9 B-2梁破坏形态Fig.9 Failure pattern of B-2

图10 B-5梁破坏形态Fig.10 Failure pattern of B-5

图11～图14分别为B-3与B-7的裂缝发展过程及最终破坏形态。由图11可见，B-3受冲击能量作用初期，裂缝发展过程与B-2接近，由于冲进能量降低，冲击斜裂缝生成与延伸发展比B-2相应延迟，并且严重程度降低。9 ms时，跨中出现两条对称斜裂缝，随后向梁顶面发展，同时支座处产生斜向微裂缝。到23 ms时，裂缝数量增多和宽度增大，此时，梁已开始回弹；至42 ms时，梁回弹基本完成，最终梁顶冲击区压碎，跨中主裂缝贯通形成梯形裂缝群，梁弯剪破坏。图12为加固后B-7的受冲击时裂缝发展情况，裂缝产生、发展过程与B-3大致相同，裂缝形态与B-5相似，裂缝均匀分布在整个梁身。与B-5对比发现，B-7冲击区砂浆加固层没有压碎，梁变形也明显减少，回弹后，梁整体性比B-5更完好。

从图13(a)和图14(a)可以看出B-3和B-7在不同冲击能量作用下的试验破坏形态，作用于B-3的冲击能量约为B-2的一半，其破坏模式与B-2大致相同，但裂缝数量及宽度明显减少；冲击区混凝土被压碎剥落，但并未出现钢筋暴露的情况，说明B-3破坏的严重性比B-2显著降低；B-7在受到冲击力作用下，梁顶冲击区未出现明显压碎，只在梁侧出现小面积加固层剥离，梁身裂缝数量及宽度较B-5明显减少，且回弹性能良好。说明高强钢绞线网-聚合物砂浆加固层的存在耗散了大部分冲击能量，改变了原混凝土梁的破坏形态，有效限制了裂缝的开展程度，提高了混凝土梁的抗冲击性能。

图13(b)和图14(b)为B-3和B-7在不同冲击能量作用下的数值模拟破坏形态，对比两图可以发现，B-3冲击区混凝土局部压碎，梁底部1/3跨范围内出现多条贯穿裂缝，裂缝数量较B-2增多但分布均匀，并且未贯通形成梯形裂缝，最终模拟梁弯剪破坏。B-7承受较低冲击能量时，梁身裂缝数量及宽度比B-5明显减少，冲击区混凝土破坏更轻，最终两个梁均保持了较高的整体性。与试验破坏形态比较可以看出，梁身裂缝位置与数量等吻合较好。

图11 B-3梁裂缝发展过程Fig.11 Crack development process of B-3 beam

图12 B-7梁裂缝发展过程Fig.12 Crack development process of B-7 beam

图13 B-3梁破坏形态Fig.13 Failure pattern of B-3

图14 B-7梁破坏形态Fig.14 Failure pattern of B-7

结构在承载过程中，位移是结构变形情况的直观反映，通过对结构相对位移的研究讨论可以得出直接的数据探究结果，结合结构破坏形态进行分析，能够获得更好的讨论结果，所以，对结构受冲击荷载作用下梁身位移发展情况进行监测直观重要。由图15和表7可知，数值模拟与试验梁身位移发展趋势基本吻合，最大位移值相差均在8%以内，并且梁身回弹趋势与试验结果基本一致，验证了数值模拟的合理性。

表7 试验梁与模拟梁位移峰值对比表Tab.7 Comparison of peak displacement

图16将试验梁与模拟梁侧面中轴线的跨中位置处的加速度时程变化进行对比，通过图16(a) 能够看出：在约0.002 s时，B-2瞬间产生加速度并达到极大值，加速度在正负方向来回变化过程中，极值逐渐减小，最终趋向于零。说明冲击锤头作用于梁上时，瞬时传递给梁极大的能量，使得梁产生巨大的加速度，梁在震动过程中逐渐耗散冲击能量，伴随着加速度逐渐降低最终归零。对比B-2、B-3、B-5、B-7可以发现，四者虽然在加速度极值的数值上有一定差异，但加速度整体变化趋势非常接近，都是瞬时产生，而后逐渐减少，最终趋近于零。未加固梁与加固梁之间对比可以发现，加固后加速度极值明显降低，说明加固梁的刚度提高，耗能能力得到显著提高。

通过试验梁与模拟梁的加速度时程对比，可以看到加速度时程曲线均非常接近，说明数值模拟结果与真实试验吻合度很高。

综上，通过对钢筋混凝土梁破坏形态、跨中位移及梁身加速度的试验结果与数值模拟结果对比可以看出，二者吻合较好，说明文中所建立的数值模型是合理的，为后续加固构件抗冲击性能的参数分析提供了有力佐证。

(a)B-2梁位移对比图

(b)B-3梁位移对比图

(c)B-5梁位移对比图

(d)B-7梁位移对比图

(a)B-2梁加速度对比图

(b)B-3梁加速度对比图

(c)B-5梁加速度对比图

(d)B-7梁加速度对比图

3.5 加固梁抗冲击性能影响参数分析

3.5.1 不同厚度砂浆加固钢筋混凝土梁的破坏形态与现象分析

砂浆层是冲击能量直接作用的部分，为分析不同厚度砂浆加固钢筋混凝土梁受冲击荷载作用下的动力响应，选用3.0 mm直径的钢绞线加固的钢筋混凝土梁在受到32 279 J冲击能量作用下，分别涂抹20 mm、25 mm、30 mm、35 mm、40mm、45 mm厚砂浆加固层时的6根加固梁进行落锤有限元分析，具体损伤云图见图17。

由图17可以看出，在涂抹20 mm厚砂浆加固层的情况下，梁的受冲击面和背冲击面砂浆加固层均出现不同程度的剥离脱落，冲击区混凝土发生明显的局部破坏，背冲击区由于受到冲击压力，出现明显的受拉破坏现象；由于加固层剥离影响了能量传递，加固梁表现为受弯破坏。

图17 不同厚度砂浆加固梁冲击模拟损伤云图Fig.17 Damage behavior of RC beams under impact loadwith different thickness of mortar layer

当加固层厚度增加至35 mm时，可以看到加固梁的破坏形态从整体受弯破坏变为了跨中局部受弯破坏，冲击区加固层发生局部冲击破碎消耗掉了部分冲击能量，使得传递到梁整体的冲击能量减少，大量的裂缝出现在梁1/3跨区域内，并贯通形成梯形裂缝群；此时，加固层受冲击破坏从大面积剥落变为局部破碎剥离，降低了梁身破坏的严重性。这说明，随着加固层厚度增加，聚合物砂浆加固层吸收耗散了更多的冲击能量，限制了梁身裂缝发展与延伸，提高了梁的刚度和整体性，抗冲击性能大幅提高。

加固层厚度小于35 mm时，梁的破坏形态以整体受弯破坏为主；厚度达到35 mm时，梁的破坏形态由整体受弯破坏转变为局部受弯破坏。然而，砂浆层厚度的过多增大会使得加固层自重增加，进而削弱砂浆层与混凝土的粘结作用，当梁受到较大局部冲击时，冲击区加固层被击碎，背冲击面受到局部冲击产生的负压，加固层局部发生部分剥落。综合可得，在一定范围内，增大加固层厚度有助于提高混凝土梁的冲击承载力和延性；当加固层厚度超过一定范围后，加固层自重增加可能削弱加固层与混凝土界面的粘结作用，冲击区局部砂浆加固层容易发生剥离。

图18为选用不同厚度砂浆加固简支梁的跨中位移时程曲线，落锤与梁顶面接触的瞬间，跨中挠度瞬时产生，并在极短时间内达到最大值，随后，梁身承受的冲击能量逐渐耗散，梁整体缓慢回弹，并最终稳定在一个定值。图19和表8为跨中位移峰值和位移终值对比图和对比表，由表8可以看出，砂浆层厚度为20 mm时，梁跨中最大位移为47.38 mm，随后梁整体回弹，回弹位移为14.54 mm，加固梁的最终位移为32.84 mm，当加固层厚度增加时，梁跨中位移峰值和位移终值均相应降低，梁身的回弹位移虽有上下波动，但基本稳定在15 mm。砂浆层厚度增加到45 mm时，通过对跨中位移峰值及终值对比表的分析可以看出，此时梁跨中最大位移为35.75 mm，稳定后最终位移为22.27 mm，回弹位移为13.48 mm，这说明，增加加固层厚度对降低梁跨中位移起到了明显的效果，梁抵抗变形的能力有显著提高，表明增加砂浆加固层厚度有助于提升梁的抗冲击性能和整体性。通过图19可以直观看出，砂浆层厚度从20 mm增加到45 mm的过程中，加固梁跨中位移峰值基本呈线性规律降低；梁回弹位移先增大后减少，当厚度为30 mm时，梁回弹位移最大；厚度超过30 mm后，梁回弹后位移终值变化曲线曲率趋于平缓，此时继续增加砂浆层厚度对梁位移终值的降低效果趋于稳定。

图18 跨中位移时程曲线Fig.18 The displacement history curves of mid-span

图19 跨中位移峰值及终值变化图Fig.19 Comparison of peak and final displacement

砂浆层厚度20mm25mm30mm35mm40mm45mm位移峰值47.3845.3542.7139.7137.6235.75位移终值32.8429.0625.3224.3623.7222.27回弹位移14.5416.3017.3915.3513.9013.48

表9 梁身加速度峰值对比表Tab.9 Comparison of peak acceleration m/s2

加固梁在受到冲击荷载作用时，砂浆加固层首先耗散冲击能量，当砂浆较薄时，冲击能量由砂浆传递给结构整体的时间明显降低，此时惯性力对结构产生的影响较大，结构加速度峰值相对更高，说明结构的动态损伤更大。采用不同厚度砂浆加固混凝土梁时的加速度峰值对比曲线可以通过图20看到，随着砂浆加固层厚度增加，加固梁的正负双向加速度峰值均明显降低，且正负双向加速度峰值差也相应变小，说明惯性力对结构影响程度减轻，结构动态损伤明显降低，加固梁的抗冲击性能得到大幅提高。砂浆层厚度大于35 mm时，双向加速度峰值降低趋势明显减缓，结合与位移发展趋势的对比分析，可以得到在实际应用中应根据需要选择合理的砂浆层厚度的结论。

图20 梁身加速度峰值变化图Fig.20 Comparison of peak acceleration

3.5.2 不同直径钢绞线加固钢筋混凝土梁的破坏形态与现象分析

钢绞线作为加固结构中的主要承载材料，其工况的变化对加固效果的影响是必须考虑的一部分，为分析不同直径钢绞线对加固结构抗冲击性能的影响情况，采用30 mm厚的聚合物砂浆加固的钢筋混凝土梁在受到32 279 J冲击能量作用下，分别使用直径3.0 mm、3.6 mm、4.2 mm、4.8 mm、5.4 mm、6.0 mm的钢绞线加固钢筋混凝土梁，图21为不同梁的破坏形态。由图21可以看出，所有加固梁的最终破坏形态均为受弯破坏，梁下部形成一层或多层梯形非贯通的裂缝群，主裂缝分布在最外层的梯形区域内；所不同的是，当使用3.0 mm直径的钢绞线加固时，冲击区加固层的破坏明显比采用6.0 mm直径的钢绞线加固时严重，跨中裂缝贯穿相对明显且跨中位移也更大。显然，在相同冲击能量下，采用直径大的钢绞线能提高原结构的抗冲击性能，在实际工程中，应根据需要选择适宜直径的钢绞线。

图21 不同直径钢绞线加固梁冲击模拟损伤云图Fig.21 Damage behavior of RC beams under impact loadwith diverse steel wire diameter

在3.5.1节中，通过对不同厚度砂浆加固钢筋混凝土梁的数值模拟分析表明，在钢绞线直径一定的前提下，增加砂浆加固层厚度能够限制梁身裂缝开展与延伸，提高加固梁的抗冲击性能。当砂浆加固层厚度一定，通过改变加固选用的钢绞线直径可以获得钢绞线在整个加固层中对加固梁性能影响的过程响应。通过图22的位移时程曲线和表10的位移峰值和终值对比表，可以明显看出，选用3.0 mm钢绞线时，跨中最大位移为42.71 mm，回弹后最终位移为25.32 mm，说明梁的整体性较好，梁具有不错的变形能力；砂浆层厚度保持不变，增大加固梁选用的钢绞线直径，跨中最大位移相应减少，梁回弹后，最终位移也有所降低。

通过图23可以看出，当钢绞线直径从3.0mm增大到6.0 mm的过程中，梁跨中位移峰值降低幅度逐渐减缓，梁身回弹量也有一定程度降低；钢丝绳直径由3.6 mm增至4.2 mm时，梁位移终值由24.88 mm降低为20.91 mm，降低幅度较之前更为明显；直径增至4.8 mm时，梁位移终值停留在21 mm附近，数值趋于平稳；而后，增大直径至5.4 mm、6.0 mm时，梁位移终值虽再次降低，但梁身回弹位移比直径为4.2 mm时小，说明此时梁回弹能力提升有限，不利于钢丝绳承载能力充分发挥。综合上述对比说明，在相同加固条件下，增加钢绞线的直径对于提高加固梁的抗冲击性能和延性有明显作用，但随钢绞线直径增大，对加固梁抗冲击性能的提升效果逐渐趋于平稳。

同时，对比表8中的跨中位移峰值和位移终值可以发现，增加钢绞线直径的方式可以更大幅度地降低梁身位移，更宜在工程应用中选用。

表10 跨中位移峰值及终值对比表 Tab.10 Comparison of peak and final displacement mm

图22 跨中位移时程曲线Fig.22 The displacement history curves of mid-span

图23 跨中位移峰值及终值变化图Fig.23 Comparison of peak and final displacement

图24和表11为加固条件相同时，以钢绞线直径变化为控制变量进行落锤冲击模拟获得的加固梁加速度峰值对比曲线和峰值对比表。随着钢绞线直径增加，加固梁的正负双向加速度峰值规律性降低，加速度峰值差对应相应减小，说明钢绞线耗散了大量砂浆加固层传递来的冲击能量，使得惯性力对结构影响的时间缩短，结构的动态损伤降低。通过分析加速度峰值对比曲线，可以看出，选用钢绞线直径为4.2 mm时，双向加速度峰值差减少明显，说明此时梁身回弹能力提升显著；继续增大钢绞线直径，正向加速度虽持续降低，但负向加速度降低却不明显，说明梁在向下冲击力作用下，先向下振动的趋势仍比较明显，当冲击能量被构件耗散后，向上的回弹加速度则得到控制。

对比表9中正负双向加速度峰值差可知，增加钢绞线直径的方式在减缓结构动态损伤性能方面比增加砂浆加固层厚度更有效。综上所述，在加固构造相同时，适当增加钢绞线的直径能够更有效提升加固梁耗散冲击能量的作用，促进钢绞线承载能力的发挥，更加深化加固效果，提高加固梁的抗冲击能力。

表11 梁身加速度峰值对比表Tab.11 Comparison of peak acceleration m/s2

图24 梁身加速度峰值变化图Fig.24 Comparison of peak acceleration

4 结 论

通过本文的数值模拟分析，可以得到以下结论：

(1)采用高强钢绞线网-聚合物砂浆加固能有效地提高钢筋混凝土梁的抗冲击性能，减小钢筋混凝土梁在冲击荷载作用下的破坏范围和破坏程度，从而提高构件的刚度和抗冲击整体性。

(2)当以砂浆加固层厚度为控制变量时，砂浆加固层厚度增加能够显著限制梁身裂缝产生和延伸，改变加固梁的破坏模式，提升加固梁抵抗变形的能力。工程实际中，应综合破坏形态、跨中位移发展和加速度变化情况，选择合理的砂浆层厚度。

(3)当以钢绞线直径为控制变量时，适当提升钢绞线直径能够增强加固梁耗散冲击能量的能力，深化加固效果，提升梁的抗冲击性能和整体性；同时，采用相同加固构造时，增加钢绞线直径的方式较增大砂浆加固层厚度的方式可以更有效提升加固梁耗散冲击能量的作用，深化加固效果，提高加固梁的抗冲击能力。通过数值模拟分析可知，选用恰当直径的钢绞线加固钢筋混凝土梁有助于钢绞线承载能力的发挥。

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Numerical simulation of impact behavior of RC beams strengthened with high strength steel wire mesh and polymer mortar

LIAO Weizhang1, LI Miao1,2, WANG Bo1, ZHANG Wei3, TIAN Zhimin4

(1. Beijing Higher Institution Engineering Research Center of Civil Engineering Structure and Renewable Material,Beijing University of Civil Engineering and Architecture, Beijing 100044,China；2. Administrative Bureau of the Central Committee of the Communist Party, Beijing 100017,China；3. Franshion Properties(China) Limited, Beijing 100022, China；4. The Research Center of Blast-resistant Structures and Disaster Reduction, 61517 Troops of the P.L.A.，Beijing 100850, China)

To evaluate the impact resistant performance of reinforced concrete (RC) beams strengthened with the High Strength Steel Wire Mesh and Polymer Mortar (HSSWM-PM), on the basis of experiments on three un-retrofitted RC beams and four retrofitted RC beams in drop-weight impact tests, a finite element model was established by using ANSYS/LS-DYNA code to simulate and predict the impact resistant behavior of RC beams specimens. Then the process parameters of reinforcement, such as the diameter of steel wire and mortar layer thickness of cement mortar were studied. The results show that the impact resistance performance of RC beams retrofitted with HSSWM-PM is greatly improved; The thickness of cement mortar and the diameter of steel wire have obvious advantages on the improvement of impact resistance performance, and increasing the thickness of mortar layer and diameter of steel wire appropriately is beneficial to alleviate cracks on beam and change the failure mode. It is essential to consider the effect of the thickness of mortar layer and the diameter of steel wire on the impact resistant behavior properly in practical engineering.

reinforced concrete beam; high strength steel wire mesh; polymer mortar; impact resistant performance; numerical simulation

国家自然科学基金面上项目资助(51378045；51278490；50908010)；北京市属高等学校人才强教资助项目(067135300100)；北京市属高等学校高层次人才引进与培养计划项目资助；北京节能减排关键技术协同创新中心(2011计划)资助

2015-10-08 修改稿收到日期：2016-01-27

廖维张 男，副教授，硕士生导师，1978年生

李淼 女，硕士，1989年生

TU375.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.06.010