高强钢丝网-UHPC加固损伤RC梁抗剪性能试验研究

2022-12-04刘颖峰

公路工程 2022年5期

张阳，刘颖峰

(湖南大学土木工程学院,湖南长沙 410082)

0 引言

钢筋混凝土(RC)结构在建造和服役过程中，受荷载反复作用、腐蚀环境和材料内部作用的影响，不可避免地产生损伤积累、抗力衰减和性能退化[1]。超高性能混凝土(Ultra-High Performance Concrete，UHPC)是基于最大堆积密度理论和纤维增强技术而发展形成的一种具有高弹性模量、高抗拉压强度、超高耐久性和低徐变性能等优点的水泥基复合材料。UHPC通常在基体中掺入纤维以提高其韧性，UHPC内部受纤维的约束，其断裂韧性约为普通混凝土的30倍[2]。试验研究结果表明，在适当处理下UHPC与普通混凝土界面黏结性能可靠[3]，且UHPC在耐磨性、抗冻融循环、抗渗透性等耐久性上也具备显著优势[4]，因此在损伤开裂的混凝土表面浇筑UHPC进行加固不仅能提高结构的承载能力，还能改善结构的抗裂性能、安全性和耐久性，提高结构使用年限。

目前各国学者对应用UHPC加固RC梁抗弯性能的研究较多[5]，但对抗剪性能进行加固的研究较为缺乏。UHPC在基体受拉开裂产生微裂缝后仍可保持较高的拉应力，具有类似的应变硬化特性的水泥基材料在应用于RC梁抗剪加固时可充分发挥其材料的受拉特性。LAMPROPOULOS[6]等使用UHPFRC分别对RC梁进行受拉区加固、受压区加固和三面围套加固，试验结果表明加固效果良好；周磊[7]等使用UHPFRC薄板进行抗剪加固，提高了梁的承载力、刚度和延展性；谢海波[8]等使用致密应变硬化水泥基复合材料(DSHCC)加固剪切RC梁，提高了开裂剪切强度和极限剪切强度；邓明科[9]等使用基于ECC的高延性混凝土对无腹筋梁进行抗剪加固，显著提高了梁的抗剪承载力和变形能力；MARTINOLA[10]等使用纤维混凝土对损伤RC梁进行三面围套U形加固，加固梁的极限荷载提高显著。

在工程实践中，需进行加固的RC梁通常已经损伤开裂，裂缝宽度是混凝土桥梁结构在运营阶段的重点观测参数[11]。聂建国[12]等使用高强不锈钢绞线网-渗透性聚合砂浆抗剪加固RC梁，有损伤的二次受力加固梁的开裂荷载和破坏荷载显著低于无损伤的一次受力加固梁；司建辉[13]等采用预应力钢绞线加固损伤梁抗剪性能，有加固梁的极限承载力低于未加固梁的现象，而林于东[14]等采用粘钢加固方法，损伤加固梁的极限荷载反而略大于未损伤加固梁。上述研究表明RC梁斜截面抗剪受力机理复杂，剪切裂缝对抗剪加固效果的影响不可忽视，是否损伤对不同加固方法的影响可能截然相反。近年来的抗剪加固试验所设计的RC梁多为小尺寸的矩形截面梁，对T梁、工字梁、箱梁等抗剪加固研究相对不足，考虑梁损伤的研究较少，且增大截面加固法进行加固时加固层一般需要植筋配筋，针对上述问题，本文提出一种高强钢丝网-UHPC抗剪加固方法，加固损伤工字形截面RC梁，通过三点弯曲加载试验研究加固梁的抗剪性能，为应用UHPC抗剪加固分析和设计提供参考。通过对工字形截面梁进行抗剪加固研究，可推广至T梁、箱梁、空心板梁等截面形式的薄腹板梁抗剪加固，并为预应力混凝土梁加固提供前期研究基础与参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

为有效比较RC梁加固前后的抗剪性能，RC梁采用强弯弱剪的设计方法，确保加固后试件仍然为剪切破坏。本试验制作了2根相同尺寸与配筋的工字形截面RC梁，梁长3 000 mm，梁高600 mm，上、下翼缘板宽度均为400 mm，腹板宽度140mm。梁底受拉翼缘纵向布置8根直径25 mm的钢筋，受拉纵筋配筋率ρ为5.0%，梁顶受压翼缘纵向布置4根直径25 mm的钢筋以增强受压区；箍筋直径为8 mm，双肢箍形式，箍筋间距200mm，箍筋配筋率ρsv为0.359%。每侧UHPC浇筑厚度为20 mm，高强钢丝网的直径为3 mm，网格尺寸为100 mm×100 mm。试件尺寸与配筋如图1所示。

图1 试件尺寸与配筋(单位：mm)

试件参数如表1所示，2根RC梁在室内进行制作，所用钢筋均为相同批次产品的HRB400钢筋，采用木模板支模，使用C50普通混凝土一次性完成浇筑，浇筑时充分振捣以确保混凝土密实。2根RC原梁在常温下自然养护40 d后，均进行三点弯曲加载，剪跨段长度为1 400 mm，梁有效高度为560 mm，剪跨比为2.5。其中一根RC梁进行一次性破坏加载，另一根RC梁在完成损伤加载后，将梁倾倒平放至室内水平地面，对两侧的腹板表面使用手持式电锤进行机械凿毛处理，凿毛深度约2 mm。在浇筑UHPC前提前将RC梁腹板面调至水平并支设模板，高强钢丝网平铺于腹板表面，对凿毛界面充分洒水湿润并覆盖薄膜保湿，浇筑UHPC时可自流平。在实际加固工程进行大规模蒸汽高温养护往往较为困难，故浇筑后对UHPC进行常温自然养护，养护7 d后将试件翻面，采用相同工艺浇筑另一侧。以第二次浇筑UHPC完成之日起，养护40 d。

表1中B2-SU的RC原梁在预损伤加载试验中，根据最大裂缝宽度控制损伤加载程度。当达到控制荷载时，跨中底部产生了较窄的竖向弯曲裂缝(小于0.10 mm)，腹板处生成了较宽的斜裂缝且达到了0.20 mm，斜裂缝大致沿加载点与支座连线分布。当最大斜裂缝宽度达到0.20 mm且持载稳定一段时间后分级卸载，卸载时裂缝明显回缩，卸载后较长较宽裂缝的剩余宽度在0.02～0.05 mm，细小裂缝则完全闭合。

表1 试件参数Table 1 Description of test specimens试件编号剪跨比加固方法损伤加载程度B12.5——B2-SU2.520 mmUHPC+高强钢丝网裂缝宽度0.20 mm

1.2 材料特性

试验所用普通混凝土的碎石骨料的最大粒径不超过20 mm，按C50混凝土进行配置。UHPC采用湖南固特邦公司干混料产品，材料主要由水泥、硅灰、粉煤灰、石英粉、石英砂、高效减水剂和混合钢纤维组成；为提高UHPC的抗拉性能，混合钢纤维由体积掺量2%的长13 mm、直径0.2 mm的端钩型钢纤维和体积掺量1%的长8 mm、直径0.12mm的圆直型钢纤维混杂而成，钢纤维体积掺量为3%，钢纤维抗拉强度高于2 000 MPa，弹性模量200 GPa；减水剂采用聚羧酸高效减水剂，体积含量1.5%、减水率大于30%，UHPC水胶比为0.18。

根据《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T50081-2002)和《活性粉末混凝土》(GB/T31387-2015)的相关规定和方法分别对普通混凝土和UHPC进行材料性能试验。分别测得普通混凝土的抗压强度、抗拉强度和弹性模量,及UHPC的抗压强度和弹性模量。参照法国UHPC设计规程，通过轴拉试验测得UHPC的抗拉性能。所有材性试件与试验梁同时浇筑、同条件养护。普通混凝土和UHPC的实测材料性能如表2所示。

表2 普通混凝土与UHPC材料特性Table 2 Material properties of NC and UHPC材料立方体抗压强度/MPa弹性模量/GPa抗拉开裂/极限强度普通混凝土56.9734.83.32UHPC145.9147.98.6/9.6

试件所用普通钢筋均为同批次HRB400钢筋，根据《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T228.1-2010)进行力学性能测试。高强钢丝网直径为3 mm，网格尺寸为100 mm×100 mm，其材料力学性能由供应商提供。所有钢筋的力学性能结果列于下表3。

表3 钢筋力学性能Table 3 Mechanical properties of steel reinforcement钢筋直径/mm屈服强度/MPa极限强度/MPa弹性模量/GPa纵向钢筋25470.32603.98200箍筋与构造钢筋8432.28583.25200高强钢丝网31 292.001 520.00205

1.3 加载与测量方案

如图2所示，试件进行三点弯曲加载，通过跨中液压千斤顶施加荷载，通过横梁传力使试件受力均匀，液压千斤顶上布置压力传感器测量荷载。在试件的纵向方向上布置5个千分表测量梁的挠度和变形。采用电阻式应变片测量钢筋的受拉应变情况，由于箍筋上若粘贴过多的应变片会影响钢筋与混凝土的粘结从而影响梁的受力性能，箍筋应变片粘贴在加载点与支座处纵筋高度点连线的交点位置，在受拉纵筋跨中位置粘贴应变片。试验加载采用单调分级加载，正式加载前需进行预加载以验证仪器设备是否正常工作，使试件与支座和横梁充分接触。试件在加载初期根据荷载控制加载，当试件挠度表现出明显非线性或达到极限荷载后，改用跨中底部竖向位移测点值控制加载，加载持续至试件破坏。

图2 加载装置与测点布置(单位：mm)

2 试验结果与分析

2.1 试件特征值

试件的主要试验结果见表4，表中试件编号B1为一次性加载破坏的RC梁；B2为进行损伤加载的RC原梁，损伤加载程度根据裂缝宽度控制，当裂缝宽度达到0.20 mm时停止，故B2损伤加载中的最大荷载为250 kN；B2-SU表示对损伤RC试件B2进行抗剪加固的加固试件。表中Pcr、P0.2、P0.4分别表示试件的斜裂缝开裂荷载、最大裂缝宽度超过0.2、0.4 mm时的特征荷载；Pu、Δu表示试件的极限荷载与极限荷载下的跨中挠度。

表4 试件特征值Table 4 Characteristic values of specimens试件编号加固方式Pcr/kNP0.2/kNP0.4/kNPu/kNΔu/mmB1—1752053405936.608B2RC原梁180250——1.032B2-SU高强钢丝网+UHPC3607007857935.122

B1、B2为同批次浇筑的相同尺寸RC梁，其斜裂缝开裂荷载较为接近，但梁剪切开裂后，普通混凝土受拉失效应力软化，斜裂缝生成的位置不可控，钢筋混凝土梁中箍筋受拉提供抗剪能力以约束裂缝扩展的机理复杂，故随着荷载逐渐加大，2根试件裂缝宽度达到0.20 mm时的特征荷载差异稍大，证实了RC梁受剪性能具有一定的偶然性和离散性，属于剪切试验中常见现象。B2-SU经过腹板高强钢丝网-UHPC加固后，抗裂性能和极限承载能力均有显著提升。与加固原梁B2相比，B2-SU斜裂缝开裂荷载提高了100%，最大裂缝宽度达到0.20 mm时的特征荷载提高了180%。与B1相比，B2-SU最大裂缝宽度达到0.40 mm时的特征荷载提高了130%，极限承载力提高了34%。B2-SU在极限荷载下的跨中挠度低于B1。

2.2 裂缝宽度发展

图3为荷载-裂缝宽度曲线，其中裂缝宽度取加载过程中最大宽度。在早期，所有试件均先出现靠近跨中位置的弯曲裂缝，自下翼缘竖直向上开裂，但受纵筋有效约束宽度局限(0.02～0.05mm)；随着荷载逐渐加大，RC梁(B1、B2)腹板位置会生成独立的腹剪斜裂缝，同时弯曲裂缝向上延伸的过程中发展成弯剪斜裂缝，此后最大裂缝宽度均为斜裂缝，斜裂缝大致沿加载点与支座连线分布；接近极限荷载时，B1腹板表面普通混凝土已严重剪切开裂并退出工作，无法提供有效的抗剪能力，裂缝宽度已超过1.2 mm。B2-SU由于腹板表面经高强钢丝网-UHPC层加固，UHPC具有高抗拉强度和高韧性，高强钢丝网亦可约束裂缝扩张，故B2-SU的裂缝宽度发展迟缓，控制在0.20 mm以内；在破坏阶段，B2-SU临界裂缝已经生成并贯穿UHPC层表面，故裂缝宽度快速突增。

图3 荷载-裂缝宽度曲线

高强钢丝网-UHPC加固方法对RC梁表层的剪切裂缝宽度控制好，使RC梁经过加固后，抗裂性能显著改善，裂缝宽度不超限，提高了结构的耐久性和使用年限。而当荷载接近破坏荷载时早已不是正常使用极限状态，应按承载能力极限状态进行抗剪承载力验算，裂缝宽度不再是主要控制参数。由于UHPC加固层覆盖住了腹板普通混凝土表面，在试验中无法观察到内部普通混凝土的开裂情况，相较于B1裂缝宽度从0.40～1.00 mm近似线性增长，B2-SU在荷载超过700 kN后由于内部混凝土失效导致表层裂缝宽度突增，因此单从外观裂缝宽度来评估加固梁是否临近承载能力极限状态时需谨慎考虑。

2.3 位移响应与刚度退化分析

RC梁竖向挠度通常包括弯曲变形和剪切变形，常规设计下RC梁的剪切变形对挠度的贡献通常可以忽略，但有腹筋RC梁斜向开裂下会显著降低梁体的有效剪切刚度，导致剪切变形显著增大[15]。本试验设计的梁长较短，纵筋配筋较多，抗弯刚度大且抗弯刚度损伤相对较小，因此各个试件在早期的下挠主要由弯曲变形导致，刚度由弯曲刚度占据主导，中后期由于斜裂缝生成，剪切变形对挠度的影响不可忽视，剪切刚度对刚度退化的影响更为显著。

图4为各个试件的荷载-位移曲线，位移取跨中梁底竖向位移。在早期弹性阶段，所有试件的刚度较为接近，所有试件在荷载150 kN附近生成弯曲裂缝，此时弯曲裂缝的生成对刚度影响有限。剪切裂缝生成后，B1、B2由于普通混凝土受拉损伤导致刚度退化较为明显，而UHPC内的钢纤维在初裂后能约束裂缝扩展使得UHPC保持应变硬化，穿过裂缝的高强钢丝网可约束裂缝进一步扩展，故B2-SU的UHPC加固层呈现出多点开裂的微裂缝阶段，刚度保持较好。B2的普通混凝土在损伤加载过程中产生了裂缝和塑性变形，在卸载后具有一定的残余变形，内部缺陷得到释放，故B2-SU早期线性较好，刚度相较于B2更加稳定，当荷载超过500 kN时才呈现出刚度退化现象，而B1由于剪切开裂严重导致刚度退化明显。在接近极限荷载时，由于RC梁具有较高的纵筋配筋率和宽厚的受压翼缘，在破坏的过程中受压翼缘压溃和斜裂缝上延发展过程相对缓慢，故与常规的RC梁剪切破坏试验现象不同，B1在超过极限荷载后仍能测得较长的下降段曲线。B2-SU由于临界斜裂缝贯穿延伸，结构失效导致位移突增进入下降阶段，表现出加固后具有一定脆性，延性稍显不足的问题，但同样可测得一定的下降段位移数据。

(a) 整体曲线

2.4 箍筋应变响应

本试验的RC梁采用强弯弱剪的设计原则进行制作，故所有试件的受拉纵筋在加载过程中均未屈服，而箍筋充分受拉发挥抗拉性能。图5为各个试件的荷载-箍筋应变曲线，选择穿过斜裂缝、已屈服、具有代表性的箍筋应变数据来表征各个试件在荷载下的箍筋响应。在早期荷载作用下，箍筋应变较小，此时荷载主要由混凝土承担，此时箍筋拉应变较小。当与箍筋相交的斜裂缝生成后，箍筋为约束斜裂缝扩展受拉伸长，应变阶梯式快速增长，B1在240 kN左右、B2-SU在450 kN左右箍筋应变均有大幅度突变。随着荷载逐渐加大，斜裂缝数量和宽度不断增大，普通混凝土受剪开裂损伤退化，箍筋逐渐屈服以进一步抵抗剪力，在应力重分布下，箍筋受力可能发生剧烈变化，故B2-SU表现出应变反复升降现象。接近极限荷载时，临界主裂缝形成，箍筋应变已经较大，增长速度进一步加快，直至试件破坏。

图5 荷载-箍筋应变曲线

3 破坏模式分析

图6为试件的裂缝分布与破坏形态示意。从裂缝数量和宽度来看，B2-US腹板表面经过加固，裂缝数量少于B1，且裂缝宽度控制较好；从裂缝位置来看，2根试件的较宽裂缝均以斜裂缝为主，裂缝角度为30°～45°，沿加载点与支座连线两侧分布；从临界裂缝来看，B1梁的临界裂缝为腹剪斜裂缝发展而成，更靠近支座，与支座应力集中生成的裂缝群相连，且上延至上翼缘与腹板交界处，而B2-SU临界裂缝为弯剪斜裂缝发展，更靠近跨中，与下翼缘纵向钢筋滑移撕裂生成的水平裂缝相连。

(a) B1

结合裂缝发展与分布、位移响应和钢筋应变等试验数据，试件失效的原因是由临界斜裂缝过宽导致，B1、B2-SU均为剪切破坏模式，但不同于无腹筋梁或普通配筋矩形梁，本试验的试件破坏时表现出一定的延性，这是由于受拉纵筋配筋率较高，受压翼缘宽厚导致。从加载过程中的现象来看，B1、B2-SU均是腹板的斜裂缝张拉扩展，穿过斜裂缝的箍筋已屈服，受压翼缘逐渐压溃导致失效，因此2根试件的破坏模式与剪压破坏相似，区别在于剪压区压溃过程够不够典型。在加载试验过程中，UHPC加固层与RC界面粘结可靠，界面粘结不是控制破坏的因素。在完成试验后破拆B2-SU，发现腹板内部普通混凝土的斜裂缝与表面斜裂缝位置基本一致，普通混凝土在下翼缘和腹板拉裂严重，推测试件剪切破坏失效的原因是腹板普通混凝土受拉累计损伤过重，因此在抗剪加固时需谨慎评估原梁普通混凝土的损伤程度。