基于水泥基复合材料的混凝土梁修复加固研究

覃忠源

（广西路建工程集团有限公司，广西南宁 530001）

0 引言

钢筋混凝土材料的广泛应用，推动了现代建筑的发展。钢筋混凝土受设计不当、气候条件或使用年限等因素的影响，结构质量日益下降，因此近年来对加固钢筋混凝土（RC）结构的需求不断增加。为提高钢筋混凝土梁的抗弯强度，许多研究者提出采用钢筋混凝土夹套、钢纤维增强混凝土（SFRC）夹套、外部黏结钢板和纤维增强聚合物（FRP）等措施提高混凝土力学性能［1］。然而，钢筋混凝土夹套与混凝土的界面结合强度低，其脆性不适合提高混凝土延性；SFRC护套与混凝土具有良好的界面黏结强度，但其延展性也较低［2］；FRP 和钢板会导致混凝土表面分层，容易过早失效。因此，为有效地加强RC 结构，必须采用具有延展性的材料，以提高加固效果，提升梁的力学性能。其中，聚乙烯醇混合纤维增强水泥基复合材料（ECC）是一种特殊类型的工程水泥基复合材料，其在压缩和拉伸状态下都具有很高的延展性，并且具有较好耐火性，可以提高建筑物的抗震性能。曹君辉等［3］发现SPH-ECC 和聚乙烯醇纤维工程水泥基复合材料（PVA-ECC）与普通混凝土具有相似的界面黏结强度，然而PVA-ECC 的极限强度和耐火性较低，与单纤维增强ECC 相比，SPH-ECC 等混合纤维可以提供更高的极限强度和更好的耐火性，以及提供更好的钢筋防腐蚀保护［4］。然而，目前鲜有研究评估使用混合纤维加强RC 结构的有效性。基于此，本文旨在研究采用SPH-ECC 水泥基复合材料层和嵌入式钢筋的全尺寸加固RC 梁在破坏模式、荷载-中跨挠度曲线、开裂模式、界面黏结滑移、应变分布等方面表现出的性能。研究的开展可为提高混凝土梁修复加固效果及水泥基复合材料的裂缝宽度控制能力提供参考。

1 试验材料与方法

1.1 试样制备

本研究选取1根未加固的RC对比梁（CB）和3根加固的RC梁（SB-1、SB-2和SB-3），分别采用不同配置的SPH-ECC 水泥基复合材料层和内嵌钢筋进行四点弯曲荷载试验。这些梁的截面构型及其配筋细节如图1 所示。对比梁［图1（a）］的尺寸为200 mm（宽）×325 mm（高）×3 500 mm（长）。未加固的RC 对比梁被设计为下加固方式，在底部放置3 根直径为16 mm（D16）的钢筋，在顶部放置2 根直径为12 mm（D12）的钢筋作为吊架［5］。为使混凝土具有足够的抗剪能力，将马镫的中心间距分别设置为100 mm 和125 mm。对于加固梁，采用3 种不同的SPH-ECC 层结构。

图1 梁横截面细节（单位：mm）

对于SB-1［图1（b）］，在2 根D16 钢筋的RC 梁部件底部仅应用了1 层SPH-ECC 层。对于SB-2［图1（c）］，在RC 梁两侧采用2 层SPH-ECC 水泥基复合材料，每侧采用1 根D16 钢筋。对于SB-3［图1（d）］，在RC 梁的两侧和底部分别施加SPH-ECC 层，形成“U”形包围圈，底部放置2 根D16 钢筋；并且，在RC 梁和SPH-ECC层的所有主钢筋的两端均进行90°的弯曲，延长长度为70 mm，实现混凝土和SPH-ECC 与钢筋之间的界面结合。此外，所有测试的梁均基于实际应用中的全尺寸进行浇筑［6］。

对于CB 梁，钢筋笼在浇筑混凝土之前制作，然后放置在模板中。混凝土梁在24 h 后脱模，并在自动控制湿度和温度的雾室中养护55 d，然后进行测试。对于加固型钢，其RC 型钢部分按照与CB 型钢相同的方式进行浇注，当养护龄期为28 d，将RC 梁部件分别移入模板中。然后，按照图1（a）所示的配置，在RC梁的现浇表面涂抹50 mm厚的SPH-ECC 层。对于SB-1 和SB-3，在浇注钢筋和SPH-ECC 层之前，将RC 梁进行上下旋转［7］。对于SB-2，由于钢筋和SPHECC 层能容易地放置在梁的两侧，因此不需要旋转。加固后的梁在24 h 后脱模，并在测试前再进行27 d的养护。

1.2 试验方法

4根梁均在四点弯曲下进行试验，纯弯曲跨和剪切跨的长度均为1 000 mm，在位移控制速率为1 mm/min的情况下施加垂直荷载，直到梁顶表面出现明显的混凝土破碎和剥落。在纯弯曲跨内安装3台线性变差变压器（LVDT），测量梁跨中及各荷载点的挠度。对于加固梁，在支撑端附加了额外的LVDT，以捕获SPH-ECC层与RC梁部分之间界面的黏结滑移。各梁的LVDT 布置根据加固方案的配置进行设计［8］。为测量梁的上、下表面的应变情况，需要安装应变片（如图2 所示），采用数字图像（DIC）技术，利用3 台覆盖整个梁的高分辨率单反相机捕捉混凝土的损伤和裂纹扩展历史。

图2 设置LVDT用于测量界面结合滑移

2 实验结果

2.1 破坏模式及荷载-跨中变形曲线

图3 为试验梁的荷载-跨中挠度曲线，图4 为试验梁的破坏模式。从试验结果和图3 可以看出，CB、SB-2 和SB-3 的荷载-跨中挠度曲线总体上呈现出3个不同的发展阶段，即未开裂阶段、开裂阶段、最终破坏阶段。在未开裂阶段，荷载随跨中挠度线性增大。开裂阶段是在微裂缝形成后开始，荷载-跨中挠度曲线斜率略有减小，然后曲线以几乎恒定的斜率继续发展，直到纵向钢筋屈服［9］。在开裂阶段结束时，曲线的斜率几乎减至0，此时开始到达最终破坏阶段。在最终破坏阶段，跨中挠度逐渐增大，但持续荷载没有进一步增加，直至CB、SB-2 和SB-3 纯弯跨顶面混凝土破碎，导致梁破坏［如图4（a）、图3（c）、图3（d）所示］。对于SB-1，虽然挠度曲线也大致呈现如上3 个不同的阶段，但是在开裂阶段开始后不久，RC 梁部件与ECC 层之间的界面就发生过早的剥离，导致持续载荷突然下降和挠度曲线斜率降低。对于SB-2，当载荷为110 kN 时，观察到SPH-ECC 层出现第一条裂纹，但当载荷在55～65 kN 时，RC 梁实际已经形成裂纹，因此会进一步导致载荷-挠度曲线斜率变化，并且当负载达到约55 kN时，SB-2的开裂阶段结束。

图3 试验梁的荷载-跨中挠度曲线

图4 试验梁的破坏模式

2.1.1 SB-1梁

对于SB-1，在开裂阶段开始后不久，SPH-ECC水泥基复合材料层和RC 梁之间的界面脱黏发生在5.26 mm 的跨中挠度处（如图3 所示）。界面脱黏主要发生在梁的左手侧（LHS）剪切跨度，在LHS支撑端观察到明显的黏结滑移（如图5 所示），其中在RC 梁拱腹处应用水泥基复合材料，碳纤维增强聚合物的嵌入条作为增强层。当测试的RC 梁通过SPH-ECC 水泥基复合材料以类似于SB-1 的配置进行加固，但没有任何嵌入钢筋时，没有出现脱黏现象。此外，SB-1在脱黏前的刚度（15.22×103kN/m）远高于CB（8.88×103N/m）［10］。因此，可以得出结论，SB-1 中的界面脱黏的原因可能是因嵌入钢筋引起的SPH-ECC 层刚度增加，以及可用于抵抗产生的界面应力的相对较小的接触面积。脱黏后，混凝土刚度降至9.89×103kN/m，仅略高于CB，这是因为SPH-ECC 水泥基复合材料层是独立弯曲的。脱黏后，在SB-1 的RC 梁底部立即观察到拉伸裂纹。试验结束时，发现RC 梁部件的破坏模式与CB 的破坏模式非常相似，并且在SPH-ECC 水泥基复合材料层中观察到的损伤很小，最大载荷为213.4 kN，仅比CB的载荷高26.6%。

图5 滑移梁失效

2.1.2 SB-2梁

对于SB-2，当载荷达到约55 kN 时，未开裂阶段结束，在此之后，裂纹阶段开始，在纯弯曲跨度内的SPH-ECC 层中出现多个微裂纹。当施加的荷载达到270 kN 时，这些裂纹在接近开裂阶段结束时变宽且越来越明显。当施加的荷载达到270 ～310 kN 时，SPH-ECC 中的钢筋屈服导致刚度逐渐降低，最终加速了SPH-ECC 水泥基复合材料层的拉伸应变软化现象，导致裂缝局部化。当跨中挠度从17.5 mm 增加到22.4 mm 时，梁的承载力基本保持不变。此后，跨中顶面混凝土压应变达到混凝土破碎应变的0.33%（如图6所示），进一步导致混凝土负载能力的逐渐下降，峰值负荷为310 kN，为CB荷载的184%。

图6 SB-2和SB-3梁压缩应变

对于SB-3，其在RC 梁周围形成“U”形包层，其显示出354 kN 的峰值载荷，为CB 荷载的210%，是所有加固梁中最高的。当载荷约为75 kN 时，SB-3 的未开裂阶段结束，而开裂阶段持续到约320 kN 的载荷。然后在纯弯曲跨度中，SPH-ECC 水泥基复合材料底层内出现多个可观察到的裂纹，当跨中挠度约20 mm时，达到峰值荷载，荷载几乎保持不变，出现裂纹局部化，直到梁在跨中挠度为46 mm 时失效。当失效发生时，跨中顶面的应变达到0.33%的混凝土压碎极限（如图6 所示）。与SB-1 和SB-2 不同，SB-3 即使在混凝土发生压碎后，也没有观察到明显的界面脱黏。

2.2 界面黏结行为

加固层与RC 梁构件之间的界面黏结是影响加固体系性能的关键因素之一。当界面结合强度不足时，可能因脱黏而发生过早破坏。因此，对于加固梁，在试验期间连续监测SPH-ECC 水泥基复合材料层与RC 梁构件之间的界面黏结滑移。使用LVDT 记录SPH-ECC 水泥基复合材料层相对于RC 梁部分的位移。在加固梁的2 个支撑端记录的界面黏结滑移值，然后与跨中挠度及荷载-跨中挠度曲线绘制在图7中。对于SB-1 及SB-2，从图7 中可以看出，当外加荷载约119 kN 时，LHS剪切跨界面黏结滑移从几乎为0跳变至0.9 mm，同时外加荷载突然下降。之后，LHS黏结滑移逐渐增大，直至被破坏，而右侧（RHS）黏结滑移基本为0。

图7 界面黏结滑移

2.3 应变分布

使用DIC 和应变片获得的最佳拟合数据绘制了不同加载水平下测试梁的应变分布沿梁深的发展情况（如图8 所示），未绘制SB-1 的应变分布，是因为SPH-ECC层的底表面过早脱黏而出现拉伸应变的进一步增大。钢筋屈服应变（0.31%）和混凝土峰值压应变（0.33%）也分别用实线和虚线表示。图8 中的破坏荷载为混凝土发生破碎时的荷载水平。总体而言，从SB-2 和SB-3 获得的DIC 和应变片数据来看，应变沿截面深度呈线性分布。图8（a）显示，CB 为未加固钢筋，在荷载达到130 kN（峰值荷载168.5 kN 的77%）之前屈服。对于SB-2［如图8（b）所示］，SPH-ECC 水泥基复合材料层内嵌钢筋在峰值荷载（310 kN）之前屈服，而RC 梁部分嵌钢筋在峰值荷载之后屈服。从图8（b）可以看出，SPH-ECC水泥基复合材料层和RC梁部件钢筋屈服后不久，混凝土在顶面发生了压碎。这种破坏非常接近试验预期的平衡破坏，主要是在梁上添加了2根额外的钢筋，而没有增加梁的整体刚度。对于SB-3，如图8（c）所示，SPH-ECC 层钢筋屈服于320 kN 左右（峰值荷载354 kN 的90%）。这里应该指出的是，即使在达到峰值荷载之后，也直到实现了更大的挠度才会发生混凝土破碎，表明梁的加固仍然不足，这主要是由于使用了“U”形外壳和底部SPH-ECC水泥基复合材料层内的钢筋位置较低导致的，从而增加了梁截面中性轴的深度。

3 结论

本文为进一步提高混凝土梁修复加固效果，提出使用钢筋和聚乙烯醇混合纤维增强水泥基复合材料（SPH-ECC）和嵌入式钢筋对钢筋混凝土（RC）梁的弯曲加固效果，研究结论如下：①SB-1由于具有明显的界面脱黏而导致过早失效。对于SB-2 和SB-3，其最终的抗弯破坏是由纯弯曲跨度内的顶面混凝土破碎引起的。对于SB-2，在混凝土破碎后不久，出现了少量的界面黏结滑移。对于SB-3，即使发生混凝土破碎，也几乎没有观察到界面黏结滑移。②SB-2 和SB-3 的应变沿截面深度呈线性分布，并且SPH-ECC水泥基复合材料层内嵌钢筋在峰值荷载（310 kN）之前屈服，而RC 梁部分嵌钢筋在峰值荷载之后屈服。结果表明，SPH-ECC 水泥基复合材料具有良好的裂缝宽度控制能力，其对RC 梁部分的裂缝具有有效的抑制作用。