加固層長度對PVA-RFCC加固梁抗彎性能影響的實驗研究

杜文平 楊才千,2 王 沖 潘 勇 孟春麟

(1 東南大學混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，南京 210096)(2 湘潭大學土木工程與力學學院，湘潭 411100)(3 江蘇東部高速公路管理有限公司，鹽城 224002)

近年來，PVA-RFCC因具有良好的抗裂、延性、耗能、抗火和耐腐蝕等性能以及施工簡易方便而被廣泛應用于混凝土梁、柱、磚墻、樓面板以及隧道等加固維修中[1-6].PVA-RFCC是一種以聚乙烯醇纖維增強水泥基復合材料(PVA-ECC)作為基體、間距緊密的多層鋼絲網，或者以小直徑鋼筋作為增強材料組成的薄壁結構材料.此復合材料中纖維增強水泥基復合材料主要用于提高基體的韌性、延性和抗腐蝕性能，鋼筋(絲)網用于提高極限承載力、初始剛度、耗能和抗沖擊等性能.將PVA-RFCC作為加固層，采取U形加固方式，可以明顯提高實驗梁的抗彎承載力、抗裂性能和抗彎剛度[7-9].在此加固材料中，鋼絲網的配筋率是影響加固梁力學性能的一個重要參數(shù)，通過實驗研究發(fā)現(xiàn)，承載力提高幅度隨著鋼絲網的配筋率增加而增加，但砂漿強度對力學性能的影響比較小[10].雖然鋼絲網可以提高結構的力學性能已經被證實，但因其對承載力提高的幅度有限，仍無法滿足某些特殊工程需求.因此，將鋼筋、鋼絲網和砂漿混合作為加固材料對鋼筋混凝土梁進行加固，發(fā)現(xiàn)鋼筋可以大幅度提高屈服荷載和極限承載力，鋼絲網可以明顯改善梁的抗裂性能[11].水泥砂漿的抗拉性能和極限拉應變比較低，因此用纖維增強混凝土代替砂漿作為基體材料.與普通混凝土相比，選鋼纖維增強混凝土和鋼絲網加固梁時，開裂荷載提高2.7倍，抗彎承載力提高104.9%[12-13].在水泥砂漿中加入聚丙烯纖維，可以明顯改善梁的延展性[14].但眾多研究中，并未對不同加固層長度影響加固梁的力學性能進行探討.

本文將PVA-RFCC作為加固材料，探討了加固層長度對加固梁抗彎性能的影響.結合實驗結果，提出了一種適用于不同加固層長度加固梁的等效計算方法，并建議加固層長度的取值范圍.

1 實驗

1.1 實驗材料

鋼筋混凝土梁的設計強度為C30，保護層厚度為30 mm.在澆筑同批次實驗梁時，預留3個尺寸為100 mm×100 mm×100 mm的方體試塊，平均抗壓強度為31.2 MPa.PVA-RFCC由水泥、粉煤灰、硅灰、砂子、減水劑、纖維和鋼筋(絲)網按照一定比例配制而成.PVA-ECC的水膠比為0.3，PVA纖維體積摻量為1.5%.選用材料為P.O.42.5級的普通硅酸鹽水泥、Ⅰ級粉煤灰、粒徑在30 ～100目之間的細石英砂、聚羧酸類高性能減水劑、自來水和PVA纖維.PVA纖維的長度為12 mm，直徑為39 μm，抗拉強度為1 620 MPa，伸長率為7%，彈性模量為42.8 GPa，密度為1.3 g/cm3.

澆筑同批次加固層試件時，預留3個尺寸為100 mm×100 mm×100 mm的立方體試塊，平均抗壓強度為45.2 MPa.鋼絲網(SM)的直徑為2 mm，網格間距為25 mm×25 mm；鋼筋網(RM)的直徑為8 mm，網格間距為50 mm×50 mm.

1.2 試件制備

共設計5根鋼筋混凝土梁，包括1根對比梁(CB)和4根PVA-RFCC加固梁.梁截面尺寸為200 mm×300 mm，梁總長度L=2 600 mm，凈跨為2 400 mm.縱向受拉鋼筋采用2根直徑為18 mm的HRB500螺紋鋼筋，架立筋為2根直徑為12 mm的HRB400螺紋鋼筋，箍筋采用直徑為8 mm的HPB300光圓鋼筋.加固層厚度t=60 mm，實驗梁的具體參數(shù)和橫截面配筋如圖1所示.

圖1 試件參數(shù)與配筋圖(單位：mm)

加固梁CRL1～CRL4的長度l分別為1 200、1 700、2 200、2 600 mm.實驗梁在標準養(yǎng)護28 d后進行加固處理.澆筑加固層之前，對梁底面進行打磨和鑿毛處理.按照L形剪力連接件的布置方式，進行鉆孔、清孔、布設剪力連接件和噴射環(huán)氧型植筋膠.其中鉆孔的直徑為10 mm，孔深度為60 mm.剪力連接件直徑為6 mm的HRB400鋼筋，滿足規(guī)范(CECS 242:2016)[15]中鉆孔深度不小于8倍剪力連接件直徑的要求.布設剪力連接件時，在加載點和支座處進行加密.

1.3 加載裝置和測點布置

本實驗采用如圖2所示的加載裝置，由反力架、支座、分配梁和油泵等組成.采取力控制加載方式，在實驗梁開裂之前，加載速率為每級5 kN.實驗梁從開裂到破壞，加載速率為每級10 kN.

圖2 加載裝置及測點布置(單位：mm)

在實驗梁側面粘貼7個應變片，觀測混凝土應變隨著梁高方向的變化規(guī)律.其中，前6個應變片用于測量主梁混凝土的應變，靠近梁低端的應變片用于測量PVA-RFCC的應變.在加載點和跨中共布置3個位移計，量測位移隨荷載的變化規(guī)律.裂縫寬度由測寬儀測量，裂縫發(fā)展由人觀測，且用藍色馬克筆進行標記.

2 實驗結果與分析

2.1 破壞形式

圖3給出了實驗梁的破壞形式.由圖可知，實驗梁的破壞形式以彎曲破壞為主，裂縫發(fā)展規(guī)律基本相似.裂縫主要由純彎段的彎曲裂縫和彎剪區(qū)的斜裂縫組成.梁CB破壞屬于塑性(適筋梁)形式，受拉區(qū)鋼筋屈服，受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)水平裂縫，最終因混凝土壓碎而失效(見圖3(a)).梁CRL1在加載點發(fā)生破壞，兩端均發(fā)生一定長度的剝離(見圖3(b)).梁CRL2和CRL3均在界面剝離處產生斜裂縫，隨著荷載的增加，裂縫向加載點不斷擴展，植筋發(fā)生斷裂或被拔出，加固層剝離明顯，導致實驗梁破壞發(fā)生在彎剪區(qū)，如圖3(c)和(d)所示.發(fā)生此現(xiàn)象是因為在外荷載和自重作用下，端部易發(fā)生剝離，在加固端部未增加額外錨固措施.在梁CRL4破壞前，受壓區(qū)混凝土沒有出現(xiàn)裂縫，加固層整體性完好.隨著荷載的增加，主裂縫逐漸變寬，加固層與主梁界面之間產生小剝離，最終受壓區(qū)混凝土壓碎，RM和SM斷裂，荷載驟降，梁發(fā)生破壞(見圖3(e)).

(a) CB

(c) CRL2

(d) CRL3

(e) CRL4

圖4為實驗梁的開裂荷載圖.圖中，Pcr為梁初始開裂荷載；P0.2、P0.3分別表示最大裂縫寬度為0.2和0.3 mm時對應的荷載.由圖可知，相同的裂縫寬度下，加固層長度的改變會導致梁的抗裂性能改變.與梁CB的初始開裂荷載(Pcr)相比，隨著加固層長度的增加，開裂荷載整體呈現(xiàn)出增長趨勢，最大增幅達71%，梁CRL1的增幅不顯著.當最大裂縫寬度為0.2和0.3 mm時，隨著加固層長度增加，荷載逐漸增大，較梁CB的最大增幅分別達123%和103%，而梁CRL1的變化幅度比較小.說明隨著加固層長度的增加，抗裂性能整體呈增長趨勢，但當加固層長度較小時，其改變對梁的抗裂性能影響不明顯.

圖4 實驗梁開裂荷載圖

2.2 荷載-撓度曲線

圖5為實驗梁的荷載-撓度曲線.由圖可知，相同的撓度下，實驗梁極限荷載由大到小為CRL4、CRL3、CRL2、CB、CRL1.圖6給出了實驗梁在彈性階段和屈服階段的剛度系數(shù).剛度系數(shù)定義為加固梁剛度與對比梁剛度的比值.由圖可知，隨著加固層長度的增加，剛度系數(shù)整體逐漸增大.當加固層長度從1 200 mm增加到2 600 mm時，在彈性階段，剛度系數(shù)增加41%～60%；在屈服階段，剛度系數(shù)增加14%～49%.與彈性階段相比，剛度系數(shù)在屈服階段明顯降低.究其原因在于，在彈性階段，荷載比較小，受力體是由受壓區(qū)混凝土和受拉區(qū)混凝土、主梁鋼筋以及PVA-RFCC組成，故剛度增加較為明顯；在屈服階段，拉力主要由PVA-RFCC和主梁的受拉鋼筋共同承擔，鋼筋全部屈服，導致剛度的增加速率逐漸降低.

圖5 荷載-撓度曲線

圖6 剛度系數(shù)

表1為實驗梁的承載力和撓度結果.由表可知，加固層長度對梁的屈服荷載Py、極限荷載Pu和位移延性系數(shù)μ的影響不同.隨著加固層長度的增加，屈服荷載和極限荷載逐漸增大，較梁CB的最大增幅達100%和89%，而梁CRL1與梁CB性能基本相當.位移延性系數(shù)定義為極限位移Δu與屈服位移Δy的比值.隨著加固層長度的增加，位移延性系數(shù)逐漸下降；未進行全底面加固時，較梁CB的降低幅度約12%，進行全底面加固時，降低幅度高達52%.全底面加固導致位移延性系數(shù)大幅降低的原因在于，鋼筋網和鋼絲網的斷裂需釋放大量能量，縮短了力傳遞給剪力連接件和主梁鋼筋的時間，加快了主梁鋼筋的屈服，導致主梁在鋼筋屈服后快速失效.為了保證位移延性系數(shù)不大幅降低的情況下，極限荷載得到明顯改善，不建議進行全底面加固.同時，建議在進行構件加固設計時，綜合考慮承載力和位移延性系數(shù)2個因素.

表1 承載力與撓度的實驗結果

2.3 跨中截面應變

圖7為實驗梁跨中截面應變分布圖.由圖可知，在彈性階段，應變沿著梁高方向呈現(xiàn)出線性變化，符合平截面假定.開裂之后，應變沿著梁高方向呈現(xiàn)Z形分布，變化規(guī)律符合擬平截面假定[16].在混凝土開裂前，應變增長速率比較小，應變隨著荷載基本呈線性變化.當受拉區(qū)混凝土開裂以后，應變增長速率逐漸加快，截面不再符合擬平截面假定.PVA-RFCC應變大于混凝土應變，體現(xiàn)了PVA-ECC的多開裂和超高抗拉性能.當荷載為150 kN時，加固層長度為1 200 mm中的應變突然減小(見圖7(b))，這是因為加固層與主梁之間發(fā)生剝離破壞.

3 極限承載力分析

極限承載力分析時，混凝土的應力-應變本構關系根據(jù)《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010—2010)選取，為二次拋物線和水平線組成的曲線.鋼筋的應力-應變本構關系采用簡化的理想彈性-全塑性曲線，在鋼筋受拉屈服之前，鋼筋應力和應變成正比；鋼筋受拉屈服之后，鋼筋應力保持不變.圖8為PVA-ECC的應力-應變本構關系，是由雙直線段組成.極限承載力分析計算時，忽略加固層與主梁之間的滑移，忽略剪力連接件提供的剪力.梁的最終破壞形式為受壓區(qū)混凝土壓碎，鋼筋(絲)網屈服，PVA-RFCC達到極限拉應變.圖9為實驗梁橫截面的應力和應變分布圖.根據(jù)截面在水平方向內力之和為零的平衡條件可得

(a) CB

(b) CRL1

(c) CRL2

(d) CRL3

(e) CRL4

(1)

圖8 PVA-ECC應力-應變曲線

圖9 橫截面應力應變分布

截面上受壓區(qū)混凝土合力作用點Cc的力矩之和等于零，由此平衡條件可得

(2)

將實驗梁的具體參數(shù)代入式(2)，得到極限彎矩，除以力矩(700 mm)換算成極限承載力，結果見表2.

表2 極限承載力的實驗值與理論值對比

式(1)和(2)適用的對象是全底面加固的實驗梁，沒有考慮不同加固層長度對極限彎矩的影響.本文在進行極限承載力計算模型推導時，提出了一種等效計算方法，將l/L(00.5時，極限荷載增長速率變快.結合表2和圖10可知，理論值與實驗值吻合良好，說明該等效計算方法可以有效預測不同加固層長度的加固梁極限承載力.

圖10 Pu-l/L曲線

圖11為μ-l/L曲線.由圖可知，μ與l/L成三次函數(shù)關系(R2=0.993 4).當l/L<0.7時，曲線呈現(xiàn)出拋物線波動；當l/L>0.7時，曲線呈現(xiàn)出驟降趨勢.結合圖10和11可知，當l/L=0.9時，2條曲線相交，說明對梁進行加固時，不能只提高極限荷載，也需考慮改善位移延性系數(shù).綜合考慮極限承載力和位移延性系數(shù)，得出當l/L為0.5～0.7時，滿足位移延性系數(shù)在不大幅度降低的情況下，極限荷載能夠得到最大改善的要求.因此，加固設計時，建議將l/L值控制在0.5～0.7之間.結合實驗結果，得出本實驗最佳加固層長度為1 700 mm.

圖11 μ-l/L曲線

4 結論

1) 除了與梁CB的適筋破壞類似以外，加固梁發(fā)生以下3種破壞形式： 梁CRL1的破壞形式為加固層局部剝離；梁CRL2和CRL3的破壞形式為剪力連接件拉斷或拔出；梁CRL4的破壞形式為鋼筋網和鋼絲網斷裂.

2) 加固層長度對梁的極限荷載和位移延性系數(shù)影響不同.與未加固梁相比，當l/L<0.5時，極限荷載增長速率比較緩慢；當l/L>0.5時，極限荷載增長速率變快.當l/L<0.7時，位移延性系數(shù)呈現(xiàn)出拋物線波動；當l/L>0.7時，位移延性系數(shù)驟降.因此，矩形截面梁加固設計時，需要綜合考慮承載能力和位移延性系數(shù)兩個因素，建議l/L取值范圍為0.5～0.7.結合實驗結果，得出本實驗梁的最佳加固層長度為1 700 mm.

3) 理論值與實驗值吻合良好，驗證了所提出的等效計算方法的準確性，為后期不同加固層長度加固計算提供了理論參考.